MÁQUINA ABSORCIÓN Esquemas básicos

LA PRODUCCIÓN DE FRÍO POR ABSORCIÓN FUNCIONAMIENTO COMO MAQUINA FRIGORIFICA (BOMBA DE CALOR)

E. TORRELLA

MÁQUINA DE ABSORCIÓN Transformaciones básicas 



MÁQUINA DE ABSORCIÓN Transformaciones básicas

La solución "rica" en refrigerante penetra en generador (pto."6"), en el que se calienta por adición de una potencia térmica, provocando con ello la separación de vapores de refrigerante, prácticamente puros en su salida (pto."2"), los cuales son condensados en un intercambiador por cesión de calor a un agente externo, con lo que se obtiene un caudal líquido de refrigerante a alta presión (pto."3"). El paso a través de un expansor produce la laminación hasta la baja presión (y por tanto baja temperatura) y una vaporización parcial de este, con lo que a la salida del órgano de estrangulación (pto."4") coexisten las fases líquida y vapor. Es la fracción líquida la que se encuentra en condiciones de absorber calor (producción de frío) en el evaporador de la instalación, mediante su ebullición, con lo que a la salida de este intercambiador (pto."1") el estado es de vapor saturado o recalentado.

E. TORRELLA

2



3

Si ahora analizamos el circuito por el que circula la mezcla refrigerante-absorbente, vemos que los vapores producidos en evaporador (pto."1") son aspirados hacia absorbedor, debido a la afinidad que por estos muestra una solución "pobre" en refrigerante, produciendo una mezcla rica en este componente (pto."5") a baja presión, por lo que para recuperar el refrigerante, esta solución debe ser comprimida hasta el nivel de alta presión, proceso que tiene lugar en la bomba de la solución (pto"6"). En estas condiciones se introduce en generador, en el que por adición de calor tiene lugar la separación; por un lado vapores de refrigerante (pto."2"), y por otro la solución líquida restante pobre en refrigerante (pto."7") que se lleva nuevamente al absorbedor para aprovechar su avidez por los vapores de refrigerante puro, ahora bien, dado que esta solución pobre se encuentra a alta presión, debe expandirse (pto."8"), previamente a su entrada en absorbedor, para alcanzar la baja presión reinante en este equipo.

E. TORRELLA

4

1

MÁQUINA DE ABSORCIÓN Transformaciones básicas

MÁQUINA DE ABSORCIÓN Transformaciones básicas

En el esquema se observa la cesión de calor al exterior de una potencia térmica en el absorbedor, lo que se debe al proceso exotérmico que tiene lugar en la mezcla de vapores de refrigerante y solución pobre procedente de generador, tanto mayor cuanto mayor sea la desviación negativa que presente la solución respecto al comportamiento ideal establecido por la ley de Raoult.  La eliminación de este calor se encomienda al agente externo encargado de la condensación de los vapores de refrigerante puro, ya sea previamente a su paso por este o de forma simultánea (disposición en paralelo), por lo tanto es razonable considerar que las temperaturas en absorbedor y condensador son similares, y en conclusión la máquina cede las potencias térmicas "QA" y "QK" a un medio a temperatura “TA>TK”.





E. TORRELLA

5

Una de las principales mejoras que pueden realizarse sobre el esquema propuesto, y que por su efecto benéfico ha pasado a constituir un elemento universalmente adoptado en estas máquinas, es la disposición de un intercambiador de calor entre las soluciones rica y pobre, cuyo objetivo es el precalentamiento de la solución rica antes de su entrada al generador mediante el enfriamiento de la solución pobre procedente de generador, de esta forma desciende la potencia necesaria a suministrar en generador, así como la que es necesario eliminar en absorbedor.

E. TORRELLA

6

ABSORBEDOR Vapor refrigerante

Absorbedor

Solución diluida

MÁQUINAS Br Li - AGUA Bomba Recircul.

