28th Annual Meeting International Institute of Ammonia ...web.iiar.org/membersonly/PDF/TC/TSP12.pdf · temperaturas de aplicación, diferentes cargas térmicas, diferentes eventos

Technical Papers28th Annual Meeting

International Institute of Ammonia Refrigeration

March 19–22, 2006

2006 Ammonia Refrigeration Conference & ExhibitionReno Hilton Resort and Casino

Reno, Nevada

ACKNOWLEDGEMENT

The success of the 28th Annual Meeting of the International Institute of AmmoniaRefrigeration is due to the quality of the technical papers in this volume and thelabor of its authors. IIAR expresses its deep appreciation to the authors, reviewers,and editors for their contributions to the ammonia refrigeration industry.

Board of Directors, International Institute of Ammonia Refrigeration

ABOUT THIS VOLUME

IIAR Technical Papers are subjected to rigorous technical peer review.

The views expressed in the papers in this volume are those of the authors, not theInternational Institute of Ammonia Refrigeration. They are not official positions ofthe Institute and are not officially endorsed.

EDITORSM. Kent Anderson, President

Chris Combs, Project CoordinatorGene Troy, P.E., Technical Director

International Institute of Ammonia Refrigeration1110 North Glebe Road

Suite 250Arlington, VA 22201

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2006 Ammonia Refrigeration Conference & ExhibitionReno Hilton Resort and Casino

Reno, Nevada

© IIAR 2006 437

Resumen

El presente artículo acerca del sistema termodinámico de sobrealimentación de líquido y susmodalidades es un ejercicio de continuidad al trabajo que desarrollé en el pasado congresointernacional. Para esta ocasión, el objeto central de éste es difundir y ampliar el espectro deoportunidades que ofrece este sistema, a fin de que se puedan aplicar soluciones técnicas en laespecialidad de diseño de instalaciones frigoríficas industriales. A partir del análisis de las condicionesde operación, termodinámicas y energéticas, se obtuvieron resultados técnicamente sustentados quedemuestran su factibilidad técnica, representando una excelente alternativa para quien buscansistemas de producción de frío cada vez más eficientes.

2006 IIAR Ammonia Refrigeration Conference & Exhibition, Reno, Nevada

Trabajo técnico #3

Sistema termodinámico de sobrealimentación del líquido a evaporadores,

sus modalidades y aplicaciones

Manuel Alarcón LópezA. Blasquez. E. Refrigeración Industrial, S.A. de C.V.

México, D.F.

Trabajo técnico #3 © IIAR 2006 439

Introducción

La sistemática utilización del método de producción de frío por compresión

mecánica exige de decisiones muy importantes durante la concepción, planificación

y diseño del proyecto frigorífico. Día con día, se presentan necesidades y

requerimientos que exigen respuestas a sistemas frigoríficos mono y polivalentes, de

ahí la importancia de un mayor conocimiento de estos que permita y promueva una

mejor elección de la tecnología frigorífica disponible y en especifico del método de

alimentación de evaporadores.

El objeto central de este trabajo es dar continuidad a los estudios que analizan y

difunden los métodos de alimentación de líquido a evaporadores, como una parte

esencial en el amplio campo de aplicaciones industriales del frío que utilizan el

amoníaco como refrigerante. El sistema de sobrealimentación termodinámico y sus

modalidades representan una excelente opción que ha demostrado ofrecer respuestas

en su desempeño, compatibilidad, rentabilidad y flexibilidad para diversas

aplicaciones frigoríficas.

Afortunadamente, los fabricantes de equipo, ingenieros de diseño, contratistas y

usuarios finales han mostrado el suficiente interés en conocer todas las variantes

disponibles en el tema, lo que les está permitiendo cada vez más, obtener

instalaciones frigoríficas bien fundamentadas en su desempeño, operación y relación

con el medio ambiente.

