TF_5_EVAPORADORES

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Pag. 1
LOS EVAPORADORES
E. TORRELLA
Pag. 2EVAPORADORES
Funciones
• Intercambiador a baja presión (temperatura), en el que se
produce la ebullición del fluido frigorígeno mediante la
absorción de calor de la carga.
E. TORRELLA
Pag. 3
CLASIFICACION
• En función del estado del fluido a la salida:
– Secos; el refrigerante abandona el equipo en estado de
vapor recalentado.
– Inundados; el compresor se conecta en la parte superior,
tomando el vapor a saturación, dada su coexistencia con
fase liquida.
• En función del fluido a enfriar
E. TORRELLA
En función del fluido a enfriar
– De aire
• Convección natural (estáticos)
• Convección forzada
– De liquido
Pag. 4
EVAPORADORES SECOS
E. TORRELLA
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2
Pag. 5EVAPORADORES INUNDADOS
Recirculación de liquido a baja presión
• La base del sistema la constituye el hecho de
mandar, hacia el conjunto de los evaporadores, una
mayor cantidad de líquido que la que se evapora, es
decir, la cantidad enviada es superior a la necesaria
para producir el enfriamiento requerido. Por lo tanto,
la porción de líquido que no cambia de estado en el
d d b l d j t l
E. TORRELLA
evaporador debe ser acumulada, junto al vapor
formado, en un recipiente separador, del cual se
extrae el vapor saturado que se dirige al compresor,
volviendo nuevamente el liquido restante, junto al de
alimentación, hacia los evaporadores.
Pag. 6
EVAPORADORES INUNDADOS
E. TORRELLA
Pag. 7EVAPORADORES INUNDADOS
Sistemas de Recirculación
• La recirculación de liquido en este tipo de
instalaciones puede ser debida a:
– Un proceso de circulación natural, debido a diferencia de
densidades.
– Un agente que produzca artificialmente esta recirculación,
la cual puede ser a su vez:
• En proceso continuo:
E. TORRELLA
• En proceso continuo:
– Por Bomba.
– Por Inyector.
• Funcionamiento periódico.
Pag. 8EVAPORADORES INUNDADOS
Recirculación por bomba
E. TORRELLA
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3
Pag. 9EVAPORADORES INUNDADOS
Recirculación por gravedad
• La fuerza motriz (producto de densidad del liquido y
altura) debe ser mayor, para que se produzca la
circulación, a la carga resistente (altura por densidad
media en evaporador). Los evaporadores
funcionando de esta manera deben poseer cortos
recorridos y tubos de elevados diámetros, ya que el
f t d l i i t débil Ot
E. TORRELLA
efecto que produce el movimiento es débil. Otra
faceta que debe resaltarse es que en la entrada del
evaporador, la presión es mayor que la del liquido
en el separador, lo que obliga a expansionar en la
válvula, hasta un nivel inferior al requerido. De todo
lo anterior se desprende la ineficiencia de este
sistema.
Pag. 10EVAPORADORES INUNDADOS
Separador de baja presión
E. TORRELLA
Pag. 11SEPARADOR BAJA PRESION
Actuadores de nivel
E. TORRELLA
Pag. 12
EVAPORADORES DE AIRE
E. TORRELLA
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4
Pag. 13EVAPORADORES DE AIRE
Convección natural. Domésticos (Roll-Bond)
E. TORRELLA
Pag. 14EVAPORADORES DE AIRE
Convección natural. Estáticos
E. TORRELLA
Pag. 15EVAPORADORES DE AIRE
Convección forzada
E. TORRELLA
Pag. 16EVAPORADORES DE AIRE
Convección forzada. Aletas
E. TORRELLA
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EVAPORADORES DE AIRE
Configuración tubos
Pag. 17
E. TORRELLA
Pag. 18EVAPORADORES DE AIRE
Convección forzada. “Frigoríferos”
E. TORRELLA
Pag. 19EVAPORADORES DE AIRE
Tipo seco. Esquema de principio
E. TORRELLA
Pag. 20EVAPORADORES DE AIRE
Tipo seco
E. TORRELLA
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6
Pag. 21
E. TORRELLA
Pag. 22
E. TORRELLA
Pag. 23
Principio de diseño
• La superficie de
transferencia es el factor de
mayor importancia en la
mayoría de los casos,
aunque no el único,
calculándose mediante la
expresión:
Q0 = potencia
E. TORRELLA
– Q0 = potencia
– DTML = salto medio entre
el aire y el fluido frío,
atención tanto a las
pérdidas de carga en
expansión directa, como al
recalentamiento útil.
