7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

1/11

1

INSTALATII FRIGORIFICE CU ABSORBTIE IN SOLUTIE BINARA CU

O TREAPTA NH3-H2O

1. Datele de calcul:

- puterea frigorifica:0(kW);

- agentul de racire:;

- temperaturile agentului de racire: );C(t/t 2w1w

- agentul de incalzire: abur saturat cu presiunea: 1 bar (tab= 100C),

2 bar (tab= 119C), 3 bar (tab= 133C);

- agentul racit: sola;

- temperatura agentului racit: )C(t/t 2s1s

;

- concentratia solutiei amoniacale in punctul 8 la iesirea din deflegmator:

8= 99.98%;

- concentratia solutiei amoniacale in punctului 1 la iesirea din fierbator:

1= 9598%;

- pierderea de sarcina in vaprizator:p0= 0,20,5 bar;

1.2. Calculul termic al ciclului

Punctele caracteristice ciclului frigorific sunt indicate in schema de calcul a

instalatiei.

1.3. Determinarea parametrilor termodinamici ai ciclului

Deoarece in vaporizatorul unei astfel de instalatii, agentul frigorific nu este pur,

ci contine 0,1...0,5 % agent absorbant (apa), vaporizarea nu are loc la temperaturaconstanta, asa cum este prezentata in figura 2. Aceasta variaza intre o temperatura de

inceput ( 11t ) si una de sfarsit ( 12t ) de vaporizare. Intervalul intre temperatura de

inceput si sfarsit de vaporizare, este dependent de puritatea amoniacului lichid, deci de

gradul de rectificare a acestuia.

Avand in vedere ca rectificarea amoniacului in generatorul de vapori, presupune

un consum suplimentar de energie, se merge cu rectificarea, din considerente

economice, pana la puritati ce asigura un interval de vaporizare de

(4...8 ) oC.

Temperatura de sfarsit de vaporizare se determina pe baza variatiei temperaturiiagentului in vaporizator (figura 2):

02s12 ttt , unde C4...2t0

Temperatura de inceput de vaporizare, considerand vaporii rectificati pana la o

concentratie de 99.98% va fi:

11211 ttt , unde C8...4t1

Presiunea de vaporizare rezulta din tabelele cu parametrii termodinamici ai

amoniacului pe curba de saturatie:

110 tfp (bar)

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

2/11

2

P

Fig. 1 Schema reala a instalatiei frigorifice cu absorbtie in solutie amoniacala, intr-o treapta.

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

3/11

3

S(m)

t0 t5

agent racit

NH3

S0

ts1

ts2

t C)

t12

t11t1

Fig. 2. Variatia temperaturii de vaporizare in lungul suprafetei vaporizatorului.

Temperatura de condensare se determina in functie de temperatura apei de racire

la iesirea din condensator (figura 3):

c2Wc ttt , unde: C4...2tc

S(m)

t(C)Condensator

SC

Apa de racire

tw2

tw1

tC

8"

9

Amoniac

tC

Fig. 3. Variatia temperaturii de condensare in lungul suprafetei condensatorului.

Presiunea de condensare rezulta din tabelele cu parametrii termodinamici ai

amoniacului pe curba de saturatie:

cc tfp = (bar)

Temperatura solutiei bogate la iesirea din absorbitor se determina in functie de

temperatura apei de racire la intrare, 1Wt (punctul 5):

A1W5 ttt = C6...3t A

Temperatura solutiei sarace la iesirea din fierbator se determina in functie detemperatura aburului saturat, abt , (punctul 2):

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

4/11

4

S(m)

t(C)Absorbitor

SA

3b

53c

3a

NH3-H2O

Apa de racire

tw2

tw1

tA

Fig. 6. Variatia temperaturii in lungul suprafetei absorbitorului.

Fab2

ttt = C15...10tF

cptfh ;22 =

S(m)

t(C)Fierbator

SF

NH3-H2Ot2

t1

Agent incalzitor

tF

Fig. 5. Variatia temperaturii in lungul suprafetei fierbatorului.

