UNIVERSIDAD NACIONAL AUTÓNOMA DE MÉXICO PROGRAMA DE MAESTRÍA Y DOCTORADO EN INGENIERÍA ENERGÍA – SOLAR FOTOTERMICA MONTAJE, PUESTA EN OPERACIÓN Y EVALUACIÓN PRELIMINAR DE UN SISTEMA DE AIRE ACONDICIONADO SOLAR TIPO HORIZONTAL OPERANDO CON LA MEZCLA NITRATO DE LITIO - AMONIACO. TESIS QUE PARA OPTAR POR EL GRADO DE: MAESTRO EN INGENIERÍA PRESENTA: LUIS ALBERTO DOMÍNGUEZ INZUNZA TUTOR PRINCIPAL DR. WILFRIDO RIVERA GÓMEZ FRANCO, INSTITUTO DE ENERGÍAS RENOVABLES MÉXICO, D. F. AGOSTO 2013 UNAM – Dirección General de Bibliotecas Tesis Digitales Restricciones de uso DERECHOS RESERVADOS © PROHIBIDA SU REPRODUCCIÓN TOTAL O PARCIAL Todo el material contenido en esta tesis esta protegido por la Ley Federal del Derecho de Autor (LFDA) de los Estados Unidos Mexicanos (México). 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TUTOR DE TESIS: Dr. Wilfrido Rivera Gómez Franco -------------------------------------------------- FIRMA 3 4 5 6 Contenido LISTA DE FIGURAS ................................................................................................................................. 8 RESUMEN ............................................................................................................................................... 12 INTRODUCCIÓN ......................................................................................................................................... 13 1.1.- INTERÉS POR EL TEMA ................................................................................................................................ 13 1.2.- SITUACIÓN ENERGÉTICA EN EL MUNDO ......................................................................................................... 13 1.3.- SITUACIÓN ENERGÉTICA EN MÉXICO ............................................................................................................ 15 1.4.- CONSUMO DE ENERGÍA POR CLIMATIZACIÓN DE AMBIENTE .............................................................................. 18 1.5.- CAMBIO CLIMÁTICO .................................................................................................................................. 19 1.6.- FUENTES RENOVABLES DE ENERGÍA .............................................................................................................. 21 1.6.1.- Energía del sol .............................................................................................................................. 23 1.7.- ANTECEDENTES DE LA REFRIGERACIÓN .......................................................................................................... 25 1.8.- REFRIGERACIÓN SOLAR .............................................................................................................................. 27 1.8.1.- Refrigeración solar eléctrica ........................................................................................................ 27 1.8.2.- Elementos termoeléctricos .......................................................................................................... 27 1.8.3.- Motor Stirling con paneles solares .............................................................................................. 28 1.8.4.- Máquinas termoacústicas ........................................................................................................... 28 1.8.5.- Refrigeración magnética ............................................................................................................. 28 1.8.6.- Refrigeración solar térmica ......................................................................................................... 28 1.8.7.- Refrigeración termomecánica .................................................................................................... 28 1.8.8.- Refrigeración por sorción ............................................................................................................ 29 1.8.8.1.- Absorción ............................................................................................................................................... 29 1.8.8.2.- Adsorción ............................................................................................................................................... 29 1.8.8.2.1.- Adsorción física .............................................................................................................................. 29 1.8.8.2.2.- Adsorción química ......................................................................................................................... 30 1.8.9.- Desecantes de refrigeración ........................................................................................................ 30 1.8.10.- Otras tecnologías ....................................................................................................................... 30 1.9.- REFRIGERACIÓN COMERCIAL NO CONVENCIONAL ............................................................................................ 31 1.10.- REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA ......................................................................................................................... 32 1.10.1.- Teóricos ...................................................................................................................................... 33 1.10.2.- Experimentales .......................................................................................................................... 35 1.11.- JUSTIFICACIÓN ....................................................................................................................................... 38 1.12.- OBJETIVOS ............................................................................................................................................ 39 1.12.1.- Objetivo general ........................................................................................................................ 39 1.12.2.- Objetivos específicos.................................................................................................................. 39 1.13.- METODOLOGÍA ...................................................................................................................................... 39 1.14.- ESTRUCTURA DE LA TESIS ......................................................................................................................... 40 MARCO TEÓRICO ....................................................................................................................................... 41 2.1.- PRIMERA LEY DE LA TERMODINÁMICA .......................................................................................................... 41 2.2.- SEGUNDA LEY DE LA TERMODINÁMICA .......................................................................................................... 42 2.3.- PROCESOS REVERSIBLES E IRREVERSIBLES ...................................................................................................... 45 7 2.4.- CICLO DE CARNOT ..................................................................................................................................... 45 2.5.- CICLO DE CARNOT INVERSO ........................................................................................................................ 48 2.6.- COEFICIENTE DE DESEMPEÑO ...................................................................................................................... 49 2.7.- CICLO IDEAL DE REFRIGERACIÓN POR COMPRESIÓN DE VAPOR ........................................................................... 50 2.8.- CICLO REAL DE REFRIGERACIÓN POR COMPRESIÓN DE VAPOR ............................................................................ 52 2.9.- REFRIGERACIÓN POR ABSORCIÓN ................................................................................................................ 54 2.9.1.- Clasificación de los sistemas de absorción .................................................................................. 55 2.10.- SISTEMA DE REFRIGERACIÓN POR ABSORCIÓN DE SIMPLE EFECTO .................................................................... 57 2.10.1.- Componentes y funcionamiento ............................................................................................... 58 2.11.- REFRIGERANTES ..................................................................................................................................... 61 2.11.1.- Selección del refrigerante .......................................................................................................... 61 2.12.- MEZCLAS REFRIGERANTE/ABSORBENTE ...................................................................................................... 63 2.12.1.- Mezcla amoniaco/nitrato de litio (NH3/LiNO3) ......................................................................... 67 DESCRIPCIÓN DEL EQUIPO ......................................................................................................................... 70 3.1.- DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA ................................................................................................................ 70 3.1.1.- GENERADOR ......................................................................................................................................... 71 3.1.2.- ABSORBEDOR ....................................................................................................................................... 73 3.1.3.- INTERCAMBIADORES DE PLACAS ........................................................................................................ 75 3.1.4.- VÁLVULAS DE ESTRANGULACIÓN .............................................................................................................. 78 3.1.5.- BOMBA ............................................................................................................................................... 79 3.1.6.- ESTRUCTURA ........................................................................................................................................ 80 3.1.7.- CONEXIONES...................................................................................................................................... 82 3.1.8.- INSTRUMENTACIÓN Y CONTROL ......................................................................................................... 85 3.1.8.1.- Sensores de temperatura ........................................................................................................... 87 3.1.8.2.- Sensores de presión ................................................................................................................... 89 3.1.8.3.- Sensores de flujo (flujometros) .................................................................................................. 91 3.1.8.4.- Sensores tipo Coriolis ................................................................................................................. 93 3.1.9.- SISTEMAS AUXILIARES ............................................................................................................................ 98 3.1.10.-PRUEBA DE HERMETICIDAD .................................................................................................................. 101 3.2.- PREPARACIÓN DE LA SOLUCIÓN ...................................................................................................... 103 3.3.- CARGA DE AMONIACO ..................................................................................................................... 106 3.4.- PROCEDIMIENTO DE CARGA DE SOLUCIÓN AL SISTEMA .................................................................. 108 3.5.- OPERACIÓN DEL SISTEMA ................................................................................................................ 109 3.5.1.- PREPARATIVOS PARA LA PUESTA EN MARCHA ........................................................................................... 110 3.5.2.- PROCEDIMIENTO DE ARRANQUE DEL SISTEMA ........................................................................................... 110 3.5.3.-PROCEDIMIENTO DE EQUILIBRIO TÉRMICO ................................................................................................ 111 3.5.4.- PROTOCOLO DE OPERACIÓN .................................................................................................................. 111 3.5.5.- PROCEDIMIENTO DE PARO ..................................................................................................................... 112 3.5.6.- PROTOCOLO EN CASO DE FUGAS ............................................................................................................. 112 3.5.7.- PROTOCOLO DE SEGURIDAD EN CASO DE CONTINGENCIAS ........................................................................... 113 EVALUACIÓN DEL EQUIPO EXPERIMENTAL .............................................................................................. 114 4.1. PROCEDIMIENTO DE EXPERIMENTACIÓN .......................................................................................... 114 8 4.2.- RESULTADOS EXPERIMENTALES ....................................................................................................... 115 4.2.1.- ANÁLISIS DE CADA UNO DE LOS COMPONENTES DEL SISTEMA ....................................................................... 117 4.2.1.1.- Generador ............................................................................................................................... 118 4.2.1.2.- Absorbedor ............................................................................................................................. 119 4.2.1.3.- Condensador ........................................................................................................................... 120 4.2.1.4.- Economizador ......................................................................................................................... 121 4.2.1.5.- Evaporador ............................................................................................................................. 122 4.2.1.6.- Presión dentro del sistema ..................................................................................................... 123 4.2.2.- DETERMINACIÓN DEL COP EXTERNO DEL SISTEMA. ................................................................................... 124 4.2.3.- DETERMINACIÓN DEL COP INTERNO DEL SISTEMA. .................................................................................... 130 4.2.4.- COMPARACIÓN ENTRE EL COPE Y EL COPI ..................................................................................... 132 4.3.- PROPAGACIÓN DE ERRORES .................................................................................................. 133 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ................................................................................................... 138 5.1 CONCLUSIONES ..................................................................................................................................... 138 5.2 RECOMENDACIONES.............................................................................................................................. 140 REFERENCIAS ........................................................................................................................................... 141 Lista de Figuras Figura 1. 1.- Consumo mundial de energía en 2011 (12274.6 Mtep). .............................................. 14 Figura 1. 2.- Reservas probadas en cada región y en el mundo a finales del 2011 (años). ............. 14 Figura 1. 3.- Estructura de la producción primaria de energía, 2011 (9,190.76 PJ). ..................... 16 Figura 1. 4.- Consumo final energético por sector y energético, 2011 (PJ). ................................... 17 Figura 1. 5.- Consumo de energía por acondicionamiento de ambiente en edificaciones (TWh). ... 18 Figura 1. 6.- Desglose del consumo energético por hogar en México (kWh). .................................. 19 Figura 1. 7.- Clasificación de las energías renovables de acuerdo a su origen. .............................. 21 Figura 1. 8.- Comparación entre la energía anual renovable y los requerimientos de energía primaria con el total existente de fuentes de energía convencional. ................................................ 22 Figura 1. 9.- Fuente y posibilidades de uso de energías renovables. ............................................... 22 Figura 1. 10.- Radiación mundial promedio (kW/m2). ...................................................................... 23 Figura 1. 11.- Radiación solar media diaria en México. .................................................................. 24 Figura 2. 1.- Representación esquemática de la máquina térmica. .................................................. 43 Figura 2. 2.- Componentes básicos de un sistema de refrigeración por compresión de vapor. ....... 44 Figura 2. 3.- Diagrama T-s del ciclo ideal de Carnot. ..................................................................... 46 Figura 2. 4.- Diagrama T-s del ciclo de Carnot inverso. ................................................................. 48 Figura 2. 5.- Esquema y diagrama T-s para el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor. ................................................................................................................................................ 51 Figura 2. 6.- Diagrama P-h para el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor. ........... 52 Figura 2. 7.- Diagrama T-s para el ciclo real de refrigeración por compresión de vapor. ............. 53 Figura 2. 8.- Opciones de conversión de energía solar para la refrigeración. ................................ 54 Figura 2. 9.- Criterio de clasificación para las máquinas de absorción. ......................................... 55 9 Figura 2. 10.- Componentes que sustituyen al compresor en un sistema de refrigeración solar por absorción. .......................................................................................................................................... 58 Figura 2. 11.- Diagrama Presión –Temperatura del ciclo de simple efecto por absorción. ............ 59 Figura 2. 12.- Determinación del COP máximo de un sistema de refrigeración por absorción. ..... 61 Figura 3. 1.- Laboratorio de Refrigeración y Bombas de Calor del IER. ........................................ 70 Figura 3. 2.- Dibujo representativo del generador y sus componentes. ........................................... 72 Figura 3. 3.- Diseño real del generador. .......................................................................................... 72 Figura 3. 4.- Dibujo representativo del absorbedor y sus componentes. ......................................... 74 Figura 3. 5.- Diseño real del absorbedor. ........................................................................................ 74 Figura 3. 6.- Intercambiadores de placas empleados en el sistema de aire acondicionado solar. .. 76 Figura 3. 7.- Distribución de los fluidos en un intercambiador de calor de placa plana con flujo contracorriente. ................................................................................................................................. 76 Figura 3. 8.- Condensador con entradas y salidas de ambas corrientes. ......................................... 77 Figura 3. 9.- Entras y salidas de los dos fluidos que maneja el evaporador. ................................... 77 Figura 3. 10.- Distribución de las entradas y salidas de los dos fluidos que maneja el economizador. ................................................................................................................................... 78 Figura 3. 11.- Válvulas de estrangulación empleadas en el sistema de aire acondicionado. .......... 79 Figura 3. 12.- Acoplamiento motor-bomba. ..................................................................................... 80 Figura 3. 13.- Diseño de la estructura que soporta los diferentes componentes que integran el sistema de aire acondicionado solar. ................................................................................................ 81 Figura 3. 14.- Trazado de líneas propuesto para la interconexión de componentes. ....................... 84 Figura 3. 15.- Sensores empleados para la medición de datos. De izquierda a derecha, sensor de temperatura, sensor de presión, sensor de flujo volumétrico y sensor de flujo másico. ................... 86 Figura 3. 16.- Distribución de los diferentes sensores en el sistema de refrigeración. .................... 86 Figura 3. 17.- Componentes necesarios para la calibración de los sensores de temperatura. ........ 87 Figura 3. 18.- Gráfica resistencia contra temperatura para el sensor de temperatura número 22, con su ecuación característica. ......................................................................................................... 88 Figura 3. 19.- Banco de calibración con los sensores montados, junto con el tanque de nitrógeno y el adquisidor de datos. ...................................................................................................................... 89 Figura 3. 20.- Gráfica intensidad contra presión para el sensor de presión número 1, con su ecuación característica. .................................................................................................................... 90 Figura 3. 21.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de presión. ................................ 91 Figura 3. 22.- Circuito de medición empleado para la calibración de los sensores de flujo volumétrico. ....................................................................................................................................... 92 Figura 3. 23.- Gráfica frecuencia contra flujo para el sensor de flujo número 2, junto con su ecuación característica. .................................................................................................................... 93 Figura 3. 24.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de flujo volumétrico. ................. 93 Figura 3. 25.- Gráfica intensidad contra flujo para el sensor de flujo másico número 2, junto con su ecuación característica. .................................................................................................................... 94 Figura 3. 26.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de flujo másico. ......................... 95 Figura 3. 27.- Tarjeta número uno con los sensores conectados. .................................................... 96 Figura 3. 28.- Tarjeta número dos con sus sensores conectados. .................................................... 97 Figura 3. 29.- Adquisidor de datos marca Agilent modelo 34972A. ................................................ 97 Figura 3. 30.- Programa de adquisición de datos creado en la plataforma VEE. ........................... 98 10 Figura 3. 31.- Chiller de 5 TR. .......................................................................................................... 99 Figura 3. 32.- Control de la resistencia eléctrica y bomba vertical. ................................................ 99 Figura 3. 33.- Tanque de almacenamiento de 700 litros acoplado al sistema de calentamiento. .. 100 Figura 3. 34.- Tanque de almacenamiento de agua a enfriar, junto con su resistencia eléctrica y bomba. ............................................................................................................................................. 101 Figura 3. 35.- Sistema presurizado a 10 bares en e absorbedor y 20 bares en el resto del sistema de aire acondicionado solar. ............................................................................................................... 102 Figura 3. 36.- Resultado final de la integración de los diversos componentes del sistema de aire acondicionado solar. ....................................................................................................................... 103 Figura 3. 37.- Área asignada para el secado de la sal y elementos necesarios para el proceso. .. 105 Figura 3. 38.- Elementos empleados para la carga de amoniaco. ................................................. 108 Figura 3. 39.- Bomba de vacio conectada y operando sobre el sistema de aire acondicionado. ... 108 Figura 3. 40.- Tanque de carga conectado e inyectando solución al absorbedor. ......................... 109 Figura 4. 1.- Perfil de temperaturas del generador en función del tiempo, con sus 5corrientes para un intervalo de medición de un minuto, con valores promediados. ................................................ 116 Figura 4. 2.- Perfil de temperaturas del generador con sus 5 corrientes para un intervalo de cinco minuto entre medición, con valores promediados. .......................................................................... 117 Figura 4. 3.- Perfil de temperaturas del generador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ......................................................................................................... 118 Figura 4. 4.- Perfil de temperaturas del absorbedor en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ..................................................................................................... 119 Figura 4. 5.- Perfil de temperaturas del condensador en función de tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ..................................................................................................... 120 Figura 4. 6.- Perfil de temperaturas del economizador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ........................................................................................ 121 Figura 4. 7.- Perfil de temperaturas del evaporador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ..................................................................................................... 122 Figura 4. 8.- Perfil de presiones en función del tiempo dentro del sistema, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. ......................................................................................................... 123 Figura 4. 9.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 80°C. ............................................................................ 125 Figura 4. 10.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 85°C. ............................................................................ 126 Figura 4. 11.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 90°C. ............................................................................ 127 Figura 4. 12.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 95°C. ............................................................................ 128 Figura 4. 13.- Comparación del COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para temperaturas constantes de generación de 80, 85, 90 y 95°C. .................................... 129 Figura 4. 14.- Comparación del COPE en función de la temperatura de generación, con temperaturas de condensación constante de 12, 14, 16, 18, 20, 22 y 24°C (Tcond ≈ Tabs). ......... 130 Figura 4. 15.- Comparación del COPI en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 80°C. .................................................... 131 11 Figura 4. 16.- Comparación del COP interno y externo en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 80°C. .............. 133 Lista de Tablas Tabla 1. 1.- Producción de energía primaria (PetaJoules). ............................................................. 15 Tabla 1. 2.- Características de los gases de efecto invernadero más importantes. .......................... 20 Tabla 1. 3.- Clasificación de los modelos por fabricante de equipos de absorción según el ciclo de trabajo y el tipo de accionamiento. ................................................................................................... 31 Tabla 1. 4.- Principales características de los equipos de absorción por compañía. ...................... 32 Tabla 2. 1.- Características y comparación de diferentes fluidos de trabajo para los sistemas de absorción. .......................................................................................................................................... 66 Tabla 2. 2.- Propiedades y características físicas del NH3. .............................................................. 67 Tabla 2. 3.- Propiedades y características físicas del LiNO3. .......................................................... 68 Tabla 3. 1.- Condiciones de diseño para operación. ........................................................................ 73 Tabla 3. 2.- Condiciones de diseño ................................................................................................... 75 Tabla 3. 3.- Diferentes conexiones utilizadas en la interconexión del sistema de refrigeración. ..... 82 Tabla 3. 4.- Componentes que integran la instrumentación y control del sistema. .......................... 85 Tabla 3. 5.- Ejemplo de la tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores de temperatura. ............................................................................................................. 88 Tabla 3. 6.- Tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores. ........................................................................................................................................................... 90 Tabla 3. 7.- Ejemplo de la tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores de flujo. ......................................................................................................................... 92 Tabla 3. 8.- Datos de la simulación interna del coriolis 2. ............................................................... 94 Tabla 3. 9.- Ecuaciones de calibración de los sensores de medición. .............................................. 95 Tabla 3. 10.- Datos de la sal durante la primer tanta de horneado................................................ 106 Tabla 3. 11.- Datos de la sal durante la segunda tanta de horneado. ............................................ 106 Tabla 4. 1.- Error asociado al COPE para cada corrida experimental reportada, en función de los valores de los sensores de medición. .............................................................................................. 