View
243
Download
6
Category
Preview:
Citation preview
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
MARINA VERDEŞ VASILICĂ CIOCAN
PROCESE TERMODINAMICE
ÎN
INSTALAŢIILE FRIGORIFICE
Editura Societăţii Academice “Matei - Teiu Botez” Iaşi - 2009
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Referenţi ştiinţifici:
Prof.dr.ing. Constantin Lăzărescu Universitatea Tehnică “Gh. Asachi”din Iaşi.
Facultatea de Constructii si Instalaţii
Conf.dr.ing. Viorel Dragoş Universitatea Tehnică Cluj Napoca
Facultatea de Instalaţii
Descrierea CIP a Bibliotecii Naţionale a României
VERDEŞ, MARINA Procese termodinamice în instalaţiile frigorifice / Marina Verdeş, Vasilică Ciocan - Iaşi, Editura Societăţii Academice "Matei - Teiu Botez", 2009 Bibliogr. ISBN (10) 973-7962-86-9; ISBN (13) 978-973-7962-86-7
I. Ciocan, Vasilică 65.012.4:624
Tehnoredactare: ing. Ramona Senciuc Ilustraţii: ing. Ramona Senciuc Coperta: drd.ing. Vasile Iacob
Editura Societăţii Academice "Matei - Teiu Botez" B-dul Dumitru Mangeron nr. 43 Director: Prof.univ.dr.ing. Constantin Ionescu, e-mail:cionescu@ce.tuiasi.ro
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Prefaţă
1
PREFAŢĂ
Tehnica producerii frigului artificial cunoaşte o dezvoltare
accentuată atât în țara noastră cât şi în întraga lume, în condițiile în
care încălzirea globală este tot mai puternic resimțită de populație,
iar domeniile în care utilizarea frigului se consideră a fi – absolut
indispensabilă – sunt nenumărate.
Putem aprecia că, în prezent – frigul artificial – nu este o
componentă utilă ci şi una absolut necesară existenţei umane.
În aceste condiții, cunoașterea agenților frigorifici precum şi
a proceselor termodinamice care au loc în aceste categorii de
instalaţii, cu diferite destinații, devine o necesitate mereu actuală,
cu atât mai importantă cu cât protecţia mediului şi dezvoltarea
tehnologică reprezintă direcţii prioritare ale energeticii mondiale şi
europene.
Îndeplinirea acestor deziderate, este strâns legată şi de
perfecţionarea metodelor teoretice şi experimentale de investigaţie
a proceselor de lucru care asigură funcţionarea maşinilor şi
instalaţiilor frigorifice.
Aşadar, iată că, diversificarea şi modernizarea tehnologiilor
de utilizare a frigului artificial dar şi valenţele determinate de
aspectele energetice din cadrul proceselor industriale – consecinţă
directă a necesităţii economisirii de energie – determină exigenţe şi
orientări noi privind analiza proceselor frigorifice.
Pe aceste coordonate, de cunoștere a tehnicii producerii
frigului artficial, se înscrie și efortul nostru, concretizat în prezenta
lucrare, şi adresat – în egală măsură – studenților de la specializarea
„Instalații pentru construcții” și tuturor cadrelor tehnice care
activează în acest domeniu.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Prefaţă
2
Orientată pe abordarea unui segment, totuşi limitat – din
ceea ce înseamnă tehnica de de producere a frigului – lucrarea,
înainte de toate, se doreşte a fi o aplicaţie a termodinamicii în
domeniul temperaturilor scăzute, analizând agenţii de lucru şi
procesele frigorifice în contextul performanţei, dar şi al pierderilor
cauzate de ireversibilitatea proceselor funcţionale.
Convinși fiind că, orice demers publicistic este perfectibil,
am fi recunoscători, celor care - studiind lucrarea – prin observaţii
şi sugestii constructive, vor adăuga un plus de valoare conţinutului.
Autorii
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
3
CUPRINS
Prefaţă ..............................................................................................................1
Cuprins .............................................................................................................3
1. INTRODUCERE ÎN TEHNICA FRIGULUI ARTIFICIAL ......................9
1.1. Evoluţia tehnicii frigului artificial ..............................................................9
1.2. Domenii de utilizare şi tendinţe de progres în tehica frigului artificial ...... 14
1.2.1. Domenii de utilizare a frigului artificial .........................................14
1.2.2. Tendinţe de progres în tehnica frigului artificial ............................. 24
1.3. Clasificarea instalaţiilor frigorifice şi a metodelor de producere a
frigului artificial ...................................................................................... 25
1.3.1. Domenii de temperaturi în tehnica frigului artificial .......................25
1.3.2. Metode de producere a frigului artificial ........................................ 26
2. CONSIDERAŢII GENERALE PRIVIND PRODUCEREA FRIGULUI
ARTIFICIAL ................................................................................................. 29
2.1. Noţiuni de bază privind obţinerea frigului artificial .................................. 29
2.2. Frigul produs prin vaporizarea unui lichid ................................................ 31
2.3. Procese termodinamice în circuit deschis ................................................. 43
2.3.1. Obţinerea temperaturilor scăzute prin evaporarea apei.................... 43
2.3.2. Obţinerea temperaturilor scăzute prin vaporizarea unor lichide
la saturaţie ..................................................................................... 44
2.3.3. Obţinerea temperaturilor scăzute prin procese chimice - soluţii
eutectice şi amestecuri refigerente ................................................. 45
2.3.4. Obţinerea temperaturilor scăzute prin folosirea gheţii de apă şi a
gheţii uscate .................................................................................. 52
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
4
2.4. Procese termodinamice în circuit închis.................................................... 53
2.4.1. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea mecanică a
unui gaz şi destinderea izentropică a acestuia într-un sistem
detentor (cu producere de lucru mecanic) ....................................... 54
2.4.2. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea mecanică a
unui gaz şi destinderea izentalpică a acestuia într-un organ de
laminare (efectul Joule-Thompson) ................................................ 58
2.4.3. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea mecanică a
unui gaz şi destinderea acestuia într-un câmp centrifugal
(efectul Ranque) ............................................................................ 62
2.4.4. Obţinerea temperaturilor scăzute prin efectul electrotermic de
răcire (efectul Peltier) .................................................................... 63
2.5. Procedee termodinamice folosite în domeniul frigului adânc .................... 69
3. AGENŢI DE LUCRU AI INSTALAŢIILOR FRIGORIFICE..................... 70
3.1. Clasificarea agenţilor frigorifici ............................................................... 70
3.2. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori...................................................................................................... 71
3.2.1. Criterii obiective de alegere a agenţilor frigorifici pentru
maşinile cu comprimare mecanică de vapori .................................. 71
3.2.2. Caracteristicile agenţilor de lucru ai instalaţiilor cu compresie
mecanică de vapori ........................................................................ 78
3.2.3. Acţiunea freonilor asupra mediului ambiant ................................... 88
3.3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu absorbţie ............................ 105
3.4. Agenţi intermediari ............................................................................... 107
3.5. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu comprimare de gaze .......... 110
3.6. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu comprimare de gaze .......... 112
3.6.1. Reglementări de securitate pentru agenţi frigorifici pe plan
internaţional ................................................................................ 113
3.6.2. Reglementări de securitate pentru agenţi frigorifici în România.... 115
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
5
4. PROCESE ÎN INSTALAŢIILE FRIGORIFICE CU COMPRIMARE
MECANICĂ DE VAPORI (IFV) ................................................................. 123
4.1. Consideraţii generale ............................................................................. 123
4.2. Clasificarea instalaţiilor frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori – IFV.......................................................................................... 124
4.3. Principii de realizare şi funcţionare a IFV ............................................... 125
4.4. Diagrame termodinamice utilizate în tehnica frigului............................. 134
4.4.1. Diagrama p – v a vaporilor de apă ............................................... 136
4.4.2. Diagrama entropică T – s a vaporilor de apă................................ 137
4.4.3. Diagrama lg p – i a vaporilor de apă ............................................. 140
4.4.4. Diagrama i – s a vaporilor de apă ................................................. 141
4.5. Transformări de stare specifice tehnicii frigului şi reprezentarea
acestora în diagramele de stare ............................................................. 142
4.5.1. Comprimarea .............................................................................. 143
4.5.2. Vaporizarea şi condensarea ......................................................... 147
4.5.3. Laminarea .................................................................................. 149
4.6. Procesul de vaporizare a apei şi reprezentarea acestuia în diagramele
de stare (studiu de caz) .......................................................................... 153
4.6.1. Echilibrul fazelor ........................................................................ 153
4.7. Observaţii privind maşinile producătoare şi maşinile consumatoare de
lucru mecanic ....................................................................................... 165
4.7.1. Principii generale ......................................................................... 165
4.7.2. Ciclul Carnot direct .................................................................... 167
4.7.3. Ciclul Carnot inversat (ciclul frigorific ideal) ............................... 170
4.8. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori într-o treaptă ... 177
4.8.1. Ciclul ideal al instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori într-o treaptă .................................................................... 177
4.8.2. Ciclul teoretic - în domeniul vaporilor umezi - al instalaţiei
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori într-o treaptă ........ 188
4.8.3. Ciclul teoretic - în domeniul vaporilor supraîncălziţi - al
instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de vapori într-o
treaptă ......................................................................................... 192
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
6
4.8.4. Ameliorări ale instalaţiilor frigorifice cu comprimare mecanică
de vapori într-o treaptă de comprimare ........................................ 197
4.8.4.1. Ciclul teoretic ameliorat prin subrăcire cu apă ................ 197
4.8.4.2. Ciclul teoretic ameliorat prin supraîncălzirea
vaporilor aspiraţi de compresor ...................................... 202
4.8.4.3. Ciclul teoretic ameliorat prin subrăcire internă
(regenerare)..................................................................... 207
4.8.4.4. Ciclul teoretic ameliorat prin separator de lichid ........ 212
4.8.4.5. Calculul termodinamic al procesului teoretic de
producere a frigului prin comprimarea vaporilor de
agent într-o treaptă cu subrăcire ..................................... 216
4.9. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori în două trepte
de comprimare ..................................................................................... 222
4.9.1. Necesitatea comprimării vaporilor în două trepte ......................... 222
4.9.2. Răcirea intermediară ................................................................... 227
4.9.2.1. Răcirea intermediară cu apă ............................................ 227
4.9.2.2. Răcirea intermediară cu agent frigorific .......................... 227
4.9.3. Principiul de funcţionare a instalaţiei frigorifice cu două trepte
de comprimare ............................................................................ 229
4.9.3.1. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două trepte
– cu două laminări şi răcire intermediară completă
(instalaţie frigorifică în două trepte cu injecţie totală de
lichid .............................................................................. 229
4.9.3.2. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două
treapte – cu două laminări subrăcire avansată şi răcire
intermediară completă (instalaţie frigorifică în două
trepte cu injecţie parţială de lichid) ................................. 234
4.9.3.3. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două
treapte – cu două laminări subrăcire avansată şi răcire
intermediară completă (instalaţie frigorifică în două
trepte cu injecţie parţială de lichid) ................................. 237
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
7
4.9.3.4. Calculul termodinamic al procesului teoretic de
producere a frigului într-o instalaţie frigorifică în două
trepte cu injecţie parţială de lichid .................................. 240
4.10. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori în trei trepte
de comprimare ................................................................................... 243
4.11. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori în cascadă .. 248
4.12. Funcţionarea reală a instalaţiilor frigorifice cu comprimare mecanică
de vapori ............................................................................................ 253
4.12.1. Consideraţii naturale ............................................................... 253
4.12.2. Termodinamica compresorului volumic .................................. 254
4.12.2.1. Compresorul teoretic ..................................................... 255
4.12.2.2. Compresorul real (tehnic) .............................................. 259
4.12.3. Coeficienţi de lucru volumetrici .............................................. 262
4.12.3.1. Coeficientul de debit (gradul de livrare al
compresorului K) – λ ................................................... 262
4.12.4. Coeficienţi de lucru energetici .................................................. 272
4.12.5. Funcţionarea compresorului în condiţii variabile .................... 279
4.12.6. Bilanţul energetic al instalaţiilor frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori – IFV în funcţionarea reală ........................ 281
4.12.7. Regimuri convenţionale de referinţă ale instalaţiilor
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori .......................... 283
4.12.8. Coeficienţi de lucru volumetrici .............................................. 284
4.12.8.1. Elemente de analiză exergetică ................................ 284
4.12.8.2. Eficienţa frigorifică şi randamentul exergetic al
unui proces frigorific .............................................. 288
4.12.8.3. Pierderile de exergie în instalaţiile frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori .............................. 289
5. PROCESE ÎN INSTALAŢIILE FRIGORIFICE CU COMPRIMARE
TERMICĂ (INSTALAŢII FRIGORIFICE CU EJECŢIE - IFE) ................... 293
5.1. Consideraţii generale ............................................................................. 293
5.1.1. Apa ca agent frigorific ................................................................ 293
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Cuprins
8
5.2. Instalaţia frigorifică cu ejecţie în circuit închis ...................................... 297
5.2.1. Schema şi ciclul teoretic al instalaţiei frigorifice cu ejecţie în
circuit închis ............................................................................... 297
5.2.2. Calculul termodinamic al procesului teoretic de producere a
frigului într-o instalaţie frigorifică cu ejecţie – în circuit închis ... 305
5.3. Funcţionarea reală a instalaţiilor frigorifice cu ejecţie de abur ................ 308
6. PROCESE ÎN INSTALAŢIILE FRIGORIFICE CU COMPRIMARE
TERMOCHIMICĂ (INSTALAŢII FRIGORIFICE CU ABSORBŢIE -
IFA) ............................................................................................................ 313
6.1. Consideraţii generale............................................................................. 314
6.2. Principiul de funcţionare ...................................................................... 314
6.3. Clasificarea instalaţiilor frigorifice cu absorbţie..................................... 316
6.4. Noţiuni de termodinamica soluţiilor ...................................................... 317
6.4.1. Definiţii ....................................................................................... 319
6.4.2. Vaporizarea şi condensarea soluţiilor binare................................. 319
6.4.3. Căldura de dizolvare .................................................................... 326
6.5. Diagrame folosite la calculul instalaţiilor frigorifice cu absorbţie .......... 328
6.5.1. Diagrama entalpie – concentraţie (i - )........................................ 329
6.5.2. Diagrama presiune - temperatură (p – 1/T) ................................... 332
6.6. Soluţii utilizate în instalaţiile cu absorbţie .............................................. 334
6.7. Instalaţii frigorifice cu absorbţie cu soluţie hidroamoniacală într-o
treaptă .................................................................................................. 338
6.7.1. Instalaţia IFA simplă într-o treaptă ............................................... 338
6.7.2. Instalaţia IFA ameliorată într-o treaptă ......................................... 347
6.8. Instalaţia frigorifică cu resorbţie ........................................................... 362
6.9. Instalaţia frigorifică cu absorbţie în soluţie de bromură de litiu - apă
(BrLi-H2O) ........................................................................................... 366
6.10. Instalaţia frigorifică cu absorbţie şi gaz compensator ........................... 376
Bibliografie .................................................................................................. 389
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
9
Capitolul 1
INTRODUCERE ÎN TEHNICA FRIGULUI
ARTIFICIAL
1.1. Evoluţia tehnicii frigului artificial
Istoria dezvoltării tehnicii de răcire şi, în special, a răcirii
artificiale este legată de istoria preocupărilor pentru realizarea unui
confort şi a unor condiţii de viaţă mai bune.
Există documente care atestă faptul că, încă din secolul al XI-lea
î.e.n., chinezii se preocupau de colectarea zăpezii şi de
depozitarea acesteia în incinte izolate pentru răcirea alimentelor
şi a băuturilor, ceea ce constituia un adevărat ritual;
Egiptenii, cărora condiţiile naturale nu le permitea folosirea
frigului natural (temperaturile fiind, de regulă, pozitive) s-au
preocupat, în mod deosebit de „descoperirea” unor procedee
artificiale de răcire (de exemplu, utilizând vaporizarea
superficială şi difuzia vaporilor de apă în aer, menţineau în
incinte condiţii optime de confort);
Şi indienii aveau, de asemenea, cunoştinţe despre fenomenul de
răcire prin evaporare şi radiaţie – în nopţile senine aşezau vase
Tehnica frigului constituie un domeniu vast şi
complex al ştiinţei pus în slujba omului.
Aplicaţiile frigului ca metodă de conservare
datează din timpuri străvechi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
10
din lut ars, umplute cu apă, în gropi mici, în pământ, ceea ce
determina o răcire puternică a apei şi, uneori, chiar formarea
unor cruste de gheaţă;
Romanii foloseau gheaţa din munţii Alpi pentru conservarea
alimentelor şi băuturilor (istoricul Plinius povesteşte cum
împăratul Nero poruncea să se aducă zăpadă din munţi, aceasta
fiind apoi depozitată şi utilizată pentru răcirea diverselor
produse) [4];
Începând cu secolul al XVI–lea şi până în sec. XVIII-lea, se
descoperă amestecurile refrigerente – obţinute prin amestecarea
gheţii cu o sare (de exemplu, clorura de calciu – CaCl2 –
amestecată cu zăpadă permite scăderea temperaturii până la circa
–32,8 0C);
În anul 1748, William Cullen de la Universitatea din Glasgow,
Scoţia, realizează prima demonstraţie de producere a frigului
artificial, prin evaporarea unui agent termodinamic în vid parţial
(sub depresiune); în aceeaşi perioadă, germanul Hoell descoperă
răcirea aerului prin destindere. Cele două fenomene:
răcirea prin vaporizarea unui lichid;
răcirea prin destinderea unui gaz;
stau la baza proceselor frigorifice de astăzi;
În anul 1780, fizicienii francezi Louis Clouet şi Gaspard Monge
lichefiază, pentru prima dată, bioxidul de sulf (SO2);
De bazele fizice ale producerii frigului sunt legate
descoperirile privind calorimetria, lichefierea gazelor,
principiile termodinamicii.
Una din aplicaţiile frigului artificial o constituie
lichefierea gazelor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
11
În anul 1805, Oliver Evans din Philadelphia, S.U.A. – realizează
un sistem de răcire în circuit închis, prin comprimare de vapori;
În anul 1824, inginerul francez Sadi Carnot dezvoltă noţiunea de
„maşină perfectă” şi „ciclu reversibil” (ciclul Carnot); savantul
a ajuns astfel la rezultate concrete referitoare atât la
independenţa randamentului termic de natura agentului folosit
într-un ciclu ideal, cât şi la dependenţa acestuia de temperaturile
celor două surse de căldură (rece şi caldă);
În anul 1844, John Gorrie – un medic american – construieşte
prima maşină frigorifică cu compresie mecanică, având aerul ca
agent frigorific. El îşi propune să construiască o instalaţie pentru
răcirea spaţiilor de tratament şi pentru producerea gheţii [3];
În 1860, Ferdinand Carre – unul dintre cei mai mari
frigotehnişti ai vremii – construieşte prima maşină frigorifică cu
absorbţie în soluţie apă-amoniac (hidroamoniacală);
În 1864, acelaşi Ferdinand Carre perfecţionează instalaţia cu
comprimare mecanică, iar în anul 1867 utilizează amoniacul ca
agent frigorific;
La începutul secolului XX – se ştia că, dacă temperatura unui gaz este
mai mică decât o anumită valoare - denumită temperatură critică - atunci
exercitând asupra gazului o anumită presiune, deci comprimându-l, acesta
poate fi lichefiat. Totuşi, o serie de gaze, precum metanul, azotul şi hidrogenul
nu pot fi lichefiate pe această cale. Pentru a trece acest prag critic au fost
folosite mai multe metode. Una dintre acestea – utilizată cu succes – constă în
răcirea succesivă sau în cascadă. Se pleacă de la un gaz care se lichefiază uşor
prin comprimare, apoi lichidul se evaporă coborând temperatura unui alt gaz,
Succesul adevărat în tehnica frigului artificial
este înregistrat odată cu descoperirea ciclului cu
comprimarea vaporilor, a ciclului cu gaze şi a ciclului
cu absorbţie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
12
pus în contact cu primul, până sub temperatura critică a acestuia, lichefiindu-l
astfel pe cel de-al doilea.
Imaginând o succesiune potrivită de gaze şi procese, se pot obţine – din
aproape în aproape – temperaturi tot mai scăzute.
Răcirea unui gaz se poate obţine şi prin destindere adiabatică.
Astfel, dacă avem un gaz la o presiune ridicată, permiţând acestuia să se
destindă – adică să-şi mărească volumul – acesta se va răci, dacă procesul este
adiabatic (adică sistemul este perfect izolat încât nu permite schimb de
căldură).
În starea finală, temperatura gazului va fi mai mică decât cea iniţială. Răcirea prin destindere adiabatică mai poartă numele şi de „efectul
Joule-Thompson” care se produce sub o anumită valoare a temperaturii
gazului, numită şi temperatură de inversiune (având în vedere că efectul este
negativ).
Pentru hidrogen această temperatură este egală cu – 800 C, fenomen
folosit de Linde care a multiplicat ciclul de comprimare şi destindere
adiabatică, realizând astfel, lichefierea gazului.
În baza acestor metode, criogenistul Onnes Kamerlingh a reuşit
în 1908 să lichefieze heliul la 0,8 K (–272,20C);
În anul 1910, Maurice Leblanc (Franţa) construieşte prima
instalaţie frigorifică prin ejecţie de abur;
În anul 1929, Clarence Birdeye (SUA) realizează pentru prima
dată congelarea de produse perisabile;
În a doua jumătate a secolului XIX, producţia frigului artificial
este caracterizată de un avânt deosebit. Astfel, în această
perioadă se instalează primele instalaţii frigorifice pe nave,
aceste echipamente fiind destinate transportului de carne din
Australia şi Argentina, spre Europa;
După al doilea război mondial se extinde mult
industria conservării prin frig, apar numeroase utilaje
şi noi procedee.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
13
În 1930, Midgley, Henne, Mc Nary (SUA) utilizează freonii ca
agenţi frigorifici;
În 1946, începe producţia în masă a componentelor capsulate
pentru tehnica frigului;
În 1957, apar pe piaţă maşinile Philips de răcire a aerului;
În 1958, începe să fie utilizat efectul Peltier la maşinile
frigorifice de capacitate foarte mică.
Instalaţiile existente în România se limitau doar la câteva
antrepozite frigorifice generale de stocaj şi câteva camere
frigorifice ale întreprinderilor alimentare.