E. TORRELLA

7

E. TORRELLA

Agua Disipación (de torre) Al generador 8

2

CONDENSADOR

EXPANSOR

Evaporador

Vapor refrigerante

Liquido refrigerante

Condensador Agua de condensación Refrigerante liquido Expansor

E. TORRELLA

9

EVAPORADOR

E. TORRELLA

10

INTERCAMBIADOR SOLUCIONES

Refrigerante vapor Agua fría

Solución pobre

Evaporador

Absorbedor

Interc. soluciones

Refrigerante liquido

Solución rica

Bomba recirc. evaporador E. TORRELLA

11

E. TORRELLA

Bomba solución

12

3

MAQUINA DE ABSORCION UNICARCASA

CONJUNTO DE LA MÁQUINA Soluciónrica rica Solución BrLi en BrLi

Carcasa de

Agua (Frigorígeno)

baja presión

Generador

Aporte

Condensador

potencia térmica

EVAPORADOR

Salida agua disipación Intercambiador de soluciones

P  6,5 mmHg (Vacío)

Vapor H2O

GENERADOR Solución pobre

ABSORBEDOR

Vapor H2O Vapor H2O CONDENSADOR

BrLi

Evaporador Entrada/salida agua fría

Absorbedor Entrada agua disipación

Bomba

Solución rica BOMBA E. TORRELLA

13

MAQUINA DE ABSORCION DOBLE CARCASA Condensador

E. TORRELLA

14

VISTA MAQUINA DOS CARCASAS CARCASA DE ALTA PRESION

Generador

Evaporador

CARCASA DE BAJA PRESION

Absorbedor INTERCAMBIADOR DE SOLUCIONES

E. TORRELLA

15

E. TORRELLA

16

4

BOMBA DE LA SOLUCION

CONEXIONES EXTERNAS I

CIRCUITO HIDRAULICO EVAPORADOR

BOMBA DE SOLUCIÓN RICA

CIRCUITO HIDRAULICO ABSORBEDOR

E. TORRELLA

17

E. TORRELLA

18

CICLOS ABSORCIÓN Evolución del fluido refrigerante

CONEXIONES EXTERNAS II

CIRCUITO HIDRAULICO DE CONDENSADOR

p 3

2

pK

TG

p0

1

h

CIRCUITO DE APORTE A GENERADOR

E. TORRELLA

4

19

E. TORRELLA

20

5

MEZCLAS FRIGORÍGENAS Definición de un estado 

DIAGRAMA DE OLD-HAM Evolución y equipos

Las canalizaciones que unen generador y absorbedor son recorridas por soluciones acuosas de bromuro de litio en fase líquida, la definición general de un estado en la mezcla precisa de tres variables según la ley de Gibbs; ya que los grados de libertad son:

=c- f +2

• • • 

c = número de componentes (2) f = número de fases (1)

 3

es decir, son necesarias tres variables para definir el estado de la solución, las cuales se reducen a dos en caso de saturación. Con la condición de estado saturado puede encontrarse el título de la solución a partir de la pareja de valores (p,T).

E. TORRELLA

21

E. TORRELLA

22

DIAGRAMA DE OLD-HAM Evolución de la mezcla refrigerante p

x0 = 1

xr



xp

pK

Referido a la unidad de caudal circulante por el evaporador de la instalación, en régimen permanente, pueden establecerse los siguientes balances de materia(en absorbedor o generador):

•

Conservación de la masa total. 1+ m p = mr 

• p0



Conservación de la masa de refrigerante 1 . x0 + m p . x p = m r . xr  

T T0 E. TORRELLA

TA = TK

TGlim



TG 23

mp = caudal másico de la solución pobre. mr = caudal másico de la solución rica.

E. TORRELLA

xp = titulo en refrigerante de la solución pobre. xr = titulo en refrigerante de la solución rica. x0 = titulo en refrigerante de los vapores procedentes de evaporador  1.

24

6

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Cálculo de caudales 

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Balances de energía.

De ambos balances pueden deducirselos caudales de las soluciones rica y pobre:

mp =

1 - xr xr - x p

mr =

1- xp xr - x p



Por unidad de caudal circulante por evaporador, la aplicación del primer principio aplicado al sistema abierto, que constituye cada uno de los equipos, suministra las siguientes expresiones:

• Condensador

Q K = h2 - h3

• Evaporador Q 0 = h1 - h 4

E. TORRELLA

25

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Balances de energía.

• •

• 1- xp 1 - xr h8 h5 xr x p xr - x p

Generador

Q G = h 2 + m p h7 - m r h6  = h 2 +

•

ó bien, dado que 1 + mp = mr

Q G = h 2 + m p h7 - (1 + m p ) h6  = ( h 2 - h6  ) + m p ( h7 - h6  )

con esta última estructura se ponen de manifiesto cuales son los factores que determinan la necesidad de eliminar calor en absorbedor, por un lado el término (h1 - h5) representa aproximadamente la condensación de los vapores de refrigerante, mientras que el segundo término toma en consideración fundamentalmente el calor sensible a eliminar en la solución pobre, en ambos razonamientos se ha despreciado la contribución del calor de dilución.