136 12 Resumen En la presente tesis realizó el montaje, puesta en operación y evaluación preliminar de un sistema de enfriamiento solar tipo horizontal operando con la mezcla nitrato de litio-amoniaco (LiNO3- NH3). La elección de la mezcla de trabajo que se eligió, presenta un enorme potencial para los sistemas de enfriamiento solar. Dicha mezcla se propuso debido a los pocos trabajos, tanto teóricos como experimentales, que han estudiado esta mezcla. Para llevar a cabo la evaluación del sistema de refrigeración se requirió de 15.84 kg de solución a la concentración del 50%. Dicha evaluación fue llevada a cabo en el Laboratorio de Refrigeración y Bombas de Calor del Instituto de Energías Renovables de la UNAM. Los compontes fundamentales que integran el sistema de aire acondicionado solar son básicamente un absorbedor y generador tipo horizontal de coraza y tubos, un condensador, un evaporador y un economizador de placa plana, una bomba de solución y dos válvulas de estrangulación. El sistema operó de manera continua ya que se llevan a cabo los procesos de absorción y generación al mismo tiempo. El sistema de refrigeración tuvo que ser instrumentado para poder llevar a cabo la evaluación de su comportamiento, utilizando sensores de temperatura, de presión y de flujo másico, los cuales fueron colocados a la entrada y salida de cada componente que integra el sistema. Las pruebas experimentales se llevaron a cabo variando la temperatura de generación en el rango de 80 a 95 °C y variando la temperatura de condensación en el rango de 12 a 24 °C. Los resultados obtenidos a partir de la evaluación mostraron que fue posible alcanzar una temperatura mínima de 15°C, en la corriente de refrigerante, con lo cual se logró disminuir la temperatura del agua hasta 6°C aproximadamente. Con las mediciones registradas, a partir de los sensores, fue posible la realización del cálculo de los coeficientes de operación internos (COPI) y externos (COPE). El sistema de refrigeración obtuvo un COPE máximo de 0.29 para una temperatura de condensación de 12°C y una temperatura de generación de 79.5°C, mientras que el COPE mínimo fue de 0.10 para una temperatura de condensación de 24°C y una temperatura de generación de 95.12°C. Por su parte, el COPI máximo que se obtuvo fue de 0.69 a las condiciones de condensación de 12°C y generación de 95.12°C. A partir de estos cálculo fue posible realizar las conclusiones finales y dar las recomendaciones para futuros trabajos en el sistema. 13 Capítulo I Introducción Este capítulo comienza exponiendo el interés por el tema, seguido de una revisión del panorama en México y en el mundo sobre el consumo energético. Se habla de la refrigeración solar y las tecnologías actuales que existen implementando las fuentes renovables de energía para su accionamiento, así como una pequeña fuente de datos sobre los equipos comerciales de sorción que existen en el mercado. Se lleva a cabo la revisión bibliográfica de los temas afines al desarrollo de esta tesis, se explica la justificación del tema y los objetivos necesarios para poder concluir dicha investigación. Se finaliza el capítulo presentando la estructura del trabajo a realizar en los próximos capítulos. 1.1.- Interés por el tema Desde hace algunos años, es reconocida la creciente influencia que tiene la energía como detonante en el crecimiento económico. La gran mayoría de las actividades que se desempeñan en la vida diaria están interrelacionadas de una u otra forma con el aprovechamiento de los hidrocarburos y la electricidad. Los países desarrollados son los que más energía consumen y por ende, son grandes generadores de contaminantes [1]. El desarrollo conlleva a la utilización de un mayor número de equipos de refrigeración, sobre todo en zonas cálidas, en su mayoría accionados por energía eléctrica. Energía, en su mayoría derivada de combustibles fósiles, precursora de gases de efecto invernadero (GEI) como lo son el bióxido de carbono (CO2). En este marco, la implementación de sistemas de refrigeración por absorción, es una buena medida para disminuir las emisiones de CO2, ya que dichos sistemas pueden utilizar calor residual o energías renovables para su operación. Además, emplean refrigerantes naturales que poseen un impacto nulo sobre el medio ambiente [2]. 1.2.- Situación energética en el mundo El consumo mundial de energía primaria en el año 2011 finalizó en 12274.6 millones de toneladas equivalentes de petróleo (Mtep). El petróleo sigue siendo el combustible más importante del mundo, representó el 33.1% del consumo mundial de energía. La participación del carbón en el mercado fue de 30.3% la más alta desde 1969. La contribución del gas natural, hidroelectricidad, energía nuclear y renovable fue de 23.7%, 6.4%, 4.9% y 1.6% respectivamente (figura 1.1) [3]. Figura 1. 1.- Cons El carbón sigue siendo el petróleo y las reservas de gas natu países que no son miembros Económicos (OCDE) poseen la m mientras que los países de la OCD de petróleo (83.576 miles de barri de m 3 ) continua como hasta fina beneficiarían durante 54.2, 63.2 y Figura 1. 2.- Reservas proba 23.7% 6.4% 4.9% 1.6% umo mundial de energía en 2011 (12274.6 Mtep). combustible fósil más abundante en el planeta, a p ral han aumentado significativamente a lo largo de de la Organización para la Cooperación y ayoría de las reservas probadas de todos los combu E poseen una mayor reserva de carbón. Si la produ les diarios), carbón (3955.5 Mtep) y gas natural (3 les del año 2011, las reservas probadas de cada uno 112 años respectivamente (figura 1.2). das en cada región y en el mundo a finales del 2011 33.1% 30.3% Petróleo Carbón Gas Natural Hidroelectricidad Energía Nuclear Renovables 14 esar de que el los años. Los el Desarrollo stibles fósiles, cción mundial 276.2 billones de ellos nos (años). 15 Por su parte, las fuentes renovables de energía obtuvieron resultados mixtos en el año 2011. La producción mundial de biocombustibles se estancó, creciendo sólo un 0.7% o 10,000 barriles equivalentes de petróleo por día, el crecimiento anual más débil desde el año 2000. Tal crecimiento hace referencia a la desaceleración de la producción en Estados Unidos y a la baja producción brasileña debido a una pobre cosecha de azúcar. En cambio, la energía renovable utilizada en la generación de energía creció por encima de la media anual (17.7%), impulsado por el fuerte crecimiento de la energía eólica (25.8%), que representó más de la mitad de la generación de energía renovable por primera vez. Estados Unidos y China una vez más representaron los mayores incrementos en la generación eólica. La generación de energía solar creció aún más rápidamente (86.3%), pero partiendo de una base más pequeña. En total las energías renovables representaron el 1.6% del consumo mundial de energía, frente al 0.7% del año 2001. Los cinco países que mayor consumo de energía tuvieron fueron: China con el 21.3% del total, Estados Unidos con el 18.5%, Rusia con el 5.6%, India con el 4.6% y Japón con el 3.9%. Solos estos países demandaron más de la mitad de energía producida en el planeta, lo que nos confirma que el mayor consumo de energía viene de los países desarrollados [3]. 1.3.- Situación energética en México En México la producción nacional de energía primaria en el año 2011 finalizó en 9,190.76 PJ (Tabla 1.1). Las reservas de hidrocarburos siguen siendo la principal fuente de energía para el país. El mayor aporte de energía vino del petróleo, seguido por el gas natural y el carbón con el 64.56%, el 23.04% y el 3.17% respectivamente. La energía restante provino de otras fuentes como la energía nuclear, condensados y energía renovable (figura 1.3) [4]. Tabla 1. 1.- Producción de energía primaria (PetaJoules). 2010 2011 Variación porcentual 2011/2010 Estructura porcentual 2011 Total 9,250.71 9,190.76 -0.65 100 Carbón 241.28 290.96 20.59 3.17 Hidrocarburos 8304.34 8151.63 -1.84 88.69 Petróleo crudo 6008.64 5933.53 -1.25 64.56 Condensados 92.51 100.38 8.50 1.09 Gas natural 2203.19 2117.72 -3.88 23.04 16 Energía nuclear 63.94 106.39 66.39 1.16 Renovables 641.14 641.78 0.10 6.98 Hidroenergía 132.26 130.56 -1.29 1.42 Geoenergía 149.94 149.29 -0.43 1.62 Energía solar 4.91 5.86 19.40 0.06 Energía eólica 4.46 5.93 33.08 0.06 Biogás 1.3 1.47 13.35 0.02 Biomasa 348.28 348.67 0.11 3.79 Bagazo de caña 88.97 90.58 1.81 0.99 Leña 259.31 258.09 -0.47 2.81 El consumo final de energía en México representó el 54.34% de la producción de energía primaria. Tal cantidad es la suma del consumo no energético y el consumo energético. El consumo no energético hace referencia aquellos productos derivados del petróleo, principalmente, que se utilizan como insumos para la producción de diferentes bienes como plásticos, solventes, polímeros, caucho, entre otros. Por su parte el consumo energético se refiere a los combustibles primarios y secundarios (carbón, gasolinas, naftas, electricidad, entre otras) utilizados para satisfacer las necesidades de energía de los sectores residencial, comercial y público, transporte, agropecuario e industrial (figura 1.4). Figura 1. 3.- Estructura de la producción primaria de energía, 2011 (9,190.76 PJ). De la figura 1.4 se puede determinar que la electricidad es el segundo energético de mayor Petróleo 64.56% Carbón 3.17% Gas Natural 23.04% Condensados 1.09% Energía Nuclear 1.16% Hidroenergía 1.42% Geoenergía, Solar y Eólica 1.74% Biomasa y Biogas 3.81% Renovable 6.98% 17 consumo dentro de los sectores, solo detrás de las gasolinas y naftas. En México, 63.4% de la capacidad efectiva de generación eléctrica estuvo basada en hidrocarburos, el 10.2% en carbón, el 2.6% en energía nuclear y el 23.8% en energía renovable (incluyendo las hidroeléctricas) totalizando en una capacidad efectiva de 52,511MW [4]. Figura 1. 4.- Consumo final energético por sector y energético, 2011 (PJ). México enfrenta un gran reto debido a que el petróleo en el futuro tendrá que venir de yacimientos cuya complejidad supera por mucho la que se ha presentado hasta ahora. Para enfrentarlo con éxito, se requerirá de un gran esfuerzo orientado a incrementar la capacidad de ejecución y de inversión, así como adoptar nuevas tecnologías adecuadas para la explotación de los yacimientos [1]. La temporalidad de las reservas probadas de hidrocarburos ascienden a una relación reserva-producción de 9.9 años a 2009, mientras que dicha relación para las probadas y posibles, fue de 19.9 y 30 años respectivamente. Por lo tanto es muy importante, tomar acciones necesarias para que la utilización de estos energéticos sea de lo más eficiente, que se aproveche íntegramente, que no se desperdicie y que se avance en la utilización de equipos y tecnologías modernas. La inclusión de fuentes renovables de energía es otra vía que puede reducir parcialmente la presión sobre los recursos naturales, al 18 contribuir reduciendo los riesgos asociados con la volatilidad de precios de los combustibles fósiles, y disminuir proporcionalmente la contaminación. 1.4.- Consumo de energía por climatización de ambiente En México, durante 2008, se consumieron aproximadamente 34 TWh por acondicionamiento de ambiente en edificaciones. El consumo se concentra en el sector residencial, el cual representa el 81% del uso de energía para acondicionamiento de ambiente. El resto del consumo, representando por el 19%, se realiza principalmente en edificaciones comerciales y del sector público [5]. El consumo de energía por acondicionamiento de ambiente tiene una distribución geográfica diferente en cada uno de los sectores. En concreto, el consumo del sector residencial se concentra en las regiones geográficas con clima cálido, mientras que el consumo del sector comercial y público ocurre en la totalidad de las regiones del país, pues estas edificaciones frecuentemente cuentan con equipos de acondicionamiento de ambiente. Aunque el uso de equipos de acondicionamiento de ambientes, representa aproximadamente el 12% del uso de energía en edificios, es pequeño en comparación con otros países (ej. Estados Unidos donde representa el 50%), existe un potencial importante de crecimiento conforme la medida del ingreso per cápita aumente. La figura 1.5 presenta la proporción de energía consumida para acondicionamiento de ambiente en edificaciones, así como la distribución de los equipos utilizados [5]. Figura 1. 5.- Consumo de energía por acondicionamiento de ambiente en edificaciones (TWh). 19 En el hogar típico mexicano se consume alrededor de 8.735 kWh por año, y los equipos que representan el mayor consumo de energía son: estufa, calentadores de agua, refrigeradores y equipos de acondicionamiento de aire. Los dos últimos equipos son responsables, aproximadamente, del 40% de consumo de electricidad en el sector residencial en México. La figura 1.6 muestra el desglose del consumo promedio de energía en un hogar mexicano. El consumo se concentra en dos tipos de combustibles: GLP y electricidad [5]. Figura 1. 6.- Desglose del consumo energético por hogar en México (kWh). Se estima que hoy en día solo el 20% del total de los hogares en México cuenta con sistemas de acondicionamiento de aire, mientras que en algunas regiones de Estados Unidos alcanza el 95% de penetración. Esto es indicativo del potencial que existe en el incremento del consumo de energía por acondicionamiento de ambiente en edificaciones [5]. 1.5.- Cambio climático Aunque el petróleo y sus derivados no sólo han permitido impulsar la industria sino que, con los recursos obtenidos de su explotación, ha sido posible financiar una parte importante del desarrollo económico y social, la producción de energía mediante combustibles fósiles, la agricultura, el uso de tecnologías industriales atrasadas y la deforestación, entre otros factores, han provocado un aumento en la concentración de los GEI en la atmósfera. El 80% del consumo mundial de energía proviene de combustibles fósiles [6], cuya quema 20 genera principalmente CO2, principales causantes del efecto invernadero. Aparte del CO2 existen otras sustancias que son causantes del efecto invernadero. El metano (CH4), los hidrofluorocarburos (HFCs), ozono (O3) y oxido nitroso (N2O) son alguno de ellos. Aunque la concentración de estos elementos en la atmosfera es considerablemente baja, en comparación con el CO2, poseen una potencia mayor como agentes causantes del efecto invernadero [7]. Por ejemplo, el potencial de efecto invernadero del metano es 23 veces mayor al del CO2. Esto significa que 1 kg de metano causa el mismo daño que 23 kg de CO2 (tabla 1.2). Curiosamente, la cría de ganado, la biomasa en descomposición y el cultivo de arroz son las actividades agrícolas que producen más metano, por encima de la extracción de gas natural y carbón [7]. Otro de los gases de efecto invernadero es el oxido nitroso (gas de la risa) que se crean a través de la agricultura debido a un uso excesivo de fertilizantes nitrogenados. En general, la agricultura contribuye alrededor del 15% del efecto invernadero causado por el hombre [7]. Tabla 1. 2.- Características de los gases de efecto invernadero más importantes. Dióxido de carbón Metano Hidrofluorocarburos Ozono Oxido Nitroso Notación química CO2 CH4 diversos O2 N2O Concentración en la atmosfera en ppm 385 1.77 <0.01 0.034 0.32 Concentración en el año 1750 en ppm 280 0.75 0 0.025 0.27 Incremento anual en la concentración 0.4% 0.4% variado 0.5% 0.25% Potencial de efecto invernadero comparado con el CO2 1 23 >1000 >1000 296 Duración en la atmosfera (años) 5-200 12 variado <0.1 114 Causante del efecto invernadero 56% 16% 11% 12% 5% Los HFCs son a menudo utilizados como sustitutos de los clorofluorocarburos (CFCs). Los CFCs se utilizaron como refrigerantes en los sistemas de acondicionamiento de aire y refrigeradores. Estos no solo contribuyeron al efecto invernadero sino que también dañaron la capa de ozono. Como resultado, en el Protocolo de Montreal se estipula el fin de la producción de CFC en todo el mundo, lo que permite largos periodos de transición. En comparación con los CFCs los HFCs son sustancias que ya no utilizan cloro como ingrediente. Aunque esto significa que ya no pueden dañar la capa de Ozono, los HFCs todavía son un problema para el efecto invernadero. 21 Ejemplo de ellos es el agente refrigerante R404A que tiene un potencial de efecto invernadero específico de 3260. Por lo tanto, 1 kg de R404A es tan dañino como 3,26 toneladas de CO2 [7]. El hecho de tomar medidas para el ahorro de energía es enormemente importante para poner un freno al incremento de la demanda de energía en el mundo. Sin embargo, está claro que no hay manera de detener el cambio climático por completo. Por lo tanto, solo la determinación y las medidas adecuadas podrán mantener las consecuencias del cambio climático dentro de un límite manejable, y en gran medida, salvaguardar el medio ambiente. 1.6.- Fuentes renovables de energía Las fuentes renovables de energía son aquellas que se obtienen de medios naturales virtualmente inagotables, ya sea por la inmensa cantidad de energía que contienen, o porque son capaces de regenerarse naturalmente. Los fenómenos naturales convierten parte de la energía solar en otras formas de energía renovable, tales como el viento, la biomasa y energía hidráulica. En suma a éstas formas de energías, también somos capaces de utilizar el calor natural de la tierra, así como la energía derivada del movimiento relativo de la luna y los planetas. Una clasificación de las energías renovables de acuerdo a su origen se muestra en la figura 1.7. Figura 1. 7.- Clasificación de las energías renovables de acuerdo a su origen. Las fuentes renovables son el origen de la energía más abundante en la tierra. La figura 1.8 muestra una comparación entre la energía anual renovable y los requerimientos de energía primaria Fuentes de energía renovable Energía del sol - Radiación solar - Energía eólica - Biomasa - Energía hidráulica Calor natural de la tierra - Energía geotérmica Movimiento relativo de la luna y los planetas - Energía mareomotriz - Corrientes oceánicas - Energía de las olas 22 con el total existente de fuentes de energía convencional (petróleo, gas natural, uranio, carbón) [7]. Figura 1. 8.- Comparación entre la energía anual renovable y los requerimientos de energía primaria con el total existente de fuentes de energía convencional. Existen muchas discusiones acerca de las energías renovables y ver si éstas podrán cubrir nuestras necesidades energéticas, aun teniendo en cuenta que la variedad de la posible utilización de las energías renovables es enorme. Pero una rápida mirada a los hechos que acabamos de mencionar muestra que estas dudas con seguridad pueden ser dejadas de lado ya que existe potencial de sobra para poder ser aprovechado. Un ejemplo de ellos son las diferentes técnicas de conversión que se pueden utilizar, para proporcionar casi cualquier cantidad de electricidad, calefacción o combustible deseada (Figura 1.9) [7]. Figura 1. 9.- Fuente y posibilidades de uso de energías renovables. 23 Como sabemos, las reservas de combustibles fósiles son finitas, cada vez es más difícil encontrar yacimientos y su extracción se complica. Por lo tanto, es eminente que tendremos que migrar a nuevas tecnologías que logren la sustentabilidad energética y en este ámbito las fuentes de energía renovables serán pieza fundamental. 1.6.1.- Energía del sol Cada año el sol irradia 1.5x1018 kWh de energía hacia la Tierra, de la cual la atmosfera absorbe alrededor del 30% de esta energía, pero más de 1x1018 kWh son capaces de llegar a la superficie de la Tierra. Además, la cantidad de energía que llega a la superficie cada año, por parte del sol, es 8000 veces mayor que los requerimientos de energía primaria en el mundo (la demanda actual de energía primaria en el mundo es alrededor de 125x1012 kWh). Por lo que solo se necesitaría alrededor de una hora de energía solar para cubrir todas las necesidades energéticas del mundo por todo un año [7]. La potencia de la radiación sobre el planeta varía según la latitud y la altitud del lugar (figura 1.10), el momento del día, las condiciones atmosféricas y climatológicas [8]. Figura 1. 10.- Radiación mundial promedio (kW/m2). México está ubicado en el cinturón solar del planeta, lo que propicia tener una gran incidencia de energía solar en la gran mayoría del territorio nacional. La zona norte del país es la 24 más beneficiada con una radiación media anual, aproximada, de 5 kWh/m2 por día (Figura 1.11). El potencial que posee México lo hace uno de los países a nivel mundial ideal para el aprovechamiento masivo de esta fuente de energía, sin embargo hasta ahora ha sido poco aprovechado. Por ejemplo, posee aproximadamente 17.6 m 2 por cada mil habitantes de colectores solares planos instalados [8- 4]. Figura 1. 11.- Radiación solar media diaria en México. En general, el aprovechamiento de la energía solar se puede dar por medio de dos tecnologías: la solar térmica y la solar fotovoltaica. La energía solar fotovoltaica se diferencia de la solar térmica, al captar la radiación solar y convertirla directamente en electricidad en lugar de calor. La industria fotovoltaica es una de las de más rápido crecimiento a nivel mundial duplicando su producción cada dos años. La telefonía rural, las antenas de comunicación, las boyas marítimas, los señalamiento de tránsito en las carreteras, entre otros, son algunas de las aplicaciones de las celdas fotovoltaica respaldadas con baterías [8]. La tecnología solar térmica empezó en el siglo XVIII con el invento de la “caja caliente”, estudiada por Horace de Saussure, que al ponerla bajo el sol logró medir temperaturas interior próximas a los 120 °C, todo ello gracias a las propiedades del vidrio que logra crear un efecto invernadero. El concepto de “caja caliente” es la base de uno de los dispositivos solares más utilizados hoy en día: el colector solar plano [8]. 25 Los principales usos de la energía solar térmica son: el calentamiento de agua residencial, el secado de productos agrícolas, la generación de electricidad entre otras. Una aplicación nada obvia de los colectores solares térmicos es la refrigeración y el aire acondicionado solares. Aunque resulte sorprendente, se puede producir enfriamiento usando el calor del Sol. De hecho, mientras más calor solar se tenga y mayor sea la temperatura que se alcance en el colector solar, más frío se puede producir con el refrigerador. Todas estas aplicaciones se caracterizan por los diferentes requerimientos de temperaturas para lograr su objetivo, que van desde los 20 a los 2000 °C aproximadamente [8]. En contraste con fuentes de energía como los combustibles fósiles, que dependen de recursos limitados y acarrean importantes impactos ambientales, la energía solar se recibe de manera natural en todo el globo terráqueo, y su utilización no implica la destrucción del entorno. Lejos de ser una opción ingenua y poco costeable, la energía solar es una de las pocas opciones realistas. Lo ingenuo es pensar que podemos sostener una sociedad que está acabando con sus fuentes de energía y su entorno, sin preocuparnos por lo que ocurrirá después. 1.7.- Antecedentes de la refrigeración La necesidad de conservación de alimentos es lo que ha llevado al hombre a desarrollar sistemas de refrigeración, aumentando posteriormente sus aplicaciones a la climatización, la congelación, el enfriamiento, la criogenia así como la producción de materias primas y productos terminados. El arte de la refrigeración basado en el hielo natural es muy antiguo y se practicó mucho antes de construirse cualquier máquina térmica. Los griegos y los romanos construían pozo en las laderas de los bosques en los cuales depositaban la nieve o el hielo recolectado. Estos pozos eran cubiertos con paja y tablas, que aislaban el hielo del calor exterior, así conservaban el hielo preparado para ser usados en épocas de mayor calor. Otros escritos antiguos describen cómo los egipcios, hindúes y otros pueblos, empleaban procedimientos para producir hielo artificialmente. Ellos llenaban vasijas poco profundas de arcilla porosa con agua y las colocaban sobre gruesos lechos de paja durante la noche. Si las condiciones atmosféricas eran favorables: frío, aire seco y una noche sin nubes, la pérdida de calor, debida a la evaporación nocturna, originaba la formación de finas capas de hielo en la superficie. La implementación de mezclas refrigerantes se puede considerar como una etapa posterior a 26 la producción de frío natural y precursora del frío artificial. La primera mezcla que se uso fue nieve con salitre, en el siglo IV, para la elaboración de una bebida llamada sorbete. Estas mezclas permitieron experimentos a bajas temperaturas y así, en 1715, utilizando una mezcla de nieve y nitrato amónico, Fahrenheit estableció el cero de su termómetro; en 1760 von Braun congeló el mercurio a -40°C. En el siglo XIX numerosos científicos como: Von Karsten en 1840, Hanemann en 1864, Rüdorff en 1869, Pfandler en 1875 y Brendel en 1892 estudiaron las leyes que rigen las mezclas frigoríficas, así como las mezclas de hielo y sal común, que permiten disminuir la temperatura hasta -20°C, las cuales emplearon con corrientemente de aire para congelar productos alimenticios. Estos métodos sin embargo, son discontinuos y de capacidad muy limitada, por lo que no se puede hablar de refrigeración hasta la invención de los métodos continuos. A pesar de que los primeros intentos de obtener frío mecánico fueron por evaporación de un líquido volátil, la primera máquina realmente operativa fue de expansión de aire. Por este motivo se denomina máquina frigorífica de compresión. Fue el ingeniero americano Jacob Perkins quien en agosto de 1834 obtuvo una patente, en Estados Unidos, por una máquina de compresión para congelamiento de agua que trabajaba en un ciclo cerrado. La máquina empleaba éter el cual hervía en un evaporador, a baja temperatura y presión. El vapor de éter obtenido se comprimía y condensaba a mayor temperatura y presión; finalmente, el éter líquido del condensador se introducía, a través de una válvula de expansión, dentro del evaporador, donde la temperatura descendía de nuevo a su valor inicial, completando el ciclo. Fue el primer aparato impulsado mecánicamente, capaz de fabricar cantidades de hielo importantes. Sin embargo, su máquina no tuvo éxito comercialmente. La idea Perkins para la producción de hielo por evaporación de un líquido, a baja temperatura y baja presión, y posterior condensación del vapor obtenido, a alta temperatura y alta presión, es la base de los actuales ciclos de compresión de vapor. Se considera que la primera máquina de refrigeración que funcionó comercialmente con éxito fue la de John Gorrie. La máquina de Gorrie difería de la de Perkins en el hecho de que funcionaba con un ciclo de aire y el fluido no sufría cambio de fase. La refrigeración por expansión de aire ha sido usada con buenos resultados durante muchos años, particularmente en los buques. 27 Cabe señalar que al principio y durante muchos años, los escépticos opinaron que la refrigeración artificial jamás se convertiría en una industria importante. Ellos se basaban en creer que la recolección de hielo en los lagos y ríos durante la temporada invernal, para almacenarlo y usarlo en el verano, sería siempre suficiente para cualquier necesidad frigorífica. A pesar de esta predicción, la práctica de acumular hielo ha desaparecido, mientras que la industria de la refrigeración y acondicionamiento de ambientes ha adquirido enormes proporciones en todo el mundo. 1.8.- Refrigeración solar Aunque existen bastantes tecnologías desarrolladas y consolidadas para el área de refrigeración, la base de la presente tesis esta fuera de la implementación de éstas, y se centra en la desarrollo de un sistema de refrigeración solar. Por lo descrito anteriormente, a continuación se da una visión general de las diferentes tecnologías que están disponibles para ofrecer refrigeración a partir de energía solar [9]. 1.8.1.- Refrigeración solar eléctrica Un sistema eléctrico de refrigeración solar es aquel que se compone principalmente de paneles fotovoltaicos y un dispositivo de refrigeración eléctrica. La mayor ventaja de utilizar paneles solares para la refrigeración, es una construcción simple y un elevado rendimiento total cuando se combina con un sistema de compresión de vapor convencional. El COP de estos sistemas de refrigeración varía desde 1.1 hasta 3.3 para diferentes temperaturas del evaporación entre -5 y 15°C y temperaturas del condensación entre 45 y 61°C. Hay varios retos a superar en la comercialización este tipo de sistemas. En primer lugar, los sistemas deben estar equipados con algún medio para hacer frente a la tasa de producción de energía eléctrica que varía con el tiempo. Por ejemplo, respaldo de por medio de baterías, el uso mixto de energía solar y de la red de electricidad o un compresor de capacidad variable. En segundo lugar, el precio de un panel solar fotovoltaico debe reducirse aún más para competir con otras tecnologías de refrigeración solar. 1.8.2.- Elementos termoeléctricos Éste es otro tipo de sistemas que utilizan paneles solares para llevar a cabo la refrigeración. Puesto que no poseen piezas móviles ni utilizan refrigerantes, puede ser de tamaños muy pequeño. Estos sistemas se han empleado en el enfriamiento de chips electrónicos, neveras portátiles y en las aplicaciones espaciales como satélite y naves espaciales, donde el tamaño físico de un sistema de refrigeración es extremadamente limitado. Sin embargo, el COP de estos sistemas es actualmente 28 muy bajo, van desde 0.3 a 0.6. 1.8.3.- Motor Stirling con paneles solares Un motor Stirling es otra tecnología que se puede adecuar a paneles solares para refrigeración. Pero desafortunadamente, hay muchas dificultades prácticas para el desarrollo de un eficiente refrigerador o aire acondicionado Stirling. Los principales problemas que se tiene son COP bajos y una potencia limitada, debido a la deficiente transferencia de calor entre los fluidos de trabajo (principalmente helio) y el ambiente. 1.8.4.- Máquinas termoacústicas Aunque un sistema termoacústico, accionado eléctricamente, tiene una construcción muy simple, sin partes móviles, la potencia de refrigeración es baja y no se ha informado de la máquina con una capacidad bastante grande para aire acondicionado. Además, las eficiencias de los sistemas de refrigeración termoacústicos son más bajos que los de los sistemas de compresión de vapor. 1.8.5.- Refrigeración magnética Esta tecnología aunque ha sido utilizado durante mucho tiempo en la criogenia, es también una posibilidad recientemente para refrigeración. Aunque posee un gran potencial, para poder superar la tecnología convencional de compresión de vapor, el coste de material magnético para su operación es excesivamente caro (1830 dlls/kW de enfriamiento) para una aplicación práctica. 1.8.6.- Refrigeración solar térmica Los sistemas solares térmicos se encargan de transforman la energía del sol en energía térmica, la cual es utilizada por una máquina de sorción para llevar a cabo el efecto refrigerante. Los sistemas de captación más empleados, para la trasformación de la energía, son los colectores solares de placa plana, de tubos evacuados y los concentradores solares. 1.8.7.