Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti Facultatea de Inginerie a Instalaţiilor

Departamentul de Termotehnică şi Echipamente Termice

TEZĂ DE DOCTORAT

CONTRIBUŢII LA STUDIUL PROCESELOR DE PRODUCERE ŞI STOCARE A GHEŢII BINARE

Autor: Asist. univ. drd. ing. Mădălina Teodora NENU (NICHITA)

Conducător ştiinţific: Prof. univ. dr. ing. Florea CHIRIAC

BUCUREŞTI -2011-

2

Cuvânt înainte

În primul rând, doresc să mulţumesc în mod deosebit conducătorului meu

ştiinţific, domnului prof. univ. dr. ing. Florea Chiriac pentru întelegerea şi tactul

pedagogic pe care le-a dovedit faţă de mine, de mai bine de 14 ani, din anii

studenţiei. Îi mulţumesc pentru încredere, sprijin şi atenţie, atât dânsului cât şi

soţiei sale, d-na Mihaela Chiriac.

Doamnei conf. univ. dr. ing. Anica Ilie, îi mulţumesc pentru tot sprijinul,

sfaturile si prietenia necondiţionate primite, pentru susţinerea primită în orice

moment atât din partea dânsei cât şi a familiei sale. Îi mulţumesc pentru ajutorul pe

care mi l-a acordat în desfăşurarea acestei tezei, în special la partea experimentală.

Întreaga cercetare pentru această teză s-a desfăşurat în cadrul Laboratorului

de Cercetare al Catedrei de Termotehnică, prilej cu care îmi revine onoarea şi

plăcerea de a mulţumi întregului personal din laborator care m-au ajutat în

realizarea celor două standuri experimentale şi implicit cu măsurătorile aferente.

Domnului prof. univ. dr. ing. Dragos Hera îi mulţumesc pentru sprijinul şi

încurajarile oferite în diverse împrejurări, fie referitoare la teza de doctorat fie

referitoare la probleme de viaţă cotidiană.

Domnului prof. univ. dr. ing. Şerban Lazăr îi mulţumesc pentru ajutorul

acordat în realizarea măsurărilor electrice, de care am avut nevoie în partea

experimentală a tezei.

Mulţumesc domnului prof. univ. dr. ing Paul Dan Stăneascu pentru

disponibilitatea de care a dat dovadă, întotdeauna referitor la persoana mea, la

discuţiile pe care le purtam fie referitor la teză (am surprins împreuna pe camera

video momentul apariţiei gheţii binare), fie la alte subiecte tot atât de importante

despre viaţă şi nu numai.

Mulţumesc de asemenea domnului prof. dr. ing. Gabriel Ivan, pentru

susţinerea morală şi prietenia acordată încă din anii studenţiei şi până în prezent.

3

Nu în ultimul rând, vreau să mulţumesc colegilor şi prietenilor mei cei mai

apropriaţi, prof. univ. dr. ing. Liviu Drughean, şef lucr. univ. ing. Alina Girip, şef

lucr. univ. ing. Valentin Cubleşan, conf. univ. dr. ing. Rodica Dumitrescu, conf.

univ. dr. ing. Nicolae N. Antonescu, prof. univ. dr. ing. Florin Iordache, conf. univ.

dr. ing. Bogdan Caracaleanu, asist. univ. ing. Gianni Flamaropol şi asist. univ. ing.

Răzvan Calotă, pentru sprijinul şi înţelegerea acordată pe toată perioadă de

doctorand.

Totuşi, finalizarea acestei teze de doctorat nu ar fi fost posibilă fără ajutorul

şi sprijinul moral al mamei mele căreia îi mulţumesc pentru tot ce a făcut pentru

mine şi fiul meu. Eforturile mele depuse pentru elaborarea acestei tezei, nu ar fi

fost posibile fără ajutorul moral al fiul meu, Tiberiu Alexandru Andrei, căruia îi

mulţumesc pentru susţinere şi înţelegere.

Vă mulţumesc tuturor !

Ing. Mădălina Teodora Nichita

4

CONTRIBUŢII LA STUDIUL PROCESELOR DE PRODUCERE ŞI

STOCARE A GHEŢII BINARE

CUPRINS

1. Introducere 6

1.1. Modalităţi de producere a gheţii binare 9

1.2. Tehnologii existente 10

1.3. Aplicaţii moderne ale gheţii binare 11

1.4. Institutul Internaţional al Frigului. Comisia de lucru pentru gheaţă binară 12

1.5. Instalaţia Experimentală cu Gheaţă Binară pentru Climatizarea de Confort 14

2. Studiul şi analiza proprietăţilor termofizice şi de transport ale gheţii binare 16

2.1. Definiţii ale gheţii binare 16

2.2. Proprietăţi termodinamice ale gheţii binare 19

2.3. Proprietăţi termofizice ale gheţii binare 20

3. Stadiul actual al construcţiei de instalaţii de producere şi stocare de gheaţă binară 33

3.1. Categorii de generatoare de gheaţă binară 33

3.2. Metode de stocare a gheţii binare 52

3.2.1. Consideraţii privind procesul de stocare a gheţii binare 52

3.2.2. Tipuri de strategii de stocare a gheţii binare 53

3.2.3. Tipuri de tancuri de stocare a gheţii binare 59

3.2.4. Scheme de stocare a gheţii binare 60

4. Modelarea teoretică a producerii şi stocării gheţii binare 66

4.1. Modelul fizic al instalaţiei de gheaţă binară proiectată şi realizată în laboratorul de

termotehnică 66

4.2. Modelarea teoretică a generatorului şi instalaţiei de producere a gheţii binare 73

4.3. Modelarea teoretică a sistemului de stocaj a gheţii binare 80

5. Cercetări experimentale pentru generarea gheţii binare 86

5.1. Instalaţia experimentală pentru producere de gheaţă binară, cu generator de gheaţă

binară de 1 kW, ce utilizează agentul frigorific amoniacul 86

5.1.1. Generatorului de gheaţă bina 90

5.1.2. Punerea în funcţiune a instalaţiei 91

5.1.3. Principiu de funcţionare 91

5.1.4. Parametri măsuraţi 92

5.1.5. Aparatura de măsură 92

5

5.1.6. Metodologia de experimentare 93

5.1.7. Rezultate obţinute 94

5.2. Instalaţia experimentală pentru producere de gheaţă binară, cu generator de gheaţă

binară de 7kW, ce utilizează agentul frigorific freonul R404A 98

5.2.1. Schema instalaţiei experimentale 98

5.2.2. Funcţionarea instalaţiei experimentale 106

5.2.3. Metodologia de experimentare 107

5.2.4. Aparatură de măsură şi control 114

5.2.5. Rezultate experimentale. Prelucrarea rezultatelor experimentale 116

6. Concluzi 152

6.1. Contribuţii personale 155

6.2. Propuneri de continuare a cercetării 156

7. Bibliografie 157

6

1. INTRODUCERE

Evoluţia frigului artificial începe odată cu necesitatea menţinerii unor temperaturi uşor

scăzute, faţă de temperaturile mediului exterior sau mediului ambiant. Fie că este vorba de

păstrarea alimentelor, fie că este vorba de răcirea aerului sau o altă necesitate, la baza producerii

frigului apare o maşină frigorifică.

Pornind de la colectarea gheţii naturale, pe timp de iarnă, utilizată pe post de agent

răcitor, vara, continuând cu procedeele simple de evaporare a apei sau destinderea aerului, care

scad temperatura în zona de influenţă, ajungând la maşinile cu compresie mecanică de vapori de

freon, baza oricărei maşini frigorifice actuale, apoi trecând la maşinile frigorifice cu absorbţie, şi,

astăzi, la pompele de căldură; toate acestea reprezintă etape pe scara evoluţiei frigului.

Progresul tehnologic şi dezvoltarea economică au ca scop asigurarea necesităţilor omului,

a confortului, în cazul nostru, însă, este necesar ca acest progres să fie controlat. În momentul

actual sunt utilizaţi în diverse domenii ale frigului, precum: instalaţiile de condiţionare a aerului,

la automobile; vitrinele frigorigice, ale marilor supermagazine; instalaţiile frigorifice aferente

clădirilor de birouri; aparatele de aer condiţionat casnice şi pompele de căldură, şi, nu în ultimul

rând, frigiderele casnice. Freonii cu conţinutul lor de clor, pot avea efect distructiv direct, prin

scăpări în atmosferă, datorită neetanşeităţilor sau defectelor apărute, sau indirect, la baza

producerii energiei electrice utilizate generând un proces de combustie a unui combustibil fosil,

proces care degajă dioxid de carbon în atmosferă. Ca rezultat, se înregistrează creşterea

temperaturii pământului, încălzirea globală, distrugerea stratului de ozon şi producerea de

substanţe toxice în urma reacţiilor chimice.

În prezent există în întreaga lume, numeroase instalaţii de puteri frigorifice mici şi mijlocii

încărcate cu agenţi frigorifici poluanţi (în sensul pericolului pentru stratul de ozon), care pun în

continuare probleme legate de posibila lor "scăpare" în atmosferă. Totodată se pune problema găsirii unor

agenţi de substituţie care să fie utilizaţi în instalaţiile frigorifice noi.

În urma dovedirii ştiinţifice a efectelor nocive asupra stratului de ozon, produse de freoni,

comunitatea internaţională a luat numeroase măsuri de reducere până la zero a utilizării acestora. De

exemplu, în SUA una dintre primele măsuri luate, a fost interzicerea spray-urile de orice tip, care

utilizează ca agent propulsor CFC-urile.

În 1987, Protocolul de la Montreal, revizuit în iunie 1990, de Reuniunea de la Londra, a îngheţat

pentru câţiva ani utilizarea CFC-urilor înainte de interdicţia definitivă a acestora. Ulterior, în 1992,

Reuniunea sub egida ONU, desfăşurată la Copenhaga, întârzierile programate la Londra, privind

utilizarea CFC, au fost reduse.

Reglementările internaţionale pentru CFC şi HCFC, stipulează în prezent următoarele:

7

Pentru CFC:

oprirea producţiei începând din 31.12.1994;

interzicerea comercializării şi utilizării, începând din 1.01.1999, cu o derogare pentru

menţinerea în funcţiune a instalaţiilor existente, până în 31.12.1999.

Pentru HCFC:

producţia este autorizată până în 31.12.2014;

utilizarea în echipamente noi este interzisă din 01.01.1996 în frigidere, congelatoare, aparate

de condiţionarea aerului de pe automobile particulare, transport public şi rutier, iar din

01.01.1998 şi pe trenuri;

utilizarea este interzisă din 01.01.2000 în echipamente noi ale antrepozitelor frigorifice şi

începând din 01.01.2001 în toate echipamentele frigorifice şi de climatizare (cu unele

excepţii);

utilizarea este interzisă şi pentru menţinerea în funcţiune a instalaţiilor existente, începând din

01.01.2008.

Agenţii utilizaţi în instalaţiile frigorifice, permit obţinerea unei plaje foarte largi de temperaturi,

de la –20°C până la –100°C, sau chiar mai scăzute în anumite cazuri particulare. Evident, aceste

temperaturi nu pot să fie realizate cu un acelaşi agent frigorific, pentru fiecare domeniu de temperaturi

existând anumiţi agenţi frigorifici specifici recomandaţi.

Cu toate că pe plan internaţional au fost luate măsuri drastice privind interzicerea utilizării

CFC-urilor, în lumea ştiinţifică există şi opinii conform cărora, potenţialul distructiv al acestor substanţe

nu este nici pe departe atât de ridicat, pe cât s-a susţinut. Astfel au fost enunţate câteva motive care

infirmă prezumţiile anterioare, privind rolul CFC-urilor în distrugerea stratului de ozon, respectiv în

creşterea nivelului radiaţiilor ultraviolete:

în natură există numeroase alte surse generatoare de clor. Astfel cca. 20% din clorul prezent

în stratosferă provine din erupţiile vulcanice, care pot accelera semnificativ procesul de

reducere a grosimii stratului de ozon;

în timp ce grosimea stratului de ozon a fost în continuă scădere, o lungă perioadă de timp,

emisiile de CFC au fost în continuă creştere, deci se poate concluziona că nu a existat o

corelaţie directă între emisiile de CFC şi problema ozonului.

Cu toate că se consideră că rolul ozonului este de a filtra radiaţiile ultraviolete, nu este demonstrat

clar că nivelul radiaţiilor ultraviolete a crescut considerabil, ca urmare a reducerii grosimii stratului de

ozon.

Trecând peste aceste dispute de ordin teoretic, de altfel extrem de interesante, merită menţionat

faptul că deşi atunci când se vorbeşte de freoni, aceştia sunt asociaţi cu instalaţiile frigorifice, totuşi

tehnica frigului artificial nu este nici pe departe cea care a emis cele mai ridicate cantităţi de CFC-uri în

atmosferă.

Degajări mult mai semnificative de CFC, corespund următoarelor ramuri industriale:

Industriei microelectronică - utilizează freoni la spălarea microcircuitelor electronice;

8

Industria cosmetică - a utilizat freoni ca agent propulsor pentru substanţele active din

spray-uri.

În ambele situaţii prezentate, CFC-urile au fost emise direct în atmosferă, în cantităţi mari, în

timp ce în cazul instalaţiilor frigorifice, CFC-urile evoluează în circuit închis în sisteme etanşe, neputând

să ajungă în atmosferă decât în cazuri de avarie. La ora actuală, înaintea oricărei intervenţii tehnice, este

obligatorie, recuperarea agentului frigorific din instalaţii, fiind interzisă eliberarea acestuia în atmosferă.

Procesul de evoluţie, respectiv de dezvoltare a maşinilor frigorifice a suferit o încetinire,

ca urmare a limitărilor impuse, însă, mai degrabă o redirecţionare a cercetării spre agenţi

frigorifici cu impact scăzut asupra mediului, sau chiar fără impact distructiv.

Ca răspuns la unele cerinţe actuale, a fost elaborată această teză de doctorat, având drept

obiectiv studiul proceselor de producere şi stocare a gheţii binare. Abordarea acestui obiectiv

reprezintă o preocupare îndelungată a unui colectiv al Catedrei de Termotehnică din cadrul

Facultăţii de Instalaţii a Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti, în decursul ultimilor 20

ani. Pentru aceasta au fost elaborate proiecte de cercetare în domeniu, proiecte de tip

RELANSIN, PN II Capacităţi, CNCSIS, autoarea acestei teze de doctorat făcând parte din

colectivele de cercetare ale acestor proiecte naţionale.

În Laboratorul de Termotehnică a fost creată o instalaţie prezentate în această lucrare, şi

anume Instalaţia Experimentală cu Gheaţă Binară pentru Climatizarea de Confort, care aduce

contribuţii în ceea ce priveşte protecţia mediului şi economia de combustibil. Ea face parte din

cadrul a trei Contracte de Cercetare şi anume: Cercetări privind utilizarea amoniacului ca agent

ecologic în sisteme frigorifice cu generatoare de gheaţă binară (ice-slurry) şi acumulare de frig,

RELANSIN, 19992002, „Stand experimental pentru studiul şi cercetarea proceselor termo–

hidraulice şi a echipamentelor din sistemele frigorifice, de aer condiţionat şi pompe de căldură” –

PN II – Capacităţi, 2007÷2009 şi Gheaţa binară - soluţie alternativă, energetic şi ecologic, în

climatizarea de confort, CNCSIS, 2007÷2008.

Soluţia de gheaţă binară (ice-surry) reprezintă un amestec de gheaţă moale (subrăcită la -

1 ÷ -2°C) cu apă, concentraţia de gheaţă putând atinge 20 ÷ 30% din amestecul binar. Această

soluţie poate fi utilizată în instalaţiile de climatizare de confort, sau tehnologice, la răcirea

aerului, prin circulaţia ei în baterii de răcire. Spre deosebire de sistemele în care prin baterii

circulă apă răcită, cu temperatura de 7°C / 12°C, şi care preia de la aer numai fluxul de căldură

sensibilă, la circulaţia soluţiei de gheaţă binară (ice-slurry) se preia, de la aer, cu precădere,

căldura latentă de topire, fapt ce echivalează, la acelaşi debit masic de agent de răcire, în

circulaţie, cu o capacitate de răcire de 4 ÷ 6 ori mai mare. Această capacitate de răcire mărită

conduce la economii mari de investiţii şi de energie de pompare. Când vorbim de energia de

pompare, este necesar să subliniem că transportul de soluţie de gheaţă binară conduce la pierderi

9

de sarcină mai mari decât la circulaţia apei de răcire, atunci când fracţia de gheaţă depăşeşete o

anumită limită. Soluţia de gheaţă binară a constituit şi constituie încă obiectul unor cercetări

teoretice şi experimentale, pe plan mondial, ca urmare a restricţiilor de natură ecologică,

intervenite în ultimile decenii, fără însă a fi definitivate soluţii de calcul şi construcţie pentru

aplicaţii directe.

Gheaţa binară reprezintă o alternativă la apa răcită ca agent intermediar în climatizarea de

confort. Gheaţa binară este generată, în marea majoritate a cazurilor, în instalaţiile cu

comprimare mecanică, care utilizează drept agenţi frigorifici halogenaţi.

1.1. Modalităţi de producere a gheţii binare

Utilizarea gheţii pentru prelungirea duratei de stocare a produselor alimentare datează de

milenii. Până la jumătatea secolului trecut, toata gheaţa folosită pentru răcire era din surse

naturale (zăpada / gheaţa din timpul iernii ori gheaţa importată din Antarctica). Uneori zapada

naturala era amestecata cu sare pentru a atinge temperaturi mai scazute. Producerea îngheţatei

este cunoscută de a fi realizată utilizând această technologie încă de acum cateva mii de ani din

vremea Romei antice.

Gheaţa a fost utilizată şi pentru păstrarea în stare refrigerată a unor produse alimentare

cum sunt peştele, legumele sau fructele. În prezent, se utilizează în acest scop gheaţa artificială,

care se poate produce şi mai ales utiliza, în orice sezon şi în primul rând vara, când necesarul de

gheaţă este foarte mare.

Gheaţa hidrică, produsă din apă potabilă, se poate obţine sub diverse forme:

blocuri paralelipipedice: 12,5; 25; 50 kg;

gheaţă măruntă: cilindrică, tubulară, solzi, zăpadă brichetată.

Gheaţa eutectică, obţinută prin congelarea unor soluţii de săruri în apă se poate utiliza

pentru realizarea de temperaturi sub 0°C.

Gheaţa carbonică (CO2 solid – arhidra carbonică), denumită şi gheaţă uscată se obţine

la presiunea atmosferică prin solidificarea CO2. Dioxidul de carbon are o temperatura critică

coborâtă şi presiunea critică ridicată barpC ko

K 75;35.31 . Datele punctului triplu

barpC To

T 30.5;60.56 şi cele corespunzătoare presiunii atmosferice acela corespunzătoare

presiunii atmosferice CoT 90.78 , căldura de sublimare atmosferică kJkgls 60.573

sugerează că prin detenta CO2 lichid, de la starea plasată deasupra punctului triplu până la

presiunea atmosferică, deci până la temperatura Cos 90.78 putem obţine un amestec solid –

vapori din care să separăm faza solidă. În acest caz, CO2 este atât agentul de lucru din instalaţie,

cât şi fluidul care urmează a fi solidificat şi extras. Particularitatea gheţii carbonice este că nu se

10

topeşte ci sublimează, adică CO2 trece din stare solidă direct în stare gazoasă. În aceste condiţii,

spaţiile de depozitare rămân uscate, de unde şi denumirea acestui tip de gheaţă. Un alt avantaj al

gheţii carbonice este că dacă se utilizează la păstrarea fructelor şi legumelor, atmosfera bogată în

CO2 ajută la păstrarea acestor produse în bune condiţii.

Utilizarea tehnica a gheţii binare – un amestec de cristale/particule mici (diametru 0.1 – 1

mm) de gheaţă şi un fluid purtător – un amestec de apă şi un agent de scădere a punctului de

îngheţ – permite materialului de schimbare de fază, “gheaţa”, să fie transportată la locul de

utilizare.

Caracteristica gheţii binare este că particulele dispar în procesul de topire şi trebuie să fie

create din nou de un generator de gheaţă binară. De aceea, un aparat de amestec sau alte

dispositive speciale, sunt necesare pentru a crea suspensii de particule de gheaţă omogene care ar

garanta funcţionarea în condiţii optime şi de siguranţă a sistemului, fără apariţia de dopuri de

gheaţă în conducte. În ultimii ani, dezvoltarea sistemelor comerciale de gheaţă binară, a

determinat folosirea acesteia în diverse tipuri de aplicaţii. Simplitatea îngheţării apei cu un aditiv

ecologic din punct de vedere al mediului (alcool, sare, etc.), şi astfel obţinerea unei foarte mari

entalpii masice, face din gheaţa binară o tehnologie promiţătoare pentru viitor.

1.2. Tehnologii existente

Cel mai important parametru în folosirea gheţii binare este producerea ei într-un sistem

sigur, eficient, cu costuri mici. Există mai multe tipuri de producere a gheţii binare, dar cele mai

multe generatoare comerciale de gheaţă binară pot fi clasificate în două categorii în funcţie de

mecanismul de nucleaţie al cristalului de gheaţă: nucleaţie omogenă sau eterogenă.

1.2.1 Nucleaţia eterogenă

Sistemele cu răzătoare sau perii mecanice produc gheaţa binară bazate pe un sistem de

nucleaţie eterogenă. Acest proces este utilizat într-o instalaţie frigorifică care conţine un

vaporizator special cu un cilindru dublu sau o placă dublă în care o parte a amestecului de apă cu

aditiv este racită lângă perete. Astfel cristalele de gheaţă de câteva zecimi de milimetru sunt

create, apoi sunt răzuite mecanic de la perete şi acumulate în suspensie. Aceste tipuri de

generatoare de gheaţă binară sunt majoritare printre instalaţiile existente. Primele prototipuri sunt

cunoscute înca din 1976, fiind patentate în SUA.

O alternativă la tehnică de înlăturare a gheţii este aceea cu pat tehnologic fluidizat (Gun,

2001).

Noile tehnici au ca scop înlăturarea răzuirii mecanice prin alternarea între diferite

vaporizatoare (Davies, 2002), căptuşirea suprafeţei schimbătorului de căldură către gheaţa binaă

11

(Zwieg, 2002), sau controlarea debitului şi a temperaturii de vaporizare (Barth, 2002). Toate

aceste tehnici noi folosesc un fel de hidro-răzuire bazată pe forţele asociate curgerii fluidului.

1.2.2. Nucleaţie omogenă sau spontană

Gheaţa binară este creată direct prin injectarea şi vaporizarea unui agent frigorific ăntr-o

soluţie de apă cu sare. Expandarea gazului genereaza o nucleaţie omogenă sau spontană.

Contactul direct dintre agentul frigorific şi cel secundar crează sisteme de înaltă eficienţă,

deoarece nu este nevoie de schimbătoare de căldură suplimentare (vaporizatoare). Datorită

injecţiei turbulente, care este echivalenţa unui jet, cristalele de gheaţă sunt dispersate fin în

soluţie. Apa singură poate fi deasemenea utilizată ca agent frigorific în acest proces. Acest

sistem este deseori denumit “gheaţă-vacuum”.

O metodă alternativă este de a folosi un agent de răcire monofazic, imiscibil cu apa, ce

crează gheaţă la contactul direct cu apa. Agentul de răcire este răcit într-un circuit separat

(chiler). Datorită schimbului suplimentar de căldură între agentul frigorific şi agentul de răcire,

acest proces este presupus a fi mai puţin eficient decât vaporizarea prin contact direct descrisă

mai sus.

Încă o metoda ce utilizeaza nucleaţie omogenă este superrăcirea apei sau soluţiei de apă

cu sare şi eliberarea ei printr-un şoc ultrasonic sau mecanic.

1.3. Aplicaţii moderne ale gheţii binare

Gheaţa binară este folosită în multe ţări pentru diverse aplicaţii. Următoarele tendinţe pot

fi observate la nivel internaţional.

În China şi în alte ţări în curs de dezvoltare, gheaţă binară este folosită pentru răcirea

vagoanelor de tren, unde gheaţa binară umple golurile care înconjoară vagoanele cargo. Această

tehnologie este similară cu cea veche de 100 de ani unde blocuri mari de gheaţă erau folosite în

acest scop, dar gheaţa binară este mult mai uşor de manevrat. Un sistem similar a fost dezvoltat

în Germania pentru containere de servit produse alimentare şi este folosit în trenurile de pasageri.

Containere sunt încărcate cu gheaţă binară la începutul călătoriei şi păstrează alimentele

refrigerate pentru mai multe ore. Până acum acest sistem a fost aplicat doar în Elvetia, dar alte

aplicaţii sunt în derulare.

În Japonia, gheaţa binară este în principal folosită în sistemele de aer condiţionat pentru

cladiri mari. În cele mai multe instalaţii japoneze gheaţa binară este folosită numai ca un mediu

de stocare energetic şi nu este pompată direct în serpentinele de răcire. Asemenea aplicaţii

directe ale gheţii binare în sistemele de aer condiţionat ar putea fi benefice când sunt combinate

cu sistemele de distribuţie a aerului la temperaturi joase ( C02 ). Aerul cu temperatură joasă

12

ar salva energia necesară ventilării, dimensiunea conductei de distribuţie şi deci înălţimea

clădirii, dar confortul termic şi calitatea aerului percepute de ocupanţi trebuie bineinţeles să fie

asigurată. Mai mult riscurile de condensare trebuie să fie eliminate.

Pescăriile din Chile, Olanda şi Islanda (pentru a menţiona doar câteva) folosesc gheaţa

binară pentru răcirea directă a peştelui şi a altor capturi. Gheaţa binară este produsă din apa de

mare pe bărcile pescăreşti folosind mici generatoare de gheaţă. Gheaţa binară produsă este apoi

stocată până la 10 zile în tancul de peşte sau în tancuri speciale de gheaţă binară. Când peştele

este capturat este amestecat cu gheaţa binară. Mai mulţi ani de practică au arătat o prelungire a

duratei de stocare a peştelui, cât şi o calitate mult mai bună şi deci un preţ mai bun pentru peşte

poate fi obţinut. Mai mult gheaţa binară se mută acum în fabricile de prelucrare a peştelui de pe

coaste.

Mai multe aplicaţii comerciale (pâine, bere şi producţia de cârnaţi) sunt cunoscute în

Germania. Gheaţa binară este folosită în serpentine de răcire (uneori serpentine de răcire

proiectate pentru expansiunea directă a agenţilor frigorifici HFC). Cel puţin o instalaţie

frigorifică cu comprimare mecanică, în Germania foloseşte gheaţa binară pentru climatizare.

Două supermarketuri care utilizează gheaţa binară pentru răcire sunt operationale în Elvetia. Pe

lângă acestea două mari aplicaţii au fost raportate: aeroportul din Zurich şi un Pharma Park lângă

Lugano.

Cele mai multe instalaţii cu comprimare mecanică folosesc generatoare de gheaţă binară cu

răzuire. În multe dintre instalaţiile frigorifice costurile iniţiale de investiţie sunt mai mari datorită

tipului de generator de gheaţă binară. Deseori costurile de operare sunt similare cu ale altor

sisteme de refrigerare. Uneori economii pot fi obţinute prin costuri de energie reduse (de

exemplu stocarea gheţii binare în Japonia), sau sub forma unei valori mai mari a produsului răcit

(de exemplu gheaţă binară pentru răcirea directă a peştelui).

1.4. Institutul Internaţional al Frigului. Comisia de lucru pentru gheaţă binară

1.4.1 Provocări ştiinţifice

Proprietăţile fizice de baza ale gheţii binare nu au fost încă pe deplin investigate. Totuşi

proiectarea sistemelor comerciale necesită ca aceste proprietăţi să fie bine întelese, din moment

ce ele formează baza pentru cele mai multe calcule de proiectare, de exemplu aplicarea

modelelor de topire / solidificare, ecuaţiile Navier-Stokes, ecuaţii cu modele reologice cât şi

pentru calcule simple destinate pentru o folosinţă mai practică.

Există încă unele variaţii sensibile în caracteristicile transferului de căldură raportate,

care au fost determinate experimental de diferite grupuri de cercetare. Noi discuţii şi examinarea

detailată a rezultatelor publicate sunt necesare, dar de asemenea este nevoie de setarea unor

13

standarde comune pentru presentarea de noi rezultate experimentale. De exemplu, rezultatele

obţinute de diverse grupuri ar putea fi standardizate prin folosirea de definiţii comune ale

numerelor adimensionale, care pot fi calculate fie din proprietăţile bine definite ale lichidului

purtător sau din proprietăţile actuale ale gheţii binare.

1.4.2. Provocări tehnice

Există diferite metode pentru producerea cristalelor fine de gheaţă şi generatoarele de

gheaţă binară bazate pe aceste metode trebuie să fie testate îndelungat. Mai mult, eficienţa

diferitelor metode fizice de a produce amestecul fluid de gheaţă trebuie să fie evaluată, testată

şi comparată. Noi metode pentru producerea de gheaţă binară trebuie să fie continuu dezvoltate.

Transferul de căldură, evoluţia în timp, caracteristica de pompare şi pierderea de sarcină în

conducte necesită noi investigaţii, în timp ce rezistenţa hidraulică a elementelor de îmbinare şi a

valvelor de control, etc. pentru curgerea gheţii binare trebuie de asemenea să fie stabilite teoretic

şi experimental.

Studiile privind stocarea la rece şi stratificarea gheţii binare trebuie să fie continuate.

Sunt necesare dispozitive de amestec în tancurile de stocare pentru a contracara efectul

gravitaţiei cauzat de cristalele de gheaţă în soluţiile de apă. Folosirea tancurilor de stocare reduce

dimensiunea generatorului de gheaţă dar creşte perioadele de funcţionare ale instalaţiei

frigorifice. Un avantaj major al gheţii binare este acela că are un dublu rol, adică fluid de

transport şi mediu de stocare.

Diferite aparate de masură şi control sunt disponibile pentru sistemele de transport ale

gheţii binare, dar componente speciale pentru gheaţa binară trebuie să fie dezvoltate şi

performanţa echipamentelor actuale trebuie să fie în continuare evaluată prin comparaţii de

încredere.

1.4.3. Obiectivele comisiei de lucru

Principalele obiective ale comisiei de lucru sunt de a aduce noi rezultate la baza de date

disponibilă acum în aplicaţii şi proiectare, şi de a ajuta la îmbunătăţirea acestei tehnologii noi

prin schimbul de informaţii şi know-how obţinute de diverşi membri. Alt obiectiv este de a

promova dezvoltarea sistemelor de gheaţă binară în toată lumea. Eforturi positive sunt obţinute

prin:

Listarea şi studierea problemelor curente ştiintifice şi tehnice.

Stabilirea şi updatarea în mod continuu a unei liste de referinţă cu privire la instalaţii

experimentale sau proiecte de cercetare cu privire la sistemele de gheaţă binară. Lista

actuala este disponibila la adresa: www.ex.ac.uk/ice.

14

Stabilirea şi updatarea continua a unei liste de referinţă cu lucrările de cercetare publicate

referitor la gheaţă binară. O listă de referinţă şi publicaţiile importante sunt de asemenea

disbonibile şi pe internet.

Iniţierea de instalaţii demonstrative pentru a dovedi siguranţa sistemelor cu gheaţă binara.

Iniţierea de cercetări viitoare, de exemplu definirea de experimente care implică

colaborarea între diverse grupuri de cercetare.

Organizarea de întâlniri pentru toţi membrii cât şi pentru alte persoane interesate în acest

topic.

Menţinerea de pagini de internet cu informaţii continuu updatate despre gheaţă binară şi

despre sisteme cu gheaţă binară.

Întâlnirile sunt organizate, preferabil anual, unde informaţia este diseminata şi unde

ultimele rezultate obţinute sunt prezentate.

Comisia de lucru cuprindea în anul 2004 aproximativ 70 de cercetători internaţionali şi

reprezentanţi ai industriei. Noi membri care au cunoştinţe despre gheaţă binară şi / sau sisteme

cu gheaţă binară şi care doresc să participe în comisia de lucru, sunt întotdeauna bineveniţi.

1.5. Instalaţia Experimentală cu Gheaţă Binară pentru Climatizarea de Confort

Apare ca răspuns la cerinţa secolului XXI, adică, primordial asigurarea confortului, apoi

impact ecologic scăzut, economie de energie, agenţi frigorifici naturali, sau, artificiali dar în

cantităţi reduse şi acumulare de energie.

Instalaţia funcţionează după un ciclu de compresie mecanică de vapori de agent refrigerat

halogenat, cu un vaporizator de tip generator de gheaţă. Cel mai complex utilaj al instalaţiei,

generatorul de gheaţă, are rolul de a produce fulgii de gheaţă, prin raclare, şi de ai amesteca în

soluţia apoasă. Gheaţa binară în soluţie omogenă apoasă ajunge într-un rezervor şi este stocată

pentru a fi consumată ulterior. Bateria de răcire, a circuitului de aer, este dimensionată

corespunzător pentru asigurarea confortului, şi, alimentată cu agentul intermediar, gheaţa binară.

Datorită, schimbului de căldură de tip latent la transformarea de fază şi al schimbului sensibil,

avantajat de nivelul scăzut de temperatură al amestecului binar, se reduce semnificativ cantitatea

de agent frigorific intermediar, precum şi, dimensiunile schimbătorului de căldură de la

consumatorul de frig sau dimensiunile utilajelor componente.

De ce instalaţia?

Pentru că din alcătuirea sa poate înmagazina o cantitate de agent intermediar sub formă

de soluţie de gheaţă binară, produsă preponderent noaptea, când consumul de energie şi costul

acesteia, sunt scăzute, şi care este furnizată consumatorului ziua. La trecerea din faza solidă în

faza lichidă, amestecul de tip gheaţă binară, preia şi căldura latentă de schimbare de fază pe

15

lângă căldura sensibilă, de la aerul de răcit, determinând astfel dimensiuni reduse ale utilajelor în

discuţie şi sarcini frigorifice crescute.

Avantaje:

înmagazinează gheaţa binară produsă pe timpul nopţii;

agentul frigorific primar este în cantităţi reduse, impact ecologic scăzut;

agentul intermediar de tip gheaţă binară în cantităţi considerabile este natural şi fără

impact distructiv asupra mediului;

eficienţa schimbului de căldură, atât latent cât şi sensibil, induc debite mici de agent şi

implicit la economie de materiale, combustibil, spaţiu;

în raport cu instalaţiile frigorifice de răcire a apei, aceasta produce agent de lucru la

temperaturi mai coborâte, -2 °C în raport cu +5 °C;

capacitatea de răcire a gheţii binare poate fii de 4 ... 6 ori mai mare decât cea a

instalaţiilor cu răcire convenţională, în funcţie şi de fracţia de gheaţă din soluţie;

transferul de căldură are loc la temperatură cvasiconstantă, fapt care tinde să limiteze

ireversibilităţile termodinamice;

instalaţiile de confort cu gheaţă binară realizează o uscare mai accentuată a aerului din

încăpere, crescând astfel confortul prin reducerea ratei de condens.

Dezavantaje:

necesită spaţiu relativ mare de poziţionare şi funcţionare, datorită rezervoarelor de

stocare;

este în stadiu experimental, nu este încă aplicat pe scară largă;

generatoarele de gheaţă binară, tip suprafaţă raclată nu oferă o fiabilitate suficient de

ridicată şi un preţ investiţional suficient de redus.

Eficienţa energetică crescută, impactul scăzut asupra mediului, fac ca, în conceptul

dezvoltării durabile, această instalaţie să fie necesară. Se înlocuiesc marile răcitoare, care

funcţionează în special pe timpul zilei, cu un consum mare de energie, cu rezervoare de

înmagazinare a soluţiei de gheaţă binară, produsă pe timpul nopţii, cu un consum mic de energie.

Sarcinile termice acoperă un domeniu vast de puteri frigorifice şi sunt în legătură directă cu

capacitatea de acumulare, de stocare. Este destinată în principal a fi utilizată la clădirile de

birouri, la hoteluri, cât şi tehnologic în industria alimentară. Poate fi uşor implementată datorită

construcţiei simple şi a tehnologiei cunoscute.

16

2. STUDIUL ŞI ANALIZA PROPRIETĂŢILOR TERMOFIZICE ŞI DE TRANSPORT

ALE GHEŢII BINARE

2.1. Definiţie a gheţii binare

Gheaţa, sub forma ei solidă, a fost şi este utilizată din cele mai vechi timpuri pentru a

prelungi durata de depozitare a alimentelor. Iniţial a fost utilizată din surse naturale iar apoi

datorită dezvoltării maşinilor frigorifice a fost şi este produsă sub forme diferite: blocuri, cuburi,

fulgi. Astfel, gheaţa necesita un anumit grad de operare manuală, transport, depozitare în vederea

obţinerii efectului dorit. Muchiile aspre, precum şi, contactul redus între suprafaţa răcită şi

blocurile de gheaţă duc la un schimb de căldură de o eficienţă redusă în momentul în care

eliberează căldura latentă. Soluţia este reducerea mărimii particulelor de gheaţă, moment în care

a apărut gheaţa binară. Un avantaj major îl constituie posibilitatea ca această soluţie să fie

pompată la consumator. Mărimea particulelor de gheaţă fiind redusă suprafaţa de contact creşte

ducând la procese tehnologice de eficienţe şi randamente crescute.

Definiţie: Gheaţa binară (ice slurry) este un amestec din particule mici de gheaţă (de

obicei cu dimensiunea de 0.01….0.2 mm), apă şi un agent (aditiv) cu rolul de a-i scădea punctul

de îngheţ.

Există o serie de substanţe cu rol de aditivi dintre care enumerăm: etanolul, metanolul,

etilen-glicolul, propilen-glicolul, clorura de sodiu, clorura de magneziu, clorura de potasiu etc. În

cazul utilizării sărurilor ca aditivi, trebuie luat în considerare efectul coroziv al acestora asupra

tuburilor metalice care alcătuiesc sistemul.

Figura 2.1. Mărimea particulelor de gheaţă binară

17

Partea solidă, este formată din mici fragmente de gheaţă cu diametre de ordinul

micronilor, între 10 şi 500 μm (figura 2.1.). Odată formate, în vaporizator, particulele de gheaţă

schimbă calităţile soluţiei precum: transparenţa, fluidul devenind unul opac sau vâscozitatea,

care creşte uşor.

