Artículo Académico / Academic Paper
Recibido: 09-05-2022, Aprobado tras revisión: 08-07-2022
Forma sugerida de citación: Simbaña, I; Quitiaquez, W.; Estupiñan, J.; Toapanta, F.; Ramírez, L. (2022). “Evaluación del
rendimiento de una bomba de calor de expansión directa asistida por energía solar mediante simulación numérica del proceso de
estrangulamiento en el dispositivo de expansión”. Revista Técnica “energía”. No. 19, Issue I, Pp. 110-119
ISSN On-line: 2602-8492 - ISSN Impreso: 1390-5074
Doi: https://doi.org/10.37116/revistaenergia.v19.n1.2022.524
© 2022 Operador Nacional de Electricidad, CENACE
Performance evaluation of a direct expansion solar-assisted heat pump by
numerical simulation of the throttling process in the expansion device
Evaluación del rendimiento de una bomba de calor de expansión directa
asistida por energía solar mediante simulación numérica del proceso de
estrangulamiento en el dispositivo de expansión
I. Simbaña
1
W. Quitiaquez
1
J.Estupiñán
1
F. Toapanta
1
L. Ramírez
1
1
Universidad Politécnica Salesiana, Quito, Ecuador
E-mail: asimbanag2@est.ups.edu.ec; wquitiaquez@ups.edu.ec; jestupinanc@est.ups.edu.ec;
ltoapanta@ups.edu.ec; lramirezg@ups.edu.ec
Abstract
The performance evaluation of a direct expansion
solar-assisted heat pump (DX-SAHP) was analyzed
using numerical simulation about the throttling
process in the expansion device. The experimental
system operation parameters were validated by
normality test with 95 % confidence. An E2V09SSF
expansion valve was modeled for numerical analysis
in the ANSYS software Fluent module. The best
meshing of the valve generated 263 524 elements and
50 449 nodes with an excellent skewness metric of
0.2334. Refrigerant temperature and pressure were
defined as boundary conditions at valve inlet, besides
its velocity. Continuity, momentum and energy
equations were used, considering a k-epsilon RNG
model. The pressure values of the refrigerant at the
expansion device outlet, obtained by simulation,
were compared to experimental values that were
determined in the DX-SAHP prototype system. The
refrigerant pressure, obtained by simulation for a
heating time of 0 to 40 minutes, was 161.61, 186.50
and 238.33 kPa. The absolute error between the
experimental and simulated pressure was 4.07 kPa,
while the relative error was less than 2 %.
Resumen
La evaluación del rendimiento de una bomba de
calor de expansión directa asistida por energía solar
(DX-SAHP, por sus siglas en inglés) fue analizada
mediante simulación numérica del proceso de
estrangulamiento en el dispositivo de expansión. Los
valores experimentales de operación del sistema
fueron validados mediante prueba de normalidad
con 95 % de confianza. Una válvula de expansión
E2V09SSF fue modelada para el análisis numérico
en el módulo Fluent del software ANSYS. El mejor
mallado de la válvula generó 263 524 elementos y
50 449 nodos con una métrica excelente, de 0.2334 de
skewness. Las condiciones de contorno definidas
fueron la temperatura, presión y velocidad del
refrigerante. Se utilizaron las ecuaciones de
continuidad, momento y energía, considerando un
modelo k-epsilon RNG. La presión del refrigerante al
salir del dispositivo de expansión obtenidos mediante
simulación se comparó con valores experimentales
determinados en el prototipo de un sistema
DX-SAHP. La presión del refrigerante obtenida
mediante simulación para un tiempo de
calentamiento de 0 a 40 minutos fue de 161.61,
186.50 y 238.33 kPa. El error absoluto entre la
presión experimental y simulada fue de 4.07 kPa,
mientras que el error relativo fue inferior a 2 %.
Index terms Numerical simulation, DX-SAHP,
throttle valve, R600a.
Palabras clave Simulación numérica, DX-SAHP,
válvula de expansión, R600a.
