como flujo másico del refrigerante, que depende de la cantidad de R 134ª con que debe cargarse la unidad y la presión y temperatura de entrada y salida en el evaporador, valores de los cuales dependen las entalpías de entrada y salida en este elemento en el sistema.

Es importante aclarar que estos cálculos se efectuaron en un periodo estable y se tomaron en cuenta solo los datos de la ultima hora de pruebas. Esta condición de estabilidad del sistema se evidencia en la figura 6.2 donde se tiene una pendiente aproximadamente nula que garantiza la estabilidad necesaria.

CAPILAR 3300 mm CARGA 120 gr 30

20

T° Promedio congelador en °C.

10

Serie1

0 1

77

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

-10

-20

-30 Tiempo en minutos

Figura 6.2 Temperatura promedio congelador vs Tiempo.

Para un mejor entendimiento de la ruta seguida en la experimentación y los cálculos, se parte de un diagrama termodinámico de Temperatura vs Entropía que se muestra en la figura 6.3.

89

T (°F) 103 101.38

B O IS

AR

IC

O

-20.29 -22

s (BTU/Lb * °F)

Figura 6.3 Diagrama presión en función de entropía para R 134ª. Para empezar, se tiene en cuenta que la potencia térmica Q del sistema es: Q = m& (h1 − h4 ) .

Ec 6.1

Donde

m&

Es el flujo másico

h1

Es la entalpía en la salida del evaporador.

h3 = h4 La entalpía en la salida del condensador = Entalpía entrada evaporador.

Para el cálculo de Q se hicieron mediciones de flujo másico haciendo uso del medidor por efecto coriolis disponible en este trabajo así como mediciones de temperatura y presión en los puntos 1 y 3 del diagrama T - S (en la figura 6. 3).

Para explicar cómo se obtuvieron los valores de h1 y h4 (requeridos en la ecuación 6.1) se toma como ejemplo los datos obtenidos para un capilar de longitud 2100mm y una carga de 80 gramos.

Se midió la presión para el punto 3 (correspondiente a la salida del condensador) de la figura 6.3 la cual fue de 144.38 Psia (presión absoluta en Psi). A partir de este valor se buscó en una tabla termodinámica del refrigerante R 134ª, la temperatura de saturación, que en este caso es de 102°F. La temperatura medida en la salida del condensador fue de 99.87°F, lo que indica que, en esa condición, el fluido está como liquido comprimido ya que la temperatura medida es inferior a la de saturación a la presión medida (punto 3 en la

90

figura 6.1). Posteriormente se buscó en la misma tabla el valor de la entalpía h f (que es la entalpía en el punto 3. Salida condensador) para la presión de 144,38Psia obteniéndose 46,01BTU/Lbm.

Este mismo proceso se realizó para las diferentes combinaciones de longitud del capilar y carga a la salida del condensador lo cual permitió la determinación de la entalpía (h4) y los resultados se condensan en la tabla 6.1.

6.1 CUADRO RESUMEN DE LOS DATOS EXPERIMENTALES

Presion Longitud Carga de R salida Capilar en 134a en condesador. mm gramos Psia

Temperatura a la presion de saturacion. De tablas °F

Temperatura salida condensador medida. °F

Estado del fluido R134a. Si medidaTabla entonces vapor Entalpía. sobrecalentado BTU/Lb Vapor -14.0 sobrecalentado 101.48 Vapor -20.3 sobrecalentado 100.30 Vapor -6.0 sobrecalentado 102.25

Vapor -12.9 sobrecalentado Vapor -20.9 sobrecalentado Vapor -7.8 sobrecalentado Vapor -12.1 sobrecalentado Vapor -22.9 sobrecalentado Vapor -9.0 sobrecalentado

101.59 100.30 102.05 101.82 100.40 101.80

Tabla 6.2. Cálculos de la entalpía (h1) en salida evaporador. Teniendo para cada uno de los puntos (longitud de capilar y carga de R 134ª) las entalpías

& ) de R 134ª con el en entrada (h4) y salida en el evaporador (h1) y el flujo másico ( m medidor de efecto Coriolis, se procedió a calcular la potencia térmica de evaporación con la ecuación 6.1 para cada una de las combinaciones estudiadas. Los datos se observan en la tabla 6.3.