E. TORRELLA

1- xp 1 - xr h7 h6  xr - x p xr - x p

ó bien,

Q A = h 1 + m p h 8 - (1 + m p ) h 5 = ( h1 - h 5 ) + m p ( h 8 - h 5 )

•

26

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Balances de energía.

Absorbedor

Q A = h1 + m p h 8 - m r h 5 = h1 +

E. TORRELLA

27

•

como en absorbedor, sin tomar en consideración el calor de dilución, podemos decir que el primer término representa el calor a suministrar en generador para producir la evaporación del refrigerante, mientras que el segundo es prácticamente el calor sensible de suministro a la solución pobre, este último tanto menor cuanto mas perfecto sea el comportamiento del intercambiador entre soluciones (T6'  T7).

E. TORRELLA

28

7

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Balances de energía.

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA COP.

• Bomba de la solución rica P B = m r ( h6 - h 5 ) =

• En

base a las anteriores expresiones, y dado que la eficacia queda definida como la relación entre la potencia útil y la necesaria para su obtención, se tendrá:

mr ( p K - po ) v5 RB

COP =

• Con respecto a la potencia necesaria en la bomba de la

solución, en cuya expresión "v5" es el volumen específico de la solución rica en su aspiración y "RB" su rendimiento, es fácilmente demostrable que su cuantía es ridícula frente al resto de los aportes energéticos, por lo que puede ser despreciada en el cálculo de la eficiencia.

E. TORRELLA

29

LA MÁQUINA FRIGORÍFICA Incidencia del intercambiador.

•

•

•

 T 6 - T 6 < T 7 - T 7

E. TORRELLA

del sistema será tanto mayor cuanto mas perfecto sea el funcionamiento del intercambiador entre soluciones , ya que si este fuese ideal, se produciría igualdad entre las entalpías de los estados "7" y "6'", y en consecuencia: h -h COP = 1 4 h 2 - h6 

E. TORRELLA

30

0,9

COP

0,8 0,7 0,6

Efic 0.75 Efic 0.00

0,5

El comportamiento de un intercambiador real se puede definir a través del salto de temperaturas, ó a través del concepto de eficiencia de intercambio, este último caso es el que vamos a utilizar, quedando expresada como: .

• De la expresión obtenida, podemos concluir que el COP

MÁQUINA FRIGORÍFICA Temperatura en Generador

En el intercambiador de recuperación es necesario hacer notar el desequilibrio existente entre los caudales másicos puestos en circulación, menor en el caso de la solución pobre que en la rica. Como no existe gran diferencia entre los calores específicos de ambas soluciones, se tendrá, considerando pérdidas despreciables al entorno:

m 1 < r  T 7 T 7 m p T 6 - T 6

Qo Q h1 - h4  o= QG + P B QG h2 - h6  + m p ( h7 - h6  )

0,4 0,3 0,2 70

75

80

85

90

95

100

TEMPERATURA DE GENERADOR [°C]

q m p c p ( T 7 - T 7  ) h7 - h7  = = = q m x (mc)min ( T 7 - T 6 ) h7 - h6

Tcon = 40°C Tabs = 40°C Teva = 10°C

31

E. TORRELLA

32

8

MÁQUINA FRIGORÍFICA Temperatura en Condensador

0,95

MÁQUINA FRIGORÍFICA Temperatura en Absorbedor

COP 0,9

COP

0,8

0,9

0,7 0,85 0,6 0,8 Efic = 0.75

0,5

Efic = 0.75

Efic = 0.00 0,75 20

Efic = 0.00

25

30

35

40

45

50

0,4

55

20

TEMPERATURA DE CONDENSADOR [°C]

30

35

40

45

TEMPERATURA DE ABSORBEDOR [°]

Tgen = 70°C Tabs = 20°C Teva = 10°C

Tgen = 70°C Tcon = 30°C Teva = 10°C

E. TORRELLA

33

MÁQUINA FRIGORÍFICA Temperatura en Evaporador

0,9

25

E. TORRELLA

34

MÁQUINA FRIGORÍFICA Eficiencia del Intercambiador

COP 0,9

COP

0,8 0,7

0,8

0,6 0,5 0,7 0,4 Efic = 0.75

0,3

Efic = 0.00

0,6

0,2

0 5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

0,4

0,6

0,8

1

Eficiencia [TANTO POR UNO]