– U = coeficiente global de
transmisión.
UDTML
QS 0=
Pag. 24
Representación gráfica DTML
2
1
21
ln
T
T
TTDTML
Δ
Δ
Δ−Δ=
DTML
ΔT1 ΔT2
Entrada aire
Salida aire
ΔTaire
ΔTp.c.
ΔTrec.
E. TORRELLA
• La presencia de recalentamiento (únicamente para expansión
directa), no se contempla en el cálculo del “DTML”,
adjudicándosele un factor de mayoración sobre la superficie de
transferencia.
• La diferencia de temperatura debida a pérdidas de carga puede
ser aproximada a unos valores de 0,2ºC para amoníaco, y de
0,75ºC para derivados halogenados.
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Pag. 25Consideraciones sobre temperatura de 
entrada del aire en una cámara
T0 = -28 ºC ; U = 20 W/m2K
E. TORRELLA
DTML = 5,77 ºC
S = 3.46 m2
DTML =7,85 ºC
S = 2.55 m2
DTML =9,86 ºC
S = 2.03 m2
Pag. 26INCREMENTOS TÉRMICOS MEDIOS 
Entre ambiente y evaporación
CIRCULACIÓN
FORZADA NATURAL
70
75
80
HUMEDAD RELATIVA [%]
E. TORRELLA
85
90
95
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
TC - T0 [°C]
Pag. 27
Convección
ConvecciónC d ió
Raleta
RR
S. aleteada
Simil eléctrico de un conjunto aleteado
E. TORRELLA
Convección
Convección
Convección
Convección
Conducción
Rlibre
RconductivaRconv , interna
Se desprecia la radiación externa
Pag. 28
Coeficiente “U”
• De cálculo complicado, su valor es función principalmente de:
– Morfología, material, espesor y diámetro de los tubos.
– Configuración del banco de tubos (en línea o tresbolillo).
– Espesor y material de las aletas.
– Geometría de las aletas.
– Contacto entre tubo y aletas.
– Pitch o distancia entre aletas.
– Velocidad del aire a lo largo de las aletas (corrección respecto a la
velocidad frontal de ataque).
E. TORRELLA
velocidad frontal de ataque).
– Coeficiente de película interno.
– El SHR, relación de calor sensible.
– Factor de ensuciamiento interno (p.e. Por aceite en expansión
directa).
– Factor de ensuciamiento externo junto a escarchado o
condensación.
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Pag. 29Factores que afectan al coeficiente “U”
Geometría de los tubos
• Los tubos son normalmente de sección circular.
• A mayor diámetro de tubos mayor valor de “U”
(atención al coeficiente interno en caso de
circulación de agua fría).
• El valor de “U” será tanto mayor cuanto mayor sea la
relación entre la superficie de aletas y la del tubo.
E. TORRELLA
p y
• La pared del tubo actúa como una resistencia al
paso de calor entre fluidos.
Pag. 30Factores que afectan al coeficiente “U”
Configuración del banco de tubos
• En la figura se muestra la
variación del “U” con el pitch
o distancia entre tubos.
E. TORRELLA
Pag. 31
Bancos de tubos. Disposición en línea
x2
E. TORRELLA
x1
x3
Pag. 32
Bancos de tubos. Disposición en tresbolillo
x2
E. TORRELLA
x1
x3
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Pag. 33
Bancos de tubos. Número de Reynolds
D
D G umax maxRe = 
D
μ μ
ρ
=
E. TORRELLA
( )u linea
Dmax
1 = u 
x
x∞
⋅
−1
( ) ( )u tresbolillo Dmax
1 = u 
x
x∞
⋅
⋅ −2 3
umax
En línea
Al tresbolillo
Pag. 34
Bancos de tubos. Ecuación semejanza
Nu C AD D
p
=
⎡
⎣
⎢
⎢
⎤
⎦
⎥
⎥
. Re Pr, /
,
0 6 1 3
0 14
μ
μ
C
E li 0 26
E. TORRELLA
En linea
Al tresbolillo
0,26
0,33
1 2 3 4 5 6 7 8 > 9
En línea 0,64 0,8 0,87 0,91 0,94 0,96 0,98 0,99 1
Al tresbolillo 0,68 0,75 0,83 0,89 0,93 0,96 0,98 0,99 1
El coeficiente “A” depende del número de filas del haz tubular.
