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
, [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.