El interés mostrado en nuestro artículo anterior justifica nuestra intención de dar

continuidad a aquel tema, ejerciendo la necesaria profundización en esta

oportunidad.

Para tal efecto se contó con la inmejorable oportunidad de un intercambio

continuado de experiencias tanto con el Ing. Juan Carlos Lage, pionero en el tema y

que ha participado con contribuciones fundamentales en la modificación y análisis

Sistema termodinámico de sobrealimentación del líquido a evaporadores, sus modalidades y aplicaciones – Manuel Alarcón López

440 © IIAR 2006 Trabajo técnico #3

del sistema termodinámico de recirculación, así como con el Ing. Bob Ross, quien

con sus valiosas aportaciones a este y otros tópicos de estudio, ocupa un sitio de

renombre en los Estados Unidos. La amabilidad de ambos, pero sobre todo su

amplio conocimiento y experiencia, enriquecen ampliamente este esfuerzo teórico

y de difusión.

El presente trabajo pretende presentar las diferentes modalidades y características

técnicas del método termodinámico de sobrealimentación de líquido, que permiten

a su vez a las diferentes áreas de la especialidad, conocer y aplicar dichas variantes

y ampliar el espectro de soluciones factibles en la refrigeración industrial con

amoníaco.

Sería didácticamente muy positivo para el lector participante al congreso que este

trabajo sirviera como estructura introductoria al artículo del Ing. Juan Carlos Lage

Soto, amén de una mayor comprensión y profundización del tema.

Clasificación general de métodos de alimentación a evaporadores

Es necesario, como punto de partida, presentar una clasificación concreta que

englobe los diversos métodos de alimentación de líquido a evaporadores a fin

de diferenciar las características técnicas y de diseño de cada uno de estos. La

clasificación que a continuación se presenta ha sido desarrollada por el Ing. Lage

Soto y utilizada para este trabajo por considerarla después de la obligada revisión

bibliográfica, como la más completa.



1. Expansión directa

2. Sistema inundado

3. Sistema recirculado

3.1 Sistema recirculado por bombas (mecánico)

3.2 Sistema recirculado por diferencia de presiones (termodinámico)

3.2.1 Sistema recirculado con presión basculante

3.2.2 Sistema recirculado con presión constante

3.2.2.1 Sistema recirculado con recipiente regulado

3.2.2.2 Sistema recirculado con alimentación alterna

3.2.2.2.1 Sistema recirculado modificación Malicki-Lage

Todos estos métodos han comprobado su eficiencia de aplicación en instalaciones

frigoríficas, ofreciendo respuestas en escenarios donde aparecen diferentes

temperaturas de aplicación, diferentes cargas térmicas, diferentes eventos de

transferencia de calor, entre otros.

El desarrollo histórico del mejoramiento en los métodos de alimentación ha sido

un proceso lento pero eficaz, que ha partido de una búsqueda continua en la mejora

de aspectos tan transcendentes como es: el incremento de coeficientes globales de

transferencia de calor, incrementos en el efecto refrigerante, ahorro de energía en los

consumos globales de instalación en la versatilidad y la flexibilidad en su operación,

en los costos de operación y finalmente en su impacto con el medio ambiente.

Descripción de las modalidades de sobrealimentación de líquido a evaporadores

En relación a la clasificación presentada, nos avocaremos únicamente a las

modalidades que presenta el sistema termodinámico, omitiendo entonces los

esquemas de alimentación por expansión directa y sistema inundado.



Con la intención de ejemplificar las soluciones de cada sistema, utilizamos como

pretexto una instalación monovalente en donde se presenta el ciclo completo por

compresión mecánica, apareciendo en ella los equipos, recipientes, válvulas y

controles completos que incluye cada sistema. Este ejemplo será idéntico para

todas las modalidades y análisis que presentamos.

Como complemento se presenta los diagramas de Molliere de cada modalidad,

correlacionando los diagramas de flujo con la representación gráfica de los

principales cambios termodinámicos de cada sistema.