Soluţia, în instalaţiile frigorifice, apare sub forma a două faze una lichidă (majoritară) şi

una de fracţii solide (fulgi de gheaţă). Soluţia se obţine prin adăugarea, în apă, de diferite

substanţe (aditivi) care au urmatoarele proprietăţi:

- coborârea punctului de îngheţ al amestecului, pentru aplicaţiile în care temperatura dorită de

gheaţă binară are valori mai mici de 0°C;

- scăderea vâscozităţii gheţii binare;

- creşterea conductivităţii termice a fazei lichide (soluţie apoasă);

- reducerea efectului coroziv a gheţii binare;

- prevenirea aglomerării particulelor de gheaţă.

Partea lichidă, soluţia, are în componenţă apă şi aditivul, talin. Talinul este o substanţă pe

bază de alcool, etilen glicol, sau etanol cu rolul de a scădea punctul de îngheţ al soluţiei.

Etanolul este o substanţă puternic inflamabilă şi periculoasă în prezenţa flăcării şi a

căldurii. Vaporii de etanol pot forma amestecuri explozive în prezenţa aerului. Vaporii au

densitate mai mare decât aerul. Tensiunea superficială a etanolului este foarte redusă, ceea ce

poate avea ca efect scăpări de substanţă în zonele prevăzute cu dispozitive de etanşare. Dar,

amestecurile de etanol în apă sunt considerate neinflamabile la concentraţiile uzuale prezente în

gheaţă binară. Etanolul este o substanţă care poate produce intoxicaţii în cazul în care este

consumată. La temperaturi coborâte, vâscozitatea lui este ridicată.

Etilen glicolul este foarte toxic pentru oameni. Doza minimă letală pentru oameni este de

1 – 1,5 ml/kg, sau aproximativ 100 ml de glicol concentrat. Expunerea la etilen glicol pe

perioade scurte poate să producă iritaţii ale ochilor, pielii sau tractului respirator. Expunerea la

etilen glicol pe perioade îndelungate poate să afecteze sistemul nervos central şi ochii. Etilen

glicolul este uşor inflamabil şi are proprietăţi termofizice bune pentru aplicaţii la temperaturi

scăzute.

Din punctul de vedere al potenţialului coroziv exercitat de soluţiile de etanol şi de etilen

glicol în apă asupra tuburilor din oţel, acesta este acelaşi cu efectul coroziv al apei. În consecinţă,

instalaţia de răcire care funcţionează cu soluţie de etanol şi de etilen glicol în apă poate fi

construită din aceleaşi materiale ca şi o instalaţie care funcţionează cu apă. În timp însă, glicolii

tind să devină uşor acizi, datorită oxidării sau modificării compoziţiei chimice, ceea ce implică o

creştere a potenţialului lor coroziv.

18

Domeniul de temperaturi, în care se produc fenomenele termice, porneşte de la 0°C şi

coboară până la –30°C, punct în care, fracţia de gheaţă este considerabilă, însă, fără a fi

modificat caracterul de fluid newtonian, soluţia putând fi pompată în instalaţie cu pompe

obişnuite de apă.

La producerea cristalelor de gheaţă soluţia suferă o creştere în concentraţie, deoarece

doar apa pură îngheaţă, deci masa părţii de apă sub formă lichidă scade. Cercetările arată că o

creştere în concentraţie a soluţiei apoase nu este de dorit, deoarece aceasta reduce simţitor

proprietăţile de transfer termic. S-a constatat că pentru a menţine o eficienţă sporită a transferului

termic, domeniul de temperaturi trebuie să rămână stabil la 0 ... -10°C.

Aşadar soluţia, în regim normal de funcţionare, este alcătuită din trei părţi: apă sub formă

solidă (cristale de gheaţă), apă sub formă lichidă în amestec cu substanţa cu rol de scădere a

punctului de îngheţ. Tot amestecul este unul omogen datorită agitaţiei moleculare produsă fie de

şnecul din vaporizator, fie de pompele de circulaţie.

Utilizarea gheţii binare şi a altor agenţi intermediari cu schimbare de fază, prezintă un

avantaj major în raport cu agenţii intermediari monofazici, şi anume, capacitatea calorică mult

mai mare datorită căldurii latente de topire conţinută în particulele de gheaţă. Se observă că la o

fracţie de gheaţă de 20% căldura latentă de topire are valoarea de 66.7 kJ/kg (Pepijn Pronk),

neglijând schimbul de căldură sensibil. Ca termen comparativ, gheaţa la 0°C are valoarea

căldurii latente de topire de 333.43 kJ/kg, iar apa, la 0.01°C are căldură latentă de vaporizare de

2500.92 kJ/kg.

Deasemenea, şi proprietăţile termofizice se modifică la creşterea fracţiei de gheaţă (figura

2.2.). Se observă că vâscozitatea dinamică îşi schimbă valoarea la modificarea fracţiei de gheaţă

în sensul creşterii ei, se triplează. Densitatea nu suferă modificări majore, conductivitatea creşte

uşor iar căldura specifică scade.

Figura 2.2. Modificarea relativă a proprietăţilor la creşterea fracţiei de gheaţă,

într-o soluţie cu 9.2 % NaCl

19

Datorită căldurii latente de topire a particulelor de gheaţă, gheaţa binară are o capacitate

destul de mare de răcire şi în acelaşi timp se comportă foarte asemănător apei, putând fi pompată

cu uşurinţă prin ţevi şi schimbătoare de căldură.

În plus, transferul de căldură are loc la temperatură cvasi-statică, fapt care tinde să

limiteze ireversibilităţile termodinamice.

Din considerente restrictive legate de protecţia mediului a luat amploare în ultimii ani

utilizarea de instalaţii frigorifice cu agent intermediar. Acestea însă prezintă câteva dezavantaje,

şi anume: cost mai mare de investiţie şi cost mai mare de exploatare.

Utilizarea de gheaţă binară şi de alţi agenţi intermediari cu schimbare de fază prezintă un

avantaj major în raport cu agenţii intermediari monofazici şi anume capacitatea calorică mult

mai mare datorită căldurii latente de topire conţinute în particulele de gheaţă.

2.2. Proprietăţi termodinamice ale gheţii binare

Entalpia gheţii binare

Entalpia masică a unui amestec de tip gheaţă binară este dată de suma dintre entalpia

masică a gheţii şi entalpia masică a amestecului lichid (soluţie apă – aditiv), la aceeaşi

temperatură:

lggg hfhfh 1 , [J/kg] (2.1.)

în care:

gf = fracţia masică de gheaţă;

gh = entalpia masică a gheţii, [J/kg];

lh = entalpia masică a soluţiei apoase, [J/kg].

În această relaţie, fracţia masică de gheaţă depinde de concentraţia masică iniţială a

aditivului, în soluţia apoasă şi de concentraţia masică a aditivului din soluţia reziduală. Aceste

două concentraţii sunt date de curba de echilibru solid – lichid.

Entalpia masică a apei pure la 0°C şi entalpia masică a aditivului la 0°C sunt considerate

egale cu zero. În aceste condiţii, entalpia masică a gheţii se calculează cu relaţia:

spgg rch , [J/kg] (2.2.)

în care

sr = căldura latentă de topire a gheţii, la 0°C (cu valoarea de 333000 J/kg).

Pentru calculul căldurii specifice masice a gheţii la 0°C se utilizează ecuaţia liniară

Bel&Lallemand:

0078,01162,2pgc , [J/(kg K)] (2.3.)

20

Entalpia fazei lichide (soluţie apă – aditiv) depinde de concentraţia masică a aditivului

din soluţia reziduală şi de temperatura amestecului (gheaţă binară): Tchh rll , .

Relaţia de calcul este:

Tch pll (2.4.)

în care:

plc = căldura specifică masică, la presiune constantă, a soluţiei apoase, ca o funcţie de

concentraţia masică a aditivului din soluţia reziduală.

Entalpia masică a soluţiei apă – aditiv se citeşte din tabele sau nomograme, în funcţie de

concentraţia masică / volumică a aditivului şi de temperatura soluţiei apoase.

NOTĂ: entalpia unui amestec bifazic de tip gheaţă binară depinde în principal de fracţia masică

de gheaţă (datorită căldurii latente de topire a gheţii) şi în mai mică măsură de căldura specifică a

amestecului lichid apă – aditiv.

2.3. Proprietăţi termofizice ale gheţii binare

Proprietăţi termofizice: ipoteza de determinare a lor: particulele de gheaţă sunt constituite

din apă pură, iar lichidul din amestec este constituit din apă şi aditivi (agent de scădere a

punctului de congelare al apei).

Concentraţia de aditivi în faza lichidă poate fi calculată cu relaţia:

f

cc

10 (2.5.)

în care:

0c = concentraţia masică iniţială a aditivului (etilenglicol, propilen glicol, etanol, clorură de

calciu, clorură de magneziu);

f = concentraţia masică a gheţii.

Punctul de congelare al gheţii binare depinde foarte mult de aditivul utilizat şi de

concentraţia lui. Acesta se găseşte în manuale.

Densitatea gheţii binare se determină cu relaţia:

Densitatea amestecului binar (solid – lichid), reprezentat de ice-slurry, se calculează cu relaţia:

l

g

g

g ff

11

(2.6.)

în care:

gf = fracţia masică de gheaţă din amestec;

g = densitatea gheţii, [kg/m3];

21

l = densitatea soluţiei apoase, [kg/m3].

Densitatea gheţii poate fi evaluată după relaţia lui Levi :

41073,11917g (2.7.)

în care se măsoară în grade Celsius.

Densitatea soluţiei apă – aditiv (etilenglicol, EG, sau etanol, E,) se citeşte din tabele sau

nomograme, în funcţie de concentraţia masică/volumică a aditivului şi de temperatura soluţiei

apoase.

Bell (1999) a stabilit o relaţie pentru calculul densitatii amestecul binar apă-etanol, bazată

pe datele experimentale ale lui Perry (1973) şi Oliveras (1989). Astfel considerând o soluţie

binară cu concentraţia iniţială 0c , densitatea fazei lichide va fi o funcţie de temperatură:

Tcl ,0 . În general, datele experimentale publicate în literatura de specialitate pentru

soluţii binare se referă la temperaturi superioare punctului de îngheţ.

Densitatea fazei lichide poate fi scrisă sub forma unei relaţii polinomiale de gradul II, cu

coeficienţi dependenţi de concentraţia iniţială:

20201000 , TcaTcacaTcl (2.8.)

Pentru amestecul binar apă-etanol, valorile coeficienţilor ” a ” sunt redate în tabelul 2.1.

Tabelul 2.1.

0c 0a 1a 2a

0,05 991,54 1,372 0,0235 0,10 987,07 0,8129 0,0083 0,15 982,31 0,2801 -0,0043 0,20 977,39 -0,2174 -0,0158 0,25 976,38 -0,1247 -0,0139 0,30 969,51 -0,862 -0,0287

Pentru alte amestecuri este necesară extrapolarea datelor din literatură până la

temperatura de eutectic, pentru a determina coeficienţii „ ia ”.

Densitatea amestecului bifazic solid-lichid depinde de fracţia de gheaţă, ea fiind

exprimată cu ajutorul următoarei relaţii:

1

00 ,

1,

Tc

f

T

fTc

lg (2.9.)

În figura 2.3. se observă saltul care apare la schimbarea de fază în curba de variaţie a

densităţii cu temperatura. Această variaţie este dată şi în funcţie de diferite valori ale

concentraţiei gheţii.

22

Figura 2.3. Variaţia densităţii gheţii binare cu temperatura

Căldura specifică

T

TThThc p

(2.10.)

Căldura specifică a gheţii binare, exprimată cu relaţia 2.10., evidenţiază faptul că aceasta

depinde de entalpia gheţii binare (relaţia 2.1.) care la rândul ei depinde de fracţia de gheaţă.

Căldura specifică a gheţii binare este de aproximativ de 8 ori mai mare decât căldura

specifică a agenţilor frigorifici intermediari tradiţionali monofazici.

Ca urmare diametrul ţevii poate fi redus cu aproximativ %50 şi viteza în interiorul

ţevilor poate fi redusă cu aproximativ %50 .

Consumul de energiei al pompelor de vehiculare gheaţă binară este de numai cca. 1/8 din

consumul de energie necesar pentru vehicularea agenţilor frigorifici intermediari tradiţionali

monofazici.

Conductivitatea termică

yf

yf

vol

voll

1

21 (2.11.)

în care:

= conductivitatea termică a gheţii, [W/mK];

l = conductivitatea termică a soluţiei, [W/mK];

volf = fracţia volumetrica de gheaţă, calculată cu relaţia:

23

l

gvol

ff

ff

1

(2.12.)

12

1

g

l

g

l

y

(după Eucksen – Hansen 1992) (2.13.)

în care:

y = coeficient calculat dupa Eucksen – Hansen;

l = conductivitatea termică a solutiei, [W/mK];

g = conductivitatea termică a gheţii, [W/mK];

Datorită faptului că orice uşoară încălzire produce în gheaţa binară o scădere a

concentraţiei, metodele uzual utilizate pentru determinarea conductivităţii termice nu sunt

potrivite.

În literatura consultată până în prezent nu au fost găsite referinţe privitoare la

determinarea experimentală a conductivităţii termice.

Modelele teoretice aplicate până în prezent se bazează pe conductivitatea termică a fazei

lichide, care depinde de conductivitatea termică a celor doi componenţi ai soluţiei binare.

O relaţie uzual utilizată este dată de Reid (1987):

1221 172,01 lllll ffff (2.14.)

12 ll

Guillpart ş.a. (1999) au aplicat analogia Maxwell între câmpul electric şi câmpul de

temperaturi pentru a stabili o relaţie de calcul a conductivităţii termice a gheţii binare (în stare

bifazică lichid-solid).

Autorii s-au bazat pe un model analog dezvoltat de Antononi (1985) pentru o suspensie

de cărbuni în apă:

glgl

glgll

2

22 (2.15.)

în care:

= conductivitatea termică a gheţii binare, [W/mK];

l = conductivitatea termică a soluţiei, [W/mK];

g = conductivitatea termică a gheţii , [W/mK];

, , = coeficienţi de calcul

lV = volumul lichidului din amestec

24

gV = volumul gheţii din amestec

O altă abordare este cea a lui Berg (1995, 1999), care a dezvoltat o corelaţie pe baza

modelului lui Jefrey (1973) ce consideră şi interacţiunea termică între particulele de gheaţă:

131l (2.16.)

l

g

V

V ;

2

1

;

l

g

;

32

2

16

325,01

(2.17.)

În figura 2.4. s-a reprezentat variaţia conductivităţii termice a gheţii binare după relaţia

(2.16), pentru diferite temperaturi şi concentraţii iniţiale.

Figura 2.4. Variaţia conductivităţii termice a gheţii binare

În figura 2.5. este reprezentată o comparaţie între valorile conductivităţii termice a gheţii

binare obţinute cu relaţiile (2.15.) şi (2.16.), pentru două concentraţii iniţiale ale unei soluţii apă-

etanol şi anume: 5% şi 30%.

Figura 2.5. Comparaţie între valorile conductivităţii termice, după diferiţi autori

25

Vâscozitatea dinamică (după Thomas 1965)

De principiu, vâscozitatea gheţii binare depinde de o multitudine de parametri şi anume:

fracţia medie de gheaţă prezentă în amestecul binar, de viteza medie a acestuia, de diametrul

tubului, de dimensiunea particulelor de gheaţă şi de proprietăţile termo-fizice şi de transport ale

soluţiei apoase care transportă particulele de gheaţă.

Stabilirea vâscozităţii fluidelor bifazice, mai ales dacă este vorba despre amestecul lichid

– solid, ca în cazul gheţii binare, este un proces complex, mai ales dacă se ţine seama de faptul

că distribuţia fazei solide în lichid nu este una omogenă, ci una heterogenă. În această situaţie,

proprietăţile reologice ale solidului aflat în suspensie se modifică şi influenţează proprietăţile de

transport ale fluidului. Acesta este motivul pentru care gheaţa binară poate să se comporte fie ca

un fluid Newtonian, fie ca un fluid nenewtonian, în funcţie de condiţiile de lucru.

Experimentări efectuate au arătat că gheaţa binară se comportă ca un fluid Newtonian la

viteze medii ridicate şi fracţii reduse de gheaţă. Pe măsură ce fracţia masică de gheaţă creşte, iar

viteza amestecului scade, vâscozitatea depinde nu numai de fracţia de gheaţă, ci şi de viteza

medie şi de diametrul tubului. În aceste condiţii de lucru, gheaţa binară se comportă ca un fluid

nenewtonian, respectiv ca un fluid Bingham. Pentru viteze medii din ce în ce mai coborâte,

vâscozitatea gheţii binare creşte odată cu creşterea diametrului tubului.

Comportarea reologica a amestecurilor binare de tip gheaţă binară, respectiv comportarea

ca fluide newtoniene, până când fracţia de gheaţă atinge o valoare critică (de prag), sau

comportarea ca fluide nenewtoniene, este foarte importanta pentru proiectarea sistemelor care

lucrează cu gheaţă binară ca agent secundar.

Explicaţia pentru faptul că vâscozitatea amestecului bifazic numit gheaţă binară este o

funcţie de timp, este aceea că dimensiunea particulelor de gheaţă din amestec se modifică în

timp. Experimentări efectuate în acest sens, (Thomas, 1965) au arătat că, la fracţii de gheaţă mai

mici de 20%, diferitele dimensiuni ale particulelor de gheaţă din amestec influenţează valoarea

vâscozităţii în procent de 6%. Cu cât fracţia de gheaţă creşte, influenţa dimensiunii particulelor

devine din ce în ce mai importantă. Astfel, dacă curgerea devine una heterogenă, dimensiunea

particulelor joacă un rol foarte important, mai ales în cazul în care viteza medie a amestecului

este una foarte coborâtă, pentru că atunci particulele de gheaţă se aglomerează la partea

superioară a tubului.

Dacă curgerea amestecului este una de tip heterogen, atunci influenţa forţelor de

interacţiune este mult mai importantă decât în cazul curgerii omogene, ceea ce face ca valoarea

locală a vâscozităţii gheţii binare, la partea de sus a tubului, să crească rapid şi să influenţeze

valoarea medie a vâscozităţii amestecului.

26

Vâscozitatea dinamică a amestecului bifazic de tip gheaţă binară poate fi modelată, de

exemplu, cu ajutorul ecuaţiei Einstein:

vl f 5.21 (2.18.)

în care:

l = vâscozitatea dinamică a lichidului (soluţie apă –aditiv);

vf = fracţia volumetrică de particule de gheaţă în amestecul binar.

Vâscozitatea dinamică a soluţiei apă – aditiv (etilenglicol, EG, sau etanol, E), l , se

citeşte din tabele sau nomograme, în funcţie de concentraţia masică / volumică a aditivului şi de

temperatura soluţiei apoase.

Fracţia volumică de gheaţă, vf , este dată de relaţia:

g

gv ff

(2.19.)

De asemenea, vâscozitatea dinamică a amestecului bifazic de tip ice –slurry poate fi

modelată, şi cu ajutorul ecuaţiei Jeffrey:

vl fA 1 , în care: 2,5< A < 10 (2.20.)

Notă: nici ecuaţia Einstein, nici ecuaţia Jeffrey, care permit calculul valorii locale a vâscozităţii

pentru o curgere eterogenă, nu ţin seama de interacţiunea dintre particulele de gheaţă, care

dobândeşte o importanţă semnificativă la viteze medii coborâte, cuplate cu fracţii ridicate de

gheaţă.

Rezultă, din cele de mai sus, că ecuaţia Jeffrey modelează curgerea suspensiei omogene

reprezentate de amestecul bifazic numit gheaţă binară; aceasta apare la viteze ridicate, care fac,

ca efectul interacţiunii dintre particulele de gheaţă să fie neglijabil.

Experimentări efectuate au arătat că, la fracţii mici de gheaţă, de exemplu mai mici de

10%, în valoare medie, şi viteze ridicate ale amestecului bifazic, vâscozitatea gheţii binare este

aproape independentă de viteza medie a amestecului, ca în cazul fluidelor Newtoniene. Dar, dacă

fracţia masică de gheaţă creşte, iar viteza amestecului scade, vâscozitatea gheţii binare creşte

rapid.

Experimentări au arătat că viteze ale amestecului binar de cca. 2 m / s conduc la curgeri

bifazice de tip omogen, caz în care vâscozitatea depinde numai de fracţia medie de gheaţă, ceea

ce înseamnă că poate fi calculată cu ecuaţia Thomas:

vfvvl eff 6,162 00273,005,105.21 (2.21.)

în care:

= vâscozitatea gheţii binare, [N*s/m2];

27

l = vâscozitatea gheţii în stare lichidă, [N*s/m2];

volf = fracţia volumetrica de gheaţă, [%].

De asemenea, experimentările au arătat că, odată asigurată curgerea de tip omogen,

influenţa mărimii particulelor de gheaţă asupra vâscozităţii gheţii binare este nesemnificativă.

Numai dacă viteza medie a amestecului scade, ceea ce conduce la o aglomerare a

particulelor de gheaţă la partea superioară a tubului, mărimea particulelor de gheaţă (şi mărimea

diametrului tubului) influenţează vâscozitatea gheţii binare, dar într-un procent redus, cuprins

între 3 şi 6%.

Ecuaţia Thomas conduce la valori superioare celor măsurate, pentru fracţii de gheaţă mai

mari de 15%.

Notă: dacă gheaţa binară este considerată o suspensie omogenă, atunci este tratată ca un fluid

monofazic izotrop, caracterizat de o vâscozitate efectivă, care intervine în legea lui Newton, ca

factor de proporţionalitate între efortul tangenţial de frecare şi variaţia vitezei după direcţia

normală la direcţia de curgere.

Soluţiile apoase de glicoli au vâscozitate ridicată la fracţii ridicate de gheaţă şi

temperaturi coborâte, ceea ce face ca regimul lor de curgere să fie unul laminar.

Pe baza relaţiei 2.21. s-a trasat diagrama din figura 2.15 şi se remarcă o creştere bruscă a

vâscozităţii odată cu iniţierea procesului de schimbare de fază.

Figura 2.6. Variaţia vâscozităţii gheţii binare în timpul procesului de schimbare de fază

Pierdere de sarcină

La concentraţii scăzute de gheaţă, de până la 10…15%, pierderile de sarcină sunt

aproximativ egale, pentru oricare din cele 5 tipuri de agenţi intermediari testaţi.

28

La concentraţii ale gheţii binare mai mari de 15%, pierderile de sarcină corespunzătoare

soluţiilor de clorură de calciu şi de magneziu sunt mai mari decât cele corespunzatoare soluţilor

de propilen-glicol, etilen-glicol şi etanol.

Concentraţia soluţiilor a fost astfel aleasă încât să asigure acelaşi punct de congelare în

toate cele 5 cazuri.

Cea mai scăzută pierdere de sarcină corespunde soluţiei de etanol-apă.

Fotografiile făcute la microscop ale particulelor de gheaţă formate în cele cinci soluţii

diferite au arătat că dimensiunile particulelor de gheaţă pentru toate cazurile sunt aceleaşi, deci

pierderile de sarcină diferite nu pot fi puse pe seama diferitelor dimensiuni ale cristalelor de

gheaţă.

În acelaşi timp analiza la microscop a arătat că particulele de gheaţă au aceeaşi

dimensiune indiferent de tipul de generator de gheaţă utilizat, dacă este îndeplinită condiţia că

temperatura de congelare a soluţiei este aceeaşi.

Datele experimentale cu privire la pierderile de sarcină la curgerea gheţii binare în

conducte sunt insuficiente până în prezent. O serie de experienţe în acest sens au fost realizate cu

o soluţie binară apă-etanol.

Bel (1999) a trasat o diagramă pentru variaţia pierderilor de sarcină în funcţie de fracţia

de gheaţă din amestecul bifazic (figura 2.7.). Din figură se observă că pentru fracţii de gheaţă

cuprinse între 10…15% comportamentul reologic al amestecului se schimbă, aspect care

conduce la creşterea (liniară) a pierderilor de sarcină, ( ) corespunzător relaţiei:

L

D

w

p h

2

2 (2.22.)

Figura 2.7. Variaţia pierderilor de sarcină în funcţie de fracţia de gheaţă

29

Din figura 2.8. se observă că valorile pierderilor de sarcină corespunzătoare amestecurilor

binare cu fracţii de gheaţă peste 15% sunt superioare în raport cu cele corespunzătoare apei faţă

de apă.

Figura 2.8. Comparaţie între pierderile de sarcină la curgerea apei şi a amestecurilor binare cu

diferite fracţii de gheaţă

Totuşi, după cum rezultă din figura 2.8., cu toate că dispersia datelor experimentale este

mare, corelaţiile cunoscute pentru lichide monofazice dau rezultate bune şi pentru amestecuri

bifazice cu o fracţie de gheaţă sub 15%.

În ceea ce priveşte coeficientul de pierdere locală de sarcină calculat cu relaţia:

2

2w

ploc

(2.23.)

este constant pentru apă, în timp ce pentru cazul gheţii binare coeficientul de pierdere locală de

sarcină variază atât cu viteza de curgere cât şi cu fracţia de solid, aspect ce poate fi observat şi în

figura 2.9.

Figura 2.9. Variaţia coeficientului de pierdere locală de sarcină în funcţie viteză şi fracţia de

gheaţă din amestecul binar

30

Gheaţa binară stabilizată este un fluid bifazic care constă din particule de gel care conţin

apă pană la o concentraţie apropiată de 90%, dispersate într-un fluid de transport de densitate şi

vâscozitate controlată.

Acest amestec se prezintă ca o suspensie de gel apos în ulei pentru temperaturi > 0°C şi o

suspensie de gel de gheaţă în ulei pentru temperaturi mai mici de 0°C.

Parametrii termici ai gheţii binare stabilizate sunt foarte apropiaţi de cei ai gheţii binare

clasice.

Obţinerea particulelor în suspensie se bazează pe un proces de polimerizare masică.

Particulele obţinute conţin o concentraţie de apă de 90% şi au consistenţa unui gel vâsco-elastic

pentru temperaturi peste zero grade.

Elementul care schimbă faza este reţinut într-o reţea polimerică atât datorită tensiunilor

interfaciale cât şi datorită legăturilor chimice care nu permit pierderea de apă în timpul

procesului de schimbare de fază.

În final particulele obţinute au o formă bine definită şi nu necesită acoperiri.

Particulele sunt apoi dispersate într-un fluid de transport: un amestec de ulei Clavius 15

(Shell) şi ulei Rhodorsil (Rhone Poulenc).

Caracteristici termice ale gheţii binare stabilizate

Căldura specifică şi căldura latentă sunt funcţii de fracţia masică a particulelor.

Datele din tabelul 2.2 după Royon s.a. (1999) au fost stabilite luând în considerare că:

– căldura specifică măsurată a unei particule este 3,9 kJ/kgK (pentru > 0°C);

– căldura latentă este 292 kJ/kg;

– căldura specifică măsurată a fazei în suspensie este de 1.549 kJ/kgK.

Tabelul 2.2.

fracţia masică [%] căldura latentă [kJ/kg căldura specifică [kJ/kgK] 10 29.20 1.78 20 58.40 2.02 30 87.60 2.25

Densitatea fluidului de transport (ulei) variază între 906 kg/m3 la 20°C şi 921 kg/m3 la –

15°C.

Densitatea medie a particulelor: 1047 kg/m3 la t > 0°C şi 920 kg/m3 la t ≤ 0°C.

În funcţie de temperatură şi de fracţia masică considerată, suspensia se prezintă în forma

unui fluid cvasiomogen pentru temperaturi mai mici de 0°C.

31

Pentru temperaturi mai mari de 0°C suspensia nu este omogenă datorită fenomenului de

sedimentare. Dacă circulaţia este oprită se poate observa o separare a fazelor.

Fenomenul de subrăcire:

Gheaţa binară stabilizată, care a fost studiată din punctul de vedere al fenomenului de

subrăcire, fiind plasată într-un tanc cu agitare uşoară, este caracterizată de dimensiuni ale

particulelor de 0,6 mm şi respectiv 2 mm.

Se observă din figurile 2.10.A şi 2.10.B că fenomenul de subrăcire apare înaintea

procesului de congelare propriu-zis, pentru dispersii a căror dimensiune medie a particulelor este

de 0,6 mm. Nivelul de subrăcire este de cca. 2°C.

Figura 2.10. A, B. Răcirea unei soluţii de gheaţă binară stabilizată într-un rezervor cu agitaţie

mecanică

Întârzierea fenomenului de solidificare ca urmare a subrăcirii soluţiei, depinde în

principal de dimensiunea particulelor (Clausse, 1985).

Pentru dimensiuni medii ale particulelor mai mari de 1 mm, fenomenul de subrăcire este

practic absent.

Avantajele gheţii binare stabilizate:

– temperaturi cvasistaţionare în întreaga instalaţie;

– coeficienţi de transfer de căldură mari;

– posibilitatea stocării energiei;

– fracţie masică constantă aflată în circulaţie prin conducte;

– posibilitatea circulării în sistemul de conducte a unei fracţii masice de gheaţă mai mare de

35%;

– absenţa unui generator de gheaţă, suspensia cu gheaţa este refăcută prin trecerea fazei continue

printr-un vaporizator;

– capacitate termică mare în raport cu apa rece (7°C);

32

– pentru o participaţie masică a particulelor de gheaţă de 10% energia transportată de gheaţa

binară stabilizate este de două ori mai mare decât cea a apei răcite;

– capacitatea mare de răcire conduce la debite masice necesare mai reduse şi la reducerea

dimensiunilor conductelor;

– totuşi trebuie reţinut că factorul de frecare creşte cu participaţia masică de gheaţă;

– pentru aplicaţii industriale este necesar să se ajungă la o soluţie optimă.

33

3. STADIUL ACTUAL AL CONSTRUCŢIEI DE INSTALAŢII DE PRODUCERE ŞI

STOCARE DE GHEAŢĂ BINARĂ

3.1. Categorii de generatoare de gheaţă binară

Nu exista un singur tip de generator de gheaţă binară care să fie potrivit pentru toate

aplicaţiile. Diferite tipuri de generatoare de gheaţă sunt folosite la diferite tipuri de aplicaţii. În

momentul actual unele tipuri de generatoare sunt deja aplicate în instalaţii comerciale, în timp ce

multe alte tipuri sunt în curs de dezvoltare. Fiecare metodă de producere a gheţii binare are

avantaje şi dezavantaje şi o discuţie detaliată cu privire la tipurile de generatoare de gheaţă

binară este prezentată în continuare în cadrul acestei lucrări. Topicurile discutate sunt: principiul

de operare, mediul de lucru, performanţa economică şi energetică, limite de operare şi reabilitate.

În mod tradiţional, gheaţa folosită la aplicaţii de răcire este produsă în dimensiuni relativ

mari, de exemplu ca fulgi sau bucăţi de gheaţă. Pentru a obţine gheaţa în formă de gheaţă binară

cu o fluiditate în limite acceptabile, este necesar un echipament adiţional pentru a sfărâma

bucăţile mari de gheaţă. Ciclurile de dezgheţ sunt prezente în aceste sisteme fie ca o parte a

procesului de generare de gheaţă, sau ca eliminare periodică a stratului de gheaţă format pe

suprafaţa de schimb de căldură. Deşi metodele tradiţionale nu par a fi eficiente, acestea pot fi

încă folosite în sistemele unde cerinţa cu privire la cristalele de gheaţă binară nu este atât de

strictă, sau unde o soluţie pură de apă proaspătă şi gheaţă binară este necesară. De asemenea,

costurile de investiţii sunt mici pentru aceste tipuri de sisteme.

Câteva soluţii tehnice sunt disponibile pentru a rezolva problema depunerii de gheaţă pe

suprafaţa de transfer de căldură. Unele din aceste metode, adiţional, cresc ratele de trasnsfer de

căldură şi în consecinţă ratele de producţie a gheţii binare.

În acest capitol sunt introduse pe scurt principiile de baza ale generatoarelor de gheaţă

binara.

3.1.1.A. Eliminarea continuă a gheţii de pe suprafaţa de schimb de căldură cu un dispozitiv

mecanic. Gheaţa se formează pe sau lângă suprafaţa de schimb de căldură de unde este

eliminată folosind răzuitoare, perii sau şuruburi helicoidale (Kauffeld şi alţii 1999).

Iniţial toate generatoarele de gheaţă binară cu răzuire erau de tip tubular, cu lame răzuind

în interiorul cilindrului refrigerat, în mod similar cu acelea aplicate de decenii în industria

alimentară (de exemplu la concentrarea sucului). Recent au fost dezvoltate generatoare de gheaţă

binară cu răzuire de tip plat.

34

Generatorul de gheaţă binară cu răzuire este cel mai dezvoltat din punct de vedere

tehnologic şi acceptat pe scară largă în procesul de creare a gheţii binare. Este alcătuit dintr-un

schimbător de căldură tub în tub care are o lamă în interiorul tubului unde gheaţa este generată,

şi un agent frigorific care vaporizează la peretele exterior al schimbătorului de căldură.

Generatorul de gheaţă binară este capabil de a produce o mixtură pompabilă de cristale mici de

gheaţă şi apă dintr-o soluţie binară super răcită. Viteza mare de agitaţie şi schimbarea de fază

produc rate foarte mari de transfer de căldură, care la rândul lor produc răcirea rapidă a

produsului şi un produs finit bun.

Generatorul de gheaţă binară cu răzuire este alcătuit dintr-un schimbător de căldură de tip

tub în tub, răcit pe peretele exterior de un agent frigorific care vaporizează, şi răzuit pe partea

interioară de lame rotative, perii ori şuruburi elicoidale pentru a preveni crearea unui strat de

gheaţă pe peretele răcit (figura 3.1.). Această acţiune de răzuire este necesară pentru a preveni

formarea unui strat de gheaţă pe pereţii generatorului de gheaţă binară, reducând astfel rata de

transfer de căldură. Acumularea continua a stratului de gheaţă pe pereţii generatorului ar putea în

final bloca rotirea lamelor de răzuire şi cauza îngheţării generatorului de gheaţă binară. Pentru a

preveni îngheţarea generatorului de gheaţă binară, sunt adăugaţi aditivi în apă care scad

temperatura de ingheţ a soluţiei, dar de asemenea afectează şi rata de transfer de căldură. În plus,

turbulenţa este indusă în mod mecanic în gheaţă binară de acţiunea lamelor rotative, crescând

astfel foarte mult ratele de transfer de căldură şi făcilitând producerea unui amestec omogen de

gheaţă binară.

Figura 3.1. Generator de gheaţă binară cu suprafaţă razuită

O unitate frigorifică de condensare, constituită din compresor, condensator şi un aparat

de expansiune (cum ar fi o valvă de expansiune termică sau un tub capilar), în mod normal

35

alimentează generatorul de gheaţă, care este şi ca vaporizator într-un ciclu frigorific (figura 3.2.).

După cum agentul frigorific vaporizează la presiune joasă, absoarbe căldura din mediul

înconjurător, răcind soluţia binară care curge prin ţeava interioară a generatorului de gheaţă.

Folosind acest proces indirect de răcire, gheaţa binară este generată pe partea peretelui tubului

interior al generatorului de gheaţă. Vaporizatorul poate fi de tip înecat sau nu; totuşi a fost

raportat faptul că vaporizatorul de tip înecat cauzează acumularea uleiului datorită temperaturilor

joase reducând astfel rata de transfer de căldură (Briley 2002). La ieşirea din vaporizator, sunt

generaţi vapori de agent frigorific supraîncălziţi care apoi sunt compresaţi şi condensaţi pentru a

continua ciclul frigorific.

Suprafaţa de schimb de căldură este limitată la suprafaţa aflată în contact cu agentul

frigorific primar. Pentru a se asigura o viteză suficientă pe partea gheţii binare se introduce o

zona centrală fără curgere.

În circuitul gheţii binare debitul de curgere poate fi variat între 0 şi 4 m3/h şi este măsurat

cu ajutorul unui debitmetru electromagnetic. Rotorul este pus în mişcare cu ajutorul unui motor

conectat la un variator de viteză care poate opera până la 500 rpm. Temperaturile sunt măsurate

în toate circuitele cu ajutorul unor senzori cu termocuple din Cr-Al conectate la un dispozitiv de

înregistrare.

Constatări:

experimentele realizate la viteze de rotaţie sub 200 rpm nu permit raşchetarea eficientă a

stratului de gheaţă; cea mai favorabilă viteza de rotaţie este de 300 rpm; pentru 400 şi 500

rpm, din nou comportamentul curgerii influenţează aceeaşi viteza care este nefavorabilă

producţiei de gheaţă.

curgerea axială are o influenţă secundară în producţia de gheaţă; în gama testata debitul

optim este de 2 m3/h.

Figura 3.2. Schema instalaţiei de producere gheaţă binară cu generator cu suprafaţă răzuită

36

Foarte puţină informaţie este disponibilă cu privire la procesul de cristalizare al gheţii în

generatoarele de gheaţă binară cu raşchetare şi cele mai multe teorii cu privire la mecanismul de

cristalizare al gheţii sunt de cele mai multe ori speculative. Wang şi Kusumoto (2001), Wang şi

Goldstein (1996), Snoek (1993) şi Gladis şi altii (1999) au pretins că în timpul generării gheţii

binare, din moment ce fluidul binar este răcit sub punctul său de înghet, nucleaţia spontană

initiază creşterea cristalelor de gheaţă în interiorul lichidului; iar lamele mecanismelor mecanice

sunt presupuse de a disturba în mod continuu stratul limita termic, prevenind formarea cristalelor

de gheaţă pe suprafaţa de schimb de căldură, si de a transfera fluidul rece de lângă peretele răcit

în interiorul soluţiei. Pe de alta parte, Russel şi alţii (1999), Schwartzenberg şi Liu (1990),

Schwartzenberg (1990), şi Hartel (1996) care au studiat cristalizatoare cu raşchetarea suprafeţii

pentru fabricarea îngheţatei, şi Armstrong (1979) şi Patience şi altii (2001) care au studiat

cristalizatoare cu raşchetarea suprafeţei pentru producerea de paraxilenă, toti au sugerat că mai

degrabă cristalele de gheaţă sunt formate lângă peretele racit şi sunt dispersate în centrul

generatorului de acţiunea lamelor de raşchetare. Până acum singurele experimente care verifică

teoria cu privire la formarea eterogena a cristalelor de gheaţă la peretele rece sunt acelea ale lui

Schwartzberg (1990) şi Sodawala şi Garside (1997), care au folosit video microscoape pentru a

studia formarea şi creşterea cristalelor de gheaţă într-o soluţie de apă cu zahar supusă la

gradiente mari de temperatură într-un generator cu raşchetarea suprafeţei. Ambele studii au

confirmat ideea că lamele de răzuire îndepărtează cristalele de gheaţă care cresc lângă perete şi le

dispersează în soluţie.