TEMPERATURA DE EVAPORADOR [°C]

Tgen = 70°C Tcon = 40°C Tabs = 30°C Teva = 10°C

Tgen = 70°C Tcon = 40°C Tabs = 30°C

E. TORRELLA

0,2

35

E. TORRELLA

36

9

IMPERFECCIONES Cristalización

IMPERFECCIONES EN EL FUNCIONAMIENTO REAL 

Las principales causas que producen desviaciones entre los resultados reales y los obtenidos a partir de los cálculos teóricos, tanto para máquina frigorífica como para bomba de calor, son:

• Cristalización. • Pérdidas de carga. • Efecto de la presión hidrostática. • Alejamiento de las condiciones de equilibrio.

Bajo este término denominamos el proceso de abandono, por parte de la sal, de la solución acuosa, que si se produce de forma continua origina la obturación de las canalizaciones y la consiguiente puesta fuera de servicio de la máquina.  Este fenómeno se produce en las soluciones acuosas como es el caso del bromuro de litio en agua, de tal manera que para cada concentración existe una temperatura por debajo de la cual se detecta la precipitación de la sal. Una correlación, basada en datos experimentales, entre temperatura de cristalización y concentración en bromuro de litio es la siguiente: 

T [K]= -24482,825 + 119660,035 x -193206,97 x2 +104338,263 x3 siendo ahora "x" el titulo en bromuro de litio de la solución expresado en tanto por uno. E. TORRELLA

37

E. TORRELLA

IMPERFECCIONES Causas de la cristalización

IMPERFECCIONES Pérdidas de carga

En máquinas de absorción, trabajando con el par bromuro de litio- agua, la cristalización tiene lugar principalmente en la solución pobre a la salida del intercambiador, generada bien por un enfriamiento acusado, bien por una alta concentración en absorbente (BrLi), siendo preciso en todo caso un calentamiento para conseguir el paso hacia solución líquida.  Las causas principales que producen cristalización en la solución pobre son:





• •

Bajas temperaturas del medio externo que enfría el absorbedor, en cuyo caso la solución rica en refrigerante abandona este equipo con baja temperatura y es capaz de enfriar fuertemente a la solución pobre, a su paso por el intercambiador, pudiendo desencadenar con ello la cristalización. Altas temperaturas o fuertes suministros caloríficos en generador, en ambos casos se produce una solución muy concentrada en bromuro que a su paso por el intercambiador corre peligro de cristalizar. Este proceso puede deberse a la entrada de aire, recordemos que se trabaja en vacío, por lo que las presiones aumentan ante la presencia de este incondensable, dando como resultado un descenso de la potencia frigorífica y un incremento de la potencia suministrada por generador para aumentar aquélla.

E. TORRELLA

39

38

Las canalizaciones que interconectan por un lado evaporador y absorbedor, y por otro generador con condensador, introducen pérdidas de carga, cuyo resultado es la desigualdad de presiones entre estas parejas de equipos, de tal manera que:

• •

p0 (evap.) > pA (absorb.) pG (gener.) > pK (condens.)

Si la presión de absorbedor es inferior a la de evaporador, el titulo en refrigerante de la solución rica en equilibrio con la temperatura en absorbedor desciende, haciéndolo también la capacidad de absorción de vapores para un mismo caudal másico.  Por su parte, la mayor presión en generador, respecto a la de condensador, trae como consecuencia, para una temperatura fija en generador, un mayor título en refrigerante para la solución pobre y con esto una menor posibilidad de absorción de vapores cuando ésta alcance el absorbedor. 

E. TORRELLA

40

10

IMPERFECCIONES Efecto de las pérdidas de carga

OTRAS IMPERFECCIONES 

p

xp'

pG

PRESIÓN HIDROSTÁTICA.