Sistema recirculado por bombas (ver figura 1)

Este método de recirculación se presenta como referencia y a manera de contraste

con las otras modalidades. Se trata de la misma aplicación y equipo frigorífico.

La alimentación al evaporador es suministrada directamente por la bomba, la cual

proveerá el líquido al equipo de intercambio en la temperatura correspondiente a la

aplicación, siendo en este caso de –13°F (–25°C) y una presión de alimentación

promedio de la bomba de 25 lbs/in2.

El exceso de líquido y la porción evaporada retorna al tanque de recirculación

llevándose a cabo una separación física entre el líquido y el vapor generado en el

evaporador.

Es fundamental reiterar que la expansión más importante del sistema se presenta

antes del recipiente separador de partículas, donde la temperatura del líquido que

es alimentado a evaporadores tiene la misma temperatura a la de evaporación del

sistema, por lo tanto el subenfriamiento interno se presenta precisamente en este

elemento.



Esta caída de presión se representa gráficamente en el diagrama de Molliere del

punto no. 3 al punto no. 4 (ver figura 6). El líquido alimentado a evaporadores es

saturado a la temperatura y presión de evaporación con la que opera el sistema. Se

muestra también la representación gráfica de la operación de la bomba.

Sistema de sobrealimentación de líquido por presión basculante(ver figura 2)

Se presenta en la figura 2, en donde se manifiestan los principales elementos que

conforman el sistema que se repetirá en todos los métodos de sobrealimentación

de líquido por presiones, donde mostramos el recipiente-piloto termosifón (RPL),

recipiente de presión constante (RPC), acumulador de succión (ACS) y tanque de

transferencia (TT).

El sistema con presión basculante tiene como principio que el líquido que es

enviado a evaporadores es suministrado algunas ocasiones de recipiente de presión

controlada (RPC) y otras directamente del tanque de transferencia (TT); la línea

de evacuación de líquido del TT va conectada directamente a la línea general de

alimentación de líquido a evaporadores proveniente del RPC. El proceso de

transvaseo de líquido del TT se explica de la siguiente forma: la válvula de tres

vías (TV1) está abierta para igualar la presión del acumulador de succión (ACS).

Considerando que TT se encuentra por abajo del nivel del ACS, el exceso de líquido

separado en ACS es drenado por gravedad, pasando por la válvula check (C1) hacia

el tanque de transferencia. Cuando el TT es llenado, el electronivel (EN1) manda

una señal eléctrica a la válvula TV1 para que cierre el camino de la igualación con

ACS y abra el camino a la línea de vapor sobrecalentado con alta presión. Al mismo

tiempo es des-energizada la válvula solenoide (S1) para que el líquido impulsado

por el vapor a alta presión viaje por diferencia de presiones directamente hacia

evaporadores, alimentándose un líquido sub-enfriado. El proceso de desalojo es

determinado por un ‘timer’ que controla el tiempo de inyección de vapor



sobrecalentado. Cuando termina el ciclo, se energiza la válvula solenoide (S1) y

se abre de nueva cuenta la línea igualadora con la válvula TV1 para que el vapor

atrapado en TT regrese al ACS. La válvula check (C2) evita que TT se llene de

líquido cuando es alimentado por el RPC. La válvula check (C3) protege a la válvula

solenoide cuando TT descarga el líquido. Este procedimiento de desalojo de líquido

es similar en todas las modalidades presentadas, radicando la diferencia en la

presión utilizada de impulso de desalojo de líquido y en la dirección de éste, cuando

es recirculado.

El líquido que llegue a cámaras provisto por TT en una relación 2:1, será alimentado

muy cerca de la temperatura de evaporación correspondiente a –13°F (–25°C).

Cuando el RPC alimenta a evaporadores, el líquido lleva únicamente el

subenfriamiento logrado por la caída de la presión que provoca la válvula check

piloteada, instalada después del RPL. En este evento la presión de alimentación es

de 37.1 lbs/in2 y la temperatura correspondiente de 24°F (–4.4°C).