Indiferent de mecanismul prin care nucleaţia are loc, rata nucleaţiei depinde în mare

măsură de gradul local de subrăcire la perete, care este dependent în mod direct de temperatura

agentului frigorific (Russell şi alţii 1999). Deci, pentru a folosi cel mai bine aceste tipuri de

generatoare cu răzuire, este esenţial de a opera sistemele la temperaturi medii logaritmice mari

între gheaţa binară şi agentul frigorific, obţinând astfel şi rate mari de transfer de căldură.

Totuşi, adăugarea unui aditiv pentru reducerea temperaturii de îngheţ, reduce diferenţa de

temperatura şi deci coeficientul global de transfer de căldură. Pentru a compensa această

pierdere, generatoarele de gheaţă binară trebuie să fie proiectate în mod optim pentru a avea

coeficienţi foarte mari de transfer de căldură atât pe partea agentului frigorific cât şi pe partea

gheţii binare. Aceasta necesită determinarea experimentală cât mai precisă a coeficienţilor de

transfer de căldură pentru agentul frigorific şi gheaţa binară.

Cele mai multe generatoare de gheaţă binară cu răzuire sunt alcătuite din oţel cu lame din

plastic, deşi s-au făcut eforturi de a utiliza materiale extrudate pentru a minimiza costurile de

producţie. În industria alimentară, tuburile sunt făcute aproape întotdeauna din nichel cu finisare

din crom, deoarece nichelul are o conductivitate termică mult superioară oţelului şi are o

37

durabilitate bună atunci când sunt necesare lame din oţel (Smith 1972). În plus generatoarele de

gheaţă sunt izolate termic la exterior cu un material compatibil la temperaturi joase.

Vaporizatoarele cu bielă orbitală sunt generatoare de gheaţă de tipul pelicular, cu biele

rotitoare verticale care astfel sunt create într-o configuraţie verticală. Filmul de soluţie se

comportă ca şi un lubrifiant minimizând degradarea şi asigurând faptul că bielele orbitale nu sunt

în contact cu pereţii tubului. În acest sistem degradarea componentelor este minimă, datorită

efectelor de răcire şi lubrificare ale soluţiei cu temperatură joasă, care udă în mod continuu toate

părţile ăn mişcare (Gladis şi alţii 1999).

Generatoarele de gheaţă cu răzuire sunt realizate în diferite capacităţi de răcire şi pot

produce între 3 şi 400 de tone de gheaţă pe zi (10 la 1400 kW capacitate frigorifică). Câteva

mărimi şi capacităţi frigorifice atât pentru vaporizatoarele cu răzuire cât şi cele cu biela orbitală

sunt prezentate în tabelul 3.1.

Generatoarele de gheaţă binară sunt disponibile atât în poziţie verticală cât şi în poziţie

orizontală. Montarea în poziţie orizontală devine atractivă acolo unde spaţiul pe verticală este

limitat. Pe de alta parte, vaporizatoarele cu bielă orbitală sunt create exclusiv pentru montaj în

poziţie verticală.

Generatoarele de gheaţă binară cu răzuire au lungime de 1.8 până la 2.4 m cu un diametru

interior pentru gheaţa binară de 0.15 m. Racordurile de intrare şi ieşire ale gheţii binare sunt

realizate tangenţial pentru a creşte turbulenţa şi amestecarea.

Tabel 3.1. Date generale privind generatorul de gheaţă binară

Suprafaţă răzuitoare Biela orbitală Material tub Oţel cu gradul 304 Oţel cu gradul 304 pentru

amoniac, cupru 122 pentru HCFC

Aditiv pentru scăderea punctului de înghet Sare, etanol, glicol Sare, etanol, glicol, uree Dimensiunea cristalului de gheaţă 250 până la 500 m 50 până la 100m Suprafaţa de transfer de căldură 0.85 m2 pe tub 0.13 m2 pe tub Lungimea tubului 1.8÷2.4 m 1.20 m Debitul pe tub 10÷23 l/min 6 l/min Modificarea fracţiei de gheaţă pe tub 15 % 6÷8 % Mecanismul de agitaţie lame răzuitoare din plastic biele orbitale din metal Viteza de agitaţie 450 rpm 850 rpm Puterea necesară pe suprafaţa de transfer de căldură

1.2÷1.8 kW/m2 0.22 kW/m2

Tipul de agent frigorific R22, R407C, R717 NH3, R22, R407C, R134a Temperatura de vaporizare -10 -19°C -10÷-8°C pentru oţel

-10÷-4.4°C pentru cupru Debitul tipic de agent frigorific 0.15 kg/s Preţ 300÷600 $/kW 160 $/kW

Generatoarele de gheaţă cu răzuire necesită în mod obişnuit 1 până la 2 kW/m2 pentru

mecanismul de răzuire pentru a produce gheaţa binară. Datorită conţinutului scăzut de gheaţă în

38

generator, generatoare de gheaţă binară necesită în mod obişnuit o cantitate mai mică de energie

pentru răzuire decât de exemplu maşinile de făcut îngheţată.

Generatoarele de gheaţă binară cu răzuire costa în mod obişnuit între 1500 si 2000 US $

pe tona de gheaţă produsă (producerea a 1000 kg de gheaţă în 24 de ore necesită 3.5 kW

capacitate frigorifică). Generatoarele cu bielă orbitală sunt mai ieftine costând aproximativ 500

US $ pe tona de gheaţă produsă, cea ce le face tipul de generator cu cel mai bun cost dinamic

(Gladis şi alţii 1999).

În mod tradiţional, generatoarele de gheaţă cu răzuire au fost folosite în industria

chimică, la separarea amestecurilor organice cum ar fi paraxilena din polimerii săi prin

cristalizare. Aceste cristalizatoare sunt de obicei mai lungi (6 ÷ 12 m lungime) decât

generatoarele de gheaţă binară, având diametrul interior cuprins între 0.15 şi 0.3 m, şi sunt

instalate în mod normal în paralel pentru a atinge debitele necesare. Lamelele răzuitoare se

învârtesc la viteze mici (15 până la 30 rpm) pentru a separa cristalele de gheaţă din soluţie.

Folosirea de viteze mai mari conduce la creşterea ratelor de transfer de căldură şi produce un

amestec stabil şi omogen de cristale de gheaţă.

În industria alimentară, cristalizatoarele cu răzuire sunt utilizate pentru producerea de

fluide vîscoase şi lipicioase cum ar fi îngheţata, concentratele de fructe îngheţate, băuturile reci

cu gheaţă, margarina, untul, procesarea brânzii, chili, fasole coapta, mancare pentru animale, etc.

Fabricile de îngheţată folosesc cristalizatoare cu răzuire pentru a solidifica îngheţata la -7°C

înainte de împachetare şi de direcţionare către congelatoare unde este congelată până la -29°C

(Briley 2002). Recent, băuturile cu gheaţă devin tot mai populare datorită cristalelor fine de

gheaţă, disponibilităţii de diferite culori şi gusturi şi datorită creşterii gradului de răcire ale

acestor tipuri de băuturi.

Pe de alta parte, generatoarele de gheaţă binară au o piaţă de desfacere destul de limitată

şi sunt folosite pentru răcirea directă a cărnii, produselor din carne de pasăre, legumelor şi a

produselor din peşte, cât şi pentru distribuirea de gheaţă în supermarketuri, pentru traulere la

bord şi pentru sisteme de stocare a energiei termice. Mai recent generatoarele de gheaţă binară

sunt folosite în industria alimentară pentru răcirea laptelui şi a produselor lactate, acolo unde

folosirea de HCFC-uri produce probleme asupra mediului înconjurător. În plus, multe

generatoare de gheaţă binară cu răzuire au fost instalate în toata lumea pentru climatizarea

clădirilor rezidenţiale, realizând astfel importante economii de energie şi putere (Wang şi

Kusumoto 2001, Nelson şi alţii 1999).

Generatoarele de gheaţă binară cu răzuire oferă unităţi de transfer de căldură mult mai

mici decât unităţile conventionale HVAC, cu reducerea spaţiului, greutăţii şi necesarului de

putere, care contrabalansează costul lor mai mare de investiţie. Economiile importante de energie

39

conduc la o perioadă relativ scurtă de amortizare a investiţiei (Gladis şi alţii 1999, Wang şi

Goldstein 1996, Wang şi Kusumoto 2001).

Alt avantaj major al generatoarelor de gheaţă binară cu răzuire asupra altor tipuri de

generatoare de gheaţă binară este faptul că agitaţia mecanică conduce la coeficienţi de transfer de

căldură excepţional de mari, cea ce conduce la rate rapide de răcire producând un produs finit

excelent. Acest lucru este în special avantajos atunci când tratamentul imediat al produsului este

necesar, ca de exemplu în cazul produsele marine pentru a împiedica apariţia punctelor calde.

Mai mult, aceste tipuri de generatoare cu răzuire oferă o construcţie modulară, cea ce conduce la

o expansiune uşoara atunci când cererea creşte.

Un dezavantaj major al generatoarelor de gheaţă binară cu răzuire este preţul ridicat

(Wang şi Goldsetin 1996) datorită designului special al vaporizatorului. Pentru a face aceste

generatoare viabile din punct de vedere comercial şi de asemenea competitive cu tehnologiile

clasice HVAC, costul lor trebuie sa fie substanţial redus. Generatoarele actuale de gheaţă binară

costa US$ 160 până la US$ 600 pe kW de capacitate frigorifică (tabelul 3.1.).

O altă limitare a generatoarelor de gheaţă binară cu răzuire este concentraţia minimă de

aditiv ce poate poate fi utilizată pentru a genera gheaţa. La o concentraţie foarte scăzută de

aditiv, acumularea de gheaţă pe pereţii generatorului nu poate fi împiedicată, cea ce ar bloca

eventual rotaţia lamelor răzuitoare şi ar cauza îngheţarea generatorului de gheaţă. Crescând

concentraţia de aditiv previne îngheţarea generatorui, dar reduce coeficientul global de transfer

de căldură şi imediat temperatura gheţii binare. Generatoarele existente de gheaţă binară cu

răzuire lucrează bine cu concentraţii minime de aditivi care conduc la o temperatură de îngheţ de

-2°C.

Încă un dezavantaj al generatoarelor de gheaţă binară cu răzuire este acela că lamele

rotative, periile şi bielele orbitale se degradează în timp şi trebuie înlocuite la un moment dat.

Timpul de înlocuire depinde de perioada de funcţionare a generatorului.

Generatorul de gheaţă binară cu suprafaţă razuită mai poate fi de tip disc şi există două

tipuri de discuri:

generator de gheaţă binară cu suprafaţă razuită tip disc într-o anvelopă;

generator de gheaţă binară cu suprafaţă razuită tip disc înnecat.

Generator de gheaţă binară cu suprafaţă razuită tip disc într-o anvelopă

Generatorul de gheaţă binară cu suprafaţă razuită cu pereţi dubli seamănă convenţional

cu generatoarele de gheaţă binară cu suprafaţă razuita, dar periile sunt utilizate în locul de

fragmentat. La majoritatea generatoarelor de gheaţă binară, peria este montată pe un arbore

40

ştergător într-o manieră elicoidale, asigurându-se astfel nu numai răzuire, dar şi turbulenţa

circulaţiei gheaţii.

Fenomenul de subrăcire este controlat prin regularizarea vitezei de rotaţie a periilor.

Capacitatea de răcire a acestor tipuri de generatoare tubulare de gheaţă binară este în general

destul de scăzută, de obicei sub 10 kW. Pentru a creşte capacitatea frigorifică, vaporizatorul este

de tip placă circulară. Acest tip de generator este echipat cu 2 discuri refrigeratoare paralele într-

o incintă izolata termic (figura 3.3.). Cele 2 discuri sunt scobite şi expansiunea agentului

frigorific are loc în acest spaţiu scobit (figura 3.4.). Agentii frigorifici folosiţi sunt R134a,

R404A şi R717.

Figura 3.3. Generator de gheaţă binară de tip

disc într-o anvelopă

Figura 3.4. Circuitele interne ale unui disc

refrigerator

3.1.1.B. Apa ca refrigerant. Un proces cu contact direct cu vaporizarea agentului frigorific

primar care are loc sub punctul triplu cu presiunea sub 6 mbari. Condensarea vaporilor de apă

are loc în timpul compresiei şi a răcirii ulterioare (Paul 1996), sau într-un schimbător de

căldură în generatorul de gheaţă binară (Zakeri, 1997).

Metoda se bazează pe principiul punctului triplu de vacuum - îngheţ. Soluţia de apă de

alimentare este introdusă într-o cameră de vacuum unde presiunea este uşor sub valoarea din

punctul triplu al soluţiei. O fracţiune din debitul de alimentare se transformă în vapori. Întrucât

procesul este adiabatic, cantitatea de căldură necesară evaporării va fi extrasă din restul apei de

alimentare, ceea ce duce la formarea cristalelor de gheaţă. Acestea devin suspendate în fluid şi

formează un lichid capabil a fi pompat – gheaţa binară. Camera în care se produce vaporizarea

poate fi agitată mecanic pentru a se mări suprafaţa de vaporizare. De asemenea se pot folosi şi

dispozitive de introducere prin pulverizare pentru ca vaporizarea să fie intensificată (Collet s.a. -

1985).

Vaporii de apă şi gazele necondensabile trebuie îndepărtate afară din rezervor astfel încât

presiunea să fie menţinută la valoarea iniţială. Acest lucru poate fi realizată în două feluri:

compresie şi condensare (Paul 1996) sau sublimare / condensare (Zakeri, 1997 sau Jans, 1998).

41

Cel mai eficient mijloc de producere al gheţii binare implica un proces de îngheţ în

vacuum prin transfer de căldură la contact direct, unde apa este folosită ca agent frigorific. O

schemă a unui astfel de ciclu este prezentată în figura 3.5. În vaporizator (1), care conţine o

soluţie de apă cu sare, apa este vaporizată, comprimată şi ajunge la presiunea din condensator

(3). Presiunea din vaporizator este apropiată de cea a punctului triplu al apei, puţin sub 6 mbar, şi

de aici numele comun de gheaţă sub vacuum pentru astfel de sisteme.

Figura 3.5. Schema de generare a ghetii binare cu apa ca agent frigorific

Legendă:

1 = vaporizator 2 = compresor 3 = condensator

4 = pompă gheaţă binară 5 = vas de stocaj gheaţă 6 = stocaj apă

7 = ventil laminare 8 = turn de răcire 9 = ventil laminare

Compresorul trebuie sa vehiculeze un volum foarte mare de agent datorită presiunii

scazute a apei. Cele mai multe sisteme folosesc compresoare centrifugale. Pentru a evita

comprimarea de volume mari de vapori de apă, metode alternative sunt şi au fost investigate.

Aici un vaporizator normal, răcit cu un agent frigorific clasic, îngheaţă vaporii de apă necesari a

elimina căldura de fuziune în timpul procesului de generare al gheţii în lichid. Pentru a permite

operarea continuă, două vaporizatoare sunt instalate în acest sistem. Unul lucrează ca şi

congelator pentru vaporii de apă, construind un strat subţire de gheaţă în timp ce al doilea

vaporizator este dezgheţat de condensul agentului frigorific primar. Doar o pompă mică de

vacuum este necesară pentru a menţine presiunea punctului triplu al apei în generatorul de

gheaţă.

Cicluri de dezgheţ ar putea fi necesare pentru acest tip de schimbător de căldură,

deoarece este foarte posibil să îngheţe dacă folosesc apa pură. Dacă se adaugă un aditiv cum ar fi

etanolul, vaporii formaţi vor fi relativ bogaţi în aditiv şi astfel formarea de gheaţă în procesul de

condensare este puţin probabilă.

42

Cele mai multe sisteme de producere a gheţii în vacuum sunt instalate în Africa de Sud

pentru răcirea minelor adânci (Paul 1996). Cele mai multe din aceste sisteme folosesc

compresoare centrifugale, cu toate ca în unele cazuri sunt folosite şi sisteme cu ejecţie. În funcţie

de temperatura disponibilă pentru condensarea vaporilor de apă, unele sisteme sunt construite în

cascadă, folosind echipamente de refrigerare obişnuite cu CFC, HCFC, HFC sau amoniac pentru

prima treaptă. Toate compresoarele centrifugale folosite pentru vaporii de apă sunt compresoare

desalinizate modificate.

Sistemul a fost folosit ca şi pompă de caldură în Danemarca înca din 1986. Apa de mare

este parţial îngheţată folosind un sistem de gheaţă în vacuum cu un compresor centrifugal.

Aceasta conduce la eliminare de entalpii mari din apa de mare în comparaţie cu răcirea apei de

mare în pompele de căldură traditionale (Madsboll si altii 1994). Iniţial prima treapta a

sistemului în cascadă folosea freon R12.

Mărimea generatorului de gheaţă binară folosind apa ca agent frigorific este destul de

mare în comparaţie cu alţi agenţi frigorifici, datorită presiunii foarte scăzute de operare şi în

consecinţă volumul mare al vaporilor de apă. De asemenea căderile de presiune trebuie să fie cu

atenţie evitate din moment ce o cădere mică de presiune de 1 mbar reprezintă 25 % din presiunea

de vaporizare. De aceea conductele de agent frigorific (vapori de apă) trebuie să aibă diametre

foarte mari şi să fie cât mai scurte.

Sistemele instalate care folosesc compresoare centrifugale au capacitaţi frigorifice

cuprinse între 150 kW şi 3 MW. Sistemele cu ejectie pornesc de la 50 kW capacitate frigorifică

(Malter 1996).

La Institutul Tehnologic Danez s-a dezvoltat un sistem cu o capacitate mică şi cu un

compresor mecanic de tip cicloid. Un amestec de apă şi carbonat de potasiu cu punctul de îngheţ

în jurul a -2°C a fost utilizat (Madsboll şi alţii 1994).

Până acum nici unul din aceste sisteme nu au fost dezvoltate la nivel de producţie.

Avantajul evident al folosirii apei ca şi agent frigorific în producţia de gheaţă binară este

acela al siguranţei asupra mediului, datorită unui foarte scazut GWP, neinflamabil şi netoxic. Alt

avantaj este acela al schimbătorului de căldură cu contact direct, rezultând o ineficienţă scăzută

datorită diferenţei de temperatură, ineficienţă destul de ridicată la tradiţionalele schimbătoare de

căldură. Când este comparată cu sistemele cu vaporizare directă a altor agenţi frigorifici, apa are

avantajul că nu afectează proprietăţile gheţii binare. Mai mult, orice cantitate de apă, agent

frigorific care este introdus în gheaţa binară, se va amesteca perfect cu apa purtătoare de gheaţă

şi se va returna în siguranţă în generator.

Totusi, producţia de gheaţă binară folosind apa ca agent frigorific este limitată la

temperaturi cuprinse între punctul de îngheţ al apei 0°C şi aproximativ -4°C datorită creşterii

43

extraordinar de mari a volumului vaporilor de apă ce trebuie să fie compresaţi la temperaturi

scăzute (Malter 1996).

3.1.1.C. Evaporarea la contactul direct a unui agent frigorific nemiscibil primar. Aceasta duce

la eliminarea suprafeţei de schimb de căldură şi conduce la rate de transfer de căldură mai

mari. Metoda este similară cu aceea a generării de gheaţă sub vacuum, cu excepţia că este

folosit un agent frigorific primar altul decât apa. (Wobst 1999).

Unele instalaţii industriale folosesc un agent frigorific primar care vaporizează direct într-

un fluid cu scopul formării de gheaţă în acest fluid. Pentru desalinizarea apei de mare, un

asemenea proces a fost aplicat cu succes (Byrd 1986, Wiegandt 1987). Aplicaţia vaporizării

directe a agentului frigorific a atras de asemenea atenţia şi pentru producţia de gheaţă binară

pentru sistemele de răcire secundare (Knodel şi alţii 1986). Două principii de bază sunt

observate: acolo unde un singur fluid (apa) este folosit atât ca agent frigorific primar cât şi ca

agent frigorific secundar, şi al doilea acolo unde un agent frigorific primar nemiscibil este

folosit. Pentru prima metodă sunt necesare presiuni scăzute, în schimb pentru a doua metodă

presiunile ridicate sunt necesare în vaporizator acolo unde se formează cristalele de gheaţă. În

această secţiune este descrisă metoda cu agent frigorific nemiscibil.

Într-un generator de gheaţă binară cu contact direct, agentul frigorific primar este

expandat şi apoi injectat într-un tanc unde vaporizează. Vaporizarea răceste şi suprasaturează apa

şi astfel sunt formate particule mici de gheaţă. Dispozitive de injecţie sunt necesare în tancul de

vaporizare pentru a distribui agentul frigorific primar astfel încât gheaţa binară se va forma în

mod uniform în tanc. Ele trebuie să fie proiectate astfel încât să nu existe riscul de formare de

gheaţă pe suprafaţa lor. De asemenea injecţia şi vaporizarea trebuie să producă suficientă

turbulenţă pentru a se asigura formarea de cristale de gheaţă.

Extragerea gheţii binare din tanc ar putea fi o problemă, deoarece presiunile de operare

din tanc sunt mai mari decât presiunea atmosferică şi pentru că agentul frigorific primar trebuie

să rămână în întregime în vaporizator. O altă opţiune este de a folosi similitudinea tancului cu o

bancă de gheaţă, şi de a instala schimbătoare de căldură în interiorul tancului. O agitaţie

adiţională ar putea fi necesară pentru a menţine omogenă gheaţa binară.

Avantajul principal al unui sistem cu contact direct este acela că nu există nici o graniţă

fizică între agentul frigorific primar şi gheaţa binară, reducând costurile şi crescând rata de

transfer de căldură. Aceasta, totuşi, poate fi văzută şi ca un dezavantaj, daca motivul principal

pentru a instala un sistem de gheaţă binară a fost de a creia o graniţă fizică între agentul frigorific

primar şi schimbătorul de căldură al clientului.

44

Câteva grupuri de cercetători au lucrat la generatoare de gheaţă cu vaporizare prin contact

direct. Acestea sunt Chicago Bridge & Iron Company USA (knodel 1986), ILK Dresden

Germany (Wobst 1999) şi Universitatea de Ştiinţe Aplicate din Yverdon-les-Bains Elveţia

(Hansen şi alţii 2001). Coldeco din Franta deţine patente şi doreşte să comercializeze sisteme cu

generatoare de gheaţă binară cu vaporizare prin contact direct, (figura 3.6.) (Chuard si Fortuin

1999). Până acum, totuşi, există doar instalaţii experimentale.

Figura 3.6. Generator de gheata binara cu vaporizare prin contact direct

În figura 3.6. este reprezentată schematic o instalaţie de generare gheaţă binară cu

vaporizare prin contact direct. Echipamentele componente ale instaţiei sunt: compresor (1),

condensator răcit cu aer (2), rezervor de agent frigorific (3), ventil de laminare (4) şi generatorul

de gheaţă binară (5).

Grupul ILK din Dresda a raportat o rată de transfer de căldură pe unitatea de volum de

aproximativ 1000 W/m3K (Wobst 1999). Aceasta implică că dimensiunea instalaţiilor va fi mai

degrabă mare, dar tancul(rile) pot fi folosite şi ca tancuri de stocare, eliminând astfel necesarul

de tancuri adiţionale. Pentru capacităţi mari, generatoarele de gheaţă binară trebuie să fie folosite

în paralel, reducând beneficiile economice ale creşterii scalei în aplicaţiile la scară largă. De

exemplu un tanc cu un volum de 10 m3 ar fi necesar pentru o capacitate frigorifică de 50 kW

dacă o diferenţă de temperatură de 5 K poate fi atinsă între agentul frigorific şi gheaţa binară.

Deoarece nu există perete pentru transferul de căldură între agentul frigorific şi gheaţa

binară, nu este necesară o diferenţă mare de temperatură şi ciclul primar de răcire foloseşte mai

puţină putere decât generatoarele de gheaţă cu un perete solid pentru transferul de căldură.

Eficienţa circuitului primar de răcire poate fi uşor redusă datorită injectorului; de asemenea ar fi

necesară ceva putere pentru omogenizarea gheţii binare. Nu a fost raportat consumul exact de

energie pentru aplicaţiile cu gheaţă binară.

45

Distribuţia proastă a agentului frigorific în generatorul de gheaţă va conduce la probleme

operaţionale. Aceasta va cauza formarea non-uniformă a gheţii şi poate provoca blocaje în

capurile de injecţie prin îngheţare în interiorul lor.

Probleme de operare intervin dacă agentul frigorific este chiar şi foarte puţin solubil în

apă, după cum agentul frigorific ar putea pătrunde în sistemul de răcire cu gheaţă binară. Acesta

cauzează probleme de siguranţă în cazul agenţilor frigorifici toxici sau inflamabili, ori probleme

asupra mediului înconjurător dacă agentul frigorific are un potenţial global de încălzire mare,

cum ar fi cazul substanţelor fluorinate total folosite de unele grupuri de cercetare. O cantitate

mică de agent frigorific trebuie să fie inclusă în cristalele de gheaţă indiferent de cât de insolubil

este agentul frigorific. Probleme similare sunt asociate cu uleiul de ungere. Aceste probleme pot

fi reduse prin instalarea de separatoare de ulei, care vor creşte costurile sistemului.

Orice agent frigorific care insolubil cu apa poate fi utilizat, dar deoarece insolubilitatea

completă este rară, agentul frigorific trebuie să fie cât mai insolubil. Hidocarburile şi HFC-urile

pot fi folosite, dar nu amoniacul.

În cazul amoniacului ca agent frigorific, trebuie inclus un pas adiţional folosind un lichid

nemiscibil, complet insolubil în apă, care are de asemenea un punct de îngheţ scăzut, de exemplu

unele tipuri de parafină.

În gheaţa binară pot fi folosiţi doar aditivi care nu vaporizează uşor. Etanolul nu poate fi

folosit, în timp ce aditivi anorganici pot fi folosiţi. Sistemele cu contact direct au fost investigate

extensiv în aplicaţii pentru desalinizarea apei de mare; clorura de sodiu poate fi deci folosită. De

asemenea folosirea glicolului a fost raportată în instalaţii test.

Fracţia maximă de gheaţă ce poate fi atinsă raportată de Fukusako şi altii (1999) este de

40%. La aceste concentraţii mari va fi foarte dificil de a extrage gheaţa binară din tanc. Nu este

cunoscut cum este afectat procesul de vaporizare de fracţiile mari de gheaţă.

3.1.1.D. Contactul direct al unui agent frigorific nemiscibil secundar. Aceasta conduce la

eliminarea pereţilor de schimb de căldură, dar spre deosebire de vaporizarea la contact direct,

un schimbător de căldură, vaporizator, este necesar în circuitul frigorific primar (Watanabe şi

alţii 1995).

Un aranjament alternativ pentru un schimbător de căldură cu contact direct a fost testat de

o companie Japoneza şi descris de Fukusako şi alţii (1999). Aici agentul frigorific primar este

folosit pentru răcirea unui lichid nesolubil care este apoi dispersat în tancul de gheaţă folosind

capete de injecţie similare celor din sistemul cu vaporizare directă. Avantajul acestei metode este

că se poate folosi un agent frigorific primar miscibil cu apa cum este de exemplu amoniacul.

46

Totuşi cererea de lichid nesolubil este mare, deoarece trebuie să aibă densitate mai mare decât

apa şi de asemenea un punct de îngheţ foarte scăzut. Nu sunt menţionate fluidele secundare

utilizate, cu exceptia faptului că sunt componente organice. Un sistem similar a fost dezvoltat de

Chicago Bridge & Iron Company în USA.

Figura 3.7. Generator de gheaţă binară cu contact direct de lichid

Schema unui astfel de generator este prezentată în figura 3.7. Generatorul conţine un

circuit suplimentar în care un lichid mai greu, nemiscibil produce schimbul de căldură între

gheaţa binară şi agentul frigorific primar. Lichidul nemiscibil (de la partea inferioara a

generatorului) este răcit prin vaporizarea agentului primar şi este apoi amestecat cu soluţia

apoasa în ejector. Deoarece temperatura lichidului este sub temperatura de îngheţ a soluţiei

apoase, are loc formarea de cristale de gheaţă. În tanc, cristalele de gheaţă se ridica în sus, în

timp ce lichidul mai greu, coboara la partea de jos a tancului de unde este apoi returnat cu o

pompă în vaporizator.

Este dificil de a gasit un lichid potrivit pentru acest generator de gheaţă, deoarece

cerinţele pentru acest lichid greu sunt stricte. Lichidul trebuie să aibă o densitate mai mare decât

a apei şi trebuie să fie nemiscibil cu ea. Mai mult, lichidul trebuie să aibă un punct de îngheţ mai

scăzut decât cel al apei. Alt dezavantaj al generatorului de gheaţă binară cu contact direct şi

agent frigorific secundar este ciclul suplimentar, unde atât costurile de investiţie cât şi cele de

exploatare (consumul de energie) sunt relativ mari.

Acest tip de generator de gheaţă binară a fost descris global de Rivet şi alţii (1998) şi de

Ure (1997). Recent, un consorţiu format din trei companii a introdus un sistem bazat pe această

tehnologie şi a fost premiat de Asercom Energy Efficiency Award în 2003.

Un alt sistem a fost investigat în Japonia. Gheaţa fragilă foloseşte injecţia aerului rece

într-un strat de gheaţă pentru a crea gheaţa binară (Fukusako şi alţii 1999, Inaba 2001).

47

3.1.1.E. Eliminarea particulelor de gheaţă de pe suprafaţa vaporizatorului prin creşterea vitezei

de curgere a gheţii binare şi prin creşterea temperaturii de vaporizare odată cu aparţia

cristalelor de gheaţă.

Gheaţa binară, în special acea facută din fluide cu concentraţii mari de aditivi, poate fi

produsă în schimbătoare de căldură convenţionale, dacă temperatura de vaporizare a agentului

frigorific primar şi debitul de gheaţă sunt controlate atent. În generatorul de gheaţă binară cu

răzuire hidraulică, particulele de gheaţă sunt îndepărtate de la perete de fluidul care curge, deci

de aici şi numele de „generator de gheaţă cu răzuire hidraulică”; un prototip a fost dezvoltat la

Centrul Tehnic din Dinan în Franta.

Schema acestui generator este prezentată în figura 3.8. Consistă dintr-o buclă frigorifică

primară şi o buclă frigorifică secundară sau de gheaţă binară.

Figura 3.8. Schema unui generator de gheaţă binară cu răzuire hidraulică

Bucla standard de refrigerare constă dintr-un compresor (20), un condensator (22) un

vaporizator (1) şi o valvă de expansiune (25).

În zona de intrare În vaporizator, presiunea de vaporizare este controlată de o valva (23).

În plus, circuitul primar conţine un circuit de gaz fierbinte (36) şi încă o valvă de regularizare

(27).

Bucla de gheaţă binară este alcătuită dintr-un vaporizator (1), o pompă (8), un motor cu

viteză variabilă (13), un tanc de stocare (12), ştuţuri de măsură pentru presiune şi temperatura

(10 şi 11) şi o cutie de control (11).

Distribuţia gheţii binare până la punctul de consum se realizează prin pompa (8b), linia

de distribuţie (5), linia de retur (7) şi schimbătorul de căldură pentru topirea gheţii (6).

Măsurările de temperatură şi presiune în bucla de gheaţă binară sunt folosite pentru a

determina formarea cristalelor de gheaţă în generatorul de gheaţă binară. Atunci când diferenţa

48

de presiune între intrarea şi ieşirea agentului frigorific creşte iar diferenţa de temperatură scade,

indică faptul că cristalele de gheaţă au început să se formeze în generator.

Controlerul electronic initiază 2 acţiuni care au 3 consecinţe (C):

Acţiunea 1 - creşte foarte repede debitul de gheaţă binară

C1 – Creşterea debitului de gheaţă binară generează turbulenţa care determină cristalele

de gheaţă să se detaşeze de pe suprafaţa vaporizatorului.

C2 – Creşterea de viteză datorită creşterii debitului modifică transferul de căldură ajutând

la eliminarea cristalelor de gheaţă de pe suprafaţa vaporizatorului.

Actiunea 2 - scăderea în acelaşi timp a capacităţii frigorifice

C3 – Scăderea capacităţii frigorifice creşte efectul consecinţei C2

Ca rezultat al acestor acţiuni, cristalele de gheaţă formate pe suprafaţa vaporizatorului se

detasează de pe suprafaţa şi sunt eliminate în agentul frigorific secundar formând gheaţa binară.

Diferenţa de presiune în bucla de refrigerare scade, diferenţa de temperatură creşte şi debitul

revine la condiţii nominale.

3.1.1.F. Îndepărtarea continuă a gheţii de pe suprafaţa schimbătorului de căldură cu un pat

fluidizat. Impactul particulelor solide (de exemplu oţel) previne crearea unui strat de gheaţă pe

suprafaţa de schimb de căldură şi creşte rata de transfer de căldură (Meevisse 2001).

Schimbătoarele de căldură cu pat fluidizat sunt cunoscute de câţiva ani şi în zilele noastre

sunt folosite în principal pentru schimbul de căldură ce implică fluide cu impurităţi (Klaren

2001). Mai înainte sistemele cu pat fluidizat au fost folosite pentru purificarea apei prin

îngheţare, o aplicaţie similară cu acea a producerii gheţii binare. Sistemul cu pat fluidizat a fost

sugerat ca o soluţie de producere a gheţii binare prima dată de către Klaren (1991).

Schimbătoarele de căldură cu pat fluidizat sunt de tipul tub în manta sau tub în tub. Pe

partea exterioară un agent frigorific vaporizează, de exemplu amoniacul, o hidrocarbură sau un

agent halogenat. Gheaţa se formează pe sau lângă suprafaţa interioară a tuburilor montate în

manta. Tuburile conţin un pat fluidizat, care constă în particule mici de oţel sau sticlă cu

diametrul cuprins între 1 şi 5 mm. Aceste particule sunt fluidizate de curgerea unui fluid din care

se va forma ulterior gheaţa binară. Atunci când sunt fluidizate, particulele lovesc în mod

continuu pereţii tuburilor. Creşterea unui strat de gheaţă pe pereţi este astfel împiedicată, după

cum este aratat în figura 3.9. Particulele din patul fluidizat de asemenea deranjează în mod

continuu stratul limită de schimb de căldură. Grosimea acestui strat limită devine subţire şi ratele

de transfer de căldură sunt îmbunătăţite.

49

Figura 3.9. Particulă / gheaţă

Figura 3.10. Pat fluidizat de gheaţă binară

Folosită numai în probleme de desalinizare, începând cu anii '90, generatoarele de gheaţă

binară cu pat fluidizant au început să fie utilizate la producere de gheaţă binară la propunerea lui

Klaren and Van der Meer, 1991. Aceasta constă dintr-un număr de tuburi verticale aranjate într-o

configuraţie manta şi tub. Un agent frigorific primar vaporizează în afara tuburilor verticale

(figura 3.10.).

Patul fluidizant este localizat în interiorul tuburilor şi constă în particule solide şi

particule de gheaţă fluidizate prin curgerea de jos în sus a unei faze lichide. Particulele solide

înlătură gheaţa formată pe pereţii tubului şi le transportă în fluxul principal. Particulele solide

sunt separate la ieşirea din schimbător şi refolosite la intrare prin intermediul unui tub de

coborâre.

Principiul este asemănător cu cel al generatorului de gheaţă binară cu suprafaţă răzuită,

particulele solide putând fi considerate o multitudine de mici "răzătoare" locale.

Avantajul acestui schimbător de căldura este acela de a nu exista limitări ale suprafeţei de

schimb de căldură. Schimbătorul de căldură poate fi pus în funcţiune printr-o simplă pompă. De

aceea în comparaţie cu generatorul de gheaţă binară cu suprafaţă răzuită, în tuburi pot fi obţinute

viteze relativ mari fără probleme mecanice. Se presupune că şi coeficientul de transfer de căldură

va avea valori ridicate.

50

Paturile fluidizate în schimbătoarele de căldură cu tuburi multiple pot fi fluidizate

simultan prin instalarea unor aparate de distribuţie a fluidului la intrarea în tuburi. Aceste paturi

fluidizate paralele pot fi apoi operate de o singură pompă. Paturile fluidizate multiple pot fi

aranjate simplu într-un schimbător de tip tub în manta care permite beneficii importante la scară

largă. Aceste beneficii pot fi obţinute şi prin creşterea înălţimii tuburilor. În schimbătoarele de

căldură cu paturi fluidizate pentru alte scopuri decât răcire, înalţimi de până la 10m au fost

aplicate cu succes.

Un schimbător de căldură cu pat fluidizat poate fi operat cu sau fără circulaţia

particulelor, în funcţie de viteza superficială folosită. În modul cu circulaţie, particulele se miscă

continuu afară la partea superioară din patul fluidizat şi trebuie să fie reintroduse la partea

inferioara a tubului inapoi în patul fluidizat. Pentru acest mod de operare, schimbătorul de

căldură este echipat cu o zonă unde particulele pot fi separate din gheaţa binară. De asemenea un

burlan de scurgere este necesar unde particulele sunt stocate sub forma unui pat compact ce se

mişcă încet în jos.

În figura 3.10. este prezentată o schemă a schimbătorului de căldură cu pat fluidizat, în

care sunt mai multe paturi fluidizate paralele. Particulele sunt circulate printr-un burlan de

scurgere în exteriorul mantalei. Pentru diferite tipuri de particule, în special particule mici şi

uşoare, un aparat de separare cum ar fi un ciclon ar trebui să fie instalat pentru a separa

particulele din gheaţa binară.

Până acum nu au fost realizate instalaţii comerciale bazate pe acest tip de generator. La

scara de laborator, asemenea generatoare functionează acceptabil. Controlul particulelor solide în

gheaţa binară şi controlul diferenţei de temperatură permise în sistem este un parametru esenţial

pentru funcţionarea stabilă şi continuă a generatorului. Aceşti factori trebuie să fie exploraţi mai

mult. Tehnica cu schimbător de căldură cu pat fluidizat este foarte cunoscută din diverse aplicaţii

în afara gheţii binare şi este folosită extensiv (Klaren, 2000).

Transferul de căldură între pat şi perete este relativ mare (2500 3000 W/m2K) datorită a

trei efecte: stratul limită laminar, care creiază rezistenţă termică, este redus în mărime de

particule; particulele transferă de asemenea căldură prin conducţie în timpul contactului; si în

final pereţii schimbătorului de căldură sunt ţinuţi fără gheaţă datorită coliziunii cu particulele.