Pag. 35
Ecuación de Chi-Chuan Wang (2000)
4Re3
3/1PrRe
2Re1
C
DcCf
NujCDcCj
=
=→=
N 1 2786008411 PP ⎤⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎡
E. TORRELLA
• N = 1;
• N >= 2;
N = nº de filas
2786.0084.11
29.0Re108.0
P
t
p
h
p
c
p
P
l
t
Dc P
F
D
F
D
F
P
P
j ⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
−−
−
93.065
43Re086.0
−
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
t
p
P
h
p
P
c
pPP
Dc P
F
D
F
D
F
Nj
Pag. 36Factores que afectan al coeficiente “U”
Espesor y material de aletas
• Estos valores están
relacionados con la
eficiencia de las aletas. Su
incidencia se refleja en la
figura adjunta.
E. TORRELLA
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Pag. 37Factores que afectan al coeficiente “U”
Geometría de aletas
• La utilización de aletas corrugadas con generadores
de turbulencia puede aumentar los valores del
coeficiente global hasta en un 15%.
• Ahora bien, esta configuraciónsólo es aceptable en
baterías con condensación, no en el caso de
trabajar por debajo de 0ºC, ya que favorecen la
E. TORRELLA
formación de hielo y dificultan el proceso de
desescarche.
• Además debe considerarse el aumento de pérdidas
de carga en el lado del aire.
Pag. 38Factores que afectan al coeficiente “U”
Unión entre aletas y tubo
• Evidentemente depende de la calidad en la
fabricación de las baterías.
• El problema puede estar en caso de unión entre
diferentes materiales, como es el caso de aletas de
aluminio unidas a tubos de acero.
E. TORRELLA
Pag. 39
Aleta anular. Sujección
E. TORRELLA
A presión Embebidas Soldadas
Aumento de transmisión de calor
Nivel térmico de utilización
Pag. 40
Aletas. Fijación por presión
E. TORRELLA
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Pag. 41Factores que afectan al coeficiente “U”
Pitch o distancia entre aletas.
• El valor de “U” se
eincrementa al aumentar la
distancia .
E. TORRELLA
Pag. 42Factores que afectan al coeficiente “U”
Velocidad del aire.
• En la figura de la incidencia de la distancia entre
aletas se ha puesto de manifiesto la importancia de
la velocidad del aire.
• La velocidad base considerada para el aire es la
correspondiente a la frontal de ataque.
E. TORRELLA
Pag. 43Factores que afectan al coeficiente “U”
Coeficiente de película interno.
• Este coeficiente no es una constante dependiendo
básicamente de la carga a que este sometida la batería (W/m2)
y a la velocidad de paso, cuanto mayor sea esta última mayor
es el coeficiente, pero en contrapartida mayor es la pérdida de
carga .
E. TORRELLA
Pag. 44Factores que afectan al coeficiente “U”
Relación SHR.
• La potencia total intercambiada
en una batería cuya superficie
se encuentre por debajo del
punto de rocío del aire, se
constituye de una componente
sensible (de variación de
temperatura) y otra latente de
cambio de estado del agua
presente en el aire La relación
E. TORRELLA
presente en el aire. La relación
entre la parte sensible y la total
es el denominado “SHR”.
• El coeficiente de película en la
zona de condensación es
mucho mayor que el de la parte
de transferencia solo sensible,
por lo que para considerar este
efecto se puede considerar la
aproximación: SHRh
h
sensibleext
medioext 1
,
, =
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Pag. 45Factores que afectan al coeficiente “U”
Relación SHR. Efecto en aletas
• En caso de incremento del coeficiente externo
debido a cambio de estado, la eficiencia de las
aletas desciende, de tal manera que habrá que tener
en cuenta ambos efectos, lo cual puede tenerse en
consideración mediante un factor “E”, tal que:
E. TORRELLA
);( rNSHRFE =
Nr = factor de corrección sobre eficiencia de la aleta.
Pag. 46
ideal
real
aleta q
qE =
Eficiencia de aletas
• Se define la eficiencia de la aleta como la potencia realmente
transmitida por una aleta y la que se propagaría si la superficie
total de la aleta se mantuviese a la temperatura de su base,
esto es:
– La potencia ideal que transmitiría la aleta (a la temperatura de la
b ) l l
E. TORRELLA
0θhaq aideal =
0θareal ahEq =
base) se calcula como:
– De la definición de eficiencia, es posible calcular la potencia
emitida por una aleta como:
Pag. 47
Evalúa la conveniencia de utilización de aletas
Efectividad de una aleta
E. TORRELLA
Se justifica la utilización de aleta, si ealeta ≥ 2
base
convectivaaleta
S
S
E
e
hS
qe =⎯→⎯=
00θ
Pag. 48
Multialetas. Configuraciones complejas
E. TORRELLA
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13
Pag. 49
m
.2 h
.k e
η
Th m r i φ
m r i
b
φ .( )α 1 ( )1 .0.35 ln ( )α
Configuraciones complejas .ASHRAE
α f_( ),a b
E. TORRELLA
b
a
"Configuración hexagonal”
Disposición al tresbolillo
a
b
"Configuración rectangular”
Disposición en línea
ri
Pag. 50
SHR sobre diagrama Carrier (F.B.)