Concentratia solutiei bogate rezulta in functie de temperatura si presiunea

punctului 5: 50 ; tpfsb ; din diagrama h -

Concentratia solutiei sarace se determina in functie de temperatura si presiuneapunctului 2:

2css t;pf ; din diagrama h -

Se determina intervalul de degazare al cilcului care trebuie sa se incadreze in

intervalulu de 518%:

=sb -ss

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

5/11

5

Daca = < 5% se modifica datele initiale (fie se ridica temperatura agentului

racit sau a celui incalzitor, fie se coboara temperatura apei de racire), in functie de

disponibilitatile locatiei unde este plasat consumatorul de frig.

Factorul de circulatie al solutiei este dat de relatia:

sssb

ss8f

(kg solutie bogata / kg amoniac)

Temperatura solutiei bogate la inceputul fierberii se determina in functie de

presiune si concentratia solutiei bogate:

punctul 1: din ciclu sbc1 ;pft

Temperatura solutiei bogate la intrarea in fierbator se determina in functie de

temperatura din punctul 1:

punctul 7: C)15...10(1t7t

77 ; tfh SB =

Punctul 6 este identic cu punctul 5 din punct de vedere al densitatii si

temperaturii. Presiunea si entalpieie variaza in timpul procesului de pomparea al solutiei

bogate astfel:p6= pC+ 1.5 bar

h6= h5 + v5*(p6-p5)

Temperatura si entalpia vaporilor la iesirea din deflegmator, 8, se determina in

functie de concentratie si presiunea de condensare:

c"8''8 p;fh , t8= t8 = (din diagrama) c88 p;tfh

Fig. 6. Bilantul termic masic al economizorului economizorului de solutie.

(f-1)*h2

f*h7

f*h6

(f-1)*h3

ECONOMIZOR SOLUTIE

Solutie bogata

Solutie saraca

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

6/11

6

Entalpia specifica in punctul 3 se determina din bilantul termic masic al

economizorului de solutie amoniacala (fig. 6):

(f-1)*(h2-h3) = f*(h7-h6) rezulta h3si se determina starea 3

Punctul 3: f(h3,ss)

h3=

Amplasare punctul 3 pe ciclul termodinamic poate fi ca in figura 7.

Punctul 4 se amplaseaza functie de starea la saturatie, 3b.

punctul 3b: din ciclu ss0b3 ;pft

h(kJ/kg)

po

pc

NH3H2O

1

5,6

2

3c

SS SB

73a

3b 4

po

pc

1"

1'

0% 100%

t1

Fig. 7. Amplasarea punctelor 3 si 4 pe ciclul termodinamic teoretic.

Se calculeaza temperatura in punctul 4: t4= t3b - 1..2C = .

punctul 4: din ciclu 044 ;ptfh =

Entalpia vaporilor la intrarea in condensator se determina pe cale grafica din

diagrama h - si log p - h, in functie de temperatura t8. Luand in considerare

posibilele diferenta de origine a celor doua diagrame trebuie aplicat un coeficient de

corectie, c:

c = h8(logp-h) h8(h-)

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

7/11

7

q

q q

O

CSRL

CtpC

K

x=1

x=0

10 9

12

lg p ( bar )

h ( kJ / kg )

h=ct

8"

t8"

Op11

13

qSIV

Fig. 8. Ciclul termodinamic teoretic in diagrama lgp-h.

Procesele termodinamice ale agentului frigorific (amoniac) din instalatia

cu absorbtie reala intr-o treapta sunt prezentate in figura 8.

Toate valorile citite in continuare din diagrama log p-h vor fi corectate

corespunzator cu acest coeficient.

Entalpia amoniacului lichid la iesirea din condensator (punctul 9) se determina

din tabelele de amoniac pur sau din diagrama la presiunea de condensare, pc.