Formarea specialiştilor în domeniul frigotehnic, precum şi
dezvoltarea unor întreprinderi specializate în producerea şi
furnizarea echipamentelor frigorifice, au permis ca, şi la nivelul
ţării noastre, tehnica frigului să intervină eficient în dezvoltarea
unor ramuri economice, aspect care a contribuit, evident, la
creşterea confortului.
Prin producerea de noi agenţi frigorifici (amestecuri zeotrope
sau azeotrope), s-au pus la dispoziţia constructorilor care realizează
astfel de echipamente, mijloacele de realizare a unor agregate
compacte şi cu dimensiuni reduse.
În ţara noastră nu se poate vorbi de industrie a
frigului înainte de cel de al doilea război mondial.
În acest context, activitatea de cercetare trebuie
orientată spre creşterea eficienţei instalaţiilor
frigorifice atât prin utilizarea de noi cicluri de lucru,
de noi agenţi termici de lucru cât şi de componente
optimizate din punct de vedere constructiv.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
14
Pe de altă parte, descoperirea unor materiale cu proprietăţi
izolante superioare, a creat posibilitatea diminuării pierderilor de
energie - ceea ce - a contribuit la creşterea fiabilităţii construcţiilor
şi instalaţiilor frigorifice.
1.2. Domenii de utilizare şi tendinţe de progres în
tehnica frigului artificial
1.2.1. Domenii de utilizare a frigului artificial
Frigul în industria alimentară
În toate domeniile agroalimentare tehnica frigului are un rol
esenţial.
Pentru specialiştii care activează în domeniile agroalimentare
sunt necesare cunoştinţe temeinice de frigotehnică din - cel puţin -
două motive:
Parametrul „temperatură” este de o importanţă majoră în
tehnologiile de conservare a produselor alimentare şi
proceselor biotehnice (practic, nu există tehnologie de
conservare sau instalaţie de biosinteză care să nu necesite
instalaţii de răcire şi de reglare a temperaturilor);
Produsele agroalimentare, materiile prime, mediile de
cultură, microorganismele, etc., sunt conservate folosind
temperaturi scăzute, deci cu aportul direct al frigotehnicii şi
prin procedee şi tehnologii la baza cărora se află frigul
artificial.
Frigotehnica – constituie un domeniu cu aplicaţii
din cele mai diverse, de la cercetarea ştiinţifică
fundamentală şi tehnica aerospaţială, până la cele mai
diferite industrii sau sfere de activitate neindustriale.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
15
Noţiunea de “lanţ frigorific” – fig.1.1. – simbolizează
legătura ce trebuie să existe între verigile care asigură prelucrarea
prin frig a produselor, depozitarea acestora la temperaturi scăzute,
transportul frigorific sau izoterm între unităţi, unităţi comerciale de
desfacere şi comerţ public şi mijloacele frigorifice de uz casnic
[17].
Rolul lanţului frigorific este esenţial în asigurarea calităţii
corespunzătoare a produselor alimentare în timpul colectării,
transportului, depozitării şi desfacerii acestora.
Lanţul frigorific este alcătuit din unităţi fixe şi unităţi mobile:
în categoria unităţilor fixe sunt cuprinse: mijloacele de
prelucrare şi conservare prin frig existente la centrele de
colectare (colectarea şi răcirea laptelui, răcirea peştelui la
cherhanale) unităţi de producţie – abatoare, fabrici de bere,
întreprinderi de industrializare a laptelui, antrepozite
frigorifice de stocare şi distribuţie, unităţi comerciale şi
alimentare publice şi frigiderele de uz casnic;
Toate unităţile enumerate, cu excepţia celor comerciale sunt denumite
frigorifere industriale sau depozite frigorifice, având caracteristici comune.
unităţile mobile ale lanţului frigorific sunt constituite din
mijloacele de transport care fac legătura între verigile
(unităţile) fixe;
Totalitatea mijloacelor prin care frigul artificial
este utilizat succesiv, în toate etapele, de la producere
la consum, în vederea conservării raţionale a
produselor perisabile constituie aşa-numitul – “lanţ
frigorific”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
16
Reţea de colectare
Reţea de prelucrare
Reţea de stocaj
Reţea comercială
Prinderea şi răcirea peştelui
Colector ouă
Recoltare fructe
Colectare lapte
Fabrica de peşte
Abator
Fabrica de lapte
Antrepozit frigorific
Hale, dulapuri
frigorifice
Fig. 1.1. – Lanţuri frigorifice
pentru transportul pe distanţe scurte se folosesc mijloace
izoterme (auto sau vagoane de cale ferată);
pentru transportul la distanţe mari se folosesc
autofrigoterme, trenuri frigorifice, nave frigorifice, avioane
cu compartimente frigorifice.
Aceste mijloace de transport au instalaţii frigorifice proprii care asigură
menţinerea temperaturii scăzute pe tot parcursul dintre două verigi fixe –
fig.1.2.
Din punct de vedere al nivelului de temperatură lanţul
frigorific este împărţit în două mari categorii:
lanţul frigorific al produselor refrigerate;
lanţul frigorific al produselor congelate.
. .
.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
17
Fig.1.2. – Schema lanţului frigorific pentru legume şi fructe congelate
Refrigerarea – constă în răcirea produselor alimentare până
la temperaturi apropiate de punctul de congelare (ceea ce înseamnă
o răcire fără formare de cristale de gheaţă în produs), însoţit - în
majoritatea cazurilor - de transfer de umiditate de la produsele
alimentare cu temperaturi mai ridicate, la mediul de răcire cu
temperatură mai scăzută.
În cele mai multe cazuri, refrigerarea este aplicată în scopul conservării
propriu-zise a produselor.
Refrigerarea poate fi utilizată şi în scopul asigurării condiţiilor optime
de desfăşurare a proceselor biochimice necesare fabricării unor produse
alimentare (unele produse lactate, unele produse din carne etc.) sau a unor
procese fizico-chimice necesare în anumite faze ale unor tehnologii alimentare.
De asemenea, refrigerarea poate constitui - o fază preliminară de răcire
- în cazul tehnologiilor de congelare a produselor alimentare [18].
Refrigerarea se foloseşte atunci când produsele trebuie păstrate la
temperaturi relativ scăzute, calitatea produselor refrigerate deosebindu-se
foarte puţin de a celor proaspete. Temperatura finală de refrigerare a produselor este, de obicei, deasupra
punctului de solidificare a sucurilor, fiind situată între 00 şi +50C.
astfel, când umiditatea relativă a aerului este scăzută, refrigerarea
decurge mai repede, datorită evaporării mai intense a apei;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
18
viteza de refrigerare a produselor depinde de grosimea lor; dacă
grosimea produselor scade la jumătate, şi timpul de refrigerare se
reduce la jumătate;
pentru refrigerarea cărnii, a fructelor şi legumelor se foloseşte - de
obicei - aerul.
La temperatura de 00C şi circulaţia naturală a aerului, refrigerarea
porcilor (de exemplu) după tăierea lor, durează circa 36 ore; acelaşi proces,
dar la –2ºC va dura 24 h.
La circulaţia forţată a aerului (intensă), refrigerarea se reduce la 16 h,
caz în care aerul rece trecând peste suprafaţa produsului preia căldura
acestuia, saturaţia aerului cu vapori scade şi acesta poate absorbi o anumită
cantitate de apă de la produs. Datorită acestor fenomene stratul superficial se
usucă, iar pe suprafaţa produsului se formează aşa-numita “pojghiţă de
uscare” care împiedică dezvoltarea microorganismelor. Totuşi, la unele
produse, micşorarea cantităţii de umezeală duce la o pierdere însemnată în
greutate, iar această “ uscare la refrigerare” este, uneori, vătămătoare. De
aceea, în timpul refrigerării, forţa aerului trebuie să fie reglată astfel încât să
nu producă o uscare prea puternică şi, în acelaşi timp, să nu se creeze condiţii
favorabile pentru dezvoltarea microorganismelor.
Cu cât temperatura de răcire este mai joasă, cu atât forţa aerului poate
fi mai mare, iar uscarea produselor – în acest caz - va fi mai mică.[19].
Congelarea – constă în răcirea produselor alimentare până la
o temperatură finală aflată sub punctul de solidificare a apei
conţinute în produs - adică o răcire cu formare de cristale de gheaţă
în structura produsului – fig.1.3.
Fig. 1.3. – Produse din carne supuse congelării
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
19
Scopul principal al congelării este conservarea pe o durată mai
îndelungată a produselor alimentare perisabile.
Mărirea duratei de conservare obţinută prin congelare (asigurându-se şi
condiţiile necesare depozitării în stare congelată) se bazează pe efectele
temperaturilor scăzute de încetinire puternică sau inhibare completă a
dezvoltării microorganismelor, de reducere sau stopare a proceselor
metabolice (în cazul proceselor cu viaţă) şi de reducere a reacţiilor chimice şi
biochimice.
în comparaţie cu produsele refrigerate, produsele congelate se
caracterizează printr-o durată mai mare de conservare (5…50 ori
faţă de conservarea prin refrigerare) datorită faptului că apa se
transformă în gheaţă, iar acţiunea unor temperaturi mai joase
împiedică activitatea microorganismelor;
ca aspect, produsele sunt tari şi viu colorate;
Prin îngheţarea sucurilor conţinute în celulele ţesuturilor animale şi
vegetale se pot produce procese complicate care provoacă în structurile
respective modificări fizico-chimice ireversibile.
Frigul pentru condiţionare
Instalaţiile de condiţionare (climatizare) au rolul de a menţine
o anumită stare a aerului (temperatură şi umiditate), un anumit grad
de puritate precum şi o anumită viteză a acestuia în diverse
încăperi, în care staţionează oameni sau au loc procese tehnologice,
independent de condiţiile exterioare.
Spre exemplu, vara, aerul introdus într-o încăpere climatizată trebuie
răcit şi uscat.
Răcirea şi uscarea aerului în procesul de climatizare se poate realiza:
direct – prin intermediul unei baterii de răcire (când între aer şi
agentul de răcire există o suprafaţă de schimb de căldură), în care vaporizează
un agent frigorific sau - prin contactul direct dintre aer şi picături reci de apă
într-o cameră de pulverizare (apa fiind răcită de o instalaţie frigorifică).
În acest tip de instalaţie – fig.1.4. – aerul rezultat din amestecul de aer
exterior cu aer interior recirculat, se filtrează în filtrul 1, se răceşte şi se usucă
în contact cu suprafaţa vaporizatorului instalaţiei, se reîncălzeşte în bateria 6,
după care aerul este refulat în încăpere [4].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
20
Fig. 1.4. – Răcirea şi uscarea aerului cu un răcitor
de suprafaţă şi vaporizare directă a agentului frigorific 1 – filtru de aer; 2 – baterie de preîncălzire; 3 – baterie de răcire
4 – cameră de stropire; 5 – separator picături; 6 – baterie de reîncălzire
7 – ventilator; 8 – ventil de reglaj şi distribuitor de lichid; SC – schimbător de căldură
(vaporizator); P – pompă; K – compresor; C – condensator.
Agentul frigorific recomandat a fi utilizat în această instalaţie este un
agent halogenat (freon).
Temperatura de vaporizare se alege în general în jur de +5ºC.
Instalaţiile cu răcirea aerului prin vaporizarea directă a agentului
frigorific se utilizează în cazul în care instalaţia deserveşte un singur
consumator, fiind admisă o variaţie a temperaturii aerului răcit, fără a dăuna
microclimatului solicitat de consumator. Puterile frigorifice ale instalaţiilor
utilizate în acest sistem sunt în mod uzual puteri medii, cu valori până la 50 kW.
indirect – când agentul frigorific vaporizează într-un vaporizator
răcitor de apă - acesta participând apoi la răcirea aerului - proces care poate
avea loc sau într-o baterie de răcire sau într-o cameră de pulverizare (caz în
care aerul este în contact direct cu apa rece cu care este stropit).
Camerele de climatizare care au baterie răcită cu apă sunt utilizate la
puteri frigorifice mari, când aceeaşi instalaţie frigorifică deserveşte mai multe
baterii de răcire prcum şi atunci când se impune o temperatură constantă a
aerului la ieşirea din baterii – fig. 1.5.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
21
Fig. 1.5. – Schema instalaţiei frigorifice cu răcire indirectă
pentru climatizarea aerului, folosind baterie cu răcire cu apă: 1 – vaporizator; 2 – pompă; 3 – ventil cu trei căi; 4 – ventil termostatic;
5 – vas de expansiune; K – compresor; C – condensator
Temperatura de vaporizare este în general 0ºC, temperatura apei la
ieşirea din baterie este între 4 şi 8ºC, iar la intrare între 8 şi 14ºC.
Pentru reglajul temperaturii apei de răcire în funcţie de starea aerului se
folosesc ventile de reglaj cu trei căi.
Vaporizatorul pentru răcirea apei este de tip uscat - cu răcirea apei în
spaţiul dintre tuburi şi vaporizarea agentului halogenat în tuburi – sau, de tip
imersat - apa răcindu-se într-un bazin; se recomandă evitarea răcirii apei în
conducte din cauza pericolului de îngheţ a acesteia. Bateriile de răcire a
aerului au caracteristici similare cu cele folosite de la vaporizarea directă.
Camerele de climatizare care realizează pulverizarea apei răcite se
utilizează în aceleaşi condiţii ca tipul precedent de instalaţie.
În acest caz – fig.1.6. – ca agenţi frigorifici se utilizează numai agenţi
halogenaţi (freoni), excluzându-se amoniacul (NH3) care poate vicia apa şi –
implicit - aerul.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
22
Fig. 1.6. – Schema instalaţiei frigorifice cu răcire indirectă
folosind pulverizarea apei: 1 – cameră de pulverizare; 2 – separator de picături;
3 – baterie de reîncălzire; 4 – robinet cu trei căi; Vt – ventilator; V – vaporizator;
VR – ventil de reglaj; K – compresor; C – condensator
Reglajul instalaţiei şi celelalte caracteristici constructive sunt similare cu
cele ilustrate în instalaţia precedentă.
Dacă s-ar utiliza amoniacul (NH3) ca agent frigorific, ar fi necesară o
treaptă intermediară de răcire, treaptă în care, amoniacul ar răci un alt agent
intermediar (de exemplu o saramură care – la rândul ei - ar răci apa).
Frigul în industria chimică
Industria chimică reprezintă unul dintre cei mai mari
utilizatori ai frigului artificial.
Frigul este folosit în procese tehnologice precum:
separarea unor săruri în soluţii lichide;
lichefierea gazelor (aer, azot, oxigen, hidrogen, heliu, etc.);
cristalizarea unor săruri;
fabricarea parafinei, a cauciucului, a fibrelor sintetice;
rafinarea uleiurilor;
evacuarea căldurii de reacţie şi a căldurii de amestec etc.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
23
Frigul în industria farmaceutică
Se foloseşte în tehnologiile de fabricare a diferitelor
medicamente.
Majoritatea antibioticelor sunt conservate prin liofilizare,
congelarea necesară în procesul de uscare realizându-se la
temperaturi de –500C...–60
0C (de exemplu, extragerea penicilinei
din soluţii are loc la temperatura de 10C, iar congelarea soluţiilor
concentrate de penicilină are loc la circa –600C).
Frigul în construcţii
construcţia patinoarelor artificiale;
construcţia puţurilor, tunelurilor, galeriilor în terenuri cu
infiltraţii de apă;
răcirea masivelor de beton, fie prin prerăcirea elementelor
componente, fie prin răcirea masivului ca atare.
Frigul în industria uşoară
mercerizarea fibrelor textile, prelucrarea cauciucului etc.
Frigul în siderurgie
la fabricarea oţelului (t = –700C);
în diverse tratamente termice;
Frigul în biologie şi medicină
conservarea prin frig a ţesuturilor vii şi a culturilor de
microorganisme;
anestezii în operaţii chirurgicale complicate, cum ar fi
intervenţiile pe cord deschis;
tehnici frigorifice în unele boli ale pielii (crioterapia);
tehnici chirurgicale de vârf (criochirurgia).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
24
Frigul în cercetarea ştiinţifică
pentru anabioză (anabioza este o stare a organismului la
care procesele vieţii sunt atât de mult încetinite încât nu se
mai observă manifestări ale vieţii; un organ se aduce în
această stare prin răcire treptată, până la temperaturi situate
mult sub 00C);
studiul rezistenţei diferitelor materiale la temperaturi
scăzute;
studiul funcţionării motoarelor de automobil;
tehnica rachetelor (se foloseşte O2, N2 – în stare lichidă);
menţinerea supraconductoarelor (utilizate în instalaţiile
electrice) la temperaturi joase;
instalaţii de comunicare la distanţă prin sateliţi.
1.2.2. Tendinţe de progres în tehnica frigului artificial
Este firească următoarea întrebare:
Răspunsul a fost dat de profesorul R.Plank:
specialiştii trebuie să aibă în vedere noi materiale de
construcţie, noi aliaje cu caracteristici tehnice, chimice şi
mecanice superioare, adaptate anumitor fenomene specifice
proceselor de producere a frigului;
Care este linia progresului în tehnica frigului,
din punct de vedere ştiinţific?
Această linie se bazează doar pe ameliorări ale
actualelor condiţii de desfăşurare a proceselor sau pot
apărea procedee noi?
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
25
folosirea pe scară largă a aşa numitelor deşeuri de căldură
din toate ramurile productive (ceea ce poate determina
perspectiva utilizării proceselor de producere a frigului prin
absorbţie şi prin ejecţie - nu doar în scopuri industriale - ci
şi pentru condiţionare);
procedee noi de producere a frigului care se pot dezvolta în
urma cercetărilor efectuate în domeniul fizicii nucleare[27].
Din punct de vedere ştiinţific: tehnica frigului este chemată să
analizeze fenomenele şi procesele care au loc în diferite medii, de
la temperaturi de circa 1000C până în aproprierea lui zero absolut.
Din punct de vedere tehnic: tehnica frigului stabileşte
procesele de calcul şi soluţiile constructive pentru realizarea
maşinilor şi instalaţiilor de producerea a temperaturilor scăzute,
bazate pe procese studiate de termotehnică, fenomene aerodinamice
şi hidrodinamice, procese electrotehnice, procese magnetocalorice.
1.3. Clasificarea instalaţiilor frigorifice şi a metodelor de
producere a frigului artificial
1.3.1. Domenii de temperaturi în tehnica frigului artificial
În funcţie de nivelul temperaturilor scăzute obţinute, sistemele
frigorifice pot fi clasificate, în mod convenţional, în următoarele
domenii:
Tehnica frigului analizează fenomene şi procese
care au loc între circa 1000C – 0K (–273
0C), stabileşte
procedee de calcul şi soluţii constructive pentru
realizarea unei game de maşini şi instalaţii care
lucrează într-un domeniu larg de temperaturi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
26
Domeniul pompelor de căldură t > 40 0C – este acoperit prin
pompele de căldură – maşini termice cu ajutorul cărora se
valorifică fluxul de căldură schimbat la sursa cu temperatură
ridicată a procesului de producere a frigului; căldura este, deci
evacuată la valori superioare temperaturii mediului înconjurător
fiind utilizată, de regulă, pentru obţinerea energiei termice;
Domeniul climatizării t = (0 ...40)0C – este acoperit de
instalaţiile de climatizare, fiind utilizat în scopuri tehnologice
sau de confort;
Domeniul frigului moderat t = (0 …–200)0C – denumit şi frig
industrial – este acoperit în cea mai mare parte de procese de
producere a frigului prin comprimare de vapori sau cu utilizarea
absorbţiei în soluţii binare, prin instalaţii cu ejecţie de abur şi,
mai rar, prin instalaţii de comprimare de aer;
Domeniul frigului adânc (criogenia) t = (–200...273)0C – care
acoperă zona temperaturilor foarte scăzute, ajungând până
aproape de zero absolut (se lucrează cu hidrogen, neon şi heliu
lichid).
Limita superioară de la care se consideră că începe domeniul criogeniei
nu este definită foarte clar; unii autori consideră această limită ca fiind:
77K = –196 0C – temperatura de fierbere a azotului;
80K = –193 0C – temperatura de fierbere a aerului;
120K = –153 0C – temperatura de fierbere a metanului.
1.3.2. Metode de producere a frigului artificial
Scăderea temperaturii şi menţinerea ei la o anumită valoare –
mai coborâtă decât temperatura mediului ambiant – impune
realizarea schimbului de căldură de la mediul cu temperatură mai
scăzută către mediul cu temperatură mai ridicată.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
27
În funcţie de natura “lucrului” şi specificul procesului,
metodele de producere a frigului pot fi clasificate astfel:
Metodele termodinamice (de răcire) – se bazează pe
valorile interne a unui fluid numit agent frigorific cu
scopul de a coborî temperatura sub cea a mediului ambiant
(excepţie fac pompele de căldură care lucrează la
temperaturi mai mari decât temperatura mediului
ambiant);
Metodele termoelectrice ;
Metodele magneto-calorice.
Realizarea frigului industrial se bazează, în special, pe metode
termodinamice. În domeniul frigului adânc se folosesc atât metode
termoelectrice, cât şi metode magneto-calorice.
Metode termodinamice de obţinere a frigului cu agent
frigorific
În circuit deschis:
prin evaporarea unor lichide la presiune atmosferică (în
special apa);
prin vaporizarea unor lichide la saturaţie la presiune
atmosferică (agenţi criogenici);
prin utilizarea soluţiilor eutectice şi a amestecurilor
refrigerente;
În acest proces de producere a frigului trebuie
să se aibă în vedere principiul II al termodinamicii,
conform căruia pentru a transporta căldura de la un
mediu cu temperatură scăzută către un mediu cu
temperatură ridicată - trebuie să se consume, din
exterior, o anumită formă de “lucru” (lucru
mecanic, lucru termic, electric, etc.).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 1. Introducere în tehnica frigului artificial
28
prin utilizarea gheţii de apă (hidrice);
prin utilizarea gheţii uscate (bioxid de carbon solid);
prin destindere turbionară de gaze în tuburi Vortex-Ranque
(efect Ranque-Hilsch);
prin destindere de gaze în tuburi pulsatoare (efect Gifford-
Longworth);
În circuit închis (ciclice):
Cu vapori:
cu comprimare mecanică de vapori în compresoare mecanice
(instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică – IFV);
cu comprimare de vapori în compresoare termice (instalaţii
frigorifice cu ejecţie de vapori reci – IFE);
cu comprimare de vapori în compresoare termochimice
(instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA).