110
Edición No. 19, Issue I, Julio 2022
1. INTRODUCCIÓN
El calentamiento solar de agua se considera una
herramienta utilizada para la reducción de consumo de
energía convencional. Para el 2020, en Ecuador el
consumo final de energía del sector residencial es del
37.4 % y la cuarta parte de este consumo es empleado
en el calentamiento de agua [1]. El mayor consumo
energético para calentamiento de agua en el sector
residencial es proporcionado por calefones, que
consumen gas licuado de petróleo (GLP), con un
80.6 %. Los calentadores de agua de resistencia
eléctrica son utilizados en un 11.2 % y apenas el 8.2 %
de hogares han implementado algún calentador de agua
aprovechando la energía térmica del sol [2].
La bomba de calor absorbe calor de un entorno a
temperatura media y lo utiliza para calentar otro medio
a diferente temperatura. Una tecnología innovadora y
efectiva es implementar un colector solar a una bomba
de calor. Un sistema de bomba de calor asistido por
energía solar de expansión directa (DX-SAHP, por sus
siglas en inglés) utiliza el colector solar como
evaporador en una sola unidad, para absorber calor por
energía solar o convección del ambiente y permitir que
el refrigerante cambie de fase [3]. Estos sistemas son
hasta 30 % más eficiente que un calentador eléctrico
convencional y las emisiones de CO2 se reducen en
19 %. [4]. Además, como alternativa para el reemplazo
de refrigerantes hidrofluorocarbonos (HFC), se está
promoviendo el uso de hidrocarburos como
refrigerantes naturales, aunque en su mayor parte, su
implementación ha sido en el sector residencial [5]. A
continuación, se presentan investigaciones previas,
analizando los dispositivos de expansión utilizados.
Una revisión de los avances tecnológicos de
sistemas DX-SAHP fue presentada por Badiei et al. [6].
El desarrollo sustentable ha conllevado que se deje de
utilizar refrigerante R12, siendo R134a el refrigerante
con mayor y más amplio campo de aplicaciones. El
coeficiente de rendimiento (COP, por sus siglas en
inglés) puede alcanzar valores de 9 y en promedio de 6,
para sistemas DX-SAHP. De esta revisión se ha
concluido que, la mayor cantidad de investigaciones han
sido desarrolladas con un análisis numérico, siendo
pocos los trabajos desarrollados de manera
experimental, y teniendo escasos trabajos que han
complementado los dos métodos. Además, el estudio
afirma que, utilizar una válvula de expansión electrónica
mejora el control del flujo másico de refrigerante,
comparado ante un dispositivo termostático. Este
control generó reducción en las pérdidas de calor
durante el estrangulamiento y conlleva a incrementar el
rendimiento del sistema.
El rendimiento experimental de un sistema
DX-SAHP con CO
2
fue analizado por Duarte et al. [7].
La válvula de expansión utilizada fue de tipo aguja,
diseñada para trabajar únicamente con CO
2
y un orificio
de salida con un área de 1.6 mm
2
. Se desarrollaron
88 experimentos y se utilizó una cámara termográfica,
donde el COP disminuyó 45.8 % cuando el agua varió
su temperatura de entrada entre 15 a 35 °C. El valor del
COP también depende directamente de la radiación
solar incidente, el COP se incrementó un 30 % cuando
la radiación solar aumento de 30.17 a 876.9 W·m
-2
.
Un sistema DX-SAHP depende directamente de las
condiciones climáticas, siendo necesario desarrollar
alternativas para su funcionamiento en condiciones
desfavorables. Li et al. [8] estudiaron el rendimiento de
una bomba de calor con un calentador auxiliar de agua
bajo diferentes valores de temperatura ambiente. El
propósito fue mantener el rendimiento del sistema aún a
bajas temperaturas añadiendo a la bomba de calor otro
sistema de almacenamiento de energía. El estudio se
incluyó la variación del porcentaje de apertura de la
válvula de expansión, llegando a determinar un rango de
apertura óptimo entre 50 a 70 %. Esta investigación ha
propuesto un novedoso sistema para evitar el deterioro
de un sistema DX-SAHP cuando las condiciones
climatológicas no son favorables en el rendimiento.
El estudio numérico y la validación experimental de
un sistema DX-SAHP para calentamiento de entornos
bajo cero fueron realizados por Huang et al. [9]. Un
modelo dinámico fue utilizado para la obtención de
resultados simulados con una desviación cuadrática de
6 %. Para validar el modelo numérico, fueron obtenidos
resultados experimentales en un prototipo que constó
con una válvula de expansión termostática, obteniendo
una desviación cuadrática de 4.01 y 2.78 % para la
capacidad calorífica y el consumo energético,
respectivamente. El sistema fue analizado considerando
una temperatura de -1 °C, 70 % de humedad relativa y
radiación solar de 0 W·m
-2
, llegando a alcanzar un COP
de 1.89. Cuando la radiación solar subió a 100 W·m
-2
, el
COP llegó a 1.97 y la capacidad calorífica a 1 082 W.