Diferenţa de temperatură între agentul frigorific primar şi gheaţa binară trebuie să fie

mică; deci consumul de energie va fi şi el mic. Puterea adiţională este necesară doar pentru

pompa de circulaţie a gheţii binare, care de asemenea furnizează energie pentru fluidizare. Cu o

selecţionare atentă a condiţiilor de funcţionare, puterea de pompare necesară poate fi menţinută

în limite rezonabile, între 1 şi 5 % din capacitatea frigorifică.

51

Sistemele cu pat fluidizat pot fi construite mici, şi capacităţile pornesc de la câţiva

kilowatti. Paturile fluidizate sunt în mod esenţial verticale, deci aceste sisteme nu vor necesita

spaţiu mult pe orizontală, dar instalaţiile mari nu pot fi montate în camere cu inalţimi mici.

Producţia de gheaţă la trecerea prin patul fluidizat creşte cu doar câteva procente fracţia masică

de gheaţă, deci un tanc de stocare va fi aproape întotdeauna necesar.

Investiţiile sunt mici deoarece nu sunt necesare părţi mecanice complicate în mişcare

(Meewisse 1999). Totuşi instalaţiile la temperaturi relative mari necesită suprafeţe mari de

transfer de căldură, şi deci există o limită maximă ce poate fi utilizată între temepartura agentului

frigorific primar şi temperatura gheţii binare. Echipamente adiţionale sunt o pompă şi un tanc de

stocare. Acest tanc de stocare poate fi folosit de a aduce beneficii economice atunci când

intervine un vârf de sarcină.

Costurile de operare şi mentenanţă sunt mici, deoarece nu exista părţi mecanice, cu

excepţia pompei. Particulele din patul fluidizat sunt ieftine şi orice tip de aditiv poate fi utilizat

atâta timp cât materialele folosite sunt rezistente la coroziune la substanţele folosite.

O limită deja menţionată este diferenţa maximă de temperatura între agentul frigorific şi

gheaţa binară. La diferenţe mari de temperatură, particulele din patul fluidizat nu pot împiedica

îngheţarea pereţilor schimbătorului de căldură. La concentraţii mici de aditiv, cea ce înseamnă

temperaturi mari ale gheţii binare, diferenţa de temperatură maximă permisă este scăzută

(Meewisse 2001).

Alte limite sunt asociate cu fluidizarea particulelor. Porozitatea patului nu poate să fie

prea mare, pentru că atunci particulele nu vor acoperi în întregime suprafaţa de schimb de

căldură. De asemenea viteza de fluidizare trebuie să fie suficient de mare; altfel particulele nu

vor ciocni suprafaţa de schimb de căldurpă suficient de puternic pentru a preveni crearea unui

strat de gheaţă pe perete. Datorită acestei viteze minime, timpul de rezidenţă al gheţii binare în

patul fluidizat este limitat. Fracţia de gheaţă ce poate fi atinsă după o trecere este deci limitată; o

creştere de 2 3 % este de aşteptat după o singura trecere la sistemele medii.

O altă limitare este distribuţia pe verticală a acestor instalaţii. Spaţiul vertical limitat într-

o aplicaţie ar putea împiedica instalarea unui generator de gheaţă binară de dimensiuni optime.

Fiabilitatea pe termen lung nu a fost încă testată la generatoarele de gheaţă binară cu pat

fluidizat. Alte schimbătoare de căldură cu pat fluidizat au fost utilizate de mulţi ani (Rautenbach

1996; Klaren 2000). Degradarea componentelor datorită abraziunii particulelor a fost observată,

totuşi aceste degradări sunt suficient de scăzute pentru a asigura operarea acestor sisteme pe o

perioadă îndelungată fără operaţii de mentenanţă.

Orice aditiv în gheaţa binară poate fi folosit pentru scăderea punctului de îngheţ atâta

timp cât materialul este rezistent la acest aditiv. Un schimbător de căldură cu pat fluidizat poate

52

fi realizat, de exemplu, din oţel, cea ce ar putea ridica probleme dacă soluţii de clorură de sodiu

sunt utilizate. Diferite tipuri de oţeluri sau chiar şi de cupru pot fi folosite, sau inhibitori de

coroziune pot fi adăugaţi la gheaţa binară.

Producţia de gheaţă binară cu fracţii mari de gheaţă este posibilă (până la 30%), din

moment ce ratele de transfer de căldură sunt relativ neafectate de creşterea fracţiei de gheaţă.

Treceri multiple prin generator vor fi totuşi necesare pentru a obţine fracţii de gheaţă mai mari.

3.2. Metode de stocare a gheţii binare

3.2.1. Consideraţii privind procesul de stocare a gheţii binare

Procesul de “stocaj” al energiei se realizează utilizând căldura sensibilă a diferitelor

materiale, căldura latentă de vaporizare, căldura latentă de topire, funcţie de “cantitatea” de

energie ce trebuie stocată, de volumul tancului de stocare, de proprietăţile agentului de lucru, etc.

Procesul de stocare a gheţii binare este însoţit de fenomene complexe la interfaţa celor

doua subsisteme componente, solid şi lichid. Evoluţia subsistemelor şi a suprafeţei de separaţie

este funcţie de timp, o analiză a acestora presupunând luarea în consideraţie a tuturor

fenomenelor ce le influenţează.

Fenomenele de schimbare de faţă determină viteza de evoluţie a suprafeţei de separaţie

modificând structura proprietăţilor termofizice ale zonelor din amestec.

Analiza evoluţiei frontului de schimbare de fază ţine cont de condiţiile de graniţă de tip

Neumann ca şi de condiţiile de contact, expresie a legii de conservare a energiei.

Amestecul bifazic în repaus relativ suportă o stratificare. Zona solidă cu densitate mai

mică se distribuie la partea superioară, iar lichidul la partea inferioară.

Între cele două zone majoritare solid şi lichid se formează o zonă de amestec, în tancul de

stocaj apărând astfel trei zone distincte.

Analiza fenomenelor din tancul de stocaj a fost făcută neglijându-se procesele a căror

influenţă este foarte mică şi având în vedere următoarele ipoteze simplificatoare:

- fluxurile termice transferate prin pereţii tancului către mediul ambiant sunt considerate mici

având în vedere izolaţia termică a acestuia;

- transferul de căldură între cele trei zone de fluid din tancul de stocaj şi mediu este redus (în

anumite situaţii chiar nul);

- câmpurile termice în fiecare din cele trei zone sunt staţionare şi uniforme, valoarea lor fiind

marcată în punctul central al zonei;

- proprietăţile termofizice ale fiecărei zone sunt funcţii de temperatură specificate în calcul;

- variaţiile de volum ale zonelor în timp datorate procesului de schimbare de fază sunt mici şi

pot fi considerate neglijabile.

53

Metodele de stocaj au drept scop reducerea sarcinilor termice în perioadele de consum de

vârf. Pentru aceasta luăm în consideraţie puterea frigorifică a generatorului, capabil să livreze

frig la consumator şi să asigure sarcina de stocaj, durata utilizării frigului stocat, regimul de lucru

al consumatorului de frig.

În perioada de sarcină normală frigul este asigurat de vaporizatorul instalaţiei, însă în

perioada de necesar crescut de frig este nevoie să fie utilizat şi frigul din tancul de stocaj al

instalaţiei pentru a reduce consumurile energetice care apar suplimentar în perioadele de vârf.

Puterea consumată de compresor în acest caz se diminuează deoarece nu mai este necesar

să fie acoperită sarcina frigorifică maximă numai cu ajutorul compresorului ci împreună cu

energia stocată.

În tancul de stocare pot apărea, funcţie de regimul de lucru al instalaţiei, regimuri

hidraulice diferite: perioade în care amestecul bifazic se află într-o mişcare continuă datorată

debitelor în circulaţie către tanc şi de la tanc, sau agitatorului amplasat în fluid care îl pune în

mişcare atât în scopul omogenizării acestuia cât şi pentru a se păstra starea de amestec bifazic cu

particule solide de mici dimensiuni, starea de repaus favorizând aglomerarea particulelor sub

forma unor bulgări de gheaţă sau a unor mase compacte de gheaţă aderente la peretele tancului

de stocaj.

3.2.2. Tipuri de strategii de stocare a gheţii binare

În prezent sunt cunoscute trei tipuri de strategii şi anume:

1. netezirea sarcinii – instalaţia frigorifică funcţionează constant la o putere medie pe 24ore

(sau alt interval de timp); în perioadele de vârf, când capacitatea instalaţiei frigorifice este

depăşită, diferenţa de putere frigorifică este completată de stocajul „încărcat” pe

perioadele de funcţionare cu sarcina utilă minimă (sau nulă);

2. comutarea sarcinii – instalaţia frigorifică este utilizată numai pentru stocaj frigorific în

perioadele în care nu există necesar de frig. Energia stocată este apoi comutată în timp ce

instalaţia frigorifică nu funcţionează;

3. metoda combinată – instalaţia frigorifică funcţionează la o treaptă superioară de putere pe

durata stocajului frigorific şi la o putere inferioară (de completare) pe perioada de

consum.

La alegerea uneia dintre cele trei strategii de stocare se au în vedere următoarele aspecte:

- cheltuieli minime de exploatare pentru producerea şi pomparea gheţii binare ;

- cheltuieli minime de investiţii, exprimate prin costurile aferente echipamentului frigorific,

echipamentului de generare şi stocare a gheţii.

54

3.2.2.1. Analiza numerică pentru stabilirea strategiei de stocare a gheții binare

Pentru exemplificarea alegereii strategiei de stocare s-a luat climatizarea de confort a

unei clădiri cu trei nivele unde îşi desfăşoară activitatea 72 de persoane.

Necesarul de frig s-a determinat având în vedere următoarele componente:

o numărul de persoane;

o activitatea personalului se desfăşoară activitate de luni până vineri

între orele 8.00-18.00;

o aporturile de căldură prin pereţii construcţiei;

o sursele de căldură interioare (calculatoare, iluminat).

Repartiţia necesarului de frig pe parcursul unei zile (după G. Vanghelescu şi C.

Negriţoiu, 2000) este redată grafic în figura 3.11.

Figura 3.11. Distribuţia necesarului de frig

1. Strategia de netezire a sarcinii – instalaţia frigorifică funcţionează constant la o putere medie

pe 24 ore (sau alt interval de timp); în perioadele de vârf, când capacitatea instalaţiei frigorifice

este depăşită, diferenţa de putere frigorifică este completată de stocajul „încărcat” pe perioadele

de funcţionare cu sarcina utilă minimă (sau nulă);

Din figura 3.11 se observă că pe o perioadă de 11 ore din zi (respectiv 46 % din timpul

unei zile), necesarul de frig are valori in medie de 30 de ori mai mari faţă de cel corespunzător

celorlalte 13 ore din zi.

55

Având în vedere distribuţia necesarului de frig (figura 3.11) rezultă un necesar total zilnic

de frig de 316 kWh (tabelul 3.2). Având în vedere strategia de netezire a sarcinii, pe de o parte, şi

consumul zilnic de frig de 316 kWh, pe de altă parte, rezultă că instalaţia frigorifică trebuie să

aibă o putere frigorifică orară de 14 kW.

Tabel 3.2.

Ora Necesarul orar de frig, Q,

[kWh]

Puterea frigorifica

cumulate, Qc, [kWh]

Puterea frigorifică a

instalaţiei [kW]

Putere frigorifică generată în raport cu

puterea frigorifică instalată [%]

0 0,92 0,92 14 100 1 0,92 1,84 14 100 2 0,92 2,75 14 100 3 0,92 3,67 14 100 4 0,92 4,59 14 100 5 0,92 5,51 14 100 6 2,13 7,64 14 100 7 2,0 9,64 14 100 8 20,99 30,64 14 100 9 23,0 53,64 14 100 10 24,71 78,35 14 100 11 25,85 104,20 14 100 12 26,56 130,76 14 100 13 26,89 157,66 14 100 14 27,96 185,61 14 100 15 29,7 215,31 14 100 16 30,7 246,01 14 100 17 31,65 277,66 14 100 18 33,82 311,48 14 100 19 0,92 312,4 14 100 20 0,92 313,32 14 100 21 0,92 314,24 14 100 22 0,92 315,16 14 100 23 0,92 316,07 14 100

Total 336

Tabelul 3.2. şi figura 3.11. arată că necesarul de frig depăşeşte capacitatea de producere

începând cu ora 8.00 până la ora 18.00, ceea ce este ilustrat în figura 3.12.

56

Figura 3.12. Producţia / necesarul de frig orar (metoda de netezire a sarcinii)

Se observă deasemenea că stocarea de energie se face în timpul nopţii între orele 18.00 şi 8.00.

Q8-18 301,83 kWh Necesarul de energie Q8-18 154 kWh Energia generată la funcţionarea instalaţiei la capacitatea

maximă

Diferenţa dintre necesar şi generat, respectiv 147,83 kWh (532.188.000 J) este acoperită din

energia stocată, stocatQ în perioada 18.00-8.00.

2. Comutarea sarcinii – instalaţia frigorifică este utilizată numai pentru stocaj frigorific în

perioadele în care nu există necesar de frig. Energia stocată este apoi utilizată la consumator, în

timp ce instalaţia frigorifică nu funcţionează.

Având în vedere pe de o parte distribuţia necesarului de frig (figura 3.13. şi tabelul 3.3.,

din care rezultă un necesar total zilnic de frig de 316 kWh), şi pe de altă parte aplicarea strategiei

de comutare a sarcini, rezultă capacitatea frigorifică a instalaţiei corespunzatoare celor 13 ore de

funcţionare pe zi (24.30 kWh).

Dacă se consideră că profilul necesarului de sarcină este fluctuant şi dacă se consideră că

este oportună asigurarea unei rezerve de putere frigorifică pentru preluarea unor sarcini

frigorifice suplimentare neprevăzute, atunci se poate admite că pe parcursul celor 13 ore

compresorul funcţionează la numai 75% din capacitatea nominală.

În aceste condiţii rezultă o capacitate frigorifică nominală de 33 kW.

57

Tabel 3.3.

Ora Necesarul orar de frig

Q, [kWh]

Puterea frigorifica cumulata Qc, [kWh]

Puterea frigorifică a instalaţiei

[kW]

Putere frigorifică generată în raport cu puterea frigorifică

instalată [%]

0 0,92 0,92 24,3 75 1 0,92 1,84 24,3 75 2 0,92 2,75 24,3 75 3 0,92 3,67 24,3 75 4 0,92 4,59 24,3 75 5 0,92 5,51 24,3 75 6 2,13 7,64 24,3 75 7 2,0 9,64 24,3 75 8 20,99 30,64 0 0 9 23,0 53,64 0 0 10 24,71 78,35 0 0 11 25,85 104,20 0 0 12 26,56 130,76 0 0 13 26,89 157,66 0 0 14 27,96 185,61 0 0 15 29,7 215,31 0 0 16 30,7 246,01 0 0 17 31,65 277,66 0 0 18 33,82 311,48 0 0 19 0,92 312,4 24,3 75 20 0,92 313,32 24,3 75 21 0,92 314,24 24,3 75 22 0,92 315,16 24,3 75 23 0,92 316,07 24,3 75

Total 316

Tabelul 3.3 şi figura 3.13. arată că instalaţia produce frig începând cu ora 18.00 până la ora 8.00.

Figura 3.13. Producţia / necesarul de frig orar (metoda de comutare a sarcinii)

58

Q8-18 316 kWh Necesarul de energie Q18-8 316 kWh ( stocatQ =1.137,6 x 106 J) Energie stocată

Q8-18 0 kWh Instalaţia frigorifică nu funcţionează

3. Metoda combinată – instalaţia frigorifică funcţionează la o treaptă superioară de putere pe

durata stocajului frigorific şi la o putere inferioară (de completare) pe perioada de consum.

S-a adoptat ipoteza că în intervalul 18.00 - 8.00 instalaţia frigorifică funcţionează pentru a

stoca energia corespunzătoare consumului minim de frig (20.99 kW x 11 ore), urmând ca ea să

acopere în intervalul 8.00 – 18.00 diferenţa până la maximum necesar (70.83 kW).

Având în vedere pe de o parte distribuţia necesarului de frig (figura 3.14. şi tabelul 3.4.,

din care rezultă un necesar total zilnic de frig de 316 kW), şi pe de altă parte aplicarea strategiei

combinate de stocare a sarcinii, rezultă capacitatea frigorifică a instalaţiei corespunzătoare celor

13 ore de funcţionare pe zi 18 kW şi capacitatea frigorifică a instalaţiei corespunzătoare

celorlalte 11 ore de funcţionare pe zi de 8 kW (44% din capacitatea maximă).

Necesarul mediu orar de frig în intervalul 8.00 – 18.00 este de 26.40 kW,

Frigul acumulat în intervalul de timp 18.00 – 8.00 (la o funcţionare de 100% a instalaţiei

frigorifice), acoperă consumul de frig în procent de 85 %, restul de 15 % fiind acoperit în

intervalul de timp 8.00 – 18.00 la o funcţionare a instalaţiei de 20 % din puterea totală.

Tabel 3.4.

Ora Necesarul orar de frig

Q, [kWh]

Puterea frigorifica cumulata Qc, [kWh]

Puterea frigorifică a instalaţiei

[kW]

Putere frigorifică generată în raport cu puterea frigorifică

instalată [%]

0 0,92 0,92 18 100 1 0,92 1,84 18 100 2 0,92 2,75 18 100 3 0,92 3,67 18 100 4 0,92 4,59 18 100 5 0,92 5,51 18 100 6 2,13 7,64 18 100 7 2,0 9,64 18 100 8 20,99 30,64 8 44,4 9 23,0 53,64 8 44,4 10 24,71 78,35 8 44,4 11 25,85 104,20 8 44,4 12 26,56 130,76 8 44,4 13 26,89 157,66 8 44,4 14 27,96 185,61 8 44,4 15 29,7 215,31 8 44,4 16 30,7 246,01 8 44,4 17 31,65 277,66 8 44,4 18 33,82 311,48 8 44,4 19 0,92 312,4 18 100 20 0,92 313,32 18 100

59

21 0,92 314,24 18 100 22 0,92 315,16 18 100 23 0,92 316,07 18 100

Total 334,4

Tabelul 3.4 şi figura 3.14. arată că instalaţia produce frig la capacitatea de 100 începând cu ora

18 până la ora 8.

Figura 3.14. Producţia / necesarul de frig orar (metoda combinată)

Q8-18 301,83 kWh Necesarul de energie Q18-8 234 kWh ( stocatQ =842,4 x 106 J) Energie stocată

Q8-18 88 kWh Instalaţia frigorifică funcţionează la capacitatea de 44,4 %

3.2.3. Tipuri de tancuri de stocare a gheţii binare

3.2.3.1. Tanc de stocare cu suprafaţă liberă

Tancul de stocare cu suprafaţă răzuită este de dimensiune mare şi este umplut până la

circa 80% din capacitatea sa (figura 3.15.).

Figura 3.15. Tanc de stocare cu suprafaţă liberă

60

Racordul de intrare a gheţii binare în tanc este plasat la partea superioară a acestuia. Pe

măsură ce gheaţa binară intră în tanc, cristalele de gheaţă plutesc la suprafaţă.

Se produce astfel o acumulare graduală de gheaţă de la suprafaţa tancului spre bază.

În cazul în care racordul de intrare a gheţii binare este plasat la partea inferioară a

tancului are loc ascensiunea particulelor de gheaţă către suprafaţă, ca urmare a diferenţei de

densitate; dacă se continuă alimentarea cu gheaţă binară se va ajunge în final la umplerea

tancului de sus în jos, până la baza acestuia.

3.2.3.2. Tanc de stocare sub presiune

Tancul de stocare sub presiune este alimentat cu gheaţă binară pe la partea superioară şi

este umplute în procent de 100% din capacitatea sa (figura 3.16.).

Figura 3.16. Tanc de stocare sub presiune

Acesta este motivul pentru care acest tip de tanc necesită un vas de expansiune care să

asigure preluarea creşterii de volum a amestecului din tanc ca urmare a acumulării gheţii în tanc.

În general acest tip de tanc este utilizat în instalaţiile cu tancuri locale aferente consumatorilor

individuali.

61

3.2.4. Scheme de stocare a gheţii binare

3.2.4.1. Schema de stocare a gheţii binare cu tanc local aferent unui consumator individual

Gheaţa binară produsă centralizat într-unul sau mai multe generatoare de gheaţă binara

este distribuită către un număr de tancuri locale aferente consumatorilor individuali, după Gladis

P.S. şi alţii (1997).

Aşa după cum se observă în figura 3.17, gheata binara alimenteaza tancurile locale pe la

partea inferioara. Datorita densitatii mai scazute a ghetii in raport cu apa, cristalele de gheata se

ridica la suprafata, iar solutia fara gheata se acumuleaza (ramane) la partea inferioara de unde

este preluata de pompa si trimisa la consumator.

Figura 3.17. Schema de stocare a gheţii binare cu tanc local

Tancurile locale de stocare joacă rol de vase tampon între generatorul de gheaţă binară şi

consumatorul de frig.

Acest tip de schemă realizează alimentarea consumatorului la nivelul mediu al

necesarului de sarcină cerut şi nu a celui de vârf.

3.2.4.2. Schema de stocare a gheţii binare cu tanc centralizat

Vasul de stocare din figura 3.18. joacă rolul de tampon între instalaţia frigorifică şi

necesarul real de frig la consumator.

Există varianta în care gheaţa poate fi stocată în interiorul tancului, sau utilizată numai

pentru răcirea apei de retur de la consumator, după cum mai există şi varianta ca gheaţa să fie

stocată şi fluidizată pentru acoperirea sarcinii de vârf la consumator.

62

În ambele variante volumul tancului de stocare este mai mic decât cel corespunzător

utilizării de apă răcită.

Figura 3.18. Schema de stocare a gheţii binare cu tanc centralizat

3.2.4.3. Schemă de distribuţie directă (făra tanc de stocare)

Schema presupune alimentarea directă a consumatorului (ventiloconvector, schimbător

de căldura cu plăci, serpentină de răcire) de la generatorul de gheaţa binară (figura 3.19.).

Figura 3.19. Schemă de alimentare directă a consumatorului

S-a constatat experimental că riscul de blocare cu gheaţă a echipamentului de transfer de

căldură este foarte limitat, chiar şi în cazul schimbătoarelor de căldură cu plăci, alimentate direct

cu gheaţă binară (Zafer Ure, 1999).

În cazul în care se utilizeaza echipamente şi instalaţii existente (răcire clasică cu agenţi

intermediari) şi se trece la sistem de răcire cu gheaţă binară, debitul necesar pentru asigurarea

aceleiaşi sarcini de răcire este substanţial redus.

În aceste condiţii, coeficientul intern de transfer de căldură se reduce şi el ca urmare a

scăderii vitezelor de circulaţie a fluidului prin instalaţie.

63

Pe de altă parte, diferenţa de temperatură dintre aer şi gheaţa binară este mai mare decât

diferenţa de temperatură dintre aer şi apa răcită, ceea ce compensează dezavantajul coeficienţilor

mai reduşi de transfer de căldură.

Reglajul parametrilor (temperatură şi debit) ghetii binare la consummator este realizat cu

ajutorul ventilelor termostatice acţionate de senzori de temperatură plasaţi la consumator şi pe

conducta de retur a soluţiei.

3.2.4.4. Schemă de distribuţie directă cu cameră de amestec

Avantajul major al acestei scheme constă în aceea că nu modifică coeficienţii de transfer

de căldură ai echipamentului existent şi în acelaşi timp elimină necesitatea montării unui tanc

local de stocare.

Aşa după cum se observă din figura 3.20., instalaţia este echipată cu cameră de amestec

realizat între fluxul de gheaţă binară care vine de la generatorul de gheaţă şi o parte din apa de

retur de la consumator.

Figura 3.20. Schemă de distribuţie directă cu cameră de amestec

Amestecarea produce topirea gheţii şi asigură în acest fel debitul dorit la consumator, ca

şi temperatura proiectată la intrare.

64

3.2.4.5. Schemă de distribuţie directă cu schimbător de căldură

Spre deosebire de schema precedentă cu cameră de amestec, schema din figura 3.21. este

prevăzută cu un schimbător de căldură care regleaza parametrii de intrare a gheţii binare, în

funcţie de temperatura dorită la consumator, cu ajutorul apei de retur.

Se observă că pe conducta de retur este montat un robinet termostatic care asigură

trecerea unui anumit debit prin schimbător, pentru acoperirea necesarului de frig la consumator.

Astfel, se poate considera că acest tip de instalaţie se autoechilibrează, în funcţie de

sarcina frigorifică.

Figura 3.21. Schemă de distribuţie directă cu schimbător de căldură

În cazul în care sarcina frigorifică se anulează, alimentarea cu gheaţă binară poate fi

complet oprită.

3.2.4.6. Schemă de distribuţie cu tanc de stocare

Una dintre soluţiile posibile de compensare a dezavantajelor legate de distribuţia directă

de gheaţă binară în instalaţiile existente de condiţionare a aerului este prezentată în figura 3.22.

65

Figura 3.22. Schemă de distribuţie cu tanc de stocare

Tancul local de depozitare a gheţii este utilizat în acest caz pentru separarea gheţii de

soluţia rece, care poate fi apoi pompată la consumator.

Debitul de apă rece poate fi reglat astfel încât să se coreleze cu necesarul de apă răcită al

echipamentului existent.

Această schemă reprezintă o modalitate relativ simplă de utilizare a gheţii binare într-o

instalaţie existentă, fără ca transferul de căldură, respectiv coeficienţii de transfer de căldură ai

echipamentului să fie afectaţi.

66

4. MODELAREA TEORETICĂ A PRODUCERII ŞI STOCĂRII GHEŢII BINARE

4.1. Modelul fizic al instalaţiei de gheaţă binară proiectată şi realizată în laboratorul de

termotehnică al U.T.C.B.

Generatorul de gheaţă binară cu suprafaţă răzuită cu agent frigorific amoniac

Din punctul de vedere al configuratiei geometrice, generatorul de gheaţă binară este

constituit din două tuburi concentrice şi dintr-un dispozitiv de răzuire a gheţii, format dintr-un ax

central (antrenat de un motor electric) pe lungimea căruia este fixată o bandă de raclare de formă

elicoidală.

Viteza de rotaţie a axului poate fi reglată în intervalul (0500) rot/min. prin modificarea

tensiunii de alimentare a motorului cu ajutorul unui autotransformator.

Pentru dimensionarea generatorului de gheaţă binară este necesară, în prima etapă,

determinarea coeficienţilor de transfer de căldură, atât pe partea agentului de lucru (soluţie

apoasă de etilen glicol 1% masic), care solidifică şi depune gheaţă pe suprafaţa interioară a

cilindrului interior, cât şi pe partea agentului frigorific (amoniac), care vaporizează în spaţiul

intratubular.

Pentru determinarea coeficientului convectiv de transfer de căldură, i , pe partea gheţii

binare s-a utilizat relaţia empirică pentru numărul Nu - specifică generării de gheaţă binară prin

răzuire (cu ajutorul unui şnec răzuitor), indicata de Bel et al. (1996):

142.0245.0 PrReRe

axialrad

gb

riii

ddNu

(4.1.)

unde:

i coeficient interior de transfer de căldură convectiv, [W/m2K];

id diametrul interior al ţevii interioare, [m];

rd diametrul exterior al rotorului, [m];

gb coeficient de conductivitate termică a gheţii binare, [W/mK];

radRe numărul Re radial, corespunzător vitezei de rotaţie, [-];

axialRe numărul Re axial, corespunzător vitezei axiale, [-];

Pr numărul Pr, [-].

Proprietăţile termofizice cuprinse în relaţia (4.1.) au fost calculate la temperatura medie a

amestecului bifazic.

Pentru ţeava interioară a generatorului de gheaţă binară s-a ales ţeavă din oţel fără sudură,

laminată la cald, cu dimensiunile Ø 219 x 6 mm (conform STAS 404/2-71).

67

În consecinţă id din relatia (4.1.) are valoarea 207 mm.

Pentru calculul coeficientului de conductivitate termică a gheţii binare, gb , s-a utilizat

relaţia lui Berg (1995, 1999), care se bazează pe modelul lui Jefrey (1973) care ţine seama şi de

interacţiunea termică între particulele de gheaţă:

131lgb (4.2.)

în care :

l conductivitatea termică a soluţiei apoase etilen glicol 1%, [W/mK];

g

lf

(4.3.)

unde:

l densitatea soluţiei apoase 1% etilen glicol, [kg/m3];

g densitatea gheţii, [kg/m3].

2

1

(4.4.)

unde:

l

g

g conductivitatea termică a gheţii, [W/mK];

32

2

16

325,01

(4.5.)

Fracţia de gheaţă, f , din soluţie poate fi în jur de 25 - 30% (ca valoare optimă),

depinzând de condiţiile operaţionale ale generatorului de gheaţă (de ex. debitul de curgere al

soluţiei, concentraţia soluţiei, timpul de formare al cristalelor de gheaţă, transferul de căldură

între soluţia binară şi agentul frigorific). În consecinţă s-a adoptat valoarea 30%.

Densitatea gheţii poate fi evaluată după Bell (1999) (care a stabilit o relaţie pentru

amestecul binar apă-etanol, bazată pe datele experimentale ale lui Perry (1973) şi Oliveras

(1989) şi ţinând seama de extrapolarea datelor din literatură până la temperatura de eutectic după

relaţia lui Levi:

41073,11917g , [kg/m3] (4.6.)

în care :

temperatura gheţii binare, [°C];

Densitatea soluţiei apoase 1% masic etilen glicol, l , la temperatura medie de - 2°C este

de 1000 kg/m3 (după Ashrae Fundamentals 2010);

68

Conductivitatea termica, l , a solutiei apoase 1% masic etilen glicol la temperatura

medie de - 2°C este de 0,535 W/mK (după Ashrae Fundamentals 2010);

Conductivitatea termica, g , a gheţii la temperatura medie de - 2°C este de 2,2 W/mK

(după Ashrae Fundamentals 2010);

În consecinţă gb din relatia (4.2.) are valoarea 0,83 W/mK.

radRe numărul Re radial, corespunzător vitezei de rotaţie, a şnecului prin componenta lui

tangenţială tw , a fost calculat, după (Bel şi alţii 1996) cu relaţia (figura 4.1.):

Figura 4.1. Schema constructivă a generatorului de gheaţă binară cu suprafaţă răzuită

gb

itgbrad

dw

Re , [-] (4.7.)

în care:

gb densitatea gheţii binare, [kg/m3], calculată cu relaţia:

1

1

lggb

ff

(4.8.)

anwww adt cot (4.9.)

unde:

dw viteza de antrenare a şnecului, [m/s] s-a calculat cu relaţia:

60

ndw i

d

; (4.10.)

unde:

69

n turaţia şnecului, [rot/min]

aw viteza axiala a gheţii binare, [m/s], s-a calculat cu relaţia:

22

4

ri

vgba

dd

Dw

; (4.11.)

unde:

vgbD - debit volumic de gheaţă binară, [m3/h]

rd - diametrul rotorului, [m];

unghiul de înclinare al lamelei, 10°;

gb vâscozitatea dinamică a gheţii binare, [Pa s], calculată după Bell, Ben Lekhdon, s.a., pe

baza vâscozităţii fazei lichide, amendată cu un factor ce depinde de fracţia volumetrică de solid,

cu relaţia:

6.162 00273.005.105.21 elgb (4.12.)

în care:

l vâscozitatea dinamică a solutiei apoase 1% eitlen glicol, [Pa s];

l = 0.0025 [Pa s]

axialRe = numărul Re axial, corespunzător vitezei axiale a fost calculat, după (Bell şi alţii 1996)

cu relatia :

gb

riagbaxial

ddw

Re (4.13.)

Pr numărul Prandtl, calculat cu relaţia:

gb

pgbgb c

Pr , (4.14.)

unde:

pgbc - căldura specifică a gheţii binare, [J/kg k], s-a determinat cu relaţia :

fcfcc plpgpgb 1 (4.15)

unde:

plc căldura specifica a solutiei apoase 1% etilen glicol;

pgc căldura specifică a gheţii, kgKJc pg /2101 .

Căldura specifică a soluţiei apoase 1% etilen glicol la temperatura medie de - 2°C este de

4212 J/kg K (după Ashrae Fundamentals 2010);

70

Se adopta urmatoarele ipoteze de calcul:

- turaţia şnecului : min/100 rotn ;

- puterea frigorifică a instalaţiei de generare gheaţă binară, Wo 1000 ;

- gheaţa binară cu fracţie masică de gheaţă, 30.0f cedează întreaga căldură latentă la

consumator, astfel încât în conducta de retur de la consumator fracţia de gheaţă este nulă;

Având în vedere ipotezele de mai sus, rezultă:

- debitul masic de gheaţă binară: s

gb rfQ 01

, [kg/s],

în care:

sr căldura latentă de solidificare a soluţiei apoase etilen glicol 1 %, [J/kg]; rs = 333000J/kg]

Rezultă: skgQgb /01,0

- debitul volumic de gheata binara: gb

gbvgb

QQ

, [m3/s]; 3/56,973 mkggb

Rezultă: hmsmQ gbv /036,0/1010,0 334

- diametrul rotorului: mmdr 160 ;

- unghiul de înclinare al lamelei şnecului : o10

Pentru determinarea coeficientului convectiv de transfer de căldură, gb

În aceste condiţii s-au obţinut următoarele valori pentru:

mKWgb /83,0 ; 3,24769Re rad ; 04,69Re axial ; 05,11Pr ;

142.0245.0 PrReRe

axialradri

gbgb dd

; KmWgb

2/92,295 ;

Pentru determinarea coeficientului convectiv de transfer de căldură, 0 , la

vaporizarea amoniacului s-a utilizat relaţia lui Krujilin:

7.0000 007.012.4 q , [W/m2 K], (4.16.)

în care:

0 - temperatura de vaporizare, [°C];

0q - flux termic unitar de vaporizare, [W/m2].

Având în vedere că fluxul termic unitar la vaporizarea amoniacului în spaţii înguste are,

în mod uzual, valori cuprinse în intervalul (15003000)W/m2, se adoptă – într-o primă etapă,

71

valoarea de 1550 W/m2, urmând ca aceasta să fie recalculată, până la atingerea unei erori relative

mai mici de 4%.

Pentru o temperatură de vaporizare C00 10 , aplicarea relaţiei (4.16.) conduce la:

KmW 20 /27,668

Coeficientul global de transfer de căldură, k , între agentul de lucru şi amoniac s-a

determinat cu relaţia:

0

11

1

otel

ie

g

g

i

ddk (4.17.)

în care:

i coeficient de transfer de căldură pe partea gheţii binare, [W/m2 K];

g grosimea stratului de gheaţă depus pe peretele interior al cilindrului, [m];

g conductivitatea termică a gheţii, [W/mK];

ed , id = diametrul exterior, respectiv interior al ţevii din oţel, [m];

otel = conductivitatea termică a oţelului, [W/mK].

Pentru grosimea ţevii din oţel, exprimată de diferenţa mmdd ie 12 şi pentru o

grosime a stratului de gheaţă depus pe peretele interior al cilindrului mmg 3,0 , rezultă:

KmWk 2/55,183

Calculul temperaturii medii logaritmice

Temperatura medie logaritmică, Δθm [°C], se calculează cu relaţia:

0

2

01

02

01

ln

gb

gb

gbgbm , [K] (4.18.)

în care:

21 , gbgb = temperatura gheţii binare la intrarea , respectiv ieşirea din generator, [°C];

0 = temperatura de vaporizare a amoniacului în spaţial inelar al generatorului, [°C].

Pentru o temperatură de vaporizare de C00 10 , rezulta Cm

095,7 .

Fluxul terminc unitar de vaporizare recalculat se determină cu următoarea relaţie:

mr kq 0 , [W/m2] (4.19.)

Rezultă 22,14590 rq [W/m2], valoare ce îndeplineste condiţia:

72

%4%8,31000

00

q

qq r (4.20.)

Suprafaţa de transfer de căldură între agentul care vaporizează şi gheaţa binară se

determină cu relaţia:

mk

S

0 , [W] (4.21.)

Rezultă: 268,0 mS .

Pentru suprafaţa de transfer de căldură amoniac – gheaţă binară de 0,68 m2 rezultă

următoarea geometrie a şnecului:

- diametru ţevii exterioare de 245x7mm;

- diametru ţevii interioare de 219x6 mm;

- înălţimea lamelei răzuitoare hlamela = 23 mm;

- înalţime tubului exterior de 2,60 m.

Figura 4.2. Generator de gheaţă binară de tip suprafaţă raclată

Generatorul de gheaţă binară de tip suprafaţă raclată a fost executat de către un colectiv al

Catedrei de Maşini pentru Construcţii a Facultăţii de Utilaj Tehnologic, condusă de prof. dr. ing.

Petre Pătruţ. În urma experimentărilor s-a observat faptul că la temperaturi scăzute ale

amestecului binar (mai mici de -5C), apare fenomenul de îngheţ a lichidului ajuns în zona

inferioară a şnecului de etanşeitate, blocând funcţionarea rotorului.

73

Concluzii intermediare

În urma analizei rezultatelor obţinute în acest capitol al prezentei lucrări, privind

generatorul de gheaţă binară, se desprind urmatoarele concluzii:

- puterea frigorifica a instalaţiei este de circa 1÷2 kW;

- instalaţia frigorifică cu amoniac realizată în Laboratorul de Cercetare al Catedrei de

Termotehnică din cadrul U.T.C.B., nu a dat rezultate concludente;

- pe piaţă nu există instalaţii frigorifice care să funcţioneze cu amoniac cu puteri atât de mici;

- s-a optat pentru achiziţionarea unui generator de gheaţă binară cu puterea frigorifică de 7 kW,

varianta cea mai mică, disponibilă pe piaţă, pentru un laborator de cercetare.

4.2. Modelarea teoretică a generatorului şi instalaţiei de producere a gheţii binare

Generator de gheaţă binară cu suprafaţă răzuită cu agentul frigorific R404A

În urma faptului că generatorul de gheaţă binară proiectat în cadrul proiectului

RELANSIN nu a funcţionat corespunzător, s-a propus şi s-a câştigat un alt proiect de cercetare,

„Stand experimental pentru studiul şi cercetarea proceselor termo–hidraulice şi a echipamentelor

din sistemele frigorifice, de aer condiţionat şi pompe de căldură” – PN II – Capacităţi,

2007÷2009. În cadrul acestui proiect s-a achiziţionat o instalaţie de comprimare mecanică pentru

producerea gheţii binare pentru climatizarea de confort, cu o putere frigorifică de 7 kW, fiind cea

mai mică putere, disponibilă pe piaţă, pentru un laborator de cercetare.