En el sistema basculante no existe retorno de líquido de TT hacia el RPC, por lo que

el único subenfriamiento es provocado por la caída de presión que se presenta en la

válvula check piloteada a la salida del recipiente piloto (RPL).

Se muestra para este caso una representación gráfica en el diagrama de Molliere (ver

figura 6) en el que es importante resaltar como el líquido puede ser suministrado de

dos fuentes diferentes del RPC y del TT, siendo evidente que en este último, se

optimiza el efecto refrigerante.



Sistema de sobrealimentación de líquido por presión constante(ver figura 3)

Este sistema ha sido ampliamente expuesto por el que escribe en la primera

referencia de la bibliografía, sin embargo y con fines de comparación, es muy

importante reiterar que la descarga del líquido por TT va directa y exclusivamente

al RPC. Esta descarga provoca una mezcla de temperatura del líquido proveniente

del RPL y del TT. El subenfriamiento que se logra depende directamente de la

presión del RPC y de la temperatura de evaporación más baja con lo que opere el

sistema recirculado. Para el ejemplo que se viene utilizando y de acuerdo al balance

de energía del RPC, la temperatura de alimentación de líquido alcanza un valor

mínimo de –1°F (–18.33°C).

El RPC en este sistema es el aparato que alimenta todo el líquido recirculado a cada

uno de los evaporadores que operan con recirculación. La descarga del TT también

utiliza presión de vapor sobrecalentado de la descarga de compresores. Cabe anotar

que no es posible descargar el TT con el vapor que se encuentra en el RPC, ya que

la presión de impulso sería la misma.

Entre más baja podamos mantener la presión en el RPC, el líquido que se alimenta a

los evaporadores presenta un mayor subenfriamiento, siempre y cuando la distancia

entre el RPC y los evaporadores involucrados lo permita.

Generalmente este sistema alimenta líquido saturado, expuesto siempre a que sí

presenta una caída de presión éste es sensible a generar vapor en el líquido

suministrado a las aplicaciones.

En la figura 6 se presenta el programa de Molliere de la modalidad, en el cual se

puede apreciar que el subenfriamiento que se logra en el punto no. 5 tiene una

influencia directa en el efecto refrigerante, además de que se representa que todo el

líquido a evaporar es alimentado del RPC.



Sistema de sobrealimentación de líquido con alimentación alterna (ver figura 4)

Los elementos que conforman la recirculación son similares a los anteriores, excepto

en que el vapor utilizado para descargar el TT proviene del RPC, obteniéndose de

esto un ahorro en el consumo de energía al no ocupar vapor sobrecalentado. El

líquido es transferido directamente a la línea general de alimentación y el sistema es

denominado alterno en relación a que algunas veces el líquido es impulsado desde

el RPC y en otras desde el TT.

El principio de accionamiento de las válvulas check (C1, C2, y C3 ), es exactamente

igual que en el sistema basculante, donde C1 evita que al descargar el TT retorne

líquido al ACS; donde C2 evita que TT se llene cuando alimenta el RPC y donde C3

protege la operación de válvula solenoide SI.

Cuando descarga el TT, alimenta líquido a una temperatura cercana a –13°F (–25°C)

y cuando lo hace directamente el RPC es a una temperatura de 24°F (–4.4°C).

Existe la posibilidad de que el TT sea descargado con vapor sobrecalentado y que no

se instale el juego de válvulas acompañadas a la válvula solenoide SI, si ese es el

caso, cada vez que el TT descargue el líquido podrá viajar en dos sentidos: hacia el

evaporador o hacia el RPC.

La figura 7 presenta la solución gráfica del sistema en el diagrama de Molliere.