92

Longitud Carga de R Entalpia Entalpia Potencia Capilar en 134a en entrada salida Flujo masico termica evaporador. evaporador. R134a. BTU/h mm gramos 2100 80 46.01 101.48 4.01 222.66 2100 120 46.38 100.30 4.12 222.37 2100 160 49.55 102.25 6.53 343.94 2500 2500 2500

80 120 160

46.38 47.00 49.80

101.59 100.30 102.05

3.99 4.10 6.25

220.28 218.52 326.56

3300 3300 3300

80 120 160

46.71 46.35 50.13

101.82 100.40 101.80

3.81 3.88 5.50

209.98 209.73 284.21

Tabla 6.3. Potencia térmica según la longitud del capilar y la carga .

Adicionalmente se calculó la calidad (X) de vapor del fluido R 134ª que ingresa al evaporador haciendo uso de la ecuación:

X = (h − h f ) / h fg

Ec. 5.2

Los datos se observan en la tabla 6.4. (Explicar estos resultados) Entalpia Longitud Carga de R Entalpia liquido Entalpia Capilar en 134a en entrada saturado. vapor Calidad. X. mm gramos evaporador (hg) saturado. (hf) X=(h-hf)/hfg 2100 80 46.01 99.9 5.4 43.0% 2100 120 46.38 99.9 5.4 43.4% 2100 160 49.55 102.1 10 42.9% 2500 2500 2500

80 120 160

46.38 47.00 49.80

99.6 99.7 101.8

4.8 5.1 9.3

43.9% 44.3% 43.8%

3300 3300 3300

80 120 160

46.71 46.35 50.13

99.4 99.4 101.1

4.5 4.5 7.8

44.5% 44.1% 45.4%

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

Como se puede observar en la tabla 6.4, la calidad de vapor es cercana al 44%, lo que indica que en la entrada del evaporador, tengo 66% de líquido, el cual deberá evaporase en el área total del evaporador.

93

6.2 ANALISIS GRAFICO DE LOS DATOS

Con el objeto de hacer un análisis de los resultados de potencia térmica previamente calculados (tablas 6.1, 6.2, 6.3 y 6.4), se elaboraron gráficas correspondientes a superficie de respuesta del flujo másico en función de la carga y la longitud del capilar utilizando el software Minitab. Las figuras 6.4 y 6.5 presentan los resultados.

Surface Plot of Flujo masico vs Longitud, carga

6 5 Flujo masico 4 3 3200 Longitud

2800

150

2400 2000

100 50

carga

Figura 6.4 Superficie de respuesta del flujo másico en función de la carga y la longitud del capilar hecha en Minitab.

Surface Plot of Potencia termica vs Longitud, carga

350 300 Potencia termica 250 3200

200 50

100 carga

2400 150

2800

Longitud

2000

Figura 6.5 Superficie de respuesta de la potencia térmica en función de la carga y la longitud del capilar.

94

Como se puede observar en las figuras 6.4 y 6.5, hay un comportamiento anómalo cuando se tiene una carga de 160 gramos, donde tanto la potencia térmica como el flujo de R 134ª se desvían fuertemente con respecto al comportamiento en las otras combinaciones. Es pertinente por lo tanto hacer el análisis independiente de estas variables.