 
q + q
q = 
q
q = SHR
LS
S
T
S
E. TORRELLA
Pag. 51
Factores que inciden sobre el FB
• Superficie transversal del intercambiador; un
incremento supone un mayor intercambio.
• Número de filas de tubos, un aumento reduce la
temperatura y humedad del aire en salida.
• Espaciado de aletas, un descenso de este valor
supone una mayor superficie de intercambio.
• Caudal de aire a mayores valores se corresponden
E. TORRELLA
• Caudal de aire, a mayores valores se corresponden
tratamientos mas acusados.
• Temperatura del fluido frío, un valor alto supone un
menor grado de tratamiento.
Pag. 52
Estimación del SHR
dt = Taire – T0
E. TORRELLA
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Pag. 53
Dependencia del SHR
• Esta relación es función de:
– La diferencia entre las
temperaturas del local y de
evaporación, cuanto mayor
sea mas vapor de agua
cambiará de estado, y por
tanto menor será el valor
del SHR.
E. TORRELLA
– La temperatura de
evaporación, cuanto mas
baja sea esta menor será el
contenido de humedad en
el aire del local. Mayor
SHR.
Pag. 54
Paso a régimen seco aparente
• El análisis del evaporador, es
similar al de condensador, con
las consideraciones de
condensación de agua sobre su
superficie durante el proceso
de deshumectación. Una
posible simplificación inicial
consiste en suponerlo seco con
la potencia transferida del
E. TORRELLA
la potencia transferida del
proceso real. Esta potencia es
la suma de las componentes
latente y sensible, por lo que
por unida de masa se tendrá:
T
h
T
h
T
h LST
Δ
Δ
+
Δ
Δ
=
Δ
Δ
T
h
cc Lpefecp Δ
Δ
+=,
Pag. 55Factores que afectan al coeficiente “U”
Factor de ensuciamiento interno.
• La presencia del aceite, que acompaña al
refrigerante por la instalación, puede provocar una
resistencia al paso de calor, cuyo valor medio puede
ser estimado en una cantidad de 0,0002 m2ºC/W.
E. TORRELLA
Pag. 56Factores que afectan al coeficiente “U”
Factor de ensuciamiento externo.
• El vapor de agua presente
en el aire puede, si se
producen las condiciones
requeridas condensar o
congelarse sobre la
superficie externa de la
batería, asimilándose este
proceso a una resistencia de
E. TORRELLA
proceso a una resistencia de
ensuciamiento. La presencia
de hielo afecta pues al valor
del coeficiente “U”, tal como
se muestra en la figura
adjunta.
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Pag. 57
Cilindro aleteado. Coeficiente “U”
E. TORRELLA
Q
T i T e
1
....2 π r i L h i j
ln
rj 1
r j
...2 π L kj
1
..ηpond h e A total
Pag. 58Expresión final para “U”
Referido a la superficie externa
,
,
2
.
11
S
R
hEU
extsucio
sensibleext
++
+=
• Transmisión lado aire.
• Ensuciamiento externo.
• Transmisión a través tubo.
• Ensuciamiento interno
• Transmisión lado fluido frío.
• No se considera radiación
externa
E. TORRELLA
intint,
,
int,
int,
,
,int,
,
1
2
hS
S
R
S
S
K
e
SS
S
tubo
totalext
sucio
tubo
totalext
tubo
tubo
tuboexttubo
totalext
+
++
+
+
+
externa
Pag. 59EVAPORADORES DE AIRE
Coeficiente global [W/m2°C]
MEDIO A ENFRIAR Máximo Mínimo
AIRE 14 9 3
E. TORRELLA
CONVECCIÓN NATURAL 14 9,3
* Velocidad frontal del aire en el rango de 2,5 a 3 m/s
AIRE
CONVECCIÓN 
FORZADA*:
Formación hielo 17,5 25
Sólo condensación 23 35
Pag. 60
A
C
A
C
EVAPORADORES DE AIRE
FLECHA
E. TORRELLA
Evaporador de doble flujo
AD
Evaporador de simple flujo
BD
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16
Pag. 61
DESESCARCHE
Evaporadores Aire
E. TORRELLA
Pag. 62DESESCARCHE
Evaporadores Aire
E. TORRELLA
Pag. 63
SISTEMAS DE 
DESESCARCHE 
INCIDENCIA SOBRE 
TRANSMISION CALOR 
MÉTODO 
MANUAL 
CALENTAM. 