Cu gaze
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea lui
izentropică într-un sistem detentor;
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea lui
izentalpică într-un organ de laminare;
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea într-un
câmp centrifugal.
Metode de obţinere a frigului fără agent frigorific
Procedee termoelectrice:
Efectul electrotermic de răcire (efect Peltier).
Procedee magnetice:
Efectul magneto-caloric:
o Prin efect termo-magnetic (Ettinghausen);
o Prin efect magneto-caloric (demagnetizare adiabatică).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
29
Capitolul 2
CONSIDERAŢII GENERALE PRIVIND
PROCESELE DE PRODUCERE A FRIGULUI
ARTIFICIAL
2.1. Noţiuni de bază privind producerea frigului
artificial
Obţinerea frigului pe cale artificială prezintă, desigur, avantaje
în raport cu frigul natural şi anume:
posibilitatea de răcire a corpurilor până la temperaturi mult
mai scăzute decât cele ale mediului ambiant;
continuitatea proceselor de răcire;
posibilitatea obţinerii frigului în oricare perioadă a anului,
indiferent de condiţiile climatice.
Conform celui de al doilea principiu al termodinamicii,
trecerea căldurii, în mod natural, deci fără consum de energie din
exterior, are loc numai de la corpurile (mediile) cu temperatură mai
ridicată către corpurile (mediile) cu temperaturi mai scăzută.
Obiectul cursului “Instalaţii frigorifice” îl
constituie studiul proceselor şi instalaţiilor care au
rolul de a reduce şi menţine temperatura unui corp
(mediu) sub temperatura mediului ambiant, prin
evacuarea continuă a căldurii de la corpul (sau
mediul) respectiv către mediul ambiant.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
30
Trecerea căldurii în sens invers este un proces care se poate
realiza doar pe baza unui consum de energie din exterior, sub
diferite forme: mecanică, termică, cinetică, electrică, etc.
Funcţionarea acestei maşini presupune existenţa şi
interacţiunea a trei elemente şi anume:
corpul cald – care, de cele mai multe ori, este mediul ambiant;
corpul rece – care este mediul sau corpul a cărui temperatură
trebuie coborâtă sau menţinută sub temperatura mediului
ambiant;
corpul de lucru sau agentul frigorific – care, circulând prin
sistemul frigorific, suferă transformări în urma cărora căldura
este transferată în sens invers tendinţei naturale.
Ca orice maşină termică - maşina frigorifică - funcţionează
între două surse de căldură:
sursa rece de la care se extrage căldura – mediul răcit;
sursă caldă căreia i se cedează căldura – mediul de răcire
(care poate fi, de exemplu, apa de răcire sau aerul).
Acest proces este posibil doar dacă agentul frigorific se află,
la intrarea în contact cu mediul răcit, la o temperatura mai joasă
decât a acestuia, iar - la intrarea în contact cu mediul răcitor (apa
Maşina cu ajutorul căreia se poate transfera
căldura de la un corp mai rece către unul mai cald,
consumând energie din exterior, se numeşte „maşină
frigorifică”.
Agentul frigorific – gaz sau vapori, parcurge
circuitul maşinii frigorifice, preluând continuu
căldura de la mediul răcit, pentru a o ceda mediului de
răcire.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
31
sau aerul din mediu ambiant) - la o temperatură mai înaltă decât a
acestuia.
Ridicarea temperaturii agentului frigorific după ieşirea din
spaţiul (mediul) răcit la o valoare superioară temperaturii mediului
de răcire, se realizează prin consum de energie din exterior, energie
care se încorporează în masa agentului frigorific sub formă de
energie internă (de exemplu, procesul de comprimare a agentului
frigorific în compresor, în cazul instalaţiilor frigorifice cu
compresie mecanică de vapori).
Readucerea agentului - după părăsirea mediului de răcire la o
temperatură mai joasă decât a mediului răcit - se realizează, de
regulă, printr-un proces de destindere.
Procesul de destindere a agentului frigorific în stare lichidă,
trebuie să coboare presiunea acestuia sub valoarea presiunii de
saturaţie corespunzătoare temperaturii scăzute ce se urmăreşte a se
obţine în mediul răcit.
Astfel, mediului răcitor - respectiv mediului ambiant sau apei
de răcire - i se transmite nu doar căldura preluată de la mediul răcit
ci şi căldura echivalentă cu energia consumată pentru ridicarea
temperaturii. În figura 2.1.este redată schema de principiu a unei
maşini frigorifice cu indicarea fluxurilor energetice [3].
2.2. Frigul produs prin vaporizarea unui lichid
Se au în vedere următoarele două aspecte:
orice fluid, în timpul fierberii, absoarbe o anumită cantitate de
căldură, q0 pentru a se transforma în vapori – fig.2.2 [14].
temperatura de fierbere – sau temperatura de saturaţie ts - este
dependentă de presiunea la care se află fluidul.
Instalaţiile frigorifice, în marea lor majoritate,
produc frigul prin vaporizarea unui fluid.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
32
Fig. 2.1. – Schema de principiu a unei instalaţii frigorifice Qo – căldura preluată de la mediul răcit [W];
L – căldura provenită din consumul de energie mecanică sau termică necesară ridicării
temperaturii [W]; Qc – căldura totală cedată mediului înconjurător [W]
Pentru apă:
p = 1 ata → ts = 100ºC
p' = 10 ata → ts' = 180ºC
p" = 0,006 ata → ts" = 0ºC
p"' = 0,0029 ata → ts"' = –10ºC
Dacă printr-un spaţiu izolat termic, de exemplu – vasul V –
trece o serpentină S, prin care circulă apă la presiunea p şi
temperatura ts, apa – pentru a fierbe şi a se transforma în vapori –
are nevoie de o anumită cantitate de căldură q0, corespunzătoare
căldurii de vaporizare – fig.2.2.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
33
Se studiază cazul în care vasul V conţine apă cu temperatură
ridicată.
Cum anume se poate răci apa din vasul V ?
Prin evaporarea apei care circulă prin serpentina S, se
absoarbe cantitatea de căldură q0, astfel încât temperatura apei în
vas poate să scadă până - la cel mult - temperatura de saturaţie a
apei ts .
Din acest exemplu rezultă că, temperatura minimă care se
poate obţine în interiorul vasului V, este determinată de temperatura
de saturaţie a fluidului ts – care circulă prin serpentină – fig.2.2,
fig.2.2*, fig.2.2**.
Dacă în locul apei s-ar folosi amoniacul – NH3, s-ar putea
obţine temperaturi mult mai scăzute [14].
De exemplu la:
p = 1 ata → NH3 fierbe la ts = –33,35ºC
Rezultă că, în cazul folosirii amoniacului - NH3 – fig.2.2 (b1),
temperatura în vas ar putea scădea până la valoarea:
t0 = ts = –33,35ºC
Şi în cazul acestui fluid - dacă se micşorează presiunea p, se
diminuează şi temperatura de saturaţie ts corespunzătoare –
fig.2.2**.
De exemplu la:
p = 0,1114 ata → NH3 fierbe la ts = –70ºC
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
34
Fig. 2.2. – Frigul q0 produs prin vaporizarea unui fluid
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
35
Fig. 2.2* – Vaporizarea apei în diagrama T – s
Fig. 2.2** – Vaporizarea amoniacului (NH3) în diagrama p – i
Din cele prezentate mai sus, se evidenţiază câteva concluzii
importante [13]:
se poate scădea temperatura unui corp (mediu) prin
extragerea unei cantităţi de căldură – q0 de la corpul
(mediul) respectiv;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
36
frigul realizat, respectiv temperatura cea mai coborâtă pe
care vrem s-o obţinem, depinde de temperatura de saturaţie
ts a fluidului care preia cantitatea de căldură – q0;
pentru realizarea unei temperaturi cât mai scăzute este
necesară micşorarea presiunii fluidului în stare de saturaţie
sau, folosirea unor fluide cu temperaturi de saturaţie mai
mici;
fluidul care preia căldura – q0 de la sursa rece se numeşte
agent frigorific (apă, NH3);
cantitatea de căldură – q0 care se preia de la sursa rece
depinde atât de regimul de funcţionare al maşinii frigorifice
cât şi de proprietăţile fluidului (respectiv căldura de
vaporizare).
Cu cât, un fluid va avea căldura de vaporizare – r, mai mare, cu atât va fi
mai mare şi cantitatea de căldura – q0 care poate fi extrasă de la sursa rece.
În timpul preluării căldurii de la sursa rece, agentul frigorific
se poate comporta în două moduri:
îşi poate mări temperatura prin încălzire;
poate să-şi păstreze temperatura constantă (menţinerea
constantă a temperaturii agentului frigorific în timpul
preluării căldurii este posibilă numai în condiţiile în care
se produce şi modificarea stării de agregare – şi anume
– vaporizarea) [1].
Relaţiile pentru calculul căldurii absorbite – 0Q [J] pentru
cele două situaţii sunt:
Pentru a putea prelua căldura de la sursa rece,
agentul frigorific trebuie să aibă temperatura mai mică
decât aceasta.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
37
tcmQp10
(2.1)
(în cazul în care starea de agregare nu se modifică)
1m [kg] – cantitatea de agent care se încălzeşte;
p
c [J/kgK] – căldura specifică;
t [K] – variaţia temperaturii agentului frigorific între
stările de intrare şi ieşire, în contact termic cu sursa rece.
rmQ20
(2.2)
(în cazul în care starea de agregare se modifică)
2
m [kg] – cantitatea de agent care vaporizează;
r [J/kg] – căldura latentă de vaporizare a agentului
frigorific la temperatura de vaporizare t0;
Modul în care variază temperatura – t, a agentului de lucru, de-a lungul
suprafeţei de schimb de căldură – S, este prezentat în figurile 2.3a şi 2.3b.
Săgeţile indică sensul transferului termic (de la sursa rece către agentul
frigorific), iar tr – reprezintă temperatura sursei reci [1].
Fig. 2.3a. – Creşterea temperaturii agentului frigorific în timpul
preluării căldurii
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
38
Fig.2.3b. – Preluarea căldurii de la sursa rece cu păstrarea
constantă a temperaturii
Schimbul de căldură optim se realizează atunci când t este limitat la cel
mult câteva grade.
Atunci când schimbul de căldură se realizează la diferenţe finite de
temperatură, procesul este însoţit de ireversibilităţi de natură internă (cu cât
diferenţele de temperatură sunt mai mari, cu atât transferul termic este mai
puţin eficient).
Acesta este motivul pentru care se recomandă a fi folosită varianta cu
schimbarea stării de agregare (deoarece acesteia îi corespunde atât o
temperatură constantă a agentului de lucru cât şi o diferenţă de temperatură
constantă care poate fi diminuată prin diverse soluţii tehnologice).
În ipoteza în care se foloseşte varianta fără schimbarea stării de
agregare - pentru a absorbi cât mai multă căldură - e necesară o încălzire mai
pronunţată, însoţită şi de creşterea diferenţei medii de temperatură (faţă de
sursa rece), ceea ce determină... ireversibil mai pronunţat.
În acest condiţii pentru orice substanţă .tcr p
Comparând relaţiile 2.1 şi 2.2, este evident faptul că, pentru a absorbi
aceeaşi cantitate de căldură 0Q – fără schimbarea stării de agregare – este
necesară o cantitate mult mai mare de agent frigorific, decât în cazul în care
starea de agregar se modifică, deci: .mm 21
Acesta este cel de-al doilea motiv pentru care este preferabilă varianta
cu schimbarea stării de agregare [1].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
39
Luând în considerare ipoteza în care instalaţiile funcţionează
în mod continuu, mărimea caracteristică pentru intensitatea
transferului termic nu mai este căldura, ci fluxul termic absorbit de
agentul frigorific de la sursa rece, sau sarcina termică a
vaporizatorului, mărime notată cu 0
Q .
Această mărime este denumită şi putere termică, iar în cazul
instalaţiilor frigorifice – putere frigorifică – 0
Q [W].
Cu cât un fluid va avea căldura de vaporizare r [J/kg] – mai
mare, cu atât va fi mai mare şi căldura 0
q [J/kg] preluată de la sursa
rece.
Parametrul 0
q [kcal/kg] sau [J/kg] se numeşte “capacitate
frigorifică specifică” a fluidului sau “putere frigorifică specifică”.
Se observă că “puterea frigorifică specifică” este absorbită
de fluid şi este folosită pentru transformarea lui în vapori.
Aceast parametru se determină pe baza diagramei procesului.
La instalaţiile frigorifice se cere, de regulă, să se scoată de la
sursa rece o cantitate de căldură – 0
Q [kcal/h] [W], numită
capacitate frigorifică.
Aşadar, pentru un fluid dat, se poate prelua de la sura rece o
cantitate de căldură 0
Q [kcal/h] [W] egală cu:
000 qDQ m (2.3)
unde:
q0 [kcal/kg] – capacitatea frigorifică specifică
D0m [kg/h] – debitul masic de fluid
Pentru a putea ceda căldura sursei calde, agentul
frigorific trebuie să aibă temperatura mai mare decât
temperatura aceasteia.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
40
În timpul cedării căldurii către sursa caldă, agentul frigorific
se poate comporta, de asemenea, în două moduri:
se poate răci micşorându-şi temperatura;
poate să-şi păstreze temperatura constantă (este evident
că, menţinerea constantă a temperaturii agentului
frigorific în timpul cedării căldurii este posibilă numai în
condiţiile în care se produce modificarea stării de
agregare – şi anume – condensarea) [1].
Modul în care variază temperatura – t, a agentului de lucru, de-a lungul
suprafeţei de schimb de căldură – S, este prezentat în figurile 2.4a şi 2.4b.
Săgeţile indică sensul transferului termic (de la agentul frigorific către
sursa caldă), iar tc reprezintă temperatura sursei calde [1].
Relaţiile pentru calculul căldurii cedate – cQ [J], în cele două
situaţii sunt:
tcmQp1c
(2.4)
(în cazul în care starea de agregare nu se modifică)
1
m [kg] – cantitatea de agent care se răceşte;
p
c [J/kgK] – căldura specifică;
t [K] – variaţia temperaturii agentului frigorific între
stările de intrare şi ieşire, în contact cu sursa caldă.
rmQ2c
(2.5)
(în cazul în care starea de agregare se modifică)
2m [kg] – cantitatea de agent care condensează;
r [J/kg] – căldura latentă de condensare a agentului
frigorific la temperatura de condensare ct , egală cu căldura latentă
de vaporizare la aceeaşi temperatură.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
41
Fig. 2.4a. – Scăderea temperaturii agentului frigorific
în timpul cedării căldurii
Fig. 2.4b. – Cedarea căldurii către sursa caldă cu menţinerea
constantă a temperaturii
Luând în considerare aceleaşi argumente menţionate la schimbul de
căldură prin vaporizare în contact termic cu sursa rece, pentru realizarea unui
transfer termic eficient cu sursa caldă, t este limitat, de asemenea la - cel
mult – câteva grade. Din nou este preferabilă varianta cu schimbarea stării de
agregare. Acelaşi raţionament aplicat în situaţia preluării de căldură de la
sursa rece evidenţiază - şi pentru cazul contactului termic cu sursa caldă - că
este necesară o cantitate mai mică de agent frigorific în varianta cu schimbarea
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
42
stării de agregare, motiv pentru care, iarăşi, este recomandată varianta cu
schimbarea stării de agregare.
Acest aspect are implicaţii importante asupra întregii instalaţii.
Astfel, dacă debitele sunt diminuate, înseamnă că şi consumurile de
energie pentru vehicularea agentului de lucru sunt mai reduse, diametrele
conductelor sunt mai mici iar, elemente geometrice specifice pentru
schimbătoarele de căldură sunt, de asemenea, mai reduse.
Având în vedere argumentele enunumerate, pentru majoritatea
instalaţiilor frigorifice, este de preferat transferul termic între
agentul de lucru şi sursele de căldură, prin schimbarea stării de
agregare.
Aparatele instalaţiei frigorifice care se află în contact cu
sursele de căldură sunt, schimbătoare de căldură numite,
vaporizator – V şi condensator – C.
Aşa cum s-a mai precizat, conform principiului al doilea al
termodinamicii, căldura nu poate trece de la sine, de la o sursă cu
temperatură mai scăzută – sursa rece – la o sursă cu temperatură
mai ridicată – sursa caldă, fără a consuma energie (mecanică sau
de altă natură) din exterior.
Efectuându-se un bilanţ energetic pentru instalaţiile frigorifice
prin aplicarea – principiului I al termodinamicii, se observă că,
suma dintre energiile introduse în sistem (adică energia termică a
vaporizatorului - 0
Q şi puterea - P), este egală cu energia evacuată
din sistem, adică sarcina termică a condensatorului c
Q [W]:
PQQ
c 0 (2.6)
Din punct de vedere al instalaţiilor frigorifice,
efectul util este realizat în vaporizatorul V, prin
preluare de căldură de la sursa rece.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
43
Temperaturii – 0
t ,
la care vaporizează agentul frigorific,
numită temperatură de vaporizare, îi corespunde o presiune de
saturaţie unică, notată cu 0
p , numită presiune de vaporizare.
De asemenea, temperaturii la care condensează agentul
frigorific, numită temperatură de condensare – c
t , îi corespunde o
presiune de saturaţie unică, notată cu c
p , numită presiune de
condensare.
2.3. Procese termodinamice în circuit deschis
2.3.1. Obţinerea temperaturilor scăzute prin evaporarea apei
Răcirea prin evaporare a unui lichid presupune răcirea
acestuia, în urma schimbului de căldură şi masă care are loc la
contactul direct între suprafaţa lichidului şi aerul atmosferic. În
acest caz, coborârea temperaturii lichidului se produce prin cedarea
căldurii prin contact şi prin evaporarea lichidului.
Răcirea prin evaporare se poate realiza:
prin amestecarea aerului cu un curent de apă pulverizată
(procedeu de răcire folosit uneori în condiţionarea aerului).
In acest caz, efectul de răcire se obţine în urma pulverizării apei în aer;
prin evaporare, aceasta absoarbe, de la aer, căldura latentă de vaporizare
(cantitatea de căldură necesară pentru a transforma un kg de lichid la o
presiune dată şi temperatură constantă în vapori uscaţi) egală cu 597 kcal/kg
(2495 kJ/kg).
Temperatura finală (în aer) - care se poate obţine depinde de
caracteristicile acestuia (temperatură iniţială, umiditate relativă etc.).
trimiterea unui curent de aer peste suprafaţa unui lichid
( în general, apă)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
44
Acest procedeu constituie - de fapt - baza funcţionării
turnurilor de răcire (care au o mare răspândire în industrie).
Răcirea apei în turnurile de răcire se realizează ca urmare a schimbului
de căldură şi masă dintre apă şi aerul exterior cu care aceasta vine în contact.
Scăderea temperaturii apei este determinată de următoarele fenomene:
cedarea căldurii sensibile ca urmare a diferenţei de temperatură
dintre apă şi aer;
evaporare;
radiaţie.
Contribuţia fiecăruia din fenomene depinde de proprietăţile fizice şi
parametrii lichidului precum şi de cei ai aerului.
Rolul preponderent în răcirea apei în decursul celei mai mari părţi din
cadrul unui an îl are evaporarea; se apreciază că acest proces contribuie în
proporţie de circa 80 – 90% la preluarea căldurii, în perioada de vară.
Căldura sensibilă are un rol preponderent în perioadele friguroase şi
umede când valoarea acesteia este de circa 50 – 70% din căldura totală cedată
de apă.
Radiaţia, în general, se neglijează.
2.3.2. Obţinerea temperaturilor scăzute prin vaporizarea
unor lichide la saturaţie
Vaporizarea unor lichide la saturaţie – la presiune
atmosferică – constituie un alt procedeu termodinamic deschis de
răcire în cadrul căruia, efectul de răcire de obţine prin pulverizare
unor gaze lichefiate (agenţi criogenici) în mediul care trebuie răcit
sau, peste produsul supus răcirii (prin vaporizare, lichidul preia
căldura latentă de vaporizare de la produsul sau mediul supus
răcirii).
Dintre cei mai folosiţi agenţi criogenici amintim: azotul
lichid, bioxidul de carbon lichid, unii freoni lichizi, oxidul de azot
lichid.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
45
Azotul lichid obţinut, în principal, în fabricile de oxigen - prin separarea
din aer - este îmbuteliat şi transportat în recipiente sau cisterne speciale, la
presiunea de circa 2 bar şi la temperatura de saturaţie corespunzătoare acestei
presiuni –1890C.
Recipientele de transport sunt bine izolate termic, cu pereţi dubli şi cu
vacuum avansat în spaţiul dintre pereţi; sunt prevăzuţi cu supape de siguranţă
care se deschid şi evacuează vaporii de azot atunci când presiunea tinde să
crească (consecinţă a pătrunderii căldurii din exterior).
Azotul lichid produce un efect de răcire de 44 kcal/kg (185 kJ/kg), la
temperatura de –195,80C atunci când vaporizează la presiune atmosferică.
Bioxidul de carbon lichid este transportat şi depozitat în recipiente
izolate termic, prevăzute, uneori, cu un sistem de răcire pentru a-l menţine la
temperaturi scăzute cuprinse între (–12…–45)0C, ceea ce asigură presiunea de
saturaţie corespunzătoare acestor temperaturi, 8…25 bar. Acest lucru este
necesar deoarece, la temperaturi mai ridicate, presiunile de saturaţie sunt
foarte mari (de exemplu, la 200C presiunea de saturaţie este de circa 58 bar).
Bioxidul de carbon lichid poate produce un efect de răcire de 63,2kcal/kg
(264kJ/kg) la temperatura de –78,50C, atunci când vaporizează la presiune
atmosferică [18][19].
2.3.3. Obţinerea temperaturilor scăzute prin procese
chimice – soluţii eutectice şi amestecuri refrigerente
Soluţiile eutectice se folosesc, de exemplu, pentru transportul
unor alimente la temperaturi joase.
Congelarea soluţiei respective şi aducerea acesteia la
temperatura corespunzătoare „punctului criohidratic” se realizează
în camerele de congelare ale unui depozit frigorific (durata de
aproximativ 20 ore).