Sistema de sobrealimentación de líquido ‘Modificación Malicki-Lage’ (ver figura 5)

Esta modificación efectuada por Malicki-Lage al sistema termodinámico de

recirculación es la propuesta más actual que ha contribuido a la obtención de los



mejores resultados desde el punto de vista termodinámico y de consumo de energía.

Logra que el líquido que se alimenta a evaporadores sea impulsado a la misma

presión y a la misma temperatura de succión del nivel en que se esté operando,

con 3 a 5° C de diferencia de temperatura en forma ocasional, pero siempre

sub-enfriado.

La descarga de TT también se logra con el vapor existente del RPC, obteniendo

ahorros globales de energía. Esta presión corresponde a un valor estimado de 37.1

lbs/in2 que es considerablemente menor a las 181 lbs/in2, valor considerado como

alta presión.

Cuando el TT es descargado, el líquido recolectado es enviado en forma directa a la

línea que alimenta líquido a evaporadores, se alimenta a su vez líquido sub-enfriado

a la temperatura prácticamente de la succión que se está operando en las

aplicaciones frigoríficas.

A diferencia de todos los métodos anteriores cuando en éste se alimenta líquido del

RPC a evaporadores, se hace pasar a través de un serpentín por el ACS donde se

mantiene un nivel de líquido adecuado para que el serpentín siempre esté en

contacto con un líquido a la temperatura de succión en que esté operando el

sistema, logrando así un sub-enfriamiento adicional que ningún otro sistema

obtiene.

El diagrama de Molliere correspondiente al sistema se presenta en la figura 7. El

profesor Lage Soto ampliará y profundizará las características de diseño, operación y

termodinámica de esta modalidad.



Análisis comparativo entre métodos

Con la intención de destacar algunas diferencias y características entre métodos

de sobrealimentación de líquido, se realizó un análisis comparativo en forma

cuantitativa en el que se asignaron, a manera de ejercicio, condiciones de

operación a los diagramas presentados (ver figuras 1, 2, 3, 4 y 5) las cuales se

utilizaron como base de cálculo para definir condiciones de operación y efectuar

balances energéticos y termodinámicos de cada modalidad. Estos balances nos

permiten resaltar las principales diferencias entre los ya mencionados métodos.

La tabla 1 presenta las bases de cálculo y condiciones de operación que serán

utilizadas en los ejercicios. Conforme a los datos especificados en esta tabla, se

construyeron los diagramas de Molliere para definir las condiciones de operación

y temperatura del refrigerante en cada método.

La tabla 2 presenta el resumen para cada modalidad de sobre-alimentación. De

acuerdo con esta tabla podemos acotar lo siguiente:

1. Considerando la misma carga térmica, condiciones de temperatura, presión

de evaporación y condensación, existen diferencias en las temperaturas de

alimentación de líquido a cada método. Estas varían en función principal de

las condiciones de evaporación con las que opera el sistema. En caso de

instalaciones polivalentes será función del balance térmico resultante de los

diferentes niveles de operación del sistema.

2. El sistema con presión basculante y con presión constante utiliza vapor

sobrecalentado a alta presión (181.1 lbs/in2) para desalojar el líquido

sub-enfriado de los tanques de transferencia, mientras que el sistema alterno

y Malicki-Lage utilizan la presión del recipiente de presión controlada para

desalojar el tanque de transferencia, la cual corresponde a 37.1 lbs/in2. Lo

anterior representa un ahorro de energía para los sistemas de alimentación

alterna y modificación Malicki-Lage debido a las diferencias de presión que

utilizan como fuente para desalojar TT.



3. El sistema de presión constante mantiene en su operación una relación de

sobrealimentación de líquido a evaporadores de 3 a 1, mientras que los demás

sistemas utilizan una relación alternada de 3 a 1 cuando proviene del recipiente

de presión constante y de 2 a 1 cuando proviene del tanque de transferencia.