EXTERNO 
RESIST. 
ELECTRICA 
FLUIDO 
EXTERNO
AIRE 
CÁMARA 
E. TORRELLA
EXTERNO 
DUCHA 
LIQUIDO 
“GAS” 
CALIENTE 
DESRECAL. 
VAPOR 
ACUMULACIÓN
INVERSIÓN 
CICLO 
TOTAL
PARCIAL
Pag. 64
INTRODUCCIÓN
• El aire húmedo interno a una cámara es una mezcla
de aire seco más humedad. Por tanto, a su paso por
evaporador depositara sobre éste parte de su
humedad en forma de hielo si:
– La temperatura de la superficie se encuentra por debajo de
0°C.
La temperatura es inferior a la de rocío del aire húmedo
E. TORRELLA
– La temperatura es inferior a la de rocío del aire húmedo
circulante.
• En resumen, la formación de hielo se producirá
tanto más rápidamente cuanto menor sea la temp.
del refrigerante y cuanto mayor sea la humedadespecifica.
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17
Pag. 65EFECTO DEL HIELO SOBRE LA TRANSMISIÓN 
DE CALOR
• Al aumentar la capa de hielo, la temp. en superficie
externa aumenta (adición de resistencia térmica); la
temp. del refrigerante deberá bajar, pudiéndo llegar
a corte por presostato de baja.
• El hielo trae consigo dos efectos contrapuestos:
– Por un lado, un aumento de la superficie de transmisión.
E. TORRELLA
– Por otro, la ya comentada adición de una resistencia
térmica.
• El primer efecto no es preponderante frente al
segundo más que en una primera etapa;
rápidamente el segundo toma una mayor proporción
con la consiguiente pérdida de eficacia.
Pag. 66
CARACTERÍSTICAS DEL HIELO
• La resistencia térmica de la capa de hielo depende
de su estructura, en concreto del contenido de aire
disuelto en su interior. Así, a una mayor proporción
de gases disueltos la conductividad resultante es
menor; por tanto a mayor valor de la densidad del
hielo se corresponde una conductividad mayor y una
i ió l d l l
E. TORRELLA
menor oposición al paso del calor.
NECESIDAD DEL DESESCARCHE
• En cuanto a la presencia de hielo sobre un
evaporador, puede concluirse que su influencia es la
de reducir la eficacia de la instalación frigorífica, lo
que conlleva a la necesidad de regulares periodos
de desescarche. Las fases de desescarche se
presenta sobre la figura adjunta.
Pag. 67
E. TORRELLA
Pag. 68
TIPOS DE DESESCARCHE
• Desescarche manual, con cepillos especiales,
operación costosa y difícil de realizar con la
periodicidad deseada.
• Desescarche por circulación del aire de la propia
cámara.
• Desescarche por resistencias eléctricas.
E. TORRELLA
p
• Desescarche por agua liquida.
• Desescarche por "gas" (vapor) caliente.
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18
Pag. 69DESESCARCHE POR CIRCULACIÓN DEL AIRE 
DE LA PROPIA CÁMARA.
• Mediante la acción de un elemento (p. e. reloj de
desescarche), el compresor para y el aire, al
continuar su paso a través del evaporador, va
cediendo calor que toma el hielo para cambiar de
estado. Este sistema presenta como principales
inconvenientes, en caso de circulación forzada, el
i d li id b l é ó i l
E. TORRELLA
rociado con agua liquida sobre el género próximo al
intercambiador, y el tiempo elevado de desescarche
en comparación con otros sistemas.
• Este sistema suele estar limitada a cámaras con
temperatura positiva (evidentemente con
temperaturas de evaporación inferiores a 0ºC).
Pag. 70DESESCARCHE POR RESISTENCIAS 
ELÉCTRICAS
• En este caso se disponen sobre el evaporador una serie de
resistencias (normalmente a 220 V), las cuales, suministran,
durante períodos de tiempo establecidos, una cantidad de calor
suficiente para el desescarche.