Subracitor SRL

t13

t12

Amoniac lichid

SSRL S(m)

t10

t9

t(C)

Amoniac vapori

Fig. 9. Variatia de temperatura a fluidelor din SRL/SIV.

Temperatura amoniacului la iesirea din subracitorul de amoniac se determina in

functie de temperatura apei de racire la intrare, 1Wt , (punctul 10).

src ttt 10 unde Ctsr

8...4

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

8/11

8

punctul 11: h11= h10(laminare izentalpica)

p11= p0

Parametrii termodinamici specifici punctului 12 se determina din tabelele de

amoniac pur sau din diagrama la x = 1 si tmeperatura de inceput de vaporizare, t12.

Entalpia specifica in punctul 13 se determina din bilantul termic masic aleconomizorului de amoniac, conform figurii 10:

Fig. 10. Bilantul termic masic al economizorului de solutie amoniacala.

Ecuatia bilantului termic: h9-h10= h13 - h12 rezulta entalpia punctului h13.

Punctul 13 se determina in functie de : f(h13, p12)

1.3. Puterile termice masice si totale ale aparatelor componente din

instalatie:

- puterea frigorifica masica:

q0= h12-h11 (kJ/kg)

- debitul masic de amoniac:

0

0.

qm

(kg/s)

- debitul masic de solutie bogata:

m sb=

m * f (kg/s)

- debitul masic de solutie saraca:

m ss=

m * (f-1) (kg/s)

- puterea termica masica de condensare:qc= h8-h9 (kJ/kg)

h9

h13

h12

h10

SUBRACITOR SRL/SIV

Amoniac vapori

Amoniac lichid

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

9/11

9

- puterea termica totala a condensatorului:

c= qc*

m (kW)

- puterea termica masica a subracitorului de amoniac:

qsr= h9 h10= h13 h12 (kJ/kg)

- puterea termica totala a subracitorului de amoniac:

sr= qsr*

m (kW)

- puterea termica masica a subracitorului de solutie amoniacala:

qsrss=(f-1)*(h2 h3) = f*(h7 h6) (kJ/kg)

- puterea termica totala a subracitorului de solutie amoniacala:

srss= qsrss*

m (kW)

Debitul specific de reflux teoretic, rt, rezultat in rectificator si deflegmator,

rezulta din ecuatia de bilant masic:

(1+rt)*h ''1

= 1*h8+ rt*h8

8''1

''1

"8

tr

Practic debitul real de reflux este mai mare decat cel teoretic si se calculeaza in

functie de randamentul rectificarii:

r

tr

rr

, unde: 9.0...7.0r

- puterea termica masica a deflegmatorului rezulta din ecuatia de bilant:

F

qf

1*h8

(f-1)*h2

qDF

f*h DF

(1+rr)*h1

1*h8

rr*h8

qDF

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

10/11

10

DFrr qhrhhr 8"8"11

- puterea termica totala a deflegmatorului:

DF= qDF*

m (kW)

DFf qhfhhfq 2"87 *)1(*1* (kJ/kg)

- puterea termica totala a fierbatorului:

f= qf*

m (kW)

4135a h*)1f(h*1h*fq (kJ/kg)

- puterea termica totala a fierbatorului:

a= qa*

m (kW)

PS

f*h5

f*h6

lPS

56 hhfl SP (kJ/kg)

ABS

1*h13

(f-1)*h4

f*h5

qa

7/26/2019 IFA-calcul-2014 (2).pdf

11/11

11

- puterea electrica consumata de pompa:

PPS= lPS*

m (kW)

- bilantul energetic al instalatiei:

masic: DFcaPSof qqqlqq global:0+f+ PPS=a+c+DF

- coeficientul de performanta al instalatiei:

sbf

0

PEER

- debitul de apa de racire pentru condensator :

12

.

wwpw

cwc

ttcm

(kg/s)

- debitul de apa de racire pentru absorbitor :

1w2wpwa

wa

.

ttcm

(kg/s)