Las investigaciones concernientes al análisis
numérico están enfocadas al modelamiento matemático,
así como simulación computacional del sistema
DX-SAHP, en conjunto. Loska et al. [10] realizaron un
modelamiento de dinámica de fluidos computacional
(CFD, por sus siglas en inglés) del flujo de R410A a
través de una válvula de expansión utilizando modelos
de equilibrio y relajación modificada. El análisis fue
realizado tomando las medidas del flujo másico y la
presión del refrigerante en el ingreso del dispositivo de
expansión. Este dispositivo estuvo completamente
abierto y las temperaturas de subenfriamiento mínima y
máxima fueron 3.8 a 7.7 K, respectivamente, cuando las
presiones estuvieron desde 6.8 a 11.5 bar.
Kong et al. [11] estudiaron un sistema DX-SAHP
para calentamiento de agua mediante un modelo de
simulación incluyendo todos los componentes para
establecer el rendimiento térmico del sistema. Se
plantearon ciertas consideraciones en el modelado
matemático, como asumir la compresión como un
proceso politrópico, la temperatura en toda la superficie
111
Simbaña et al. / Evaluación del rendimiento del sistema DX-SAHP mediante simulación en el dispositivo de expansión
del colector solar permanece igual y las presiones son
constantes en los intercambiadores de calor. Una
válvula de expansión electrónica fue implementada en
el sistema para realizar los experimentos, Mientras que,
los cálculos realizados permitieron verificar
adecuadamente las predicciones con una desviación
promedio de 5.5 % entre el valor del COP experimental
y el calculado. El COP alcanzó valores por encima de
2.75 al calentar un volumen de agua de 200 L desde 5 a
45 °C con temperatura ambiente casi constante de 1 °C,
considerando una radiación solar de 100 a 350 W·m
-2
Mediante un modelo basado en redes neuronales,
Kong et al. [13] predijeron el flujo másico de R290 en
un sistema DX-SAHP. El sistema estuvo conformado
por un colector de placa descubierta, un compresor de
velocidad variable, un condensador en tubería de cobre
inmerso y una válvula de expansión electrónica. Se
utilizó el medidor de flujo Coriolis para la obtención de
medidas experimentales. Mientras que, para el modelo
de redes neuronales, se definieron 5 variables de
entrada, temperatura ambiente, radiación solar, área de
flujo de la válvula de expansión, frecuencia del
compresor y temperatura del agua. El modelo tuvo una
exactitud del 97 % con respecto a los resultados
experimentales, con un máximo error de 10 %. La
temperatura ambiente es el parámetro de mayor
influencia en el flujo másico de refrigerante, al utilizar
las otras variables con valores definidos, el flujo másico
varió de 4.59 a 11.63 kg·h
-1
cuando la temperatura
ambiente subió de 0 a 10 °C.
Wang et al. [12] estudiaron la influencia del
subenfriamiento en el rendimiento de un sistema
DX-SAHP. Mediante un modelo matemático dinámico,
los autores tomaron una configuración previamente
desarrollada e implementaron una válvula de expansión
con un receptor de líquido. Los resultados indicaron
que, la capacidad térmica de calentamiento depende de
la variación del grado de subenfriamiento. El COP
máximo del sistema llegó fue 14.35 % superior cuando
la evaporación permaneció a 4 K, estando en valores
elevados al controlar esta temperatura entre 2 a 5 K.