•

xp

pK x0 xr' p0 pA



xr T T0

TA = TK

E. TORRELLA

CONDENSACION CON AIRE ROTARTICA 

ROTARTICA aplica los principios de la absorción pero en una unidad generadora rotativa, con distintas cámaras al vacío. En el caso del simple efecto, la unidad está rotando a 260 rpm. El efecto que se consigue con esta rotación es básicamente la mejora de los procesos de transferencia de masa y calor. Gracias a esto, se puede disminuir el tamaño y peso de la unidad generadora y la efectividad del sistema crece de manera importante respecto a aplicaciones de absorción más comunes. Otra de las ventajas es el incremento del salto térmico (T agua caliente salida – T agua fría de salida) con lo que se elimina la necesidad imperativa de instalar torre de refrigeración y con ello el peligro de proliferación de la bacteria legionella.

En el generador, durante el proceso de separación de refrigerante, se decanta la solución pobre en la parte inferior del equipo, y como consecuencia de la altura de líquido, la presión de salida de la solución líquida es mayor que la considerada teóricamente, siendo su efecto similar al de una mayor concentración en refrigerante y por tanto una menor capacidad de absorción de vapores de refrigerante. En la máquina realmente no ocurre este incremento de concentración sino que se mantiene la misma concentración pero alejada de las condiciones de saturación; por lo que a efectos de cálculo la variación en la concentración produce el mismo efecto.

ALEJAMIENTO DE LAS CONDICIONES DE EQUILIBRIO.

•

La perfecta transferencia de calor y masa que debería producirse en el absorbedor para conseguir unas condiciones de equilibrio en las soluciones finales, no puede alcanzarse en los equipos reales que trabajan en la máquina, por lo que los títulos de las soluciones no alcanzan los valores teóricos deducidos de un diagrama de Old-Ham. Este efecto de saturación incompleta a la salida del absorbedor puede ser contabilizado como un incremento de la concentración en bromuro de litio.

TG 41

E. TORRELLA

42

CICLO GAX 

El ciclo GAX (Generator / Absorber / heat eXchanger) es una disposición que funciona entre dos niveles de presión, como las máquinas de absorción simple. Su singularidad consiste en la comunicación de absorbedor y generador por medio de un intercambiador de calor. Una parte de la potencia extraída en absorbedor se transmite al generador no teniendo que ser aportada desde la fuente caliente externa. El diagrama de Oldham de la figura muestra el proceso de aporte gratuito desde absorbedor a generador, además esta potencia ya no tiene que eliminarse del absorbedor por medio del agente externo de disipación.

E. TORRELLA

44

11

MAQUINAS DE AMONIACO-AGUA Rectificador

T

x3v >> x1 p p

3v

2

Enfriamiento

2v

2l 3l

3

3v

2v

3 3l

Calentamiento

MÁQUINAS AMONÍACO - AGUA

Separación II

1 1

2 2l

100% de A 0% de B

E. TORRELLA

45

MAQUINAS DE AMONIACO-AGUA

E. TORRELLA

Concentración “x”

100% de B 0% de A

Separación I

E. TORRELLA

46

MAQUINAS DE AMONIACO-AGUA

47

E. TORRELLA

48

12

INTRODUCCIÓN 

MÁQUINAS MULTIETAPA

E. TORRELLA

49

E. TORRELLA

50

ETAPAS Y EFECTOS

DIFERENCIA SIMPLE Y DOBLE ETAPA



E. TORRELLA

Con anterioridad se discutió la necesidad de una diferencia entre los títulos de las soluciones rica y pobre, con vistas a limitar los caudales de las soluciones, sin embargo el aumento de esta diferencia se encuentra limitado por la temperatura de generador, este nivel térmico se encuentra a su vez restringido por la temperatura de la fuente caliente disponible y por la resistencia de los materiales constitutivos. Por lo que para lograr diferencias razonables entre títulos puede pensarse en la utilización de sistemas multietapas.

51

El número de etapas de sistema de absorción define el número de ciclos de básicos que integran la instalación, por otro lado, según Cheung, el número de efectos considera cuantas veces la potencia calorífica suministrada desde el foco caliente es utilizada en el sistema, evidentemente un incremento en el número de efectos conduce a una mayor eficiencia de la planta, sin embargo, para un ciclo con “n” etapas, el número máximo de efectos posibles viene dado por “2n – 1”.