- Refrigeración termomecánica En un sistema de refrigeración solar termomecánico los principales componentes que lo conforman son: un colector solar, un motor térmico y el sistema de refrigeración accionado por un compresor mecánico. La energía del sol es captada por el colector solar y transformada a energía térmica, esta energía es la fuente de operación para el motor térmico, el cual logra transformarla en energía mecánica para poder operar el compresor del sistema de refrigeración. El ciclo Rankine de potencia y el motor Stirling, son las máquinas térmicas empleadas para la transformación de energía térmica 29 a mecánica. Para que un sistema de refrigeración solar termomecánico pueda ser competitivo, la combinación entre colector solar y motor térmico, debe ser de al menos comparable a un panel solar eléctrico en términos de precio. Sin embargo, haciendo esta valoración, un sistema de refrigeración solar termomecánico es probablemente más costoso que un sistema eléctrico de refrigeración solar. 1.8.8.- Refrigeración por sorción La refrigeración por sorción utiliza la atracción física o química entre un par de sustancias para producir el efecto de refrigerante. Un sistema de sorción tiene la capacidad única de transformar la energía térmica directamente en energía de refrigeración. Entre el par de sustancias, la sustancia con menor temperatura de ebullición se llama sorbato y la restante sorbente. El sorbato es quien desempeña el papel de refrigerante. El componente donde tiene lugar la sorción se denota como absorbedor y aquel en el que tiene lugar la desorción se denota como generador. 1.8.8.1.- Absorción La absorción se refiere al proceso de sorción donde un sorbente líquido o sólido absorbe moléculas de refrigerante en su interior y cambia física y/o químicamente en el proceso. Estas máquinas requieren una entrada eléctrica muy baja o nula y, para la misma capacidad, las dimensiones físicas de la máquina de absorción son más pequeñas que las de adsorción debido a la alta coeficiente de transferencia de calor del absorbente. Además, la fluidez de la absorbente da una mayor flexibilidad en la realización de una máquina más compacta y/o eficiente. La tecnología actual puede proporcionar máquinas de absorción con COP que van de 0,3 a 1,2. 1.8.8.2.- Adsorción La adsorción, a diferencia de la absorción, implica un sorbente sólido que atrae las moléculas de refrigerante hacia su superficie por una fuerza física o química y no cambia su forma en el proceso. 1.8.8.2.1.- Adsorción física Adsorbentes como zeolita, silica gel, carbón activado y alúmina son adsorbentes físicos que tienen estructuras altamente porosas que, selectivamente, puede atrapar y contener moléculas de refrigerante. Cuando se saturan pueden ser regenerados simplemente mediante calentamiento, sin embargo, este proceso es intermitente. Por tal razón se ocupan múltiples lechos de adsorbentes para una operación 30 continua. Las aplicaciones de estos sistemas van desde la producción de hielo hasta aire acondicionado, con capacidades entre 3.2 y 3.6 kW reportadas, COPs entre 0.2 y 0.6 a temperaturas de generación desde 55 hasta 95°C. La tecnología de adsorción puede ser competitiva en grandes sistemas de refrigeración solar, donde su baja capacidad de potencia no es un problema. Para sistemas de refrigeración solar pequeños o de mediano tamaño, tiende a ser demasiado voluminoso y caro. 1.8.8.2.2.- Adsorción química Ésta se caracteriza por una unión química muy fuerte entre el adsorbato y el adsorbente. Por lo tanto es más difícil de revertir y requiere más energía para poder eliminar las moléculas adsorbidas en comparación con la adsorción física. El producto químico más comúnmente utilizado como adsorbente, en aplicaciones solares de refrigeración, ha sido cloruro de calcio (CaCl2) y los adsorbatos más empleados junto a él son el amoniaco (NH3) y el agua (H2O). 1.8.9.- Desecantes de refrigeración Un sistema abierto de refrigeración por sorción es comúnmente llamado sistema desecante de refrigeración ya que el sorbente es utilizado para deshumidificar el aire. Los desecantes pueden ser sólidos o líquidos y ejemplos de ellos son: el silica gel, la alúmina activada, la zeolita, el cloruro de litio (LiCl) y el bromuro de litio (LiBr). Cuando hay una gran ventilación o demanda de deshumidificación, los sistemas solares impulsados por deshumidificación desecante puede ser una muy buena opción. 1.8.10.- Otras tecnologías La refrigeración electroquímica es un nuevo concepto de refrigeración, se basa en la idea de una celda electroquímica reversible, la cual libera calor cuando se aplica un voltaje y absorben calor cuando la tensión se invierte. Esta tecnología es muy joven y en la actualidad se está investigando para su viabilidad técnica. Otra tecnología es la de eyecto refrigeración, de la cual se tiene reportes en la literatura acerca de usos en el acondicionamiento de aire en trenes y edificios grandes. De todas las tecnologías descritas anteriormente, en la presente tesis se implementa la tecnología de absorción adecuada a un ciclo de refrigeración de simple efecto. 31 1.9.- Refrigeración comercial no convencional Desde hace unos 50 años han existido algunas empresas importantes (York, Trane, Robur, Broad, Mycom, LG, entre otras) que ofrecen sistemas de sorción en el mercado con rangos desde los 200 kW hasta unos pocos MW de capacidad. La mayoría de estos sistemas son de simple o doble efecto por absorción, trabajando con la mezclas agua-bromuro de litio o amoníaco-agua, empleando gas, vapor o aceite térmico para su operación. Sin embargo, la creciente demanda de sistemas de refrigeración en el sector residencial ha llevado a varias empresas a desarrollar sistemas de bajas capacidades (<100 kW) utilizando diversas tecnologías y mezclas de trabajo. Aunque no existen datos fiables en la literatura sobre la cantidad estos sistemas en el mundo, se estima que en 2007 había entre 250 y 300 instalados, de los cuales, 200 de ellos están en Europa y la mayoría instalados en Alemania y España [10]. A partir de una revisión, acerca de los sistemas de refrigeración solar en edificios comerciales, se encontró que de las 88 plantas instaladas, aproximadamente el 70% de éstas eran sistemas de absorción, el 13% sistemas de adsorción y el 17% sistemas desecantes [11]. Estos datos demuestran que la mayoría de los equipos en operación están trabajando bajo el principio de absorción. La siguiente tabla 1.3 clasifica los diferentes modelos de cada compañía, según el ciclo de trabajo y el tipo de accionamiento que emplean [12]. Tabla 1. 3.- Clasificación de los modelos por fabricante de equipos de absorción según el ciclo de trabajo y el tipo de accionamiento. 32 Mientras que en la tabla 1.4 se muestra los modelos de cada compañía resumiendo las características principales de cada uno de los equipos. Tabla 1. 4.- Principales características de los equipos de absorción por compañía. 1.10.- Revisión bibliográfica En la presente sección se hace referencia a algunas de las investigaciones más relevantes realizadas en los últimos años en el área de refrigeración solar. La revisión bibliográfica está dividida en dos subsecciones: estudios teóricos y estudios experimentales. Cada sección engloba las investigaciones hechas en sistemas convencionales y avanzados de refrigeración, mezclas comunes (LiBr/H2O – NH3/H2O), mezclas alternativas y desarrollo de componentes. 33 1.10.1.- Teóricos Romero, Rivera y Best (2000) presentaron un trabajo teórico-comparativo, en un sistema de refrigeración solar por absorción, para acondicionamiento de aire operando con las mezcla agua- bromuro de litio y agua junto con la mezcla ternaria hidróxido de sodio, hidróxido potasio e hidróxido de cesio, en proporciones 40: 36: 24. Los resultados mostraron que los COP son similares para ambas mezclas, sin embargo, el sistema operando con la mezcla de hidróxidos posee un rango más alto de temperaturas de condensación y absorción. Además, el calor emitido por estos componentes puede ser eliminado por el aire [13]. Romero, Rivera, Pilatowsky y Best (2001) realizaron un trabajo comparativo del desempeño teórico en un sistema de absorción para enfriamiento y calentamiento simultáneo. Las mezclas de trabajo empleadas fueron agua-bromuro de litio y agua junto con una mezcla ternaria de hidróxido de sodio, hidróxido de potasio e hidróxido de cesio. La comparación llevada a cabo fue para diversos COPCARNOT y COPENTALPIA contra diferentes temperaturas de evaporación. Los autores concluyen diciendo que el sistema con la mezcla de hidróxidos puede operar con mayores COP y a con un rango más alto de temperaturas [14]. Rivera y Rivera (2003) llevaron a cabo un modelo matemático para simular el funcionamiento de un sistema de refrigeración solar intermitente por absorción, operando con la mezcla amoniaco-nitrato de litio. El sistema simulado contemplaba un generador-absorbedor, un condensador, una válvula, un evaporador y un concentrador parabólico compuesto (CPC) con una cubierta de vidrio. Las eficiencias teóricas alcanzadas en CPC variaron desde 0.78 hasta 0.33. Los resultados demostraron que es posible producir hasta 11.8 kg de hielo, con temperaturas de generación de 120°C y una temperatura de condensación entre 40°C y 44°C. Las eficiencias globales del sistemas reportadas, estuvieron entre 0.15 y 0.4, dependientes de la temperatura de generación y condensación [15]. Pilatowsky, Rivera y Romero (2004) llevaron a cabo el estudio y la aplicabilidad de un sistema de refrigeración solar de simple etapa por absorción, para refrigeración de leche en regiones rurales de México, con el par de trabajo monometilamina-agua. La fuente de calor propuesta venía de colectores solares de tubo de vacío, junto con un sistema convencional de calentamiento auxiliar. Los resultados teóricos demostraron que es posible obtener temperaturas de evaporación entre -5 y 10°C, con bajas temperaturas de generación, 60 a 80°C, y con temperaturas de condensación alrededor de 25°C. Los valores de COP obtenidos estuvieron entre 0.15 a 0.7, demostraron que este 34 tipo sistemas es un buen candidato para obtener temperaturas moderadas de evaporación (-5 a 10°C) en condiciones climáticas semitropicales [16]. Venegas, Izquierdo, Rodríguez y Nogueira (2005) presentaron un simulación numérica para diseñar absorbedores de pulverización, para sistemas de refrigeración por absorción, operando con la mezcla amoniaco-nitrato de litio. La simulación se llevó a cabo para determinar la transferencia de calor y masa entre las gotas de la solución y el vapor refrigerante. Los resultados mostraron que aproximadamente el 60% de la transferencia de masa se produce durante el período de desaceleración de las gotas. Este periodo representa el 13.4% y el 11.6% del tiempo de residencia de las gotas en el interior de los absorbedores de baja y de alta presión, respectivamente, hasta que alcanzan el estado de equilibrio [17]. Wan, Shu, Hu y Wang (2006) propusieron un nuevo ciclo de refrigeración solar de dos etapas en el que se mezclaron la solución de bromuro de litio, a partir de un generador de alta presión con la solución de un absorbedor de baja presión. La finalidad que buscaban era aumentar más la concentración del bromuro de litio en el generador de alta presión que la correspondiente en los ciclos de refrigeración tradicionales de dos etapas. El análisis teórico demostró que con el ciclo propuesto, el COP más alto alcanzado fue de 0.605 con una temperatura de la fuente de calor en un intervalo de 75°C a 85°C [18]. Pilatowsky, Romero, Isaza, Gamboa, Rivera, Sebastian y Moreira (2007) propusieron un sistema de cogeneración novedoso el cual utiliza el calor de desecho de una celda de combustible PEM, para operar un sistema de aire acondicionado por absorción. El sistema opera con la mezcla de monometilamina-agua. Los autores informaron que la celda de combustible PEM operando a una temperatura de 80°C alcanza su mayor eficiencia y que ha esta temperatura, el sistema por absorción puede operar adecuadamente, obteniendo una elevada eficiencia global del sistema de cogeneración [19]. Wan, Shu, Hu y Wang (2008) reportaron el desempeño para un sistema solar, para aire acondicionado, en el cual se añadió un generador de alta presión al ciclo convencional. Los autores informaron que el COP del sistema propuesto, usando el ciclo de absorción mixta, es 94.5% mayor que para los ciclos de absorción de dos etapas [20]. En su estudio Lin, Wang y Xia (2011) presentan una simulación numérica para un sistema 35 de refrigeración solar por absorción de doble etapa, usando la mezcla amoniaco-agua, con una capacidad de 5 kW. El equipo, refrigerado por aire, es de tipo vertical de película descendente formado con tubos aletados. Los resultados reportados en su trabajo son COP térmico de 0.34 y un COP eléctrico de 2.6, con una temperatura de agua caliente de 85°C, una temperatura de aire de enfriamiento de 35°C y la temperatura de evaporación a 10ºC. Concluyen afirmando que una máquina de absorción trabajando con la mezcla amoniaco-agua es técnicamente factible en las aplicaciones prácticas de refrigeración solar [21]. Hassan, Mohamad y Al-Ansary (2012) proponen un sistema de refrigeración por adsorción alimentado por energía solar capaz de trabajar y producir frío durante las 24 horas del día. El sistema propuesto opera bajo un ciclo de refrigeración de temperatura de adsorción constante, utilizando el par de trabajo metano-carbón activado. A partir de la simulación numérica, encontraron que el sistema alcanza un COP de 0.6 con una producción total de hielo diaria de 20.16 kg a -3°C partiendo de agua a 28°C [22]. Ramírez, Limón, Román y Chávez (2012) presentan una metodología, basa en un modelado matemático y una simulación numérica, para encontrar las condiciones óptimas de operación y diseño en un sistema de enfriamiento-termosolar. El sistema está conformado por un arreglo de colectores solares de tipo CPC, una unidad de enfriamiento de absorción difusión, que maneja la mezcla amoniaco-agua-helio, y un evaporador. El estudio mostró que la temperatura óptima en el generador es de 96.54°C, dando como resultado una eficiencia de 0.59 para la unidad de enfriamiento y una eficiencia 0.60 para el sistema térmico. La eficiencia global del sistema fue de 0.35 con una potencia de 2.95 kW en el evaporador [23]. 1.10.2.- Experimentales En su estudio Horuz (1998) analiza las mezclas comúnmente empleadas en los sistemas de refrigeración por absorción, amoniaco-agua y agua-bromuro de litio, haciendo una comparación entre el COP, la capacidad de refrigeración y la máxima y mínima presión del sistema. En su estudio concluye diciendo que el sistema operando con la solución agua-bromuro litio proporciona un rendimiento mejor que el sistema con amoníaco-agua. Sin embargo, hace énfasis en algunos puntos que se deben considerar, tales como el peligro de la cristalización y la imposibilidad de operar a temperaturas muy bajas, debido al uso de agua como refrigerante [24]. Busso, Esquivel, Sogari1 y Franco (2007) presentaron el estudio de factibilidad 36 experimental para la integración de un concentrador solar y un refrigerador comercial por ciclo de absorción de amoniaco-agua de 120 W de potencia. Se determinó un COP experimental de 0.18 para el ciclo a partir de una potencia de enfriamiento de 36.7 W. El ajuste del modelo termodinámico empleado y los datos experimentales permitieron determinar que la presión de trabajo del ciclo es de 25 bar y las concentraciones rica y pobre de la solución amoniacal es de 30% y 15% respectivamente. La eficiencia promedio del sistema de concentración se estableció en 30% [25]. Llamas, Herrera, Cuevas, Gómez, García-Valladares, Cerezo y Best (2007) desarrollaron un sistema de refrigeración por absorción de pequeña capacidad de funcionamiento, entre 5 y 10 kW, operando con la mezcla amoniaco-nitrato de litio. En dicho sistema el condensador y el absorbedor son enfriados por aire y el calor es suministrado por colector de tubos de vacío. Debido a la utilización de amoníaco como refrigerante el prototipo puede operar tanto como sistema de refrigeración o de aire acondicionado. El COP de diseño fue de 0.53 para un suministro de fuente de calor a 120°C, una temperatura de condensación de 40°C, produciendo agua fría a 0°C [26]. Libotean, Salavera, Valles, Esteve y Coronas (2007) presentaron un trabajo sobre los ciclos de refrigeración por absorción activados por fuentes de calor de baja temperatura. El estudio está basado en la determinación de las propiedades termodinámicas, de las mezclas amoniaco-nitrato de litio y amoniaco-nitrato de litio-agua, en un rango de temperaturas de 293.15 a 353.13 K, necesarias para el diseño de sistemas de absorción. Reportando datos y correlaciones en función de la temperatura y composición de la mezcla binaria para fracciones másicas de amoniaco [27]. Gómez, Vidal, Best, García-Valladares y Velázquez (2008) hicieron una evaluación teórica- experimental de un prototipo de sistema de refrigeración GAX, usando amoniaco-agua como fluido de trabajo. El equipo fue diseñado para una potencia de 10.6 kW de refrigeración. En la parte experimental obtuvieron una potencia de refrigeración máxima de 7.1 kW y un COP de 0.58 con una temperatura de generación de 192.5°C. En la parte teórica dispusieron de dos configuraciones para su estudio: el uso directo de los gases de escape en el generador (a) y un intercambiador de calor adicional entre el aceite térmico y los gases de escape (b), que sirvió para corroborar los datos experimentales. Las eficiencias generales del sistema de cogeneración fueron de 29% y 49% para una potencia de refrigeración de 5 y 20 kW respectivamente. Con el estudio teórico y experimental propuesto, los autores concluyen diciendo que el sistema presenta potencial para competir técnicamente en el mercado de aire acondicionado mexicana [28]. 37 Cerezo, Bourouis, Vallés, Coronas y Best (2008) publicaron el estudio experimental de un absorbedor de burbujas de amoniaco-agua, mediante un intercambiador de calor de placas, para máquinas de refrigeración por absorción. Los experimentos se llevaron a cabo usando un intercambiador de calor de placas corrugadas con tres canales, donde el vapor de amoníaco se inyecta en un modo de burbuja en la solución en el canal central. Los autores reportan que un aumento en la presión, en la solución y en la relación de flujo afectan positivamente el rendimiento del absorbedor, mientras tanto, un aumento en la concentración, en la temperatura de enfriamiento y en la temperatura de la solución afectan negativamente al rendimiento del absorbedor [29]. Libotean, Martín, Salavera, Valles, Esteve y Coronas (2008) presentaron un estudio experimental para la determinación de la densidad, viscosidad y capacidad calorífica de las mezclas amoniaco-nitrato de litio y amoniaco-nitrato de litio-agua. Realizando mediciones de temperatura entre 293.15 y 353.15 K, en intervalos de 10 K y una presión constante de 1.8 MPa. Con fracciones másicas de amoniaco en las mezclas binarias y ternarias, de entre 0.35 y 0.65 y entre 0.20 y 0.55 respectivamente. Publicando datos y correlaciones de las propiedades termofísicas de las mezcla [30]. Arellano, García-Valladares y Gómez (2010) hicieron un estudio teórico experimental para predecir la respuesta de un evaporador, en un sistema de refrigeración por absorción GAX, cuando se produce una modificación en el flujo másico a la entrada de éste. De esta manera, determinaron que es posible controlar y modificar de una manera fácil la carga de refrigeración requerida por el usuario, con el fin de obtener una total autonomía del sistema. Además de mantener el COP más cerca de los valores óptimos o diseño. Las cargas de refrigeración en los casos estudiados fueron de 3.8, 5.5 y 7.4 kW [31]. Rivera, Moreno-Quintanar, Rivera, Best y Martínez (2011) construyeron un sistema de refrigeración solar intermitente, para producción de hielo con la mezcla amoniaco-nitrato de litio. Las temperaturas más bajas registradas en el evaporador fueron de -11°C, con un COP hasta de 0,08. Encontraron que el COP aumenta con el incremento de la radiación solar y la concentración de la solución, pero que no depende de la temperatura del agua a refrigerar. También reportan que los aumentos iniciales en la presión y temperatura de la generación disminuyen con un aumento de la concentración de la solución [32]. Moreno-Quintanar, Rivera y Best (2012) desarrollaron y evaluaron un novedoso sistema de 38 refrigeración solar, para la producción de hielo, que opera con las mezclas amoniaco-nitrato de litio y amoniaco-nitrato de litio-agua. El sistema fue diseñado para producir hasta 8 kg de hielo al día, exclusivamente con energía solar y sin partes móviles. Las temperaturas obtenidas en el evaporador fueron alrededor de -8°C, en un período de prueba de 8 horas. Los COP obtenidos con la mezcla ternaria resultaron ser hasta 24% más altos que con la mezcla binaria, que varían desde 0.066 hasta 0.093. Además, las temperaturas iniciales de generación fueron hasta 5.5°C inferiores a la mezcla binaria, con presiones de trabajo máximas de 1.5 bar. Los autores expresan que los resultados obtenidos, demuestran ser una buena alternativa para la producción de hielo donde el suministro de electricidad no está disponible [33]. 1.11.- Justificación En México, los equipos de aire acondicionado y de refrigeración son los mayores consumidores de energía eléctrica en el hogar. La mayor parte de esta energía proviene de combustibles fósiles cuya extracción y uso genera GEI. Aunado a esta problemática, tenemos que somos dependientes de fuentes de energía no renovables, cuyas reservas son finitas y cada vez es más difícil encontrar y extraer. Es por ello que es importante el desarrollo y la implementación de nuevas tecnologías que favorezcan la sustentabilidad energética del país, además de contribuir a la reducción de GEI. Por lo tanto, en la presente tesis se propone el armado y evaluación experimental de un sistema para aire acondicionado solar por absorción de 5 kW, el cual está enfocado a ser accionado por colectores solares. Como se puede observar en la revisión bibliográfica son poco los trabajos desarrollados en el área de climatización de espacios y la mayoría de ellos llevados a cabo con las mezclas agua- bromuro de litio y agua-amoniaco. Solo el trabajo llevado a cabo por Llamas et al. en 2007 [26] está directamente ligado. Otro aspecto importante es la incursión en los recientes años de compañías que han empezado a desarrollar sus propios equipos, usando diversas tecnologías y mezclas, para ser comercializados en el área de la climatización residencial. Sin embargo, todas estas compañías son extranjeras y en México no existe alguna empresa que se esté dedicando a incursionar en este mercado. En conjunto con el desarrollo de nuevos sistemas para refrigeración, en el Instituto de Energías Renovables de la UNAM, se busca ser pionero en México en el desarrollo de sistemas de pequeña capacidad para climatización y de esta forma colocar en el marcado un sistema de refrigeración que sea construido en México. 39 Asimismo, en el presente estudio se propone evaluar el sistema de aire acondicionado solar operando con la mezcla amoniaco-nitrato de litio, con una configuración horizontal tanto del absorbedor como del generador. Algo que en la revisión bibliográfica no se encontró y se considera como novedad. Además, las propiedades que posee el amoniaco como refrigerante proporcionan la facilidad de operar el sistema como un refrigerador si así se deseara. A continuación se presentan los objetivos planteados por alcanzar dentro de esta tesis. 1.12.- Objetivos 1.12.1.- Objetivo general Construcción, operación y evaluación de un sistema de aire acondicionado tipo horizontal, operando con la mezcla amoniaco-nitrato de litio (NH3-LiNO3). 1.12.2.- Objetivos específicos 1.- Realizar el montaje de cada uno de los componentes. 2.- Diseño espacial del equipo incluyendo cada uno de los componentes principales que lo integran. 3.- Montaje de los componentes 4.- Selección y calibración de la instrumentación. 5.- Puesta a punta del equipo (armado, pruebas de presión, pruebas de vacío, llenado, etc). 6.- Operar el equipo bajo condiciones controladas en función de los parámetros de entrada. 7.-Evaluación del sistema determinando su coeficiente de operación y potencia de enfriamiento producida. 1.13.- Metodología Para lograr los objetivos propuestos dentro de esta tesis las actividades que se deberán realizar son: 1.- Realizar una revisión bibliográfica continua sobre trabajos relacionados con este proyecto. 2.- Seleccionar los materiales y diseñar la estructura para el montaje de los componentes. 3.- Poner a punto el refrigerador para realizar pruebas experimentales. 4.- Implementar un sistema de control para la automatización del sistema de refrigeración. 5.- Realizar pruebas experimentales en el refrigerador solar con la mezcla amoniaco-nitrato de litio. 6.- Comparar los resultados obtenidos en la simulación, con los resultados de las pruebas 40 experimentales en el refrigerador solar. 7.- Reportar resultados y concluir redacción de tesis. 1.14.- Estructura de la tesis Este trabajo consta de cinco capítulos estructurados de la siguiente forma: Capítulo 1. Introducción. Presenta el interés por el tema, la situación energética en el mundo y en México, las fuentes renovables de energía, los antecedentes de la refrigeración y las tecnologías de refrigeración solar. Se muestra la revisión bibliográfica, la justificación y los objetivos del proyecto. Capítulo 2. Marco teórico. En este capítulo se presentan los antecedentes teóricos de los sistemas termodinámicos de refrigeración convencionales y por absorción, así como la propiedades de las mezcla de trabajo más utilizadas. Capítulo 3. Descripción del equipo. Se describe a detalle los componentes que conformar el sistema de refrigeración, su montaje y calibración, el principio de operación del sistema y los procedimientos necesarios para ponerlo en funcionamiento. Capítulo 4. Evaluación del equipo experimental Se muestran los resultados obtenidos en las pruebas experimentales, el análisis de datos realizados y el cálculo de los errores de medición. Capítulo 5. Conclusiones y recomendaciones Este capítulo presenta el resumen de los resultados obtenidos, se da una opinión sobre la evaluación del sistema y se hacen recomendaciones para un trabajo futuro. 41 (2.1) (2.2) Capítulo II Marco teórico Para tener una idea clara del funcionamiento y operación de los ciclos de refrigeración por absorción, así como de los dispositivos empleados, es necesario tener nociones básicas de la termodinámica implícita. Por ello, en el presente capítulo se introducen los conceptos de la primera y segunda ley de la termodinámica, los procesos reversibles e irreversibles, así como el principio de operación del ciclo de Carnot y de los ciclos de compresión de vapor, entre otros conceptos necesarios para el correcto entendimiento de los ciclos de refrigeración por absorción y los tipos de refrigerantes empleados. 2.1.- Primera ley de la termodinámica La primera ley de la termodinámica, también conocida como el principio de conservación de la energía, establece que la energía no se crea ni se destruye durante un proceso; solo se transforma. Esto se puede expresar de la siguiente manera: el cambio neto (incremento o disminución) en la energía total de un sistema durante cualquier proceso, es igual a la diferencia entre la energía total que entra y la energía total que sale del sistema durante el proceso. Es decir, −     í ,   =   ∆    í ,é,,.               () Esta misma ecuación se puede expresar en forma de tasa como ̇ −   ̇    í ,   =   ⁄      í ,é,,.   () La primera ley de la termodinámica no se puede probar en forma matemática, pero tampoco se sabe de algún proceso en la naturaleza que la haya violado, y esto se debe tomar como demostración suficiente. Es por sí misma una ley física fundamental. Aunque la primera ley de la termodinámica no restringe la dirección de un proceso, satisfacerla no asegura que en realidad el proceso se pueda llevar a cabo [34]. 42 (2.3) (2.4) Para saber si un proceso puede ser llevado a cabo es necesaria la introducción de la segunda ley de la termodinámica, la cual se expone a continuación. 2.2.- Segunda ley de la termodinámica La segunda ley de la termodinámica no solo sirve para determinar si un proceso se puede llevar a cabo, una vez que cumplida la primera ley, también afirma que la energía tiene calidad como cantidad. Además, su uso sirve para determinar los límites teóricos en el desempeño de sistemas termodinámicos como máquinas térmicas y refrigeradores. Por medio de una nueva propiedad llamada entropía. La primera ley de la termodinámica no distingue entre la transferencia de calor y trabajo; considera a ambos como iguales. Esta distinción es hecha por la segunda ley: una interacción de energía que se acompaña por transferencia de entropía es una transferencia de calor, y una interacción de energía que no se acompaña por transferencia de entropía es el trabajo. El balance de entropía en cualesquier sistema que experimenta cualquier proceso puede expresarse más explícitamente como −     í    +     ó  í  =   ∆  í               (kJ/K) o en forma de tasa, como ̇ −   ̇    í    + ̇   ó  í  =   ⁄  í                             (kW/K) Se sabe que el trabajo se puede convertir fácilmente en otras formas de energía de manera directa y por completo, por ejemplo en calor. Sin embargo, convertir el calor en trabajo requiere de usar dispositivos especiales. Estos dispositivos son las máquinas térmicas. Las máquinas térmicas operan bajo un ciclo, recibiendo calor de una fuente a alta temperatura, convirtiendo parte de este calor en trabajo y rechazando el calor de desecho hacia un sumidero de calor de baja temperatura (figura 2.1). Es decir, sólo parte del calor transferido a la 43 (2.6) máquina térmica se convierte en trabajo. Figura 2. 1.- Representación esquemática de la máquina térmica. A partir de esta definición surge el concepto del desempeño de una máquina térmica, el cual hace referencia a la fracción de entrada de calor que se convierte en trabajo neto, o en otras palabras qué tan eficientemente una maquina térmica convierte el calor que recibe en trabajo. A este desempeño se le llama eficiencia térmica, el cual es válido para cualquier proceso reversible o irreversible [34].  é =          o bien, =   = 1−   La limitación de las máquinas térmicas, para transformar todo el calor en trabajo, es la base para el enunciado de Kelvin-Planck, de la segunda ley de la termodinámica, que expresa lo siguiente: (2.5) 44 Es imposible que un dispositivo que opera en un ciclo, reciba calor de un solo depósito y produzca una cantidad neta de trabajo igual al calor recibido. En la naturaleza el calor se transfiere desde medios a altas temperaturas hacia los de baja temperatura. Sin embargo, el proceso inverso no puede ocurrir por sí mismo. La transferencia de calor de un medio que se encuentra a baja temperatura hacia otro de alta temperatura requiere dispositivos especiales llamados refrigeradores. La segunda ley de la termodinámica, en su enunciado de Clausius, hace referencia a los refrigeradores expresando lo siguiente: Es imposible construir un dispositivo que opere en un ciclo sin que produzca ningún otro efecto que la transferencia de calor de un cuerpo de menor temperatura a otro de mayor temperatura. El ciclo de refrigeración que se utiliza con mayor frecuencia es el ciclo de refrigeración por compresión de vapor, en el que intervienen cuatro componentes principales: el evaporador, el compresor, el condensador y la válvula de expansión, como se ilustra en la figura 2.2 [34]. Figura 2. 