Dacă dintr-o soluţie se evacuează căldură,
aceasta se răceşte până la temperatura
corespunzătoare „punctului eutectic”, obţinându-se
astfel aşa-zisa soluţie ”criohidratică” sau „eutectică”
care se prezintă sub formă solidă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
46
Soluţiile eutectice pot fi folosite în combinaţie cu răcirea
mecanică pentru realizarea unui acumulator de frig, ceea ce
constituie un procedeu raţional, în unele împrejurări (ca de
exemplu, în ipoteza în care există un surplus provizoriu de
producţie de frig, se trece la congelarea corespunzătoare a unei
soluţii eutectice iar - în perioadele de vârf de consum - aceste
soluţii pot fi folosite pentru menţinerea temperaturilor scăzute
pentru unele corpuri).
În tabelul 1 sunt prezentate diferite soluţii eutectice uzuale. Tabel nr.1
Sarea care formează
soluţia
Conţinutul
de sare
[ %]
Temperatura de
solidificare
[0C]
Căldura de
topire
[kcal/kg]
Sulfat de magneziu
(MgSO4) 19,0 –3,9 58,2
Sulfat de zinc
(MgSO4) 27,2 –6,5 50,9
Clorură de potasiu
(KCl) 19,7 –11,1 71,9
Clorură de amoniu
(ţipirig) (NH4Cl) 18,7 –15,8 73,8
Nitrat de amoniu
(NH4NO3) 41,2 –17,4 68,4
Nitrat de sodiu
(NaNO3) 36,9 –18,5 57,5
Clorură de sodiu
(NaCl) 22,4 –21,2 56,4
Clorură de magneziu
(MgCl2) 20,6 –33,6 –
Clorură de sodiu
(NaCl) 22,4 –21,2 56,4
Carbonat de potasiu
(K2CO3) 35,5 –37,1 –
Clorură de calciu
(CaCl2) 29,9 –55,0 50,8
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
47
Amestecuri refrigerente – un amestec refrigerent (frigorific)
este un amestec care se realizează prin efect termic negativ, adică
prin preluarea căldurii necesare procesului de dizolvare chiar - din
însuşi – amestecul respectiv, temperatura scăzând mult sub 00C
dacă procesul are loc într-un spaţiu izolat termic (aşadar, fenomenul
fizic de scădere a temperaturii la dizolvare se explică prin faptul că
întreaga cantitate de căldură necesară dizolvării este preluată de la
masa soluţiei rezultate).
Dizolvarea se poate face într-un amestec de apă cu gheaţă, caz
în care temperatura amestecului scade şi mai mult datorită căldurii
luate prin topirea gheţii.
Fig. 2.6. – Diagrama curbelor de saturaţie pentru apa pură: PT – punctul triplu al apei; PF – punctul de fierbere al apei la 760 mmHg
Pentru apa pură, la diferite presiuni, variaţia temperaturi poate conduce
la schimbări de fază în conformitate cu diagrama curbelor de saturaţie redată
în fig.2.6.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
48
Curbele de saturaţie reprezintă condiţiile de temperatură şi presiune la
care coexistă două faze în echilibru termodinamic:
curba vapori – lichid (a-PT);
curba lichid – solid (c-PT);
curba vapori – solid (b-PT);
curba limită a stărilor metastabile de apă subrăcită şi vapori subrăciţi (d-PT).
PT - punctul triplu al apei – punctul de intersecţie a curbelor de saturaţie, este
punctul în care sunt îndeplinite condiţiile de temperatură şi presiune pentru ca
cele trei faze să poată coexista în echilibru termodinamic[17][18].
În tehnica frigului se folosesc soluţii saline formate din
anumite săruri cu efect termic negativ (endotermic) deoarece
acestea prezintă următoarele proprietăţi:
amestecul se formează cu consum de căldură, deci cu scăderea
temperaturii masei soluţiei şi, implicit - a mediului
înconjurător - dacă acesta este izolat termic;
congelarea amestecului se realizează la temperaturi mai mici
decât 00C;
un asemenea amestec constituie un acumulator de frig.
Aceste proprietăţi se pot ilustra cu ajutorul diagramelor de
stare ale soluţiilor din această categorie.
Echilibrul fazelor în cazul soluţiilor apoase cu mai mulţi componenţi este
net diferit şi, mult mai complex, decât cel corespunzător apei pure – fig.2.7.
Dacă se răceşte o soluţie puţin concentrată până la temperatura de
îngheţ, din saramură va începe să se separe apă curată sub formă de gheaţă; cu
cât soluţia este răcită mai mult, cu atât se separă mai multă apă sub formă de
gheaţă, iar soluţia rămasă devine mai concentrată, cu o temperatură de îngheţ
mai coborâtă.
Punctele de îngheţ corespunzătoare concentraţiei soluţiei existente la un
moment dat, se situează pe, aşa-numita „curbă de gheaţă”.
Răcirea are drept limită punctul eutectic (sau criohidratic).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
49
Fig. 2.7. – Diagrama curbelor de saturaţie lichid –
solid pentru un sistem binar (apă + sare) la presiunea de 760 mmHg
Punctul eutectic indică cea mai mare concentraţie până la care
temperatura de congelare a apei din amestec scade; mărindu-se concentraţia
soluţiei peste această valoare temperatura de solidificare nu doar că nu mai
scade ci - chiar se măreşte - prin depuneri de sare (deci dacă mai adăugăm
sare, aceasta nu se mai dizolvă).
Temperatura soluţiei rămâne la valoarea tE atâta timp cât se solidifică
întreaga masă după care se poate răci ca orice corp solid.
O masă eutectică în stare solidă constituie un acumulator de frig. Aşezat
într-un mediu cu o temperatură superioară temperaturii eutctice acesta se
topeşte cu schimb de căldură de la acel mediu spre masa eutectică, rămânând
la tE atâta timp cât există substanţă solidă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
50
Diagrama cuprinde:
Curba de echilibru bifazic a-E, între soluţie şi starea solidă a primului
component (apa) care se află în exces (în orice punct al acestei curbe,
soluţia este saturată şi se află în punctul ei de congelare);
Curba de echilibru bifazic b-E, între soluţie şi starea solidă a celui de al
doilea component care se află în exces (în orice punct al acestei curbe,
soluţia este saturată şi se află în punctul ei de congelare);
Punctul E de intersecţie al celor două curbe, numit punct eutectic sau punct
criohidratic, reprezintă concentraţia şi temperatura la care soluţia poate
exista în echilibru termodinamic cu stările solide ale celor două
componente.
Se observă că pentru o concentraţie oarecare a soluţiei, există un singur
punct de congelare. Pentru o altă concentraţie există alt punct de congelare.
Fenomenele se produc similar şi în cazul răcirii unei soluţii cu concentraţie
mai mare decât cea eutectică, faza care se separă, însă din soluţie, la atingerea
temperaturii de congelare, fiind însă cristalele substanţei dizolvate [16].
În figura 2.8, se ilustrează o asemenea diagramă pentru soluţia
de clorură de sodiu (amestec de H2O cu NaCl).
Din această diagramă, rezultă că, temperaturile cele mai
scăzute ce se pot obţine în soluţia de NaCl în H2O variază între
00C şi –21,2
0C, pentru concentraţii variind între 0 şi 22,4%.
Procesul de răcire pentru un anumit amestec este limitat însă
din cauza punctului criohidratic (eutectic) al soluţiei respective, la
care aceasta se solidifică (îngheaţă); o răcire a soluţiei la o
temperatură mai mică decât temperatura punctului criohidratic, prin
modificarea concentraţiei, nu este posibilă [33].
Dacă se face un amestec de gheaţă (în loc de apă) cu o sare, realizând
astfel o soluţie cu efect termic negativ, în soluţie, se obţine o scădere de
temperatură mai mare decât în cazul în care s-ar folosi apă – deoarece – în
cazul procesului care presupune folosirea gheţii, în afara căldurii de dizolvare
care se ia din mediul ambiant, se mai absoarbe şi căldura de topire a gheţii
(pentru a se produce procesul de răcire în condiţii optime, este necesar să se
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
51
utilizeze gheaţă fărâmiţată, iar amestecul cu sarea respectivă să se facă în
întreaga masă).
Fig.2.8. – Starea soluţiei de clorură de sodiu în apă la diferite
concentraţii
În tabelul 2 sunt prezentate două amestecuri refrigerente
uzuale (folosite – în special - pentru lucrări de laborator). Tabel nr.2
Componenţi
Paticipaţie în
greutate
(părţi)
Căderea de temperatură
de la... 0C la...
0C
Zăpadă
Clorură de sodiu (NaCl)
2 0 -20
1
Zăpadă
Clorură de calciu (CaCl2)
4 0 -40
5
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
52
2.3.4. Obţinerea temperaturilor scăzute prin folosirea gheţii
de apă şi a gheţii uscate
Efectul de răcire pe care acestea îl produc se bazează pe
fenomenul fizic de schimbare a stării de agregare solid – lichid sau
solid – vapori (în cazul gheţii uscate), fenomen care se produce cu
absorbţia căldurii latente de vaporizare, respectiv de sublimare.
În timpul schimbării stării de agregare, dacă presiunea rămâne
constantă, temperatura substanţei rămâne constantă (de exemplu,
topirea gheţii la presiune atmosferică se produce la temperatura
constantă de 00C).
Gheaţa de apă, obţinută cu ajutorul instalaţiilor frigorifice, se realizează
sub formă de gheaţă blocuri sau gheaţă măruntă (solzi, cilindri, cuburi etc.).
La presiune atmosferică, gheaţa de apă se topeşte la 00C, absorbind
căldura latentă de 335 kJ/kg (79,4kcal/kg).
Gheaţa uscată se obţine în instalaţii speciale şi are avantajul că, la
utilizare, nu rezultă lichid, ca în cazul gheţii de apă. Sublimarea gheţii uscate
are loc la 790C, schimbarea stării de agregare solid – vapori făcându-se cu
absorbţia căldurii latente de circa 573kJ/kg (137kcal/kg).
Gheaţa de apă (hidrică) şi gheaţa uscată (bioxid de
carbon solid), constituie acumulatoare de frig.
Procesele termodinamice deschise au o sferă de
utilizare relativ redusă, fiind folosite preponderent în
laborator şi în scopuri casnice private, pentru consumuri
mici, neînsemnate.
Acest aspect este legat de costul kilocaloriilor evacuate
dintr-un mediu prin procesul „în circuit deschis”, în care
substanţele nu pot fi refolosite, preţ care este incomparabil
mai mare decât costul kilocaloriilor evacuate prin oricare din
procedeele „în circuit închis” (în care agentul se refoloseşte
în procesul de răcire).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
53
2.4. Procese termodinamice în circuit închis
Procese termodinamice închise (ciclice) cu vapori (instalaţii
care au la bază vaporizarea unui fluid) – implică existenţa unui
corp de lucru (agentul frigorific) care este supus unor transformări
care au loc prin schimb de lucru mecanic şi căldură cu exteriorul,
astfel:
producerea frigului prin comprimarea vaporilor în „compresor
mecanic” (instalaţii frigorifice cu compresie mecanică) – IFV;
producerea frigului prin comprimarea vaporilor în „compresor
termic” – ejector – (instalaţii frigorifice cu ejecţie de vapori reci)
– IFE;
producerea frigului prin comprimarea vaporilor în „compresor
termochimic” – instalaţie frigorifică cu absorbţie – IFA.
Procese termodinamice închise (ciclice) cu gaze
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea lui
izentropică într-un sistem detentor (producere de lucru mecanic
exterior);
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea lui
izentalpică într-un organ de laminare (efect Joule–Thompson);
cu comprimarea mecanică a unui gaz şi destinderea într-un câmp
centrifugal (efect Ranque).
Procese electrice şi magnetice
efectul electrotermic de răcire (efect Peltier);
demagnetizarea adiabatică;
efectul termomecanic în He II şi efectul magnetocaloric în
sperconductori.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
54
2.4.1. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea
mecanică a unui gaz şi destinderea lui izentropică într-
un sistem detentor (cu producere de lucru mecanic)
Se consideră un gaz închis cu un piston mobil într-un cilindru
care trece dintr-o stare termodinamică iniţială 1, într-o altă stare
termodinamică 2, fig.2.9 [21].
Starea termodinamică exprimă conţinutul de energie al unui sistem
termodinamic, în acele forme de energie care intervin în procese termice;
starea termodinamică este determinată atât de condiţiile interne ale acestuia –
masa, natura corpurilor care compun sistemul – cât şi de condiţiile externe
care determină schimbul de căldură între elementele componente ale sistemului
şi mediul ambiant.
Pentru o deplasare infinit mică a pistonului pe distanţa dx , în
cursul căreia se poate neglija variaţia presiunii, volumul gazului se
măreşte cu dv .
Lucru mecanic elementar efectuat de gaz prin deplasarea
pistonului pe distanţa dx se exprimă astfel:
dvpdxspdxFL (2.8)
S-a notat δL şi nu dL, deoarece lucru mecanic elementar δL nu
reprezintă variaţia infinit mică a mărimii L (lucru mecanic nu este o mărime de
stare care să sufere variaţii la trecerea sistemului dintr-o stare termodinamică
în alta), ci reprezintă doar o cantitate infinit mică.
Rezultă că expresia δL nu este o diferenţială totală.
Se ştie că lucru mecanic – L, produs de o forţă – F,
care-şi deplasează punctul de aplicaţie pe o distanţă – x,
în direcţia sa este:
L = F . x (2.7)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
55
Lucru mecanic absolut efectuat de gaz prin deplasarea
pistonului pe distanţa – x, la trecerea dintr-o stare iniţială 1, într-o
stare finală 2, se obţine prin însumarea (integrarea) cantităţilor
elementare de lucru mecanic – fig.2.9.
2
1
2
1
12dVpLL (2.9)
Dacă se reprezintă variaţia presiunii gazului în cilindru, în
funcţie de volumul ocupat, se poate observa că, lucru mecanic
efectuat de gaz L12, este reprezentat prin aria cuprinsă sub curba 1–2:
2211
2
1
2
1
12 ariadVpLL
(2.10)
Deoarece permite doar reprezentarea grafică a lucrului
mecanic – diagrama p –V, se mai numeşte diagramă mecanică.
Pentru o cantitate de gaz egală cu unitatea, lucru mecanic
absolut efectuat de gaz se exprimă:
2
1
12dvpl (2.11)
Conform acestui principiu, energia transmisă unui sistem sub
forma schimbului de căldură poate servi la creşterea energiei sale
interne şi la efectuarea de lucru mecanic.
Acest principiu demonstrează că, nu poate exista o maşină
care să producă lucru mecanic fără ca, în acelaşi timp să consume
o cantitate de energie echivalentă.
Ecuaţia de definiţie a procesului adiabatic rezultă din
principiul I al termodinamicii:
0dldudq (2.12)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
56
Aşadar, prin destinderea adiabatică a unui fluid, conform
principiului I al termodinamicii, lucru mecanic se realizează pe
baza energiei interne a fluidului.
Fig. 2.9. – Deducerea expresiei lucrului mecanic într-o transformare
de stare
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
57
Pentru un gaz perfect ecuaţia (2.12) va avea următoarea
formă:
0dldtcv (2.13)
Se observă că, la o destindere adiabatică accentuată a fluidului
- cu producere lucru mecanic - energia internă du şi temperatura dt
trebuie să scadă foarte mult pentru a creşte lucru mecanic dl,
efectuat de sistem [35].
În cazul unei destinderi adiabate din starea 1 în starea 2,
temperatura la sfârşitul destinderii, va avea valoarea T2 – fig.2.10
şi va putea fi determinată din ecuaţia:
k
1k
2
1
2
1
P
P
T
T (2.14)
Fig. 2.10. – Procedeul de răcire prin destindere adiabatică
cu producere de lucru mecanic
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
58
În cazul în care dorim să destindem aer cu temperatura iniţială
T1=(273+20) K şi un exponent adiabatic k = 1,41 de la presiunea p1 = 80 ata
la presiunea p2 = 1 ata, pentru temperatura finală se va obţine valoarea:
C189K84
1
80
1)20273(
P
P
T
T 0
4.1
14,1
k
1k
2
1
2
1
Se remarcă temperatura scăzută de (–1890C) obţinută prin destinderea
aerului.
Pe acest principiu funcţionează maşinile frigorifice cu aer folosite în
metalurgie, la congelarea unor produse alimentare etc.
2.4.2. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea
mecanică a unui gaz şi destinderea lui izentalpică
într-un organ de laminare (efectul Joule–Thompson)
În acest proces presiunea scade de la p1 la p2, iar temperatura
poate creşte sau scade în funcţie de domeniul în care se desfăşoară
procesul (domeniul A sau domeniul B).
Din fig. 2.11 se observă că, un gaz aflat în domeniul A, prin
destindere se răceşte (trecând, de exemplu, de la temperatura t2 la
temperatura t1).
La trecerea unui fluid printr-o rezistenţă locală
se produce fenomenul de laminare (laminarea –
strangularea este o transformare la entalpie
constantă, în timpul căreia se produce o scădere de
presiune şi o creştere de entropie) [3].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
59
Fig. 2.11. – Procedeul de răcire prin laminarea unui fluid
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
60
Variaţia temperaturii în timpul laminării poartă numele de
efectul Joule–Thompson.
În tehnica frigului interesează domeniile în care efectul
Joule–Thompson este pozitiv (scăderea temperaturii prin
laminare).
Principiul I al termodinamicii, aplicat în cazul circulaţiei
unui fluid, se poate scrie:
t
2
dlg2
dwdidq (2.15)
În cazul unei transformări adiabatice (dq = 0) şi fără efectuare
de lucru mecanic tehnic (dlt = 0), ecuaţia de mai sus devine:
0g2
dwdi
2
(2.16)
care, pentru secţiunile 1 şi 2, conduce la expresia:
.22
2
2
2
1 ctg
Wi
g
Wi (2.17)
sau, pentru un gaz perfect:
.ctg2
WTc
g2
WTc
2
2
2p
2
1
1p (2.18)
Vitezele fluidului înainte şi după laminare se consideră
aproximativ egale:
21WW (2.19)
Conform ecuaţiei (2.18), rezultă că laminarea unui gaz perfect
se realizează la entalpie constantă:
ctii21 (2.20)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
61
În cazul unui gaz real, se constată o variaţie a temperaturii:
21 TTT cu atât mai mare cu cât gazul real este mai îndepărtat
de gazul perfect.
Efectul Joule–Thompson este folosit pentru obţinerea
temperaturilor foarte joase, la lichefierea gazelor reale.
În figura 2.12a. este reprezentată schema instalaţiei utilizate
de Linde pentru lichefierea aerului.
Fig. 2.12a. – Schema instalaţiei Linde pentru lichefierea aerului
Fig. 2.12b. – Schimbătorul de căldură Linde
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
62
Un compresor puternic comprimă aerul la 100 at, apoi acesta este lăsat
să se destindă într-un robinet de laminare până la presiunea de 20at. Se
produce astfel o scădere a temperaturii:
Ct 0
2
1 2,18298
2738027,0
T1 = 298 K
Rezultă că, T2 va avea valoarea 279,8 K.
Aerul este apoi, din nou, aspirat de compresor şi comprimat până la 100
at, după care urmează o nouă destindere la 20 at.
Se realizează astfel o scădere a temperaturii:
C8,208,279
2738027,0t 0
2
2
deci, T3 = 259 K.
În acest mod se poate ajunge, prin comprimări şi destinderi succesive,
până la temperatura de lichefiere a aerului, cu condiţia ca aerul să fie răcit cât
mai mult cu putinţă după fiecare comprimare, înainte de a fi destins prin
laminare. De la supapa de laminare până la aspiraţia în compresor, aerul este
condus printr-un schimbător de căldură format din două tuburi concentrice şi
bine izolate faţă de exterior - fig.2.12b. Aerul rece, destins trece prin tubul
interior, iar aerul comprimat – prin cel exterior. În acest schimbător de căldură
aerul comprimat se va răci pentru a ajunge la supapa de laminare cu o
temperatură cât mai mică. Aerul lichid se colectează, pe măsură ce se produce,
într-un rezervor plasat în aval de strangulare. Locul aerului lichid este preluat
de o cantitate echivalentă de aer proaspăt precomprimată, în prealabil.
Instalaţia necesită mai multe ore de funcţionare pentru a intra în regim
permanent.
2.4.3. Obţinerea temperaturilor scăzute prin comprimarea
mecanică a unui gaz şi destinderea într-un câmp
centrifugal (efectul Ranque)
Răcirea unui gaz prin destindere într-un câmp
centrifugal a fost observată de Ranque în anul 1933,
fenomenul fiind denumit efectul Ranque.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
63
Răcirea s-a obţinut într-un tub de turbionare – fig.2.13 – de
fapt, o conductă în care se introduce aer comprimat, printr-un
orificiu tangenţial de diametru şi care se turbionează puternic în
zona orificiului [4].
Fig. 2.13. – Tubul Ranque
Datorită forţei centrifuge a turbioanelor se produce la peretele
interior al conductei o puternică compresie, astfel că, în partea stângă
– cu ajutorul unui disc ce are orificii periferice şi este montat la
distanţa de 50D de orificiu de introducere – se poate prelua aer cald.
O parte din lucrul necesar comprimării aerului este preluată de
la aerul din zona centrală, astfel că energia lui scade şi, prin
intermediul unui disc cu orificiul d, se poate prelua – în partea
dreaptă a tubului – aer cu o temperatură suficient de scăzută.
2.4.4. Obţinerea temperaturilor scăzute prin efectul
electrotermic de răcire (efectul Peltier)
Acest efect de răcire a fost descoperit de
ceasornicarul francez Peltier în anul 1934, care a
observat că, în circuitul unui termocuplu format din
două conductoare diferite, sudate la capete, dacă
galvanometrul se înlocuieşte cu o sursă de curent, una
dintre suduri se răceşte şi cealaltă se încălzeşte.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
64
Dacă se schimbă sensul curentului, se inversează şi punctele
calde şi reci.
Apariţia diferenţei de temperatură între cele două suduri
poartă numele de efect Peltier.
O schemă a răcirii termoelectrice este alcătuită din
conductoarele 1 şi 2 sudate continuu – fig.2.14.
În condiţiile în care curentul are sensul indicat în figură, la un
capăt se degajă fluxul de căldură c , la temperatura Tc şi la celălalt
capăt se produce absorbţia de flux de căldură 0, la temperatura
T0.
Explicarea efectului Peltier este următoarea: nivelurile de
energie ale electronilor celor două conductoare în contact sunt
diferite [4].