6.3 ANALISIS GRAFICO Y DE REGRESION LINEAL DE LOS DATOS En las figuras 6.6 a 6.9 se presentan los comportamientos del flujo másico, temperatura promedio del congelador, temperatura promedio refrigerador y la potencia térmica en función de la carga para cada uno de los capilares usados en el experimento. Scatterplot of Flujo masico (Lbm/h) vs Carga en gramos Longitud 2100 2500 3300

6.5

Flujo masico (Lbm/h)

6.0 5.5 5.0 4.5 4.0 70

80

90

100

110 120 130 Carga en gramos

140

150

160

Figura 6.6 Flujo másico vs carga para longitud de capilar L=2100mm, L = 2500mm y L =3300mm

95

Scatterplot of Promedio congelador °C vs Carga en gramos -16

Longitud 2100 2500 3300

Promedio congelador °C

-18

-20

-22

-24

-26 70

80

90

100

110 120 130 Carga en gramos

140

150

160

Figura 6.7 Temperatura promedio congelador (FZ) vs. Carga. Longitud de capilar L=2100mm, L = 2500mm y L = 3000mm.

Scatterplot of Promedio refrigerador °C vs Carga en gramos Longitud 2100 2500 3300

Promedio refrigerador °C

-7 -8 -9 -10 -11 -12 -13 -14 70

80

90

100

110 120 130 Carga en gramos

140

150

160

Figura 6.8 Temperatura promedio refrigerador (FF) vs. Carga, para longitud de capilar L=2100mm, L = 2500mm y L = 3000mm

96

Scatterplot of Potencia termica. (BTU/h) vs Carga en gramos Longitud 2100 2500 3300

Potencia termica. (BTU/h)

340 320 300 280 260 240 220 200 70

80

90

100

110 120 130 Carga en gramos

140

150

160

Figura 6.9 Potencia térmica en BTU/h Vs. Carga para longitud de capilar L=2100mm, L = 2500mm y L = 3000mm

La tendencia observada en las figuras 6.6 a 6.9 para todas las longitudes de capilar para la carga de 160g es alejada de los demás datos, para todas las variables de interés. Aunque para esta carga la potencia encontrada es la más alta, al observar la temperatura promedio del congelador y promedio refrigerador (figuras 6.7 y 6.8), se ve la condición más desfavorable en cuanto a enfriamiento en estos compartimientos. Esto indica que el desempeño cae drásticamente. Observaciones cuidadosas en el sistema durante la adquisición de datos reportaron la formación de una cubierta de hielo en el tubo retorno, para la condición de carga de 160g de R 134ª. Este comportamiento puede ser interpretado cómo una pérdida de potencia originada en un sistema no cerrado.

Mediciones de la temperatura en el tubo succión en función de la carga para las distintas longitudes de capilar ratifican la condición de formación de hielo. La figura 6.10 muestra la gráfica de Temperatura de succión Vs Carga.

97

Scatterplot of T° Succion °C vs Carga en gramos 30

Longitud 2100 2500 3300

T° Succion °C

20

10

0

-10

-20 70

80

90

100

110 120 130 Carga en gramos

140

150

160

Figura 6.10 Temperatura tubo succión (°C) vs. Carga para el capilar de L=2100mm, L=2500mm y L=3000mm.

Hielo

Figura 6.11 Fotografía del tubo de succión para la condición de trabajo carga: 160g y longitudes de capilar 3300mmm, 2500mm y 2100mm respectivamente.

Se verifica que para la condición de 160 gramos, se tiene una temperatura en el tubo succión cercana a -16°C, lo que explica la formación de hielo en este punto, ya que a esta temperatura se alcanza el punto de rocío del agua que está en el medio ambiente. En la fotografía presentada en la figura 5.11 se evidencia la presencia de hielo en el tubo de succión.

Así, según los datos obtenidos por el sistema de adquisición, en los análisis de la carga de 160 gramos y las tres longitudes de capilar se observa cómo se tiene un cambio brusco

98

para todas las variables de interés (flujo másico de R 134ª, temperatura promedio congelador, temperatura promedio refrigerador y potencia térmica), explicado por la temperatura tan baja en el tubo succión y la formación de hielo en éste.

Es pertinente por lo tanto completar el análisis propuesto en ausencia de una carga de 160g, lo cual se describe a continuación para la longitud menor del capilar y cuyo comportamiento puede ser generalizado a las otras longitudes de capilar a partir de los modelos encontrados para éste.