4. El sistema Malicki-Lage alimenta el líquido con el mayor sub-enfriamiento,

considerando la operación del tanque de transferencia y el serpentín de sub-

enfriamiento en el acumulador de succión. La temperatura de alimentación es de

–13°F (–25°C) y en algunas ocasiones el líquido es alimentado en un promedio

de 21°F (–6.11°C).

5. El sistema mecánico logra un sub-enfriamiento de líquido hasta un máximo

de –13°F (–25°C) y éste se presenta en el recirculador previa expansión de la

presión de condensación a la presión de evaporación con la que opera el sistema.

Como segundo método de comparación, se cálculo el consumo de energía que

se utiliza para desalojar el líquido del tanque de transferencia y llevar a cabo la

recirculación. Para el sistema termodinámico se utilizó la metodología de cálculo

presentada por James D. Wright (vea Wright, 1991 en la bibliografía).

Únicamente se calcula la capacidad equivalente en toneladas de refrigeración por el

desalojo de los tanques de transferencia y se omite el cálculo correspondiente al

calentamiento de la trampa y a la condensación del vapor de impulso de la misma.

Aunado a estos cálculos, se seleccionó un sistema de compresión tipo tornillo que

proporciona el servicio al ejercicio indicado. La finalidad fue obtener la relación de

HP por toneladas de refrigeración del compresor, para correlacionarlo con la energía

gastada en el desalojo del líquido en cada método.



La tabla 3 presenta los resultados obtenidos en consumo de energía por la

recirculación de líquido. Conforme a estos resultados podemos citar:

1. El sistema Malicki-Lage y el de compresión basculante utilizan únicamente un

equivalente de 0.33 T.R. para el desalojo de la trampa que está directamente

relacionado por la presión que ocupan para su desalojo y que corresponde a 37.1

lbs/in2.

2. El sistema con presión constante y el alterno utilizan cuatro veces más energía

(3.38) para la recirculación de líquido ya que el vapor que impulsa es utilizado a

una presión de 181.1 lbs/in2.

3. El consumo de energía para Malicki-Lage y basculante es menor al utilizado por

el sistema por bombas. Para este ejercicio se arrojó una diferencia de 2.29 HP

cuando ambos sistemas operen al 100%. El sistema de presión constante y el

alterno utilizan prácticamente el mismo consumo que el sistema por bombas.

Como último criterio de comparación se efectúo un balance termodinámico de las

instalaciones presentadas en los diagramas y considerando los valores de la tabla 2.

La tabla 4 presenta los resultados del balance termodinámico a cada uno de los

sistemas presentados.

1. Los sistemas con presión basculante, alimentación alterna y Malicki-Lage,

obtienen la misma potencia frigorífica específica (efecto refrigerante) que el

sistema por bombas, esto ocurre cuando el líquido es alimentado directamente

del tanque de transferencia. La cantidad de calor que se puede retirar en el

evaporador por libra de refrigerante se logra igualar al sistema tradicional por

bombas. Cuando estos métodos son alimentados desde el recipiente de presión

constante, la potencia frigorífica específica decrece en un promedio del 7%,

impactando en la misma proporción el rendimiento económico de la instalación.



2. El sistema de presión constante presenta una potencia frigorífica específica del

2.2% por abajo del resto de los sistemas, sin embargo, si lo comparamos en el

momento en que todos los sistemas se alimentan del RPC, tiene una mejora del

5% en la potencia frigorífica específica y en el rendimiento económico de la

instalación.

3. En consecuencia a las diferencias obtenidas en la potencia frigorífica específica

para cada sistema, la modalidad de presión constante utiliza un 2.3% más de

flujo másico evaporado que el resto de las variantes, para lograr el mismo efecto

en la producción de frío. Los demás sistemas demandan el mismo flujo másico

total que el sistema por bombas.