Date de proiectare:

- puterea frigorifică: 7 kW;

- agent intermediar: soluţie apoasă cu etilen glicol, de concentraţie masică ξ = 20 %, concentraţie

volumcă ξvol = 20 %;

- fracţie masică de gheaţă binară: 20 %;

- turaţia, la arborele şnecului, viteza de rotaţie: 100 rot / min;

- debitul de gheaţă binară: hmQgb /60.1 3 , conform fisă tehnică a generatorului de gheaţă binară

model U150T.

În vederea dimensionarii generatorului de gheaţă binară este necesară, în prima etapă,

determinarea coeficienţilor de transfer de căldură, atât pe partea soluţiei apoase de etilen glicol,

20% masic, care solidifică şi depune gheaţă pe suprafaţa interioară a cilindrului interior, cât şi pe

partea agentului frigorific, R 404A, care vaporizează în spaţiul dintre cele doua tuburi.

74

Determinarea coeficientului de transfer de căldură convectiv pe partea gheţii binare

Pentru determinarea coeficientului convectiv de transfer de căldură i [W/(m2*K)], pe

partea gheţii binare, s-a utilizat relaţia empirică pentru numărul Nusselt (Nu), specifică generării

de gheaţă binară prin raclare, (O. Bel, 1996):

142.0245.0

.

..int PrReRe)(

axialradgb

rotii

ddNu

, [-] (4.22.)

unde:

i coeficient interior de transfer de căldură convectiv, [W/(m2*K)];

.intd diametrul interior al ţevii interioare, [m];

.rotd diametrul exterior al rotorului, [m];

.gb coeficient de conductivitate termică a gheţii binare, [W/(m*K)];

radRe numărul Reynolds radial, corespunzător vitezei de rotaţie, [-];

axialRe numărul Reynolds axial, corespunzător vitezei axiale, [-];

Pr numărul Prandtl, [-].

Pentru calculul coeficientului de transfer de căldură pe partea gheţii binare este nevoie să

se cunoască diametrul exterior al ţevii din interiorul generatorului este de 245 x 7 mm.

Pentru calculul coeficientului de conductivitate termică al gheţii binare, gb [W/(m*K)],

s-a utilizat relaţia următoare, care ţine seama şi de interacţiunea termică între particulele de gheaţă:

131solutiegb, [W/(m*K)] (4.23.)

în care:

.solutie conductivitatea termică a soluţiei apoase cu etilen glicol, [W/(m*K)];

φ [-], β [-], γ [-] coeficienţi de calcul relativi la proprietăţile fizice ale soluţiei de gheaţă binară;

Coeficientul φ [-], se calculează cu relaţia:

gb

solutief

, [-] (4.24.)

în care:

f fracţia de gheaţă, volumică, 2.0%20 f ;

.solutie densitatea soluţiei cu etilen glicol, 3. /14.1036 mkgsolutie , la temperatura medie a soluţiei de

gheaţă binară, Cgb02 , concentraţie volumică etilen glicol ξvol = 20 %, (sursa Ashrae Handbook

Fundamentals, 2005);

gb densitatea gheţii din soluţia de gheaţă binară, la temperatura medie a soluţiei de gheaţă binară,

Cgb02 , calculată cu relaţia lui Levi:

75

)1073.11(917 4gbgb , [kg/m3] (4.25.)

Rezultă: 3/68.916 mkggb

Rezultând o valoare pentru 226.0

Coeficientul β [-], se calculează cu relaţia:

2

1

, [-] (4.26.)

în care:

χ = coeficient ce are relaţia:

solutie

g

, [-] (4.27.)

unde:

g conductivitatea termică a gheţii, mKWg /249.2 , (Dorsey, 1940), calculată cu relaţia:

253 107.4107.923.2 ggg , [W/(m*K)] (4.28.)

în care:

g temperatura gheţii, Cg02

iar:

solutie = conductivitatea termică a soluţiei apoase cu etilen glicol, [W/(m*K)]

solute = 0.464 W/(m*K), (dupăAshrae Handbook Fundamentals, 2005);

Rezulta: 846.4 şi 561.0 .

Coeficientul γ [-], se calculează cu relaţia:

32

2

16

325,01

, [-] (4.29.)

Rezultă valoarea de 196.1 .

Aşadar, gb , calculată cu relaţia (4.23.) are valoarea mKWgb /667.0 .

Cu ajutorul structurii geometrice a şnecului din interiorul generatorului, (figura 4.3.), se

pot determina principalele viteze de transport, necesare pentru calculul coeficienţilor

adimensionali Reynolds, Rerad şi Reaxial.

76

Figura 4.3. Structura geometrică a şnecului şi vitezele de calcul

radRe = numărul Reynolds radial, corespunzător vitezei de rotaţie a şnecului prin componenta lui

tangenţială, tw [m/s], se calculează cu relaţia, (O. Bell, 1996):

gb

tgbrad

dw

.int.Re

, [-] (4.30.)

în care:

gb densitatea gheţii binare, 3/82.1009 mkggb , calculată cu relaţia:

11

soluteggb

ff

, [kg/m3] (4.31.)

tw = viteza de rotaţie transversală a şnecului, smwt /43.1 , calculată cu relaţia:

)( ctgwww adt , [m/s] (4.32.)

unde:

dw viteza de antrenare a şnecului, smwd /17.1 , calculată cu relaţia:

60.int nd

wd

, [m/s] (4.33.)

în care:

intd diametrul interior al generatorului de gheaţă binară, tubul interior, dint. = 0.225 m;

n turaţia şnecului, n = 100 rot/min.

iar:

aw viteza axială a gheţii binare, smwa /044.0 , calculată cu relaţia:

77

)(

42

.2

.int

.

rot

gba

dd

Dw

, [m/s] (4.34.)

în care:

gbD.

= debitul volumic de gheaţă binară, smD gb /0004444.0 3.

;

drot. = diametrul rotorului, drot. = 0.120m

şi considerând:

Ψ = unghiul de înclinare al lamelei şnecului, Ψ = 10°

iar:

gb vâscozitatea dinamică a gheţii binare, smkggb /00717.0 , calculată cu relaţia (M. A. Ben

Lakhdar):

*6.162. 00273.005.105.21 esolutiegb , [kg/(m*s)] (4.35.)

în care:

solutie vâscozitatea dinamică a soluţiei de etilen glicol, smkgsolutie /00327.0 , (Ashrae Handbook

Fundamentals, 2005);

Se poate calcula astfel: 52.45378Re rad

Coeficientul adimensional Reaxial [-] se determină utilizând relaţia, (O. Bel, 1996):

gb

rotagbaxial

ddw

..int.

Re

, [-] (4.36.)

Şi are valoarea de 03.196Re axial

Coeficientul Pr [-] se calculează cu relaţia:

.

.Pr

gb

pgbgb c

, [-] (4.38.)

în care:

gbpc căldura specifică izobară a gheţii binare, KkgJc gbp /3429 determinată cu relaţia:

fcfcc psolpgpgb 1.. , [J/(kg*K)] (4.39.)

unde:

gpc căldura specifică gheţii, KkgJc gp /2092 ;

solpc căldura specifică soluţiei cu etilen glicol, KkgJc solp /3764 , (sursa Ashrae Handbook

Fundamentals, 2005);

Rezultă: 86.36Pr

În aceste condiţii se poate determina coeficientul de transfer termic convectiv, la interior,

αi [W/(m2*K)], cu relaţia:

78

142.0245.0

..int

PrReRe

axialradrot

gbi dd

,[W/(m2*K)] (4.40.)

Rezultă: KmWi2/28.497

Determinarea coeficientului de transfer de căldură convectiv pe partea freonului

Pentru determinarea coeficientului convectiv de transfer de căldură, e [W/(m2*K)], la

vaporizarea freonului s-a utilizat relaţia lui Chawla:

7.0

7.01.0

i

pVe

d

qmA

, [W/(m2*K)] (4.41.)

35.0

8/1 79.0

ovA , [W0,5*m0,14*s0,2/(kg0,1*grd)]

în care:

masa moleculară a agentului frigorific, pentru freonul R404A, kmolkg /6.97

cr

oo p

p raportul între presiunea de vaporizare şi presiunea critică; barpcr 35.37

θ0 = este temperatura de vaporizare a freonului, θ0 = -5 °C, deci barpo 96.4

În aceste condiţii rezultă: 21.0vA

q0 = fluxul termic unitar, q0 = 2000 W/m2, se alege orientativ în domeniul 1500 ÷ 3000 W/m2,

urmând ca acesta să fie recalculat până la satisfacerea condiţiei de eroare relativă < 4 % (prin mai

multe încercări, şi s-a trecut ultima valoarea exactă).

Astfel se obţine: KmWe2/12.821

Determinarea coeficientului global de transfer de căldură

Coeficientul global de transfer de căldură, k , [W/m2*K], între agentul intermediar şi

freon s-a determinat cu relaţia:

eol

ext

gh

gh

i

ddk

11

1

.int.

.

.

, [W/m2*K] (4.42.)

în care:

δg = grosimea stratului de gheaţă pe peretele interior al generatorului de gheaţă binară, δg = 0.0025

m;

Ol = coeficientul de conductivitate termică a oţelului, Ol = 54 W/(m*K).

Rezultă: KmWk 2/86.211

79

Calculul temperaturii medii logaritmice

Temperatura medie logaritmică, Δθml [°C], se calculează cu relaţia:

0..

0.int

.

..int

ln

ieşgb

gb

ieşgbgb

m , [°C] (4.43.)

în care:

..

.int. ; ieş

gbgb sunt temperaturile gheţii binare la intrarea şi ieşirea din vaporizator, Cgb0.int

. 41.4 ,

Cieşgb

0.. 93.3 , Cm

016.9

Fluxul termic unitar recalculat se determină cu relaţia:

mr kq 0 , [W/m2] (4.44.)

Se obţine valoarea de: q0r = 1940,63 W/m2.

Se calculează eroarea relativă cu relaţia:

%4%00032.0100*0

00

q

qq r (4.45.)

Suprafaţa de transfer de căldură între agentul care vaporizează şi gheaţa binară, se

determină cu relaţia:

mkS

0 , [W] (4.46.)

Rezultând o valoare a suprafeţei de schimb de căldură 260.3 mS .

Pentru suprafaţa de transfer de căldură amoniac – gheaţă binară de 3,60 m2 rezultă

următoarea geometrie a şnecului:

- diametru ţevii exterioare de 260x6mm;

- diametru ţevii interioare de 245x7 mm;

- înălţimea lamelei răzuitoare hlamela = 55 mm;

- înalţime tubului exterior de 1,01 m.

Suprafaţă de transfer de căldura, gheaţă binară – freon, rezultată pe baza algoritmului de

calcul prezentat, este mai mare faţă de cea corespunzatoare echipamentului achizitionat conform

fisei tehnice (figura 4.4.). Validarea datelor de calcul obţinute în ambele situaţii este prezentată

în capitolul 5.

80

Figura 4.4. Generatorul de gheaţă binară achiziţionat, model U150T, putere frigorifică 7kW

4.3. Modelarea teoretică a sistemului de stocaj a gheţii binare

4.3.1. Model de stocare cu tanc local aferent unui consumator individual

a). Cazul fluidului in mişcare în raport cu pereţii tancului

Este cazul cel mai des întâlnit în practică deoarece în general amestecul bifazic este pus

în mişcare de agitatorul din tanc în scopul evitării aglomerării particulelor solide care au tendinţa

de alipire sub forma unor blocuri solide în masa de lichid.

Acest fapt are consecinţe negative asupra funcţionarii sistemului.

Agitarea continuă favorizează o repartiţie uniformă a particulelor solide în masa de

lichid, aşa încât circulaţia către consumator să se facă în condiţii optime cu efectul termic

scontat.

81

EiEiicicciigiggig Sqhhmhhmr

d

dm 2121

(4.47.)

în care :

gm – debitul de gheaţă binară vehiculat de la generator către tancul de stocare al consumatorului

r – căldura latentă de topire a gheţii binare

igh 1 – entalpia debitului de gheaţă binară la intrarea în tanc

igh 2 – entalpia debitului de fluid la ieşirea din tanc

cim – debitul de gheaţă binară vehiculat de la tancul către consumatorul de frig

ich 1 – entalpia debitului de gheaţă binară ce pleacă la consumator

ich 2 – entalpia debitului de gheaţă binară ce vine de la consumator

Eiq – densitatea de flux termic aport de la mediu

EiS – suprafaţa exterioara a tancului de stocaj

Se consideră că de la consumator revine la tanc un debit de gheaţă binară a cărui fracţie

de gheaţă diferă de cea de la plecare. De la tanc pleacă la generatorul de gheaţă binară un debit

de lichid saturat.

Bilanţul termic pe tancul de stocaj este:

EiEilelelce

gcelililcigcilelelelililigiT

Sqcm

rmcmrmcmcmrmQ

(4.48.)

în care :

rmgi = fluxul termic de gheaţă binară de la generator la consumatorul de frig

lilili cm = fluxul termic de fluid de la generator la tancul de stocare

lelele cm = fluxul termic de fluid de la tancul de stocare la generator

rmgci = fluxul termic de gheaţă binară de la tancul de stocare la consumator de frig

lililci cm = fluxul termic de fluid de la tancul de stocare la consumatorul de frig

rmgce = fluxul termic de la consumatorul de frig la generator

lelelce cm = fluxul termic de lichid de la consumatorul de frig la tancul de stocare

82

EiEi Sq = fluxul termic în raport cu mediul înconjurător

Nota: indicii „i” si „e” reprezintă intrarea şi respectiv ieşirea fluidului de lucru

Considerând:

leligi mmm (4.49.)

EiEileleec

eclcelili

ic

iclci

lelelililelegg

ggliT

SqTcrh

hmTcr

h

hm

TcTcTcrh

hmQ

11

1 (4.50.)

Fluxul de căldură preluat de fluid pe circuitul generator – tanc stocare – generator este GTQ :

lelelililelegg

gggggbGT TcTcTcr

h

hhmQ

11 (4.51.)

Fluxul de căldură preluat de fluid pe circuitul – tanc stocare –consumator – tanc stocare este CQ :

leleec

ecgcelili

ic

icgcigbcC Tcr

h

hhTcr

h

hhmQ

11

11 (4.52.)

Fluxul de căldură preluat de fluidul din tancul de stocare de la mediul ambiant este EQ :

TSkSqQ EiEiEiE

În relaţia de mai sus diferenţa de temperatura dintre aerul exterior şi fluidul din tanc T

este considerata între valorile medii ale celor două fluide.

Coeficientul global de transfer de căldură, k, se determină cu relaţia:

1

1

ln2

ln1

exte

i

se

e

si

i

i

se

p

i

r

r

r

rr

r

rrk

(4.53.)

Coeficientul de schimb de căldură, 1 , se determină cu relaţia lui Gnielinski:

1Pr

87.121Pr1000Re

83/2

5.0ff

Nu (4.54.)

în care:

264.1Reln79.0 f (4.55.)

f = factorul lui Gnielinski

b). Cazul fluidului in repaus

Ecuaţiile utilizate în modelul matematic sunt:

laETgtg

gtl

l

leT

g Skz

TTz

Srd

dm

5.0 (4.56.)

83

în care :

gm masa de gheaţă

timpul

r căldura latentă de schimbare de stare

TS suprafaţa secţiunii de separaţie din tanc

ETS suprafaţa exterioară a tancului de stocaj

le conductibilitate termică echivalentă ce ţine cont de procesele de convecţie şi conductie în lichid

g conductibilitate termică a particulelor solide – gheaţă

k coeficientul global de schimb de căldură dintre lichidul din tanc şi mediul ambiant

l temperatura lichidului

t temperatura de schimbare de stare

g temperatura gheţii

a temperatura mediului ambiant

Funcţie de proprietăţile fizice ale celor două componente din amestec fluxurile din

bilanţul de mai sus se pot determina cu ajutorul relaţiilor următoare:

d

dTVcTT

zSQ g

gmgggtg

gtSL 5.0 (4.57.)

d

dTVcTTSkTT

zSQQ l

lmlllaETtli

leTELT 5.0 (4.58.)

în care :

g densitatea fracţiei solide

msc căldura masică a fracţiei solide

gV volumul fracţiei solide

r densitatea lichidului

mlc căldura masică de lichid

lV volum lichidului

Masa de gheaţă din amestec se determină cu relaţia:

gTg dzSdm (4.59.)

în care:

TS suprafaţa secţiunii tancului

Iar pentru tanc cilindric: 225.0 iT DS

84

Coeficientul global de transfer termic între lichidul din tanc şi mediu este:

1

int

ln2

ln1

exte

i

se

e

si

i

i

se

p

i

r

r

r

rr

r

rrK

(4.60.)

în care :

int coeficientul de schimb convectiv la interiorul tancului de stocaj

ir raza interioara a tancului de stocaj

er raza exterioara a termoizolatiei tancului de stocaj

ser raza exterioara a virolei tancului de stocaj

p conductibilitatea virolei tancului

si conductibilitatea termoizolatiei tancului

ext coeficientul de schimb convectiv dintre exteriorul tancului de stocaj şi mediul ambiant

Coeficientul de schimb convectiv, int , din relaţia de mai sus se calculează cu relaţia

criterială iE kS următoare:

i

l

DRa

25.0

int 52.0 (4.61.)

Criteriul Rayleigh pentru lichid este calculat aici având ca lungime caracteristică

diametrul tancului de stocaj.

Conductibilitatea termica echivalenta, le , ţine cont de procesele complexe de convecţie

şi conducţie în lichid în procesul de schimb termic prin frontul de contact solid lichid şi se

determină cu ajutorul relaţiilor de mai jos pentru procese convective în fluidul aflat între două

plane orizontale:

6.0012.0 zll

e Ra

dacă 1708 < zlRa 8000

2.037.0 zll

e Ra

dacă 8000 < zlRa 3700

33.013.0 zll

e Ra

dacă 37000 < zlRa 108

33.0057.0 zll

e Ra

dacă zlRa >108

În aceste ecuaţii criteriul Rayleigh pentru zona de lichid zlRa din tancul de stocaj este

calculat având ca lungime caracteristică jumatate din înălţimea zonei de lichid.

Coeficientul de schimb convectiv dintre peretele tancului de stocaj şi mediul exterior,

ext, din relaţia de mai sus se calculează cu relaţiile:

85

125.0Pr18.1 GrNu pentru PrGr < 500

25.0Pr54.0 GrNu pentru 500 < PrGr < 2 * 107

33.0Pr135.0 GrNu pentru PrGr > 2 * 107

În aceste relaţii temperatura de referinţă pentru determinarea parametrilor fizici este:

aerpr 5.0 (4.62.)

Lungimea caracteristică utilizată va fi înălţimea tancului de stocaj.

În urma analizei modelelor de stocare, prezenta lucrare a utilizat modelul de stocare cu

tanc local aferent unui consumator individual, cazul fluidului în mişcare în raport cu pereţii

tancului.

86

5. INSTALAŢIA EXPERIMENTALĂ PENTRU GENERARE DE GHEŢĂ BINARĂ

Cercetările experimentale au drept scop validarea modelelor matematice care descriu

procesele de generare şi stocare a gheţii binare, precum şi definitivarea datelor necesare

proiectării şi realizării generatorului de gheaţă binară.

Cercetările experimentale s-au desfăşurat în cadrul Laboratorului de Termotehnică a

Facultăţii de Inginerie a Instalaţiilor din cadrul Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti, pe

două instalaţii frigorifice pentru producerea gheţii binare şi pe perioade de timp diferite.

5.1. Instalaţia experimentală pentru producere de gheaţă binară, cu generator de gheaţă

binară de 1 kW, ce utilizează agentul frigorific amoniacul

Instalaţia experimentală este alcatuită din următoarele două circuite principale:

- circuitul frigorific, reprezentat de o instalaţie frigorifică într-o treaptă de comprimare mecanică

de vapori ce funcţioneaza cu amoniac;

- circuitul generatorului de gheaţă binară.

Schema instalaţiei frigorifice a fost stabilită având în vedere următoarele aspecte:

- să răspundă cerinţelor Protocolului de la Montreal (1987) cu privire la reducerea emisiilor de

substanţe ce distrug stratul de ozon, precum şi reglementărilor privitoare la limitarea efectului de

seră, prin utilizarea de amoniac care este un agent ecologic natural. Este cunoscut faptul că

agenţii frigorifici naturali sunt alternative viabile la agenţii frigorifici sintetici şi neecologici de

tip freoni, tradiţional utilizaţi în aplicaţiile comerciale şi de condiţionare a aerului prin utilizarea

unui compresor performant şi prin utilizarea de schimbătoare de căldură compacte cu încărcături

minime de agent frigorific;

- realizarea unui sistem etanş, care să limiteze riscurile de scăpări de agent din instalaţie, prin

utilizarea de mufe, garnituri şi materiale de lipit speciale pentru realizarea îmbinarilor dintre

elementele de conductă şi aparatele şi echipamentele componente ale instalaţiei frigorifice.

Prin urmare, având în vedere cele prezentate anterior, tipul instalaţiei frigorifice este de

tip comprimare mecanica de vapori într-o treapta cu amoniac, compresorul este de tip deschis, de

fabricaţie Bitzer, iar schimbătoarele de căldură din instalaţie sunt de tip compact.

Realizarea fizică a instalaţiei experimentale a fost efectuată de către S.C. Frigotehnica

S.A. în colaborare cu firma York International.

87

Instalaţia frigorifică experimentală utilizată pentru desfăşurarea cercetărilor aferente

prezentului proiect este reprezentată schematic în figura 5.1.

Instalaţia deserveşte mai mulţi consumatori, cu puteri frigorifice diferite ceea ce facilitează

studiul comportării sistemului frigorific, instalaţie plus consumator, la variaţie de sarcină.

RL

VRA

VR

VR

RA

RR

K

M

M

M

M

M

M

M

MM

M

M

M

Condensator Alimentare cu apa

Tubulatura Tip ALPE

RG

Colector

MC

Condensator cu microcanaleRacitor de aercu microcanale

Separatorde ulei

Separatorde lichid

VR4VR2

VR3

VR1

DAH

GSR

1000W

M

M

M DUS

stocareRezervor de

Figura 5.1. Instalaţie frigorifică cu comprimare mecanică cu NH3 pentru producere de gheaţă binară

Consumatorii de frig sunt reprezentaţi de:

Un răcitor de aer, cu suprafaţă aripată, de tip schimbător de căldură cu

mezocanale (vaporizatorul (V)).

Vaporizatorul este montat în interiorul unui canal de aer de forma unui tor, având

secţiunea transversală de 500 x 500 mm. Bucla de aer este izolată cu polistiren expandat de 60

mm grosime şi dispune de echipamentele şi sistemele de reglare corespunzătoare pentru

stabilirea şi menţinerea parametrilor aerului la valorile dorite.

Un răcitor de lichid, de tip baterie de serpentine, lise, dispuse în eşichier

şi imersate într-un bazin cu următoarele caracteristici:

Confecţionat din tablă de oţel inoxidabil de grosime 0,7 mm;

Dimensiuni de gabarit: 560 x 490 x 770 mm;

izolat termic cu plăci din polistiren expandat cu grosimea de 60 mm.

Agentul răcit este reprezentat de etilen glicol, iar sarcina termică este simulată de 4

rezistenţe electrice, cu puterea de 1 kW fiecare, dispuse decalat pe pereţii verticali ai bazinului.

Pentru intensificarea transferului de căldură între suprafaţa exterioară a serpentinelor şi

agentul răcit s-a prevăzut un agitator şi o compartimentare interioară a bazinului.

Un generator de gheaţă binară cu suprafata raclata (GIS, realizat din două

tuburi concentrice, la care vaporizarea agentului frigorific are loc în spaţiul dintre cele două

tuburi. Formarea stratului de gheaţă are loc pe suprafaţa interioară a tubului de diametru mic.

Fiecare din cei trei consumatori sunt alimentaţi prin ventil de reglaj termostatic (VRT),

care permite funcţionarea consumatorilor la nivele de temperatură diferite între ele şi o uşoară

supraâncălzire a vaporilor la ieşire.

Alegerea soluţiei de alimentare prin ventilul de reglaj termostatic este susţinută şi de

faptul că debitele de amoniac aflate în circulaţie se află sub limitele uzuale, având în vedere

utilizarea de schimbătoare de căldură cu mesocanale, la care conţinutul de amoniac este redus, în

comparaţie cu cel corespunzător schimbătoarelor de căldură tradiţionale.

Din considerente de flexibilitate a instalaţiei în funcţionare s-a adoptat soluţia utilizării a

două condensatoare, ambele de tip schimbătoare de cădură cu mesocanale, montate în paralel, în

interiorul buclei de aer şi anume, în interiorul ramurei inferioare.

Debitul de aer de răcire a condensatoarelor (respectiv, debitul de aer răcit de

vaporizatorul montat în tubulatură) este asigurat de un ventilator centrifugal montat, în ramura

superioară a tubulaturii. Acest debit poate fi modificat şi stabilizat la valoarea dorită prin

acţionarea unui şibăr montat în refularea ventilatorului.

90

5.1.1. Generatorului de gheaţă binară

Circuitul generatorului de gheaţă este alcătuit din generatorul de gheaţă, dispozitivul

hidraulic şi consumatorul de frig.

Din punctul de vedere al configuraţiei geometrice, generatorul de gheaţă binară este

constituit din doua tuburi concentrice şi dintr-un dispozitiv de răzuire a gheţii, format dintr-un ax

central (antrenat de un motor acţionat hidraulic cu ulei) pe lungimea căruia este fixată o bandă de

raclare de formă elicoidala.

Soluţia apoasă de etilenglicol 1% masic solidifică şi depune gheaţa pe suprafaţa

interioară a cilindrului interior, iar agentul frigorific (amoniacul) vaporizeaza în spaţiul

intratubular.

Şnecul este prevăzut la partea inferioară cu un rulment radial – axial care preia forţele

axiale determinate de greutatea melcului şi a etilen-glicolului. Etanşarea la partea inferioara este

realizată prin intermediul unui semering de tip ADUO şi inel de etanşare. La partea superioară,

şnecul este prevăzut cu un rulment oscilant pentru preluarea abaterilor de la coaxialitate.

Deasemenea, la partea superioară, şnecul este prevazut cu un tahometru de turaţie pentru

măsurarea şi afişarea continuă a turaţiei şnecului.

Pentru ţeava interioară a generatorului de gheaţă binară s-a ales ţeavă din oţel fără sudură,

laminată la cald, cu dimensiunile Ø 219 x 6 mm (conform STAS 404/2-71), cu suprafaţa de

transfer de căldură amoniac – gheaţă binară de 0,68 m2 şi un diametru mediu al ţevii interioare

de 213 mm, iar lungimea este de de 2,6 m.

Pentru ţeava exterioară a generatorului de gheaţă binară s-a ales ţeavă din oţel fără

sudură, laminată la cald, cu dimensiunile Ø 273 x 8 mm (conform STAS 404/2-71), cu lungimea

de 2,6 m.

Ansamblul de acţionare hidraulică este alcătuit din următoarele părţi componente: pompa

hidraulică cu debit variabil, supapă de siguranţă, distribuitor hidraulic, motor hidraulic rotativ,

filtru de ulei, rezervor de ulei şi manometru.

Viteza de rotaţie, respectiv debitul de gheaţă binară este modificat prin intermediul

dispozitivului de acţionare hidraulică a motorului de antrenare a şnecului. Astfel turaţia axului

şnecului poate fi reglata în intervalul (0500) rot/min. prin modificarea debitului de ulei al

motorului hidraulic. Debitul de ulei la motor este dat de expresia:

nvQ , (5.1.)

în care:

Q = debitul de ulei la motorul hidraulic (debitul refulat de pompa cu debitul variabil), [m3/h];

v = cilindreea motorului (ct) care acţioneaza şnecul, [m3];

91

n = turaţia la arborele motorului care acţioneaza snecul, [rot/min] ;

= randamentul transmisiei, [-].

Supapa de siguranţă reglează şi limitează presiunea în sistem.

5.1.2. Punerea în funcţiune a instalaţiei

Punerea în funcţiune a instalaţiei experimentale a fost realizată în condiţiile nominale de

exploatare, exprimate prin:

temperatură de vaporizare: C00 10

temperatură de condensare: Cc040

Instalaţia frigorifică experimentală a fost supusă probelor de etanşeitate şi de presiune ale

circuitului de agent frigorific.

Verificarea etanşeităţii circuitului cu amoniac s-a realizat prin introducerea sub presiune a

unui gaz (azot) şi cu pensule cu spumă de săpun s-a dat la locurilor de îmbinare.

La examinarea acestora nu au fost detectate neetanşeităţi.

Proba de presiune a circuitului de amoniac s-a efectuat potrivit reglementărilor în rigoare,

cu aer, la o presiune cu 1,5 din presiunea maximă de lucru, ceea ce a revenit, la încercarea

instalaţiei, la o presiune de 24 at.

Proba a fost reuşită, întrucât, după 24 h, presiunea din instalaţie s-a menţinut la aceeaşi

valoare.

5.1.3. Principiu de funcţionare

Compresorul instalaţiei frigorifice aspiră vaporii uşor supraîncălziţi (rezultaţi de la cei

trei consumatori) din separatorul de lichid şi îi refulează, prin intermediul unui separator de ulei,

în condensatoarele instalaţiei (răcite dupa caz cu aer sau apa). Amoniacul lichid, cu temperatură

şi presiune scazută (laminat într-un ventil de reglare manuala) este adus în separatorul de lichid.

Alimentarea consumatorilor de frig se face direct din separatorul de lichid prin intermediul

ventilelor de reglare manuală.

Gheaţa binară este produsă dintr-o solutie de 1% masic etilen glicol - apă, care circulă

forţat la interiorul ţevii de diametru mic. Aceasta se depune la interiorul ţevii şi este raşchetată de

şnec şi evacuată către consumator.

92

5.1.4. Parametri măsuraţi

Parametrii măsuraţi sunt:

- parametrii de funcţionare ai instalaţiei frigorifice (temperaturi, presiuni, debite);

- parametrii gheţii binare (temperatura la intrarea / ieşirea din generatorul de gheaţă, debitul şi

fracţia de gheaţă la ieşirea din generator);

- turaţia arborelui şnecului;

- puterea introdusa în sistem pentru consumatorul simulat.

5.1.5. Aparatura de măsură

Pentru măsurarea temperaturilor s-au utilizat:

- termocuple tip K (cromel – alumel Ni Cr - Ni) cu diametrul 0,32 mm, calibrate pentru

măsurarea temperaturilor în domeniul (-20…+20)°C; precizia lor s-a estimat acoperitor la ±

0,25°C din valoarea măsurată, având în vedere că etalonarea lor s-a efectuat cu o termorezistenţă

etalon, cu precizia de ±0,1°C;

- termocuple tip J (fier – constantan), cu diametrul 0,32 mm, pentru măsurarea temperaturii în

domeniul (0 …+30)°C; precizia lor s-a estimat acoperitor la ± 0,25°C din valoarea măsurată,

având în vedere că etalonarea lor s-a efectuat cu o termorezistenţă etalon, cu precizia de ±0,1°C;

- termorezistenţe tip Pt 100 (100Ω la 0°C), pentru măsurarea temperaturii în domeniul (0

…+45)°C, cu precizia de ±0,2°C;

- termometre cu mercur cu domeniul de măsură cuprins între (–30 ......+ 50)°C, cu gradaţie de

0,2°C;

Pentru măsurarea debitului de amoniac lichid s-a utilizat debitmetru cu ultrasunete marca

PORTAFLOW 300, care este dotat cu un sistem computerizat de auto-calibrare şi care oferă

semnal unificat de 0…10V, direct măsurabil cu sistemul existent de achiziţie de date. În aceste

condiţii, pentru măsurarea de debit, incertitudinea s-a estimat la valoarea maximă declarată de

fabricant, de 3% din valoarea măsurată.

Pentru măsurarea debitului de gheaţă binară s-au tilizat:

- vas tarat cu un volum maxim de 10 dm3 gradaţie de 0,5 dm3;

- cronometru;

- balanţă electronică cu domeniul de măsură între 0 şi 10 kg şi precizia de 1%.

93

Pentru măsurarea presiunii agentului frigorific s-au folosit mano-vacuumetre şi

manometre pentru domeniul (-1…12) kgf/cm2, respectiv (0...24) kgf/cm2 cu diviziunea minimă

de 0,5 kgf/cm2. Se apreciază o eroare de operator de 0,25 kgf/cm2, ceea ce echivalează cu o

eroare maximă de ±2,08% şi respectiv ±1,04% din valoarea măsurată.

Pentru măsurarea vitezei aerului s-au utilizat:

- un aparat tip TESTO 452, la care s-a ataşat o sondă de măsură a vitezei în domeniul (2 – 10)

m/s, ce funcţionează pe principiul anemometrului cu fir cald şi are precizia de 5% din valoarea

măsurată. Din calculul de propagare a erorilor a rezultat o incertitudine maximă 5% la

determinarea debitului volumetric de aer măsurat.

- un aparat tip ALMEMO cu sondă de măsurare a vitezei în domeniul (0,1 …20) m/s, cu

precizia de 3% din valoarea măsurată. Din calculul de propagare a erorilor a rezultat o

incertitudine maximă 3 % la determinarea debitului volumetric de aer măsurat.

Pentru măsurarea energiei electrice consumate: s-a utilizat un contor trifazat de energie

activă 3x380/220, cu transformator 3x5(10)A şi gradaţie de 0,01kWh. Se estimează o eroare de

operator de ± 0,005 kWh. Aparatura de măsură, cu excepţia termocuplelor şi termorezistenţelor,

a fost verificată metrologic înainte de utilizare.

5.1.6. Metodologia de experimentare

Cercetarile experimentale s-au desfasurat în regim cvasistaţionar de funcţionare, exprimat

prin menţinerea la valori constante a următorilor parametri:

pe partea instalaţiei frigorifice:

- presiune / temperatura de vaporizare, de circa 2,9 bar, respectiv –10°C;

- presiune /temperatura de condensare de circa 11,67 bar, respectiv +30°C;

- debit total de amoniac lichid vehiculat în instalaţie de 0,0145kg/s.

pe partea generatorului de gheaţă binară:

- debitul de gheaţă binară la ieşirea din generator;

- fracţia masică de gheaţă la ieşirea din generator;

- temperatura amestecului apa – etilen glicol 1% masic la intrarea în generator;

- temperatura gheţii binare la ieşirea din generator;

În plus pentru circuitul de gheaţă binară s-a adoptat varianta de funcţionare în care acesta

cedează căldură numai de tip latent.

94

Într-o primă etapă, pentru a asigura un control riguros asupra consumului de frig s-a

utilizat drept consumator de gheaţă binară o sarcina simulată reprezentată de 3 rezistenţe

electrice cu puterea de 500 W fiecare cu posibilitatea introducerii lor în funcţiune în trepte.

Metodologia a urmărit:

- determinarea debitului masic de gheaţă binară generat;

- determinarea fracţiei masice de gheaţă;

- stabilirea corelatiei debit de gheaţă binară cu turaţia la arborele snecului;

- Puterea termică a gheţii binare determinate pe baza debitului masic gheaţă binară şi a căldurii

latente de dezgheţ a gheţii binare.

Puterea termică a gheţii binare determinate experimental a fost comparată cu puterea

electrică introdusa în sistem (sarcina simulată).

Debitul volumic de gheaţă binară s-a determinat prin metoda măsurării directe cu un vas

tarat şi cronometru.

Fracţia masică de gheaţă s-a determinat prin cântărirea gheţii separat din amestecul de

gheaţă binară, la iesirea din generator, cu ajutorul unei site.

Cercetările experimentale s-au efectuat pentru fracţia masică de gheaţă de 20 % şi 25 %.

5.1.7. Rezultate obţinute

Rezultatele experimentale obţinute în această etapă sunt prezentate în tabelele următoare:

Tabel 5.1. Rezultate experimentale pentru o turaţie de 100 rot/min.

Turaţie la şnec de 100 rot/min Temperatura amestecului binar, [°C] Putere frigorifică, [W]

Nr. crt.

Temperatura de

vaporizare a amoniacului,

[°C] intrare ieşire

Fracţia masică de

gheaţa, [%]

Debit masic de gheaţă binară, [kg/s] măsurată calculată abatere

1 -10 -3 -3,2 0,2 0,0148 1005 995 0,00995

2 -10 -4 -3,8 0,25 0,0118 1000 990 0,034146

3 -10 -3,75 -3,7 0,22 0,0137 1000 1015 -0,0201

4 -10 -3,5 -3,6 0,27 0,0111 1005 1005 -0,01515

5 -10 -3,9 -3,8 0,3 0,0098 1000 990 0,01

6 -10 -3,8 -3,7 0,26 0,0102 1010 890 0,123153

7 -10 -4 -3,8 0,24 0,0118 1003 955 0,049751

8 -10 -3,7 -3,5 0,25 0,011 1010 925 0,097561

9 -10 -3,6 -3,3 0,28 0,0104 1000 975 0,015152Valori medii 0,252 0,012 1003,66 971,11 0,034

95

Variaţia puterii frigorifice funcţie de fracţia de gheaţă binară

998

1000

1002

1004

1006

1008

1010

1012

0.2 0.25 0.22 0.27 0.3 0.26 0.24 0.25 0.28

fracţia de gheaţă binară (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.2. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă binară Din figura 5.2. se observă că valorile măsurate pentru puterea frigorifică, pentru diferite

fracţii de gheaţă binară variază între 1000 şi 1010 W. Valoarea medie a puterii frigorifice

calculată ca media aritmetică a seriei de măsurători, este de 1003 W. Faţă de valorile calculate

unde puterea frigorifică a avut valoarea medie de 971 W, valoarea medie măsurată are o abatere

de 3.4 %.

Variaţia puterii frigorifice funcţie de debitul de gheaţă binară

998

1000

1002

1004

1006

1008

1010

1012

0.0098 0.0102 0.0104 0.011 0.0111 0.0118 0.0118 0.0137 0.0148

debitul de gheaţă binară (kg/s)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.3. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de debitul de gheaţă binară

Din figura 5.3. se observă aceeaşi tendinţă a variaţiei puterii frigorifce, valoarea medie

măsurată este de 1003 W, iar debitul de gheţă binară variază între valori cuprinse 0.0098 şi

0.0148 kg/s.

96

Tabel 5.2. Rezultate experimentale pentru o turaţie de 200 rot/min.

Turaţie la şnec de 200 rot/min

Nr. crt.