Para tener valores suficientes para construir un modelo, en el procedimiento experimental, se incrementaron los análisis con cargas desde 60g hasta 140g y asegurando la no formación de hielo en el tubo retorno garantizando así un sistema cerrado.

99

6.4 EXPERIMENTACION Y ANALSIS CON CAPILAR DE 2100mm.

A continuación se hace el análisis con capilar de 2100mm y 5 cargas igualmente espaciadas desde 60g, hasta 140g, cuyos resultados se presentan en las tablas 6.5 a 6.8.

Presion Carga de R salida 134a en condesador. Psia gramos

Temperatura a la presion de saturacion. De tablas °F

Temperatura salida condensador medida. °F

Estado del fluido R134a. Si medida < Tabla entonces Entalpía. liquido Comprimido BTU/Lb

60

137.1

99

99.0 Liquido Comprimido

44.83

80

144.4

102

99.9 Liquido Comprimido

46.01

100

145.4

102

96.7 Liquido Comprimido

46.19

120

146.4

103

101.4 Liquido Comprimido

46.38

140

147.7

104

98.0 Liquido Comprimido

46.62

Tabla 6.5 Cálculos de la entalpía (h3) en salida condensador longitud capilar de 2100mm.

Presion Carga de R salida 134a en Evaporador. gramos Psia

Temperatura a la presion de saturacion. De tablas °F. Isoterma

Temperatura salida evaporador medida. °F

Estado del fluido R134a. Si medida>Tabla entonces vapor Entalpía. sobrecalentado BTU/Lb

60

10.3

-29

-15.3 Vapor sobrecalentado

101.35

80

11.4

-25

-14.0 Vapor sobrecalentado

101.48

100

11.6

-24

-22.2 Vapor sobrecalentado

99.80

120

12.1

-22

-20.3 Vapor sobrecalentado

100.30

140

12.3

-22

-20.2 Vapor sobrecalentado

100.30

Tabla 6.6 Cálculos de la entalpía (h1) en salida evaporador.

100

Carga de R Entalpia Entalpia Flujo 134a en entrada salida masico gramos evaporador. evaporador. R134a. 60 44.83 101.35 80 46.01 101.48 100 46.19 99.80 120 46.38 100.30 140 46.62 100.30

3.40 4.01 4.05 4.12 4.23

Potencia termica BTU/h 192.39 222.66 217.32 222.37 227.22

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

Carga de R Entalpia 134a en entrada gramos evaporador 60 44.83 80 46.01 100 46.19 120 46.38 140 46.62

Entalpia liquido saturado. (hg) 98.80 99.90 99.60 99.90 99.90

Entalpia vapor saturado. (hf) 3.3 5.4 4.8 5.4 5.4

Calidad. X. X=(h-hf)/hfg 43.49% 42.97% 43.67% 43.36% 43.62%

Tabla 6.8 Cálculo de la calidad de vapor en entrada evaporador.

Los datos con los cuales se hizo el análisis para 2100mm, se encuentran disponibles en las tablas 6.5 a 6.8. En las figuras 6.122 y 6.13 se muestran la gráficas de flujo másico y potencia térmica respectivamente, como función de la carga.

101

Scatterplot of Potencia termica vs carga

Scatterplot of Flujo masico vs carga 230

4.3 4.2

225

4.1 Potencia termica

Flujo masico

4.0 3.9 3.8 3.7 3.6

220 215 210 205

3.5 200

3.4 50

60

70

80

90

100 carga

110

120

130

140

50

60

70

80

90

100 carga

110

120

130

140

Figura 6.12 Flujo másico vs. carga con

Figura 6.13 Potencia térmica Vs carga con

capilar de 2100mm.

capilar de 2100mm.