• Para evitar el salpicado se suele decalar el arranque del
ventilador al del compresor, lo que ocasiona la nueva
congelación del agua que permanece al final del desescarche
sobre la superficie.
E. TORRELLA
• Hay que añadir que en algunos casos suelen instalarse
resistencias adicionales con destino a calentar la bandeja de
recogida y los conductos de salida del agua resultante.
• El inconveniente principal de este sistema de desescarche lo
constituye el costo energético, lo que desaconseja su
aplicación a instalaciones de gran potencia.
Pag. 71DESESCARCHE POR RESISTENCIAS 
ELÉCTRICAS
E. TORRELLA
Pag. 72DESESCARCHE POR RESISTENCIAS 
ELÉCTRICAS
E. TORRELLA
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19
Pag. 73
DESESCARCHE POR DUCHA DE LIQUIDO
• Con este sistema se utiliza una corriente,
normalmente de agua, que por rociado sobre la
superficie del intercambiador provoca la fusión del
hielo, arrastrando el agua resultante fuera del
recinto. Como en el caso anterior, debe evitarse la
acumulación de liquido en el interior de la cámara,
l f i d l i t l ió d í
E. TORRELLA
ya que al funcionar de nuevo la instalación podrían
reventar la tubería de salida, igualmente el rociado
de agua residual se evita por arranque del
compresor antes del ventilador de evaporador.
Pag. 74
DESESCARCHE POR “GAS” CALIENTE
• En este sistema la fuente caliente necesaria va a ser
proporcionada por la propia instalación, utilizando
los vapores calientes de la descarga del compresor,
los cuales se derivan hacia el evaporador,
produciendo, mediante su circulación interna, el
efecto buscado.
E. TORRELLA
• Existe una gran diversidad de procedimientos que
utilizan el principio básico de “gas” caliente (no sólo
en evaporador, sino en otros casos como suelos de
cámaras, etc...). No obstante el mas universal se
basa en la inversión de los papeles asignados a los
intercambiadores de la instalación.
Pag. 75“GAS” CALIENTE
INVERSIÓN DEL CICLO
Válvula
piloto
E. TORRELLA
Válvula 4 vías
Pag. 76“GAS” CALIENTE
INVERSIÓN DEL CICLO
E. TORRELLA
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20
Pag. 77“GAS” CALIENTE
VÁLVULA DE 4 VÍAS. MONTAJE
E. TORRELLA
Pag. 78
“GAS” CALIENTE SOBRE SUELO DE CÁMARA
E. TORRELLA
Pag. 79“GAS” CALIENTE PRODUCCIÓN DE AGUA 
CALIENTE
E. TORRELLA
Pag. 80
EVAPORADORES DE LIQUIDO
E. TORRELLA
12/01/2011
21
Pag. 81EVAPORADORES DE LIQUIDO
De carcasa - tubos. Esquema
E. TORRELLA
Pag. 82EVAPORADORES DE LIQUIDO
De carcasa - tubos
E. TORRELLA
Pag. 83EVAPORADORES DE LIQUIDO
Vista interna
E. TORRELLA
Pag. 84SERPENTIN PARA REFRIGERACIÓN 
INDIRECTA
E. TORRELLA
12/01/2011
22
Pag. 85EVAPORADORES DE LIQUIDO
Coeficiente global [Kcal/hm2°C]
MEDIO A ENFRIAR Máximo Mínimo
LÍQUIDO
DOBLE TUBO 700 400
E. TORRELLA
LÍQUIDO
MULTITUBULAR HORIZONTAL:
Amoníaco 700 400
Halogenados 900 700
LÍQUIDO (Amoníaco)
MULTITUBULAR VERTICAL 2000 1000
INMERSIÓN:
Serpentín 250 150
Rejilla 450 250
Pag. 86EVAPORADORES DE AGUA
Curva catálogo. Potencia frigorífica 
400
500
600
700
Q0 [kW]
E. TORRELLA
20 40 60 80 100 120
M [kg/h] *1000
0
100
200
300
00
TWS -T0 = 3,33°C 3,89°C 4,44°C 5°C 5,56°C
Pag. 87
Análisis evaporador liquido
(1-2)
E. TORRELLA
Fluidos: R134a y R407C. 
Pag. 88
Introducción
• En este trabajo se analiza el comportamiento de un
evaporador del tipo carcasa-tubos (1-2) con
diferentes regímenes de giro.