Dacă, sub acţiunea unui câmp electric electronii liberi sunt
obligaţi să treacă din conductorul în care nivelul lor energetic este
mare, în conductorul în care energia lor este mai mică, surplusul de
energie se transformă în căldură la locul de contact; la inversarea
curentului, trecerea electronilor de la un nivel energetic mai mare se
face cu absorbţie de energie din afară şi deci, locul de contact se va
răci.
Se poate spune că efectul de răcire este redus la conductoare şi
semnificativ mărit la termocuple formate din semiconductoare.
Semiconductoarele sunt substanţe de structură cristalină, la
care toţi electronii sunt bine legaţi de nucleele lor, neexistând
electroni liberi, îndeosebi la temperaturi foarte joase, în care caz
materialele semiconductoare sunt izolante.
Odată cu creşterea temperaturii apar - prin smulgere -
electroni de conducţie care, sub influenţa unei diferenţe de
potenţial, sunt dirijaţi de la potenţial scăzut la potenţial ridicat.
Astfel, prin semiconductoare începe să circule un curent.
Deci, la semiconductoare rezistivitatea se micşorează prin
creşterea temperaturii, în timp ce, la metale aceasta creşte.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
65
Fig. 2.14. – Schema răcirii termoelectrice
O influenţă însemnată în creşterea conductivităţii electrice o
are introducerea de impurităţi sau de adaosuri. Astfel cantităţi
infime de adaosuri pot mări conductivitatea electrică de mii sau
chiar de milioane de ori.
Există adaosuri donoare cu nivel de energie - al electronilor
legaţi - superior electronilor semiconductorului şi care cedează
electroni în zona de conducţie.
Sunt şi adaosuri acceptoare, cu nivel energetic - al
electronilor legaţi - inferior masei semiconductorului şi care
creează „goluri” în semiconductor prin faptul că, primesc electronii
furnizaţi de către acesta.
Astfel creşte conductivitatea termică a semiconductorului.
Eficacitatea maximă a unui termocuplu folosit la răcire se
obţine când unul din cele două braţe este alcătuit dintr-un
semiconductor cu adaosuri donoare (–), iar celălalt dintr-un
semiconductor cu adaosuri acceptoare (+).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
66
Dacă sensul curentului electric este astfel încât electronii
liberi ai semiconductorului 2 (–) merg în întâmpinarea golurilor din
semiconductorul 1(+), la locul de contact diferenţa de energie se
transformă în căldură; când sensul curentului face ca electronii şi
golurile să meargă în sensuri opuse, la locul de contact apare
răcirea.
Deoarece sensul convenţional al curentului este opus sensului
de mişcare al electronilor, rezultă următoarea regulă:
dacă sensul curentului într-un termocuplu este dirijat de la
semiconductorul cu goluri (+) la cel electronic (–), la locul de
contact se degajă căldură;
dacă sensul curentului este dirijat de la semiconductorul
electronic (–) la cel cu goluri (+), locul de contact se răceşte.
Pentru braţul pozitiv al termocuplului se folosesc uzual aliaje
de Sb2Te3 (antimontelurid) şi Bi2Te3 (bismuttelurid), iar pentru
braţul negativ aliaje de Bi2Te3 Bi2Se3. Cu aceste termocuple s-au
obţinut difernţe de temperatură între cele două suduri, de până la
600C.
Fluxul de căldura Φ12 – exprimat în [J] – schimbat cu mediul
ambiant la locul de contact a două semiconductoare, prin efect
Peltier, se expimă cu relaţia:
I2,112
(2.21)
unde:
I
[A] – intensitatea curentului
[s] – timpul
2,1 – coeficientul Peltier, care reprezintă cantitatea de
căldură degajată sau absorbită la locul de sudare, când prin acesta
trece un curent cu intensitatea de 1 A, în timp de 1s.
Pentru coeficientul Peltier – exprimat în [V], W.Thompsonm
stabileşte relaţia:
2,12,12,1 T (2.22)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
67
unde:
2,1 [V/K] – coeficientul mutual de forţă electromotoare
2,1T
[K] – temperatura absolută a punctului de contact
Efectul de răcire este diminuat de două fenomene auxiliare:
degajarea de căldură în ramurile termocuplului şi în suduri
prin efectul Joule–Lentz;
transferul de căldură prin conducţie de la sudura caldă la
sudura rece.
Fluxul de căldură – exprimat în [W] – dezvoltat prin efectul
Joule-Lentz este:
2IRj (2.23)
unde:
R [ ] – rezistenţa totală a termocuplului
I [A] – intensitatea curentului
2
2
1
1
sslR
(2.24)
l [m] – lungimea (aceeaşi pentru ambele braţe)
21s,s
[m2] – secţiunile transversale
21, [ m] – rezistivităţile braţelor termocuplului
Se admite că jumătate din această căldură se transmite sudurii
calde şi mediului ambiant iar, cealaltă jumătate – sudurii reci,
contribuind astfel la reducerea efectului de răcire.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
68
Transferul de căldură – exprimat în [W] – de la sursa caldă la
cea rece se exprimă prin relaţia:
K0 (Tc-T0) (2.25)
unde:
l
1K (λ1s1 + λ2s2) (2.26)
21 , [W/mK] – conductivitatea termică a braţelor
termocuplului
Puterea frigorifică exprimată în [W] ce se obţine prin efectul
Peltier este:
kRI2
1I 2
1,2o (Tc-T0) (2.27)
Eficienţa instalaţiei de răcire se defineşte ca fiind:
P
Qof
(2.28)
unde:
P – puterea consumată – exprimată în [W] – pentru realizarea
puterii frigorifice 0.
P = RI2 + EI = RI
2 + (α1-α2 )(Tc-T0)I (2.29)
Temperaturile minime obţinute până în prezent cu o singură
baterie sunt de circa (–300C), adică (Tc –T0)max = 60
0C.
Pentru obţinerea unor temperaturi mai scăzute (până la –
1000C) se folosesc baterii de răcire cu mai multe trepte, legate în
serie. Sub această temperatură termoelementele cu semiconductori
nu se mai pot utiliza.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 2. Consideraţii generale privind procesele de producere a frigului artificial
69
2.5. Procedee termodinamice folosite în domeniul
frigului adânc
Până la (–200
0C) se poate folosi laminarea adiabatică în
domeniul unde gazul prezintă un efect Joule–Thomson
pozitiv sau se mai poate folosi destinderea gazului într-un
detentor;
La temperaturi mai mici de (–2000C) se foloseşte efectul
termomagnetic;
La temperaturi foarte joase, sub 10K, se foloseşte efectul
magnetocaloric. Se menţionează că obţinerea unor
temperaturi joase, prin metodele clasice de comprimare şi
destindere, este posibilă doar în domeniul de temperaturi unde
agentul nu se solidifică.
Domeniul criogeniei începe cu temperatura de vaporizare a
metanului în condiţii normale (111,7K) şi tinde către zero absolut.
Faţă de procesele clasice de tehnica frigului bazate pe ciclul
de comprimare cu vapori, procesele de răcire în criogenie prezintă o
serie de particularităţi [2].
Scăderea temperaturii agentului de lucru se poate obţine prin
două procese: laminare (destindere la entalpie constantă), sau prin
detentă (destindere la entropie constantă).
Numai He3 şi He
4 rămân sub 1K, dar la presiuni foarte
scăzute, fapt ce implică dificultăţi din punct de vedere tehnic.
Gazele simple folosite în tehnica frigului adânc, se obţin prin
lichefierea şi separaţia lor din aerul atmosferic.
Bioxidul de carbon mai poate rezulta şi din procesul de
fermentare la fierberea alcoolului.
Gazele se consideră că se află într-o stare de echilibru cu
mediul ambiant, cu parametrii pam şi Tam.
Parametrii critici ai gazului pk şi Tk au valori mult coborâte
sub temperatura mediului ambiant.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
70
Capitolul 3
AGENŢI DE LUCRU AI INSTALAŢIILOR
FRIGORIFICE
3.1 Clasificarea agenţilor frigorifici
Aceşti agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice reprezintă
substanţe omogene sau amestecuri de substanţe ale căror
proprietăţi termodinamice trebuie să corespundă atât cerinţelor
impuse de schema şi tipul instalaţiei frigorifice cât şi de nivelul de
temperatură al celor două surse de căldură [6].
Agenţii de lucru ai instalaţiilor frigorifice se grupează în
următoarele categorii:
agenţi frigorifici cu temperatură coborâtă de vaporizare la
presiune atmosferică normală, utilizaţi în instalaţiile frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori (IFV);
soluţii ale diferitelor substanţe, utilizate în instalaţiile cu
absorbţie (IFA);
apa utilizată în instalaţiile cu ejecţie (IFE);
aerul, precum şi alte gaze având temperaturi joase de
vaporizare, utilizate în instalaţiile frigorifice cu comprimare de gaze
Agenţii frigorifici sunt substanţe vehiculate prin
instalaţiile frigorifice care reprezintă suportul material
ce preia căldura de la incinta în care se realizează răcirea
şi o cedează - fie mediului ambiant, fie unei alte
instalaţii cu temperaturi mai ridicate [30].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
71
comprimare în câmp centrifugal, precum şi în instalaţiile de
lichefiere şi separare a gazelor.
3.2 Agenţi frigorifici utilizaţi în instalaţiile cu compresie
mecanică de vapori
3.2.1. Criterii de alegere a agenţilor frigorifici pentru
instalaţiile cu compresie mecanică de vapori
Alegerea şi utilizarea unui agent într-o instalaţie frigorifică cu compresie
mecanică de vapori IFV are la bază o analiză detaliată care are la baza câteva
criterii importante, şi anume:
Termodinamice şi de transfer de căldură;
Tehnice;
Tehnologice;
Economice;
De securitate (de siguranţă a funcţionării instalaţiei);
Ecologice (de protecţie a mediului).
Criterii termodinamice şi de transfer de căldură
Temperatura de vaporizare – T0 [K] şi temperatura de
condensare – Tc [K] – trebuie să fie cuprinse în zona bifazică
(lichid + vapori), adică între punctul triplu (unde coexistă
cele trei stări de agregare) şi punctul critic K (intersecţia
dintre izoterma critică şi curba de saturaţie; deasupra
punctului critic K este gaz, iar substanţa aflată în această zonă
Cerinţele termodinamice sunt legate – în special –
de condiţia de funcţionare a instalaţiei frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori – IFV.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
72
nu s-ar mai putea transforma din vapori in lichid). Astfel,
pentru a putea avea o aplicabilitate cât mai largă, agentul
frigorific trebuie să fie utilizat pentru un domeniu de
temperaturi cât mai extins (adică, punctul triplu şi punctul
critic să fie cât mai distanţate);
Temperatura de vaporizare – T0 [K] – trebuie să fie cât mai
coborâtă dar, presiunea de saturaţie corespunzătoare, să fie
uşor superioară presiunii atmosferice (în acest mod se poate
evita apariţia vacuumului în instalaţie şi, implicit, infiltraţiile
de aer);
Temperatura de refulare a vaporilor din compresor – T2 [K]
– trebuie să fie cât mai redusă, pentru a se realiza o bună
stabilitate a agentului frigorific şi a uleiului de ungere, în
scopul unei utilizări îndelungate a compresorului (indicele
comprimării adiabatice vpcc trebuie să fie cât mai mic);
în caz contrar, uleiul se va descompune formând reziduuri;
Presiunea de saturaţie corespunzătoare temperaturii de
condensare – pc [bar] – trebuie să aibă o valoare cât mai
redusă (asociată temperaturii mediului ambiant), pentru o
siguranţă cât mai sporită a instalaţiei, o etanşare cât mai uşor
de realizat - în scopul limitării pierderilor de agent frigorific -
o reducere a dimensiunilor compresorului şi pentru obţinerea
unei eficienţe frigorifice cât mai ridicate; pc este limitată la 15
– 25 bar din raţiuni constructive pentru instalaţie (atunci când
presiunea are valori mici, se reduce numărul treptelor de
comprimare, pereţii conductelor prin care se vehiculează
agentul frigorific nu sunt prea groşi şi, nu se impun etanşări
suplimentare);
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
73
Presiunea de vaporizare po [bar] – trebuie să fie superioară
presiunii atmosferice (po > patm), dar apropiată de aceasta ca
valoare, în scopul evitării infiltraţiilor de aer în vaporizator
(odată cu aerul, în instalaţie poate pătrunde şi umezeală –
vapori de apă care intensifică procesul de coroziune). Aşadar,
un agent frigorific trebuie să aibă temperaturi de vaporizare
cât mai scăzute la presiuni de vaporizare uşor superioare
presiunii atmosferice;
Raportul de comprimare teoretic H (adică raportul dintre
presiunea de condensare - pc şi presiunea de vaporizare - po)
să fie cât mai mic:
H = pc / p0 (3.1)
Capacitatea (puterea) frigorifică specifică q0 [kcal/kg]
[kJ/kg] – trebuie să fie cât mai mare (q0 – căldura preluată de
1kg de agent în procesul de realizare a efectului frigorific prin
vaporizare). Această mărime impune debitul masic de agent
frigorific Dom care parcurge instalaţia pentru o putere
frigorifică dată – Q0. Valoarea maximă a lui q0 este căldura
latentă de vaporizare - r.
(la T = To). ( r )To = max (q0)T0
Volumul specific al vaporilor aspiraţi – v” [m3/kg] – trebuie
să fie cât mai redus, în cazul compresoarelor frigorifice cu
piston (în vederea micşorării dimensiunilor acestora) şi, cât
mai mare în cazul turbocompresoarelor frigorifice (pentru
mărirea randamentului intern al procesului de comprimare);
Capacitatea (puterea) frigorifică volumică – qov [kcal/m3]
[kJ/m3] – reprezintă cantitatea de frig produsă de unitatea de
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
74
volum de agent frigorific aspirat de compresor. Puterea
frigorifică volumică este influenţată de volumul specific al
vaporilor supraîncălziţi. Se recomandă ca volumul specific al
vaporilor supraîncălziţi să fie cât mai mic pentru a obţine o
putere frigorifică volumică cât mai mare. Puterea frigorifică
volumică influenţează debitul volumic de agent frigorific Q0v
din instalaţie, şi – implicit – mărimea diametrului conductelor
şi al utilajelor;
Căldura specifică – c [kcal/kgK]:
a lichidului frigorific – c’ – trebuie să fie cât mai redusă,
în vederea micşorării pierderilor cauzate de
ireversibilitatea procesului de laminare;
căldura specifică a vaporilor saturaţi – c” – trebuie să fie
cât mai scăzută (c – cantitatea de căldură care trebuie
cedată unui kg din acea substanţă pentru a-şi creşte
temperatura cu un grad fără a-şi schimba starea de
agregare);
căldura specifică a vaporilor supraîncălziţi trebuie să fie
cât mai mare.
Punctul de congelare trebuie să fie cât mai scăzut pentru a
se obţine temperaturi cât mai joase la sursa rece (agentul nu
trebuie să îngheţe în instalaţie).
Spre exemplu:
NH3 = –77,7ºC; R13 = –180ºC;
Proprietăţile de transfer de căldură – (coeficientul de
conductivitate termică – λ [W/mk], coeficientul de convecţie
– α [W/m2k] – trebuie să fie cât mai mari, pentru a conduce la
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
75
un bun transfer de căldură, fapt care poate determina obţinerea
unor suprafeţe de transfer de căldură (ale schimbătoarelor de
căldură: vaporizator, condensator, subrăcitor, etc.) cât mai
reduse;
Vâscozitatea dinamică [m2/s] – trebuie să fie redusă în
scopul diminuării căderilor de presiune pe circuitele de lichid
şi vapori (astfel se va pierde mai puţină energie pentru
vehicularea agentului frigorific şi pierderile de presiune vor fi
mai mici), dar nu foarte scăzută, pentru a nu favoriza
pierderile de agent.
Criterii tehnice şi tehnologice
Acţiunea faţă de ulei – agentul frigorific trebuie să fie
nemiscibil cu uleiul de ungere (se evită astfel antrenarea
acestuia în compresor şi se reduce riscul diminuării
transferului de căldură în condensator şi vaporizator, cu
impact asupra diminuării puterii frigorifice);
Criteriile tehnice şi tehnologice se referă la o
serie de proprietăţi ale agentului frigorific care sunt
necesare pentru funcţionarea cât mai optimă a
instalaţiei în ansamblu (de exemplu
comportamentul fizico-chimic al fluidului frigorific
în prezenţa uleiului care este indispensabil pentru
ungerea compresorului sau, la pătrunderea
accidentală a apei în instalaţie etc.).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
76
Acţiunea asupra apei – agentul frigorific nu trebuie să fie
higroscopic (să nu dizolve apa) şi să nu o descompună chimic;
Acţiunea asupra materialelor constituente ale instalaţiei –
agentul frigorific nu trebuie să atace metalele şi materialele
plastice din componenţa instalaţiei (este necesar să se
cunoască agresivitatea fluidului faţă de materialele plastice
sau elastomerii care intră în componenţa instalaţiei frigorifice
sau a instalaţiei electrice de acţionare);
Stabilitatea chimică – fluidul utilizat trebuie să fie perfect
stabil la temperaturile la care este supus pe parcursul unui
ciclu normal, sau chiar accidental, în cazul unei funcţionări
anormale (manevrare greşită, avarie etc.);
Stabilitatea termică bună.
Criterii privind siguranţa în funcţionare(de securitate)
să fie netoxic;
neinflamabil;
fără miros dezagreabil;
inofensiv faţă de organismul uman;
neexploziv în amestec cu aerul;
inofensiv faţă de componenţii aerului atmosferic;
să nu aibă efect coroziv asupra mediului;
să nu provoace efecte cancerigene sau maladii profesionale;
să fie inofensiv pentru produsele supuse răcirii.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
77
Criterii ecologice (de protecţie a mediului)
În acest context, agentul frigorific trebuie ales astfel încât:
Acţiunea asupra stratului de ozon stratosferic (ODP - Ozon
Depletion Potential, ceea ce înseamnă „Potenţial de
Distrugere a Ozonului”) să fie nulă;
Efectul de seră direct (GWP – Global Warming Potential –
ceea ce înseamnă „Potential Global de încălzire” prin scăpări
în atmosferă), cât şi indirect (prin CO2 eliminat în atmosferă
la producerea energiei de acţionare) – trebuie să fie cât mai
redus.
Criterii economice
Accesibilitate – agentul frigorific să fie cât mai uşor de produs
şi procurat în cantităţi cât mai mari;
Preţul – să fie cât mai mic;
Transportul şi depozitarea – să nu creeze probleme speciale.
Fluidul frigorific trebuie să fie inofensiv faţă de
mediu ambiant. Pierderile de agent din instalaţie nu
trebuie să contamineze aerul, apa sau solul.
Contribuţia la încălzirea atmosferei trebuie să fie
minimă, iar acţiunea asupra stratului de ozon trebuie
să fie nulă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
78
3.2.2. Caracteristicile agenţilor de lucru ai instalaţiilor cu
compresie mecanică de vapori
Proprietăţile celor mai importanţi agenţi frigorifici utilizaţi în
instalaţiile cu comprimare mecanică de vapori IFV sunt prezentate în
cele ce urmează:
Amoniacul (NH3 – R717)
Este o substanţă anorganică care se fabrică prin sinteza azotului
şi a hidrogenului la un cost redus;
Este cel mai vechi agent frigorific fiind utilizat încă din anul
1873 (pentru fabricarea gheţii în Jeferson – Texas);
Condiţiile enumerate mai sus nu sunt
îndeplinite în totalitate de nici unul dintre agenţii
frigorifici. Din acest motiv, alegerea raţională a unui
astfel de agent se va efectua atât în funcţie de tipul
instalaţiei, de condiţiile de lucru (şi particularităţile
constructive ale acesteia), cât şi în urma unei analize
tehnico-economice a proprietăţilor specifice pentru
diferite substanţe.
A fost descoperit în 1859 de către Ferdinand
Caree; în prezent, este agentul frigorific cel mai
utilizat, atât la noi în ţară cât şi pe plan mondial,
pentru instalaţii mari şi mijlocii.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
79
În prezenţa apei (faţă de care este foarte avid) corodează cupru
şi aliajele sale (cu excepţia bronzului fosforos);
Nu corodează oţelul şi fonta – la instalaţiile de NH3, conductele
şi piesele de legătură sunt din oţel şi fontă;
Parametrii critici: Pcr = 115,2 kgf/cm2; Tcr = 132,4ºC; T0 = –
33,35ºC (deci presiunea de vaporizare scade sub presiunea
atmosferică, la temperaturi mai mici –33,35ºC; coborând presiunea
din vaporizator sub presiunea atmosferică, amoniacul se poate
utiliza până la –70ºC);
Lucrează la pc< 16 bar (de regulă 14 bar);
Căldura latentă de vaporizare mare: 1300 kJ/kg;
Având o putere frigorifică specifică volumică ridicată – q0v,
rezultă debite de fluid reduse, fapt ce poate produce unele greutăţi
în reglarea instalaţiei frigorifice de dimensiuni mici (conducte cu
diametre mici); de aceea NH3 se recomandă pentru instalaţiile
industriale mijlocii şi mari – ca dimensiuni - care folosesc
compresoare cu piston (având o greutate moleculară mică, deci un
volum specific mare al vaporilor, folosirea unui compresor
centrifugal ar necesita dimensiuni mari, motiv pentru care se
preferă compresorul cu piston).
Vaporii de NH3 sunt de circa două ori mai uşori decât aerul
(atunci când din diferite motive există scăpări gazoase de fluid din
instalaţie, acestea se ridică rapid în atmosferă, unde se descompun
în câteva zile);
Scăpările de agent frigorific sub formă lichidă se evaporă
aproape instantaneu, fără a exista riscul de contaminare a solului, a
apelor freatice sau de suprafaţă;
Nu are impact negativ asupra stratului de ozon, ODP = 0
(molecula nu conţine atomi de Cl sau Br);
Nu are efect direct asupra încălziri atmosferei (nu absoarbe
radiaţiile infraroşii) – GWPNH3= 0 (prezintă însă, o influenţă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
80
indirectă asupra încălzirii atmosferei terestre, prin CO2 degajat la
producerea energiei de acţionare dar, consumul energetic este mai
redus faţă de ceilalţi agenţi frigorifici, iar acest efect este minim);
Este puternic absorbit de apă, în procesul de absorbţie în
instalaţiile frigorifice cu absorbţie (1 litru de apă la t = 0ºC dizolvă
1.150 l NH3, iar la t = 20ºC dizolvă 650 l NH3);
Are o greutate specifică mică (pierderile prin ştrangulare în
conducte vor fi minime);
Are conductivitate termică ridicată;
Are miros caracteristic şi efect asfixiant (la 25...50 ppm),
mirosul caracteristic producând panică şi atunci când concentraţia
este scăzură; are efect sufocant la concentraţii mai mari de 5.000
ppm, iar peste 30.000 ppm produce moartea. STAS 12574-87
indică drept concentraţii maxime admisibile (CMA) pentru NH3:
0,3 mg/m3 pentru expuneri de scurtă durată (sub
30mm);
0,1 mg/m3 pentru expuneri de lungă durată (24ore).