Como se observa en las figuras 6.12 y 6.13 la tendencia de los datos es más suave (sin cambios bruscos), tanto para el flujo másico como para la potencia térmica. Por lo tanto desde Minitab se hace para este capilar un análisis de regresión lineal que permita modelar el comportamiento de los datos.

El procedimiento es el que aparece a continuación e indica las diferentes pantallas y los comandos que se requieren para hacer la regresión lineal de cada una de las variables de interés:

Primero se hace un análisis sobre la variable flujo másico y la entrada a X de la ecuación es el inverso de la carga al cuadrado.

102

Una vez escogidas adecuadamente las opciones de análisis para minitab se obtiene una pantalla de resultados como se anexa a continuación.

Ahora se presentan los análisis en Minitab de regresion lineal para las variables de interés con la carga de 2100mm y las cargas de R 134ª variando desde 60g hasta 140g.

6.4.1 REGRESION LINEAL PARA FLUJO MASICO ______________________________________________ Regression Analysis: Flujo masico versus 1/carga^2

The regression equation is Flujo masico = 4.42 - 3453 1/carga^2

Predictor

Coef SE Coef

T

P

Constant 4.41781 0.07674 57.57 0.000 1/carga^2 -3453.1 497.4 -6.94 0.006

S = 0.0908135 R-Sq = 94.1% R-Sq(adj) = 92.2% 103

Analysis of Variance

Source Regression

DF

SS

MS

F

P

1 0.39740 0.39740 48.19 0.006

Residual Error 3 0.02474 0.00825 Total

4 0.42214

_______________________________________________

La ecuación que sugiere la regresión hecha en Minitab es:

m& = 4.41781 − 3453.1 *1 / cg 2 Donde;

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

Este modelo explica el 92.2% de los datos y el valor de p, menor al 0.05, indica que el modelo es significativo y tanto la constante como la variable de carga en la forma 1 / cg 2 también lo es (Según criterios estadísticos).

Para verificar que el modelo establecido en la ecuación se ajusta a la realidad experimental, se relacionan en la tabla 6. 9 los datos calculados para los 3 capilares y las diferentes cargas.

104

Flujo masico = 4.42 - 3453 1/carga^2

Longitud de Capilar en Carga mm. gramos 2100 2100 2100 2100 2100 2500 2500 3300 3300

Flujo masico. Flujo masico. en Medido. Calculado. Lbm/h Lbm/h Error 60 3.40 3.46 1.8% 80 4.01 3.88 -3.2% 80 4.05 3.88 -3.2% 120 4.12 4.18 1.6% 140 4.23 4.24 0.5% 80 4.10 3.88 2.2% 120 3.99 4.18 -2.6% 80 3.88 3.88 -2.6% 120 3.81 4.18 2.0%

Tabla 6.9 Cálculo del flujo con el modelo propuesto.

Como se puede observar en la tabla 5.9, la regresión se hizo a partir de datos encontrados experimentalmente en el capilar de 2100mm y son aplicables a las dos longitudes de capilar adicionalmente analizadas con un error máximo del 3.16% en uno de los datos.

6.4.2 REGRESION LINEAL PARA T° PROMEDIO CONGELADOR De igual manera se analizaron los datos para la temperatura promedio en el congelador como función de la carga. La siguiente pantalla permite ver el ajuste: ______________________________________________________ Regression Analysis: Promedio FZ versus 1/carga, 1/carga^2

The regression equation is Promedio FZ = - 2.11 - 4867 1/carga + 249352 1/carga^2

Predictor

Coef SE Coef

T

P

Constant -2.106 1.369 -1.54 0.264 1/carga -4867.0 245.2 -19.85 0.003 1/carga^2 249352 10169 24.52 0.002

105

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

Source

DF

Regression

SS

MS

F

P

2 97.026 48.513 1085.53 0.001

Residual Error 2 0.089 0.045 Total

4 97.116

Source

DF Seq SS

1/carga

1 70.158

1/carga^2 1 26.869 _______________________________________________ Desde el análisis anterior se puede deducir la ecuación que mejor se ajusta al comportamiento experimental de los datos observados: T °congelador = −2.11 − 4867 * (1 / cg ) + 249352 * (1 / cg 2 )

Donde;

T °congelador → Temperatura promedio congelador en ºC. m → Flujo másico de R134 a en libras masa por hora.

cg → Carga de R 134ª en gramos.