2.- Componentes básicos de un sistema de refrigeración por compresión de vapor. 45 2.3.- Procesos reversibles e irreversibles Como se puede apreciar en los puntos expuestos anteriormente, la segunda ley de la termodinámica establece que ninguna máquina térmica puede tener un eficiencia del 100 por ciento. Sin embargo, ¿Cuál es la máxima eficiencia que puede alcanzar una de estas máquinas? Para poder responder a ello es necesario definir un proceso idealizado llamado proceso reversible. Un proceso reversible se define como un proceso que se puede invertir sin dejar ningún rastro en los alrededores, es decir, sólo es posible si el intercambio de calor y trabajo entre el sistema y los alrededores es cero durante el proceso. En la naturaleza no existen tales procesos reversibles, solo son idealizaciones de procesos reales. Por lo tanto, todo aquel proceso que no sea reversible se hace llamar proceso irreversible. La finalidad de estudiar un proceso que no existe en la vida real suena algo irrelevante, pero tiene sus motivos de ser. Uno de ellos es que son fáciles de analizar, puesto que el sistema pasa por una serie de estados de equilibrios durante su proceso y el segundo motivo más importante, es que sirven como limites teóricos para los procesos reales o irreversibles correspondientes. Por otra parte siempre se busca acercar un proceso real lo mas reversible que se pueda, ya que con ellos los dispositivos que generan trabajo entregan el máximo posible y los dispositivos que consumen trabajo, como compresores, consumen el mínimo. Las irreversibilidades son provocadas por efectos disipativos y por procesos no cuasiestáticos. Son varios los factores causantes de la irreversibilidad en los procesos, sin embargo, los que se encuentran con mayor frecuencia son la fricción, la expansión libre y la transferencia de calor [34]. 2.4.- Ciclo de Carnot El ciclo de Carnot es una representación de los procesos reversibles o ideales, el cual fue propuesto por el ingeniero francés Sadi Carnot en 1824, el cual indica la potencia máxima ideal que puede alcanzar una máquina operando entre dos niveles de temperatura. Este ciclo se compone de cuatro procesos reversibles, dos isotérmicos y dos isentrópicos, los cuales son posibles llevar a cabo en un sistema cerrado o de flujo estacionario (figura 2.3). 46 (2.7) (2.8) (2.9) Los cuatro procesos reversibles que conforman el ciclo de Carnot son: I. Expansión isotérmica, proceso de 1-2, a temperatura del depósito durante el cual se suministra una cantidad de calor . II. Expansión isentrópica, proceso de 2-3, que pasa del depósito de alta temperatura al depósito de baja temperatura , donde hay una salida de trabajo . III. Compresión isotérmica, proceso de 3-4, a temperatura de depósito durante el cual se libera calor al ambiente . IV. Compresión isentrópica, proceso de 4-1, que pasa del depósito de baja temperatura al depósito de alta temperatura , donde hay una entrada de trabajo . Figura 2. 3.- Diagrama T-s del ciclo ideal de Carnot. Haciendo un balance de energía en el sistema tenemos que − −   ( −  ) = 0 Definimos trabajo neto como =   −   Sustituyendo el trabajo neto en la ecuación 2.7 tenemos que =   −     47 (2.10) (2.11) (2.12) (2.13) (2.14) (2.15) (2.16) Realizando un balance de entropía en los procesos 1-2 y 3-4 obtenemos = ∆ =    ∆ Pero como se puede apreciar en el diagrama de la figura 2.3, la = y = , por lo tanto se pude considerar que =  ∆ Si recordamos la ecuación de eficiencia térmica (2.6), y sustituimos los valores correspondientes antes descritos, obtenemos que la eficiencia térmica para un ciclo de Carnot reversible solo depende de las temperaturas. =   = −   , = −     , = 1−   Esta nueva ecuación (2.16) se denomina eficiencia térmica de la máquina de Carnot. Ésta es la eficiencia máxima que puede tener una máquina térmica que opera entre dos depósitos de energía a temperatura y , donde las temperaturas están en una escala absoluta. La eficiencia de Carnot siempre es menor a la unidad, ya que las temperaturas empleadas para su cálculo siempre son positivas, lo que respalda la segunda ley de la termodinámica que afirma que ninguna maquina puede tener una eficiencia del 100% [34]. 48 2.5.- Ciclo de Carnot inverso El ciclo de Carnot antes descrito es totalmente reversible, como se ha comentado con anterioridad, por lo tanto todos los procesos se pueden invertir convirtiéndose en el ciclo de refrigeración de Carnot. El ciclo es muy similar al presentado con anterioridad, solo que las direcciones de las interacciones de calor y trabajo están invertidas. El calor , que antes entraba al sistema, ahora es rechazado hacia un depósito de alta temperatura; el calor , que era disipado con anterioridad, esta vez es absorbido de un depósito de baja temperatura, para llevar a cabo el enfriamiento o calentamiento según sea el propósito, y el ciclo se cierra con el requerimiento de una cantidad de trabajo suministrado (Figura 2.4). Los cuatro procesos que conforman el ciclo de Carnot inverso son: I. Expansión isotérmica, proceso de 1-2, a temperatura del depósito durante el cual se absorbe una cantidad de calor . II. Compresión isentrópica, proceso de 2-3, que pasa del depósito de baja temperatura al depósito de alta temperatura , con la necesidad de un suministro de trabajo . III. Compresión isotérmica, proceso de 3-4, a temperatura de depósito durante el cual se libera calor al ambiente . IV. Expansión isentrópica, proceso de 4-1, que pasa del depósito de alta temperatura al depósito de baja temperatura a través de una dispositivo de expansión. Figura 2. 4.- Diagrama T-s del ciclo de Carnot inverso. 49 (2.17) (2.18) (2.19) (2.20) (2.21) 2.6.- Coeficiente de desempeño La eficiencia de un refrigerador, o una bomba de calor, se expresa en términos del coeficiente de desempeño (COP, por sus siglas en ingles, coefficient of performance). Tal designación tiene el objetivo de distinguir la eficiencia térmica de la eficiencia de un refrigerador o bomba de calor, ya que estos últimos pueden poseer eficiencias por arriba de la unidad, algo que contrasta con la eficiencia térmica. Así, la eficiencia para un refrigerador o bomba de calor está expresada de la siguiente manera =      Para un refrigerador, cuyo objetivo es eliminar calor de un espacio a refrigerar y cederlo al medio ambiente, con la necesidad de cierta cantidad de trabajo para lógralo, el coeficiente de desempeño correspondiente es: =   , Una bomba de calor es lo mismo que un refrigerador, salvo que se emplea para pasar calor del ambiente a un foco más caliente, como una habitación, a cuestas de una entrada de trabajo. Por lo tanto, el coeficiente de desempeño de una bomba de calor es =    , Recordando la definición de trabajo neto tenemos y lo sustituimos en las ecuaciones (2.18) y (2.19), el y va a ser igual a: =   1 − 1 y =   1 1− 50 (2.22) (2.23) Que son los coeficientes de desempeño de cualquier refrigerador o bomba de calor reversible o irreversible. Si seguimos la misma metodología mostrada en el ciclo de Carnot, llegamos a encontrar los coeficientes de operación reversibles, expresados en las siguientes ecuaciones, en función de las temperaturas absolutas como , =   1 − 1 y , =   1 1− Estos son los coeficientes de operación más altos que pueden tener tanto los refrigeradores como las bombas de calor, respectivamente, que operan entre los limites de temperatura y . Los refrigeradores o bombas de calor reales pueden aproximarse a estos valores, cuando se mejora sus diseños, pero nunca llegarán a alcanzarlos. 2.7.- Ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor El ciclo de refrigeración por compresión de vapor es el más utilizado en refrigeradores, sistemas de acondicionamiento de aire y bombas de calor. El ciclo se compone de cuatro procesos básico, los cuales se presenta a continuación junto con su representación esquemática (figura 2.5): I. Compresión isentrópica en un compresor, proceso de 1-2. II. Rechazo de calor a presión constante en un condensador, proceso de 2-3. III. Estrangulamiento en un dispositivo de expansión, proceso de 3-4. IV. Absorción de calor a presión constante en un evaporador, proceso de 4-1. 51 Figura 2. 5.- Esquema y diagrama T-s para el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor. En el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor, el refrigerante entra al compresor como vapor saturado (estado 1) y se comprime isentrópicamente hasta alcanzar la presión del condensador (estado 2), aumentando su temperatura por encima de la temperatura ambiente. Después, el refrigerante entra al condensador como vapor recalentado y sale como líquido saturado (estado 3), rechazando calor hacia los alrededores. El refrigerante, en estado de líquido saturado, es estrangulado por una válvula de expansión o tubo capilar hasta la presión del evaporador; provocando que la temperatura del refrigerante descienda por debajo del espacio a refrigerar durante este proceso. El refrigerante entra al evaporador (estado 4) como una mezcla de vapor y líquido, y es evaporado por completo absorbiendo calor del espacio a refrigerar. El refrigerante sale del evaporador como vapor saturado y vuelve a entra al compresor, completando el ciclo. El área bajo la curva del proceso 4-1 representa el calor absorbido por el refrigerante en el evaporador, y el área bajo la curva del proceso 2-3 representa el calor rechazado en el condensador. Otro diagrama utilizado con frecuencia en el análisis de los ciclos de refrigeración por compresión de vapor es el diagrama P-h, presión-entalpía, que se muestra en la figura 2.6. En este diagrama tres de los cuatro procesos aparecen como líneas rectas y la transferencia de calor, en el evaporador y el condensador, es proporcional a la longitud de la curva del proceso correspondiente. 52 (2.24) (2.25) Figura 2. 6.- Diagrama P-h para el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor. A partir del diagrama P-h podemos expresar el COP de refrigeradores y bombas de calor, que operan en el ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor, de la siguiente manera =   , =  ℎ −  ℎ ℎ −  ℎ y =   , =  ℎ −  ℎ ℎ −  ℎ 2.8.- Ciclo real de refrigeración por compresión de vapor Un ciclo ideal de refrigeración por compresión de vapor difiere de un ciclo real en varios aspectos, pero principalmente, debido a las irreversibilidades que ocurren en varios componentes. Dos de ellas son la fricción del fluido, causando pérdidas de presión, y la transferencia de calor hacia o desde los alrededores de los componentes. El diagrama T-s del ciclo real de refrigeración por compresión se muestra en la figura 2.7. 53 Figura 2. 7.- Diagrama T-s para el ciclo real de refrigeración por compresión de vapor. En el ciclo ideal, el refrigerante entra al compresor como vapor saturado. Sin embargo, en la realidad no es posible controlar el estado del refrigerante con tanta precisión. Para ello, se diseña el sistema de tal manera que el refrigerante a la entrada del compresor se sobrecaliente ligeramente, asegurando que el refrigerante se evapore por completo y así evitar daños en el compresor (estado 1). Otra de las diferencias marcadas entre el ciclo ideal y real de refrigeración por compresión de vapor, es el proceso de compresión, en un ciclo ideal es internamente reversible y adiabático y, por ende isentrópico. Sin embargo, en un ciclo real, la compresión incluirá efectos de fricción los cuales incrementaran la entropía y la transferencia de calor (estado 2). En el caso ideal el refrigerante sale como líquido saturado a la presión de la salida del compresor, mientras que en el caso real, es inevitable tener una caída de presión en el condensador, así como en las líneas que lo conectan con el compresor y la válvula de estrangulamiento. En consecuencia a estas caídas de presión, el refrigerante se subenfría un poco con la finalidad de que no llegue vapor a la válvula de estrangulación (estado 3). Sin embargo, no todo es malo, el hecho de tener el refrigerante subenfriado beneficia que a la entrada del evaporador se tenga una entalpia inferior y por ello pueda absorber más calor del espacio a refrigerar (estado 4) [34]. Las ecuaciones para obtener el COP de un ciclo real son similares a las empleadas para el ciclo ideal de refrigeración. 54 2.9.- Refrigeración por absorción La tecnología de refrigeración solar se pueden clasificar en tres categorías: refrigeración solar eléctrica, refrigeración solar térmica y una combinación de ciclos de potencia térmica y enfriamiento, como se ilustra en la figura 2.8 [35]. Los sistemas de refrigeración por absorción pertenecen a la segunda categoría, referente a los ciclos cerrados. Como su nombre lo indica, los sistemas de absorción, implican la absorción de moléculas de refrigerante por medio de un sorbente líquido o sólido. Los primeros desarrollos en sistemas de refrigeración por absorción se remontan al año 1850, cuando Edmund Carre inventó la primera máquina por absorción utilizando agua como absorbente y ácido sulfúrico como refrigerante, para el enfriamiento de agua potable. En 1859, su hermano, Ferdinand Carre diseñó y patentó con éxito el primer equipo comercial de refrigeración por absorción de amoniaco/agua [36]. Figura 2. 8.- Opciones de conversión de energía solar para la refrigeración. Después de la segunda guerra mundial, con el uso del par agua-bromuro litio, se inicia la época dorada de los equipos de absorción. Se introducen en el mercado equipos destinados tanto para aplicaciones domésticas como unidades de gran capacidad. Como ejemplo de ello, Carrier vende la primera unidad de gran potencia (530 kW) en 1945, mientras que Trane desarrolla el primer equipo hermético en 1959 [37]. Tras la crisis del petróleo en los años 70, y con el apogeo de la energía nuclear en esas fechas, se produce en los Estados Unidos un declive por el interés de los equipos de absorción, y los desarrollos se centraron en equipos de compresión de vapor accionados eléctricamente. Sin embargo, en los últimos 25 años esta tecnología ha vuelto a resurgir debido principalmente al 55 encarecimiento del precio del petróleo, a la problemática medioambiental generada por los CFC, al aumento de la temperatura global del planeta y al incremento de las tarifas eléctricas. Como Japón ha sido uno de los pocos países que prosiguió en la década de los 70 y 80 con el desarrollo y mejora de los sistemas de absorción, hoy en día, la mayor parte de los equipos comercializados actualmente de agua-bromuro de litio son fabricados en ese país o bajo licencia japonesa [37]. 2.9.1.- Clasificación de los sistemas de absorción Una forma sencilla de clasificar los sistemas de absorción es por su número efectos, que indica el número de generadores que posee el sistema. Por su número de etapas, que hace referencia a la cantidad de absorbedores que posee la máquina de absorción. Así como la fuente de calor empleada para su operación, directa, si proviene de combustibles fósiles, e indirecta, si proviene de un intercambiador de calor. Por último, se clasifican dependiendo del medio de condensación, agua o aire. La figura 2.9 es una representación de tal descripción. Figura 2. 9.- Criterio de clasificación para las máquinas de absorción. Partiendo de esta clasificación, a continuación, se nombran los sistemas, o máquinas de absorción, más comunes en la actualidad referente a las tecnologías de refrigeración por absorción y se da una breve descripción sobre los considerados de mayor relevancia. - Sistema de simple efecto.- Estos sistemas son los más sencillos, y en teoría, los más fáciles de llevar a cabo de manera real. El sistema más simple de este tipo, ya que depende de la mezcla de trabajo empleada, está compuesto por siete elementos como Máquinas de absorción Número de efectos -Simple efecto -Doble efecto -Triple efecto Número de etapas -Simple etapa -Doble etapa -Triple etapa Fuente de calor empleada -Tipo directo -Tipo Indirecto Sistema de condensación - Por agua -Por aire 56 mínimo los cuales son el generador, el condensador, dos dispositivos de expansión, el evaporador, el absorbedor y una bomba; aunque hoy en día existe otro elemento extra que se considera imprescindible, ya que aumenta la eficiencia del sistema, llamado economizador. Estos sistemas poseen un COP menor a la unidad y emplean temperaturas, para su operación, que rondan los 100 °C. Este sistema es la base de estudio de esta tesis y más adelante se provee una explicación más concisa sobre su modo de operar, así como de los elementos que lo conforman [38]. - Sistema de medio efecto.- El sistema de medio efecto se emplea cuando la fuente térmica disponible es de baja temperatura, del orden de 65 °C. Aunque su nombre, de medio efecto, hace pensar que tendría medio generador, en realidad este tipo de sistemas poseen dos generadores y dos absorbedores. Su nombre decae en el hecho de que presenta del orden de la mitad de la eficiencia que posee un sistema de simple efecto. La principal ventaja de los sistemas de medio efecto es que la temperatura a la que trabajan es inferior a cualquier otro. Sin embargo, precisamente por trabajar con un nivel térmico tan bajo, presentan el inconveniente de tener un COP muy bajo, del orden de la mitad del que tienen las de simple efecto como se comentó anteriormente [38]. - Sistema de doble efecto.- El sistema de doble efecto surge a partir de la adición de equipos al ciclo de simple efecto, con el objetivo de poder mejorar su rendimiento. En los sistemas de doble efecto, la temperatura del generador suele estar entre 130 y 180 °C. Este incremento notable de temperatura tiene su reflejo en el COP, que pasa del 0.65-0.75, para los sistemas de simple efecto, a 1.2-1.35 para los sistemas de doble efecto [41]. Para crear un sistema de doble efecto se añade un generador, un condensador y un intercambiador de calor al sistema de simple efecto a un nivel de presión superior. Estos sistemas se pueden clasificar de tres maneras diferentes dependiendo de la configuración que tenga el intercambio de solución entre el generador y el absorbedor, en sistemas de doble efecto en serie, invertido y en paralelo [39]. - Sistema de triple efecto.- Como su nombre indica, se trataría de añadir un tercer efecto al sistema. Para ello habría que añadir un tercer generador y condensador que trabajaran 57 a una temperatura superior al generador de alta temperatura. Presenta gran complejidad en el control del sistema, así como un gran requerimiento de una fuente de alta temperatura. Como se dijo antes, la temperatura del generador de alta en un sistema de doble efecto suele estar en torno a 130 y 180°C, mientras que para un sistema de triple efecto entre 200 y 230 °C. Todavía se encuentra en fase de investigación y no hay equipos comerciales que trabajen con ciclos de triple efecto. Sin embargo, los COP teóricos reportaos en la literatura son de 1.4 a 1.5 [39]. - Sistema GAX.- El significado de las siglas GAX es intercambiador de calor generador/absorbedor, por sus siglas en ingles “generator/absorber heat exchange”. Este sistema es una mejora del sistema de doble efecto que trata de aprovechar el solapamiento de temperaturas entre generador y absorbedor, cuando la temperatura del segundo es lo suficientemente alta, para transferir energía desde la parte caliente del absorbedor hacia la parte fría del generador, reduciendo así la necesidad de aporte energético exterior y mejorando el rendimiento del ciclo [39]. Además de los sistemas entes descritos, existen muchos otros con diferentes configuraciones, disímiles componentes, combinados con otros sistemas de refrigeración y muchas otras opciones, que solo se mencionaran a continuación: - Ciclo de refrigeración por absorción con recuperación de calor en el absorbedor. - Ciclo combinado de absorción y compresión de vapor. - Ciclo sorción-reabsorción. - Ciclo dual de refrigeración por absorción. - Ciclo de refrigeración combinado de eyector-absorción. - Ciclo por absorción con membrana osmótica. - Sistema de absorción con circulación propia usando agua/bromuro de litio. - Sistemas de refrigeración de absorción por difusión (DAR). 2.10.- Sistema de refrigeración por absorción de simple efecto El sistema de refrigeración por absorción de simple efecto, al igual que el sistema de compresión de vapor, se basa en el principio de condensación y evaporación de un refrigerante para la obtención de frío o calor. La principal diferencia entre estos ciclos reside en el proceso en el cual dicho fluido pasa de la zona de baja presión a la zona de alta presión. 58 En el sistema de refrigeración por compresión, el cambio de la zona de baja presión a la zona de alta presión es efectuado por la acción mecánica del compresor. Mientras que en el sistema de absorción, este paso es llevado a cabo por un compresor térmico. De esta forma, en un sistema de refrigeración por absorción de simple efecto, se mantienen los mismos tres componentes (condensador, evaporador y dispositivo de expansión) que presenta el sistema de compresión de vapor y solo se sustituye el compresor con dos componentes: un generador y un absorbedor; acoplados por una válvula y una bomba, como se aprecia en la figura 2.10 a través de las líneas punteadas. Figura 2. 10.- Componentes que sustituyen al compresor en un sistema de refrigeración solar por absorción. Aunque estos sistemas de absorción requieren la implementación de una bomba, el trabajo eléctrico que ésta demanda, es muy pequeño en comparación con la energía que consume el compresor. El hecho de que dicho consumo sea tan pequeño es porque en el sistema de absorción se comprime un líquido en vez de vapor. El trabajo del flujo estacionario es proporcional al volumen específico, por lo que la demanda de trabajo en los sistemas de refrigeración por absorción de simple efecto es muy pequeña (del orden del 1% del calor suministrado al generador) y por ello algunas veces se desprecia [34]. 2.10.1.- Componentes y funcionamiento Hoy en día, un sistema de refrigeración por absorción de simple efecto consiste básicamente de ocho componentes: un generador (G), un absorbedor (A), un condensador (C), un evaporador (E), un economizador (HE), una bomba (WP), una válvula de expansión y una de estrangulación. 59 El generador se encarga de calentar la mezcla hasta lograr la evaporación parcial por medio de una fuente de calor externa. El absorbedor es el componente donde se llevaba a cabo el proceso de absorción entre la mezcla que llega del generador y el vapor procedente del evaporador. El evaporador es el encargado del cambio de fase (liquido a vapor) del refrigerante por medio del calor del espacio a refrigerar. El economizador es un intercambiador de calor cuya función es calentar la mezcla que entra al generador y enfriar la mezcla que llega al absorbedor, por medio del intercambio mutuo de calor entre estas dos corrientes. La bomba tiene la función de enviar la solución que sale del absorbedor hacia el generador, venciendo la diferencia de presión que hay entre los dos. Las válvulas de expansión y estrangulación solo cumplen con la función de reducir la presión. El funcionamiento del ciclo de refrigeración está basado en el diagrama presión- temperatura, figura 2.11, y su explicación se da a continuación. El ciclo consiste básicamente de dos circuitos, el circuito de refrigeración (1-4) y el circuito de solución (5-10), que es donde se encuentra la mezcla. Una fuente de calor (QG) se suministra al generador donde se encuentra la solución, el calor suministrado produce vapor refrigerante a alta presión, presión de condensación (Pc), enviándolo al condensador (1). El condensador disipa calor (QC) al ambiente haciendo que el vapor cambie su fase a estado líquido (2). Figura 2. 11.- Diagrama Presión –Temperatura del ciclo de simple efecto por absorción. (Cada letra representa un componente, las fechas, la entrada o salida de calor, y los números la trayectoria que sigue el circuito de refrigeración y de solución). 60 (2.26) (2.27) (2.28) Posteriormente el refrigerante se hace pasar a través de una válvula de expansión, para llegar hasta el evaporador (3), disminuyendo su presión e igualándose a la presión de evaporación (PE). En el evaporador es donde se lleva a cabo el proceso de refrigeración, ya que se absorbe calor (QE) del medio, provocando que el refrigerante se evapore nuevamente (4). Posteriormente, el refrigerante pasa al absorbedor, donde se mezcla con la solución procedente del generador (10), formando una solución con concentración baja en absorbente y liberando calor (QA) al ambiente. Después la solución es bombeada al generador (6), que se encuentra a la presión de condensación (PC), pasando antes por el economizador (7) donde logra un incremento de temperatura. Nuevamente en el generador parte del refrigerante se evapora y la solución restante, que tiene una concentración alta en absorbente, se manda al economizador (8) donde intercambia calor y baja su temperatura. Posteriormente pasa a una válvula de estrangulación (9) donde se reduce la presión hasta la correspondiente de evaporación (PE) y finalmente se regresa al absorbedor para reiniciar con el ciclo. El COP de los sistemas de refrigeración por absorción se define como =      Entonces, para el caso anterior, el COP correspondiente será =   +   El COP máximo de un sistema de refrigeración por absorción se determina suponiendo que el ciclo completo es totalmente reversible. Para que esto se cumpla el calor de la fuente () se transfiere a una máquina térmica de Carnot, y la salida de trabajo de esta máquina ( = ,  ) se suministrara a un refrigerador de Carnot para extraer calor del espacio a refrigerar. Si somos atentos, observaremos que = , =   ,   ,. Por lo tanto, el COP total de un sistema de refrigeración por absorción en condiciones reversibles es ,ó =   =   ,  , =   1−     −   61 donde , son las temperaturas absolutas del ambiente, del espacio a refrigerar y de la fuente de calor respectivamente. La representación de lo antes descrito se muestra en la figura 2.12 [34]. Figura 2. 12.- Determinación del COP máximo de un sistema de refrigeración por absorción. 2.11.- Refrigerantes El refrigerante es una sustancia capaz de producir un efecto de enfriamiento sobre el medio que lo rodea, sea un espacio o un cuerpo, absorbiendo calor y que de manera general fluye y evoluciona en un ciclo al interior de un circuito de una máquina frigorífica. En el caso de producción de frío por medio de vaporización, estas substancias deben tener una temperatura de ebullición, a presión atmosférica, inferior a la temperatura ambiente [40]. 2.11.1.- Selección del refrigerante No existe un refrigerante “ideal” ni que pueda ser universalmente adaptable a todas las aplicaciones. Entonces, un refrigerante se aproximará al “ideal”, solo en tanto que sus propiedades satisfagan las condiciones y necesidades de la aplicación para la que va a ser utilizado (calefacción, refrigeración, bomba de calor, etc.). Para tener un uso apropiado como refrigerante, se busca que los fluidos cumplan con la mayoría de las siguientes características que permiten definirlos y analizarlos de cara a la utilización del refrigerante óptimo [40,41]: 62  Propiedades termodinámicas - Calor específico el líquido (Interesa que sea lo más bajo posible). - Calor específico del vapor (Interesa que sea alto). - Calor latente de vaporización (Cuanto más elevado sea, mayor será el efecto frigorífico del fluido en circulación). - Presión y temperatura (Poseer unas características de presión–temperatura favorables para no alcanzar presiones demasiado elevadas en el condensador ni bajas presiones en el evaporador).  Propiedades químicas - Neutralidad química (Así tendrá un efecto nulo frente a metales, empaques, lubricantes y demás componentes usados). - Estabilidad química (Deben ser estables a las temperaturas y presiones de trabajo, sin sufrir ningún tipo de transformación química, así como en otras condiciones posibles debidas a incidentes o falsas maniobras durante el funcionamiento). - Inflamabilidad y explosividad (Por motivos de seguridad se exige que el refrigerante este operando fuera de los dominios de peligrosidad, así como también No deben ser inflamables ni explosivos al mezclarse con el aire, sea cual sea la proporción de esta mezcla). - Toxicidad (Es importante que el refrigerante no tenga efectos nocivos sobre la salud, incluso en pequeñas cantidades presentes en el aire).  Propiedades Físicas - Baja tendencia a las fugas (En un sistema de refrigeración, las fugas pueden ser hacia adentro o hacia fuera, según su relación con la presión atmosférica. En caso de ocurrir deben ser inmediatamente detectadas, prefiriéndose aquellos refrigerantes que tengan un olor penetrante). - Baja viscosidad (Cuanto menos viscoso sea el fluido refrigerante mayor será su posibilidad de fluir y menor será la pérdida de presión). - Alta conductividad térmica (Con lo que puede reducirse el tamaño y costo del equipo de transferencia de calor).  Propiedades ambientales - Efectos nulos sobre la capa de ozono. 63 - Que no sean propensos al efecto invernadero. - Costo y disponibilidad. En el caso de los sistemas de absorción, además de las características antes descritas, se busca que el par de trabajo refrigerante/absorbente cumpla con las siguientes características [38]: - El calor latente del refrigerante debe ser alto, para poder disminuir la tasa de circulación del refrigerante y absorbente. - El par de refrigerante/absorbente no debe formar una fase sólida a la composición y temperatura a la que se somete durante su operación. - El refrigerante debe ser mucho más volátil que el absorbente de manera que ambos se pueden separar fácilmente sin la necesidad de un rectificador. - El absorbente debe tener una fuerte afinidad por el refrigerante, bajo condiciones en las que tiene lugar la absorción. Una fuerte afinidad implica tener menos absorbente, que tenga que ser distribuido para lograr el mismo efecto de refrigeración, reduciendo las pérdidas de calor sensible y permitiendo tener un intercambiador de calor de líquido más pequeño. - Presión moderada del par de trabajo. La alta presión requiere de equipos de paredes gruesas, y la energía eléctrica implicada para bombear los fluidos, del lado de baja presión al lado de alta presión, puede ser significativa. Una baja presión demanda equipos de gran volumen y medios especiales de para reducir la caída de presión durante la trayectoria del refrigerante vaporizado. - Gran estabilidad química, del par de trabajo, para evitar la formación indeseable de gases, sólidos o sustancias corrosivas. 2.12.