El error admisible para la validación de los
resultados simulados con respecto a los resultados
experimentales puede ser analizado en función a
investigaciones previas. Weian et al. [4] llegaron a
estimar un error relativo de 1.3 % en el COP, al
relacionar los parámetros medidos con los valores
calculados mediante fórmulas. Por otra parte,
Kong et al. [14] desarrollaron un modelo para predecir
resultados en función de los parámetros operacionales
con un error relativo máximo del 10 %. Además,
Knabben et al. [15] investigaron la utilidad de válvulas
de expansión electrónicas en sistemas de refrigeración
domésticos. Un modelamiento matemático para estimar
la significancia de la cantidad de refrigerante en el COP
del sistema fue utilizado en el análisis. Se demostró que,
una válvula de expansión electrónica consume de 4 a
9 % menos energía que un sistema que utiliza un tubo
capilar. El error obtenido entre las mediciones
experimentales y los resultados de simulación estuvo
dentro del 15 %. Cuando la apertura de la válvula de
expansión es menor, así como al reducir la cantidad de
refrigerante, el consumo energético del sistema también
disminuye.
En esta investigación se ha planteado realizar una
simulación numérica en un dispositivo de expansión,
para analizar la influencia de los parámetros
operacionales. De esta manera, se obtendrá valor de
presión instantánea del refrigerante para las condiciones
establecidas y así, presentar una comparación con
respecto a los valores experimentales. Este documento
se encuentra distribuido de la siguiente manera, en
Materiales y Métodos se indican los procedimientos
realizados para desarrollar el análisis numérico. Los
resultados presentan gráficamente los valores obtenidos
mediante simulación, así como su descripción. Por
último, las Conclusiones muestran el análisis de la
información y resultados que se han presentado.
2. MATERIALES Y MÉTODOS
La Fig. 1 presenta las actividades realizadas para
desarrollo este trabajo, mediante un diagrama de flujo.
2.1. Descripción del Sistema
La Fig. 2 presenta el esquema de un sistema
DX-SAHP que funciona con un ciclo de
refrigeración mediante la compresión de vapor. El
colector / evaporador de un sistema DX-SAHP
utiliza la energía térmica emitida por el sol y la
transfiere al refrigerante para evaporarlo. Este
refrigerante sobrecalentado ingresa al compresor para
elevar su presión y temperatura, de esta manera, pueda
realizar un intercambio de calor con el tanque de
almacenamiento de agua. Para finalizar el proceso, el
refrigerante en estado de líquido subenfriado ingresa al
dispositivo de estrangulamiento para expandirse a
entalpía constante e ingresar como líquido a baja
temperatura y presión al evaporador [16]. Se utilizó
termocuplas (T) y manómetros (P) a la entrada de cada
componente para el registro de las mediciones.
El flujo másico instantáneo del refrigerante (ṁ) es
obtenido en función de parámetros operacionales, así
como mediciones de temperatura y presión a la entrada
del compresor. Para Deng y Yu [17], este valor es
obtenido mediante:
,
··
60·
VD
comp i
Nv
m
v
(1)
donde N, η
V
y v
D
son la velocidad rotacional, la
eficiencia volumétrica y el volumen de desplazamiento
del compresor, respectivamente. Mientras que, v
comp, i
es el volumen específico del refrigerante al ingresar en
el compresor.
112
Edición No. 19, Issue I, Julio 2022
Figura 1: Diagrama de flujo para desarrollar esta investigación
Figura 2: Esquema del sistema DX-SAHP [17]
El funcionamiento de estos sistemas considera un
ciclo de refrigeración por compresión de vapor,
entonces, para el análisis termodinámico, se evalúa su
rendimiento mediante el COP. Este valor relaciona la
cantidad de unidades de energía térmica que son
generadas a partir de las unidades de energía eléctrica
requeridas para el funcionamiento del sistema [18].
Weian et al. [19] calcularon este valor utilizando:
,,
,,
comp o cond o
comp o comp i
hh
COP
hh
(2)
donde h es la entalpía del refrigerante, al ingresar y salir
del compresor y condensador, respectivamente.
2.2. Ecuaciones gobernantes para diseño de fluidos
computacional
El análisis numérico fue planteado utilizando el
modelo tridimensional utilizando el método de
volúmenes finitos. El modelamiento matemático ha
considerado al refrigerante R600a como un fluido
Newtoniano en estado estacionario. Es importante tener
presente la ley de conservación de la masa, además que,
la masa es obtenida al multiplicar la densidad (ρ) por su
volumen [20]. Al definir un volumen de control para un
fluido en movimiento, la conservación de la masa
requiere que la rapidez con la que la masa cambia en
este volumen sea equivalente a la masa que fluye por la
superficie del volumen. Según Scuro et al. [21], la
ecuación de la continuidad viene dada por:
·0V
t
(3)
donde ∇V representa la divergencia de la velocidad.