Se descompune la temperaturi mai mari de 4500C;
Poate exploda în amestec cu aerul la concentraţii având valori
de circa 15–30,2% din volum; vaporii de amoniac sunt inflamabili
chiar şi la concentraţii mai mici, dacă în amestec se află şi vapori de
ulei;
Provoacă leziuni mortale - în câteva minute - la concentraţie de
0,5 ÷ 1% în volume de aer;
Are exponent adiabatic mare k = 1,335 (pvk = ct.) ceea ce
conduce la consum mare de lucru mecanic şi temperaturi de
supraîncălzire ridicate (astfel se poate provoca descompunerea
uleiului de ungere şi se poate forma unui amestec exploziv);
Nu este miscibil (nu se dizolvă) în uleiul de ungere;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
81
NH3 – se transportă în butelii de oţel, la pres. (10...15) at;
Buteliile sunt vopsite în verde cu o banderolă roşie sau galbenă
la partea superioară;
Este ieftin (rezultă ca produs secundar în industria
îngrăşămintelor; R22 este de circa 5 ori mai scump);
Se utilizează ca agent frigorific, în special la instalaţiile
frigorifice din industrie (antrepozite frigorifice, abatoare, fabrici de
bere, etc.)
Bioxidul de carbon (CO2 – R744)
Are vâscozitate redusă, permiţând utilizarea schimbătoarelor de
căldură cu microcanale, cu un bun transfer termic;
Are COP superior freonului R12;
Nu este inflamabil şi este neagresiv în raport cu cuprul şi
aliajele sale;
Se regăseşte în atmosferă în cantităţi foarte mari, are un preţ
redus şi se transportă uşor;
Nu are impact negativ asupra stratului de ozon, ODP = 0
(molecula nu conţine atomi de Cl sau Br);
A fost descoperit în 1882 de către Carl von
Linde şi se utilizează, în prezent, pentru obţinerea
gheţii carbonice – CO2 solid, prin sublimare
atmosferică (la –780C), în aplicaţii industriale cu
temperaturi scăzute (–500C), precum şi în
transportul frigorific şi feroviar, în domeniul
climatizării automobilelor (în amestec cu R152a),
precum şi la vitrinele frigorifice (în amestec cu
R134a).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
82
Are efect direct asupra încălzirii atmosferei - este gaz cu efect
de seră (are capacitatea de a absorbi razele infraroşii), dar cu un
potenţial foarte redus GWPCO2 = 1;
Are căldura latentă de vaporizare de circa 3 ori mai mică decât a
amoniacului, rezultând din acest motiv, la aceleaşi puteri – debite
mult mai mari;
Presiunile de lucru sunt relativ ridicate pentru:
T0= –100C, p0 = 25,5 bar;
Tc = 250C, pc = 64,2 bar;
Temperatura critică este scăzută (tk =31,350C);
Temperatura punctului triplu ridicată (tt = –56,60C);
Este foarte toxic pentru organism (din acest motiv se foloseşte
în instalaţii etanşe de puteri mici);
Hidrocarburi
Propanul (C3H8) – R290
Hidrocarburile sunt agenţi termici de lucru cu o
binecunoscută inflamabilitate, cu proprietăţi
termodinamice favorabile şi cu o bună compatibilitate
cu materialele din care sunt construite echipamentele
frigorifice.
A fost introdus de Mc Cord în anul 1931 şi s-a
utilizat, în special, în instalaţii frigorifice asociate
proceselor specifice industriei petrochimice.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
83
Este solubil în uleiurile minerale şi eterice asigurând astfel
circulaţia acestora în instalaţie;
Are coeficienţi de transfer de căldură cuprinşi între cei ai
freonilor şi cei ai amoniacului, ceea ce implică, utilizarea unor
debite reduse de agent frigorific;
Este inflamabil şi exploziv (la concentraţii în aer de 2,2...9,5%
volume, încadrat în normele europene în grupa A3 - se impune
atenţie sporită în utilizare – aceeaşi ca şi la gazele naturale);
Nu are impact negativ asupra stratului de ozon (molecula nu
conţine atomi de Cl sau Br);
Are contribuţie scăzută la încălzirea atmosferei, dar cu un
potenţial scăzut (GWPC3H8 = 3);
Nivelele de presiune şi coeficientul de performanţă sunt
comparabile cu cele ale instalaţiilor care folosesc R22 şi R502;
În instalaţiile care utilizează propan se pot folosi materiale din
cupru, oţel şi elastomeri;
Are preţ relativ redus (cu aproximativ 10% mai redus decât al
freonilor uzuali).
Propilena (C3H6) – R1270
Are temperatura de fierbere mai scăzută decât a propanului;
Este uşor inflamabil, fapt pentru care se urmăresc aceleaşi
condiţii de securitate ca la propan R290;
Are capacitate frigorifică specifică volumică mare;
Are temperaturi scăzute de vaporizare;
Acţiunea asupra mediului poate fi considerată nesemnificativă
datorită valorilor indicilor ODP = 0, GWPC3H6 = 3.
Propilena este un agent frigorific ecologic care
poate înlocui cu succes R22 şi R502.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
84
Izobutan (C4H10) – R600a
Are temperatura de fierbere mai ridicată decât a propanului;
Este uşor inflamabil, fapt pentru care se urmăresc aceleaşi
condiţii de securitate ca la R290;
Acţiunea asupra mediului poate fi considerată nesemnificativă
datorită valorilor indicilor ODP = 0, GWPC3H6 = 3.
Freonii
Au fost descoperiţi în 1930 în America;
Denumirea de freoni dată acestor substanţe este denumirea
comercială avansată în 1930 în SUA, când o firmă americană a
lansat pe piaţă aceşti agenţi frigorifici;
Au temperaturi de fierbere în condiţii normale cuprinse între:
T0N = 40 … (–128)ºC;
Tsolidifc = (–36,6) ... (–187)ºC;
Au greutate moleculară mare (pot fi comprimaţi, în condiţii
optime, în turbocompresoare);
Exponenţii adiabatici sunt mici – k = 1,1 – ceea ce determină
temperaturi de comprimare reduse;
Izobutanul este, de asemenea, un posibil
substituent ecologic pentru R22 şi R502.
Freonii sunt derivaţi halogenaţi ai
hidrocarburilor saturate, obţinuţi prin înlocuirea
atomilor de hidrogen ai acestora cu atomi de clor Cl,
fluor Fl şi brom Br.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
85
Dizolvă uleiul de ungere (suprafaţa de schimb de căldură se
menţine curată; solubilitatea uleiului creşte odată cu mărirea
presiunii şi scăderea temperaturii);
Nu sunt explozibili;
Nu ard;
Nu formează cu aerul amestecuri explozibile;
Nu sunt otrăvitori;
Nu au miros (la concentraţii > 10% au un miros dulceag);
Au inflamabilitate redusă;
Alimentele puse în contact cu freonii nu se degradează;
Căldură latentă de vaporizare mică (lv=140÷160 kJ/kg);
Putere frigorifică specifică qo este redusă, ceea ce conduce la
debite mari de agent în instalaţie;
Greutate specifică mare (se produc pierderi importante prin
laminare);
Vâscozitate foarte redusă ce favorizează scăpările de agent din
instalaţie;
Densitate mai ridicată decât a NH3, ceea ce contribuie la
creşterea rezistenţelor hidraulice la trecerea prin conducte (pentru
limitarea acestor rezistenţe se măreşte secţiunea de trecere prin
conducte, supape, etc.); diametrul conductelor pentru vehicularea
freonului, R12, va fi de circa 2 ori mai mare decât al conductelor
de NH3, la aceeaşi putere frigorifică);
Au coeficienţi de transfer de căldură mai mici decât ai NH3;
Freonii atacă magneziul Mg şi aliajele din aluminiu Al;
Freonii atacă şi cauciucul, de aceea în instalaţiile cu freoni nu
se folosesc garnituri din acest material (garniturile trebuie să fie
metalice sau din fibre presate cu liant, insolubili în freon –
cloropren, neopren, etc.);
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
86
În contact cu o flacără deschisă se descompune formând acidul
clorhidric şi acidul fluorhidric;
În contact cu apa, freonii se descompun în acid fluorhidric, acid
clorhidric şi fosgen – aceşti acizi atacă uleiul de ungere şi
materialele din instalaţie (din acest motiv, instalaţia trebuie să fie
foarte uscată şi ferită de pătrunderea vaporilor de apă; surplusul de
apă din agenţii frigorifici care nu a fost dizolvat se depune în
ventile sub formă de gheaţă, ducând la oprirea circulaţiei fluidului);
Cost ridicat;
Freonii provin din hidrocarburi, conţinând în molecule halogeni
– Fl, Cl, etc.;
În contact cu apa – la o concentraţie mai mare de 25mg/kg –freonii
cu hidrogen (HCFC – hidrofloroclorocarburi, HFC –
hidroflorocarburi) se descompun formând acizi foarte corosivi –HCl,
HF. Freonii fără hidrogen, CFC – cloroflorocarburi, nu permit
dizolvarea apei, dar existenţa acesteia în instalaţie, determină obturarea
conductelor şi dispozitivelor de reglare, prin îngheţarea acesteia în
zonele cu temperaturi negative;
Formula chimică generală a hidrocarburilor
saturate este de forma: CmHxFyClz
m = numărul atomilor de carbon;
x = numărul atomilor de hidrogen;
y = numărul atomilor de fluor;
z = numărul atomilor de clor.
Institutul Internaţional al Frigului a stabilit
ca freonii să fie notaţi cu R – N.
R – refrigerent – agent frigorific;
N – numărul freonului urmat de 2 sau 3 cifre.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
87
Numărul se stabileşte după următoarele reguli:
La derivaţii fără atomi de hidrogen (x = 0), la început se
regăseşte cifra:
1 – pentru CH4 (metan);
11 – pentru C2H6 (etan);
21 – pentru C3H8 (propan);
31 – pentru C4H10 (butan).
Se continuă apoi cu numărul atomilor de fluor:
y = atomi de fluor
Exemple:
CF2Cl2 (difluordiclormetan)
Este un derivat al metanului şi deci prima cifră este 1;
Numărul atomilor de fluor este 2;
Aşadar, simbolul este deci, R12;
C2F4Cl2 (tetrafluordicloretan)
R114;
CCl3F (fluortriclormetan)
R11;
C2Cl3F3 (trifluortricloretan)
R113.
La derivaţii cu atomi de hidrogen (x = 1,2, …) numărul
acestor atomi se adaugă în felul următor:
la derivaţii metanului la prima cifră;
la ceilalţi derivaţi la cifra a doua.
Exemple:
CHFCl2 (monofluordiclormetan)
R (1+1)1 → R21;
C2H3F3 (trifluorură de etilenă)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
88
R1(1+3)3 → R143.
La derivaţii cu atomi de brom (Br) după numărul principal se
pune litera B, după care se scrie numărul atomilor de Br.
Exemplu:
CF2Br2 (difluordibrometan)
R12B2.
După proprietăţile lor fizice, se deosebesc trei categorii de
agenţi frigorifici:
Cu temperatura de vaporizare ridicată > 00C – freonii
R11, R21, R114;
Cu temperatura de vaporizare medie (00C ... –70
0C) –
NH3, freon R22, clorură de metil şi oxid de sulf;
Cu temperatura de vaporizare joasă < (–700C) – etan
C2H6, etilenă, freon R23.
3.2.3. Acţiunea freonilor asupra mediului ambiant
După acţiunea poluantă asupra mediului înconjurător, prin
prisma Protocolului de la Montreal – 1987 şi a Convenţiilor care i-au
urmat Londra – 1990, Copenhaga – 1992, agenţii frigorifici se pot
clasifica astfel:
Sunt cunoscute influenţele negative ale agenţilor
frigorifici, în special ale freonilor (CFC, HCFC, HFC)
asupra mediului ambiant prin cele două efecte:
Diminuarea stratului de ozon atmosferic;
Contribuţia la încălzirea atmosferei, prin efect
de seră la nivel planetar.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
89
Freoni cu efect distructiv pronunţat asupra stratului de ozon
stratosferic şi amplificare importantă a efectului de seră
asupra scoarţei terestre – care au în moleculă atomi de Br sau
Cl (Cloro – Floro – Carburi: CFC);
Freoni cu acţiune distructivă redusă asupra stratului de ozon
atmosferic şi amplificare moderată a efectului de seră
asupra scoarţei terestre – efectul distructiv fiind diminuat
datorită prezenţei moleculei de hidrogen H (Hidro – Cloro – Floro
– Carburi: HCFC);
Freoni inofensivi asupra stratului de ozon atmosferic şi fără
amplificare a efectului de seră asupra scoarţei terestre –
fără Cl sau Br în moleculă (Hidro – Floro – Carburi: HFC).
Această clasificare are la bază corelaţia dintre proprietăţile
moleculelor şi compoziţia lor chimică.
În tabelul 3.1. este prezentată clasificarea şi simbolizarea
principalilor agenţi frigorifici iar în tabelul 3.2 proprietăţile
termodinamice ale acestora [39]. Tabelul 3.1
Clasificarea şi simbolizarea principalilor agenţi frigorifici
Simbol Denumire chimică Formula
chimică
CFC
R10 TETRACLOR-METAN CCl4
R11 TRICLOR-MONOFLUOR-METAN CCl3F
R12 DICLOR-DIFLUOR-METAN CCl2F2
R12B1 MONOCLOR-MONOBROM-DIFLUOR-METAN CClBrF2
R13 MONOCLOR-TRIFLUOR-METAN CClF3
R13B1 MONIBROM-TRIFLUOR-METAN CBrF3
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
90
Simbol Denumire chimică Formula
chimică
CFC
R14 TETRAFLUOR-METAN CF4
R110 HEXACLOR-ETAN C2Cl6
R111 PENTACLOR-MONOFLUOR-ETAN C2Cl5F
R112 TETRACLOR si FLUOR-ETAN C2Cl4F2
R113 TRICLOR-TRIFLUOR-ETAN C2Cl3F3
R114 DICLOR-TETRAFLUOR-ETAN C2Cl2F4
R115 MONOCLOR-PENTAFLUOR-ETAN C2ClF5
R116 HEXAFLUOR-ETAN C2F6
R218 OCTAFLUOR-PROPAN C3F8
RC316 DICLOR-HEXAFLUOR-CICLOBUTAN C4Cl2F6
RC318 OCTAFLUOR-CICLOBUTAN C4F8
HCFC
R20 TRICLOR-METAN CHCl3
R21 DICLOR-MONOFLUOR-METAN CHCl2F
R22 MONOCLOR-DIFLUOR-METAN CHClF2
R30 DICLOR-METAN CH2Cl2
R31 MONOCLOR-MONOFLUOR-METAN CH2ClF
R40 MONOCLOR-METAN CH3Cl
R120 PENTACLOR-ETAN C2HCl5
R123 DICLOR-TRIFLUOR-ETAN C2HCl2F3
R124 MONOCLOR-DIFLUOR-ETAN C2HClF4
R140 a TRICLOR-ETAN C2H3Cl3
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
91
Simbol Denumire chimică Formula
chimică
HCFC
R142 b MONOCLOR-DIFLUOR-ETAN C2H3ClF2
R150 a DICLOR-ETAN Cl2
R160 MONOCLOR- ETAN C2H5 Cl
HFC
R23 TRIFLUOR-METAN CHF3
R32 DIFLUOR-METAN CH2F2
R41 MONOFLUOR-METAN CH3F
R125 PENTAFLUOR-ETAN C2HF5
R134 a TETRAFLUOR-ETAN CH2F4
R143 a TRIFLUOR-ETAN C2H3F3
R152 a DIFLUOR-ETAN C2H4F2
AMESTECURI AZEOTROPE
R500 R12-R152 a
R501 R22-R12
R502 R22-R115
R503 R13-R23
R507 R143a-R125
AMESTECURI CVASIAZEOTROPE
R410A R32-R125
R404A R134 a-R125-R143 a
AMESTECURI ZEOTROPE
R407 R23-R125-R134a
R50 METAN CH4
R170 ETAN C2H6
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
92
Simbol Denumire chimică Formula
chimică
HIDROCARBURI
R290 PROPAN C3H8
R600 N-BUTAN C4H10
R600 a IZO-BUTAN (CH3)3CH
R1150 ETILENA C2H4
R1270 PROPILENA C3H6
HALONI
R12B1H121
1 MONOCLOR-MONOBROM-DIFLUOR-METAN CF2BrCl
FLUIDE NATURALE
R717 AMONIAC NH3
R718 APA H2O
R744 BIOXID DE CARBON CO2
Diminuarea stratului de ozon din stratosferă
În zona stratosferei (zona plasată între 15 ÷ 40 km de la sol) adică la o
altitudine > 11.000 m, există un strat consistent de ozon, care poate fi
considerată o barieră de protecţie pentru globul terestru, în calea radiaţiilor
ultraviolete.
Principala ipoteză care explică scăderea rapidă a ozonului este acţiunea
clorului liber asupra sa. Aşadar, clorul, responsabilul direct de procesul de
distrugere a ozonului, provine din două surse posibile:
din descompunerea, în atmosferă a oxidului de clor de origine
naturală (erupţii vulcanice, etc.);
din surse umane artificiale, CFC – având un rol preponderent.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
93
Tabelul 3.2 Proprietăţile termodinamice ale principalilor agenţi frigorifici
Denumirea Simbol
chimic
Simbol
conv.
Masa
molara
Temp. de
fierbere [oC]
Densit.
lichid (300C)
[kg/cm3]
Temp.
de
solidific. [oC]
Bioxid de
carbon CO2 R744 44,01
-78,50
(sublimare) 0,594 -56,60
Amoniac NH3 R717 17,03 -33,50 0,590 -77,90
Apa H2O R718 18,02 100,00 - ± 0,00
Propanul C3H8 R290 44,09 -42,20 0,463 -187,10
Izobutan (CH3)3CH R600a 58,10 -11,70 0,527 -159,60
Clorura de
metil CH3Cl - 50,50 - - -77,60
Freoni
CHClF2 R-22 86,48 -40,80 1,170 -160,00
CCl2F2 R-12 120,92 -29,80 1,290 -158,00
CH3Cl R-40 50,49 -24,20 0,901 -97,60
C2Cl2F4 R-114 170,93 3,50 1,440 -94,00
CCl3F R-11 137,38 23,80 6,130 -111,00
C2Cl3F3 R-113 187,39 47,60 1,550 -36,60
C2HCl2F3 R-123 152,90 27,80 1,450 -107,00
C2HClF4 R-124 136,50 -12,10 1,340 -199,15
CH2F2 R-32 52,00 -52,00 0,940 -136,00
C2HF5 R-125 120,00 -48,00 1,159 -103,00
CH2F4 R 134a 102,00 -26,40 1,19 -101,00
C2H3ClF2 R 142b 100,50 -9,80 1,100 -130,80
C2H4F2 R152a 66,00 -25,00 0,886 -117,00
Amestecuri
azeotrope
73,8% R12 +
26,2% R152a R500 99,30 -33,50 1,140 -159,00
R22-R115 R502 111,60 -45,00 1,192 -160,00
R125/134a (50/50)
R507 98,60 -46,50 1,021 -
Amestecuri cvasiazeotrope
R32/125 (50/50)
R410A 72,58 -51,00 1,036 -
R125/143a/134a
(44/52/4) R404A 97,60 -47,00 1,091 -
Amestecuri
zeotrope
R32/125/134a
(23/25/52) R407C 86,20 -44,00 1,115 -
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
94
Mecanismul de distrugere a ozonului stratsorferic de către CFC este
următorul:
Moleculele de CFC rezultate din 4 sectoare principale de
activitate:
propulsori de aerosoli;
agenţi de expandare din procesul de fabricaţie a spumelor
izolante;
solvenţi utilizaţi în industria electronică;
fluide de lucru folosite în industria frigului şi a căldurii
(sunt foarte stabile).
Ajunse în stratosferă, moleculele de CFC, sub influenţa razelor
ultraviolete solare, suferă o disociere fotolitică, eliberând în
atmosferă clorul care distruge ozonul conform relaţiei:
CFC → Cl2 + CFC
Cl2 + O3 → ClO + O2
ClO + O → Cl + O2
Regenerarea clorului atomic, face ca o singură moleculă de clor
să poată distruge - teoretic vorbind - un număr de 10.000
molecule oxigen.
Un aspect important este legat şi de durata de existenţă a
freonului, care poate atinge chiar sute de ani.
Din acest considerent, majoritatea freonilor eliberaţi în atmosferă
constituie un pericol pentru generaţiile viitoare şi pentru planetă.
Durata de existenţă a unei molecule de CFC este în funcţie de numărul
de atomi de H care au fost înlocuiţi cu atomi de Cl şi F.
Astfel duratele de existenţă estimate sunt pentru:
R22 → 20 ani;
R12 → 120 ani;
R13 → 400 ani.
În consecinţă, din punct de vedere a duratei de existenţă cei mai nocivi
sunt freonii care nu mai conţin hidrogen în moleculă, adică: R11, R12, R113,
R115 şi R502.
În literatura de specialitate există referiri la ordinea nocivităţilor
diferitelor freoni asupra stratului de ozon.
Fiecărei molecule a unui agent halogelat i se atribuie un indice relativ de
nocivitate pentru stratul de ozon devenit “potenţial de distrugere a ozonului
calculat în regim stabil pentru 1 kg de gaz emis anual în atmosferă,
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
95
comparativ cu efectul realizat de 1 kg de R 1 1” (ODP) – Ozon Depletion
Potential.
Fiind cel mai nociv freonului, R11 i s-a atribuit indicele unitar de
distrugere al ozonului:
ODPR11 = 1
Dacă se consideră 100% nocivitatea pentru stratul de ozon al R11,
atunci, informativ, nocivităţile altor freoni sunt după cum urmează:
R12, R114 → 100%;
R113 → 80%;
R115 → 60%;
R502 → 40%;
R141b → 10%.