- Mezclas refrigerante/absorbente El desempeño y la eficiencia en los ciclos reversibles son independientes de las propiedades de los fluidos de trabajo. Sin embargo, el desempeño y la eficiencia en los sistemas reales son determinados en gran medida por las propiedades de estos fluidos. En una sistema de absorción, tanto el costo de compra, como de operación del equipo, son altamente dependientes del fluido de trabajo y sus propiedades [42]. En la literatura se reportan numerosos estudios sobre los fluidos de trabajo analizados. Sin embargo, el estudio llevado a cabo por Marcriss, sobre los sistemas de absorción, sugiere que hay al menos unos 40 compuestos refrigerantes y unos 200 compuestos fungiendo como absorbentes. Sin embargo, los fluidos de trabajo más comunes son el agua/bromuro 64 de litio y el amoniaco/agua [39]. Algunos otros estudios haces énfasis en fluidos con fines específicos, como por ejemplo para aplicaciones de alta temperatura, mientras que otros proponen fluidos que presentan propiedades mejoradas a los fluidos convencionales. A continuación se detallan algunos de los aspectos más importantes acerca de las mezclas más comunes empleadas en sistemas de absorción (agua/bromuro de litio y amoniaco/agua). Agua/bromuro de litio (H2O/LiBr).- En la actualidad el par agua/bromuro de litio es el más empleado como mezcla de trabajo en los equipos de absorción, pese a tener limitada la temperatura de trabajo del evaporador (5 ºC aproximadamente) debido a problemas de congelación del agua. Además, la temperatura de trabajo del absorbedor no puede ser muy alta, debido a la cristalización de la sal. Esto hace que el salto térmico entre evaporador y absorbedor no supere los 30 ºC aproximadamente. Sin embargo, su entalpía de vaporización es alta, la presión de vapor es baja (lo que permite diseñar equipos de menor peso al necesitar menor espesor en las paredes) y su toxicidad es nula. Como la gran limitación está en la temperatura de trabajo del absorbedor, las investigaciones tratan de desplazar la curva de cristalización de la disolución hacia puntos de mayor temperatura mediante la adición de sales u otras sustancias [12]. Amoniaco/Agua (NH3/H2O).- Es el par de trabajo ampliamente utilizado en los equipos de absorción que deben operar a temperaturas inferiores a 5 ºC. Además, es la mezcla utilizada por la mayor parte de equipos de absorción comercializados para el sector residencial y se prevé una mayor participación de ésta tras la comercialización de los equipos GAX. Su principal desventaja es la necesidad de rectificación, el bajo rendimiento en modo refrigeración y su incompatibilidad con el cobre [37]. El problema de esta mezcla es que el absorbente es relativamente volátil, por lo que es necesario emplear un rectificador para evitar que lleguen gotas de agua al condensador y al llegar a la válvula de expansión se congelen e inutilicen dicha válvula. La entalpía específica de evaporación del amoniaco es mucho menor que la del vapor de agua para la temperatura de evaporación, por lo que se necesita mayor caudal para una misma potencia. Otro problema de esta mezcla es que tanto la presión de condensación como la de evaporación están por encima de la atmosférica, y dada la alta toxicidad del amoniaco su uso en equipos de refrigeración está restringido por motivos de seguridad en algunos países (España es uno de ellos) [12]. 65 Con el fin de superar las limitaciones que presentan las mezclas de trabajo como el amoniaco/agua y el agua/bromuro de litio se han presentado estudios utilizando fluidos de trabajo convencionales, empleados en las maquinas de refrigeración por compresión mecánica, tales como los hidrofluorocarburos (HFC), junto con absorbentes orgánicos. Los refrigerantes como el R21, R22, R30, R31, R133a, R124a, R134a fueron comparados en el ciclo de refrigeración por absorción, donde el R21 se mostró el más alto COP debido a su calor latente de vaporización más grande [43]. Existen otras mezclas de trabajo destinadas a emplear alcohol como refrigerantes y sus principales ventajas son: una alta estabilidad térmica, resistencia a alta temperatura de salida y satisfactorio diagrama de presión-temperatura-concentración. Sin embargo, la mayoría de ellas tienen la misma toxicidad que NH3 [43]. Ejemplo de estas mezclas es el metanol/bromuro de litio (MeOH/BrLi), con la cual se pretendía superar las principales limitaciones de temperaturas de operación del sistema agua/bromuro de litio, y cautivó cierto interés. Por una parte, el metanol puede operar a temperaturas inferiores a los 0 ºC y además, no presenta problemas de cristalización en el absorbedor en las condiciones habituales de operación. No obstante, esta mezcla fue inestable a temperatura elevada, lo que limitaba su aplicación a sistemas de simple efecto [37]. Otros esfuerzos están basados en mejor las características de los fluidos de trabajo ya existente, agregando nuevos componentes o aditivos, ejemplo de ellos son dos sistemas ternarios de etilamina + H2O + LiBr (H2O:LiBr en relación de masa = 2:1) y la etilamina + H2O + LiNO3 (H2O:LiNO3 en relación de masa = 2:1) propuestos con la finalidad de mejorar las características de rendimiento, reducir la peligrosidad, la toxicidad y el costo de ciclos de absorción [43]. En la tabla 2.1 se muestran algunos de los muchos fluidos de trabajo que han sido reportados en la literatura, junto con el ciclo de absorción en el cual han sido analizados y se remarcan las principales observaciones sobre cada uno de ellos [43]. 66 Tabla 2. 1.- Características y comparación de diferentes fluidos de trabajo para los sistemas de absorción. (AC= Absorption Chiller, AHT= Absorption Heat Transformer, AHP=Absorption Heat Pump y TPL= Triple Pressure Level single-stage absorption cycle). 67 2.12.1.- Mezcla amoniaco/nitrato de litio (NH3/LiNO3) El refrigerante: El amoniaco es un gas incoloro a presión atmosférica con un olor muy penetrante. En estado líquido posee un alto calor específico y una alta conductividad térmica. Posee una viscosidad y densidad aceptable, y su entalpía de vaporización es alta. Es excelente para la producción de hielo debido a que su temperatura de congelación es mucho menor que la del agua (- 78 °C). También, el costo del amoniaco es una ventaja atractiva ya que es mucho menor al de cualquier refrigerante sintético. El amoniaco tiene gran disponibilidad, opera a presiones comparables con otros refrigerantes, y es capaz de absorber grandes cantidades de calor cuando se evapora (con un calor latente de vaporización 9 veces mayor que el R-12). Además, posee potencial de disminución de la capa de ozono nulo cuando se libera a la atmósfera, adicionalmente, el amoniaco en la atmósfera no contribuye directamente al calentamiento global. Los inconvenientes que presenta son que posee características de inflamabilidad, en estado gaseoso es sofocante y altamente irritante. La exposición a 250 ppm es soportable para muchas personas hasta por una hora, sin embargo, en exposiciones a concentraciones de 2500 a 4500 ppm son fatales en un periodo de 30 minutos; y en concentraciones de entre 5000 y 10000 ppm son letales de forma inmediata. En presencia de humedad corroe a los metales no ferrosos como el cobre y reacciona violentamente con oxidantes fuertes, ácidos, halógenos y sales de plata, zinc, y otros metales pesados [44,45]. La tabla 2.2 muestras las características y propiedades físicas del amoniaco. Tabla 2. 2.- Propiedades y características físicas del NH3. Características y propiedades físicas del amoniaco Formula molecular NH3 Estado de agregación Gas Masa molecular 17.03 g/mol Temperatura de ebullición -33 °C Temperatura de fusión -78 °C Temperatura de descomposición 500 °C Densidad 0.73 kg/m 3 Solubilidad en agua a 0 °C 89.9 g/100 ml Calor específico 4.7 kJ/kg K 68 Temperatura crítica 132 °C Presión crítica 111.52 atm El absorbente: El nitrato de litio es una sal de cristales o polvos cristalinos incoloros a blancos, no combustible, no presenta olor, se disuelve fácilmente en agua, etanol, amoniaco acuoso y en muchos otros disolventes orgánicos. Está sujeto a la delicuescencia (propiedad de atraer la humedad del aire y disolverse lentamente), y es apto para formar una mezcla eutéctica con otros nitratos de metales alcalinos. En cuanto a los riesgos para la salud, puede causar irritación en el tracto respiratorio por inhalación, enrojecimiento, comezón y dolor por contacto con la piel y es nocivo si se llega a ingerir. Es utilizado principalmente como estabilizador de amoniaco acuoso en las instalaciones de refrigeración, propulsor de cohete, oxidante para fuegos artificiales, agente de ataque químico para el vidrio, inhibidores estáticos y como componente de las sales fundidas en la industria metalúrgica. La tabla 2.3 muestras las características y propiedades físicas del nitrato de litio [45]. Tabla 2. 3.- Propiedades y características físicas del LiNO3. Características y propiedades físicas del nitrato de litio Formula molecular LiNO3 Estado de agregación Sólido Masa molecular 68.94 g/mol Temperatura de ebullición 600 °C (se descompone) Temperatura de fusión 261 °C Densidad a 20 °C 2.38 kg/l Solubilidad en agua a 20 °C 70 g /100 ml Calor específico a 210 °C 1620.292 J/kg °C Calor de formación estándar -7 kJ/kg Calor de solución a 18 °C - 20.221 kJ/kg Como par de trabajo el amoniaco/nitrato de litio, en los sistemas de absorción, busca mejor las carencias que presentan las mezclas convencionales, amoniaco/agua y agua/bromuro de litio, como son las desventajas de la cristalización y los problemas de corrosión, la baja presión a las condiciones de operación y la necesidad de rectificación del vapor del refrigerante a la salida del 69 generador. Las ventajas de esta mezcla, por lo tanto, son la sencillez del ciclo y un mayor potencial para la refrigeración solar. Además de que puede funcionar a temperaturas más bajas en los generadores que trabajan con amoníaco/agua. Sin embargo, el inconveniente de este fluido de trabajo es su alta viscosidad, que penaliza a los procesos de transferencia de masa y calor en el absorbedor y el generador. Esta alta viscosidad es la causante de reducir el rendimiento predicho por los modelos termodinámicos [46]. La información de las propiedades de esta mezcla han sido presentadas por autores como Infante Ferreira y Libotean [27,30, 47]. 70 Capítulo III Descripción del equipo En el capítulo anterior se hizo la descripción teórica del principio de funcionamiento del ciclo de simple efecto por absorción, así como la función que tiene cada componente dentro del ciclo. Por lo tanto, en el presente capítulo se hace énfasis en las características de diseño y operación de cada uno de estos componentes reales, que integran el sistema de aire acondicionado solar experimental, partiendo de una descripción detallada de cada uno de ellos. Posteriormente se va desglosando cada uno de los pasos necesarios para pasar desde la integración y montaje de los componentes, hasta la puesta en marcha y operación del sistema, pasando por la preparación de la solución, la calibración de los sensores y las pruebas preoperatorias necesarias para llevar a cabo la experimentación. 3.1.- Descripción del sistema El sistema experimental es una máquina de aire acondicionado solar por absorción tipo horizontal, el cual está ubicado en el Laboratorio de Refrigeración y Bombas de Calor del Instituto de Energías Renovables (IER) de la UNAM, ubicado en Temixco, Morelos (figura 3.1). El sistema está diseñado para una potencia de refrigeración de 5 kW operando con la mezcla binaria nitrato de litio/amoniaco (LiNO3-NH3). Figura 3. 1.- Laboratorio de Refrigeración y Bombas de Calor del IER. 71 Los principales componentes que integran el sistema el sistema de aire acondicionado son: un generador, un absorbedor, tres intercambiadores de placa plana (evaporador, condensador y economizador), tres válvulas de estrangulación y una bomba. Los elementos restantes que completan el sistema se detallan más adelante con precisión. Para llevar a cabo la operación y recabar la información necesaria, acerca del proceso, el sistema cuenta con un equipo de adquisición de datos, de control e instrumentación. El sistema de aire acondicionado, aunque está diseñado para operar con energía solar, es evaluado con un equipo auxiliar, que maneja una resistencia eléctrica de 24 kW, que provee al calor necesario para la generación del vapor refrigerante. A continuación se desglosa cada uno de los componentes que integran al sistema de refrigeración; con la finalidad de conocer mejor cada uno de ellos por separado, su funcionalidad y partes que lo conforman. 3.1.1.- Generador El generador es un intercambiador de calor tipo coraza y tubos de cuatro pasos. La coraza es de 8” de diámetro nominal y 25 9 /16” de longitud, mientras que los tubos, 20 en total en configuración cuadrada, son de 3 /4” de diámetro exterior y 27 9 /16” de longitud. En sus extremos lleva tapas de 11 5 /8” de diámetro exterior y espesor de 1”, las cuales están soldadas y sujetas con tornillos de 5 /8” al espejo. Todo lo anterior fabricado en acero al carbón. La entrada de solución se realiza por medio de un distribuidor, el cual posee 5 secciones de tubería de solución de 27 9 /16” de longitud con 1 /2” de diámetro exterior fabricada en acero inoxidable. Cada una de estas secciones posee orificios separados cada 1 /2” los cuales, junto con la presión de trabajo del generador, se encargan de generar gotas de solución que caen sobre los tubos de la coraza, formando una película descendente que va cubriendo la superficie de dichos tubos. Por el interior de los tubos de la coraza circula el fluido caliente necesario para lograr la evaporación de la solución. El vapor refrigerante producido tiene su salida por la parte superior, mientras que la solución que no es evaporada sale por la parte inferior. La figura 3.2 muestra los componentes del generador, mientras que la figura 3.3 muestra el diseño real. 72 Figura 3. 2.- Dibujo representativo del generador y sus componentes. Figura 3. 3.- Diseño real del generador. Las condiciones de operación, bajo las cuales fue diseñado el generador, se describen en la 73 tabla 3.1 Tabla 3. 1.- Condiciones de diseño para operación. Fluido Tubos Coraza Agua Vapor-solución Presión 3 kg/cm 2 10-12 kg/cm 2 Temperatura 25 °C 150 °C 3.1.2.- Absorbedor El absorbedor, al igual que el generador, es un intercambiador de calor de coraza y tubos, solo que este es de seis pasos. El absorbedor es considerado el componente más crítico dentro del sistema, debido a la complejidad de llevar a cabo un buen proceso de absorción entre la solución y el vapor refrigerante. La coraza es de 10” de diámetro nominal y 27 1 /2” de longitud. Los tubos empleados, 36 en total en configuración cuadrada de 6x6, son de 3 /4” de diámetro exterior con 29 1 /2” de longitud. En sus extremos lleva tapas de 14 1 /2” de diámetro exterior y espesor de 1” las cuales están soldadas y sujetas con tornillos de 5 /8” a los espejos. Todo fabricado en acero al carbón. La entrada de la solución pobre en refrigerante, procedente del generador, se realiza por medio de un distribuidor de 2 1 /2” de diámetro, que posee 6 secciones de tubería de solución de 29 1 /2” de longitud con 1 /2” de diámetro, en acero inoxidable. Cada una de estas secciones posee orificios separados cada 1 /2”, los cuales forman gotas de solución que cae sobre los tubos de la coraza, formando una película descendente de solución necesaria para llevar a cabo la absorción del vapor que es inyectado por un costado de la coraza. La función de los tubos de la coraza es hacer circula un fluido refrigerante, el cual sea capaz de retirar el calor derivado por la reacción exotérmica que se genera durante el proceso de absorción. Una vez que el proceso de absorción se cumple, la solución generada rica en refrigerante, es expulsada por la parte inferior del absorbedor, para posteriormente ser enviada hasta el generador. La figura 3.4 muestra un dibujo representativo del absorbedor y sus partes, mientras que la figura 3.5 es una imagen real del diseño del absorbedor. 74 Figura 3. 4.- Dibujo representativo del absorbedor y sus componentes. Figura 3. 5.- Diseño real del absorbedor. Las condiciones de operación, bajo las cuales fue diseñado el absorbedor, se describen en la tabla 3.2. 75 Tabla 3. 2.- Condiciones de diseño Fluido Tubos Coraza Agua Vapor-solución Presión 3 kg/cm 2 2-4 kg/cm 2 Temperatura 25 °C 150 °C 3.1.3.- Intercambiadores de placas Los intercambiadores de calor de placa plana son capaces de transferir mayor calor que sus correspondientes de coraza y tubos. Esto se debe a que cada una de las placas posee un mayor área superficial de contacto, lo que facilita la transferencia de calor. Es debido a su alta eficiencia, de trasferencia de calor, que estos intercambiadores son más pequeños que los correspondientes de coraza y tubos de la misma capacidad. Sin embargo, debido a la complejidad de diseñar intercambiadores de placas que manejen más de dos flujos diferentes, se ha visto limitada su aplicación [48]. Dadas las condiciones de operación, que se manejan en el sistema de aire acondicionado solar, y las ventajas que conlleva el uso de intercambiadores de calor de placa plana, se optó por la simulación y diseño del evaporador, condensador y economizador con este tipo de tecnología. La simulación fue llevada a cabo por el Dr. Víctor Gómez del IER, tomando en cuenta los siguientes parámetros: fluidos de trabajo, temperaturas de entrada y salida, flujo másico, presión de operación, densidad, conductividad térmica, viscosidad dinámica y calor específico de los fluidos. El resultado de dicha simulación arrojó capacidades de 3.1 kW para el evaporador, 3.1 kW para el condensador y 2 kW para el economizador, con una eficiencia del 98%; todos fabricados en acero inoxidable 316 (libre de cobre y plata), con 21 placas de composición, corrugado de 30° tipo chevron, soldados (para mejor hermeticidad), con entradas y salidas de 1 1 /8” de diámetro y dimensiones de 28 x 12.5 x 5.79 cm (figura 3.6). La fabricación corrió a cargo por la empresa ALFA LAVAL la cual dio solución a las exigencias requeridas en el diseño de los intercambiadores. 76 Figura 3. 6.- Intercambiadores de placas empleados en el sistema de aire acondicionado solar. . En cada uno de los intercambiadores de placas, el fluido caliente y el fluido frío, representados por el color rojo y azul respectivamente en la figura 3.7 [49], intercambian su calor a través de las placas corrugadas. Cada dos placas forman un canal de circulación. El caudal total del fluido se divide en partes iguales, por la cantidad de placas del intercambiador, y se vuelve a dividir por la cantidad de subcanales internos de cada placa. Esto provoca una eleva velocidad de circulación, formándose un flujo turbulento, que optimiza el intercambio de calor y disminuye el riesgo de incrustaciones. Figura 3. 7.- Distribución de los fluidos en un intercambiador de calor de placa plana con flujo contracorriente. Para el condensador, quien se encarga del cambio de fase de vapor a líquido de amoniaco, la entrada del fluido caliente, vapor de amoniaco, es por la parte superior izquierda, mientras que su salida, como amoniaco líquido, es por la parte inferior izquierda. La entrada del fluido frio, que es 77 agua, es por la parte inferior derecha y su salida es por la parte superior derecha (figura 3.8). Esta configuración es llamada flujo contracorriente, la cual favorece aun más la transferencia de calor que si las corrientes entraran en la misma dirección (flujo paralelo). Figura 3. 8.- Condensador con entradas y salidas de ambas corrientes. En el evaporador, donde se lleva a cabo el proceso de enfriamiento, la entrada del fluido caliente, agua a enfriar, es por la parte superior izquierda, mientras que su salida, como agua fría, es por la parte inferior izquierda. La entrada del fluido frio, el cual es amoniaco líquido procedente del condensador, es por la parte inferior derecha y su salida, como vapor de amoniaco, es por la parte superior derecha (figura 3.9). Figura 3. 9.- Entras y salidas de los dos fluidos que maneja el evaporador. 78 En el caso del economizador, cuya función es calentar la solución que entra al generador y enfriar la solución que llega al absorbedor, la entrada del fluido caliente, solución pobre en refrigerante procedente del generador, es por la parte superior izquierda, mientras que su salida, como solución pobre a menor temperatura, es por la parte inferior izquierda. La entrada del fluido frio, el cual es solución rica en refrigerante procedente del absorbedor, es por la parte inferior derecha y su salida, como solución rica a mayor temperatura, es por la parte superior derecha (figura 3.10). Figura 3. 10.- Distribución de las entradas y salidas de los dos fluidos que maneja el economizador. 3.1.4.- Válvulas de estrangulación Las válvulas de estrangulación son cualquier clase de dispositivo que restringe el flujo, causando una caída de presión importante en el fluido. Esta caída de presión suele ir acompañada de una gran disminución de temperatura, por esta razón estos dispositivos son de uso común en aplicaciones de refrigeración y aire acondicionamiento [34]. Existen un gran número de válvulas de estrangulación como lo son tubos capilares, válvulas ajustables o tapones porosos; entre muchas otras, dependiendo de las características especificas que se requieran. El sistema de refrigeración estudiado posee tres válvulas de estrangulación de aguja, dos de ellas llamadas de expansión, que cumplen la función de fijar la zona de alta y baja presión en el sistema. La primera de ellas está montada a la entrada del evaporado, por donde circula el amoniaco líquido, es de la marca Swagelok fabricada en acero inoxidable 316, unidireccional, con conexión 79 macho a ¼” NPT, posee mando micrométrico que asegura los ajuste repetitivos de caudal, además de proporcionar lecturas precisas de 1 /25 de vuelta (Figura 3.11a). La segunda de ellas está ubicada a la salida del generador, por donde pasa la solución pobre que regresa al absorbedor, ésta es de la marca Vayremex fabricada en acero inoxidable, unidireccional, con conexión roscada hembra- hembra de ¼” NPT (figura 3.11b). La tercer válvula, llamada de regulación, está ubicada a la salida de la bomba y su función es conseguir la recirculación de solución para que la bomba nunca trabaje en vacio. Es de la marca Swagelok, unidireccional, fabricada en acero inoxidable 316, conexiones a tubing de ½” y con mando redondo (figura 3.11c). Figura 3. 11.- Válvulas de estrangulación empleadas en el sistema de aire acondicionado. 3.1.5.- Bomba Dentro del sistema de aire acondicionado solar es necesario contar con un dispositivo capaz de mandar la solución rica en refrigerante, que sale del absorbedor, hasta el generador; venciendo el cambio de presiones que existe entre ambos componentes. Para ello se cuenta con una bomba de engranes bidireccional de la marca Delta Power serie D, modelo D2 3020-0017, la cual entrega un gasto de 3.028 lt/min a 1750 rpm a una presión máxima de 1500 psi. La bomba es conectada a las líneas de solución por medio de dos conectores machos de 3 /8” NTP a tubing de ½”. Para el accionamiento de la bomba se cuenta con un motor eléctrico de la marca Weg de 1 HP y 1750 rpm, alimentado por una conexión a 127V/2 F/60Hz. El acoplamiento entre ambos componentes es por medio de un cople flexible de acero inoxidable para un diámetro de flecha de 7 /16”. En la figura 3.12 (a) (b) (c) 80 se puede aprecia el acoplamiento motor-bomba. Figura 3. 12.- Acoplamiento motor-bomba. Por razones de seguridad, en el espacio de acoplamiento de ambos componentes, se cuenta con una guarda de protección, cuyo propósito es evitar que sus partes móviles entren en contacto con el cuerpo u otros objetos extraños. En la parte superior de ésta, parte plástica de color naranja que se muestra en la figura 3.12, posee una ranura que facilita la inspección visual del acoplamiento. 3.1.6.- Estructura La estructura metálica que soporta los diferentes componentes del sistema, está hecha de ángulo comercial ranurado, en acero al carbón, con dimensiones de 6.0 x 3.5 cm. La selección de dicho material fue de acuerdo a las ventajas que presenta: buena resistencia al peso, maniobrable con facilidad, de bajo costo y facilidad de formar estructuras sin necesidad de soldaduras. Una vez seleccionado el material, el proceso comenzó con la fabricación de la base que soporta el absorbedor, con dimensiones de 76 x 61.5 cm, la cual está integrada por seis ángulos acoplados entre ellos. Esta base va soportada por cuatro travesaños, de 110 cm longitud, los cuales dan la altura máxima a la estructura. El siguiente paso fue la construcción de la base del generador, la cual está integrada por seis ángulos y posee dimensiones de 76 x 61.5 cm, que va montada sobre la parte superior de los cuatro travesaños. El último paso de la fabricación fue la colación de las bases que soportan los intercambiadores de calor (condensador, economizador y evaporador) y sus respectivos travesaños, los cuales tienen una medida de 16 cm de ancho por 62.5 cm de largo para el condensador y 81 economizador y de 16 cm de ancho por 48 cm de largo para el evaporador. La ubicación de dichas bases fue tomando en consideración que, al montar los intercambiadores, el trazado de las líneas que interconectan a los diferentes componentes del sistema de refrigeración fueran los más sencillo posible. Además de que la salida del evaporador quedara por debajo de la entrada de vapor al absorbedor. La figura 3.13 es la representación grafica del modelo de la estructura. Figura 3. 13.- Diseño de la estructura que soporta los diferentes componentes que integran el sistema de aire acondicionado solar. La sujeción de cada una de las partes que conforma la estructura, fueron llevadas a cabo por medio de tornillos hexagonales de ¼” x 1” de longitud, con arandelas planas, de presión y tuerca; todos en acero al carbón. La sujeción de la estructura al piso es por medio de cuatro placas de acero al carbón de 1 /8” de espesor de 15 x 15 cm, barrenadas en dos esquinas, para ser fijadas al piso por medio de taquetes de expansión para tornillos de 3/8”. 82 3.1.7.- Conexiones El hecho de trabajar con la mezcla LiNO3-NH3, restringe la selección del material necesario para lograr la interconexión entre cada uno de los componentes del sistema de refrigeración. Es por ello, que toda conexión tiene que ser libre de contener alguna aleación, o elemento, que reacciones con dicha mezcla. Por lo tanto, todos los materiales utilizados son libres de cobre o aleaciones que contenga cobre, ya que el amoniaco corroe este tipo de materiales. Para lograr la interconexión entre los elementos del sistema de refrigeración se emplearon diferentes conectores, válvulas, tuberías de acero inoxidable (tubing), codos, tapones, entre otras conexiones las cuales se enlistan en la tabla 3.3. Tabla 3. 3.- Diferentes conexiones utilizadas en la interconexión del sistema de refrigeración. Cantidad Imagen Cantidad Imagen 17 Bushing de 1/2" x 1/4" NPT en acero inoxidable 1 Manometro de 0 a 10 bar de acero inoxidable 1 Manometro de 0 a 20 bar de acero inoxidable Material 6 Niple hexagonal de 1/2" NPT en acero inoxidable 7 Válvula de globo de 1/2" NPT en acero inoxidable 1 Válvula de seguridad para 20 bares 1 Válvula de seguridad para 10 bares 2 Niple reductor hexagonal de 1"x1/4" en acero inoxidable 1 Conector macho de 3/4"x3/4" 1 Niple largo de 1/2"x3" en acero inoxidable 1 Conector hembra de 1/2"x3/4" 1 Tee de 1/2"x3/4" Material 2 Unión de 1/2" NPT a tubing de 3/4" en acero inoxidable 8 Conector macho de 1/2" NPT a tubing de 3/4" en acero inoxidable 2 Niple reductor hexagonal de 1/2"x1/4" en acero inoxidable 1 Tapón de 1/2" en acero inoxidable 83 Tabla 3.3.- Continuación. El motivo de utilizar tantas conexiones recae en el sentido de que al ser un equipo experimental, el que se evalúa, se requiere de la colocación de un número considerable de sensores de medición, así como de tener facilidades para hacer modificaciones o corregir problemas durante la evaluación, en caso de ser necesario. Para el trazado de las líneas que intercomunican al sistema de aire acondicionado solar, se simularon los principales componentes que integran al sistema y se planearon diferentes configuraciones de trazado hasta llegar a la adecuada. Muestra de ello es la figura 3.14 que representa la idea original de diseño de la tubería. Cantidad Imagen Cantidad ImagenMaterial 8 Tee de 1/4" en acero inoxidable 27 Conector macho de 1/4" NPT a tubing de 1/2" 13 Válvula de globo de 1/4" NPT en acero inoxidable 2 Conector macho de 3/8" a tubing de 1/2" en acero inoxidable 1 Tee unión para tubing de 1/2" en acero inoxidable 4 Niple corto de 1/4"x2" en acero inoxidable 2 Niple reductor hexagonal de 1"x1/2" en acero inoxidable 5 Cruz de 1/2" en acero inoxidable Tubing de acero inoxidable de 1/2" 1 Niple largo de 1/4"x5" en acero inoxidable 3 Niple hexagonal de 1/4" NPT en acero inoxidable 4 Cruz de 1/4" en acero inoxidable Tubing de acero inoxidable de 3/4" Material 2 Adaptador reductor hexagonal de 1"x1/2" en acero inoxidable 6 Adaptador reductor hexagonal de 1"x1/4" en acero inoxidable 4 Tapón de 1/4" en acero inoxidable 1 Tee de 1/2" en acero inoxidable 7 Unión de 1/4" NPT a tubing de 1/2" en acero inoxidable 84 Figura 3. 14.- Trazado de líneas propuesto para la interconexión de componentes. En la figura 3.14, las líneas de color rojo representan el circuido de refrigerante, desde que sale como vapor de amoniaco en el generador, hasta que llega como amoniaco líquido al evaporador y sale como vapor de amoniaco para entrar al absorbedor. Las líneas de color verde imitan el circuito de solución rica en refrigerante, desde la salida del absorbedor por su parte inferior, pasando por la bomba y el economizador, hasta la llegada al distribuidor de solución del generador. Por su parte, las líneas de color amarillo simbolizan el circuito de solución podre en refrigerante, desde su salida del generador por su parte inferior, su paso por el economizador, hasta la llegada al distribuidor de solución del absorbedor. 85 3.1.8.- Instrumentación y control El objetivo de la instrumentación y control es tener un grupo de elementos que en conjunto lleven a cabo la tarea de medir, controlar y registrar las variables de interés durante el proceso de evaluación del sistema; con el fin de optimizar los recursos utilizados en éste. En otras palabras, se persigue el beneficio de poner monitorear en tiempo real lo sucede durante el proceso, lo cual sirve para determinar si el mismo va encaminado hacia donde se desea, y de no ser así, poder actuar sobre los parámetros específicos del sistema para proceder de forma correctiva. Además, con los registros de los parámetros de interés, es posible llevar a cabo la evaluación sobre el desempeño del sistema. Los elementos necesarios para llevar a cabo la instrumentación y control se presentan en la tabla 3.4, mientras que la figura 3.15 muestra los cuatro tipos de sensores empleados. Tabla 3. 