La segunda ley de Newton indica que, el total de
fuerzas actuantes sobre el fluido se obtiene
multiplicando la masa y la aceleración. Un aspecto para
considerar es que, se presentan fuerzas sobre el cuerpo,
efectos adicionados a las fuerzas superficiales. Para un
fluido en estudio bidimensional, la ecuación de
momento, considerando las relaciones de esfuerzos,
para un fluido compresible, es estimada por Aghagoli y
Sorin [22] mediante la siguiente expresión:
22
22
aceleración
gradiente
advección
difusión
local
depresión
u,v u,v u,v u,v u,v
1P
uv
t x y y
xy
(4)
donde υ es la viscosidad cinemática. La ecuación 4
también ha sido definida como la ecuación de
Navier-Stokes, además, se ha descrito la interpretación
física de cada término [23].
Con respecto a la conservación de la energía,
siempre se debe realizar el análisis considerando la
primera ley de la Termodinámica. El trabajo realizado
en un volumen de control es equivalente al producto
entre las fuerzas superficiales por la velocidad en una
dirección. Además, la energía total del fluido está
definida por la sumatoria de energía cinética, potencial
gravitacional e interna, también como la entalpía (h),
para este caso. La ecuación de conservación de la
energía para fluidos compresibles ha sido determinada
por Tu et al. [24] como:
uv
presiónlocal
aceleración
advección
difusión
derivadaeneltiempo
local
hhh
P T T
t x y t x x y y
(5)
donde Φ representa la función de disipación como
fuente de energía debido al trabajo de deformación
realizado en el fluido, λ y T son la conductividad
térmica y temperatura del fluido, respectivamente.
113
Simbaña et al. / Evaluación del rendimiento del sistema DX-SAHP mediante simulación en el dispositivo de expansión
2.3. Modelado del dispositivo de expansión
La Fig. 3 muestra el modelado del objeto en análisis,
una válvula de expansión electrónica modelo
E2V09SSF. Se ha considerado el dispositivo mecánico
para el proceso de simulación, omitiendo los
dispositivos electrónicos. Como componentes
principales, se tiene un cuerpo, una aguja para la
calibración, y una boquilla. La válvula produce un
proceso de estrangulamiento para regular el flujo de
refrigerante previo a la entrada al colector / evaporador,
al disminuir la presión y temperatura atomizando el
refrigerante [25]. Una válvula de expansión permite
regular la apertura para el flujo de manera mecánica y
mediante control, respectivamente, obteniendo un
mayor rendimiento con la electrónica [26]. El fluido
ingresa por la derecha para salir por la parte inferior.
Figura 3: Modelado de la válvula de expansión
2.4. Mallado
Se utilizaron diferentes métodos para la generación
del mallado en el elemento, buscando obtener la mejor
calidad. La Fig. 4 muestra la convergencia de malla para
obtener un skewness adecuado en función del número de
elementos. Una calidad excelente de mallado debe estar
dentro de los rangos establecidos, con skewness inferior
a 0.25 [27]. Al generar la malla de manera automática,
se obtuvo un valor de skewness de 0.2752 para 56 859
elementos. Esta métrica empieza a converger en 260
000 elementos, aproximadamente, con un skewness
promedio de 0.2335. La diferencia con respecto a la
malla anterior de 175 000 elementos es del 2 %,
mientras que la cantidad de elementos se han
incrementado en un 48.57 %.
Figura 4: Convergencia de la malla
La Fig. 5 indica, en detalle, el tipo de mallado
generado para el elemento a analizar. El procedimiento
para generar la malla fue realizado utilizando métodos,
como refinamiento y dimensionamiento, con el que se
obtuvieron 263 524 elementos y un total de 50 449
nodos. El tamaño de grano fue definido en 1.2, con un
ángulo de 10 °, aplicando tetraedros dominantes. Se ha
definido como un sólido a todos los componentes de la
válvula, mientras que, al fluido se le ha dado una
denominación en este estado.
Figura 5: Mallado de la válvula de expansión
La Fig. 6 presenta los valores obtenidos para la
métrica de calidad de mallado generado, donde el
skewness presentó un valor de 0.2335, en promedio.
Como el valor de skewness fue menor a 0.25, se afirma
que el mallado generado tiene una excelente calidad.