Efectul de seră
Efectul de seră constă în reţinerea în atmosfera terestră a radiaţiilor
infraroşii, sosite de la soare şi remise de sol.
Aşadar, acesta rezultă din absorbţia radiaţiilor infraroşii cu λ = 10 μm
şi λ= 20 μm emise de suprafaţa terestră.
Este un fenomen natural - care determină şi reglează temperatura
medie a pământului - în lipsa căruia planeta ar fi fără viaţă (temperatura medie
anuală s-ar reduce de la + 15ºC → – 8ºC).
Deşi efectul de seră este necesar globului terestru, creşterea sa poate
conduce la modificări climatice dezastruoase, motiv pentru care este imperios
necesar a fi ţinut sub control.
Responsabili de efectul de seră, sunt, în principal, vaporii de apă şi CO2,
dar şi alte gaze - printre care - agenţii termici de lucru halogenaţi joacă un rol
important.
Aceste gaze lasă să treacă razele solare incidente, dar absorb razele
infraroşii cu lungimea de undă mare, retrimise de la sol.
În plus, ridicând temperatura aerului, contribuie la creşterea,
conţinutului de vapori de apă în atmosferă.
Toţi agenţii frigorifici (CFC, HCFC, HFC) au o putere de absorbţie a
razelor infraroşii foarte ridicată ( comparativ cu CO2).
Contribuţia însumată, pentru un timp dat, a unui kg de gaz, raportată la
cea a unui kg al CO2, referitor la efectul de seră, este apreciată prin potenţialul
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
96
global de încălzire – efectul direct asupra încălzirii planetei - GWP (Global
Warming Potential).
Valorile ODP şi GWP pentru principalii agenţi frigorifici sunt date în
detaliu în tabelul 3.3 conform SR EN 378-1/2002.
Tabelul 3.3 Informatii depre efectul agentilor frigorifici asupra mediului
Agent frigorific GWP ODP 1 2 3
R-11 4.000 1
R-12 8.500 1
R12B1 * 3
R-13 11.700 1
R-13B1 5.600 10
R-22 1.700 0,055
R-23 12.100 0
R-113 5.000 0,8
R-114 9.300 1
R-115 9.300 0,6
R-124 480 0,022
R-125 3.200 0
R-134a 1.300 0
R-218 7.000 0
R-C318 9.100 0
R-500 6.300 0,74
R-501 3.400 0,29
R-502 5.600 0,33
R-503 11.900 0,6
R507 3.800 0
R-508A 12.300 0
R-509 4.700 0,024
R-718 0 0
R-744 1 0
R-401A 1.100 0,037
R-401B 1.200 0,040
R-401C 830 0,030
R-402A 2.600 0,021
R-402B 2.200 0.033
Agent frigorific GWP ODP 1 2 3
R-403A 2.700 0,041
R-403B 3.700 0,031
R-404A 3.800 0
R-405A 4.800 0,028
R-407A 1.900 0
R-407B 2.600 0
R-407C 1.600 0
R-408A 3.100 0,026
R-409A 1.400 0,048
R-409B 1.400 0,048
R-410A 1.900 0
R-410B 2.000 0
R-508B 12.300 0
R-406A 1.800 0,057
R-411A 1.500 0,048
R-411B 1.600 0,052
R-412A 2.000 0,055
R-32 580 0
R-50 24,5 0
R-141b 630 0,11
R-142b 2.000 0,065
R-143a 4.400 0
R-152a 140 0
R-160 * 0
R-123 93 0,02
R-764 * 0
R-30 15 0
R-40 * 0
R-611 * 0
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
97
Agent frigorific GWP ODP 1 2 3
R-717 0 0
R-1130 * 0
R-170 3 0
R290 3 0
R-600 3 0
Agent frigorific GWP ODP 1 2 3
R-600a 3 0
R-1150 * 0
R-4270 * 0
DME * 0
(*) – valori necunoscute; R – numerele sunt în conformitate cu ISO 817; DME - Dimetileter
Paralel cu activitatea directă asupra efectului de seră - apreciată prin
GWP - agentul frigorific exercită şi o acţiune indirectă prin CO2 degajat la
producerea energiei de acţionare a instalaţiei frigorifice, mult mai mare decât
cea direct asociată.
Astfel, la un frigider casnic acţiunea directă este apreciată prin 20%;
7% prin fluidul frigorific CFC-12;
13% prin agentul de expandare din izolaţia de spumă de
poliuretan sau polistiren CFC-11.
Acţiunea indirectă, apreciată prin CO2, degajat în atmosferă în timpul
producerii energiei de acţionare a instalaţiei frigorifice (pe bază de cărbune
sau petrol, într-o centrală electrică) este de 80%.
Se introduce un echivalent al contribuţiei globale de încălzire TEWI
(Total Equivalent Warming Import) care se calculează ţinându-se seama de
toate influenţele, respective - efectul de seră produs de scăpările de agent (efect
direct) dar şi prin dioxidul de carbon rezultat în instalaţiile de producere a
energiei electrice necesare acţionării instalaţiei frigorifice (efect indirect).
Relaţia de calcul pentru TEWI este prezentată în detaliu în SR EN 378-
1/2002 şi ţine cont de cantitatea de agent frigorific din instalaţie, cantitatea de
agent expandabil din izolaţii, de cantitatea de C02 transmis în atmosferă la
producerea unităţii de energie de antrenare a instalaţiei frigorifice, energia
consumată pentru acţionarea instalaţiei frigorifice pe durata ei de funcţionare,
eficienţa cât şi etanşeitatea instalaţiei frigorifice, modul de producere al
energiei electrice de antrenare a instalaţiei frigorifice, de durata de viaţă a
agentului frigorific.
TEWI = xkg CFC-11 · GWP CFC-11 + ykg CFC-12 · GWP CFC-12 + zkg CO2 emis la prod. en. el.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
98
In concluzie, din punct de vedere ecologic, agentul frigorific trebuie ales
astfel încât - conform reglementărilor legislaţiei actuale - să aibă ODP nul şi
GWP si TEWI cât mai mici.
Freonul CFC-11 (CCl3F – triclorfluormetan) – R11 este un
agent care se caracterizează prin presiuni reduse de lucru.
Temperatura de vaporizare la presiune atmosferică normală este
de 23,650C. Se păstrează şi se transportă în butelii de oţel. Se
foloseşte în instalaţiile de condiţionare, precum şi în instalaţii de
pompe de căldură, deoarece are temperatură de vaporizare
ridicată;
Freonul CFC-12 (CC12F2 – diclordifluormetan) – R12 este un
lichid incolor, transparent şi se foloseşte în majoritatea
instalaţiilor frigorifice de puteri mici şi mijlocii, echipate cu
compresoare cu piston (casnice, comerciale, de climatizare,
pompe termice). Lucrează cu presiuni reduse în vaporizator (p0<1
ata pentru t0 = –30 0C) şi în condensator (pc = 6...9 atm). Având
greutate specifică mare (mult mai mare decât a amoniacului)
pentru a reduce pierderile de presiune pe conductele de aspiraţie
şi refulare, vaporii de freon trebuie să circule cu viteze moderate
(aproximativ jumătate din viteza vaporilor de amoniac). De
aceea secţiunea conductelor trebuie să fie de 4 ori mai mari
decât cele corespunzătoare instalaţiilor cu amoniac. Este
solubil în uleiul de ungere ceea ce conduce la micşorarea
vâscozităţii acestuia, în special, la presiunui înalte şi temperaturi
joase. Are o mare capacitate de a trece prin neetanşeităţi şi chiar
prin porii metalelor, necesitănd astfel, etanşări deosebite. Se
transportă şi se păstrează în stare lichidă, în butelii de oţel
vopsite în argintiu;
Freonul CFC-113 (C2C13F3 – triclortrifloretan) – R113 are
greutate specifică mare şi cea mai ridicată temperatură de
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
99
saturaţie la presiune atmosferică normală – tf = 470C. Este
utilizat în instalaţiile de condiţionare şi în pompe de căldură;
Freonul CFC-114 (C2C12F4 – diclortetrafluoretan) – R114
este un agent de lucru cu temperatură de fierbere joasă – tf =
4,10C, motiv pentru care se recomandă folosirea lui la
temperaturi de vaporizare joase T0 = –20 ... –30oC. Deoarece
se caracterizează printr-o capacitate redusă de dizolvare a
apei, în cazul utilizării la temperaturi sub 0oC, în circuit
trebuie prevăzut un agent de uscare pentru a preîntâmpina
formarea dopurilor de gheaţă. Este neinflamabil, neexploziv
şi nevătămător; se foloseşte la pompele de căldură cu
temperaturi ridicate de vaporizare şi de condensare care
funcţionează cu turbocompresoare;
Freonul CFC-12B1 (CClBrF2) – R12B1 este un agent de
lucru de joasă presiune, recomandat pentru regimuri de
temperatură relativ ridicate. Puterea sa volumetrică este cu
circa 40% mai mare decât a freonului R114, ceea ce
înseamnă că, într-o instalaţie de aceeaşi putere termică totală
compresorul are dimensiuni mult mai mici. Un dezavantaj
important îl constituie instabilitatea amestecului agent –
uleiul de ungere. La temperaturi de condensare Tc>600C se
formează produse de reacţie, care determină descompunerea
freonului şi creşterea gradului de aciditate al uleiului de
ungere;
Freonul de tranziţie HCFC-21 (CHC12F –
monofluordiclormetan) – R21 se utilizează în cazul
sistemelor de climatizare reversibile şi a pompelor termice
(la temperaturi de condensare ridicate). Prezintă o
capacitate mare de reţinere a apei – 550 mg/kg la 00C – ceea ce
impune luarea unor măsuri severe de evitare a creşterii
conţinutului de apă în agent (cantitatea de apă în agent nu trebuie
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
100
să depăşească 25mg/kg, în caz contrar, intervine pericolul de
coroziune). Ca substanţă de uscare se foloseşte sulfatul de calciu.
Agentul R21 se caracterizează prin stabilitate chimică
foarte mare;
Freonul de tranziţie HCFC-22 (CHClF2 –
monoclordiflormetan) – R22 este utilizat atât în instalaţiile
frigorifice cu comprimare de vapori, cât şi în sistemele de
climatizare reversibile. Prezintă o capacitate mare de captare a
apei (570 mg/kg la 00C), ceea ce impune luarea aceloraşi măsuri
restrictive de evitare a combinării cu apa. Fiind un compus din
categoria HCFC are un efect mai puţin dăunător asupra
mediului decât CFC-urile. Astfel, HCFC-22, reprezintă o
alternativă pe termen lung a CFC-urilor;
Freonul de lungă durată HFC – 32 (CH2F2 – difluormetan)
– R32 este un bun înlocuitor pe termen lung pentru R22,
având ODP = 0 şi GWP mai mic (GWPR32 = 650, GWPR22 =
1.600). Se utilizează pentru aplicaţii în instalaţii de
condiţionare, pompe de căldură, refrigerare industrială;
Freonul de lungă durată HFC – 134a (CH2F-CF3 -
tetrafluoretan) – R134a este considerat ca un înlocuitor - de
lungă durată - pentru R12 şi R22 în cazul aplicaţiilor cu
temperaturi mai ridicate t0 = –26,40C. Are proprietăţi
termofizice aproape similare cu R12 (motiv pentru care a intrat
masiv pe piaţa agenţilor frigorifici). Datorită sensibilităţii la apă,
instalaţia necesită o uscare perfectă. Uleiurile minerale nu sunt
miscibile cu R134a, fapt care impune folosirea unor uleiuri de
sinteză speciale. Este un freon ecologic, cu factorul de
distrugere a stratului de ozon destul de scăzut ODP = 0. De
asemenea, contribuţia sa la efectul de seră este mai redusă decât
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
101
la R12 sau R22 (GWP = 1300), iar durata de viaţă atmosferică
este relativ mică;
Freoni ecologici R125 (C2HF5 – pentafluoretan) şi R143a
(C2H2F4 – tetrafluoretan) au proprietăţi similare cu R502 şi
R22 au ODP = 0, dar GWP-ul lor este de circa 3 ori mai
mare decât în cazul R134a.
Ca urmare a reglementărilor internaţionale referitoare la
impactul diverşilor agenţi asupra mediului, în industria frigorifică a
apărut o nouă orientare privind utilizarea acestor agenţi de lucru.
Se poate spune că, agenţi precum R11 şi R12 (CFC-uri) vor
fi schimbaţi cu agenţi de tipul R123 (HCFC-uri) şi respectiv R134
(HFC-uri), care au acţiune redusă şi chiar nulă asupra stratului de
ozon din atmosferă. Această alternativă este atractivă, deoarece
substituenţii au proprietăţi - temperatură, presiune - similare cu agenţii
care trebuie înlocuiţi.
Există şi agenţi pentru care nu s-au găsit încă substituienţi simpli
de lungă durată (spre exemplu R502, care este constituit dintr-un
amestec de R22 şi R115).
Amestecuri alcătuite din diverşi agenţi de lucru
Vâscozitate foarte redusă ce favorizează scăpările de agent
din instalaţie;
Amestecurile alcătuite din diverşi agenţi de
lucru reprezintă o alternativă importantă a CFC-
urilor, atât pentru înlocuirea acestora în instalaţiile
existente, cât şi în instalaţiile noi. Amestecurile pot fi
alcătuite din două sau mai multe fluide pure şi pot fi
zeotrope sau azeotrope.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
102
Amestecurile, în general sunt ”zeotrope” (cuvânt de origine
greacă, ce semnifică faptul că „se modifică în timpul
fierberii”) adică, prezintă o variaţie a temperaturii în timpul
schimbării de fază (vaporizare sau condensare). Altfel spus
acestea pot avea un comportament termodinamic identic cu
un corp pur. Aceste modificări de compoziţie pot reduce
eficienţa instalaţiei şi pot determina – totodată - formarea
unui amestec inflamabil. Pentru a diminua acest pericol se
poate folosi o a treia componentă (prin adăugarea – alături
de o componentă uşor volatilă – şi a unei componente greu
volatile). De exemplu: HFC134a, HFC143a, HFC125.
Acelaşi lucru se poate obţine şi prin introducerea unei
componente neinflamabile, astfel încât, punctul de fierbere
să fie acelaşi ca al componentei inflamabile, de exemplu:
HFC134a, HFC125, HFC32;
Amestecurile „azeotrope” (cuvânt de origine greacă, ce
semnifică faptul că „nu se modifică în timpul fierberii”) –
adică nu prezintă o variaţie a temperaturii în timpul
schimbării de fază. Schimbarea compoziţiei nu implică
modificări esenţiale, deoarece acestea au un comportament
termodinamic asemănător cu substanţele pure. Totuşi,
compoziţia azeotropă se modifică o dată cu presiunea, ceea ce
înseamnă că, atunci când presiunea creşte, punctul azeotropic
se deplasează într-un sens sau altul până la dispariţie.
Folosirea unui amestec azeotrop poate determina atât reducerea
semnificativă (până la circa 35%) a consumurilor energetice, cât şi diminuarea
suprafeţei de condensare (cu circa 25%) – în comparaţie cu un R22.
Totuşi, presiunile de vaporizare şi condensare ale amestecurilor
azeotrope sunt superioare celor care sunt specifice pentru fiecare componentă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
103
Se recomandă ca, la utilizarea acestor amestecuri, să se
folosească schimbătoare de căldură cu circulaţia agentului în
interiorul ţevilor şi în contracurent.
Cele mai recomandate amestecuri azeotrope – pentru a fi
vehiculate – în instalaţiile frigorifice şi pompele de căldură – sunt
următoarele:
R507 este un amestec azeotrop, binar, compus din două
HFC: R125 şi R143a.
Temperatură normală de vaporizare T0N= –46,50C;
ODPR507 = 0;
GWP100 (CO2=1) = 3.300 (GWPR507 = 0,94);
Nu este inflamabil.
R507 este un refrigerant alternativ pentru R 22 şi R 502 în sistemele de
refrigerare comercială; performanţele acestuia sunt foarte asemanatoare cu
cele ale lui R 502 pentru intreaga plajă de valori operaţionale.
R404A este un amestec cvasiazeotrop ternar având o
compoziţie de 44% – R125, 52% – R143a şi 4% – R134a.
Temperatură normală de vaporizare T0N = –46,50C;
Componenţii sunt freoni de tipul HFC (cu molecule
fără atomi de clor, deci ODPR404A =0;
GWP100 (CO2=1) = 3.260 (GWPR404A = 0,94);
Toxicitate = 1.000 ppm.
R 404A este un agent frigorific, care - în continuare - reprezintă
standardul industrial în domeniul refrigerării pentru aplicaţii comerciale noi;
capacitatea şi eficienta acestui refrigerant îl recomandă pentru înlocuirea
refrigeranţilor R502 şi R22 în aplicaţii comerciale.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
104
R410A este un amestec cvasiazeotrop, binar, compus din:
50% – R32 şi 50% – R125.
Temperatură normală de vaporizare T0N= –51,580C;
ODPR410A= 0;
GWP100 (CO2= 1) = 1.725 (GWPR410A = 0,44);
Are presiuni mari de vehiculare dar bune proprietăţi
de transfer de căldură.
R 410 A este principalul refrigerant folosit în locul freonului R22 in
aplicaţii cum sunt aparatele de aer condiţionat casnice şi comerciale şi
pompele de căldură.
R407C este un amestec zeotrop ternar având o compoziţie de
23% – R32, 25% – R125 şi 52% – R132a.
Temperatură normală de vaporizare T0N= –43,560C;
ODPR407C = 0;
GWP100 (CO2= 1) = 1.525 ( GWPR407C = 0,37);
Toxicitate = 1.000 ppm.
R 407C este un înlocuitor pentru R22 în sisteme rezidenţiale de aer
condiţionat noi sau existente sau în pompele de căldură; R 407C ofera
performanţe similare cu R22 şi poate fi folosit la înlocuirea acestuia in
aplicaţiile deja existente.
Paradoxal, cu toate că unii dintre agenţii puri sunt inflamabili,
unele dintre amestecurile formate pot fi neinflamabile.
Modificând concentraţia constituenţilor amestecului se pot
obţine substituenţi foarte apropiaţi de cei iniţiali (care urmează a se
înlocui) putându-se astfel urmări specificitatea agentului frigorific
în aplicaţia respectivă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
105
*Observaţie:
Datorită eventualelor scăpări de agent din instalaţie, compoziţia
iniţială se poate schimba, ceea ce poate determina alterarea proprietăţilor
şi uneori chiar inflamabilitatea amestecului rămas (în funcţie de
cantitatea de agent eliminată în exterior).
Urmare a evidenţierii efectului negativ asupra mediului ambiant a
agenţilor frigorifici halogenaţi, s-a hotărât de către majoritatea guvernelor
statelor lumii (în urma semnării Protocolului de la Montreal – Canada)
să se lanseze o vastă campanie mondială de cercetări privind găsirea de
noi agenţi frigorifici care să înlocuiască freonii, dar şi de conceperea,
fundamentarea şi punerea în aplicare de noi sisteme frigorifice.
Dintre agenţii frigorifici halogenaţi – R11 şi R12 – (precum şi
amestecurile azeotrope din care fac parte), fiind cei mai nocivi, au
fost eliminaţi.
Se impune, deci, o nouă stretegie în realizarea sistemelor
frigorifice: să fie executate cât mai etanş, cu agenţi frigorifici cu un
potenţial cât mai redus de încălzire a atmosferei, dar şi cât mai
eficiente energetic (utilizarea unor compresoare cu un consum minim
de energie şi a unor schimbătoare de căldură mai performante).
3.3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu ejecţie
(IFE)
Pentru instalaţiile frigorifice de puteri medii şi
mari amoniacul - NH3 va rămâne, cel puţin pentru o
perioadă, agentul frigorific cel mai utilizat.
Instalaţia frigorifică cu ejecţie IFE, foloseşte pentru
funcţionare, direct energia termică, respectiv vapori motori de
apă (abur) care se destind într-un ejector – E, realizându-se
astfel antrenarea vaporilor reci (de apă) produşi în instalaţie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
106
Deşi instalaţiile frigorifice cu ejecţie IFE pot funcţiona cu
orice tip de agent frigorific, singurele instalaţii de acest tip care s-au
impus sunt cele cu vapori de apă.
Din punct de vedere termodinamic, apa poate fi considerată ca
un agent frigorific foarte bun deoarece:
Prezintă cele mai bune proprietăţi termodinamice, de transfer de
căldură şi de masă (λ, ά – având valori foarte ridicate);
Este inertă faţă de uleiuri şi materiale plastice;
Vaporii de apă sunt neinflamabili şi neexplozivi;
Este ieftină;
Nu prezintă risc de contaminare pentru produsele supuse răcirii
şi pentru organismul uman.
În schimb, apa în stare de vapori are şi câteva mari dezavantaje
care se regăsesc în tabelul 3.4:
Presiunea de vaporizare foarte scăzută la temperaturi de
vaporizare uzuale, ceea ce conduce la pătrunderi de aer în instalaţie
prin neetanşeităţi;
Vaporii de apă absorb radiaţiile infraroşii, contribuind astfel la
efectul de seră;
Volumul masic al vaporilor este foarte mare, la temperaturi
uzuale pentru tehnica frigului, ceea ce implică debite volumice
enorme;
Punct triplu ridicat (tT = 0,010C)
Tabelul 3.4.
Comparaţii între agenţi frigorifici, la 00C
Parametrul
Agent frigorific NH3 Freon-12 H2O
Presiunea de saturaţie la temperatura
de 00C [mPa]
0,4294 0,3086 0,00061
Volum specific v” [m3/kg] 0,29 0,051 206,32
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
107
Menţinerea unui vid înaintat de valoarea celui ce rezultă din
tabelul 3.4. pentru apa folosită ca agent frigorific, se realizează cu
ajutorul unui echipament frigorific auxiliar şi consumuri
suplimentare de energie care complică şi scumpesc instalaţia
respectivă.
Rezultă că, sfera de utilizare a apei ca agent frigorific este
redusă doar pentru temperaturi de vaporizare mai mari de 00C
(uneori sub 40C, obişnuit între 8 … 11
0C), temperaturi necesare
instalaţiei de climatizare.
3.4. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice cu absorbţie
(IFA)
Soluţiile binare sunt sisteme termodinamice formate din doi
componenţi care alcătuiesc un amestec, de obicei bifazic (lichid şi
vapori).