Temperatura de

vaporizare a amoniacului,

[°C]

Temperatura amestecului binar, [°C]

Fracţia masică de

gheaţă,

Debit masic de gheaţă binară, Putere frigorifică, [W]

intrare ieşire [%] [kg/s] măsurată calculată abatere

1 -10 -3 -3,2 0,15 0,0199 1010 1000 0,004975

2 -10 -4 -3,8 0,2 0,0147 1005 990 0,034146

3 -10 -3,75 -3,7 0,18 0,0164 1008 990 0,005025

4 -10 -3,5 -3,6 0,23 0,0123 1010 950 0,040404

5 -10 -3,9 -3,8 0,26 0,01068 1005 930 0,07

6 -10 -3,8 -3,7 0,2 0,0148 1015 995 0,019704

7 -10 -4 -3,8 0,19 0,0157 1005 1000 0,004975

8 -10 -3,7 -3,5 0,21 0,0138 1015 970 0,053659

9 -10 -3,6 -3,3 0,25 0,0117 1010 980 0,010101 Valori medii 0,208 0,014 1009,22 978,33 0,027

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă binară

1003

1005

1007

1009

1011

1013

1015

1017

0.15 0.2 0.18 0.23 0.26 0.2 0.19 0.21 0.25

fracţia de gheaţă binară (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.4. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă binară

Din figura 5.4. se observă că valorile măsurate pentru puterea frigorifică, pentru diferite

fracţii de gheaţă binară variază între 1005 şi 1015 W. Valoarea medie a puterii frigorifice

calculată ca media aritmetică a seriei de măsurători, este de 1009 W. Faţă de valorile calculate

unde puterea frigorifică a avut valoarea medie de 978 W, valoarea medie măsurată are o abatere

de 2.7 %.

97

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de debitul de gheaţă binară

1004

1006

1008

1010

1012

1014

1016

0.0199 0.0147 0.0164 0.0123 0.01068 0.0148 0.0157 0.0138 0.0117

debitul de gheaţă binară (kg/s)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.5. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de debitul de gheaţă binară

Din figura 5.5. se observă aceeaşi tendinţă a variaţiei puterii frigorifce, valoarea medie

puterii frigorifice măsurată este de 1009 W, în timp ce valoarea medie calculată pentru puterea

frigorifică este de 978 W, rezultând o abatere de 2.7% faţă de aceata.

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de debitul de gheaţă binară la diferite turaţii ale şnecului

996

998

1000

1002

1004

1006

1008

1010

1012

1014

1016

0.0199 0.0147 0.0164 0.0123 0.01068 0.0148 0.0157 0.0138 0.0117

debitul de gheaţă binară (kg/s)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Turatie la şnec de 100 rot/min

Turaţie la şnec de 200 rot/min

Figura 5.6. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de debitul de gheaţă binară la cele două turaţii

ale şnecului

Din figura 5.6. se observă o variaţie a puterii frigorifice între valorile valorile de 1000 W

si 1015 W. La funcţionarea şnecului cu valoarea turaţiei de 200 rot/min, puterile frigorifice

98

înregistrează valori superioare faţă de cele corespunzătoare funcţionării şnecului la turaţia 100

rot/min. Aceasta se datorează debitului de gheaţă binară mai mare cu circa 14% la funcţionarea

cu turaţia şnecului de 200 rot./min, decât cel corespunzător funcţionării şnecului la 100 rot/min.

Rezultatele experimentale indică următoarele:

- instalaţia frigorifică generează gheaţă binară din soluţia apoasă de etilen glicol de 1% masic, la

o temperatură de vaporizare de circa – 10°C şi la o temperatură de vaporizare de circa + 30°C,

puterea frigorifică fiind de circa 1000 W;

- fracţia de gheaţă măsurată pentru o turaţie a şnecului de 100 rot/min a fost în medie de 25%

masic;

- odată cu modificarea turaţiei şnecului la valoarea de 200 rot/min în condiţiile menţinerii

constate a tuturor parametrilor instalaţiei frigorifice, s-a constatat experimental micşorarea

fracţiei de gheaţă la circa 20%, cea ce exprimă o tendinţă normală;

- abaterea relativă între valorile măsurate şi cele calculate ale puterii frigorifice a generatorului

de gheaţă binară este între 3.4% şi 2.7%, cea ce validează rezultatele experimentale.

În plus trebuie menţionat faptul că aceste rezultate experimentale au avut un caracter

preliminar, cercetările experimentale continuând cu noul generator de gheaţă binară de putere

7kW, care utilizează agentul frigorific R404A.

5.2. Instalaţia experimentală pentru producere de gheaţă binară, cu generator de gheaţă binară

de 7 kW, ce utilizează agentul frigorific freonul R404A

Instalaţia frigorifică experimentală utilizată pentru desfăşurarea cercetărilor aferente

prezentei lucrări este reprezentată schematic în figura 5.7., iar în figura 5.8. schema instalaţiei

experimentale este completată cu secţiunile şi punctele de măsură ale parametrilor agenţilor de

lucru din instalaţie.

Instalaţia experimentală cu gheaţă binară, utilizată pentru desfăşurarea cercetărilor

aferente prezentei lucrări, a fost realizată în cadrul Laboratorului de Termotehnică a Facultaţii de

Inginerie a Instalaţiilor din U.T.C.B. Aceată instalaţie a fost concepută pentru a deservi un

consumator de tip instalaţie de condiţionarea a aerului.

5.2.1. Schema instalaţiei experimentale

Instalaţia experimentală are următoarele caracteristici:

puterea frigorifică: 7000W;

generatorul de gheaţă binară este de tip suprafaţă raclată;

agentul de lucru : soluţie apoasă de etilen glicol 1% masic;

99

fracţie masică de gheaţă binară: 15-25%;

strategia de stocare a gheţii binare este de tip netezirea sarcinii;

instalaţia frigorifică funcţionează constant la o putere medie pe 24 ore (sau alt

interval de timp); în perioadele de vârf, când capacitatea instalaţiei frigorifice este

depăşită, diferenţa de putere frigorifică este completată de stocajul „încărcat” pe

perioadele de funcţionare cu sarcina utilă minimă (sau nulă);

schema de stocare a gheţii binare este de tip tanc local aferent unui consumator

individual.

Figura 5.7. Schema experimentală a instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanica de

R404A pentru generare de gheţă binară

100

Figura 5.8. Schema de automatizare şi monitorizare a instalaţiei frigorifice cu comprimare

mecanica de vapori de freon, R404A, pentru producere de gheaţă binară

Pentru a împiedica fenomenul de aglomerare a gheţii binare, instalaţia a fost echipată cu

un sistem de agitare, de tip hidraulic, reprezentat de o pompa de tip Wilo, de debit 0,5 m3/h, care

recirculă gheaţa binară între partea inferioară şi superioară a vasului de stocare, asigurând astfel

alimentarea consumatorului cu gheaţă binară cu aceeaşi fracţie de gheaţă.

După cum se poate observa din figurile 5.7. şi 5.8., instalaţia de gheaţă binară are în

componenţa sa trei circuite, şi anume: circuitul agentului frigorific (responsabil de producerea de

gheaţă binară), circuitul gheţii binare şi circuitul de recirculare a soluţiei de gheaţă binară din

rezervorul de stocare.

Circuitul de agent frigorific, este reprezentat de o instalaţie frigorifică cu comprimare

mecanică cu freon într-o treaptă, ce utilizează R404A ca agent de răcire. Instalaţia are în

componenţa sa un condensator (C), un compresor (K), un vaporizator, care în acest caz are rolul de

generator de gheaţă (G), un ventil de laminare şi un rezervor de lichid.

Condensatorul, este un schimbător de caldură cu suprafaţă aripată ce are în componenţa

sa un ventilator de tip centrifugal, folosit pentru răcirea cu aer a condensatorului. Schimbătorul de

căldură este alcătuit din ţevi de cupru poziţionate pe patru rânduri şi dispuse în eşicher având lamele

de oţel.

101

Compresorul este de tip capsulat, cu piston. Instalaţia de generare a gheţii binare din

laboratorul de cercetare are în componenţa sa un compresor al firmei germane Bock, model

HGX22P/190-4S.

Vaporizatorul este cea mai importantă componentă a instalaţiei de gheaţă binară, fiind de

tip tub în tub. Prin tubul interior circulă soluţia apoasă de gheaţă binară, iar la exterior, între cele

doua tuburi circulă agentul frigorific. Datorită vaporizarii freonului la exterior, are loc o schimbare

de fază a soluţiei apoase având ca rezultat producerea de gheaţă pe peretele interior. Gheaţa astfel

formată este raclată cu ajutorul unui şnec antrenat de un motor poziţionat la partea de sus pe

generatorul de gheaţă. Astfel în mod continuu gheaţa este sfărâmată şi transformată în mici cristale

cu dimensiuni ce nu depaşesc 1 mm. Generatorul de gheaţă binară este alimentat cu soluţie apoasă

de etilenglicol, cu concentraţia masică de 11,17%, respectiv 10% în volum. Această soluţie

solidifică şi depune gheaţă pe suprafaţa interioara a cilindrului interior, iar agentul frigorific

vaporizează în spaţiul intratubular.

Ventilul de laminare este un echipament ce are rolul de a reduce presiunea de la nivelul

cp la nivelul op , lichidul fiind şi răcit până la o , încât este din nou capabil să preia căldura de la

consumatorul de frig, realizând efectul frigorific prin vaporizare în (G). Ecartul de temperatura unde

are loc supraîncălzirea vaporilor în vaporizator este menţinut constant de acesta. Astfel se realizează

o reglare a puterii frigorifice, prin acţionare asupra debitului de freon care vaporizează, în funcţie de

cererea de frig a consumatorului.

Rezervorul de lichid este un echipament ce are un dublu rol: stochează agentul frigorific

(R404A) lichid pentru asigurarea unei alimentări corespunzatoare în situaţia când sarcina frigorifică

a consumatorului de frig creşte, sau pentru asigurarea unui spaţiu disponibil să preia R404A din

instalaţie în cazul unei avarii.

Circuitul de gheaţă binară, face legatura dintre vaporizatorul instalaţiei de gheaţă

binară şi rezervorul de stocare pe de o parte, cât şi între rezervorul de stocare şi consumatorul de

frig.

Stocarea soluţiei de gheaţă binară se face în rezervoare de diverse capacităţi, în cazul

celui din laboratorul de cercetare având o capacitate de 1000 litri şi găsindu-se în imediata apropiere

a instalaţiei frigorifice. Asigurarea instalaţiei este realizată cu vas de expansiune deschis, ce are

rolul de a prelua dilatările termice provocate de producerea gheţii, ce implică creşterea volumului

soluţiei.

Rezervorul de gheaţă binară este montat pe o platformă digitală de cântărire, tip PC-S,

din oţel inoxidabil, cu afişaj electronic şi precizie de măsură de 0,5 kg. Platforma electronică de

cântărire are dimensiunile 1,25 / 1,25 m şi capacitate maximă de 1500 kg, ceea ce permite atât

cântărirea aditivului necesar, cât şi a masei de gheaţă. Rezervorul este prevăzut cu ştuţuri pentru

102

turul/ returul gheţii binare de la / la generator şi de la / la consumator (bateria de răcire). Gheaţa

binară generată, antrenată în curentul de soluţie apoasă, este transportată şi stocată în acest rezervor

de stocare. Acest rezervor, cu volumul de 1 m3 , este construit din material plastic şi este izolat cu

saltele din vată minerală, cu grosimea de 6 mm, întrucât temperatura amestecului binar din interior

poate să varieze în intervalul (0 -5)°C. Rezervorul este prevăzut cu 2 fâşii transparente, care

permit vizualizarea circulaţiei fluidului din interior. De asemenea, el este prevăzut cu un sistem de

agitare, care are rolul de a evita stratificarea şi aglomerarea particulelor de gheaţă, la partea lui

superioară.

Cele doua circuite de gheaţă binară au montate fiecare câte o pompă de circulaţie şi un

rezervor de amorsare. Pe lângă aceste echipamente mai exista montate în laboratorul de cercetare şi

un debitmetru cu ultrasunete, robinete de separare pe turul şi returul circuitului, precum şi secţiuni

de ţeavă transparente, pentru vizionarea circulaţiei fluidului.

Circuitul de gheaţă binară a fost prevăzut, la intrarea, respectiv ieşirea din bateria de

răcire cu tronsoane transparente, de cca. 50 cm lungime, care permit vizualizarea curgerii. La

intrarea în bateria de racire, pe circuitul de gheaţă binară au fost montate teci pentru imersarea de

sonde de măsură a temperaturii.

Circuitul de recirculare a gheaţii binare este alcătuit dintr-o pompă de circulaţie, un

rezervor de amorsare şi conţine şi un racord pentru introducerea soluţiei apoase apă şi etilen glicol.

Instalaţia de recirculare, prin intermediul pompei, are ca rol mixarea şi crearea în

rezervorul de stocare a unui amestec omogen de gheaţă binară şi de a nu permite stratificarea

soluţiei de gheaţă binară în rezervorul de stocare, cunoscut fiind faptul ca în mod natural datorită

densităţii diferite a apei şi gheţii, cea din urma se stratifică la partea de sus a rezervorului.

Instalaţia frigorifică de producere gheaţă binară este racordata la un canal de aer,

construit din panouri termoizolante, tip ALPE, cu grosimea de 20mm şi are forma unui tor vertical

ce asigură circulaţia aerului în circuit închis. În canalul de aer este montat consumatorul de frig,

reprezentat de o baterie de tevi cu suprafaţă aripată. Parametrii aerului, la trecerea acestuia peste

baterie de răcire sunt stabiliţi la o anumită valoare şi controlaţi în timp de o centrală de tratare a

aerului, montată în interiorul ramurii orizontale inferioare a canalului de aer. Această centrală

dispune, în principal, de un schimbător de căldură de tip baterie de încălzire a aerului (alimentată cu

apă caldă de la un cazan), de un schimbător de căldură de tip baterie de răcire a aerului (alimentată

cu apă rece de la un chiller) şi de un umidificator de aer. De asemenea, centrala este prevăzută cu un

ventilator axial, cu debitul volumic maxim de 3000 m3/h, corespunzător unei căderi de presiune pe

circuit de 450 Pa. Debitul de aer poate fi reglat cu ajutorul unui variator de frecvenţă.

Pentru studiile experimentale referitoare la climatizarea de confort cu gheaţă binară, în

tubulatura standului experimental existent, la partea inferioară a acesteia, a fost montată o centrala

103

de tratare a aerului, care va asigura aer cu parametri constanti (debite, temperaturi, umiditate).

Gheaţa binară este vehiculată între generatorul de gheaţă binară şi bateria de răcire cu

ajutorul unei pompe de recirculare tip Grundfoss, model A96447688P10309, cu următoarele

caracteristici:

- înălţime de pompare: 46 mCA;

- debit vehiculat: 3 m3/h;

- turaţie: 2900 rot/min;

- putere electrică absorbită din reţea: 0,55 kW.

Debitul acestei pompe poate fi modificat cu ajutorul unui variator al frecvenţei curentului

de alimentare. Pe parcursul experimentărilor, frecvenţa curentului a avut valori cuprinse între 25 şi

50 Hz.

Centrala de tratare este compusa in principal dintr-o baterie de încălzire, o baterie de

răcire, un ventilator cu reglaj continuu de debit în gama 1000 3000m3/h şi un separator de picături

(sistem colectare condens).

Caracteristicile tehnice ale centralei de tratare a aerului sunt:

- secţiune transversală: 0,5x 0,5;

- putere de încălzire / răcire: 7kW;

- pierdere de sarcină la ventilator: 100mmCA;

- reglaj umiditate relativa în domeniul 40 – 90% (10 litri /h apa vaporizată).

Consumatorul de frig, baterie de răcire, este un schimbător de căldură de tip răcitor de

aer, alcătuit dintr-o serpentină aripată, cu lungimea de 0,4 m şi diametrul interior de 8 mm.

Serpentina este alcătuită din 4 panouri paralele, fiecare din ele cu câte 10 conducte orizontale,

aşezate în eşicher. Conductele sunt prevăzute, pe suprafaţa exterioară, cu aripioare plane

dreptunghiulare, comune, din aluminiu, cu grosimea de 0,1 mm şi cu dimensiunile totale de 0,65 x

0,25m. Suprafaţă interioară a serpentinei, respectiv suprafaţa în contact cu gheata binara este,

ţinând seama de caracteristicile constructive prezentate mai sus, de 0,40192 m2. Suprafaţă

exterioară a serpentinei, respectiv suprafaţa în contact cu aerul este, ţinând seama de caracteristicile

constructive prezentate mai sus, de 7,47414 m2. Rezultă că suprafaţa lisă a serpentinei este de

0,47728 m2. Secţiunea liberă de trecere a aerului printre aripioarele paralele ale bateriei de răcire

este de 0,094506 m2. La intrarea, respectiv ieşirea aerului din bateria de răcire, au fost montate, în

interiorul canalului, 2 secţiuni transversale tip grilă, pentru măsurarea temperaturii, fiecare dintre

ele cu câte 5 puncte de măsură. De asemenea, în secţiunea de ieşire a aerului din bateria de răcire, a

fost prevăzută, în interiorul canalului, o secţiune transversală pentru măsurarea vitezei aerului,

conform STAS 6563-83.

104

Figura 5.9. Instalaţia frigorifică experimentală pentru producere şi stocare gheaţă binară

Figura 5.10. Vas de expansiune deschis şi sticla de nivel

Figura 5.11. Sistemul de vizualizare a gheţii binare prin intermediul celor doua conducte de tur şi retur

105

Figura 5.12. Sistemul de filmare a producerii gheţii binare

Figura 5.13. Sistemul de tubulatură şi bateria de răcire (consumatorul de frig)

106

5.2.2. Funcţionarea instalaţiei experimentale

Scopul principal al instalaţiei frigorifice este producerea fulgilor de gheaţă pentru soluţia

apoasă. În generatorul de gheaţă, pe baza vaporizării agentului frigorific, se realizează efectul

util. Generatorul de gheaţă, schimbător de căldură tub în tub, produce fulgii de gheaţă prin

raclarea suprafeţei interioare a tubului interior, pe care s-a depus gheaţa. Freonul vaporizează în

spaţiul dintre tuburi, preluând căldura de la agentul intermediar. Generatorul alimentează

compresorul cu vapori de freon, care sunt comprimaţi până la presiunea de condensare. Printr-un

racord, vaporii de freon cu temperatură ridicată ajung în condensator, unde, îşi schimbă faza din

vapori în lichid, totodată, răcindu-se la ieşirea din condensator. După trecerea prin rezervorul de

lichid, freonul ajunge la ventilul de laminare, trecând de la presiunea de condensare la cea de

vaporizare, în urma procesului de laminare. Circuitul se reia cu generatorul de gheaţă, unde

ajunge freonul sub formă de vapori.

Pe partea agentului intermediar circulaţia se realizează astfel: cu ajutorul unei pompe de

circulaţie, soluţia apoasă este împinsă în generatorul de gheaţă, unde se amestecă cu fulgii de

gheaţă, urmând apoi să ajungă la rezervorul de gheaţă binară; din rezervor soluţia print-un

rezervor de amorsare, se întoarce la pompa de circulaţie şi înapoi în generator, iar circuitul se

reia. La rezervorul de gheaţă binară sunt conectate trei circuite hidraulice. Primul este cel de

producere şi transportul gheţii binare, al doilea este cel de recirculare şi nu în ultimul rând cel de

consum.

Circuitul de recirculare a fost creat pentru a realiza un amestec, cât mai omogen, între

fracţia de gheaţă şi soluţia apoasă. Diferenţa de densitate între cele două faze ale gheţii binare,

duce la segregarea soluţiei, zona superioară a rezervorului fiind ocupată de fulgii de gheaţă iar

cea inferioară cu soluţia de densitate mai scăzută. Recircularea se efectuează cu o pompă de

circulaţie, amorsată, printr-un rezervor de siguranţă. La acest circuit este ataşată alimentarea cu

soluţie apoasă, de la un rezervor alăturat, separat print-un robinet cu bilă.

Al treilea circuit, de la rezervorul de gheaţă, este cel care alimentează consumatorul. O

baterie de răcire cu suprafaţă extinsă, este montată pe circuitul de aer, după centrala de tratare a

aerului şi alimentată printr-o pompă de circulaţie, cu soluţia din rezervor. Centrala de tratare este

menită să simuleze condiţiile dint-un spaţiu de climatizat. Circuitul de aer este format dintr-o

tubulatură rectangulară, circuit închis, prin care aerul este transportat, cu ajutorul ventilatorului

centralei de tratare.

Structura instalaţiei, are ca scop evidenţierea capacităţilor termice ale soluţiei de gheaţă

binară pentru climatizarea de confort; soluţia de gheaţă binară având posibilitatea de a schimba

107

prin bateria de răcire căldură atât sensibil, datorită diferenţei de temperatură, cât şi latent, prin

transformarea de fază a fulgilor de gheaţă.

5.2.3 Metodologia de experimentare

Cercetările experimentale au urmărit determinarea puterii frigorifice a generatorului de

gheaţă binară, pentru diferite sarcini de răcire la consumator.

Experimentarile s-au desfăşurat pentru 2 debite de aer la consumatorul de gheaţă binară,

respectiv hmQaer /3000 3 şi hmQaer /2000 3 . În cadrul fiecăreia dintre variantele de

experimentare debitul de gheaţă binară a avut 4 valori diferite (pentru hmQaer /3000 3 a

corespuns hmQgb /341,0 3 ; hmQgb /350,0 3 ; hmQgb /330,0 3 ; hmQgb /308,0 3 ; iar pentru

hmQaer /2000 3 avem: hmQgb /345,0 3 ; hmQgb /350,0 3 ; hmQgb /335,0 3 ; hmQgb /330,0 3 ),

cărora le-a corespuns 4 valori diferite ale fracţiei de gheaţă binară %17%;16%;15%;5.14f .

Puterea frigorifica a generatorului de gheaţă binară a fost validată experimental,

determinând simultan puterile termice:

- vaporizator: putere frigorifică în funcţie de puterea consumată la compresor

- bateria de răcire: aer, gheaţă binară

- bateria de încălzire: aer, apă caldă

apaaergb (5.2.)

rmfrQ gbgbgb (5.3.)

21 hhQaeraer (5.4.)

extapapapaapa cQ int (5.5.)

mo Sk (5.6.)

cko P (5.7.)

gbo exp (5.8.)

108

5.2.3.1. Determinarea puterii electrice la compresor

Determinarea puterii electrice la compresor s-a determinat experimental cu ajutorul unui

analizator de putere electrică Fluke 434.

Figura 5.14. Instantanee cu aparatul Fluke 434 conectat la instalaţia frigorifică de comprimare mecanică pentru producerea gheţii binare

Din datele experimentale (figura 5.14.), se poate observa că puterea electrică absorbită de

compresor a avut valori cuprinse în intervalul (3.24 kW şi 3.28 kW). Fracţia de gheaţă binară a

avut valorile: %17%;16%;15%;5.14f .

109

Figura 5.15. Valori ale puterii electrice de comprimare consumată

110

5.2.3.2. Ciclul termodinamic al instalaţiei experimentale şi determinarea puterii frigorifice

a generatorului de gheaţă binară

Ciclul termodinamic experimental s-a realizat pornind de la mărimile măsurate din

vârfurile ciclului frigorific. Aceste mărimi sunt:

- temperatura şi presiunea de vaporizare;

- temperatura şi presiunea de condensare;

- temperatura vaporilor supraîncălziţi la aspiraţia în compresor;

- temperatura vaporilor la ieşirea din compresor;

- temperatura agentului frigorific în stare lichidă la ieşirea din condensator

Puterea frigorifică a generatorului de gheaţă binară s-a determinat ca produs între debitul

masic de agent frigorific şi diferenţa de entalpie dintre punctele 1” şi 4. Debitul masic de agent

frigoric s-a determinat ca raport între puterea electrică de comprimare măsurată şi diferenţa între

entalpia la ieşirea h2 respectiv la intrarea h1” din compresor.

Figura 5.16. Ciclul termodinamic experimental

Tabel 5.3. Parametrii termodinamici ai ciclului frigorific experimental

Punct 1 1’ 1” 2 2’ 3 3’ 4 Stare Vapori

saturaţi Vapori supraînc.

Vapori supraînc.

Vapori supraînc.

Vapori saturaţi

Lichid saturat

Lichid subrăcit.

Vapori umezi

Co -18 - -10.99 59.14 36 36 32.76 -18

barp 3.2 3.2 3.2 16 16 16 16 3.2

kgkJh / 357.5 364 364 406 384 256 250 250

111

Puterile termice şi energetice ale instalaţiei:

o lucrul mecanic masic al compresorului, kl , [kJ/kg]:

kgkJhhlK /42364406''12 (5.9.)

o puterea totală de comprimare, kP , [kW]:

kWPK 28.3 - valoare măsurată

o debitul masic de freon, ARmQ 404

.

[kg/s]

skgl

PQ

k

kAmR /078095.0

42

28.3404

.

(5.10.)

o puterea frigorifică masică, omq , [kJ/kg]

kgkJhhqom /1142503644"1 (5.11.)

o puterea termică masică de condensare, cq , [kJ/kg]:

kgkJhhqC /156250406'32 (5.12.)

o puterea frigorifică, o , [kW]

kWqQ omAmRo 90.8114078095.0404

.

(5.13.)

o puterea termică totală a condensatorului, c , [kW]

kWqQ CAmRC 18.12156078095.0404

.

(5.14.)

o Bilanturile energetice ale instalaţiei

156156421141560 kmC lqq (5.15.)

18.1218.1228.39.818.120 KC P (5.16.)

o COP instalaţie

71.242

114

28.3

90.80

k

om

K l

q

PCOP (5.17.)

5.2.3.3. Determinarea experimentală a puterii de răcire pe partea aerului

S-au măsurat debitul volumic de aer, vehiculat de ventilatorul bateriei de răcire şi

temperaturile aerului la intrarea şi ieşirea în / din bateria de răcire, 1 , respectiv 2 .

Puterea de răcire s-a calculat cu relaţia:

21 hhQaeraer (5.18.)

112

în care:

aerQ debitul masic de aer, (kg/s);

aeraervaer QQ , (kg/s) (5.19.)

aervQ debitul volumic de aer, (m3/s)

aer densitatea aerului la temperatura aerului, (kg/m3)

Determinarea debitului de aer la consumator se realizează prin măsurarea vitezei de

circulaţie a aerului prin secţiunea transversală a canalului rectangular. Măsurarea vitezei s-a

efectuat în zona în care curgerea fluidului este stabilizată, conform standard 6563/1983.

Determinarea debitului de aer prin măsurarea vitezei medii, se face prin punctele de

măsură care sunt cele prezentate în figura următoare:

a). hmQ aer /3000 3.

Figura 5.17. Punctele de măsură prin secţiunea transversală de curgere a aerului, pentru circuitul

de aer, pentru hmQ aer /3000 3.

Secţiunea transversală interioară este de 50 x 50 cm adică, 225.0 mSi

Calculând viteza medie prin semi-secţiunea din figură se obţine valoarea:

smwmed /32.3

Debitul de aer se calculează cu relaţia:

hmhmsmwSQ mediaer /3000/2988/83.032.325.0 333.

(5.20.)

Iar, debitul nominal al ventilatorului centralei de tratare a aerului fiind de 3000 m3/h,

acesta se poate varia si am avut si debit de 2000 m3/h.

113

b). hmQ aer /2000 3.

Figura 5.18. Punctele de măsură prin secţiunea transversală de curgere a aerului, pentru circuitul

de aer, pentru hmQ aer /2000 3.

Secţiunea transversală interioară este de 50 x 50 cm adică, 225.0 mSi .

Calculând viteza medie prin semi-secţiunea din figură se obţine valoarea:

smwmed /20.2 .

Debitul de aer se calculează cu relaţia:

hmhmsmwSQ mediaer /2000/1998/55.020.225.0 333.

(5.21.)

5.2.3.4. Determinarea experimentală a puterii frigorifice la bateria de răcire a aerului pe

partea gheţii binare

Pentru determinarea puterii de răcire s-au măsurat debitul volumic de gheaţă binară şi

temperatura amestecului binar la intrare, respectiv ieşirea din bateria de răcire. S-a admis că

transferul de căldură de la gheaţa binară la aer este numai de tip latent. Relaţia de calcul este

următoarea:

rmfrQ gbgbgb , (W) (5.22.)

în care:

r căldura latentă de topire a gheţii, kgJr /333000 ;

gbQ debitul masic de gheaţă binară, (kg/s);

114

gbgbvgb QQ , (kg/s) (5.23.)

gbvQ debitul volumic de gheaţă binară masurat cu debitmetrul cu ultrasunete, (m3/s);

gb densitatea gheţii binare, (kg/m3);

solg

gb ff

11

, (kg/m3) (5.24.)

f fracţia de gheaţă, (%);

g densitatea gheţii, (kg/m3);

gbg 41073.11917 (5.25.)

gb – temperatura amestecului gheaţă binară, (°C);

sol densitatea soluţii apă–etilenglicol 1% masic, (kg/m3).

5.2.3.5. Determinarea puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei calde

extapapapaapa cQ int (5.26.)

în care:

apaQ debitul masic de apă, (kg/s);

apapc caldura specifica a apei la temperatura medie, (J/kgK);

apaapavapa QQ , (kg/s) (5.27.)

apavQ debitul volumic de apă, (m3/s);

apa densitatea apei la temperatura medie a apeii, (kg/m3).

5.2.4. Aparatură de măsură şi control

Sistemul de măsurare şi monitorizare a parametrilor agenţilor de lucru, atât pe partea

aerului, cât şi pe partea gheţii binare şi agent frigorific R410A, este unul centralizat, care constă

din senzori de temperatura, de presiune, de umiditate, debitmetru cu ultrasunete, debitmetre

electronice cu USB, care transmit semnale electrice la un sistem de achizitie şi prelucrare date

experimentale.

Senzorii şi sistemul de achiziţie şi prelucrare date este de tip ALBORN. S-au utilizat

doua centrale de achiziţii date, Almemo 2890-9 şi Almemo 3290.

Parametrii măsuraţi sunt:

115

1. temperatura: termocuplu tip K

gheaţă binară intrare / ieşire generator: 2buc.

gheaţă binară intrare / ieşire consumator: 2buc.

gheaţă binară intrare / ieşire vas de stocare: 2buc.

agent frigorific intrare / ieşire generator: 2buc.

agent frigorific intrare / ieşire condensator: 2buc.

agent răcire intrare / ieşire condensator: 2buc.

aer intrare / ieşire consumator gheaţă binară: 52 buc.

2. presiune: tip diferenţial, precizie, domeniul de măsurare

gheaţă binară intrare / ieşire generator: 2buc.

gheaţă binară intrare / ieşire consumator: 2buc

gheaţă binară intrare / ieşire vas de stocare: 2buc

intrare / ieşire pompe de circulaţie: 4 buc

aer intrare / ieşire consumator gheaţă binară: 2buc

3. umiditate: tip, precizie, domeniul de măsurare

aer intrare / ieşire consumator gheaţă binară: 2buc

aer mediu de lucru (laborator): 1buc.

4. debite: debitmetru cu ultrasunete (Portable Clamp-on Flowmeter, model Siemens Sitrans

FUP1010), debitmetrul electronic (Danfoss DE-07MI004-PTB021), pompe circulaţie, Wilo

2m3/h, H= 30mCA – 2 buc, cu reglaj de debit.

Senzorul de măsurare a debitului de apa, tip Portaflow: debitmetru cu ultrasunete marca

Siemes Sitrans FUP1010 care este dotat cu un sistem computerizat de auto-calibrare şi care oferă

semnal unificat de 0…10V, direct măsurabil cu sistemul existent de achiziţie de date. În aceste

condiţii, pentru măsurarea de debit, incertitudinea s-a estimat la valoarea maximă declarată de

fabricant, de 3% din valoarea măsurată.

116

Figura 5.19. Instantanee cu debitmetru cu ultrasunete Portaflow, debitmetrul electronic Danfoss

şi analizatorul de putere electrică Fluke 434

5.2.5. Rezultate experimentale. Prelucrarea rezultatelor exprimentale

Măsurătorile s-au efectuat în perioada februarie – mai 2011.

5.2.5.1. Puterea frigorifica a bateriei de racire / Puterea termica a bateriei de incalzire

5.2.5.1A. Debitul de aer consumator 3000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,341 m3/h

Tabelul 5.4. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

13.55 18,80 14,90 -2,10 9,30 0,339 25,00 24,50 23,70

14.10 17,90 14,30 -2,00 8,90 0,345 25,00 23,30 21,90

14.25 17,70 14,30 -2,20 9,00 0,337 25,00 22,60 20,60

14.40 17,90 14,50 -1,80 9,40 0,342 25,00 21,80 19,90

14.55 18,10 14,70 -1,90 9,40 0,336 25,00 21,60 19,80

15.10 18,00 14,60 -2,00 9,30 0,329 25,00 21,20 19,70

117

15.35 16,70 13,70 -2,40 8,40 0,338 25,00 21,40 18,70

15.50 17,10 13,90 -2,30 8,70 0,347 25,00 20,80 18,70

16.05 16,70 13,70 -2,50 8,40 0,345 25,00 20,30 18,20

16.20 16,70 13,60 -2,40 8,40 0,349 25,00 20,10 17,90 Valori medii 17,56 14,22 -2,16 8,92 0,341 25,00 21,76 19,91

Tabel 5.5. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

11.00 18.35 14.35 -2.10 9.30 0.339 25.00 19.50 19.12

11.15 17.90 14.21 -2.00 8.90 0.345 25.00 21.35 19.23

11.30 17.70 14.30 -2.20 9.00 0.337 25.00 21.45 19.50

11.45 17.90 14.50 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.15 19.90

12.00 18.05 14.70 -1.90 9.40 0.336 25.00 21.60 19.80

12.15 17.90 14.60 -2.00 9.30 0.329 25.00 20.23 18.76

12.30 16.70 13.70 -2.40 8.40 0.338 25.00 21.35 18.70

12.45 17.10 13.90 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.34 18.34

13.00 16.70 13.70 -2.50 8.40 0.345 25.00 20.20 17.89

13.15 16.70 13.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.10 17.85 Valori medii 17.50 14.16 -2.16 8.92 0.341 25.00 20.73 18.91

Tabel 5.6. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire

oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

9.00 18.35 14.35 -2.10 9.30 0.339 25.00 21.10 19.25

9.15 17.90 14.21 -2.00 8.90 0.345 25.00 21.35 19.32

9.30 17.70 14.30 -2.20 9.00 0.337 25.00 21.45 19.55

9.45 17.90 14.50 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.15 19.95

10.00 18.55 14.55 -1.90 9.40 0.336 25.00 21.65 20.05

10.15 17.90 14.50 -2.00 9.30 0.329 25.00 20.23 18.76

10.30 16.70 13.70 -2.40 8.40 0.338 25.00 21.35 18.70

10.45 17.10 13.90 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.34 18.54

11.00 16.70 13.70 -2.50 8.40 0.345 25.00 21.45 18.85

11.15 16.70 13.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.50 18.80 Valori medii 17.55 14.13 -2.16 8.92 0.341 25.00 21.16 19.18

118

Tabel 5.7. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

14.00 16.30 14.20 -2.10 9.30 0.339 25.00 19.70 18.65

14.15 15.60 13.20 -2.00 8.90 0.345 25.00 19.80 18.65

14.30 16.00 13.00 -2.20 9.00 0.337 25.00 21.43 18.75

15.00 15.60 12.20 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.56 18.97

15.15 15.20 11.60 -1.90 9.40 0.336 25.00 19.95 18.95

15.30 15.20 11.40 -2.00 9.30 0.329 25.00 21.05 17.95

15.45 15.30 11.20 -2.40 8.40 0.338 25.00 20.80 17.85

16.00 15.40 11.70 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.65 18.67

16.15 15.50 11.70 -2.50 8.40 0.345 25.00 20.70 18.45

16.30 15.60 11.20 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.85 18.65 Valori medii 15.57 12.14 -2.16 8.92 0.341 25.00 20.65 18.55

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.8. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0,145 0,10097 1066,90 9,46389E-05 916,66 1097,4 4.83

330000 0,150 0,10096 1065,88 9,47222E-05 916,66 1097,4 5.00

330000 0,160 0,10068 1063,84 9,46389E-05 916,66 1097,4 5.32

330000 0,170 0,10049 1061,81 9,46389E-05 916,66 1097,4 5.64

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.20. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

119

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.341 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.9. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Baterie de răcire

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0,341 9,46E-05 0,83333 1,24 1,033333333 27,50 22,72 4.94

0,341 9,47E-05 0,83333 1,24 1,033333333 27,25 22,50 5.04

0,341 9,46E-05 0,83333 1,24 1,033333333 27,85 22,70 5.32

0,341 9,46E-05 0,83333 1,24 1,033333333 28,50 23,10 5.58

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

15.57 17.01 17.47 17.56

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.21. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.21. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

15.57C, puterea termică a acestei este de 4.94 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 17.56C, puterea termică a bateriei este de 5.58 kW.

Tabelul 5.10. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Baterie încălzire

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 21.76 19.91 4.186 5.02

120

0.00065 998 0.6487 20.73 18.91 4.186 5.10

0.00065 998 0.6487 21.16 19.18 4.186 5.38

0.00065 998 0.6487 20.65 18.55 4.186 5.70

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

20.65 20.73 21.16 21.76

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.22. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.22. se observă că temperatura apei la intrarea în baterie are o creştere liniară,

iar pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de 21C, puterea termică a bateriei de

încălzire este de 5 kW.