4.- Componentes que integran la instrumentación y control del sistema. Cantidad Descripción 23 Sensores de temperatura tipo RTD (PT1000) con conexión a proceso de ¼” NPT en acero inoxidable. Señal primaria resistencia y exactitud de +/- 0.3 °C. 4 Sensores de presión tipo piezoeléctrico marca ASHCROFT, rango de medición de 0-500 psig, con conector a proceso de ¼” NPT en acero inoxidable. Señal primaria de 4-20 mA y exactitud + /- 1% de la medición. 4 Sensores de flujo volumétrico tipo propela (Flujometros), con rango de medición de 0-20 kg/min, con conexión a proceso de 3 /8” NPT, fabricados en teflón. Señal primaria pulsos por minuto. 3 Sensores de flujo másico tipo Elite Coriolis, rango de medición de 0-20 kg/min, bridados para conexión a proceso de ½” NPT fabricados en acero inoxidable. Señal primaria flujo másico de 4-20 mA, señal secundaria densidad de 4-20 mA, con exactitud de 0.1% en líquidos y 0.2% en gases. 3 Fuentes de alimentación con señal de salida de 12 VCD a 1A, y entrada de 120 VCA. 3 Resistencias de 2.2 KΩ 4 Resistencias de 220 Ω 2 Tarjeta multifunción Agilent, modelo 34907A, de 22 canales. 1 Adquisitor de datos Agilent modelo 34972A. 86 1 Laptop. 1 No break marca Sola Micro SR 800. ‒ Cable multimalla de 2 polos calibre 22, con blindaje. Figura 3. 15.- Sensores empleados para la medición de datos. De izquierda a derecha, sensor de temperatura, sensor de presión, sensor de flujo volumétrico y sensor de flujo másico. La figura 3.16 es una representación grafica de la distribución y ubicación de cada uno de los sensores que conforman el sistema de aire acondicionado solar. Los sensores de temperatura esta designados con la letra “T”, los sensores de presión con la letra “P”, los sensores de flujo volumétrico (flujometros) con la letra “F” y los sensores tipo Coriolis con la letra “C”. Cada uno está acompañado con un número para facilitar su ubicación e identificación. Figura 3. 16.- Distribución de los diferentes sensores en el sistema de refrigeración. 87 Cada sensor de temperatura, presión y flujo, tiene que ser llevado por un proceso de calibración, donde se obtiene su ecuación característica con la finalidad de minimizar los errores en la medición y obtener datos confiables. El procedimiento y los materiales necesarios para llevar a cabo la calibración, en cada uno de los sensores, se describe a continuación. 3.1.8.1.- Sensores de temperatura Los materiales necesarios para llevar a cabo la calibración son: laptop, adquisidor de datos, una tarjeta multifunción, el baño térmico y un sensor patrón; que es la referencia correcta para la medición de la temperatura. En la figura 3.17 se aprecia todos los componentes necesarios. Figura 3. 17.- Componentes necesarios para la calibración de los sensores de temperatura. Se debe de etiquetar cada sensor, para su correcta identificación, llenar el depósito del baño térmico con agua y encender la resistencia eléctrica para calentar el fluido. La selección del rango de temperaturas a las cuales se hace la calibración, están en función a las temperaturas de trabajo a las cuales opera el sistema de refrigeración, son desde los 20 hasta los 80°C en pasos de 10°. Para cada paso de temperatura se toman 21 mediciones con cada sensor, posteriormente se obtiene el 88 promedio de todas ellas y se construye una tabla con los datos obtenidos (tabla 3.5). El valor registrado por cada sensor de temperatura es en Ohm y en °C para el sensor patrón. Tabla 3. 5.- Ejemplo de la tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores de temperatura. Prueba (°C) Patrón T22 T21 T17 T18 20 22.8251429 1092.92105 1092.8855 1092.59492 1092.7396 30 28.8775714 1116.50905 1116.45549 1116.2992 1116.25348 40 38.8131905 1154.57306 1154.53835 1154.45125 1154.21741 50 49.617 1194.33883 1194.56068 1194.23756 1193.92649 60 59.7751905 1232.00822 1232.29574 1231.97314 1231.53654 70 69.7550952 1270.09365 1270.35423 1270.05543 1269.49855 80 79.6764762 1308.04033 1308.40928 1308.00463 1307.26546 Una vez obtenidos todos los datos, se grafica el valor de la resistencia de cada RTD contra el valor registrado por el sensor patrón, se realiza una regresión lineal y se obtiene la ecuación característica de cada uno de ellos. Ejemplo de ello es la figura 3.18 para el RTD número 22 (sensor T22). Figura 3. 18.- Gráfica resistencia contra temperatura para el sensor de temperatura número 22, con su ecuación característica. Los sensores de temperatura poseen tres cables, uno blanco y dos rojos, para transmitir su señal de medición al sistema de adquisición de datos. La conexión de cada sensor a la tarjeta adquisitora es indistinta, solo se debe de tomar uno de los dos cables rojos y el cable blanco e introducirlos a uno de los 20 primeros canales de medición. 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 Te m p e ra tu ra ( °C ) Resistencia () Ecuación = 0.265x – 267.355 89 3.1.8.2.- Sensores de presión Para lleva a cabo la calibración de los sensores de presión es necesario contar con los siguientes materiales: laptop, adquisidor de datos, una tarjeta multifunción, una fuente de alimentación de 12V, cuatro resistencias de 220 Ω, un tanque con nitrógeno con sus respectivas conexiones y el banco de calibración donde se montan los sensores (figura 3.19). Figura 3. 19.- Banco de calibración con los sensores montados, junto con el tanque de nitrógeno y el adquisidor de datos. El proceso de calibración comienza etiquetando cada sensor, montándolos en el banco de calibración, conectando el tanque de nitrógeno y haciendo las respectivas conexiones eléctricas para la adquisición de datos. Los rangos de presión a los cuales están calibrados los sensores van desde 0 hasta 20 bares, en paso de 1 bar, teniendo en consideración que la presión de trabajo del sistema es de aproximadamente 3 bares para la parte de baja presión (en el absorbedor) y de 15 bares para la parte de alta presión (en el generador). La calibración consiste en ir inyectando nitrógeno al banco de calibración hasta llegar a la presión deseada, la cual es registrada por el sensor patrón que posee el banco de calibración. Para cada paso de presión se toman 21 mediciones con cada sensor, posteriormente se obtiene el promedio de estas mediciones y se construye una tabla con los datos obtenidos (tabla 3.6). El valor registrado por cada sensor de presión es en mili Amperes y en bares para el sensor patrón de calibración. 90 Tabla 3. 6.- Tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores. Prueba (bar) Patrón P1 P2 P3 P4 0 0 0.86473509 0.86784252 0.86827818 0.86541949 1 1.0342298 0.96841057 0.97050523 0.97127978 0.96860831 2 1.99610804 1.06467603 1.06568349 1.06698274 1.06446315 3 3.02683777 1.16787948 1.16790076 1.16707488 1.1672621 4 4.00488937 1.26607649 1.2651022 1.26466578 1.2650039 5 5.08834362 1.37439873 1.37247586 1.37217843 1.37306317 6 6.05701035 1.47135891 1.46863581 1.46839537 1.469833 7 7.10158532 1.57589675 1.57234194 1.5722593 1.57405652 8 8.08871242 1.67464194 1.67031657 1.67049189 1.67278357 9 9.04882805 1.77071176 1.76592678 1.76605138 1.76891097 10 10.0635968 1.87246337 1.86696771 1.86731648 1.8705743 11 10.9608395 1.96251281 1.95647678 1.9605943 1.9606738 12 12.0714186 2.0745056 2.06775518 2.07249506 2.07271296 13 13.0039208 2.16984156 2.16228464 2.1684916 2.16800383 14 14.0061915 2.26992774 2.26208905 2.26868733 2.2683555 15 15.0765277 2.3772944 2.36907003 2.37607341 2.37612914 16 16.0608975 2.47585876 2.46721673 2.47461336 2.4747893 17 17.0555565 2.57532932 2.5665558 2.57421918 2.57469255 18 18.030467 2.67282359 2.66362994 2.67159574 2.67251115 19 19.0241462 2.77214952 2.76285756 2.77105065 2.77234113 20 20.0251485 2.87254293 2.86301182 2.8740463 2.87313152 Con los datos obtenidos de la tabla 3.6, se grafica el valor de la intensidad de cada sensor de presión contra el valor del sensor patrón registrado, se realiza una regresión lineal y se obtiene la ecuación característica de cada sensor de presión (figura 3.20). Figura 3. 20.- Gráfica intensidad contra presión para el sensor de presión número 1, con su ecuación característica. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 0.5 1 1.5 2 2.5 3 P re si ó n ( b ar e s) Intensidad (mA) Ecuación = 9.969x – 8.614 91 El diagrama eléctrico de interconexión entre cada uno de los sensores de presión y el sistema de adquisición de datos se muestra en la figura 3.21. Figura 3. 21.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de presión. 3.1.8.3.- Sensores de flujo (flujometros) En la calibración de los sensores de flujo es necesario disponer de los siguientes materiales: laptop, adquisidor de datos, una tarjeta multifunción, dos fuentes de alimentación de 12V, cuatro resistencias de 2.2 KΩ, un deposito contenedor de agua (en este caso un tinaco), tubería y conexiones de 3 /8” en PVC (necesario para armar el circuito de circulación de agua), manguera tipo jardín de ½”, una bomba para forzar el paso del fluido por los flujometros, un patrón de medición y agua como fluido de trabajo. El primer paso es etiquetar cada sensor y formar el circuito de flujo de agua junto con los sensores (figura 3.22), teniendo en cuenta que el fabricante especifica que deben de existir 15 diámetros de longitud a la entrada del sensor y 10 diámetros de longitud a la salida del sensor, con respecto al diámetro de conexión a proceso del sensor (3 /8” para este caso). La finalidad de ellos es que el fluido se pueda desarrollar correctamente y tener una medición certera. Finalmente se hacen las respectivas conexiones eléctricas para la adquisición de datos. 92 Figura 3. 22.- Circuito de medición empleado para la calibración de los sensores de flujo volumétrico. El rango de flujo para el cual se calibraron los sensores es de 2 hasta 13 kg/min, en pasos de 1 kg/min. La calibración consiste en hacer circular agua a través del circuito hasta llegar al flujo deseado, que es registrado por el sensor patrón, y hacer las mediciones necesarias. Para cada paso de flujo se toman 21 mediciones con cada sensor, posteriormente se obtiene el promedio de éstas y se construye una tabla con los datos obtenidos (tabla 3.7). El valor registrado por cada sensor de flujo volumétrico es de pulsos por minuto y kg/min para el patrón de calibración. Tabla 3. 7.- Ejemplo de la tabla generada a partir de los promedios obtenidos de las mediciones de los sensores de flujo. Prueba (kg/min) Patrón F2 F3 F4 2 1.97220403 10.6885112 10.5417322 10.5481075 3 2.99187965 17.1913042 16.8786843 17.0640843 4 3.98157408 23.4832536 23.126126 23.1701561 5 4.96679286 32.3111224 31.4272172 32.2544591 6 5.96788218 36.1238964 35.4128017 35.6681562 7 7.08222567 43.2512641 42.3091042 42.6167566 8 8.06652232 49.6741426 48.5485375 48.7341987 9 9.0077568 55.6293754 54.5257892 54.8211561 10 9.97448651 62.015675 60.6908537 60.8702407 11 10.9953047 68.587783 67.005158 67.4751502 12 11.9731427 75.0224391 73.2519367 73.468112 13 13.1720784 82.9943669 81.1696564 81.5439258 93 0 2 4 6 8 10 12 14 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Fl u jo ( kg /m in ) Frecuencia (Pulsos por minuto) Con los datos de la tabla 3.7, se grafica el valor de los sensores de flujo (pulsos por minuto) contra el valor de patrón registrado (kg/min), se realiza una regresión lineal y se obtienen las ecuaciones características de cada sensor de flujo. Ejemplo de ello es la figura 3.23 que representa el sensor numero 2 (F2). Figura 3. 23.- Gráfica frecuencia contra flujo para el sensor de flujo número 2, junto con su ecuación característica. El diagrama eléctrico de interconexión entre cada uno de los sensores de flujo volumétrico y el sistema de adquisición de datos se muestra en la figura 3.24. Figura 3. 24.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de flujo volumétrico. 3.1.8.4.- Sensores tipo Coriolis Estos sensores vienen calibrados de fábrica y solo se ajustan al rango de medición que se desea. Para el Coriolis número uno y número dos, el rango de medición es de 0 a 20 kg/min. Mientras que Ecuación = 0.156x + 0.268 94 para el Coriolis número tres el rango de medición es de 0 a 2 kg/min. Su ecuación característica se obtiene al simular un paso de corriente internamente, que va desde los 4 hasta los 20 mA en pasos de 8 mA. Para 4 mA el flujo que se asigna es de 0 kg/min, para 12 mA es de 10 o 1 kg/min según sea el rango de medición que tenga el Coriolis y para 20 mA es de 20 o 2 kg/min dependiendo también del rango de medición asignado al sensor. Con el flujo asignado y la señal que registra el Coriolis se forma una tabla de datos que posteriormente se grafica para obtener su ecuación característica. Ejemplo de ello es la tabla 3.8 y la figura 3.25, que corresponden al Coriolis número 2 (C2). Tabla 3. 8.- Datos de la simulación interna del coriolis 2. Flujo (kg/min) Intensidad (mA) 0 0.003999 10 0.012 20 0.02 Figura 3. 25.- Gráfica intensidad contra flujo para el sensor de flujo másico número 2, junto con su ecuación característica. El diagrama eléctrico de interconexión entre cada uno de los sensores de flujo másico y el sistema de adquisición de datos se muestra en la figura 3.26. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 Fl u jo ( kg /m in ) Intensidad (mA) Ecuación = 1249.922x - 4.999 95 Figura 3. 26.- Diagrama de conexión eléctrica para los sensores de flujo másico. El registro de todas las ecuaciones característica, de cada uno de los sensores calibrados, se muestra en la tabla 3.9, junto con la posición en la cual se encuentra ubicado. Tabla 3. 9.- Ecuaciones de calibración de los sensores de medición. Sensor Ubicación/Fluido Ecuación T1 Salida generador/Vapor de NH3 T = 0.267x – 269.998 T2 Entrada condensador/Vapor de NH3 T = 0.294x – 300.018 T3 Salida condensador/Líquido de NH3 T = 0.295x – 300.908 T4 Entrada evaporador/Líquido de NH3 T = 0.295x – 301.642 T5 Salida evaporador/Vapor de NH3 T = 0.296x – 302.241 T6 Entrada absorbedor/Vapor de NH3 T = 0.294x – 299.500 T7 Entrada absorbedor/Solución pobre en NH3 T = 0.295x – 300.968 T8 Salida economizador/Solución pobre en NH3 T = 0.293x – 299.080 T9 Entrada economizador/Solución pobre en NH3 T = 0.294x – 300.535 T10 Salida generador/Solución pobre en NH3 T = 0.293x – 299.404 T11 Entrada generador/ Solución rica en NH3 T = 0.294x – 300.028 T12 Salida economizador/Solución rica en NH3 T = 0.294x – 300.424 T13 Entrada economizador/ Solución rica en NH3 T = 0.293x – 298.743 T14 Salida absorbedor/Solución rica en NH3 T = 0.294x – 300.295 T15 Salida generador/Agua tibia T = 0.266x – 268.046 T16 Entrada generador/Agua caliente T = 0.266x – 267.917 T17 Entrada condensador/Agua del Chiller T = 0.265x – 266.930 T18 Salida condensador/Agua hacia el Chiller T = 0.266x – 268.035 96 T19 Entrada evaporador/Agua a enfriar T = 0.266x – 267.822 T20 Salida evaporador/Agua fría T = 0.265x – 267.246 T21 Entrada absorbedor/Agua del Chiller T = 0.265x – 266.723 T22 Salida absorbedor/Agua hacia el Chiller T = 0.265x – 267.355 T23 Temperatura ambiente T = 0.294x – 299.449 P1 Salida generador/Vapor de NH3 P = 9.969x – 8.614 P2 Salida condensador/Líquido de NH3 P = 10.032x – 8.685 P3 Salida evaporador/Vapor de NH3 P = 9.977x – 8.615 P4 Salida absorbedor/Solución rica en NH3 P = 9.969x – 8.604 F1 Salida generador/Agua tibia F = 0.157x + 0.349 F2 Entrada condensador/Agua del Chiller F = 0.156x + 0.268 F3 Salida evaporador/Agua fría F = 0.160x + 0.252 F4 Entrada absorbedor/Agua del Chiller F = 0.159x + 0.227 C1 Salida condensador/Líquido de NH3 C = 1251.956x – 5.001 C2 Salida absorbedor/Solución rica en NH3 C = 1249.922x – 4.999 C3 Salida generador/Solución pobre en NH3 C = 124.996x – 0.500 Una vez instalados todos los sensores, la señal que emite cada uno de éstos es recogida por medio de las dos tarjetas multifunción. Cada tarjeta poses 22 canales, de los cuales, los 20 primeros miden voltaje y los dos últimos corriente. En la tarjeta número uno, en los canales del 1 al 9, están conectados todos los sensores de temperatura de flujo externo (T15 hasta T23, respectivamente), mientras que en los canales 10, 12, 14 y 16 están los cuatro flujometros (F1 hasta F4, respectivamente), por ultimo en los canales 21 y 22 se encuentran conectados los sensores tipo Coriolis 2 y 3 (C2 y C3, respectivamente). La Figura 3.27 muestra la tarjeta número uno con todos los sensores conectados en su correspondiente canal. Figura 3. 27.- Tarjeta número uno con los sensores conectados. 97 En la tarjeta número dos, en los canales del 1 hasta el 14, permanecen conectados todos los sensores de flujo interno (T1 hasta T14, respectivamente), los canales del 15 al 18 se emplearon para conectar los cuatro sensores de presión (P1 hasta P4, en orden ascendente) y por último, en el canal 21 está conectado el sensor tipo coriolis número 1 (C1), figura 3.28. Figura 3. 28.- Tarjeta número dos con sus sensores conectados. Ambas tarjetas van montadas sobre el adquisidor de datos (figura 3.29), el cual es el medio de comunicación entre la computadora y las señales provenientes de las mediciones de los distintos sensores. Figura 3. 29.- Adquisidor de datos marca Agilent modelo 34972A. Para poder que cada señal sea registrada por la computadora, es necesario crear un programa de adquisición de datos el cual está basado en el software VEE (Visual Engineering Environment) que, aparte de registrar las mediciones hechas, sirve para monitorear en tiempo real el funcionamiento del sistema de refrigeración (figura 3.30). 98 Figura 3. 30.- Programa de adquisición de datos creado en la plataforma VEE. Con la medición de cada uno de los sensores, el programa va generando un archivo de datos, el cual es un ejecutable por medio de Excel, donde guarda el registro de cada sensor, así como el número de mediciones, la fecha y la hora. 3.1.9.- Sistemas auxiliares Los sistemas auxiliares son el conjunto de equipos que apoyan la realización del proceso de enfriamiento y hacen posible que el sistema opere adecuadamente. Estos equipos, de gran importancia, son el sistema de calentamiento de agua para la generación de vapor de amoniaco, el depósito de agua a enfriar, junto con una bomba, y el Chiller para retirar el calor del absorbedor y el condensador. El Chiller es de la marca Transfer Marker, serie MCHA, el cual tiene una capacidad nominal de 5 TR (Toneladas de Refrigeración). Las condiciones normales de operación son para entregar el agua de salida a una temperatura de 4 a 7°C con una temperatura de agua de entrada de 10°C, para un gasto de 600 lt/(hr TR), con temperaturas ambientales que van desde los 0 hasta los 40°C. El compresor, del circuito de refrigeración, emplea el refrigerante R-22 y necesita de un suministro eléctrico de 220V/3 F/60 Hz para su operación. La figura 3.31 muestra la imagen del Chiller empleado en el sistema. 99 Figura 3. 31.- Chiller de 5 TR. Las líneas de comunicación entre el sistema de aire acondicionado y el Chiller están hechas a partir de tubería de PVC de 1” y 3 /8” con válvula de compuerta de 1”, fabricadas en bronce, para regular el flujo deseado. El sistema de calentamiento de agua, el cual es circuito cerrado, es de la marca Hubbell, modelo V624R-XX. Consta de una resistencia eléctrica de 24 kW alimentada a 208V/3 F/60Hz la cual está inmersa en un tanque con una capacidad de 22.71 lt (6 galones). Para enviar el agua hasta el sistema de aire acondicionado solar posee una bomba vertical marca Grundfos de 1 HP, de frecuencia variable, capaz de entregar un gasto de 58.33 lt/min (figura 3.32). Figura 3. 32.- Control de la resistencia eléctrica y bomba vertical. 100 Además, dicho sistema cuenta con un tanque de almacenamiento de 700 lt donde llega el agua que retorna del generador. Este tanque está cubierto con aislante térmico para disminuir las caídas de temperatura y lograr con mayor facilidad que la resistencia eléctrica logre su objetivo de aumentar la temperatura (figura 3.33). Figura 3. 33.- Tanque de almacenamiento de 700 litros acoplado al sistema de calentamiento. Para evitar la evaporación del agua, durante el proceso de calentamiento y transporte en el sistema de calentamiento, ésta está mezclada con etilenglicol en una relación 80:20. Las líneas de distribución del agua caliente son de cobre de ½”, con válvulas de globo de ½” y válvulas de compuerta de ½”, fabricadas en bronce, con las que se obstruye y regula el flujo, respectivamente. El depósito que suministra el agua a enfriar, durante el proceso, lo componen una bomba, y un tinaco de la marca Rotoplas, el cual es su interior posee una resistencia eléctrica; que en caso de ser necesaria, es encendida para mantener con cierta carga térmica el depósito de agua a enfriar. En la figura 3.34 se aprecian los componentes entes dichos. 101 Figura 3. 34.- Tanque de almacenamiento de agua a enfriar, junto con su resistencia eléctrica y bomba. La interconexión con el sistema de aire acondicionado solar es por medio de tubería de PVC de 1” y 3 /8”, dos mangueras coflex con conexiones de ¾” a NPT, dos válvulas de globo de PVC y una válvula de compuerta de 1”, fabricada en bronce. 3.1.10.-Prueba de hermeticidad Una vez que el sistema ya está armado en su totalidad con todos los sensores, líneas, conexiones y demás componentes, se procede a llevar a cabo la prueba de hermeticidad para verificar que no existan fugas en los equipos y las conexiones. El primer paso es abrir todas las válvulas del sistema, de tal manera que todo esté interconectado. Una vez hecho esto, se suministra agua al sistema por medio del generador y se da tiempo a que todos los componentes se llenen. Posteriormente se inyecta nitrógeno, también por la parte superior del generador, y se va elevando la presión lentamente dentro de todo el sistema. Una vez que el absorbedor llega a la presión de 10 bar, se aísla cerrando las válvulas que lo comunican con los demás componentes. Para el generador, y los componentes restantes del sistema, se sigue inyectando nitrógeno hasta que el manómetro marque una presión cercana a los 20 bar e inmediatamente después se procede a cerrar la válvula por la cual se inyecta el nitrógeno, aislando el sistema del exterior y dejándolo presurizado (figura 3.35). 102 Figura 3. 35.- Sistema presurizado a 10 bares en e absorbedor y 20 bares en el resto del sistema de aire acondicionado solar. La presión de 10 bar, a la cual es sometió el absorbedor, es tomando en consideración que este componente está diseñado para trabajar a una presión alrededor de 2 u 4 bar como máximo. Mientras que el generador, al operar por encima de los 10 bar de presión, se deja a 20 bar para tener una mayor seguridad de su hermeticidad. La prueba de hermeticidad concluye pasadas 48 horas, dentro de las cuales la caída de presión es mínima o nula y no se presenta alguna fuga de agua o gas por alguna conexión. En la figura 3.36 se observa como quedo el sistema de aire acondicionado solar, una vez pasada la prueba de hermeticidad, con el generador y la salida de vapor aislados, el sistema de adquisición de datos puesto a punto para registrar mediciones y las protecciones de seguridad que llevan cada mirilla. En este punto, el sistema está listo para ser cargado con la solución y comenzar la experimentación. 103 Figura 3. 36.- Resultado final de la integración de los diversos componentes del sistema de aire acondicionado solar. 3.2.- Preparación de la solución La evaluación del sistema de refrigeración con la solución LiNO3/NH3, necesita que la concentración de ésta sea de 50:50, por lo tanto, para llevar a cabo la preparación de dicha solución los pasos y consideraciones que se siguen son los mostrados a continuación: 1.- Realizar el cálculo del volumen en el generador y absorbedor, tomando en consideración que la solución llegue aproximadamente a tres cuartas partes de la mirilla en cada uno de ellos. El cálculo fue hecho en el software AutoCAD, tomando en consideración las dimensiones de cada equipo, obteniendo como resultado un volumen de 0.0108 m 3 de solución para ambos componentes. 2.- Medir la longitud aproximada de las tuberías de ½” y de ¾”, que conforman las interconexiones, y calcular el volumen que ambas ocupan. El resultado fue de 0.0019 m 3 . 3.- Calcular la densidad de la solución, para lo cual se utiliza alguna correlación reportada en la literatura. Para este caso se hizo a partir de la correlación de Infante Ferreira [47], tomando en consideración la concentración del 50% de refrigerante en la solución y una temperatura de 40°C. La correlación empleada se muestra a continuación: =  −1409.653 √ + 2046.222− 1.3463 − 0.0039       (/)  Donde X es la concentración del refrigerante en la solución y T es la temperatura a la que 104 está expuesta la solución en °C. 4.- Con el volumen total del sistema (0.0127 m 3 ) y la densidad de la solución calculada (989.3548 kg/m 3 ), la cantidad de masa necesaria la calculamos a partir de la siguiente ecuación: =     () El resultado de la masa total del sistema fue entonces de 12.5648 kg. Sin embargo, tomando en consideración un factor de seguridad, por cualquier inconveniente que se pudiera presentar (fuga, derrame, mal cálculo o cualquier otra consideración), se definió que en total se prepararan 15 kg de solución. Una vez conocida la cantidad de masa de sal necesaria (7.5 kg) y teniendo en consideración la gran capacidad que posee el nitrato de litio para absorber humedad del medio ambiente, humedad no deseable en el sistema de refrigeración, se procede a realizar el secado siguiendo como base la metodología reportada por Cuevas [50]. El secado se tuvo que efectuar en dos tandas de 3.75 kg cada una, ya que las charolas contenedoras no son suficientes para hacerlo en una sola. La metodología que se siguió se muestra a continuación: i. Conseguir los elementos necesarios para el secado de la sal, los cuales son: charolas para depositar la sal, papel aluminio, guantes de lates, guates para alta temperatura, embudo, bata, mascarillas, lentes protectores, martillo de goma, desarmador de pala, el contenedor de la sal (LiNO3), báscula de precisión para pesar la sal, tanque de carga y preparación de la solución, báscula para pesar el tanque de carga, plástico protector y cartón para cubrir la zona de trabajo y poder retirar los residuos de forma segura. Una vez reunido todo lo necesario, se sitúa en el área designada del Laboratorio de Refrigeración y Bombas de Calor del IER donde se encuentra el horno para el secado y una campana de extracción. ii. Cubrir cada charola con papel aluminio para evitar la contaminación de la sal y facilitar el manejo de residuos, así como la extracción de la sal una vez que salga del horno. iii. Enumerar las charolas y pesarlas. iv. Abrir el contenedor y moler la sal utilizando el martillo de goma y el desarmador. v. Con la sal triturada, llenar cada charola con 625 gramos y esparcirla lo más homogéneamente posible. (1) 105 vi. Meter la sal al horno conforme se van llenando las charolas, el cual desde un inicio se precalienta a 180 °C. vii. Dejar los seis recipientes en el horno por un lapso de dos horas a la temperatura de 180°C. viii. Extraer una a una cada charola e ir triturando con cuidado la sal para romper la aglomeración creada por el secado y pesarla. ix. Abrir la válvula del tanque de carga, colocar el embudo y vaciar lo más rápido posible la sal dentro de tanque para evitar que ésta gane mas humedad. x. Una vez realizada la primera tanta se vuelven a pesar las charolas y se regresa al punto IV para realizar la segunda tanta de secado. xi. Se monta el taque de carga sobre la báscula y se pesa para saber la cantidad exacta de sal que contiene. La figura 3.37 muestra el área asignada para el secado de la sal, así como algunos de los elementos necesarios para llevar a cabo el proceso. Figura 3. 37.- Área asignada para el secado de la sal y elementos necesarios para el proceso. El resultado obtenido del proceso de secado de la sal se muestra en las tablas 3.10 y 3.11. De donde se puede apreciar que la sal que fue primeramente horneada perdió mayor cantidad de humedad que la segunda. Sin embargo, al no contar con condiciones controladas de ambiente en el área de secado, no se sabe al final la cantidad de humedad con la que llega la sal al tanque de carga. Es por ello que el proceso de secado entra en discusión al no saber si en realidad beneficia o no a la preparación de la solución. 106 Tabla 3. 10.- Datos de la sal durante la primer tanta de horneado. Horneado de sal #1 Peso de la charola (gr) Charola con la sal (gr) Charola horneada con sal (gr) Humedad perdida (gr) Humedad perdida (%) Charola #1 179.4 804.4 800.3 4.1 0.51 Charola #2 184.6 809.6 806.2 3.4 0.42 Charola #3 195.1 820.1 817.8 2.3 0.28 Charola #4 185.1 810.1 807.4 2.7 0.33 Charola #5 192.7 817.7 814.3 3.4 0.42 Charola #6 191.2 816.2 812.7 3.5 0.43 Total 19.4 2.39 Tabla 3. 11.- Datos de la sal durante la segunda tanta de horneado. Horneado de sal #2 Peso de la charola (gr) Charola con la sal (gr) Charola horneada con sal (gr) Humedad perdida (gr) Humedad perdida (%) Charola #1 179.4 804.4 801.6 2.8 0.35 Charola #2 184.7 809.7 805.7 4.0 0.49 Charola #3 195.9 820.9 817.7 3.2 0.39 Charola #4 185.1 810.1 807.8 2.3 0.28 Charola #5 192.5 817.5 814.8 2.7 0.33 Charola #6 191.3 816.3 814.0 2.3 0.28 Total 17.3 2.13 La cantidad final de sal registrada, al pesar el tanque de carga, fue de 7.42 kg, lo que significa que además de la humedad perdida durante el proceso de secado hubo pérdidas durante su manejo y depósito. 3.3.- Carga de amoniaco Después del proceso de deshidratación de la sal y de su colación dentro del tanque de carga, el siguiente paso para la formación de la solución es la inyección de amónico líquido. Al ser la concentración de la solución del 50%, la cantidad de amoniaco que debe inyectarse es igual a la cantidad de sal que contiene el tanque (7.42 kg). El procedimiento a seguir y los elementos necesarios para la carga de amoniaco se describen a continuación: i. Reunir los elementos necesarios para la carga de amoniaco, los cuales son: tanque de carga 107 con la sal, báscula, tanque contenedor de amoniaco, recipientes con agua, manguera de teflón con recubrimiento de acero inoxidable, mangueras de plástico, juego de conexiones con manómetro y válvulas para el tanque de amoniaco, herramienta necesaria para ajustar las mangueras y abrir el tanque de amoniaco, así como protección personal para el manejo de amoniaco (figura 3.38). ii. Colocar el tanque con la sal sobre la báscula y pesarlo. iii. Situar el tanque de amoniaco de manera horizontal e inclinar la salida de éste un poco, de tal forma que a la hora de abrir la válvula salga amónico líquido y no vapor. iv. Interconectar la manguera de teflón a la válvula del juego de conexiones y a la parte inferior del tanque de carga. v. Conectar las mangueras de plástico, una a la parte superior del tanque de carga y la otra a la válvula de purga del juego de conexiones e introducir ambos extremos libres al recipiente con agua. vi. Abrir un poco la válvula del tanque de amoniaco, junto con las válvulas del juego de conexiones, de tal forma que libere el aire contenido dentro de las mangueras así como el vapor de amoniaco que pueda tener el tanque. vii. Una vez que empieza a salir amoniaco líquido se cierran todas las válvulas. viii. Abrir lentamente la válvula del tanque de amoniaco, posteriormente la válvula del juego de conexiones y por último la válvula inferior del tanque de carga, para dejar pasar el amoniaco líquido y empezar la inyección. ix. Verificar el peso en la báscula para estar atentos al incremento de la cantidad de masa de amoniaco, así como al medidor de nivel para ver el incremento de formación de solución. x. En caso de que se iguales las presiones de ambos tanques, la inyección de amoniaco cesara, es necesario abrir lentamente la válvula superior del tanque de carga para dejar liberar la presión y poder seguir con el suministro. xi. Una vez cumplido la carga de amónico requerida, se cierran todas las válvulas junto con la del tanque de amoniaco y posteriormente se abre la válvula de purga, del juego de conexiones, para liberar el amoniaco que haya quedado atrapado dentro de las mangueras. 