E. TORRELLA

52

13

TIPOS

FLUJO EN SERIE. ESQUEMA SIMPLE Pag 54

Flujo en serie. Toda la disolución que sale del absorbedor es bombeada y pasa a continuación por los intercambiadores de calor de baja y alta temperatura, para ser conducido al generador de alta. De aquí pasa como disolución intermedia a través del intercambiador de alta, al generador de baja y de aquí al absorbedor a través del intercambiador de calor de baja temperatura.  Flujo en paralelo. La disolución que sale del absorbedor es bombeada y en proporciones adecuadas enviada a cada uno de los dos generadores a través de los intercambiadores de calor de alta y de baja temperatura. Ambas corrientes de retorno de cada generador se mezclan antes de entrar en el absorbedor.  Flujo en paralelo invertido. La disolución que sale del absorbedor es bombeada a través del intercambiador de calor de baja temperatura y pasa al generador de baja. A la salida, una parte de la corriente es enviada por el intercambiador de baja temperatura al absorbedor, mientras que la otra parte es bombeada al generador de alta pasando por el intercambiador de alta temperatura.  La disposición de flujo en serie es usada por McQuay/Sanyo, la del flujo en paralelo por York/Hitachi y por Carrier/Ebara, mientras que la del flujo invertido es utilizada por Trane/Kawasaki/Thermax. 

E. TORRELLA

53

FLUJO EN SERIE

FLUJO EN SERIE

Pag 55

14

FLUJO EN SERIE

FLUJO EN SERIE

Simple efecto

Doble efecto

E. TORRELLA

FLUJO EN PARALELO

58

FLUJO EN PARALELO INVERTIDO

15

APROVECHAMIENTO CALOR DE CONDENSACIÓN

NIVELES DE PRESIÓN PRESION • Doble Efecto  Presión en evaporador ≈ 6.8 mm Hg  Presión en generador de alta ≈ 707 mm Hg  Presión en condensador ≈ 58.3 mm Hg • Simple Efecto  Presión en evaporador ≈ 6.8 mm Hg  Presión en condensador ≈ 70 mm Hg  COP (BrLi-Agua) • Doble Efecto ≈ 0.9 ÷ 1.25 • Simple Efecto < 0.7 

E. TORRELLA

61

MÁQUINA DOBLE ETAPA Bromuro litio – agua. Llama directa

MÁQUINA DOBLE ETAPA Bromuro litio – agua. Con vapor

Condensador Generador 2ª Etapa

Generador 1ª Etapa

Evaporador Absorbedor

2 Intercamb.

Quemador

de solución

E. TORRELLA

63

E. TORRELLA

64

16

Funcionamiento Refrigeración 20

4

14

THERMAX GLB-500E

21

16 xm

5

23

5

10

13

12

17 21 18 22

19

xs

INSTALACIÓN DEL MUSEO PRINCIPE FELIPE

1

2

xp 11 6

9

8

3 7 xr

CIUDAD DE LAS ARTES Y LAS CIENCIAS E. TORRELLA

65

VISTAS DE LA MÁQUINA

E. TORRELLA

66

VISTAS DE LA MÁQUINA

Bomba – Int. soluciones

Condensador E. TORRELLA

67

E. TORRELLA

Quemador. Generador

Aislamiento

Evaporador. Absorbedor 68

17

VISTAS DE LA MÁQUINA Vistas termopares

Esquema funcionamiento 2

1 14

13

I. B.T.

p0

7

20

12

E. TORRELLA

70

m pB1  m pA xpA

c p17 T17  T20   m pB1  A m pA ; A  1 c p19 T16  T19 

16

G.A.T.

8

5 11 10

23

11

G.B.T.

7 xpB

xr

9

m pB1 h16  h19   m pA h17  h20 

16

4

I. A.T.

Balance en el intercambiador de alta temperatura

A

pK

xpA 17

18

I. Drenaje

xr

20

mpA

xpB

6

8 10

pG

mpB1

19

x0 = 1

mr

Dhuring máquina oceanográfico

16

mpB2;xpB

Absorbedor

69

x0 = 1

x’ m0

E. TORRELLA

m”

x0 = 1

m’

4 15

m’”

G.B.T.

Evaporador

3

Condensador

G.A.T.