5.2.5.1B. Debitul de aer consumator 3000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,350 m3/h

Tabel 5.11. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

8.10 18.80 14.90 -2.10 9.30 0.348 25.00 24.50 23.70

8.20 17.90 14.30 -2.00 8.90 0.377 25.00 23.30 21.90

8.30 17.70 14.30 -2.20 9.00 0.347 25.00 22.60 20.60

8.40 17.90 14.50 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.80 19.90

8.50 18.10 14.70 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.60 19.80

9.00 18.00 14.60 -2.00 9.30 0.345 25.00 21.20 19.65

9.10 16.70 13.70 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.40 18.70

9.20 17.10 13.90 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.80 18.70

9.30 16.70 13.70 -2.50 8.40 0.348 25.00 20.30 18.20

9.40 16.70 13.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.15 17.90 Valori medii 17.56 14.22 -2.16 8.92 0.350 25.00 21.77 19.91

121

Tabel 5.12. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

10.00 18.35 14.35 -2.10 9.30 0.348 25.00 19.50 19.12

10.10 17.90 14.21 -2.00 8.90 0.377 25.00 21.35 19.45

10.20 17.70 14.30 -2.20 9.00 0.347 25.00 21.45 19.50

10.30 17.90 14.50 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.35 19.90

10.40 18.05 14.70 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.60 19.70

10.50 17.90 14.60 -2.00 9.30 0.345 25.00 20.23 18.60

11.00 16.70 13.70 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.35 18.70

11.10 17.10 13.90 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.34 18.34

11.20 16.70 13.70 -2.50 8.40 0.348 25.00 20.25 17.80

11.30 16.70 13.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.15 17.65 Valori medii 17.50 14.16 -2.16 8.92 0.350 25.00 20.76 18.88

Tabel 5.13. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

12.00 18.35 14.35 -2.10 9.30 0.348 25.00 21.10 19.25

12.10 17.90 14.21 -2.00 8.90 0.377 25.00 21.35 19.32

12.20 17.70 14.30 -2.20 9.00 0.347 25.00 21.45 19.55

12.30 17.90 14.50 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.35 19.95

12.40 18.55 14.55 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.65 20.10

12.50 17.90 14.50 -2.00 9.30 0.345 25.00 20.23 18.76

13.00 16.70 13.70 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.35 18.70

13.10 17.10 13.90 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.34 18.54

13.20 16.70 13.70 -2.50 8.40 0.348 25.00 21.45 18.85

13.30 16.70 13.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.50 18.80 Valori medii 17.55 14.13 -2.16 8.92 0.350 25.00 21.18 19.18

Tabel 5.14. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

14.00 16.30 14.20 -2.10 9.30 0.348 25.00 19.70 18.65

14.10 15.60 13.20 -2.00 8.90 0.377 25.00 19.80 18.65

14.20 16.00 13.00 -2.20 9.00 0.347 25.00 21.43 18.75

14.30 15.60 12.20 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.56 18.97

122

14.40 15.20 11.60 -1.90 9.40 0.346 25.00 19.95 18.95

14.50 15.20 11.40 -2.00 9.30 0.345 25.00 21.35 17.95

15.00 15.30 11.20 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.80 17.85

15.10 15.40 11.70 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.65 18.67

15.20 15.50 11.70 -2.50 8.40 0.348 25.00 20.70 18.45

15.30 15.60 11.20 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.85 18.65 Valori medii 15.57 12.14 -2.16 8.92 0.350 25.00 20.68 18.55

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.15. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.10367 1066.90 9.71667E-05 916.66 1097.4 4.96

330000 0.150 0.10357 1065.88 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.13

330000 0.160 0.10337 1063.84 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.46

330000 0.170 0.10317 1061.81 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.79

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.23. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.350 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

123

Tabel 5.16. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0.350 9.72E-05 0.83333 1.24 1.033333333 27.55 22.70 5.01

0.350 9.72E-05 0.83333 1.24 1.033333333 27.40 22.40 5.17

0.350 9.72E-05 0.83333 1.24 1.033333333 27.90 22.60 5.48

0.350 9.72E-05 0.83333 1.24 1.033333333 28.60 23.05 5.74

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

15.57 17.50 17.55 17.56

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.24. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.24. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

15.57C, puterea termică a acestei este de 5.01 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 17.56C, puterea termică a bateriei este de 5.74 kW.

Tabel 5.17. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa

m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 21.77 19.91 4.186 5.05 0.00065 998 0.6487 20.76 18.88 4.186 5.16

0.00065 998 0.6487 21.18 19.18 4.186 5.42 0.00065 998 0.6487 20.68 18.55 4.186 5.77

124

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în bateriei

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

20.68 20.76 21.18 21.77

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.25. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.25. se observă că temperatura apei la intrarea în baterie are o creştere liniară,

iar pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de 21C, puterea termică a bateriei de

încălzire este de 5.40 kW.

5.2.5.1C. Debitul de aer consumator 3000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,308 m3/h

Tabel 5.18. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

13.45 15.70 12.40 1.00 10.10 0.305 25.00 16.25 14.67

14.00 15.30 11.30 1.20 10.40 0.303 25.00 16.45 14.77

14.15 15.20 11.60 0.90 10.30 0.306 25.00 16.20 14.48

14.30 15.30 11.50 0.20 10.00 0.309 25.00 16.15 14.94

14.45 15.30 12.10 -3.90 7.70 0.307 25.00 15.75 14.80

15.00 15.40 12.10 -3.50 7.60 0.308 25.00 16.55 14.78

15.15 15.40 11.60 -4.80 6.80 0.310 25.00 16.65 14.85

15.30 15.40 11.90 -3.90 7.50 0.309 25.00 16.10 14.35

15.45 15.40 11.30 -4.60 6.80 0.310 25.00 16.35 14.45

16.00 15.30 11.70 -4.60 7.20 0.312 25.00 16.50 14.95 Valori medii 15.37 11.75 -2.20 8.44 0.308 25.00 16.30 14.70

Tabel 5.19. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

14.30 16.90 14.20 1.00 10.10 0.305 25.00 17.40 15.80

125

14.40 17.20 14.60 1.20 10.40 0.303 25.00 17.30 15.90

14.50 17.40 14.60 0.90 10.30 0.306 25.00 19.10 16.32

15.00 17.30 14.50 0.20 10.00 0.309 25.00 19.30 16.26

15.10 16.40 13.90 -3.90 7.70 0.307 25.00 18.65 16.52

15.20 16.30 12.40 -3.50 7.60 0.308 25.00 18.20 16.63

15.30 16.10 12.60 -4.80 6.80 0.310 25.00 17.80 16.55

15.40 16.20 11.70 -3.90 7.50 0.309 25.00 17.60 16.57

15.50 16.10 12.40 -4.60 6.80 0.310 25.00 17.70 16.35

16.00 16.20 12.20 -4.60 7.20 0.312 25.00 18.10 16.25 Valori medii 16.61 13.31 -2.20 8.44 0.308 25.00 18.12 16.32

Tabel 5.20. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

9.00 16.30 14.20 1.00 10.10 0.305 25.00 19.70 17.65 9.15 15.60 13.20 1.20 10.40 0.303 25.00 19.88 17.67 9.30 16.00 13.00 0.90 10.30 0.306 25.00 19.75 17.70 9.45 15.60 12.20 0.20 10.00 0.309 25.00 19.65 17.30 10.00 15.20 11.60 -3.90 7.70 0.307 25.00 19.78 17.95 10.15 15.20 11.40 -3.50 7.60 0.308 25.00 18.95 17.95 10.30 15.30 11.20 -4.80 6.80 0.310 25.00 19.75 17.85 10.45 15.40 11.70 -3.90 7.50 0.309 25.00 19.54 17.67 11.00 15.50 11.70 -4.60 6.80 0.310 25.00 19.85 18.38 11.15 15.60 11.20 -4.60 7.20 0.312 25.00 19.67 18.68 Valori medii 15.57 12.14 -2.20 8.44 0.308 25.00 19.65 17.88

Tabel 5.21. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

15.00 18.35 14.35 1.00 10.10 0.305 25.00 19.75 18.65

15.10 17.90 14.21 1.20 10.40 0.303 25.00 19.85 19.80

15.20 17.70 14.30 0.90 10.30 0.306 25.00 21.43 18.75

15.30 17.90 14.50 0.20 10.00 0.309 25.00 21.56 18.97

15.40 18.55 14.55 -3.90 7.70 0.307 25.00 20.15 19.15

15.50 17.90 14.50 -3.50 7.60 0.308 25.00 21.10 18.34

16.00 16.70 13.70 -4.80 6.80 0.310 25.00 20.86 18.56

16.10 17.10 13.90 -3.90 7.50 0.309 25.00 20.65 18.67

16.20 16.70 13.70 -4.60 6.80 0.310 25.00 20.75 18.45

16.30 16.70 13.60 -4.60 7.20 0.312 25.00 20.85 18.65 Valori medii 17.55 14.13 -2.20 8.44 0.308 25.00 20.70 18.80

126

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.22. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.09125 1066.90 8.6E-05 916.65 1097.4 4.37

330000 0.150 0.09116 1065.87 8.6E-05 916.65 1097.4 4.51

330000 0.160 0.09099 1063.84 8.6E-05 916.65 1097.4 4.80

330000 0.170 0.09081 1061.81 8.6E-05 916.65 1097.4 5.09

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.30

4.40

4.50

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.26. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.308 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 14 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.23. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0.308 8.6E-05 0.83333 1.24 1.03333 24.20 19.90 4.44

0.308 8.6E-05 0.83333 1.24 1.03333 24.80 20.30 4.58

0.308 8.6E-05 0.83333 1.24 1.03333 22.65 18.25 4.70

0.308 8.6E-05 0.83333 1.24 1.03333 27.75 22.95 4.96

127

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.40

4.50

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

15.37 15.57 16.61 17.50

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.27. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.24. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

15.37C, puterea termică a acestei este de 4.44 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 17.50C, puterea termică a bateriei este de 4.96 kW.

Tabel 5.24. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 16.30 14.70 4.186 4.34

0.00065 998 0.6487 18.12 16.32 4.186 4.59

0.00065 998 0.6487 19.65 17.90 4.186 4.75

0.00065 998 0.6487 20.70 18.80 4.186 5.16

128

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.20

4.30

4.40

4.50

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

16.30 18.12 19.65 20.70

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.28. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.28. se observă că temperatura apei la intrarea în baterie are o creştere liniară,

iar pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de 18.50C, puterea termică a bateriei

de încălzire este de 4.75 kW.

5.2.5.1D. Debitul de aer consumator 3000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,330 m3/h

Tabel 5.25. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

16.00 15.70 12.40 1.30 10.10 0.331 25.00 16.50 14.67

16.10 15.30 11.30 1.20 10.40 0.327 25.00 16.45 14.77

16.20 15.20 11.60 0.80 10.30 0.338 25.00 16.30 14.48

16.30 15.30 11.50 0.10 10.00 0.329 25.00 16.35 14.94

16.40 15.30 12.10 -3.70 7.70 0.330 25.00 15.75 14.80

16.50 15.40 12.10 -3.50 7.60 0.327 25.00 16.55 14.78

17.00 15.40 11.60 -4.90 6.80 0.325 25.00 16.65 14.75

17.10 15.40 11.90 -4.90 7.50 0.335 25.00 16.25 14.35

17.20 15.40 11.30 -4.70 6.80 0.330 25.00 16.60 14.45

17.30 15.30 11.70 -5.00 7.20 0.323 25.00 16.55 14.95 Valori medii 15.37 11.75 -2.33 8.44 0.330 25.00 16.40 14.69

Tabel 5.26. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

129

9.00 16.90 14.20 1.30 10.10 0.331 25.00 17.40 15.80

9.15 17.20 14.60 1.20 10.40 0.327 25.00 17.30 15.90

9.30 17.40 14.60 0.80 10.30 0.338 25.00 19.10 16.32

9.45 17.30 14.50 0.10 10.00 0.329 25.00 19.30 16.26

10.00 16.40 13.90 -3.70 7.70 0.330 25.00 18.40 16.52

10.15 16.30 12.40 -3.50 7.60 0.327 25.00 18.10 16.63

10.30 16.10 12.60 -4.90 6.80 0.325 25.00 17.70 16.55

10.45 16.20 11.70 -4.90 7.50 0.335 25.00 17.50 16.47

11.00 16.10 12.40 -4.70 6.80 0.330 25.00 17.50 16.35

11.15 16.20 12.20 -5.00 7.20 0.323 25.00 18.10 16.25 Valori medii 16.61 13.31 -2.33 8.44 0.330 25.00 18.04 16.31

Tabel 5.27. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

11.30 16.30 14.20 1.30 10.10 0.331 25.00 20.35 18.65

11.40 15.60 13.20 1.20 10.40 0.327 25.00 20.54 18.67

11.50 16.00 13.00 0.80 10.30 0.338 25.00 20.57 18.60

12.00 15.60 12.20 0.10 10.00 0.329 25.00 20.65 18.30 12.10 15.20 11.60 -3.70 7.70 0.330 25.00 20.75 18.70 12.20 15.20 11.40 -3.50 7.60 0.327 25.00 20.69 18.75

12.30 15.30 11.20 -4.90 6.80 0.325 25.00 20.45 18.85

12.40 15.40 11.70 -4.90 7.50 0.335 25.00 20.35 18.45

12.50 15.50 11.70 -4.70 6.80 0.330 25.00 20.29 18.38

13.00 15.60 11.20 -5.00 7.20 0.323 25.00 20.38 18.68 Valori medii 15.57 12.14 -2.33 8.44 0.330 25.00 20.50 18.60

Tabel 5.28. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

10.30 18.35 14.35 1.30 10.10 0.331 25.00 21.95 19.75

10.40 17.90 14.21 1.20 10.40 0.327 25.00 21.85 19.85

10.50 17.70 14.38 0.80 10.30 0.338 25.00 21.65 19.75

11.00 17.90 14.50 0.10 10.00 0.329 25.00 21.68 20.15

11.10 18.55 14.55 -3.70 7.70 0.330 25.00 21.73 19.55

11.20 17.90 14.50 -3.50 7.60 0.327 25.00 21.78 19.49

11.30 16.70 13.75 -4.90 6.80 0.325 25.00 21.86 19.56

11.40 17.10 13.90 -4.90 7.50 0.335 25.00 21.65 19.87

11.50 16.70 13.70 -4.70 6.80 0.330 25.00 21.87 20.05

130

12.00 16.70 13.65 -5.00 7.20 0.323 25.00 21.96 19.95 Valori medii 17.55 14.15 -2.33 8.44 0.330 25.00 21.80 19.80

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.29. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.09765 1066.89 9.2E-05 916.63 1097.4 4.67

330000 0.150 0.09756 1065.87 9.2E-05 916.63 1097.4 4.83

330000 0.160 0.09737 1063.83 9.2E-05 916.63 1097.4 5.14

330000 0.170 0.09718 1061.80 9.2E-05 916.63 1097.4 5.45

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.29. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.330 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.30. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0.330 9.2E-05 0.83333 1.24 1.03333 24.48 19.95 4.68

0.330 9.2E-05 0.83333 1.24 1.03333 24.80 20.15 4.81

131

0.330 9.2E-05 0.83333 1.24 1.03333 24.60 19.65 5.12

0.330 9.2E-05 0.83333 1.24 1.03333 27.75 22.45 5.48

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

11.75 12.14 13.31 14.15

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.30. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.30. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

11.75C, puterea termică a acestei este de 4.68 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 14.15C, puterea termică a bateriei este de 5.48 kW.

Tabel 5.31. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 16.40 14.70 4.186 4.62

0.00065 998 0.6487 18.04 16.31 4.186 4.82

0.00065 998 0.6487 20.50 18.60 4.186 5.16

0.00065 998 0.6487 21.80 19.80 4.186 5.43

132

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

16.40 18.06 20.50 21.80

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.31. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.31. se observă că temperatura apei la intrarea în baterie are o creştere liniară,

iar pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de 19C, puterea termică a bateriei de

încălzire este de 5.00 kW.

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.20

4.40

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Qgb=0.341m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.308m3/h Qgb=0.330m3/h

Figura 5.32. Variaţiile puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Se oberva că pentru aceeaşi fracţie de gheaţă în amestec, puterea frigorifică creşte o dată

cu creşterea debitului de gheaţă binară care alimentează bateria de răcire a aerului.

133

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.20

4.40

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

11.75 12.14 13.31 14.15

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Qgb=0.341m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.308m3/h Qgb=0.330m3/h

Figura 5.33. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

Din figura 5.33. se observă că puterea termică a bateriei de răcire creşte în general liniar

o dată cu creşterea diferenţei între temperatura aerului la intrarea în bateria de răcire şi

temperatura gheţii binare.

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.20

4.40

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

16.40 18.06 20.50 21.80

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Qgb=0.341m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.308m3/h Qgb=0.330m3/h

Figura 5.34. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

Se observă că pentru acelaşi debit de gheaţă binară, puterea termică creşte o dată cu

creşterea temperaturii apei la intrarea în baterie, respectiv o dată cu creşterea diferenţei de

temperatură dintre temperatura medie a apei şi temperatura medie a aerului. În acelaşi timp

pentru aceeaşi temperatură a apei la intrarea în baterie de 16.40C, puterea termică creşte o dată

cu creşterea debitului de gheaţă binară.

134

5.2.5.2A. Debitul de aer consumator 2000 m3/h şi debitul de gheaţă binară de 0,345 m3/h

Tabel 5.32. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

10.15 19.80 13.90 -4.70 6.50 0.349 25.00 24.50 23.70

10.30 18.90 13.76 -4.80 6.20 0.345 25.00 23.30 21.90

10.45 18.70 13.85 -4.80 6.20 0.337 25.00 22.60 20.80

11.00 18.95 13.65 -4.50 6.40 0.342 25.00 21.80 19.90

11.15 18.10 13.45 -4.50 6.40 0.358 25.00 21.60 19.80

11.30 18.15 13.65 -4.50 6.40 0.343 25.00 21.20 19.70

11.45 18.70 13.78 -4.30 6.50 0.338 25.00 21.40 18.70

12.00 18.10 13.96 -4.20 6.50 0.347 25.00 20.80 18.70

12.15 17.70 13.98 -4.20 6.50 0.345 25.00 20.30 18.70

17.85 13.98 -4.20 6.50 0.349 25.00 20.10 17.90 Valori medii 18.50 13.80 -4.47 6.41 0.345 25.00 21.76 19.98

Tabel 5.33. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

12.45 19.80 13.90 -2.10 9.30 0.349 25.00 21.00 19.12

13.00 19.90 13.76 -2.00 8.90 0.345 25.00 20.90 19.23

13.15 19.70 13.85 -2.20 9.00 0.337 25.00 20.76 19.50

13.30 19.45 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 20.65 19.90

13.45 19.40 13.45 -1.90 9.40 0.358 25.00 20.75 18.80

14.00 19.50 13.65 -2.00 9.30 0.343 25.00 20.53 18.76

14.15 19.70 13.78 -2.40 8.40 0.338 25.00 20.59 18.70

14.30 19.80 13.96 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.38 18.34

14.45 19.70 13.98 -2.50 8.40 0.345 25.00 20.45 17.89

15.00 19.85 13.98 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.47 17.85 Valori medii 19.80 13.90 -2.10 9.30 0.349 25.00 21.00 19.12

Tabel 5.34. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

15.15 19.85 13.90 -2.10 9.30 0.349 25.00 21.10 19.25

15.30 19.95 13.76 -2.00 8.90 0.345 25.00 21.35 19.32

135

15.45 19.75 13.85 -2.20 9.00 0.337 25.00 21.45 19.55

16.00 19.65 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.15 19.95 16.15 19.88 13.45 -1.90 9.40 0.358 25.00 21.65 20.05 16.30 19.78 13.65 -2.00 9.30 0.343 25.00 20.23 18.76

16.45 19.75 14.30 -2.40 8.40 0.338 25.00 21.35 18.70

17.00 19.85 14.40 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.34 18.54

17.15 19.75 14.50 -2.50 8.40 0.345 25.00 21.45 18.85

17.30 19.85 14.60 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.50 18.80 Valori medii 19.85 13.90 -2.10 9.30 0.349 25.00 21.10 19.25

Tabel 5.35. Parametrii măsuraşi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

17.45 19.85 14.85 -2.10 9.30 0.349 25.00 19.70 18.65

18.00 19.95 14.76 -2.00 8.90 0.345 25.00 19.80 18.65

18.15 19.75 14.85 -2.20 9.00 0.337 25.00 21.43 18.75

18.30 19.65 14.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.56 18.97

18.45 19.88 14.55 -1.90 9.40 0.358 25.00 19.95 18.95

19.00 19.78 14.65 -2.00 9.30 0.343 25.00 21.05 17.95

19.15 19.75 15.00 -2.40 8.40 0.338 25.00 20.80 17.85

19.30 19.85 15.15 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.65 18.67

19.45 19.75 15.25 -2.50 8.40 0.345 25.00 20.70 18.45

20.00 19.85 15.35 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.85 18.65 Valori medii 19.81 14.91 -2.16 8.92 0.345 25.00 20.65 18.55

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.36. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.10233 1066.82 9.59167E-05 916.29 1097.4 4.90

330000 0.150 0.10223 1065.80 9.59167E-05 916.29 1097.4 5.06

330000 0.160 0.10203 1063.76 9.59167E-05 916.29 1097.4 5.39

330000 0.170 0.10184 1061.72 9.59167E-05 916.29 1097.4 5.71

136

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.35. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.345 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 14 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.37. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW 0.345 9.59E-05 0.55556 1.24 0.688888889 28.75 21.70 4.90

0.345 9.59E-05 0.55556 1.24 0.688888889 29.50 22.25 5.11

0.345 9.59E-05 0.55556 1.24 0.688888889 30.05 22.28 5.39

0.345 9.59E-05 0.55556 1.24 0.688888889 30.20 21.94 5.81

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

6.00

18.50 19.68 19.87 20.12

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.36. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

137

În figura 5.36. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

18.50C, puterea termică a acestei este de 4.90 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 20.12C, puterea termică a bateriei este de 5.81 kW.

Tabel 5.38. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 21.76 19.98 4.186 4.83

0.00065 998 0.6487 20.65 18.81 4.186 4.99

0.00065 998 0.6487 21.16 19.18 4.186 5.38

0.00065 998 0.6487 20.65 18.55 4.186 5.70

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

20.65 20.65 21.16 21.76

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.37. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.37. se observă că pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de

21C, puterea termică a bateriei de încălzire este de 5.20 kW.

5.2.5.2B. Debitul de aer consumator 2000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,350 m3/h

Tabel 5.39. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

9.10 19.80 13.95 -2.10 9.30 0.348 25.00 24.50 23.70

9.20 19.90 13.79 -2.00 8.90 0.377 25.00 23.30 21.90

138

9.30 19.70 13.88 -2.20 9.00 0.347 25.00 22.60 20.60

9.40 19.45 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.70 19.90

9.50 19.40 13.45 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.50 19.80

10.00 19.55 13.75 -2.00 9.30 0.345 25.00 21.20 19.70

10.10 19.75 13.78 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.40 18.75

10.20 19.80 13.96 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.80 18.70

10.30 19.70 13.98 -2.50 8.40 0.348 25.00 20.30 18.20

10.40 19.85 13.98 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.10 17.90 Valori medii 19.69 13.82 -2.16 8.92 0.350 25.00 21.74 19.92

Tabel 5.40. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

11.00 19.80 13.95 -2.10 9.30 0.348 25.00 21.90 19.12

11.10 19.90 13.79 -2.00 8.90 0.377 25.00 21.35 19.23

11.20 19.70 13.88 -2.20 9.00 0.347 25.00 21.25 19.50

11.30 19.45 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.75 19.90

11.40 19.35 13.45 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.60 19.80

11.50 19.50 13.75 -2.00 9.30 0.345 25.00 21.63 19.76

12.00 19.75 13.78 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.35 19.70

12.10 19.80 13.96 -2.30 8.70 0.347 25.00 21.34 19.34

12.20 19.70 13.98 -2.50 8.40 0.348 25.00 21.45 19.89

12.30 19.85 13.68 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.25 19.85 Valori medii 19.68 13.79 -2.16 8.92 0.350 25.00 21.49 19.61

Tabel 5.41. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

13.00 19.85 13.95 -2.10 9.30 0.348 25.00 21.10 19.25

13.10 19.95 13.79 -2.00 8.90 0.377 25.00 21.35 19.32

13.20 19.75 13.88 -2.20 9.00 0.347 25.00 21.45 19.55

13.30 19.45 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 21.15 19.95 13.40 19.45 13.45 -1.90 9.40 0.346 25.00 21.65 19.90 13.50 19.55 13.70 -2.00 9.30 0.345 25.00 21.23 19.76

14.00 19.75 13.78 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.35 18.70

14.10 19.85 13.96 -2.30 8.70 0.347 25.00 21.34 18.54

14.20 19.75 13.95 -2.50 8.40 0.348 25.00 21.00 18.85

14.30 19.85 13.93 -2.40 8.40 0.349 25.00 21.10 18.90 Valori medii 19.72 13.80 -2.16 8.92 0.350 25.00 21.27 19.27

139

Tabel 5.42. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

15.00 20.05 13.95 -2.10 9.30 0.348 25.00 20.75 18.65

15.10 20.10 13.89 -2.00 8.90 0.377 25.00 20.85 18.80

15.20 19.79 13.88 -2.20 9.00 0.347 25.00 20.43 18.75

15.30 19.85 13.65 -1.80 9.40 0.342 25.00 20.56 18.67

15.40 19.75 13.55 -1.90 9.40 0.346 25.00 20.95 18.85

15.50 19.65 13.75 -2.00 9.30 0.345 25.00 20.55 18.45

16.00 19.85 13.78 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.85 18.55

16.10 19.90 13.96 -2.30 8.70 0.347 25.00 20.65 18.67

16.20 19.95 13.98 -2.50 8.40 0.348 25.00 20.75 18.25

16.30 19.85 13.98 -2.40 8.40 0.349 25.00 20.85 18.35 Valori medii 19.87 13.84 -2.16 8.92 0.350 25.00 20.72 18.60

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.43. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.10367 1066.90 9.71667E-05 916.66 1097.4 4.96

330000 0.150 0.10357 1065.88 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.13

330000 0.160 0.10337 1063.84 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.46

330000 0.170 0.10317 1061.81 9.71667E-05 916.66 1097.4 5.79

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rfică

(kW

)

Figura 5.38. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

140

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.350 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.44. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0.350 9.72E-05 0.55556 1.24 0.688888889 29.65 22.45 4.96

0.350 9.72E-05 0.55556 1.24 0.688888889 29.70 22.25 5.13

0.350 9.72E-05 0.55556 1.24 0.688888889 30.00 22.10 5.44

0.350 9.72E-05 0.55556 1.24 0.688888889 30.50 22.15 5.75

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

19.68 19.69 19.72 19.87

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.39. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.39. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

19.68C, puterea termică a acestei este de 4.96 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 19.87C, puterea termică a bateriei este de 5.75 kW.

Tabel 5.45. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 21.74 19.92 4.186 4.96 0.00065 998 0.6487 21.49 19.61 4.186 5.10 0.00065 998 0.6487 21.27 19.27 4.186 5.43

141

0.00065 998 0.6487 20.72 18.60 4.186 5.76

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

5.70

5.80

20.72 21.27 21.49 21.74

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.40. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.40. se observă că pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de

21C, puterea termică a bateriei de încălzire este de 5.30 kW.

5.2.5.2C. Debitul de aer consumator 2000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,330 m3/h

Tabel 5.46. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

8.40 19.85 14.85 1.00 10.10 0.325 25.00 16.85 14.67

8.50 19.55 14.76 1.20 10.40 0.323 25.00 16.65 14.77

9.00 19.75 14.85 0.90 10.30 0.326 25.00 16.20 14.48

9.10 19.65 14.75 0.20 10.00 0.329 25.00 16.15 14.64

9.20 19.88 14.85 -3.90 7.70 0.337 25.00 15.75 14.74

9.30 19.78 14.95 -3.50 7.60 0.308 25.00 16.55 14.78

9.40 19.75 15.10 -4.80 6.80 0.333 25.00 16.65 14.85

9.50 19.85 15.15 -3.90 7.50 0.339 25.00 16.10 14.25

10.00 19.65 15.25 -4.60 6.80 0.341 25.00 16.35 14.45

10.10 19.85 15.45 -4.60 7.20 0.342 25.00 16.50 14.85 Valori medii 19.76 15.00 -2.20 8.44 0.330 25.00 16.38 14.65

Tabel 5.47. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

142

10.15 19.85 13.90 1.00 10.10 0.325 25.00 17.40 15.90

10.25 19.98 13.85 1.20 10.40 0.323 25.00 17.30 15.85

10.35 19.75 13.85 0.90 10.30 0.326 25.00 18.80 16.38

10.45 19.75 13.65 0.20 10.00 0.329 25.00 19.30 16.26

10.55 19.88 13.45 -3.90 7.70 0.337 25.00 18.65 16.52

11.05 19.89 13.65 -3.50 7.60 0.308 25.00 18.20 16.33

11.15 19.95 13.90 -4.80 6.80 0.333 25.00 17.80 16.55

11.25 20.05 13.96 -3.90 7.50 0.339 25.00 17.60 16.57

11.35 20.00 13.98 -4.60 6.80 0.341 25.00 17.70 16.35

11.45 20.10 13.98 -4.60 7.20 0.342 25.00 18.10 16.25 Valori medii 19.92 13.82 -2.20 8.44 0.330 25.00 18.09 16.30

Tabel 5.48. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

12.05 19.85 13.90 1.00 10.10 0.325 25.00 19.70 17.65

12.15 19.95 13.76 1.20 10.40 0.323 25.00 19.88 17.67

12.25 19.95 13.85 0.90 10.30 0.326 25.00 19.75 17.70

12.35 19.85 13.65 0.20 10.00 0.329 25.00 19.65 17.30 12.45 19.95 13.45 -3.90 7.70 0.337 25.00 19.78 17.95 12.55 20.00 13.65 -3.50 7.60 0.308 25.00 19.95 17.95

13.05 20.20 14.30 -4.80 6.80 0.333 25.00 19.75 17.85

13.15 20.35 14.40 -3.90 7.50 0.339 25.00 19.54 17.67

13.25 20.45 14.50 -4.60 6.80 0.341 25.00 19.85 18.38

13.35 20.50 14.60 -4.60 7.20 0.342 25.00 19.67 18.38 Valori medii 20.11 14.01 -2.20 8.44 0.330 25.00 19.75 17.85

Tabel 5.49. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

1355 19.50 13.80 1.00 10.10 0.325 25.00 20.50 18.65

14.05 19.60 13.70 1.20 10.40 0.323 25.00 20.30 19.85

14.15 19.70 13.50 0.90 10.30 0.326 25.00 21.43 18.75

14.25 19.85 13.65 0.20 10.00 0.329 25.00 21.56 18.95

14.35 19.80 13.45 -3.90 7.70 0.337 25.00 20.35 19.20

14.45 20.00 13.50 -3.50 7.60 0.308 25.00 20.70 18.35

14.55 20.20 14.15 -4.80 6.80 0.333 25.00 20.86 18.56

15.05 20.30 14.30 -3.90 7.50 0.339 25.00 20.65 18.67

15.15 20.40 14.50 -4.60 6.80 0.341 25.00 20.75 18.25

143

15.25 20.30 14.40 -4.60 7.20 0.342 25.00 20.85 18.65 Valori medii 19.97 13.90 -2.20 8.44 0.330 25.00 20.80 18.79

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.50. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.09789 1066.90 9.2E-05 916.65 1097.4 4.68

330000 0.150 0.09779 1065.87 9.2E-05 916.65 1097.4 4.84

330000 0.160 0.09761 1063.84 9.2E-05 916.65 1097.4 5.15

330000 0.170 0.09742 1061.81 9.2E-05 916.65 1097.4 5.47

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.41. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.330 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.51. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW

0.330 9.2E-05 0.55556 1.24 0.68889 29.50 22.70 4.68

0.330 9.2E-05 0.55556 1.24 0.68889 28.90 21.85 4.86

144

0.330 9.2E-05 0.55556 1.24 0.68889 30.10 22.60 5.17

0.330 9.2E-05 0.55556 1.24 0.68889 30.05 22.16 5.44

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

19.76 19.92 19.97 20.11

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.42. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.42. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

19.70C, puterea termică a acestei este de 4.70 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 20.11C, puterea termică a bateriei este de 5.40 kW.

Tabel 5.52. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa

m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW 0.00065 998 0.6487 16.38 14.65 4.186 4.69

0.00065 998 0.6487 18.09 16.30 4.186 4.86

0.00065 998 0.6487 19.75 17.85 4.186 5.16

0.00065 998 0.6487 20.80 18.79 4.186 5.45

145

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

16.38 18.09 19.75 20.80

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.43. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.43. se observă că pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de

19C, puterea termică a bateriei de încălzire este de 5.00 kW.

5.2.5.2D. Debitul de aer consumator 2000 m3/h si debitul de gheaţă binara de 0,335 m3/h

Tabel 5.53. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.145

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

8.15 18.80 13.90 1.30 10.10 0.331 25.00 16.50 14.75

8.25 18.90 13.76 1.20 10.40 0.337 25.00 16.45 14.50

8.35 19.00 13.85 0.80 10.30 0.338 25.00 16.30 14.45

8.45 19.10 13.65 0.10 10.00 0.339 25.00 16.35 14.70

8.55 19.15 13.45 -3.70 7.70 0.337 25.00 16.75 14.90

9.05 19.20 13.65 -3.50 7.60 0.337 25.00 16.55 14.78

9.15 19.30 13.80 -4.90 6.80 0.335 25.00 16.65 14.70

9.25 19.50 13.50 -4.90 7.50 0.335 25.00 16.25 14.85

9.35 19.30 13.60 -4.70 6.80 0.330 25.00 16.60 14.90

9.45 19.20 13.30 -5.00 7.20 0.333 25.00 16.55 14.95 Valori medii 19.15 13.65 -2.33 8.44 0.335 25.00 16.50 14.75

Tabel 5.54. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.150

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompa Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

10.00 18.80 13.70 1.30 10.10 0.331 25.00 17.40 15.80

146

10.10 18.90 13.50 1.20 10.40 0.337 25.00 17.30 15.90

10.20 19.05 13.60 0.80 10.30 0.338 25.00 19.25 16.32

10.30 19.15 13.40 0.10 10.00 0.339 25.00 19.30 16.26

10.40 19.15 13.40 -3.70 7.70 0.337 25.00 18.45 16.40

10.50 19.20 13.60 -3.50 7.60 0.337 25.00 18.10 16.63

11.00 19.35 13.80 -4.90 6.80 0.335 25.00 17.70 16.55

11.10 19.50 13.50 -4.90 7.50 0.335 25.00 17.65 16.00

11.20 19.35 13.20 -4.70 6.80 0.330 25.00 17.55 16.35

11.30 19.25 13.10 -5.00 7.20 0.333 25.00 18.10 16.50 Valori medii 19.17 13.48 -2.33 8.44 0.335 25.00 18.08 16.27

Tabel 5.55. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.160

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

11.45 19.85 13.90 1.30 10.10 0.331 25.00 20.35 18.60

11.55 19.95 13.76 1.20 10.40 0.337 25.00 20.54 18.55

12.05 19.95 13.85 0.80 10.30 0.338 25.00 20.50 18.50

12.15 19.85 14.00 0.10 10.00 0.339 25.00 20.65 18.35 12.25 19.95 14.10 -3.70 7.70 0.337 25.00 20.75 18.70 12.35 20.15 14.20 -3.50 7.60 0.337 25.00 20.60 18.75

12.45 20.25 14.30 -4.90 6.80 0.335 25.00 20.45 18.85

12.55 20.35 14.40 -4.90 7.50 0.335 25.00 20.35 18.45

13.05 20.45 14.50 -4.70 6.80 0.330 25.00 20.29 18.30

13.15 20.60 14.60 -5.00 7.20 0.333 25.00 20.38 18.60 Valori medii 20.14 14.16 -2.33 8.44 0.335 25.00 20.49 18.57

Tabel 5.56. Parametrii măsuraţi pentru fracţie de gheaţă binară f = 0.170

Baterie de răcire Baterie de încălzire Ora Aer Gheaţă binară Pompă Apă

intrare ieşire tur retur Qg.b. turaţie intrare ieşire oC oC oC oC m3/h Hz oC oC

13.30 19.85 13.95 1.30 10.10 0.331 25.00 21.95 19.75

13.40 19.90 14.00 1.20 10.40 0.337 25.00 21.85 19.85

13.50 19.95 13.90 0.80 10.30 0.338 25.00 21.65 19.75

14.00 19.80 13.70 0.10 10.00 0.339 25.00 21.70 19.80

14.10 19.90 13.80 -3.70 7.70 0.337 25.00 21.85 19.55

14.20 20.00 13.75 -3.50 7.60 0.337 25.00 21.78 19.49

14.30 20.20 13.80 -4.90 6.80 0.335 25.00 21.86 19.56

14.40 20.35 13.96 -4.90 7.50 0.335 25.00 21.65 20.00

14.50 20.45 13.98 -4.70 6.80 0.330 25.00 21.87 20.05

15.00 20.50 14.00 -5.00 7.20 0.333 25.00 22.00 19.95

147

Valori medii 20.09 13.88 -2.33 8.44 0.335 25.00 21.82 19.78

Pe baza valorilor medii măsurate s-a determinat puterea termică a bateriei de răcire pe

partea gheţii binare şi pe partea aerului şi puterea termică a bateriei de încălzire pe partea apei

calde.

Tabel 5.57. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea gheaţii

rgb fg Qgb gb Vgb g talin gb

J/kg - kg/s kg/m3 m3/s kg/m3 kg/m3 kW

330000 0.145 0.09934 1066.89 9.3E-05 916.63 1097.4 4.75

330000 0.150 0.09924 1065.87 9.3E-05 916.63 1097.4 4.91

330000 0.160 0.09905 1063.83 9.3E-05 916.63 1097.4 5.23

330000 0.170 0.09887 1061.80 9.3E-05 916.63 1097.4 5.55

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Figura 5.44. Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Pentru debitul de gheaţă binară de 0.335 m3/h, puterea frigorifică creşte liniar o dată cu

creşterea fracţie de gheaţă, respectiv pentru o creştere maximă a fracţiei de gheaţă de 15 % se

înregistrează o creştere de 15 % a puterii frigorifice.

Tabel 5.58. Performanţele termice ale bateriei de răcire pe partea aerului

Qg.b. Vgb Qaer aer Qaer h=f( aer intrare)

h=f( aer iesire) aer

m3/h m3/s mc/s kg/m3 kg/s kJ/kg kJ/kg kW 0.335 9.3E-05 0.55556 1.24 0.68889 29.10 22.20 4.75

0.335 9.3E-05 0.55556 1.24 0.68889 29.25 22.10 4.93

0.335 9.3E-05 0.55556 1.24 0.68889 30.15 22.55 5.24

148

0.335 9.3E-05 0.55556 1.24 0.68889 30.10 22.05 5.55

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

19.15 9.17 20.09 20.14

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.45. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

În figura 5.45. se observă că puterea termică a bateriei creşte o dată creşterea diferenţei

de temperatură dintre temperaturile agenţilor de lucru din baterie. Astfel, pentru aceeaşi

temperatură medie a gheţii binare de -2C, şi o temperatură a aerului la intrarea în baterie de

19.50C, puterea termică a acestei este de 4.75 kW, în timp ce pentru o temperatură de intrare a

aerului în baterie de 20.14C, puterea termică a bateriei este de 5.55 kW.