Este modelo explica el 99.8% de los datos y el valor de p menor al 0.05 indica que el modelo es significativo y tanto la constante como la variable de carga en la forma 1 / cg 2 y 1 / cg también lo es.

Para verificar que la ecuación si se ajusta a la realidad experimental, se relacionan en la tabla 6.10 los datos calculados para los 3 capilares y las diferentes cargas.

106

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

Longitud de Capilar en Carga mm. gramos 2100 2100 2100 2100 2100 2500 2500 3300 3300

en 60 80 100 120 140 80 120 80 120

Promedo congelador en celcius. Medido -13.9 -24.1 -25.8 -25.2 -24.5 -23.5 -24.7 -23.3 -26.4

Promedo congelador en celcius. Error en Calculado pocentaje -14.0 0.3% -24.0 -0.6% -25.8 0.4% -25.4 0.7% -24.2 -1.3% -24.0 2.3% -25.4 2.8% -24.0 2.9% -25.4 -3.9%

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

Como se puede observar en la tabla 6.10 el modelo propuesto describe correctamente el comportamiento de los datos experimentales para los demás capilares con un error máximo del 3.9% en uno de los datos.

6.4.3 REGRESION LINEAL PARA T° PROMEDIO REFRIGERADOR

También se analizaron los datos para la temperatura promedio en el refrigerador como función de la carga. La siguiente pantalla permite ver el ajuste: _____________________________________________________ Regression Analysis: Promedio FF versus 1/carga, 1/carga^2

The regression equation is Promedio FF = 7.09 - 4253 1/carga + 216685 1/carga^2

Predictor

Coef SE Coef

T

P

Constant 7.0928 0.8504 8.34 0.014 1/carga -4252.6 152.3 -27.92 0.001 1/carga^2 216685 107

6317 34.30 0.001

S = 0.131321 R-Sq = 100.0% R-Sq(adj) = 99.9% Analysis of Variance Source

DF

Regression

SS

MS

F

P

2 70.747 35.373 2051.20 0.000

Residual Error 2 0.034 0.017 Total

4 70.781

Source

DF Seq SS

1/carga

1 50.457

1/carga^2 1 20.290 ________________________________________________

La ecuación que sugiere la regresión hecha en Minitab es: T °refrigarador = 7.09 − 4253 * (1 / cg ) + 216685 * (1 / cg 2 )

Donde;

T °refrigerador → Temperatura promedio congelador ºC. m → Flujo másico de R134 a en libras masa por hora.

cg → Carga de R 134ª en gramos.

Este modelo explica el 99.9% de los datos y el valor de p menor al 0.05 indica que el modelo es significativo y tanto la constante como la variable de carga en la forma 1 / cg 2 y 1 / cg también lo es.

La ecuación se ajusta muy bien a la realidad experimental como lo muestran los datos calculados en la tabla 6. 11 para los 3 capilares y las diferentes cargas, error máximo del 7.15% en uno de los datos.

108

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

Longitud de Capilar en Carga mm. gramos 2100 2100 2100 2100 2100 2500 2500 3300 3300

en 60 80 100 120 140 80 120 80 120

Promedo Promedo refrigerador refrigerador en celcius. en celcius. Medido Calculado Error -3.6 -3.6 -12.2 -12.2 -13.9 -13.8 -13.2 -13.3 -12.3 -12.2 -12.2 -12.2 -13.3 -13.3 -11.4 -12.2 -13.7 -13.3

0.4% 0.1% -0.6% 1.2% -0.8% -0.1% 0.0% 7.2% -2.6%

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

Como se puede observar en la tabla 6.11 el modelo propuesto describe correctamente el comportamiento de los datos experimentales para los demás capilares con un error máximo del 7.15% en uno de los datos.