• El estudio se realizará aplicando los dos métodos
tradicionales de estudio de intercambiadores: el del
salto logarítmico medio corregido y el de la eficiencia
E. TORRELLA
- número de unidades de transferencia.
• Los fluidos utilizados han sido; R-134a (fluido puro)
y R-407C (mezcla ternaria con glide no
despreciable).
12/01/2011
23
Pag. 89
Dispositivo experimental
T
T5, P5 T6, P6
T7, P7
T8, P8
T9
T1
0
T11
A
B
T
T5, P5 T6, P6
T7, P7
T8, P8
T9
T1
0
T11
A
B
E. TORRELLA
P1, T1
T2, P2
T3
P3
P4
T4
,
T12
T13
C D
P1, T1
T2, P2
T3
P3
P4
T4
,
T12
T13
C D
Pag. 90
Circuito de carga en evaporador
• Evaporador
• Intercambiador de disipación
con agua glicolada.
• Resistencias de apoyo.
• Regulación de la velocidad
sobre motor de ventiladores
traseros.
E. TORRELLA
Pag. 91
Características del evaporador
Tube
Number 76
φi / φe 8.22·10-3 / 9.52·10-3 (m)
Thickness Inner microfins 0.2·10-3 (m)
Total Length 0.92 (m)
E. TORRELLA
External Exchange surface 1.81 m2
Tube Side volume 3.3·10-3 m3
Shell Side volume 8 ·10 -3 m3
Pag. 92Condiciones de ensayo con variación del 
régimen de giro
5.5
6.0
6.5
ra
te 5.5
6.0
6.5
ra
te
E. TORRELLA
4.0
4.5
5.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
co
m
pr
es
si
on
 r
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
4.0
4.5
5.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
co
m
pr
es
si
on
 r
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
12/01/2011
24
Pag. 93Variación del subenfriamiento en los ensayos 
de variación del régimen giro.
10.0
11.0
12.0
13.0
14.0
gr
ee 10.0
11.0
12.0
13.0
14.0
gr
ee
E. TORRELLA
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
9.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
su
bc
oo
lin
g 
de
g
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
9.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
su
bc
oo
lin
g 
de
g
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
Pag. 94Variación del recalentamiento en los ensayos 
de variación del régimengiro.
16 0
17.0
18.0
19.0
g 
de
gr
ee
16 0
17.0
18.0
19.0
g 
de
gr
ee
E. TORRELLA
12.0
13.0
14.0
15.0
16.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
su
ct
io
n 
su
pe
rh
at
in
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
12.0
13.0
14.0
15.0
16.0
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
su
ct
io
n 
su
pe
rh
at
in
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
R134a
R407C
Pag. 95Variación del caudal frigorifero en los ensayos 
de variación del régimen giro.
0.0006
0.0007
0.0008
0.0009
0.0010
ric
 fl
ow
 ra
te
 (m
3/
s)
R134a
R407C
0.0006
0.0007
0.0008
0.0009
0.0010
ric
 fl
ow
 ra
te
 (m
3/
s)
R134a
R407C
E. TORRELLA
0.0000
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
se
co
nd
ar
y 
co
ol
an
t v
ol
um
et
r
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
0.0000
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
se
co
nd
ar
y 
co
ol
an
t v
ol
um
et
r
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
Pag. 96Variación del caudal frigorígeno en los 
ensayos de variación del régimen giro.
0.07
0.08
0.09
w
 ra
te
 (k
g/
s)
R134a
R407C
0.07
0.08
0.09
w
 ra
te
 (k
g/
s)
R134a
R407C
E. TORRELLA
0.03
0.04
0.05
0.06
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
re
fri
ge
ra
nt
 m
as
s 
flo
w
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
0.03
0.04
0.05
0.06
350 400 450 500 550 600
r.p.m.
re
fri
ge
ra
nt
 m
as
s 
flo
w
R134a_I R134a_II R134a_III
R407C_I R407C_II R407C_III
12/01/2011
25
Pag. 97
Comprobación potencia frigorífica
cooling capacity comparisson
10
11
12
13
14
(k
W
)
cooling capacity comparisson
10
11
12
13
14
(k
W
)
E. TORRELLA
4
5
6
7
8
9
10
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
secondary coolan side (kW)
re
fri
ge
ra
nt
 s
id
e 
(
R134a
R407C
4
5
6
7
8
9
10
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
secondary coolan side (kW)
re
fri
ge
ra
nt
 s
id
e 
(
R134a
R407C
Pag. 98
Error debido al recalentamiento
cooling capacity comparisson
10
11
12
13
14
g 
(k
W
)
cooling capacity comparisson
10
11
12
13
14
g 
(k
W
)
E. TORRELLA
4
5
6
7
8
9
10
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
without superheating (kW)
w
ith
 s
up
er
he
at
in
g
R134a
R407C
4
5
6
7
8
9
10
4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
without superheating (kW)
w
ith
 s
up
er
he
at
in
g
R134a
R407C
Pag. 99
Condiciones de salida en evaporador
• Las condiciones del
refrigerante, con pérdidas de
carga (punto “s’o”). Se
toman como condiciones de
salida las correspondientes
al vapor saturado a la
presión medida a la salida
del evaporador
E. TORRELLA
del evaporador.