108 Figura 3. 38.- Elementos empleados para la carga de amoniaco. 3.4.- Procedimiento de carga de solución al sistema Pasada la prueba de hermeticidad y al tener lista la preparación de la solución, el sistema está preparado para ser cargado. El primer paso a realizar es hacer vacio al sistema, por lo cual todas las válvulas deben estar abiertas para lograr la intercomunicación entre componentes, conectando la bomba de vacio a la parte superior del generador y dejándola trabajar por un lapso aproximado de 10 min (figura 3.39). El objetivo de hacer vacio es facilitar la introducción de la solución al sistema, ya que la solución se encuentra presurizada dentro del tanque de carga. Figura 3. 39.- Bomba de vacio conectada y operando sobre el sistema de aire acondicionado. 109 El segundo paso es conectar el tanque de carga a la parte inferior del absorbedor, por medio de una manguera de teflón recubierta con acero inoxidable, cerrando todas las válvulas que conectan al absorbedor con otros componentes del sistema y solo dejar abierta la válvula por donde entra la solución. Abrir lentamente la válvula inferior del tanque de carga la solución permitiendo que empiece a fluir hacia el absorbedor la solución; debido a la diferencia de presiones. Cuando llegue el momento en que las presiones se igualen es necesario introducir un poco de vapor de amoniaco al tanque de carga, con el objetivo de lograr la inyección total de solución (figura 3.40). Cabe destacar que la inyección de vapor de amoniaco, aunque eleva la presión del tanque de solución considerablemente, no cambia la concentración de la mezcla. Esto se debe a que el volumen de amoniaco inyectado es muy pequeño en masa, por lo tanto no existe un cambio considerable en la concentración de la solución. Figura 3. 40.- Tanque de carga conectado e inyectando solución al absorbedor. Al final de la carga se cierran las válvulas del absorbedor y del taque de carga, por donde entra y sale la solución respectivamente, se purgan las mangueras empleadas de la misma manera que en la carga de amoniaco, se desconectan con cuidado todos los componentes empleados y se regresan a su correcta ubicación. 3.5.- Operación del sistema El objetivo de este trabajo es evaluar el sistema de aire acondicionado solar operando con la mezcla LiNO3/NH3 a una concentración del 50:50 y comparar el desempeño a diferentes condiciones de operación, lo cual, para poder lograrlo es necesario realizar trabajos de experimentación. Por lo tanto, a continuación se describe el procedimiento y protocolo que se deben de seguir para la puesta 110 en marcha y correcta operación del sistema de aire acondicionado; junto con las medidas que se deben de tomar en caso de que se presente alguna contingencia durante el proceso. 3.5.1.- Preparativos para la puesta en marcha  Verificar que las válvulas que suministran vapor de amoniaco a la entrada del condensador, vapor de amoniaco al absorbedor y la válvula de expansión a la entrada del evaporador estén cerradas. Así como también la válvula de expansión de salida de solución del generador y la válvula de salida de solución del absorbedor. Todas la demás válvulas del sistema deben de estar abiertas.  Energizar el sistema de calentamiento de agua y el Chiller, por medio del centro de carga que se encuentra a un costado del tanque de almacenamiento de agua a enfriar, accionando las pastillas marcadas con los nombres LINOX y CHROMALOX.  Conectar la extensión que alimenta al no break, para posteriormente encender las fuentes de alimentación, los transductores de los Coriolis, el adquisidor de datos y la laptop. 3.5.2.- Procedimiento de arranque del sistema  Abrir el programa REFRI_HORIZONTAL.vee, que se encuentra en el escritorio de la laptop, dar la ubicación donde se quiere que se guarden los datos y hacer clic en “Start” para que el programa empiece a registrar las mediciones de los sensores.  En el sistema de calentamiento de agua: abrir las válvulas que permiten el paso del agua caliente, encender la resistencia eléctrica, seleccionar la temperatura que se desea llegue al generador y poner en marcha la bomba.  Abrir las válvulas de entrada y salida de agua del Chiller, ponerlo en operación y seleccionar la temperatura del agua de salida que llega el condensador y absorbedor.  Abrir las válvulas del tanque de almacenamiento de agua a enfriar y encender la bomba para que empiece a mandar flujo de agua al evaporador.  Regular los flujos deseados de agua a la entrada del generador, absorbedor, condensador y evaporador, apoyándose en los valores registrados en el programa de adquisición de datos, por medio de las válvulas de compuerta que posee cada componente.  Abrir la válvula de salida de solución del absorbedor y poner en marcha la bomba.  Vigilar los niveles en las mirillas del absorbedor y generador, de tal forma que en el absorbedor siempre se vea el nivel y no supere más de la mitad.  Regular la válvula de expansión ubicada a la salida de solución del generador, de tal forma que el flujo de solución que llega al generador sea lo más similar posible al flujo de 111 solución que sale de él, hacia el absorbedor, apoyándose en las lecturas de flujo que registran los transmisores de los Coriolis uno y dos. 3.5.3.-Procedimiento de equilibrio térmico  Una vez que se tiene el flujo de agua caliente a la temperatura deseada, se deja que permanezca así por un par de minutos para que empiece la generación de vapor e inmediatamente después se abre la válvula que suministra el vapor refrigerante al condensador.  Posteriormente se abre la válvula que suministra vapor refrigerante al absorbedor y por último se abre un poco, y lentamente, la válvula de expansión del evaporador para que comience el proceso de enfriamiento del agua.  Se vuelven a revisar los niveles y se reajusta la válvula a la salida de solución pobre del generador, en caso de ser necesario.  Se monitorea en la pantalla de la laptop el proceso de enfriamiento y se está al pendiente de los cambios que puedan existir, para realizar las acciones correctivas de ser necesario. Si todo marcha bien, el sistema se estabiliza cuando no hay cambios considerables en las mediciones y se empieza a ver el proceso de enfriamiento, al bajar la temperatura del agua en el evaporador. 3.5.4.- Protocolo de operación Una vez que el sistema se mantiene estable, a las condiciones de operación deseadas, ya se tiene el primer punto de la experimentación. Para los demás puntos es necesario ir variando diversos parámetros, lo cual se explica a continuación.  Manteniendo fija la temperatura de generación, la abertura de la válvula de expansión del evaporador, así como los flujos de entrada de agua al condensador, absorbedor, generador y evaporador, se va modificando la temperatura del Chiller en aumento o disminución de un par de °C hasta llegar a la temperatura deseada.  Una vez modificada la temperatura del Chiller, es necesario esperar unos minutos hasta que el sistema se vuelva es estabilizar para poder tomar la medición deseada.  Concluidos todos los puntos de análisis para una temperatura de generación fija, variando la temperatura del Chiller, ahora se varía la temperatura de generación en un par de grados para posteriormente volver a variar la temperatura de salida del agua del Chiller y repetir todo el proceso antes mencionado hasta cubrir el rango de temperaturas de la 112 experimentación.  Con cada cambio de alguna variable dentro del sistema, se tiene que estar muy al pendiente de los niveles de solución en el generador y absorbedor, así como de la abertura de la válvula de salida de solución del generador. 3.5.5.- Procedimiento de paro Concluida la experimentación es necesario dejar el sistema en un estado conveniente que facilite la puesta en marcha para futuras pruebas. Además de tener la seguridad de que el sistema no tendrá variaciones que puedan generar situaciones de peligro durante el lapso de tiempo que este sin operar. Es por ello que se debe de tener en cuenta las siguientes consideraciones al terminar la experimentación.  Quitar el suministro de agua caliente apagando la bomba del sistema de calentamiento, quitar el suministro de energía eléctrica a la resistencia y cerrar las válvulas que dejan pasar el flujo de agua al generador.  Cerrar las válvulas que suministran vapor al condensador, vapor al absorbedor y la válvula de expansión del evaporador.  Quitar el suministro eléctrico a la bomba del tanque de agua a enfriar para que deje de mandar flujo de agua al evaporador.  Cerrar la válvula de expansión que está a la salida de solución del generador y proceder a apagar la bomba cuando casi toda la solución se encuentre en el generador.  En cuanto se apague la bomba cerrar la válvula de salida de solución rica del absorbedor.  Una vez que le presión en el absorbedor disminuya un poco, apagar el Chiller y posteriormente desenergizarlo.  Detener el sistema de adquisición de datos, copiar el archivo generado, cambiarlo de carpeta y renombrarlo de tal forma que se identificable con la experimentación hecha.  Cerrar el programa de adquisición de datos, dar “SI” a guardar cambios.  Apagar las fuentes de voltaje, los transmisores de los coriolis y la laptop.  Por último, si el sistema estará fuera de operación por un largo periodo, es recomendable retirar toda la solución y confinarla en el tanque donde se preparó, resguardándola en un lugar seguro. 3.5.6.- Protocolo en caso de fugas  Colocarse la protección personal adecuada para atacar la fuga (mascarilla, guantes y 113 protección ocular).  Detectar la fuga, si es visible.  En caso de no ser visible, pasar una mecha de azufre que ayude a la detección de la fuga. El azufre reacciona con el amoniaco produciendo humo de color blanco.  Aislar el elemento o sección donde se encuentre la fuga cerrando las válvulas más cercanas a su alrededor.  Colocar un trapo húmedo sobre la fuga para que disminuya el aroma a amoniaco.  Apretar las conexiones, en caso de que sea ahí la fuga, con la herramienta correcta y teniendo cuidado si el proceso de operación continua en marcha.  Si la fuga es en una válvula, abrirla y cerrarla con cuidado para ver si corrige el problema. Si no se corrige, apretar el vástago de ser posible.  Si la fuga es mayor o no se puede corregir con las acciones anteriores, parar el proceso de operación y buscar la mejor forma de corregir el problema, sin poner en peligro la integridad física.  En caso de derrame, rociar con agua el lugar y colocar una manta de tamaño considerable al derrame, que sirva para disminuir el olor y el derrame. 3.5.7.- Protocolo de seguridad en caso de contingencias En caso de que llegara a ocurrir alguna contingencia, de tal magnitud que ponga en peligro la permanencia cerca del sistema de aire acondicionado, los pasos que se deben de seguir son los siguientes:  Guardar la calma.  Cortar el suministro eléctrico del sistema de calentamiento, de la bomba del tanque de agua a enfriar y de la bomba de solución.  Dejar operando el Chiller.  Reportar la contingencia lo más rápido posible al asesor inmediato.  No dejar que nadie se aproxime al lugar en caso de no ser necesario.  Estar al tanto de lo que pase, en un lugar seguro.  En caso de que la contingencia se calme, aplicar el procedimiento de paro.  Si la contingencia no cede, dejar que personal especializado se encargue del problema. 114 Capítulo IV Evaluación del equipo experimental En este capítulo se hace el análisis y presentación de los resultados derivados de la experimentación, iniciando con el procedimiento de experimentación que se siguió para llevar a cabo las corridas experimentales, seguido de la presentación de los resultados en forma gráfica para cada uno de los componentes. Además, se describen las ecuaciones necesarias para el cálculo del coeficiente de operación externo e interno, se presentan sus resultados individualmente y finalmente se hace una comparación entre ambos, cerrando el capítulo con el análisis de la propagación de errores respectivo a los valores de medición obtenidos. 4.1. Procedimiento de experimentación Como se mencionó anteriormente, el objetivo de la presente tesis es la evaluación experimental del sistema de refrigeración solar, para lo cual fue necesario llevar a cabo determinadas corridas experimentales a diferentes condiciones de operación y hacer una interpretación de los datos obtenidos, para corroborar que con ellos se pudiera llevar a cabo el análisis completo del sistema. Para dar inicio a cada prueba experimental se siguieron los pasos explicados a partir del punto 3.5, operación del sistema, y centrarse en el protocolo de operación, del capítulo anterior. Las pruebas experimentales dieron inicio el día 13 de Mayo del 2013. Se hicieron en total 30 corridas experimentales, de las cuales, las dos primeras no arrojaron datos precisos para el análisis del sistema. Cada corrida experimental consistió en fijar la temperatura de salida del agua caliente, del sistema de calentamiento, y seleccionar una temperatura para la salida del agua fría del Chiller. El rango de temperaturas del agua caliente fue desde los 80 hasta los 95°C, con incrementos de 5°C a la vez. Mientras que para el agua procedente del Chiller fue desde los 12 hasta los 24°C, en pasos de 2 en 2°C, ya sea empezando en 12°C y llegando hasta 24°C o viceversa. En consecuencia, la primer corrida experimental fue con las temperaturas de 80°C para el agua caliente y 24°C para el agua procedente del Chiller, las cuales se trataron de mantener lo más constante posible, hasta obtener los primeros puntos de medición para la evaluación. Posteriormente, manteniendo fija la temperatura del agua caliente, se fue disminuyendo la temperatura del Chiller hasta llegar a los 12°C y así obtener los puntos de medición necesarios para este barrido de temperaturas. 115 Una vez hecho esto, se procedió a aumentar la temperatura de salida del agua caliente en 5°C, manteniendo fija la temperatura de 12°C del agua procedente del Chiller, la cual sirvió para tomar los puntos de medición necesarios en este rango de temperaturas. Posteriormente, se cambió la temperatura de salida del agua del Chiller, aumentándola en 2°C a la vez, hasta llegar a los 24°C y así concluir los puntos de medición con esta temperatura de calentamiento fija. Para las temperaturas restantes de calentamiento (90 y 95°C), se siguió el mismo procedimiento antes descrito. Se inició con 24°C y se terminó con 12°C, en la temperatura de salida del agua del Chiller, para la temperatura de generación de 90°C. Mientras que, para la temperatura de calentamiento de 95°C se inició con 12°C y finalizó con 24°C en la temperatura de salida del agua del Chiller. Para cada cambio de temperatura fue necesario esperar un lapso de tiempo, variable en minutos, para lograr la estabilización del sistema de aire acondicionado solar y así poder tomar los punto de medición referente a las condiciones deseadas. En la toma de cada punto de medición fue necesario estar muy atento a las condiciones de operación que se registraban en el programa de adquisición de datos, cada 10 segundos en la pantalla de la laptop, en tiempo real. Cuando se registraba un valor próximo a las condiciones fijas de operación, se consideraba como un punto bueno y se anotaba en una bitácora. Por ejemplo: cuanto la temperatura de condensación rondaba los 24°C y la temperatura de generación los 80°C, se consideraba como un punto bueno y era anotado. La finalidad de estos puntos de medición es que posteriormente servirían de base para el análisis general del archivo de datos, generado durante la experimentación, facilitando la obtención del COP. 4.2.- Resultados experimentales Debido a que el controlador de temperatura del sistema de calentamiento no posee un regulación fina, con respecto a la temperatura de salida del agua caliente, existieron muchas fluctuaciones en la temperatura de entrada y salida del agua en el generador, lo que repercutió en las temperaturas de los flujos internos y en el tiempo de estabilización del sistema para cada punto de medición. Por lo tanto, fue necesario hacer un suavizado a los datos para su reporte, el cual consistió en realizar un promedio en cierto intervalo de tiempo. Tomando como base los datos registrados por el sistema de adquisición de datos cada 10 segundos. Ejemplo de ello son las figuras 4.1 y 4.2. 116 La figura 4.1 es la representación del comportamiento de las cuatro corrientes que posee el generador, dos externas (entrada y salida del agua caliente) y tres internas (vapor de NH3, solución pobre y solución rica en NH3). Dicha figura presenta el perfil de temperaturas en función del tiempo para las corridas experimentales realizadas el día 15 de Mayo. Para la presentación de los datos, se tomó en consideración un intervalo de medición de un minuto, dentro del cual se promediaron los valores registrados por el sistema de adquisición de datos, con la finalidad de minimizar las variaciones de temperatura antes dichas. Sin embargo, como se puede apreciar en la figura aún son muy marcadas las variaciones de temperatura, por lo cual su interpretación resulta complicada. Figura 4. 1.- Perfil de temperaturas del generador en función del tiempo, con sus 5corrientes para un intervalo de medición de un minuto, con valores promediados. Por otra parte, la figura 4.2 muestra el mismo perfil de temperaturas que la primer figura, solo que ésta está hecha con un intervalo de medición de cinco minutos con valores promediados. 0 20 40 60 80 100 120 09:45 10:57 12:09 13:21 14:33 15:45 16:57 18:09 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T16 (Entrada de agua caliente) T15 (Salida de agua caliente) T10 (Salida de solución pobre en NH3) T1 (Salida de vapor de NH3) T11 (Entrada de solución rica en NH3) 117 Figura 4. 2.- Perfil de temperaturas del generador con sus 5 corrientes para un intervalo de cinco minuto entre medición, con valores promediados. Como se puede apreciar, la figura 4.2 presenta perfiles de temperatura más definidos, algo que facilita la interpretación y evaluación del comportamiento del generador; sin sacrificar tanta exactitud entre los puntos de medición. Por lo tanto, se tomó la decisión de representar el análisis de los componentes del sistema tomando en consideración el intervalo de medición de cinco minutos con valores promediados, pensando en la facilidad que conlleva su análisis. Como se puede ver en esta figura, de las 9:45 (hora de inicio de las corridas experimentales) hasta aproximadamente las 10:57 se tiene el arranque del sistema, y a partir de este punto se pueden distinguir cinco mesetas en donde el comportamiento de la temperatura de generación era casi constante. Los aumentos de temperatura (escalones) que se ven eran consecuencia del incremento de temperatura del sistema de agua de calentamiento que se daba manualmente la cual se incrementó de 80˚C a 100˚C con incrementos de 5˚C. 4.2.1.- Análisis de cada uno de los componentes del sistema Como se mencionó anteriormente, siempre se buscó mantener el sistema lo más estable posible para cada punto de medición, y así obtener datos confiables con los cuales poder evaluar el desempeño del sistema de refrigeración solar. Por lo tanto, con el propósito de analizar el comportamiento de cada uno de los componentes del sistema, se eligió a manera de ejemplo un lapso de tiempo en el cual se presentara uno de los estados estables que tuvo el sistema durante la experimentación. En 0 20 40 60 80 100 120 09:45 10:57 12:09 13:21 14:33 15:45 16:57 18:09 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T16 (Entrada de agua caliente) T15 (Salida de agua caliente) T10 (Salida de solución pobre en NH3) T1 (Salida de vapor de NH3) T11 (Entrada de solución rica en NH3) 118 este caso, se seleccionó el lapso de las 13:20 a las 13:50 hrs, del día 15 de Mayo. El análisis hecho por separado, para cada componente, se presenta a continuación. 4.2.1.1.- Generador La figura 4.3 muestra el perfil de temperaturas para el generador en función del tiempo. En esta figura se observa que la temperatura más alta corresponde a la entrada del agua caliente, proveniente del sistema de calentamiento, que para este caso especial fue de 85°C, seguida de la temperatura de salida de la misma agua, que es aproximadamente de 80°C. En la figura se puede observar que al principio las temperaturas de la solución pobre y del vapor de NH3 eran aproximadamente las mismas (72°C). Sin embargo, conforme avanza la corrida experimental se ve un aumento en la temperatura de la solución pobre, por encima del vapor de NH3. Esto se debe a que conforme la solución rica en NH3, va descendiendo por los tubos de la coraza va ganando el calor del agua caliente que circula por el interior de dichos tubos, mientras que el vapor de NH3 conforme es generado va saliendo por la parte superior de la coraza sin seguir calentándose. Por su parte, la solución pobre en NH3 se va acumulando en el fondo del generador. Por otra parte se aprecia en la figura que la temperatura más baja corresponde a la entrada de la solución rica en amoniaco proveniente de absorbedor después de haber pasado por el economizador. Figura 4. 3.- Perfil de temperaturas del generador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T16 (Entrada de agua caliente) T15 (Salida de agua caliente) T10 (Salida de solución pobre en NH3) T1 (Salida de vapor de NH3) T11 (Entrada de solución rica en NH3) 119 4.2.1.2.- Absorbedor En lo que respecta al comportamiento del absorbedor, la figura 4.4 muestra el perfil de temperaturas de las cinco corrientes del absorbedor, dos externas (entrada y salida de agua fría) y tres internas (vapor de NH3, solución pobre y solución rica en NH3), en el mismo periodo de tiempo de la figura 4.3. En esta figura se observa que la temperatura más alta es la proveniente de la solución pobre en NH3, que va desde los 62 hasta los 64°C, la cual sale del generador y pasa por el economizador entes de entrar al absorbedor. La entrada de vapor de NH3 tiene la temperatura más baja, con variaciones entre los 15 y los 18°C, lo cual es de esperarse que pase ya que proviene del evaporador, el cual registra las temperaturas más bajas del sistema. La entrada de la solución pobre y del vapor de NH3 da lugar al proceso de absorción, produciendo la formación de solución rica en NH3. Esta solución rica ocupa el segundo lugar como la corriente de más alta temperatura en el absorbedor, rondando los 50°C. El proceso de absorción genera una reacción exotérmica, aumentando la temperatura y la presión dentro del absorbedor, por lo cual es necesario retirar el calor producido para poder continuar con el proceso. Es por ello que se emplea la entrada de agua fría, con la finalidad de ganar parte del calor producido por los efectos consecuencia de la absorción. En la figura se puede apreciar que la entrada de esta agua fría oscilo entre los 20 y los 24°C, saliendo aproximadamente con 6°C más, debido al calor ganado del proceso de absorción. Figura 4. 4.- Perfil de temperaturas del absorbedor en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. La temperatura de entrada del agua al absorbedor es muy similar a la temperatura de 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T7 (Entrada de solución pobre en NH3) T14 (Salida de solución rica en NH3) T22 (Salida de agua fría) T21 (Entrada de agua fría) T6 (Entrada de vapor de NH3) 120 entrada del agua al condensador, esto debido a que ambas corrientes provienen de la salida del agua del Chiller. Es por ello que las variación de 20 a 24°C en la entrada del agua fría, se debe a que durante este periodo de tiempo se hicieron tres corridas experimentales variando la temperatura del Chiller en dicho rango. A partir de este punto, cuando se hable de la temperatura de condensación o de absorción, se debe de tener en mente que ambas provienen de la misma salida de agua del Chiller, por lo tanto se consideraran como iguales o aproximadamente iguales. 4.2.1.3.- Condensador La figura 4.5 es la representación del perfil de temperaturas en función del tiempo, para el estado estable del condensador. En esta figura se aprecia que el vapor de NH3, proveniente del generador, registró la temperatura más alta con un valor inicial de 70°C y un valor final aproximado de 68°C. Esta caída de temperatura se debe al hecho de que al aumentar la temperatura del Chiller (T17) aumenta la presión en el componente disminuyendo la producción de vapor de refrigerante. Figura 4. 5.- Perfil de temperaturas del condensador en función de tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. La salida de agua fría registró la segunda temperatura más alta, esto debido al calor latente que gana del cambio de fase de vapor a liquido de NH3 durante el proceso de condensación, con oscilaciones entre los 24 y los 28°C. Por otra parte, la entrada de agua fría y la salida de NH3 líquido registraron las temperaturas más bajas, variando entre los 20 y los 24°C, con periodos en donde el NH3 líquido presentaba hasta dos grados de diferencia por debajo de la temperatura de 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T2 (Entrada de vapor de NH3) T18 (Salida de agua fría) T3 (Salida de NH3 líquido) T17 (Entrada de agua fría) 121 entrada del agua fría. La variación del agua fría de entrada entre los 20 y los 24°C es por el mismo motivo explicado en el caso del absorbedor. La explicación del porque la temperatura de NH3 líquido llegue a estar por debajo de la temperatura de entrada del agua fría es debido a la inercia térmica que posee el condensador, el cual no absorbe rápidamente los cambios de temperatura de entrada del agua fría, en este caso no aumenta su temperatura rápidamente hasta los 24°C al momento de que se cambio la temperatura del Chiller, lo que ocasiona que pueda ser posible que el NH3 salga a menor temperatura de lo que entra el agua de enfriamiento. 4.2.1.4.- Economizador El economizador tiene la función de aumentar la temperatura de la solución rica en NH3 que va del absorbedor hacia el generador y disminuir la temperatura de la solución pobre en NH3 que regresa hacia el absorbedor, por medio del intercambio mutuo de calor de ambas corrientes, comportamiento que se hace notar en el perfil de temperaturas de la figura 4.6. Figura 4. 6.- Perfil de temperaturas del economizador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. En esta figura, se puede apreciar que la corriente de mayor temperatura es de solución pobre en NH3, teniendo una entrada a 66°C y una salida alrededor de los 61°C. Con respecto a la solución rica en NH3, se aprecia que gana un máximo de 10°C entrando al economizador con una temperatura de 50°C aproximadamente y saliendo alrededor de los 60°C. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (h) T9 (Entrada de solución pobre en NH3) T8 (Salida de solución pobre en NH3) T12 (Salida de solución rica en NH3) T13 (Entrada de solución rica en NH3) 122 4.2.1.5.- Evaporador El evaporador es el componente donde se ve reflejado el proceso de enfriamiento, por lo cual debe de ser muy notoria la baja de temperatura del agua a enfriar, una vez que sale como agua fría, para lapsos grande de tiempo. En la figura 4.7 se muestra el perfil de temperaturas del evaporador en función de tiempo, donde el agua a enfriar representa la temperatura más alta dentro del componente, con 23°C aproximadamente, durante todo el lapso de tiempo mostrado. La temperatura de salida de agua fría representa el proceso de enfriamiento, en el cual se puede apreciar que llegó a perder un máximo de 4°C con respecto a la temperatura de entrada, al inicio del lapso de tiempo seleccionado. Figura 4. 7.- Perfil de temperaturas del evaporador en función del tiempo, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. El paso de la corriente de refrigerante, por la válvula de expansión, provoca una caída de presión y una consecuente caída de temperatura acompañada de un cambio parcial de fase de líquido a vapor refrigerante. Esta temperatura es la menor dentro del evaporador, así como en todo el sistema, y la causante del efecto de enfriamiento al absorber parte del calor del agua a enfriar. Su temperatura estuvo registrada entre los 16°C a la entrada del evaporador y entre 18 y 20°C a su salida como vapor refrigerante, una vez que ganó calor del agua a refrigerar. El aumento de temperatura en las tres corrientes más frías, a partir de las 13:40 hrs donde es más visible, es debido al cambio de la temperatura del Chiller que ya se menciono anteriormente, el cual provocó una 0 10 20 30 40 50 60 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 T em p er at u ra ( °C ) Tiempo (hrs) T19 (Entrada de agua a enfriar) T20 (Salida de agua fría) T5 (Salida de vapor de NH3) T4 (Mezcla líquido-vapor de NH3) 123 menor producción de refrigerante líquido y por consiguiente una menor capacidad de enfriamiento; lo cual se puede notar en el perfil de temperatura del agua a enfriar, el cual aumento hacia el final. 4.2.1.6.- Presión dentro del sistema La figura 4.8 es la representación del perfil de presiones con respecto al tiempo, donde se muestra la variación de los dos niveles de presiones a los cuales operó el sistema de aire acondicionado solar. Se logra apreciar que la presión más alta es la registrada por el generador, seguida por la presión de condensación de refrigerante. En teoría, estas dos presiones deberían de ser iguales, pero debido a la caída de presión por su paso a través de la tubería entre el generador y el condensador se tiene esta pequeña diferencia. En un inicio, la presión alta registró aproximadamente 9.2 bar y fue subiendo hasta cerca de los 10.4 bar como consecuencia del aumento en la temperatura de condensación. Figura 4. 8.- Perfil de presiones en función del tiempo dentro del sistema, para un estado estable de medición del día 15 de Mayo. Por otra parte, se puede ver que la presión baja estuvo dominada por el proceso de absorción, la cual se mantuvo muy estable a aproximadamente 7.2 bar con una variación mínima de 0.4 bar durante el lapso de tiempo seleccionado. Este aumento de presión también es dependiente de la temperatura de absorción, ya que las corrientes que entran al condensador y al absorbedor provienen de la misma línea de salida de agua del Chiller como se mencionó anteriormente. Por lo tanto, la entrada del agua a mayor temperatura al absorbedor provoca que baje la capacidad para absorber calor, producto de la reacción exotérmica, viéndose reflejado en un aumento de presión. 