6.4.4 REGRESION LINEAL PARA LA POTENCIA TERMICA ____________________________________________________ Regression Analysis: Potencia termica versus Flujo masico

The regression equation is Potencia termica = 50.1 + 41.9 Flujo masico Predictor

Coef SE Coef

T

P

Constant

50.06 18.18 2.75 0.071

Flujo masico 41.940 4.572 9.17 0.003

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

Analysis of Variance

Source 109

DF

SS

MS

F

P

Regression

1 742.55 742.55 84.13 0.003

Residual Error 3 26.48 8.83 Total

4 769.03

______________________________________________________

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

Q = 50.1 + 49.1 * m& Donde; T °refrigerador → Temperatura promedio congelador ºC.

m& → Flujo másico de R134 a en libras masa por hora. cg → Carga de R 134ª en gramos. Q → Potencia térmica en BTU/h.

Este modelo explica el 99.9% de los datos y el valor de p menor al 0.05 indica que el modelo es significativo y tanto la constante como la variable de carga en la forma 1 / cg 2 también lo es.

Para verificar que la ecuación si se ajusta a la realidad experimental, se relacionan en la tabla 6. 12 los datos calculados para los 3 capilares y las diferentes cargas, con un error máximo del 1.96% en uno de los datos.

110

Potencia termica = 50.1 + 41.9 Flujo masico

Longitud de Capilar en Carga mm. gramos 2100 2100 2100 2100 2100 2500 2500 3300 3300

en 60 80 100 120 140 80 120 80 120

Potencia Potencia termica. termica. Calculada Error "medida" 192.4 192.7 0.2% 222.7 218.3 -2.0% 217.3 220.0 1.2% 222.4 222.9 0.2% 227.2 227.5 0.1% 220.3 221.8 0.7% 218.5 217.3 -0.6% 210.0 212.7 1.3% 209.7 209.7 0.0%

Tabla 6.12 Calculo de la potencia térmica con regresión encontrada.

111

REFERENCIAS [1]B. C. LANGLEY, Air Conditioning and Refrigeration Troubleshooting Handbook, 2/E, Educational Media Research

[2] R.J. DOSSAT, Principios de Refrigeración, Compañía Editorial Continental, Vigésima cuarta impresión [3] W. F. STOECKER, Industrial Refrigeration Handbook.. McGraw-Hill Professional [4] http://www.refrigeration-engineer.com/forums/forumdisplay.php?f=24

[5] J. A. CORINCHOCK, Technician's guide to refrigeration systems. McGraw-Hill Professional. 1997 [6] D. WIRZ, Commercial Refrigeration for Technicians.. Thomson Learning [7] A. D. ALTHOUSE, C. H. TURNQUIST, A. F. BRACCIANO, Modern Refrigeration and Air Conditioning. . 18 Edicion.

[8] S. K. WANG, Handbook of Air Conditioning and Refrigeration, CRC Press

[9] W. C. WHITMAN, W. JOHNSON, AND J. TOMCZYK, Refrigeration and Air Conditioning Technology: Concepts, Procedures, and Troubleshooting Techniques

[10] J. A. CORINCHOCK, Technician's Guide to Refrigeration Systems.

[11] 2006 Ashrae Handbook: Refrigeration : Si Edition (Ashrae Handbook Refrigeration Si ( Systems-International)) [12] B. F. RABER, Refrigeration and air conditioning engineering

[13] E. G. PITA, Refrigeration Principles and Systems: An Energy Approach [14] B. C. LANGLEY, Fundamentals of Refrigeration (Trade, Technology & Industry)