• Para el glicol:
( ) ( ) ( )
brinepbrine
soeoref
eoeobrinepbrinesoeorefO Cm
hhm
TTTTCmhhmQ
_
_
'
⋅
′−⋅
−=′⇒′−⋅⋅=−⋅=′
Pag. 100
Método e - NTU
( )cihi TTCQQ
Q
−== minmax
max
0 ;ε
E. TORRELLA
• Se hace necesario comprobar las capacidades caloríficas en
ambos fluidos, ya que el valor de la eficiencia para disposición
“1-2” será:
refrigeglicole
glicolse
refrigglicol TT
TT
CC
__
)(
−
−
=≤ ε
refrigeglicole
refrigse
refrigglicol TT
TT
CC
__
.)(
−
−
=≥ ε
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26
Pag. 101
Calor específico aparente del frigorígeno
eoso
eoso
refrigp TT
hhC
−
−
= '
'
_
E. TORRELLA
• Consideración corregida de Bansal
• Por lo que la capacidad térmica puede no ser infinita, debido a
las pérdidas de carga para un fluido puro, y al estas y el glide
para una mezcla.
Pag. 102
Glide R-407C
E. TORRELLA
Pag. 103
Capacidades térmicas. R-134a
15.25
20.25
25.25
rm
ic
a
t = 5.5 t = 4.5 t = 4.9
R134a
Refrig
Glicol
15.25
20.25
25.25
rm
ic
a
t = 5.5 t = 4.5 t = 4.9
R134a
Refrig
Glicol
E. TORRELLA
0.25
5.25
10.25
350 400 450 500 550 600
compressor rotational speed
C
ap
ac
id
ad
 T
ér
0.25
5.25
10.25
350 400 450 500 550 600
compressor rotational speed
C
ap
ac
id
ad
 T
ér
Pag. 104
Capacidades térmicas. R-407C
3.00
3.50
4.00
rm
ic
a
t = 4.7 t = 4.5 t = 4.9
R407C
considerando ΔP
3.00
3.50
4.00
rm
ic
a
t = 4.7 t = 4.5 t = 4.9
R407C
considerando ΔP
E. TORRELLA
1.50
2.00
2.50
350 400 450 500 550 600
compressor rotational speed
C
ap
ac
id
ad
 T
ér
Refrig
Glicol
1.50
2.00
2.50
350 400 450 500 550 600
compressor rotational speed
C
ap
ac
id
ad
 T
ér
Refrig
Glicol
12/01/2011
27
Pag. 105
Cálculo del NTU
• Caso real
( )
.max
min
2
;
1
12
;
1
1ln
1
1
C
CC
C
C
E
E
E
C
NTU R
R
R
R
=
+
+−
=⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
−
⋅
+
−
= ε
E. TORRELLA
• Caso ideal (cp ≅ ∞)
( )ε−−= 1lnNTU
Pag. 106
Comparación NTU ideal y real
E. TORRELLA
Pag. 107
Método DMLT
( )
( )
.__
2
2
2
;;
112
112ln
1
1ln
1
1
refrigeglicole
refrig
refrig
glicol
TT
T
P
T
T
R
RRP
RRP
P
P
R
RF
−
Δ
=
Δ
Δ
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+++⋅−
+−+⋅−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⋅−
−
⋅
−
+
=
E. TORRELLA
• Factor de corrección para disposición “1-2”
Pag. 108
APLICACIONES ESPECIALES
E. TORRELLA
12/01/2011
28
Pag. 109
PISTAS DE HIELO
E. TORRELLA
Pag. 110MÁQUINAS DE HIELO
E. TORRELLA
Pag. 111ALMACENAMIENTO DE HIELO
Intercambiador de enfriamiento
E. TORRELLA
Pag. 112
PLACAS EUTECTICAS
E. TORRELLA