Figura 6: Métrica de calidad del mallado
2.5. Condiciones de contorno
La temperatura, así como la presión de ingreso al
dispositivo de expansión se definieron como
condiciones de contorno a la entrada y salida. El espesor
de pared es de 2 mm, fabricada en cobre, un material
conductivo. La Tabla 1 presenta los valores de
condiciones iniciales para realizar la simulación.
Las propiedades termodinámicas para los estados,
vapor y líquido, del refrigerante fueron evaluadas en
función de la presión y temperatura utilizando el
software Engineering Equation Solver (EES). La
Tabla 2 muestra las propiedades instantáneas del
cuerpo
aguja
boquilla
114
Edición No. 19, Issue I, Julio 2022
refrigerante al ingreso del dispositivo de expansión,
calculadas con la temperatura y presión medidas
experimentalmente, en el intervalo de tiempo de 40
minutos para calentar el volumen de agua.
Tabla 1: Valores de condiciones iniciales para el refrigerante
Parámetro
Unidad
Valor
Tiempo
[min]
0
20
40
Temperatura
[°C]
18.7
35.6
44.2
Presión
[kPa]
290.93
497.77
635.67
Flujo másico
[g·s
-1
]
0.34
0.41
0.48
Velocidad
[m·s
-1
]
14.97
17.43
19.91
Tabla 2: Propiedades del refrigerante
Propiedad
Unidad
Valor
Tiempo
[min]
0
20
40
Entalpía
[kJ·kg
-1
]
244.3
290.8
315.2
Densidad
[kg·m
-3
]
557.8
536.0
524.3
Volumen
específico
[m
3
·kg
-1
]
0.0017
0.0018
0.0019
Conduc.
térmica
[W·m
-1
·K
-1
]
0.0913
0.0852
0.0823
Viscosidad
dinámica
[kg·s
-1
·m
-1
]
1.6E-04
1.3E-04
1.2E-04
Calor
específico
[kJ·kg
-1
·K
-1
]
2.41
2.52
2.58
3. RESULTADOS
Los valores experimentales fueron obtenidos
utilizando un prototipo de sistema DX-SAHP utilizado
en las investigaciones de Isaza-Roldán et al. [28] y
Quitiaquez et al. [29]. Estos valores fueron validados
mediante una prueba de normalidad, con una confianza
del 95 %. La Fig. 7 muestra los valores de presión
absoluta del refrigerante al salir del dispositivo de
expansión obtenidos de forma experimental, donde se
evidencia que los valores siguen una normalidad. El
valor promedio de presión del refrigerante fue de
192.36 kPa, además, el mayor y menor valor fue de
232.33 y 163.38 kPa, respectivamente.
Figura 7: Normalidad de la presión del refrigerante
La Fig. 8 relaciona los valores de presión del
refrigerante al salir del dispositivo de expansión. En el
desarrollo experimental, esta presión fue de 163.38,
190.96 y 232.33 kPa al inicio, en medio y al finalizar el
proceso de calentamiento, respectivamente. Mientras
que los valores obtenidos mediante simulación
presentaron un error de 1.09, 2.38 y 2.52 %, para cada
tiempo, respectivamente.
Figura 8: Relación entre la presión del refrigerante al salir del
dispositivo de expansión, experimental y simulada
Se pretende analizar cómo interviene la apertura del
dispositivo de expansión en la presión del refrigerante.
La Fig. 9 presenta la expansión del refrigerante con tres
diferentes modelos utilizados, en los que se varió el área
de flujo a través de la válvula de expansión. Los valores
de presión fueron de 161.61, 164.51 y 152.95 kPa, para
áreas de 1, 0.25 y 2.25 mm
2
, respectivamente. Con estos
valores, se evidencia que, a medida que se incrementa el
área de flujo, es mayor la caída de presión del
refrigerante al salir del dispositivo de expansión
La Fig. 10 compara el flujo másico experimental
con respecto a los valores obtenidos mediante
simulación, considerando una presión inicial de
290.93 kPa. El flujo másico experimental tuvo un valor
de 0.3409 g·s
-1
, mientras que, mediante simulación, para
un área de 1, 0.25 y 2.25 mm
2
, el flujo másico presentó
valores de 0.3416, 0.3420 y 0.3410 g·s
-1
,
respectivamente. Por la ley de continuidad, si se
mantiene un flujo, pero se reduce el área, incrementa la
velocidad del fluido, entonces, el compresor presenta un
menor consumo energético. Los resultados obtenidos
son similares a los presentados por Nguyen y Dang [30],
afirmando que, un incremento de flujo másico es
directamente proporcional al aumento del COP.