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 13:20 13:25 13:30 13:35 13:40 13:45 13:50 P re si ón ( ba r) Tiempo (hrs) Presión alta (Generador) Presión alta (Condensador) Presión baja (Evaporador) Presión baja (Absorbedor) 124 Los flujos de agua que se manejan en cada componente también son muy importantes para controlar estas variaciones de presión y temperatura. Sin embargo, al mantenerse éstos casi fijos durante todo el proceso, las variaciones solo recaen en las temperaturas de entrada y salida de los sistemas auxiliares. 4.2.2.- Determinación del COP externo del sistema. Para la evaluación del sistema de aire acondicionado solar es necesario calcular el coeficiente de operación del sistema (COP), el cual expresa la eficiencia de cualquier sistema de refrigeración o bomba de calor, a partir de la ecuación 2.17 enunciada en el capítulo 2. Existen dos formas de calcular el COP en un sistema de enfriamiento, una de ella utilizando las corrientes internas del sistema, como se mostró en el capítulo 2 por medio de la ecuación 2.27, y la otra es por medio de las corrientes externas. Para el caso en el cual se utilizan las corrientes internas se hace llamar coeficiente de operación interno (COPI) y coeficiente de operación externo (COPE) cuando se emplean las corrientes externas del sistema. En el caso del COPE se basa exclusivamente en las corrientes de entrada y salida del agua en el sistema, las cuales son: la corriente proveniente del sistema de calentamiento y la corriente del tanque de agua a enfriar. La ecuación correspondiente para el cálculo del COPE se expresa como: =    =                                                        (4.1) donde y son los calores de evaporación y generación externos respectivamente, los cuales se calculan como: = ̇    ∆                                              (4.2) = ̇   ∆                                                  (4.3) donde ̇ es el flujo másico expresado en kg/min, Cp es el calor específico del agua expresado en kJ kg -1 K -1 y T es la temperatura expresada en °C. El valor del Cp considerado, para realizar los cálculos, fue igual a 4.2 kJ kg-1 K -1 tomando en cuenta que las variaciones que éste presenta para los rangos de temperatura empleados son despreciable. El flujo másico del agua a enfriar es el correspondiente al registrado por el Flujometro tres (F3), mientras que para el agua caliente le corresponde la medición del Flujometro uno (F1). La diferencia de temperatura del agua a enfriar, corresponde a la resta de los valores registrado por medio de la temperatura de entrada de agua a 125 enfriar y de la temperatura del agua fría, sensores T19 y T20 respectivamente. Mientras que, para la diferencia de temperatura del agua caliente, se restaron la temperatura de entrada y salida del agua al generador, la cual corresponde a los sensores T16 y T15, respectivamente. El diagrama de ubicación de los sensores dentro del sistema es el correspondiente a la figura 3.16, mostrada en el capítulo 3. Para seleccionar los puntos de medición, con los cuales se hizo la valoración del COPE, se basó en las anotaciones hechas en la bitácora, a partir de los cuales se obtuvieron las mediciones de los sensores necesarios para el cálculo. El procedimiento fue tratar de encontrar mínimamente tres puntos de medición que correspondieran a las condiciones fijas de operación deseadas, a partir de los cuales se promediaba el valor de sus sensores para tomarlos como un solo punto de medición. Los resultados para el cálculo del COPE en función de las temperaturas de condensación, con temperaturas constantes de generación se muestran a continuación por medio de las figuras 4.9 a la 4.14. Recordemos que la temperatura de absorción y condensación se considera como iguales o aproximadamente iguales (Tcond ≈ Tabs). Por lo tanto, siempre se debe de tener en mente las dos, cuando solo se hable de una. Figura 4. 9.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 80°C. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 80°C 126 La Figura 4.9 muestra el COPE en función de la temperatura de condensación, para una temperatura de generación constante muy próxima a los 80°C. En esta figura se observa que el COPE decrece a medida que aumenta la temperatura de condensación, obteniendo un valor máximo de 0.29 con una temperatura de condensación de 12.07°C y un valor mínimo de 0.22 a una temperatura de condensación de 24.09°C. Esta tendencia era de esperarse, ya que al aumentar la temperatura de condensación al condensador le cuesta más trabajo producir refrigerante. Lo anterior se debe a que el aumento de temperatura en el condensador provoca un aumento de la presión de este componente y del generador, ocasionando que se eleve el punto de ebullición de la solución, y que por lo tanto, se produzca menos refrigerante disminuyendo con esto la capacidad de enfriamiento en el evaporador. Figura 4. 10.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 85°C. La Figura 4.10 muestra el COPE en función de la temperatura de condensación para una temperatura de generación constante muy próxima a los 85°C. En esta figura se observa nuevamente que el COPE decrece con el aumento de la temperatura de condensación y absorción, por lo explicado en la figura 4.9. En este caso el valor máximo del COPE fue de 0.23 con la temperatura de condensación de 12.1°C y el mínimo de 0.16 con la temperatura de condensación de 24.28°C. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 85°C 127 En la figura 4.11 se puede apreciar el mismo comportamiento que las dos anteriores, solo que para este caso el COPE en función de la temperatura de condensación es a una temperatura constante de generación muy próxima a los 90°C. El COPE máximo alcanzado fue de 0.21 para una temperatura de condensación de 12.24°C y de 0.11 como mínimo a la temperatura de condensación de 23.74°C. Los motivos por los cuales decae el COPE son los mismos explicados anteriormente. Figura 4. 11.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs) para un temperatura constantes de generación de 90°C. El resultado del COPE en función de la temperatura de condensación, manteniendo fija la temperatura de generación muy próxima a los 95°C, se muestra en la figura 4.12. En ésta, se puede apreciar que el COPE máximo es de 0.18, a la temperatura de condensación de 12.13°C. Mientras que el COPE mínimo, correspondiente a las corridas experimentales bajo la consideración de mantener fija la temperatura de generación en 95°C, estuvo alrededor de 0.1 para una temperatura de condensación de 24.12°C. Al igual que las tres figuras anteriores, ésta presenta el mismo comportamiento de decaimiento del COPE en función del aumento de la temperatura de condensación. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 90°C 128 Figura 4. 12.- COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 95°C. La figura 4.13 muestra el comportamiento del COPE en función de la temperatura de condensación, a diferentes temperaturas de generación constantes (80, 85, 90 y 95°C), representando las cuatro figuras anteriores en una sola. Al tener juntos los cuatro comportamientos registrados durante las diferentes corridas experimentales, permiten hacer la evaluación general del sistema y comparar su funcionamiento para diferentes condiciones de operación. En esta figura se aprecia el mismo comportamiento de disminución del COPE con respecto al aumento en la temperatura de condensación, para cada línea de temperatura de generación constante, algo lógico, ya que los datos con los que fue hecha son los mismos que las gráficas anteriores. Sin embargo, se puede apreciar que COPE disminuye conforme se va aumentando la temperatura de generación, muestra de ello es que para la temperatura de generación de 80°C y la temperatura de condensación de 12.07°C el COPE es de 0.29, mientras que para la condición de condensación de 12.1°C pero con 85°C de generación el COPE es de 0.23. Lo anterior no era algo que se hubiera esperado, ya que al existir una mayor temperatura de generación, la producción de vapor refrigerante debería de aumentar y por ende la capacidad de enfriamiento del sistema. Este comportamiento anómalo se debe a que la presión del absorbedor siempre fue aumentando durante la corrida experimental, (seguramente por la falta de capacidad de absorción del refrigerante) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 95°C 129 provocando a su vez un aumento en la presión del evaporador y por consiguiente una menor capacidad de enfriamiento. Figura 4. 13.- Comparación del COPE en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para temperaturas constantes de generación de 80, 85, 90 y 95°C. La figura 4.14 muestra la comparación del COPE en función de la temperatura de generación, a temperatura constante de condensación, donde la temperatura de absorción es muy similar a la de condensación. En esta figura se observa que conforme va aumentando la temperatura de condensación el COPE va disminuyendo, lo cual era de esperarse como se explico anteriormente. Sin embargo, al momento de ir aumentando la temperatura de generación, para la temperatura constante de condensación, el COPE disminuye. Esto se debe a lo explicado anteriormente en la figura 4.13. El COPE máximo registrado, que corresponde a la temperatura de generación de 79.5°C y la línea constante de condensación de aproximadamente 12°C, es de 0.29. El lado opuesto es para el COPE de 0.10, el cual se obtuvo a una temperatura de generación de 95.1°C y una temperatura constante próxima a los 24°C. De nueva cuenta se aprecia que el sistema obtuvo mejor desempeño a la menor temperatura de generación, junto con la más baja temperatura de condensación. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 80°C Temp. de generación de 85°C Temp. de generación de 90°C Temp. de generación de 95°C 130 Figura 4. 14.- Comparación del COPE en función de la temperatura de generación, con temperaturas de condensación constante de 12, 14, 16, 18, 20, 22 y 24°C (Tcond ≈ Tabs). 4.2.3.- Determinación del COP interno del sistema. Como se mencionó anteriormente, existen dos formas de calcular el COP de un sistema de refrigeración, mediante el COPE o por medio del COPI. En el apartado anterior se hizo el cálculo y análisis por medio del COPE, mostrando sus resultados en forma gráfica. Por lo que ahora se procederá a hacer el cálculo por medio de las corrientes internas del sistema las cuales son: la corriente de refrigerante, la corriente de solución pobre en NH3 y la corriente de solución rica en NH3. El COPI se calcula partiendo de la ecuación 2.27, mostrada en el capítulo 2, por lo cual es necesario realizar balances de masa y energía en los componentes del sistema, los cuales son en nuestro caso el generador y el evaporador. La ecuación a utilizar se muestra a continuación: =    = +                                            (4.4) donde , y WP son los calores de evaporación interno, de generación interno y el trabajo de la bomba, respectivamente, los cuales se calculan como: = ̇ í  (ℎ6 − ℎ4)                                                                                         (4.5) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 75 80 85 90 95 100 C O P E (a d im en si o n al ) Temperatura de generación (°C) Temp. de condensación de 12°C Temp. de condensación de 14°C Temp. de condensación de 16°C Temp. de condensación de 18°C Temp. de condensación de 20°C Temp. de condensación de 22°C Temp. de condensación de 24°C 131 = ̇ í ℎ1 + ̇ó  ℎ10− (̇ó   ℎ11)             (4.6) = −                                                                                                      (4.7) donde ̇ es el flujo másico expresado en kg/seg, h es la entalpia expresada en kJ kg -1 , es el volumen específico de la solución en m3 kg -1 y P es la presión en kPa. El flujo másico del NH3 líquido es el correspondiente al registrado por el Coriolis tres (C3), mientras que para la solución pobre es el correspondiente a la medición del Coriolis dos (C2) y para la solución rica es el valor registrado por el Coriolis uno (C1). La entalpia seis es el valor correspondiente al vapor de NH3 que sale del evaporador, la entalpia cuatro corresponde al valor de la mezcla líquido-vapor que entra al evaporador, la número uno es la correspondiente al vapor de NH3 que sale generador, la número diez es para la salida de solución pobre en NH3 del generador y la número once para la solución rica que entra al generador, la figura 3.16 sirve de guía para identificar estos puntos de medición. Tanto las entalpias como el volumen específico se obtuvieron en función de las temperaturas, presiones y flujos másicos registrados por el sistema de adquisición de datos, aplicando balances de masa y energía partiendo de las correlaciones de Infante Ferreira para el LiNO3-NH3 [47]. Figura 4. 15.- Comparación del COPI en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 80°C. La figura 4.15 es la representación del COPI en función de la temperatura de condensación, a una temperatura de generación constante muy próxima a los 80°C. El comportamiento que 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P I (a d im en si o n al ) Tempemperatura de condensación (°C) Temp. de generación de 80°C 132 presenta es muy similar al mostrado en las figuras del COPE, en función de la temperatura de condensación, tendiendo a disminuir conforme se aumenta la temperatura de condensación de igual manera que sucedió en el análisis de los coeficientes de operación externos. En esta gráfica se observa que a temperaturas bajas de condensación (entre 12 y 20˚C) el COPI es aproximadamente constante, sin embargo decrece rápidamente al incrementarse la temperatura de condensación. Por otra parte, en esta figura se puede apreciar que el COPI alcanza un valor máximo de aproximadamente 0.7 a la temperatura de condensación de 12˚C y un valor mínimo de 0.4 a la temperatura de 24˚C. Es importante mencionar que no se obtuvieron tendencias definidas al graficar los otros coeficientes de operación internos en función de las temperaturas de generación de 85˚C y mayores. Lo anterior se debe al aumento de la presión del absorbedor lo que provocó que el sistema no se comportara como era de esperarse. 4.2.4.- Comparación entre el COPE y el COPI Como se mencionó anteriormente, existen dos formas de calcular el COP de refrigeración en un sistema, por medio del COPE y el COPI. Los valores del COPI tienden a ser mayores que los del COPE, para las mismas condiciones de operación. El motivo por el cual sucede esto es que al momento de calcular los calores de evaporación y generación, tiende a ser diferentes para el caso del COPE. En el caso de que el evaporador tuviera una eficiencia del 100% todo el calor que podría absorber el refrigerante sería cedido por el agua a enfriar, sin embargo, debido a que existen infiltraciones de calor del medio ambiente (debido a que el componente no se encontraba aislado) el efecto de refrigeración producido por el refrigerante no se verá 100% reflejado en el agua a enfriar de la corriente externa. Por otro lado en el generador ocurre algo similar, ya que aunque este componente se encontraba parcialmente aislado, es claro que existían pérdidas de calor hacia el exterior por lo cual no todo el calor que era cedido por el agua proveniente del sistema de calentamiento era aprovechado por la solución en el interior del componente. En la figura 4.16 se comparan los COPI y COPE en función de la temperatura de condensación. Se aprecia que el COPI máximo registrado fue de 0.69 a una temperatura de condensación de 12°C, con un mínimo de 0.40 para la temperatura de condensación de 24°C. Mientras que para el COPE es de 0.29 y 0.21 para las temperaturas de condensación de 12 y 24°C, respectivamente. Dentro de la comparación de estos valores, el COPI máximo es un 58% más grande que su correspondiente COPE y un 48%, aproximadamente, entre la comparación de los valores mínimos de los COPs. Estas diferencias son debido a las pérdidas que existen con respecto al ambiente, así como en función de la eficiencia de 133 transferencia de calor de los componentes, por lo tanto, se ve que es de vital importancia aislar el evaporador y el generador tratando de minimizar las pérdidas al ambiente. Figura 4. 16.- Comparación del COP interno y externo en función de la temperatura de condensación (Tcond ≈ Tabs), para un temperatura constantes de generación de 80°C. 4.3.- Propagación de errores Siempre que se realiza una medición inevitablemente se comente errores debido a muchas causas, algunas de ellas pueden ser controladas, algunas otras no e inclusive pueden llegar a ser desconocidas, como pueden ser influencias ambientales, fallas en el instrumentos de medición, exactitud del aparato de medición, entre otras. Por lo tanto, en ningún experimento en el que se mide una cierta magnitud es absolutamente preciso, es decir, el resultado de la medida no coincide exactamente con el valor real de la magnitud. Para la obtención de resultados de la presente tesis se emplearon una cantidad considerable de instrumentos de medición, los cuales poseen una exactitud de medición especificada por el fabricante (ver tabla 3.4). Por lo tanto, si la medición posee un error asociado, este se verá reflejado en los resultados obtenidos, ya que se va propagando a través de las expresiones matemáticas empleadas en la obtención de los resultados. Por tal motivo, es conveniente conocer la magnitud del error asociado a cada resultado, lo cual se logró a través de la teoría de propagación de errores mostrada en el libro Estadística Básicas del Dr. Surendra P. Verma [51]. La cual se muestra a continuación. 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 C O P ( ad im en si o n al ) Temperatura de condensación (°C) COP extreno para 80°C de generación COP interno para 80°C de generación 134 Según la teoría de propagación de errores, éstos se combinan de acuerdo con ciertas reglas o ecuaciones. Supongamos que x es una función arbitraria de dos variables u y v que tienen sus respectivos errores σu y σv; a y b son ciertas constantes positivas (las cuales pueden ser 1); y σuv es la covarianza de las variables u y v. Entonces, para los errores aleatorios, la teoría de propagación de errores establece fórmulas específicas de acuerdo a la operación que se realice, algunas de ellas se presentan a continuación: Para x = au  bv: ≅ + ± 2   ,                                        (4.8) Para x =  auv: ≅ + + 2   ,                                             (4.9) Para x =  : ≅ + − 2   ,                                          (4.10) donde para las ecuaciones 4.8 - 4.10 se tiene que:                                                     = lim→∞ 1 ( − ) ,                                          (4.11)                                                      = lim→∞ 1 ( − ) ,                                          (4.12)                                            = lim→∞ 1 ( − )( − )  ,                                  (4.13)                                                                   =  ,                                                                   (4.14)                                                                   =  ,                                                                   (4.15)                                                                 =  ,                                                                     (4.16) donde μu, μv y μx son las medias de las variables u, v y x, respectivamente. 135 Dentro de la teoría se hace hincapié que, desgraciadamente, en muchas aplicaciones de las ingenierías y otras ciencias, tanto las medias (μu, μv y μx) como las varianzas u 2 y v 2 y la covarianza uv 2 son desconocidas dado que se requieren un excesivo número de observaciones (¡infinito!). Sin embargo, con la finalidad de usar las ecuaciones de la 4.8 - 4.16, se pueden remplazar las varianzas u 2 y v 2 y la covarianza uv 2 de una población por sus respectivas estimaciones, siendo estas su 2 , sv 2 y suv 2 , respectivamente. De igual manera, x, u y v son ̅, y ̅, respectivamente. A continuación se muestran las ecuaciones: Para ̅ = a  b̅: ≅ a + b ± 2abs   ,                                         (4.17) Para ̅ =  a̅: ̅ ≅ + + 2   ,                                             (4.18) Para x =  : ̅ ≅ + − 2   ,                                             (4.19) donde para las ecuaciones 4.17 - 4.19 se tiene: = 1 ( − 1) ( − ) ,                                        (4.20) = 1 ( − 1) ( − ̅)  ,                                       (4.21) =   1 ( − 1) ( − )( − ̅)  .                               (4.22) Para obtener la propagación de errores relacionada con los cálculos del COPE, se tiene que saber cuáles fueron las ecuaciones implicadas en su cálculo (ecuaciones 4.1 a la 4.3), para poder aplicar las ecuaciones correspondientes a la teoría de propagación de errores que nos permita obtener su error correspondiente. Dentro de los sensores empleados para el cálculo del COPE fueron un medidor flujo másico y un sensor de temperatura, cuyos errores son de + /-1% y + /-0.3°C, respectivamente, lo cual, al saber sus errores no es necesario calcularlos por medio de las ecuaciones 4.20 y 4.21. Para el caso de la ecuación 4.22, los experimentos de medición del flujo 136 másico y temperaturas son independientes, por lo tanto la covarianza suv 2 de sus respectivos errores se pueden tomar como cero, lo que simplifica las ecuaciones 4.17, 4.18 y 4.19. A partir de la ecuación 4.17 se calcularon los errores de las diferencias de temperaturas que se muestran en la ecuación 4.2 y 4.3. El error producto del flujo másico por la diferencia de temperaturas, para las mismas ecuaciones, se calculó a partir de la ecuación 4.18 y finalmente el cálculo error correspondiente al COPE, ecuación 4.1, se obtuvo partir de la ecuación 4.19. La tabal 4.1 corresponde a los datos de los sensores de medición utilizados para el cálculo del COPE, de cada corrida experimental, a partir de los cuales se hizo se obtuvo la propagación de errores correspondiente a cada ecuación (4.2 y 4.3) hasta llegar al valor del error de la ecuación 4.1, el cual es el registrado en la última columna de la derecha (ɛCOPE) Tabla 4. 1.- Error asociado al COPE para cada corrida experimental reportada, en función de los valores de los sensores de medición. F3 (kg/s) T19 (°C) T20 (°C) QEV (kW) F1 (kg/s) T16 (°C) T15 (°C) QGE (kW) COPE ɛCOPE() 0.056 24.235 18.099 1.441 0.264 79.493 75.023 4.956 0.291 0.015 0.056 24.552 18.754 1.352 0.264 79.948 75.220 5.237 0.258 0.013 0.056 24.938 19.433 1.287 0.265 80.284 75.579 5.241 0.246 0.013 0.056 25.324 19.941 1.262 0.263 80.170 75.441 5.230 0.241 0.013 0.056 25.399 20.509 1.145 0.264 80.150 75.692 4.945 0.232 0.013 0.056 26.069 21.569 1.058 0.265 80.442 76.281 4.623 0.229 0.014 0.056 26.482 22.324 0.976 0.265 80.886 76.891 4.439 0.220 0.014 0.056 23.532 17.435 1.438 0.263 85.052 79.482 6.155 0.234 0.011 0.056 23.499 17.940 1.311 0.264 84.894 79.616 5.843 0.224 0.011 0.056 23.181 18.284 1.155 0.263 84.927 79.635 5.853 0.197 0.010 0.056 23.193 19.058 0.970 0.262 85.312 80.142 5.696 0.170 0.010 0.056 23.435 19.260 0.984 0.262 85.180 79.851 5.874 0.168 0.009 0.056 23.088 19.505 0.835 0.262 84.983 80.252 5.213 0.160 0.010 0.055 23.369 19.881 0.809 0.263 84.912 80.309 5.076 0.159 0.011 0.055 23.763 18.112 1.309 0.257 89.455 83.817 6.092 0.215 0.010 0.055 24.666 19.463 1.204 0.258 89.904 84.284 6.093 0.198 0.010 0.055 24.450 20.032 1.020 0.259 90.086 84.865 5.671 0.180 0.010 0.056 23.844 20.037 0.888 0.259 90.421 85.538 5.303 0.167 0.010 0.055 23.991 20.565 0.797 0.259 90.048 84.977 5.518 0.144 0.009 0.055 23.780 20.442 0.776 0.260 90.140 84.854 5.777 0.134 0.009 0.056 23.533 20.529 0.703 0.261 89.914 84.265 6.198 0.113 0.008 0.055 24.049 18.902 1.191 0.256 95.520 89.542 6.430 0.185 0.009 137 0.057 23.927 19.475 1.068 0.256 94.805 89.100 6.136 0.174 0.009 0.061 24.086 20.369 0.950 0.255 95.166 89.832 5.705 0.167 0.010 0.061 24.175 20.968 0.818 0.253 94.998 89.821 5.491 0.149 0.010 0.061 24.696 21.672 0.771 0.255 94.920 89.670 5.623 0.137 0.010 0.061 25.134 22.380 0.700 0.254 95.274 90.027 5.588 0.125 0.009 0.060 25.442 22.824 0.661 0.252 95.126 89.030 6.460 0.102 0.008 138 Capítulo V Conclusiones y recomendaciones En este capítulo se presentan de manera resumida a manera de conclusiones los resultados obtenidos durante todo el lapso de tiempo que duro la experimentación. Se dan las conclusiones generales del sistema y se proponen nuevas recomendaciones para futuras evaluaciones. 5.1 Conclusiones Analizando lo reportado en los capítulos anteriores se puede concluir que el objetivo general de la presente tesis: construcción, operación y evaluación del sistema de aire acondicionado tipo horizontal, operando con la mezcla nitrato de litio-amoniaco, se logro cumplir. DE manera específica se pueden sacar buenas conclusiones y recomendaciones las cuales se exponen a continuación.  Se realizaron 30 corridas experimentales en el sistema de aire acondicionado, dando inicio el día 13 de Mayo, durante las cuales fue posible evaluar el sistema en un rango de temperatura de generación de 80 a 95°C y en un rango de temperatura de condensación y absorción de 12 a 24°C.  En total se requirieron de 23 sensores de temperatura tipo RTD (PT1000), 4 sensores de presión tipo pizoeléctrico, 3 sensores de flujo másico tipo Elite Coriolis y 4 sensores de flujo másico tipo propela (flujometros), con los cuales fue posible recabar la información de operación del sistema.  Durante todas las corridas experimentales se mantuvieron aproximadamente fijos los flujos másicos de los sistema auxiliares, con un flujo de agua 15.5 kg/min para el generador, 5.2 kg/min para el condensador, 5.3 kg/min para el condensador y 3.3 kg/min para el evaporador.  La evaluación del sistema por medio de las diferentes gráficas presentadas mostró la tendencia de aumento en el COP en función de la disminución de la temperatura de condensación, algo que se tenía previsto, sin embargo, presentó una tendencia de disminución conforme se aumento la temperatura de generación, algo que no se esperaba que fuera a pasar. 139  La presión máxima durante la evaluación del sistema fue de 12.4 bar aproximadamente, la cual corresponde al generador, y una mínima de 6.8 bar para el absorbedor. Sin embargo, el absorbedor presentó presiones muy por encima de las cuales se tenía pensado que operaría, estando la mayor parte del tiempo por encima de los 7 bar, con lapsos en los cuales llegaba a superar los 8.5 bar. Este aumento de presión repercutió en la desempeño del sistema, lo cual es muy posible que sea la causa de los bajos COP encontrados, debido a que el proceso de absorción no se estaba dando correctamente.  Los mejores resultados de operación en función del COPE fueron para las condiciones de operación con una temperatura de generación de 79.5°C y una temperatura de condensación de 12°C con un valor de 0.29, por otra parte, el más bajo rendimiento se obtuvo operando el sistema a una temperatura de generación de 95.12°C y una temperatura de 24.12°C en el condensador, con un valor del COPE de 0.10.  Los COPI dieron mejores resultados que los COPE, a las mismas condiciones de operación: Para una temperatura de generación de 79.5°C y temperatura de condensación de 12°C se obtuvo el máximo COPI igual a 0.69, el cual fue 58% mayor que el correspondiente COPE.  A partir de la evaluación del sistema por medio del COPI se pudo apreciar que existen muchas pérdidas de calor al ambiente, las cuales repercuten en el desempeño del sistema de aire acondicionado y por lo cual es necesario llevar a cabo un proceso de aislamiento en el evaporador y mejorar el del generador.  La temperatura más baja que se logro alcanzar en el sistema fue de aproximadamente 15°C, durante las corridas experimentales, la cual corresponde al refrigerante a la salida de la válvula de expansión que está en el evaporador. La máxima temperatura que se logró bajar al agua fue de 6°C y una mínima de 2°C, que en promedio durante las corridas experimentales fue de 4°C.  Al inicio del las corridas experimentales se tuvo un problema con el absorbedor, lo que provocó que una parte de la solución que éste contenía llegara hasta el evaporador. Este problema se debió a una errónea fabricación del absorbedor, confundiendo la altura a la que debe de estar la entrada de vapor con la mirilla, quedando esta entrada por debajo. Esto repercutió gravemente en la operación del sistema y por el cual fue necesario hacer 140 correcciones mayores para tratar de solucionar el problema. Afortunadamente se pudo corregir por medio de un aditamento, pero esto redujo grandemente las posibilidades de llevar a cabo una mejor evaluación del sistema.  Con la experiencia obtenida a lo largo de este proyecto, es claro que en el Instituto de Energías Renovables de la UNAM se tiene la capacidad construir sistemas de enfriamiento por absorción que operen con energía solar o alguna otra fuente de calentamiento térmica. 5.2 Recomendaciones  Solucionar la problemática que sobrellevó la mala fabricación del absorbedor tomando la mejor decisión que pueda minimizar los cambios en el equipo.  Hacer pruebas experimentales con la cual se pueda analizar si la corrección hecha al absorbedor funciona.  Realizar unas corridas experimentales que permitan una evaluación más completa del sistema de aire acondicionado solar.  Tratar de controlar más finamente las perturbaciones que se presenta en los sistema auxiliares, ya sea modificando sus salidas o agregando un tanque de almacenamiento, para que facilite el proceso de evaluación del sistema.  Aislar el evaporador, el economizador y mejor el aislamiento del generador, de tal forma que disminuyan las pérdidas hacia el ambiente.  Buscar una bomba que sea compatible con la solución. Esto se debe a que la bomba que se usó durante las pruebas experimentales presentó fallas, al contener partes que poseen aleaciones de cobre.  Buscar la posibilidad de cambiar el motor de la bomba por uno de frecuencia variable, lo que eliminaría el bypass del absorbedor y se tendría mejor control del los flujos internos.  Investigar y probar otras mezclas de trabajo alternativas con los mismos equipos a fin de comparar el comportamiento del sistema de refrigeración con cada una de ella. 141 Referencias [1] Programa Sectorial de Energía 2007 – 2012 (Fecha de consulta: 10-10-2012). [2] Estudio de máquinas de absorción con la disolución nitrato de litio-amoniaco. Ciclos híbridos potenciados con compresión mecánica, D. Rubén Ventas Garzón, Leganés, Madrid, Junio de 2010. [3] BP Statistical Review of World Energy June 2012 [4] Balance Nacional de Energía 2011. 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