5

mpB2;xpB

x’

mpB1

19

1 13

13

mpA

xpB

xpA 17

18

I. A.T. T0

TKTA

TG

TGA

20

B

18

Balance másico total para el generador de alta temperatura

Balance másico de bromuro para el generador de alta temperatura

x0 = 1

16

16

1  1  m pB1  mvGAT  m pB1  mvGAT  m pB1 1   A  A

m pA x pA  m pB1 x pB  x pA  A x pB

mpB1

mpA

mpB1

xpB

xpA

xpB

17

18

mpA xpA 17

18

I. A.T.

I. A.T. 20

20

Balance energético en el intercambiador de baja temperatura

Balance energético en la mezcla (19 + 20  12)

mr h13  h10   m' h12  h6   m pB 2  m pA h12  h6 

m pB 2 h19  m pA h20  m pB 2  m pA h12  m pB 2 h19  h12   m pA h12  h20 

mr c pm T13  T10   m pB 2  m pA c pm T12  T6  ; m pB 2  B m pA

G.B.T.

mr  B m pA  m pA 

 m pA (1  B ) C ; C  1

G.A.T.

16

c pm T12  T6 

c pm T13  T10 

G.B.T.

T  T  m pB 2 c pm T19  T12   m pA c pm T12  T20  m pB 2  m pA 12 20 T19  T12  m pB 2  B m pA

G.A.T.

m”

x0 = 1

G.A.T.

m pA  mvGAT  m pB1

m”

m’ x’ mpB2;xpB 19 12

mpB1

mpA

xpB

xpA

mpB2;xpB

17

18

Absorbedor

6

8

I. A.T.

10 mr 20

mpB1

19

1

13

I. A.T.

I. Drenaje I. B.T.

xr 14

xpB 18

9

11

7

20

12

19

Balance másico en la mezcla

Balance de masa total en absorbedor

mr  m0  m'  m pA (1  B) C  m0  m pA (1  B )

G.B.T.

m pA (1  B) (C  1)  m0  m pA 

m0 (1  B ) (C  1)

G.A.T.

16

m’ x’

m'  m pB 2  m pA  m pA (1  B ) m0

mpB2;xpB

mpB1

19

mpA

xpB

12

x0 = 1

Absorbedor

xpA

6

8

17

18

10 mr

I. A.T.

I. Drenaje I. B.T.

xr 14

20

Balance en bromuro en el generador de alta temperatura

9

7

11

Balance de masa total en el generador de baja temperatura

m” x0 = 1

mr  m pB1  m pB 2  mvGBT

m’”

m”

x0 = 1

x0 = 1

(1  B ) C x pB  xr A B

mpB1

mpA

xpB

xpA

mpB2;xpB

I. A.T.

mpB1

19 6

17

18

16

10

I. B.T.

20 7

mpA

xpB

xpA 17

18 13

G.A.T.

G.A.T.

16

G.B.T.

mvGBT   A m pA  B m pA  m pA (1  B) C  m pA (1  B) C  A  B 

mr xr  m pB x pB  (m pB1  m pB 2 ) x pB

I. A.T. 20

12

20

Potencias; COP

Zona de alta temperatura 150

GAT; T17 = sal. sol. pobre; T16 = ent. sol. rica

140

T17

130

120

q0  Q0 / m0  h15  h5

110

COP 

T [ºC]

qGAT  QGAT / m0  m pB1 h16  m pA h17  mvGAT hv (T T 17 ) q0 qGAT

100

T16

90

GBT; T19 = sal. sol. pobre; T13 = ent. Sol. rica

80

T19

70

60

T13 50 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

Time [s]

Zona de media temperatura

Zona de baja temperatura

34

10

T4

T6

33

9 32

AGUA ENF.; T4 = ent. agua evap.; T3 = sal. agua evap.; T15 = sal. evap. 8

30

T [ºC]

T [ºC]

31

T2

29

28

T3 7

6

27

T1

5

T15

26

AGUA COND.; T1 = ent. agua absorb.; T2 = sal. agua cond. 25

4 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

Time [s]

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

Time [s]

21

Eficiencias intercambiadores

Potencias específicas

0.95

3100

qGHT 2900

EFILT 2700

EFI

q [kJ/kg]

0.9

0.85

EFIHT

2500

2300

2100

q0 1900

0.8

1700 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

0

15000

1000

2000

3000

4000

5000

Time [s]

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

Time [s]

COP

TRIPLE EFECTO

1.4

 1.3

1.2

La tecnología del triple efecto está en desarrollo. Son varios los fabricantes que están trabajando para conseguir elevar el COP de las enfriadoras de absorción de llama directa a valores entre 1.4 y 1.5.

COP

1.1

1

0.9

0.8

0.7

0.6 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

Time [s] E. TORRELLA

88

22