La Fig. 11 muestra los vectores de velocidad del
refrigerante para las diferentes áreas de flujo analizadas.
El vapor de refrigerante es atomizado al fluir a través
del área de flujo del dispositivo de expansión, donde
alcanza el máximo de su velocidad. Además, es
evidente que hay varias regiones donde el refrigerante
se acumula y no genera cambios en su velocidad. La
velocidad máxima del refrigerante fue inferior en el área
de menor apertura, 0.25 mm
2
, teniendo 16.27 m·s
-1
.
Mientras que, para los casos restantes de estudio, la
velocidad del refrigerante alcanzó valores máximos
cercanos a 21.61 m·s
-1
, aproximadamente.
115
Simbaña et al. / Evaluación del rendimiento del sistema DX-SAHP mediante simulación en el dispositivo de expansión
a)
b)
c)
Figura 9: Expansión del refrigerante en la válvula de expansión
con diferentes áreas a) 1 mm
2
, b) 0.25 mm
2
, c) 2.25 mm
2
Figura 10: Comparación del flujo másico experimental respecto a
los valores obtenidos en simulación variando el área de apertura
La Fig. 12 muestra los contornos de turbulencia para
la energía cinética cuando el refrigerante fluyó por el
dispositivo de expansión. Se utilizó un modelo
k-epsilon con el método RNG utilizado por la
susceptibilidad para recirculaciones internas [23]. La
variación de turbulencia está dada por escala de color,
desde 0 hasta 25 m
2
·s
-2
. La turbulencia se incrementó al
reducirse el área de flujo del dispositivo de expansión.
Al utilizar un área de apertura de 1 mm
2
para la
comparación con los resultados experimentales, la
turbulencia máxima y promedio fueron de 19.17 y
10.65 m
2
·s
-2
, respectivamente. Cuando el área de
apertura fue reducida a 0.5 mm
2
e incrementada a
2.55 mm
2
, esta turbulencia se aumentó y disminuyó en
31.19 y 13.87 %, respectivamente.
a)
b)
c)
Figura 11: Vectores de velocidad del refrigerante para diferentes
áreas a) 1 mm
2
, b) 0.25 mm
2
, c) 2.25 mm
2
En el análisis termodinámico del sistema con los
datos experimentales, el COP alcanzó un valor máximo
de 8.59 al iniciar el proceso de calentamiento de agua.
También se tuvo un valor de COP mínimo de 5.08,
mientras el COP promedio fue 6.48. Los valores
obtenidos mediante simulación presentaron un error
inferior a 1 % para los períodos de tiempo analizados.
4. CONCLUSIONES
El rendimiento termodinámico de un sistema
DX-SAHP fue evaluado mediante la simulación
numérica del proceso de estrangulamiento en el
dispositivo de expansión. Del análisis de resultados
obtenidos, así como de la comparación con los
resultados experimentales, se han obtenido las
siguientes conclusiones.
116
Edición No. 19, Issue I, Julio 2022
a)
b)
c)
Figura 12: Turbulencia del refrigerante para diferentes áreas
a) 1 mm
2
, b) 0.25 mm
2
, c) 2.25 mm
2
Figura 13: Comparación de COP del sistema
El prototipo de sistema DX-SAHP disponible se
utilizó para calentar agua a 45 °C, establecida como
agua caliente sanitaria. El refrigerante R600a fue
utilizado como fluido de trabajo, con una carga de
100 g, mientras que el volumen de agua calentado fue
de 10 litros. El tiempo de calentamiento varió, teniendo
en promedio una duración entre 40 a 50 minutos. Los
experimentos se realizaron bajo diferentes condiciones
climáticas, tomando parámetros operativos de presión y
temperatura cada 5 minutos. Estos datos fueron
considerados para calcular las propiedades
termodinámicas del fluido de trabajo.
