LA PRODUCCIÓN DE FRÍO POR ABSORCIÓN

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