4. El consumo de potencia teórico para las instalaciones, se mantiene igual para

todos los sistemas en relación con el sistema de bombas, pero se presenta una

diferencia de 1.6 HP al esquema correspondiente de presión constante. Este dato

teórico resulta del trabajo de compresión calculado a partir del diagrama de

Molliere que es indicado a través de un proceso isoentrópico y adiabático.

5. Considerando el rendimiento económico como un factor que nos indica que tan

cerca se encuentra el rendimiento de la instalación con respecto al ciclo teórico

e ideal de Carnot, el sistema Malicki-Lage, el alterno y el de presión basculante

obtienen el mismo resultado inclusive que el sistema por bombas. Este

rendimiento podría ser mejorado si las soluciones presentadas son resueltas

utilizando dos etapas de compresión (valores cercanos al 0.90) sin embargo, en

ese caso las diferencias entre métodos se mantendrían con la misma tendencia.

6. Desde el análisis termodinámico, el sistema por presiones compite con el

sistema por bombas, inclusive puede llegar a tener mejores valores en el caso

Malicki-Lage.



Conclusiones1. El sistema de recirculación de líquido por el método termodinámico, representa

una solución que técnicamente ha demostrado su factibilidad en el diseño de

instalaciones frigoríficas. Es fundamental que el ingeniero frigorista y usuarios

finales conozcan y analicen estas alternativas de cara a la proyección de nuevos

sistemas de producción de frío.

2. En la selección del método de alimentación a evaporadores es muy importante

analizar todas las alternativas que presenta la clasificación expuesta, aunque

sabemos que son los criterios técnicos los factores más importantes para la toma

de decisiones, es necesario considerar un análisis comparativo a fin de encontrar

el sistema que representa más ventajas energéticas y termodinámicas en la

solución de las necesidades de frío.

3. La posibilidad de descargar el tanque de transferencia con la mínima presión

permisible para la alimentación a evaporadores, representa ahorros en el gasto

total de energía del sistema; los sistemas alternos y Malicki –Lage utilizan la

presión del recipiente de presión constante como medio de impulso del líquido,

generando consumos energéticos menores.

4. La utilización de vapor sobrecalentado a alta presión no representa desde el

punto de vista energético la mejor opción, ya que el consumo de energía por

desalojo de la trampa representa un incremento en el gasto necesario para la

recirculación, sin embargo, quedará limitado a la dirección que tenga el líquido

en exceso en el sistema.

5. La tasa de recirculación en los sistemas presentados es variante. Cuando el que

alimenta es el recipiente de presión constante, se mantiene en un valor de 3:1

pero a la temperatura del líquido con la que opera el aparato. En cambio, cuando

se trata del tanque de transferencia la relación disminuye a 2:1, no obstante,

representa una gran ventaja ya que el líquido a evaporadores obtiene un mayor

subenfriamiento. El sistema con presión constante es el único que permite

alimentar con la misma tasa de recirculación.



6. La presión de vapor que se utiliza para el desalojo de líquido marca una

diferencia significativa entre métodos de recirculación, presentando un ahorro de

energía del sistema. Los sistemas que utilizan presión de vapor del recipiente de

presión constante, consumen menos energía que el sistema mecánico por

bombas.

7. Los sistemas con presión basculante, el alterno y el Malicki-Lage, alcanzan

el mismo efecto refrigerante cuando los tanques de transferencia alimentan

directamente a los evaporadores. Estos valores afectan en forma directa al resto

de las variables de proceso y termodinámicas.

8. Los sistemas que obtienen el mejor rendimiento cuando el tanque de

transferencia descarga líquido son el Malicki-Lage, el alterno y el de presión

basculante, obteniendo inclusive iguales resultados que el sistema por bombas.

9. El sistema modificado por Malicki – Lage es, de acuerdo a nuestro comparativo

energético y termodinámico, el sistema con los valores más favorables

representando con ello, una opción técnicamente muy factible.