El modelado de la válvula de expansión consideró
las dimensiones del modelo E2V09SSF, utilizando una
aguja para la regulación. El proceso de simulación fue
desarrollado en este modelo con una malla generada de
calidad 0.2335 de skewness, obteniendo 263 524
elementos y 50 449 nodos. Las condiciones de contorno
definidas fueron la presión y temperatura del fluido al
ingreso del dispositivo de expansión, con valores
promedio de 35.6 °C y 497.77 kPa. Se utilizó el módulo
Fluent del software ANSYS, con un modelo de energía
y k-epsilon RNG para turbulencia, además, la velocidad
del refrigerante entre 14.973 a 19.911 m·s
-1
. La
radiación solar incidente tiene influencia en la
temperatura y presión del refrigerante.
Los resultados experimentales fueron validados
mediante un análisis de varianza mediante p valor con
una confianza del 95 % para la temperatura del
refrigerante al salir del dispositivo de expansión. Se
generó un diseño factorial completo de 27 experimentos
para los tres factores definidos como condiciones de
contorno, temperatura, presión y flujo másico del
refrigerante al ingreso de la válvula de expansión, cada
uno con 3 niveles. Los valores experimentales de
presión de salida siguieron una distribución normal, por
lo que se afirmó su validez y fueron utilizados para el
análisis numérico. Los valores de presión obtenidos
mediante simulación, para un tiempo de calentamiento
en 0, 20 y 40 minutos, fueron de 161.61, 186.50 y
238.33 kPa. Los errores absoluto y relativo de la presión
experimental y simulada fueron de 4.07 kPa y 2 %,
respectivamente. Se puede afirmar que, según aumenta
el subenfriamiento, el COP alcanza un valor máximo,
debido a la relación entre el efecto refrigeante y el traajo
de compresión. Con los resultados de presión del
refrigerante, se llegó a estimar un COP máximo de 8.58,
cuando la presión y temperatura de entrada fueron
290.93 kPa y 18.7 °C, respectivamente, alcanzando un
error inferior al 1 % con respecto al valor experimental.
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Isaac Simbaña.- Nació en Quito,
Ecuador, en 1990. Recibió su
título de Ingeniero Mecánico de la
Universidad Politécnica Salesiana,
Mención Diseño de Máquinas, en
2018; de Magister en Métodos
Matemáticos y Simulación
Numérica en Ingeniería de la Universidad Politécnica
Salesiana, en 2022. Sus campos de investigación están
relacionados al Análisis Numérico y Estadístico,
además de Termodinámica, así como el estudio de
Procesos de Manufactura y Ciencia de Materiales.
William Quitiaquez.- Nació en
Quito, Ecuador, en 1988. Recibió
su título de Ingeniero Mecánico de
la Universidad Politécnica
Salesiana en 2011; de Magister en
Gestión de Energías de la
Universidad Técnica de Cotopaxi,
en 2015; de Magister en Ingeniería
de la Universidad Pontificia Bolivariana de Medellín, en
2019; de Ph.D. en Ingeniería de la Universidad
Pontificia Bolivariana de Medellín, en 2022. Su campo
de investigación se encuentra relacionado a Fuentes
Renovables de Energía, Termodinámica, Transferencia
de Calor y Simulación.
José Estupiñán.- Nació en Quito.
Recibió su título de Ingeniero
Mecánico de la Universidad
Politécnica Salesiana, en 2020; de
Magister en Métodos Matemáticos
y Simulación Numérica en
Ingeniería de la Universidad
Politécnica Salesiana, en 2022. Sus campos de
investigación están relacionados a la Simulación
Fernando Toapanta-Ramos.-
Nació en Quito, en 1988. Recibió
su título de Ingeniero Mecánico de
la Universidad Politécnica
Salesiana en 2012; de Magister en
Gestión de Energías de la
Universidad Técnica de Cotopaxi,
en 2016; de Ph.D. en Ingeniería de la Universidad
Pontificia Bolivariana de Medellín, en 2022. Su campo
de investigación se encuentra relacionado a la Mecánica
de Fluidos, Termodinámica y Simulación.
Leonidas Ramírez.- Nació en
Quito, Ecuador, en 1990. Recibió
su título de Ingeniero Mecánico
Cum Laude de la Escuela
Politécnica Nacional, en 2016; de
Magister en Mecánica con
Mención en Diseño Mecánico de la
Universidad Técnica de Ambato,
en 2020. Su campo de investigación está relacionado a
la Manufactura, Soldadura y Caracterización de
Materiales.
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