Tabel 5.59. Performanţele termice ale bateriei de încălzire pe partea apei

Qapă apă Qapă intrare iesire cp apa

m3/s kg/m3 kg/s oC oC kJ/kg kW

0.00065 998 0.6487 16.50 14.75 4.186 4.74

0.00065 998 0.6487 18.08 16.27 4.186 4.91

0.00065 998 0.6487 20.49 18.57 4.186 5.22

0.00065 998 0.6487 21.82 19.78 4.186 5.54

149

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.70

4.80

4.90

5.00

5.10

5.20

5.30

5.40

5.50

5.60

16.50 18.08 20.49 21.82

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Figura 5.46. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

În figura 5.46. se observă că pentru o temperatură medie a apei la intrare în baterie de

19C, puterea termică a bateriei de încălzire este de 5.10 kW.

Variaţia puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

0.145 0.150 0.160 0.170

fracţia de gheaţă (-)

pu

tere

a fr

igo

rifi

că (

kW)

Qgb=0.345m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.330m3/h Qgb=0.335m3/h

Figura 5.47. Variaţiile puterii frigorifice în funcţie de fracţia de gheaţă

Se oberva că pentru aceeaşi fracţie de gheaţă în amestec, puterea frigorifică creşte o dată

cu creşterea debitului de gheaţă binară care alimentează bateria de răcire a aerului.

150

Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la intrarea în baterie

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

6.00

19.15 9.17 20.09 20.14

temperatura de intrare a aerului în bateria de răcire (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Qgb=0.345m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.330m3/h Qgb=0.335m3/h

Figura 5.48. Variaţia puterii termice a bateriei de răcire în funcţie de temperatura aerului la

intrare

Din figura 5.48. se observă că puterea termică a bateriei de răcire creşte în general liniar

o dată cu creşterea diferenţei între temperatura aerului la intrarea în bateria de răcire şi

temperatura gheţii binare.

Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire a aerului funcţie de temperatura apei la intrarea în baterie

4.60

4.80

5.00

5.20

5.40

5.60

5.80

16.50 18.08 20.49 21.82

temperatura apei la intrarea în baterie (°C)

pu

tere

a te

rmică

(kW

)

Qgb=0.345m3/h Qgb=0.350m3/h

Qgb=0.330m3/h Qgb=0.335m3/h

Figura 5.49. Variaţia puterii termice a bateriei de încălzire pe partea apei

Se observă că pentru acelaşi debit de gheaţă binară, puterea termică creşte o dată cu

creşterea temperaturii apei la intrarea în baterie, respectiv o dată cu creşterea diferenţei de

temperatură dintre temperatura medie a apei şi temperatura medie a aerului. În acelaşi timp

pentru aceeeaşi temperatură a apei la intrarea în baterie de 16.50C, puterea termică creşte o dată

cu creşterea debitului de gheaţă binară.

151

În urma cercetărilor experimentale efectuale au rezultat următoarele:

- în general puterea frigorifică a generatorului de gheaţă binară este mai mare decât cea

corespunzătoare fişei tehnice (9 kW faţă de 7 kW); acest lucru este cauzat atât de condiţiile de

funcţionare ale instalaţiei experimentale, (condiţii nominale: temperatura de vaporizare -10°C şi

temperatura de condensare 25°C; condiţii de experimentare: temperatura de vaporizare -18°C şi

temperatura de condensare 36°C), cât şi de nivelul de temperatură de la consumator (exprimat

prin temperatura apei calde la intrarea în baterie de 19°C, la un debit de aer vehiculat de

hmQaer /3000 3 şi de prin temperatura apei calde la intrarea în baterie de 21°C, la un debit de

aer vehiculat de hmQaer /2000 3 );

- pentru aceeaşi fracţie de gheaţă în amestec, puterea frigorifică creşte o dată cu creşterea

debitului de gheaţă binară care alimentează bateria de răcire a aerului;

- ciclul termodinamic corespunzator funcţionarii instalaţiei frigorifice în condiţii experimentale

este aproape de cel teoretic, cu excepţia punctului 2 (starea vaporilor la ieşirea din compresor)

care prezintă o creşterea de entropie de 0.025 kJ/kgK , implicit lk fiind de 42 kJ/kg pentru ciclul

experimental şi de 36 kJ/kg pentru ciclul teoretic;

- coeficientul de performanţă al instalaţiei experimentale este de 2.7;

- validarea experimentală a puterii frigorifice a generatorului s-a efectuat pe de o parte

determinând simultan puterile termice pe partea gheţii binare, pe partea aerului şi pe partea apei

calde (cf ec. 5.2.), şi pe de altă parte determinând puterea frigorifică pe partea agentului frigorific

(prin măsurători de putere electrică la compresor);

- necesarul de frig la consumator a fost validat experimental. Acesta având valorii medii de 5

kW pentru o fracţie de gheaţă de 14.50 %, 5.14 kW pentru o fracţie de gheaţă de 15.00 %; 5.45

kW pentru o fracţie de gheaţă de 16.00 %; 5.77 kW pentru o fracţie de gheaţă de 17.00 %, iar

debitul de aer în această situaţie fiind de hmQaer /3000 3 . În cazul debitului de aer de

hmQaer /2000 3 , necesarul de frig la consumator este de 4.96 kW pentru o fracţie de gheaţă de

14.50 %; 5.10 kW pentru o fracţie de gheaţă de 15.00 %; 5.40 kW pentru o fracţie de gheaţă de

16.00 %; 5.70 kW pentru o fracţie de gheaţă de 17.00 %.

- nu a fost posibilă corelarea necesarului de frig cu producerea de frig, deoarece consumatorul

reprezentat de bateria de răcire a aerului a avut o suprafaţă de transfer de căldură limitată, deci

implicit o putere termică mai mică decât puterea frigorifică.

152

6. CONCLUZI

Cercetarea bibliografică efectuată în baza materialelor documentare avute la

dispoziţie au relevat următoarele aspecte:

În legătură cu proprietăţile fizice şi de transport ale gheţii binare:

- sunt disponibile date teoretice şi experimentale privind: densitatea, entalpia, căldura specifică,

vâscozitatea, conductivitatea termică, căderea de presiune a gheţii binare cu soluţie apă-etanol;

- în ceea ce priveşte entalpia gheţii binare cu soluţie apă-etanol se menţionează faptul că există

date disponibile atât pentru temperaturi peste 0° C, cât şi pentru temperaturi sub 0° C, acestea din

urmă fiind obţinute prin extrapolarea primelor;

- în ceea ce priveşte căderea de presiune, literatura consultată cuprinde în afară de date

referitoare la gheaţa binară cu soluţie apă-etanol date referitore la gheaţa binară cu soluţie de:

propilen glicol, etilen glicol.

Din cele de mai sus se desprinde concluzia că se manifestă în general o lipsă acută de

date teoretice şi experimentale în ceea ce priveşte proprietăţile termofizice enumerate anterior ale

celorlalte tipuri de gheaţă binară, respectiv cu cu soluţii de clorură de calciu şi magneziu.

În legătură cu metodele de generare ale gheţii binare:

- cea mai simplă şi fezabilă dintre metode este cea de generare a gheţii binare cu vaporizator cu

suprafaţă răzuită, pentru care s-au efectuata cercetari experimentale in prezenta lucrare;

- nu a fost posibilă o analiză comparativă din punctul de vedere al performanţelor între diferite

tipuri de generatoare de gheaţă binară, deoarece literatura / producătorii nu pun la dispoziţie

suficiente date.

În legătură cu corelaţiile pentru modelarea proceselor de transfer de căldură ce intervin la

producerea gheţii binare:

- există relaţii de calcul pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură pe partea

agenţilor intermediari tradiţionali monofazici.

- coeficientul de transfer de căldura de la perete la gheaţă binară poate fi determinat fie cu

ajutorul unei relaţi empirice elaborate de Bell, pentru vaporizatoare cu suprafaţă răzuită, fie cu

ajutorul relaţiei lui Hariott, fie cu ajutorul relaţiei elaborate de Skelland, pe baza metodei de

analiza dimensionala, aplicabila de asemenea la vaporizatoarelor cu suprafaţă răzuită.

153

În urma cercetărilor experimentale efectuale au rezultat următoarele:

- în general puterea frigorifică a generatorului de gheaţă binară este mai mare decât cea

corespunzătoare fişei tehnice (9 kW faţă de 7 kW); acest lucru este cauzat atât de condiţiile de

funcţionare ale instalaţiei experimentale, (condiţii nominale: temperatura de vaporizare -10°C şi

temperatura de condensare 25°C; condiţii de experimentare: temperatura de vaporizare -18°C şi

temperatura de condensare 36°C), cât şi de nivelul de temperatură de la consumator (exprimat

prin temperatura apei calde la intrarea în baterie de 19°C, la un debit de aer vehiculat de

hmQaer /3000 3 şi de prin temperatura apei calde la intrarea în baterie de 21°C, la un debit de

aer vehiculat de hmQaer /2000 3 );

- pentru aceeaşi fracţie de gheaţă în amestec, puterea frigorifică creşte o dată cu creşterea

debitului de gheaţă binară care alimentează bateria de răcire a aerului;

- ciclul termodinamic corespunzator funcţionarii instalaţiei frigorifice în condiţii experimentale

este aproape de cel teoretic, cu excepţia punctului 2 (starea vaporilor la ieşirea din compresor)

care prezintă o creşterea de entropie de 0.025 kJ/kgK , implicit lk fiind de 42 kJ/kg pentru ciclul

experimental şi de 36 kJ/kg pentru ciclul teoretic;

- coeficientul de performanţă al instalaţiei experimentale este de 2.7;

- validarea experimentală a puterii frigorifice a generatorului s-a efectuat pe de o parte

determinând simultam puterile termice pe partea gheţii binare, pe partea aerului şi pe partea apei

calde (cf ec. 5.2.), şi pe de altă parte determinând puterea frigorifică pe partea agentului frigorific

(prin măsurători de putere electrică la compresor);

- necesarul de frig la consumator a fost validat experimental. Acesta având valorii medii de 5

kW pentru o fracţie de gheaţă de 14.50 %, 5.14 kW pentru o fracţie de gheaţă de 15.00 %; 5.45

kW pentru o fracţie de gheaţă de 16.00 %; 5.77 kW pentru o fracţie de gheaşă de 17.00 %, iar

debitul de aer în această situaţie fiind de hmQaer /3000 3 . În cazul debitului de aer de

hmQaer /2000 3 , necesarul de frig la consumator este de 4.96 kW pentru o fracţie de gheaţă de

14.50 %; 5.10 kW pentru o fracţie de gheaţă de 15.00 %; 5.40 kW pentru o fracţie de gheaţă de

16.00 %; 5.70 kW pentru o fracţie de gheaţă de 17.00 %.

- nu a fost posibilă corelarea necesarului de frig cu producerea de frig, deoarece consumatorul

reprezentat de bateria de răcire a aerului a avut o suprafata de transfer de căldură limitată, deci

implicit o putere termică mai mică decât puterea frigorifică.

Caracteristicele de transfer şi geometrice ale generatorului de gheaţă binară rezultate în

urma modelării teoretice şi experimentale a proceselor care au loc în acesta sunt prezentate

centralizat în tabelul 6.1.:

154

Tabelul 6.1. Caracteristici de transfer şi geometrice ale generatorul de gheaţă binară

Generator de gheaţă binară cu

amoniac

Generator de gheaţă binară cu

freon

Generator de gheaţă binară cu

freon (experimental)

Putere frigorifică: kW10 Putere frigorifică: kW70 Putere frigorifică: kW90.80

Temperatura de vaporizare a

agentului frigorific: C00 10

Temperatura de vaporizare a

agentului frigorific: C00 6

Temperatura de vaporizare a

agentului frigorific: C00 18

Temperatura gheţii binare:

Cgb02

Temperatura gheţii binare:

Cgb02

Temperatura gheţii binare:

Cgb02.2

Diferenţa medie logaritmică între

temperaturile agenţilor de lucru

din generator: Cm095.7

Diferenţa medie logaritmică între

temperaturile agenţilor de lucru din

generator: Cm016.9

Diferenţa medie logaritmică între

temperaturile agenţilor de lucru din

generator: Cm057.20

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea agentului

frigorific (amoniac):

KmWo 2/27.668

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea agentului

frigorific (freon):

KmWo 2/12.821

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea agentului

frigorific (freon):

KmWo 2/25.850

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea gheţii binare:

KmWgb 2/92.295

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea gheţii binare:

KmWgb 2/28,497

Coeficientul de transfer de căldură

convectiv pe partea gheţii binare:

KmWgb 2/50.510

Coeficientul global de transfer de

căldură: KmWk 2/55.183

Coeficientul global de transfer de

căldură: KmWk 2/86.211

Coeficientul global de transfer de

căldură: KmWk 2/89.319

Suprafaţa totală de transfer de

căldură dintre agenţii de lucru din

generator: 268.0 mS

Suprafaţa totală de transfer de

căldură dintre agenţii de lucru din

generator: 260.3 mS

Suprafaţa totală de transfer de

căldură dintre agenţii de lucru din

generator: 232.1 mS

Diametrul tubului exterior: 245 x

7

Diametrul tubului exterior: 260 x

6

Diametrul tubului exterior: 260 x

6

Diametrul tubului interior: 219 x

6

Diametrul tubului interior: 245 x

7

Diametrul tubului interior: 245 x

7

Diametrul rotorului:

mdrotor 160.0

Diametrul rotorului:

mdrotor 120.0

Diametrul rotorului:

mdrotor 120.0

Înălţimea lamelei:

mhlamela 023.0

Înălţimea lamelei:

mhlamela 055.0

Înălţimea lamelei:

mhlamela 055.0

Înălţimea şnecului:

mhsnec 60.2

Înălţimea şnecului: mhsnec 01.1 Înălţimea şnecului:

mhsnec 81.1

155

Din tabelul 6.1. rezultă că puterea frigorifică experimentală a generatorului este mai mare

decât cea rezultată din calculul teoretic. Acest lucru poate fi explicat prin faptul ca temperaturile

de vaporizare şi implicit diferenţele medii logaritmice între temperaturile agenţilor de lucru

diferă.

6.1. Contribuţii personale

Doctoranda a parcurs un volum mare de material documentar, pe care l-a analizat,

structurat şi interpretat. În cadrul documentării a realizat:

- studiul şi analiza proprietăţilor termofizice şi de transport ale gheţii binare;

- studiul şi analiza comparativă pentru trei tipuri de strategii de stocare şi nume: netezirea

sarcinii, comutarea sarcinii şi metoda combinată;

- studiul şi analiza tipurilor de tancuri de stocare a gheţii;

- modelarea matematică a sistemului de stocaj a gheţii binare;

- schema principială a instalaţiei experimentale de generare a gheţii binare;

În cadrul studiilor şi cercetărilor experimentale, doctoranda a realizat:

- dimensionarea generatorului de gheaţă binară cu amoniac;

- dimensionarea instalaţiei experimentale cu amoniac pentru generarea gheţii binare;

- participarea la realizarea instalaţiei experimentale cu amoniac pentru generarea gheţii binare,

în cadrul proiectului de cercetare RELANSIN, cu titlul “Cercetări privind utilizarea amoniacului

ca agent ecologic în sisteme frigorifice cu generatoare de gheaţă binară (ice-slurry) şi acumulare

de frig”;

- dimensionarea generatorului de gheaţă binară cu freon;

- dimensionarea instalaţiei experimentale cu freon pentru generarea gheţii binare;

- participarea la realizarea instalaţiei experimentale cu freon, R404A, pentru generarea gheţii

binare în cadrul proiectului de cercetare PN II, cu titlul “Stand experimental pentru studiul şi

cercetarea proceselor termo–hidraulice şi a echipamentelor din sistemele frigorifice, de aer

condiţionat şi pompe de căldură”;

- stabilirea unui algoritm de dimensionare a generatorului de gheaţă binară cu suprafaţă raclată;

- participarea la studii şi cercetări experimentale pe instalaţia de generare gheaţă binară cu

amoniac;

- participarea la studii şi cercetări experimentale pe instalaţia de generare gheaţă binară cu freon;

- efectuarea de studii şi cercetări experimentale privind validarea performanţelor termice la

consumator;

- efectuarea analizei comparative între modelul teoretic şi cel experimental privind generatorul

de gheaţă binară cu freon;

156

- crearea unei baze de date experimentale privind performanţele termice ale unui generator de

gheaţă binară cu suprafaţă raclată cu agent frigorific: amoniac / freon;

- crearea unei baze de date experimentale privind performanţele termice ale unui consumator de

gheaţă binară pentru climatizarea de confort;

- organizarea şi conducerea cercetărilor experimentale efectuate pe cele două instalaţii

experimentale: amoniac / freon;

Doctoranda a elaborat un număr de 28 lucrări ştiinţifice care au fost publicate în

manifestări ştiinţifice naţionale şi internaţionale, dintre care 10 lucrări ştiinţifice sunt în domeniul

tezei (capitolul 7- bibliografie).

6.2. Propuneri de continuare a cercetării

Rezultatele teoretice şi experimentale efectuate de autor în cadrul prezentei lucrări

evidenţiază faptul că este necesar să se continue studiile şi cercetările privind relaţiile criteriale

ce caracterizează transferul de căldură la consumator şi generatorul de gheaţă binară.

157

7. BIBLIOGRAFIE

7.1. Lucrări ştiinţifice (Bibliografie consultata)

[1]. Ashrae Fundamentals Handbook, l997. Capitolul 4, 14, 33;

[2]. Ashrae Handbook Fundamentals, 2005;

[3]. Ashrae Final Reports 1166: “Behaviour of Ice slurries in thermal storage systems. Principal

Investigator: Michael Kauffeld, Danish Technological Institute; Conducted: April 2000-Oct.

2001, published in 2002;

[4]. Awf, R. A., 1995. Modeling of Condensers, Evaporators and Refrigeration Circuit in

Automobile Air-Conditioning Systems. Doctoral Thesis, Universidad de Valladolid, Spain;

[5]. Bell O., Thermal study of an ice-slurry used as refrigerant in a cooling loop, IIF -

Commissions, Denmark, 1996;

[6]. Bell O. s.a. 1996. “Thermal study of an ice slurry used as refrigerant in a cooling

loop” IIF-CommissionsB1, B2, E1,E2-Aarhus (Denmark)1996-3;

[7]. Bell O., Hunyadi-Kiss I., Zweig S., Lallemand A., “Thermal study of an ice slurry used as

refrigerant in a cooling loop”;

[8]. Bellas, J.; Chaer, I.; Tassou, S.A.: “Heat transfer and pressure drop of ice slurries in plate

heat exchangers,” Applied Thermal Engineering 22, pp. 721-732, 2002;

[9]. Bercescu V. 1974. “Maşini şi instalaţii frigorifice. Editura Didactică şi Pedagogică,

Bucureşti 1974, pg. 295;

[10]. Chiriac, Fl.: Instalaţii Frigorifice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucuresti, România,

1981;

[11]. Chiriac F., ş.a. “Procese de transfer de căldură şi masă în instalaţiile industriale”. Editura

Tehnică, Bucureşti – 1981;

[12]. Chiriac F., Nichita (Nenu) T.M., Ilie A., “Ice slurry systems with ammonia as primary

refrigerant” (9÷12) octombrie 2005, Lausanne, Elvetia, Conferinta Clima 2005;

[13]. Chiriac F., Zamfirescu C., Nichita (Nenu) T.M., Cubleşan V., „Metodă alternativă de calcul

la baterii de tuburi cu aripioare bazată pe viteza medie a aerului” Conferinţa a VII-a “Eficienţă,

Confort, Conservarea Energiei şi Protecţia Mediului” – BIRAC 2000, Bucureşti, 29-30

noiembrie;

[14]. Chiriac F., Dumitrescu R., Ilie A., Nichita (Nenu) T.M., Zamfirescu C., “Schimbătoare de

căldură cu microcanale utilizate şi în instalaţii frigorifice”, Conferinţa Naţională de

Termotehnică, Galaţi, ediţia a XI-a, (17-19) mai 2001;

158

[15]. Chiriac F., Dumitrecu R., Ilie A., Nichita (Nenu) T.M., „Tendinţe actuale în modernizarea

şi optimizarea sistemelor frigorifice pentru condiţionarea aerului” - Conferinţa „Stiinţa modernă

şi energia” - Cluj, 15-16 mai 2002;

[16]. Chiriac F., Nichita (Nenu) T.M., Ilie A., Dumitrescu R., “Aspecte privind evaluarea calităţii

produselor şi echipamentelor termice”, Conferinţa naţională de Termotehnică cu participare

internaţionala, ed. a-XV-a, ISBN 973-742-089-6, (26÷28) mai 2005, Craiova;

[17]. Christensen, K.G., Kauffeld, M., “Heat transfer measurements with ice slurry”, IIR/IIF

International Conference on Heat Transfer Issues on Natural Refrigerants, 1997;

[18]. Dumitrescu Rodica, Ilie Anica, Chiriac Florea, Nichita (Nenu) Teodora Mădălina, “Studiu

teoretic şi experimental privind utilizarea gheţii binare în instalaţiile de climatizare de confort“,

Conferinta Confort, Eficiente, Conservarea Energiei şi Protectia Mediului, (26÷28) noiembrie

2008, ed. a XV-a, Bucuresti, Romania;

[19]. Dumitrescu R., Ilie A., Chiriac F.: “Ice slurry vs. cooled water, as a refrigerant in comfort

air-conditioning systems”. Thermal Energy Storage for Efficiency and Sustainability Stockholm,

14÷17 iunie 2009;

[20] Drughean L., Hera Dr., Pîrvan A., “ Sisteme frigorifice nepoluante”, vol I., Editura Matrix

Rom 2004;

[21] Drughean L., “ Sisteme frigorifice nepoluante”,vol. II, Editura Matrix Rom 2004;

[22]. Egolf P.W., Bruhlmeier J., Ozvegyi F., Abacherli F., Renold P. “Properties of ice slurry”;

[23]. Guilpart J., Fournaison L., Lakhdar Ben M. A. “Calculation method of ice slurries thermo

physical properties- application to water / ethanol mixture“;

[24]. Handbook on Ice Slurries, 2005, „Fundamentals and Engineering”, Chapter. 2; 5; 6;

[25]. Hera Dr., Drugheanu L., Girip A., „Scheme şi cicluri frigorifice pentru instalaţii cu

comprimare mecanică”, Editura MatrixRom Bucureşti, 2002;

[26]. Hera Dr., „Instalaţii frigorifice, Agenţi frigorifici”, Editura MatrixRom, 2008;

[27]. Hera Dr., Girip A., „Instalaţii frigorifice, Scheme şi cicluri frigorifice”, Editura

MatrixRom, 2009;

[28]. Hera Dr., „Instalaţii frigorifice, Echipamente frigorifice”, Editura MatrixRom, 2009;

[29]. Holman J.P., Heat Transfer, McGraw-Hill, Inc., New York, pp. 320-321, 1998;

[30]. Horibe A., Inaba H.; Haruki N.: 2001, “Melting heat transfer of flowing ice slurry in a

pipe”, S. Fukusako (Ed.), 4th Workshop on ice slurries, Osaka, Japan, pp.145-152, 2001;

[31]. Isacenco V., Osipova V., Sukomel A., 1969. Heat Transfer. Mir Publishers,

Moscow, 1969;

[32]. Ignea A., Chivu M., Borza I. 1998. “Măsurări electrice şi electronice în instalaţii”. Editura

Orizonturi Universitare, Timişoara, 1998;

159

[33]. International Institute of Refrigeration (1993). Ammonia as a refrigerant;

[34]. Ilie A., Chiriac F., Dumitrescu R.,., Nichita (Nenu) T.M., “Studiul numeric si experimental

privind transferul de căldură şi masă la răcitoarele de aer cu funcţionare în regim de depunere de

brumă” Conferinţa a VIII-a “Eficienţă, Confort, Conservarea Energiei şi Protecţia Mediului” –

BIRAC 2001, Bucureşti, 27-30 noiembrie;

[35]. Jensen, E.N.; Christensen, K.G.; Hansen, T.M.; Schneider, P.; Kauffeld, M.: “Pressure drop

and heat transfer with ice slurry”, Final Proceedings of the IIR-Gustav Lorentzen Conference on

Natural Working Fluids at Purdue, Ray W. Herric Laboratories, West Lafayette, IN, July 25-28,

pp. 572-580, 2000;

[36]. Kauffeld M., hristensen Gard K., Lund S. and Hansen T. M. “Experience with ice slurry”,

20th International Congress of Refrigeration, IIR/IIF, Sydney, 1999;

[37]. Kauffeld M., Christensen Gardo K., Lund S. si Hansen T.M. Ure Z., “Experience with ice-

slurry”. “Ice slurry based cooling systems”;

[38]. Kawaji M., Stamatiou E.; Hong R.; Goldstein V., “Ice slurry flow and heat transfer

characteristics in vertical rectangular channels and simulation of mixing in a storage tank,

Proceedings of the 4th

IIR Workshop on Ice Slurries, Osaka, Japan, 2001;

[39]. Kawanami T., Fukusako S, Yamada, M, “Cold heat removal characteristics from slurry ice

new phase change material, Natural working fluids” 1998, IIR-Gustav Lorentzen Conference:

Proceedings of the conference of Commission B2 with B1, E1 & E2, June 2-5 Oslo, Norway, pp.

146-156, 1998;

[40]. Lakhdar Ben M.A., Calculation Method of Ice-Slurries Thermophysical Properties

Application to Water / Ethanol Mixture, a XX-a Conferinţă Internaţională de Frig, Sydney,

Australia, 19-24 Septembrie 1999;

[41]. Lakhdar Ben M.A.; Guilpart J.; Lallemand A.: “Experimental study and calculation method

of heat transfer coefficient when using ice slurries as secondary refrigerant”, Heat and

Technology 17, no. 2, pp. 49-55, 1999;

[42]. Machelsen Cees, Zamfirescu C., Nichita (Nenu) T.M., „Presure drop and heat transfer

measurement en ammonia forced convection boiling in vertical tubes” International Conference

on Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics – Skukuza-Kruger National Park,

Africa de Sud, 8-10 aprilie 2002;

[43]. Malter L. Paul, Munster U., Generation and utilization of liquid ice (binary ice), I.I.R. 20th

International Conference on Refrigeration into the Third Millenium, , Sydney, Australia, 19 – 24

september 1999;

[44]. Malter L., “Binary ice – generation and applications of pumpable ice slurries for indirect

cooling”;

160

[45]. Manualul Inginerului Termotehnician, 1986. vol. 2, cap. 4.1. Editura Tehnică,

Bucureşti,1986;

[46]. Meewisse J.W. and Ferreira Infante C.A. “Comparing alternative ice slurry production

methods”, 20thInternational Congress of Refrigeration, IIR/IIF, Sydney, 1999;

[47]. Mohamed Ali Ben Lakhdar, 1988. “Comportement thermo – hydraulique d’un fluide

frigoporteur diphasique: le coulis de glace. Etude theorque et experimentale”. Teza de doctorat,

Tunisia;

[48]. Nichita T.M., Ilie A., Chiriac F., Popa V., “Modelarea numerică a generatorului de gheaţă

binară“, A-4th International Conference “Thermal Engines and Environmental Engineering“,

MET IME, Galaţi, (3-4) noiembrie 2011;

[49]. Nichita T.M., Chiriac F., Ilie A., Dumitrescu R. “Types of generators to produce ice-

slurry”, Al-XXXIII-lea Congresul IIR, Praga, Cehia, 21÷26 august 2011;

[50]. Nichita T.M., Chiriac F., Ilie A., Dumitrescu R., “Tipuri de generatoare pentru producerea

de gheaţă binară”, Buletinul Ştiinţific al U.T.C.B., serie noua, vol. L III, 04, 2010;

[51]. Nichita T.M., Ilie A., Dumitrescu R., Chiriac F., Cublesan V., „Studiul teoretic al

răcitoarelor de aer cu gheaţă binară”, A XVIa Conferinta Confort, Eficienta, Conservarea

Energiei si Protectia Mediului. Bucuresti 18-19 martie 2010;

[52]. Nichita T.M., Chiriac F., Ilie A., “Stand experimental pentru studiul proceselor de transfer

de caldura la utilizarea ghetii binare in instalatii de climatizare”, (4÷6) iunie 2009, Galati,

Romania, Thermal Engines and Environmental Engineering MET IME 2009, ed. a III-a;

[53]. Nichita T.M., (Nenu) proiect de disertaţie “Cercetări privind utilizarea amoniacului ca

agent ecologic în sisteme frigorifice cu generatoare de gheaţă binară (ice–slurry) şi acumulare de

frig”, iunie 2001;

[54]. Nichita (Nenu) T.M., proiect de diplomă “Instalaţie frigorifică cu compresie mecanică de

vapori de amoniac, cu stocare de energie sub formă fulgi de zăpadă pentru climatizare de

confort”, iunie 2000;

[55]. Norgaard E.; Sorensen, T.A.; Hansen, T.M.; Kauffeld, M.: “Performance of components in

ice slurry systems, plate heat exchanger, fittings. Third Workshop on Ice Slurries of the IIR,

Horw/Lucerne, Switzerland, pp. 129-136, 2001;

[56]. Lakhdar Ben, Guilpart M.A., Lallemand, A. “Experimental study and calculation methodof

heat transfer coefficient when using ice slurries as secondary refrigerant”, Heat and Technology

17, no. 2, pp. 49-55, 1999;

[57]. Paul J., Malter L., Munster U. “Generation and utilization of liquid ice (binary ice)”;

[58]. Pronk Pepijn, Fluidized Bed Heat Exchangers to Prevent Fouling in Ice Slurry Systems

and Industrial Crystallizers, proiect doctorat, Universitatea Tehnică Delft, 25 septembrie 2006;

161

[59]. Protocolul de la Kyoto la Convenţia - Cadru a Naţiunilor Unite asupra Schimbărilor

Climatice, 11 decembrie 1997;

[60]. Refrigeration Utilities, Version 2.84, Department of Energy Engineering, Technical

University of Denmark, 2000;

[61]. Refrigeration science and technology – Proceedings – 1996-3, Institutul Internaţional de

Frig; Comisiile B1, B2, E1 şi E23, 6 septembrie 1996, Aarhus, Danemarca;

[62]. Royon L., s.a.” Transport of cold thermal energy with a new secondary biphasic refrigerant:

the stabilized ice slurry” 20thInternational Congress of Refrigeration, IIR/IIF, Sydney, 1999;

[63]. Royon L., Perrot P., Colinart P, Guiffant G. “Transport of cold thermal energy with a new

secondary biphasic refrigerant: the stabilized ice slurry“;

[64]. Roy S.K.; Avanic B.L.: “Turbulent heat transfer with phase change suspensions”

International Heat Mass Transfer 44, pp.2277-2285, 2001;

[65]. Sand J.R., Fischer S.K., Baxter,V.D. TEWI Analysis: Its utility, its shortcomings and its

results, International Conference of Atmospheric Protection, Taipei, Taiwan, 13-14 september

1999;

[66]. Smeets R.C.A., Fey C.A. “The energy transfer of an ice-slurry for direct cooling fish”;

[67]. Snoek, C. W.; Bellamy, J.: Heat Transfer Measurements of Ice-Slurry in Tube Flow,

ExHFT 4, Brussels, Belgium, 1997;

[68]. Shin S. Et al.; “Viscosity and conductivity measurements for dilute dispersions of rod like

paraffin particles in silicone oil”, Int. Comm. Heat Mass Transfer 29, pp. 203-211, 2002;

[69]. Stamatiou, E.; Kawaji, M.; Lee, B.; Goldstein, V.: “Experimental investigation of ice slurry

flow and heat transfer in a plate-type heat exchanger”, Proceedings of the Third IIR Workshop

on Ice Slurries, Lucerne Switzerland, May, pp.61-68, 2001;

[70]. Stamatiou, E., Kawaji, M., Goldstein, V.: “Ice fraction measurements in ice slurry flow

through a vertical rectangular channel heated from one side”, Proceedings of the Fifth IIR

Workshop on Ice Slurries, Stockholm, Sweden, May 30-31, 2002;

[71]. Stamatiou, E. “Experimental study of the ice slurry thermal-hydraulic characteristics in

compact plate heat exchangers”, Ph.D. Dissertation at the University of Toronto, 2003;

[72]. Tehnica Instalaţiilor, Tehnica Frigului Artificial, Agenţi Frigorifici, Nr.: 3, 2005, pag.: 68-

71, autor: prof. dr. ing. Mugur Bălan, Universitatea Tehnică din Cluj Napoca;

[73]. Wang M.J., Goldstein V. “A novel ice –slurry generation system and its applications”;

[74]. Yamada M., Fukusako S., Kawanami T. si Hasegawa T., 1999. System performance

analysis on the slush–ice cold thermal storage system;

[75]. SR ISO 5149/1998 – Instalaţii frigorifice pentru răcire şi încălzire. Prescripţii de securitate;

162

[76]. STAS 6563-83 – Măsurarea presiunii, vitezei şi debitului cu tubul Pitot-Prandtl. Metode de

masurare;

[77]. Zamfirescu C., Nichita (Nenu) T.M. „Presure drop and heat transfer measurement en

ammonia forced convection boiling in vertical tubes”, International Conference on Heat

Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics – Skukuza-Kruger National Park, Africa de

Sud, (8÷10) aprilie 2002

7.2. Contracte de cercetare

7.2.1. Contracte de cercetare - participant

[1]. Cercetări privind curgerea bifazică şi transferul de căldură la vaporizarea amoniacului în

canale înguste, contract nr. 96/2000 – CNCSIS, responsabil ctr. Prof. dr. ing. Florea Chiriac;

[2]. Cercetări privind curgerea bifazică şi transferul de căldură la vaporizarea amoniacului în

tuburi, contract nr. 95/1999 – CNCSIS, responsabil ctr. Sef lucr. dr. ing. Calin Zamfirescu;

[3]. Cercetări privind reglarea puterii frigorifice prin utilizarea de cuplaje electromagnetice la

acţionarea compresoarelor, contract nr. 1212/17.01.2001 – RELANSIN, responsabil ctr. Prof. dr.

ing. Florea Chiriac;

[4]. Cercetări privind utilizarea amoniacului ca agent ecologic în sisteme frigorifice cu

generatoare de gheaţă binară (ice-slurry) şi acumulare de frig, contract nr. 122/23.12.1999 –

RELANSIN, responsabil ctr. Prof. dr. ing. Florea Chiriac;

[5]. Utilizarea schimbătoarelor de căldură cu microcanale drept condensatoare şi vaporizatoare în

instalaţiile frigorifice cu amoniac, contract nr. 922/26.09.2000 – RELANSIN, responsabil ctr.

Prof. dr. ing. Florea Chiriac;

[6]. Tehnologie neconventionala de conversie a energiei solare in instalatiile frigorifice pentru

climatizare, contract nr. 218/24.09.2002 – MENER, responsabil ctr. Şef lucr. dr. ing.Anica Ilie

[7]. Proceduri şi echipament eficient de evaluare tehnică a confortului termic şi fonic al

tehnologiei BCU utilizate în construcţii – AMTRANS, 2004-2006, responsabil ctr. Prof. dr. ing.

Florea Chiriac

[8]. Sistem complex de monitorizare a fenomenelor electromagnetice asociate cutremurelor din

zona Vrancea – MENER, 2004-2006, responsabil ctr. Prof. dr. ing. Florea Chiriac

[9]. Sisteme frigorifice cu compresie mecanica de puteri foarte mici pentru componente

microelectronice – CNCSIS, 2005-2007, responsabil ctr. Prof. dr. ing. Florea Chiriac

[10]. Modelarea proceselor energetice caracterizate de sarcini variabile, în clădiri şi în sistemele

de alimentare cu energie – AMTRANS, 2006-2008, responsabil ctr. Prof. dr. ing. Dragos Hera

163

[11]. Stand experimental pentru studiul şi cercetarea proceselor termo – hidraulice şi a

echipamentelor din sistemele frigorifice, de aer condiţionat şi pompe de căldură – PN II –

Capacitati, 2007÷2009, responsabil ctr. Conf. dr. ing. Anica Ilie

[12]. Gheaţa binară - soluţie alternativă, energetic şi ecologic, în climatizarea de confort –

CNCSIS GR19/2007, 2007÷2008, responsabil ctr. Conf. dr. Rodica Dumitrescu

[13]. Cercetarea şi dezvoltarea modulelor componente pentru sisteme inovative de construcţii

mobile agabaritice - ModuleCY – PN II – Inovare, 2007÷2009, responsabil ctr. Prof. dr. ing.

Dragos Hera

[14]. Cladire administrativa pasiv energetic (CAPE) – PN II – Inovare, 2007÷2009, responsabil

ctr. Prof. dr. ing. Dragos Hera

[15]. Utilizarea surselor regenerative de energie solara la climatizarea spatiilor – CNCSIS PN II

IDEI, 2009 ÷ 2011, responsabil ctr. Conf. dr. ing. Rodica Dumitrescu;

[16]. ”Implicatiile reabilitarii termice asupra reglajului termic al instalatiilor de incalzire centrala

alimentate prin sistemul de incalzire urban”. Conventiei nr. 601381/27.07.2010, incheiata cu

Ministerul Finantelor Publice; Proiect finantat din Fondul Elvetian de Contrapartida; (august

2010 ÷ noiembrie 2011), Responsabil ctr.: Prof. dr. ing. Florin Iordache

7.2.2. Contracte de cercetare - responsabil de contract

[1]. U.T.C.B. ctr. 67/13.04.2005 – Incercari functionale si de siguranta pentru tub flexibil din

aluminiu;

[2]. U.T.C.B. ctr. 68/13.04.2005 – Incercari functionale pentru calorifere de aluminiu tip panou

marca;

[3]. U.T.C.B. ctr. 173/25.08.2005 – Incercari functionale pentru radiatoare marca ELITE;

[4]. U.T.C.B. ctr. 429/19.12.2006 – Incercari functionale pentru un radiator din otel tip panou

Baycan;

[5]. U.T.C.B. ctr. 214/17.07.2009 - Incercari functionale pentru un radiator din panou;

[6]. U.T.C.B. ctr. 270/05.10.2009 – Incercari functionale pentru determinarea coeficientului de

conductivitate termica pentru placi termoizolante;

[7]. U.T.C.B. ctr. 147/ 23.02.2010 – Incercari functionale pentru grille, filter, anemostate;

[8]. U.T.C.B. ctr. 369/30.09.2010 - Incercari functionale pentru tubulatura rectangulara;

[9]. U.T.C.B. ctr. 112/31.03.2011 - Incercari functionale pentru robinet sertar pana cauciucata

corp plat si hidrant subteran de incendiu;

[10]. U.T.C.B. ctr. 98/21.03.2011 - Incercari functionale pentru cazane cu producere instantanee

de apa calda de consum si functionand cu gaze de referinta.