10. El sistema termodinámico demuestra en sus diferentes modalidades que debe

ser considerado hoy como una opción seria, capaz de competir con el sistema

por bombas. Desafortunadamente no todos estos sistemas se están utilizando

en instalaciones actuales, inclusive los sistemas de bombas y presión constante

tienen una amplia ventaja, mientras que las otras no han sido utilizadas en la

misma proporción. Queda demostrado con este trabajo la factibilidad de uso que

representan estas alternativas. Siempre R4.



Bibliografía

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Tabla 1: Bases de cálculo

Tabla 2: Condiciones de alimentación de cada método


Aplicación : Cámara de producto congelado

Temperatura cámara : -3°F (- 19.4°C )

Temperatura y Presión

Evaporación:

-13°F (-25°C)

7.1 lbs/in2 ( 0.5 Kgs/cm2)

Temperatura y Presión

Condensación :

95°F (35°C)

181.10 lbs/in2 (12.73 Kgs/cm2)

Carga Térmica: 60TR (720,000 Btu/hr )

á

Concepto

Sistema

Bombas

Diagrama 1

Sistema

Presión

Basculante

Diagrama 2

Sistema

Presión Cte.

Diagrama 3

Sistema

Alterno

Diagrama 4

Sistema

Malicki – Lage

Diagrama 5

Carga Térmica 60TR 60TR 60TR 60TR 60TR

Temp.

Evaporación

-13°F -13°F -13°F -13°F -13°F

Temp.

Condensación

95°F 95°F 95°F 95°F 95°F

Alimentación de

Líquido

RC RPC y TT RPC RPC y TT RPC y TT

Presión de

impulso de

trampas

Bombas

25 lbs/in2

181.1 lbs/in2 181.1 lbs/in2 37.1 lbs/in2 37.1 lbs/in2

Temp.

alimentación de

líquido

RC -13°F RPC= 24°F

TT= -13°F

RPC = -1°F RPC= 24°F

TT= -13°F

RPC= 21°F

TT= -13°F

Relación de

recirculación

3:1 RPC 3:1

TT 2:1

RPC 3:1 RPC 3:1

TT 2:1

RPC 3:1

TT 2:1


Tabla 3: Comparativo del gasto de energía por recirculación de líquido


Concepto Bombas Basculante Presión

constante

Alterno Malicki-

Lage

Relación de compresor

(HP/TR) 2.17 2.17 2.17 2.17 2.17

Capacidad ocupada por

desplazamiento del

líquido (TR)

0.33 1.56 1.56 0.33

Consumo de energía

por recirculación (HP) 3 0.71 3.38 3.38 0.71

Nota: Compresor seleccionado: Capacidad: 65 T.R. Consumo Potencia: 142 T.R. To= -13°FT=95°F Enf. Aceite: Termosifón


Tabla 4: Resultados del balance termodinámico


Concepto Sistema por

bombas

Presión

basculante

Presión

constante

Alimentación

alterna

Malicki –

Lage

Potencia frigorífica

específica (Btu/lb) 578.6 578.6 565.7 578.6 578.6

Gasto masico

total (lbs/hr) 1244.3 1244.3 1272.3 1244.3 1244.3

Equivalente de

trabajo (Btu/lb) 144.5 144.5 144.5 144.5 144.5

Trabajo (Btu/hr) 179,812.91 179,813.3 183,913.73 179,813.3 179,813.3

Consumo potencia

teóricos (HP) 70.6 70.6 72.2 70.6 70.6

Potencia

indicada (TR/hp) 0.84 0.84 0.83 0.84 0.84

Rendimiento

Carnot 5.1 5.1 5.1 5.1 5.1

Rendimiento

instalación 4 4 3.9 4 4

Rendimiento

económico 0.78 0.78 0.76 0.78 0.78


Notas:



Notas:



Notas:


Documents

28th Annual Meeting International Institute of Ammonia ...web.iiar.org/membersonly/PDF/TC/TSP12.pdf · temperaturas de aplicación, diferentes cargas térmicas, diferentes eventos