[15] I.DINCER, Refrigeration Systems and Applications

112

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

113

CONCLUSIONES

1. Este estudio permitió generar un procedimiento para el diseño de las unidades refrigerantes para sistema No Frost

y adquirir un

mejor entendimiento del

comportamiento de las variables que influyen sobre el rendimiento y la potencia térmica de este tipo de producto. 2. Se desarrollo el software y hardware bajo la plataforma Siemens y con la utilización de equipos de alta tecnología que permitieron adquirir los datos experimentales requeridos para el análisis del sistema en las condiciones de trabajo planteadas. 3. Como aporte de este trabajo, quedo claro que el balanceo (longitud y carga) en un sistema refrigerante requiere fundamentalmente asegurar que la temperatura del tubo succión no este por debajo de la temperatura de rocío del medio ambiente y no haya formación de hielo, para evitar perdidas de potencia del sistema y las temperaturas en el congelador y refrigerador se hagan muy altas. 4. A partir de los datos experimentales se encontró que la potencia térmica es independiente de la longitud del capilar. No obstante para las diferentes longitudes de capilar existe un valor de carga óptimo que hace que la potencia térmica y el rendimiento del producto sean los adecuados. 5. Se encontraron modelos de ajuste con la metodología de diseño de experimentos que describen adecuadamente el comportamiento de la potencia térmica y el rendimiento del producto como función de la carga a una longitud de capilar dada dentro de los límites de este estudio. 6. El diseño de experimentos debe tener en cuenta solo valores de carga que no generen hielo en el tubo succión. 7. Dado que el medidor de flujo por efecto coriolis es confiable solo si a través de el pasa el fluido en una sola fase, los estudios indicaron que debe instalarse siempre en la salida del compresor, ya que así se garantiza que el fluido R 134ª esta en una sola fase que es la de vapor y se evitan errores en las mediciones.

114

8. Con los análisis de este estudio, se encontró que el criterio para el diseño de unidades refrigerantes No Frost adecuado es la medición de las temperaturas promedio en congelador, refrigerador y tubo succión. 9. En la industria de refrigeración no se tenían datos registrados del flujo de R 134ª en el sistema y con este proyecto ya se conoció cual es la cantidad de libras masa por hora que circulan en el.

115

PERSPECTIVAS

Con el conocimiento adquirido en el desarrollo de este trabajo se pueden plantear en el futuro los siguientes estudios:

1. Comportamiento de unidades No Frost de volumen interno diferentes al que fue objeto de estudio. 2. Comportamiento de unidades refrigerantes de sistemas convencionales que hacen la transferencia de calor a través de mecanismos de conducción y convección natural. 3. Crear un vínculo entre industria y Universidad, que permitan encontrar soluciones aplicando principios científicos a problemas industriales.

116

A-1 Planos adquisición datos y software.

117

A-1 Planos adquisición datos y software.

118

A-1 Planos adquisición datos y software.

119

A-1 Planos adquisición datos y software.

120

A-1 Planos adquisición datos y software.

121

A-1 Planos adquisición datos y software.

122

A-1 Planos adquisición datos y software.

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A-1 Planos adquisición datos y software.

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A-1 Planos adquisición datos y software.

125

A-1 Planos adquisición datos y software.

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

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

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

127

Flujo ausente- Movimiento del tubo: Los tubos se encuentran oscilando sin flujo. Ambos captores, el de la entrada y la salida, generan ondas sinusoidales que están en fase cuando no hay flujo

Flujo Ausente – No hay efecto de Coriolis: Durante la condición de no flujo, no hay efecto de Coriolis y las ondas están en fase la una con la otra

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

128

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

Flujo – Delta T: Como resultado de la deformación de los tubos, las ondas generadas por los captores están ahora fuera de fase porque el lado de entrada esta retrasado con respecto al lado de salida. La diferencia en tiempo entre las dos ondas se mide en microsegundos y se llama delta t. Delta t es directamente proporcional al flujo másico. A mayor delta t, mayor flujo másico.

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

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A-3 Tablas termodinámicas R 134ª.

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A-3 Tablas termodinámicas R 134ª.

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A-3 Tablas termodinámicas R 134ª.

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A-3 Tablas termodinámicas R 134ª.

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