La soluţiile binare aflate în echilibru termodinamic, parametrii
fizici şi chimici sunt aceeaşi în orice punct din masa fiecărei faze (în
realitate, proprietăţile fizice pot avea o variaţie redusă, de la un punct
la altul, fără ca aceasta să influenţeze, considerabil, desfăşurarea
proceselor). La limita se separaţie a fazelor, compoziţia chimică şi
proprietăţile fizice se modifică brusc. Instalaţiile frigorifice cu
absorbţie permit, aşadar, utilizarea acelor agenţi de lucru pentru care
Agenţii de lucru pentru instalaţiile frigorifice
bazate pe fenomenul absorbţiei (comprimare
termochimică) sunt, de obicei, soluţii alcătuite din
două (soluţii binare) sau mai multe substanţe.
.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
108
există absorbanţi corespunzători. Ţinând seama de specificul acestor
instalaţii care constă în realizarea succesivă a reacţiilor chimice de
absorbţie şi, respectiv, de desorbţie a agentului, este necesară
respectarea unor condiţii suplimentare:
diferenţă mică de presiune între condensator şi vaporizator, în
vederea diminuării consumului de energie necesar pentru pomparea
soluţiei;
căldură de vaporizare cât mai mare, pentru reducerea
dimensiunilor schimbătoarelor de căldură şi conductelor precum şi
a debitului de agent;
căldură specifică mică a absorbantului, pentru reducerea
suprafeţei schimbătorului de căldură;
diferenţă mare între temperaturile normale de vaporizare ale
agentului de lucru şi a absorbantului, ceea ce permite reducerea
gradului de antrenare a absorbantului de către vaporii agentului de
lucru şi micşorarea dimensiunilor aparatelor de rectificare;
viteză de absorbţie mare, pentru reducerea dimensiunilor absorbitorului.
În cazul instalaţiilor frigorifice care utilizează procesul de
absorbţie, cei doi componenţi ai soluţiei binare sunt:
agentul absorbant (solventul) – care este componentul cu
temperatura normală de saturaţie (tf) mai ridicată;
agentul de lucru propriu-zis (agentul termic sau dizolvantul),
care este componentul mai volatil, caracterizat prin
temperatură normală de saturaţie (tf), mai coborâtă.
Spre exemplu, în cazul celei mai utilizate soluţii binare, soluţia
hidroamoniacală, agentul absorbant (solventul), este apa, care are temperatura
normală de vaporizare tf = 100 0C, iar agentul de lucru (dizolvatul) este amoniacul
(NH3), cu temperatură normală de vaporizare tf = –33,35 0C.
În cazul soluţiei bromură de litiu – apă (BrLi–H2O), agentul absorbant este
bromura de litiu (BrLi) iar dizolvatul este apa (H2O).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
109
Numărul subsanţelor chimice care pot fi utilizate ca absorbanţi
este mult mai mare decât cel al agenţilor frigorifici.
În cazul instalaţiilor frigorifice care utilizează procesul de
absorbţie, cei doi componenţi ai soluţiei binare sunt:
în special săruri şi soluţii de săruri (pentru agenţii
frigorifici: apă, metanol, amoniac şi metilamină);
apă;
acizi şi baze anorganice;
substanţe organice, chimic stabile care au punctul de
fierbere ridicat;
metalele – pentru hidrogen, ca agent termic de lucru.
Compatibilitatea absorbantului cu agentul termic se determină,
în mod experimental şi, este limitată numai la acel agent termic de
lucru pentru care sunt îndeplinite condiţiile:
stabilitate chimică;
capacitate ridicată de absorbţie;
solubilitate cât mai ridicată;
entalpie de dizolvare scăzută, de preferinţă negativă.
În instalaţiile cu absorbţie (comprimare termochimică) IFA -
cele mai utilizate soluţii binare (agenţi de lucru şi absorbanţi) sunt
următoarele:
soluţia hidroamoniacală – compusă din agentul frigorific
amoniacul NH3 şi absorbantul apa H2O, utilizată atât în
instalaţiile frigorifice pentru obţinerea unor temperaturi de
0...–60 0C cât şi în cele de pompe de căldură; diferenţa
temperaturilor normale de vaporizare ale apei şi amoniacului
fiind de circa 330C (în faza de vapori a soluţiei
hidroamoniacale se află ambii componenţi; aceast aspect
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
110
impune rectificarea soluţiei, ceea ce determină reducerea
coeficientului termic până la 0,5...0,7);
soluţia de bromură de litiu-apă, compusă din agentul
frigorific apa H2O şi absorbantul – bromura de litiu LiBr,
utilizată în instalaţiile frigorifice la nivel de condiţionare a
aerului şi răcire a apei pentru realizarea unor temperaturi
de 0...+100C. Diferenţa temperaturilor normale de vaporizare
ale celor doi componenţi fiind de circa 1.165 0C, se constată
că, în faza de vapori a soluţiei de BrLi, se află numai vapori de
apă, ceea ce permite realizarea unor coeficienţi termici ai
instalaţiei foarte mari.
3.5. Agenţi intermediari
Agenţii intermediari sunt fluide utilizate, de obicei, în stare
lichidă, în instalaţiile frigorifice cu răcire indirectă. Prin
intermediul acestora, căldura este preluată de la obiectul (mediul)
supus răcirii şi transferată la sursa rece (vaporizator), atunci când
contactul agentului frigorific (din circuitul primar) cu corpul (mediul)
răcit poate avea efecte negative [38].
Pentru transportul frigului de la generatorul de frig la
consumator sunt utilizaţi agenţi purtători de frig (intermediari) care
trebuie să satisfacă următoarele cerinţe:
temperaturi joase de congelare;
vâscozitate mică pentru reducerea pierderilor hidraulice la
circulaţia prin conducte;
căldură specifică mare pentru diminuarea debitului de agent
intermediar;
acţiune corosivă redusă în raport cu metalele feroase şi neferoase;
stabilitate chimică;
toxicitate redusă, neinflamabilitate etc.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
111
Pe lângă apă şi aer, se folosesc ca agenţi intermediari de răcire
soluţii apoase de alcooli (propilenglicol, etilenglicol, alcool etilic,
glicerina) şi soluţii apoase de săruri minerale, denumite şi saramuri
(clorură de calciu, clorură de sodiu, ş.a.) precum şi freonii R30 şi
R11.
Concentraţia agentului intermediar corespunde la diverse puncte
de congelare a soluţiei şi trebuie astfel aleasă încât să se evite pericolul
de congelare al soluţiei. Pentru reducerea efectului corosiv se
recomandă ca soluţiile să fie uşor alcaline cu pH = 7...8.
Ca agenţi purtători de frig pot fi utilizate lichidele antigel de tipul
soluţiei de etilen glicol pentru temperaturi de – 750C.
De asemenea, se poate folosi R30 pentru temperaturi de –40... –90 0C şi
chiar freonul R11 pentru temperaturi de –105 0C.
Principalele proprietăţi termofizice ale soluţiilor de etilen
glicol-apă şi propilenglicol-apă sunt redate în tabelele 3.5 şi 3.6.
Tabelul 3.5
Proprietăţi termofizice ale soluţiei de etilenglicol-apă
Proprietatea
CONŢINUTUL DE ETILENGLICOL ÎN GREUTATE,
ÎN SOLUŢIE, [%]
4,6 12,2 16,0 19,8 23,6 27,4 31,2 35,0 38,8 42,6 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Temp.solidific.
ts [°C] -2 -5 -7 -10 -13 -15 -17 -21 -26 -29
Densit.la+20°C
ρ [kg/m3] 1005 1015 1020 1025 1030 1035 1040 1045 1050 1055
Căldura specică
la +20°C,
c [kJ/kgK] 41436 40181 39344 38925 38507 37670 37251 36414 35577 34740
Conductivitatea
termică la
+20°C °C,
λ [W/(mK)]
0,581 0,547 0,535 0,523 0,500 0,488 0,477 0,465 0,453 0,442
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
112
Tabelul 3.6
Proprietăţi termofizice ale soluţiei de propilenglicol-apă
Proprietatea
CONŢINUTUL DE PROPILENGLICOL ÎN GREUTATE,
ÎN SOLUŢIE, [%]
10 20 30 40 50 60
1 2 3 4 5 6 7
Temp.solidific.
ts [°C] -3,3 -7,2 -12,8 -20,8 -32,2 -52
Densit.la+20°C
ρ [kg/m3] 1005,5 1014,4 1023,3 1031,5 1078,8 1042,2
Căldura specică
la +20°C,
c [kJ/kgK] 4,144 4,018 3,893 3,599 3,516 3,265
Conductivitatea
termică la +20°C,
λ [W/(mK)] 0,531 0,494 0,46 0,427 -
3.6. Reglementări de securitate pentru agenţi frigorifici
inflamabili
Referitor la cerinţele de siguranţă pe care trebuie să Ie
îndeplinească agenţii frigorifici acestea sunt prevăzute prin
standarde atât la nivel naţional cât şi internaţional şi se referă la:
inflamabilitate;
pericolul de explozie;
toxicitate;
pericol de contaminare biologică;
efectele pe care le pot avea asupra produselor care trebuie
răcite.
De asemenea trebuie ţinut cont de locul de amplasare al
instalaţiei frigorifice (locuinţe, locuri publice, zone industriale) cât
şi de cantitatea de agent frigorific conţinută în instalaţie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
113
3.6.1. Reglementări de securitate pentru agenţi frigorifici pe
plan internaţional
În tabelul 3.7 şi tabelul 3.8 se prezintă un eşantion din
normele de securitate care conţine clasificarea agenţilor frigorifici
inflamabili şi reguli de securitate pentru utilizarea lor.
Reglementările actuale autosesizează utilizarea de agenţi
frigorifici inflamabili din Grupa 2, sub rezerva unor măsuri de
securitate particulare, iar în ceea ce priveşte Grupa a 3-a cu măsuri
de securitate suplimentare [35].
Notaţiile care le întâlnim în cadrul standardului sunt
explicitate astfel:
LSI – limita superioară de inflamabilitate;
Lii – limita inferioară de inflamabilitate;
D – zonă de inflamabilitate = LSi-Lii;
%V/V – procentajul volumului de agent frigorific pe
volumul de aer;
CC – căldura de ardere (reacţie);
Reglementările de securitate pentru agenţii
frigorifici inflamabili au în vedere două cerinţe
fundamentale:
definesc care dintre agenţii frigorifici sunt
inflamabili şi în ce condiţii;
definesc condiţiile în care se pot utiliza, fără
pericol, agenţii frigorifici.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
114
ASHRAE recomandă temperatura de încercare de
100°C/60 °C pentru armonizarea cu normele UL 2182;
Umiditatea aerului este fixată la 0,0068 ±0,0004 grame de
aer pentru un gram de aer uscat;
La aplicarea Lii, toate reglementările se referă la procentaj
în volume (excepţie făcând ASHARE care se referă la mase
de agent frigorific pe unitatea de volum (kg/m3).
Tabelul 3.7.
Exemple de norme de clasificare şi utilizare a agenţilor frigorifici
inflamabili
Clasificarea agenţilor
frigorifici inflamabili
Norme de securitate pentru
utilizarea agenţilor frigorifici
inflamabili
SUA ASHRAE 34
USDOT (49CFR173)
ASHRAE 15
UL1995: materiale de frig
EUROPA
BS4434
DIN 8960 (proiect)
NF E35-400
prEN 378 (proiect)
BS 4434
DIN 8975 şi DIN7003 (proiect)
NF E35 400 şi 402
Pr EN378 (proiect)
IEC 60335-2-24
IEC 60335-2-40
(pompe de căldură)
JAPONIA
Reglementări asupra
securităţii folosirii gazului la
presiuni înalte
Reglementări asupra securităţii
în frig
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
115
Tabelul 3.8
Clasificare, condiţii de încercare şi
criterii de inflamabilitate a agenţilor frigorifici
Norma
NFE35-400
pr EN 378
BS 4434
DIN 8960
ASHRAE 34
(USA)
49CFR23
(USDOT)
Reglementări
japoneze
asupra
securităţii în
frig
Clasificare
Grupa 1
Neinflamabili Grupa 1
Neinflamabili Neinflamabili Neinflamabili
Grupa 2
Puţin
inflamabili
Grupa 2
Puţin
inflamabili
Lii≤13%
sau D≥12%
inflamabile
Lii≤10%
sau D≥20%
Grupa 3
Foarte
inflamabili
Lii < 3,5%
Grupa 3
Foarte
inflamabili
Lii<0,10 kg/m3
CC>19MJ/kg
Inflamabile
Condiţii de
încercare
20°C
aer uscat
23°C (1)
aer umed (2)
20°C
aer uscat
20°C
aer uscat
Criterii (3) Lii (%v/v) Lii (masă/vol.
aer) şi CC
Lii (%v/v)
şi D
Lii (%v/v)
şi D
3.6.2. Reglementări de securitate pentru agenţi frigorifici în
România
În tabelul 3.9 se prezintă clasificarea agenţilor frigorifici din
punct de vedere a securităţii (ISO 5149/1998).
Utilizarea agenţilor frigorifici inflamabili este posibilă, dar cu
măsuri deosebite de securitate şi, după efectuarea unor studii
aprofundate.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
116
Tabel 3.9
Clasificarea agenţilor frigorifici utilizaţi în climatizare, din punctul de
vedere al securităţii (ISO 5149/1998)
Fluidul
Inflamabilitate Toxicitate
Obs Concentr.
în aer la
care poate
exploda
Concentraţia
admisibilă în aer
Temp.
de
autoinfl
Leziuni
mortale
sau foarte
grave după
câteva
minute
Periculos
în
intervalul
30-60 min
Fără leziuni
după
1-2 ore
(% vol) (%vol
) (g/m3) 0C La o concentraţie în aer, ( % vol)
GRUPA I – fluide care nu ard şi care au un efect toxic nul
R 744
(CO2) – 5 95 – 8 5-6 2-4 c
R 11 – 10 570 – – – 10 a
R 12 – 10 500 – – – 20-30 b
R 21 – 2,5 100 – – 10 5 a
R 22 – 10 360 – – – 20 b
R 113 – 2,5 185 – – 5-10 2,5 a
R 114 – 10 720 – – – 20-30 b
R 500 – 10 410 – – – 20 b
GRUPA II – fluide cu acţiune toxică, care ard în concentraţii în aerul de peste
3,5 %, volumic
R 717
(NH3) 15-28 8 65,17 630 0,5 - 1 0,2 - 0,3 0,01-0,03
d
e
R 40
(clorura
de metil)
7,1-18,5 4 90 625 15 - 30 2 - 4 0,005-0,100 f
R 764
(SO2) – – – – 0,2 - 1 0,04-0,05 0,005-0,040
d
e
GRUPA III – fluide care se aprind uşor, în amestec cu aerul, la concentraţii sub
3,5 % volumic
R 290
(propan) 2,1-9,5 1,2 23,65 470 – 6,3 4,7-5,5 g
R 600
(izobutan
)
1,8-8,5 0,9 23,65 460 – – 4,7-5,5 g
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
117
Grupa 1: Agenţi frigorifici neinflamabili care nu sunt în mod
substanţial nocivi pentru sănătatea persoanelor.
În conformitate cu standardele specificate mai sus, Grupa 1
cuprinde agenţii frigorifici neinflamabili şi care pot fi utilizaţi în
sistemele frigorifice a căror încărcătura totală poate fi degajată în
spaţiile ocupate de persoane, fără a depăşi limitele indicate în
tabelul 3.9.
În sistemele cu răcire directă în spaţiile ocupate de persoane,
cantităţile specifice de agent frigorific sunt limitate - din
considerente de toxicitate sau risc de asfixiere - conform
prevederilor stabilite în SR ISO 5149/98.
În anumite condiţii - la contactul acestor agenţi cu flăcăra sau
diverse suprafeţe fierbinţi - pot rezulta produşi toxici de
descompunere.
Principalii produşi de descompunere ai agenţilor frigorifici din
Grupa 1 (exceptând dioxidului de carbon) sunt:
acidul clorhidric (HCl);
acidul fluorhidric (HF).
Prezenţa acestor compuşi toxici este uşor detectabilă datorită
mirosului excesiv de iritant (chiar şi la concentraţii reduse).
Încărcătura maximă (ilustrată în tabelul 3.7) are în vedere cel
mai mic spaţiu ocupat de persoane, şi utilizează - ca şi criteriu -
volumul total al încăperilor răcite (cu aerul provenit dintr-un sistem
de circulaţie a aerului); condiţia impusă este aceea că, alimentarea
cu aer a fiecărei încăperi să fie de minimum 25% din debitul de aer
al încăperii respective (această condiţie ar putea limita concentraţia
scurgerilor de agent frigorific, în cazul unor accidente).
Un sistem care poate conţine o cantitate mai mare de agent
frigorific din Grupa 1 (decât cea precizată în tabelul 3.7), va fi de
tip indirect, iar instalaţia va fi astfel conformată, încât toate părţile
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
118
componente ale acesteia (care conţin agent frigorific - cu excepţia
tubulaturii) să fie instalate într-o sală a maşinilor sau, în exteriorul
clădirii.
De asemenea, se va avea în vedere evitarea formării pungilor
stagnante de agent frigorific (mai grele decât aerul),
recomandându-se, de fiecare dată, luarea unor măsuri drastice de
siguranţă, pentru a diminua descărcările de agent frigorific în
atmosferă [37].
Grupa 2: Agenţi frigorifici toxici sau corozivi a căror
limită inferioară de explozie este egală sau mai mare de 3,5% din
volum când formează un amestec cu aerul.
Această grupă cuprinde acei agenţi frigorifici a căror
caracteristică dominantă este toxicitatea.
O parte din agenţii frigorifici ai aceastei grupe sunt
inflamabili, dar limita inferioară de explozie egală sau mai mare
de 3.5% în volum - ceea ce impune restricţii suplimentare [37].
Singurul agent frigorific - utilizat pe scară largă – şi care
aparţine Grupei 2 este amoniacul - NH3.
Avantajul folosirii acestuia este acela de a fi uşor detectabil
în cazul unor scurgeri, datorită mirosului caracteristic (chiar şi la
concentraţii mult inferioare concentraţiilor periculoase).
Amoniacul - NH3 este inflamabil doar pentru un domeniu foarte
restrâns de concentraţie mărită şi la o temperatură de inflamabilitate
ridicată.
Toţi ceilalţi agenţi frigorifici din această grupă sunt utilizaţi
destul de rar, astfel încât, studierea lor prezintă interes doar din
punct de vedere teoretic.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
119
Grupa 3: Agenţi frigorifici a căror limita inferioară de
explozie este mai mică de 3,5% din volum atunci când formează
un amestec cu aerul.
Grupa 3 cuprinde agenţi frigorifici ale căror caracteristici
dominante sunt puterea de explozie şi inflamabilitatea, cu o limită
inferioară de explozie la concentraţii sub 3,5% în volum.
Aceşti agenţi au – în general – o toxicitate redusă.
Pentru sistemele frigorifice în care se folosesc agenţi
frigorifici din grupe diferite, se aplică regulile specifice fiecărei
grupe în parte (reguli care sunt cuprinse în standardele menţionate).
Ţinând cont de gradul de inflamabilitate şi de toxicitate s-a
realizat gruparea prezentată în tabelul 3.10.
Tabel 3.10
Grupe de siguranţă Puternic inflamabili A3 B3
Slab inflamabili A2 B2
Neinflamabili Al Bl
Toxicitate redusă crescută
Prevederile standardului european SR EN 378-1:2000 indică
gruparea agenţilor frigorifici în trei grupe notate cu:
L1 = A1; L2 = A2, B1, B2; L3 = A3, B3.
Ca o observaţie Grupei L1 îi corespund cei mai puţin nocivi
agenţi frigorifici (neinflamabili şi de toxicitate redusă), iar Grupei
L3 îi corespund cei mai nocivi din aceleaşi puncte de vedere -
tabelul 3.11 [38].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
120
Tabel 3.11 Informaţii depre efectul agenţilor frigorifici asupra mediului
Agent frigorific Grupa L Grupa de
siguranţă 1 2 3
R-11 1 Al
R-12 1 Al
R12B1 1 Al
R-13 1 Al
R-13B1 1 A1
R-22 1 A1
R-23 1 Al
R-113 1 Al
R-114 l Al
R-115 ] Al
R-124 1 Al
R-125 1 Al
R-134a 1 Al
R-218 ] Al
R-C318 1 Al
R-500 1 Al
R-501 1 Al
R-502 1 Al
R-503 1 Al
R507 1 Al
R-508A I Al
R-509 1 Al
R-718 1 Al
R-744 1 Al
R-401A 1 Al/Al
R-401B 1 Al/Al
R-401C 1 Al/Al
R-402A 1 Al/Al
R-402B 1 Al/Al
R-403A 1 Al/Al
R-403B 1 Al/Al
R-404A 1 Al/Al
R-405A 1 Al/Al
Agent frigorific Grupa L Grupa de
siguranţă 1 2 3
R-407A 1 Al/Al
R-407B 1 Al/Al
R-407C 1 Al/Al
R-408A 1 Al/Al
R-409A 1 Al/Al
R-409B 1 Al/Al
R-410A 1 Al/Al
R-410B 1 Al/Al
R-508B 1 Al/Al
R-406A 2 A1/A2
R-411A 2 A1/A2
R-411B 2 A1/A2
R-412A 2 A1/A2
R-32 2 -. A2
R-50 2 A2
R-141b 2 A2
R-142b 2 A2
R-143a 2 A2
R-152a 2 A2
R-160 2 A2
R-123 2 Bl
R-764 2 Bl
R-30 2 B2
R-40 2 B2
R-407A 1 Al/Al
R-407B 1 Al/Al
R-407C 1 Al/Al
R-408A 1 Al/Al
R-409A 1 Al/Al
R-409B 1 Al/Al
R-410A 1 Al/Al
R-410B 1 Al/Al
R-508B 1 Al/Al
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
121
Agent frigorific Grupa L Grupa de
siguranţă 1 2 3
R-406A 2 A1/A2
R-411A 2 A1/A2
R-411B 2 A1/A2
R-412A 2 A1/A2
R-32 2 -. A2
R-50 2 A2
R-141b 2 A2
R-142b 2 A2
R-143a 2 A2
R-152a 2 A2
R-160 2 A2
R-123 2 Bl
R-764 2 Bl
Agent frigorific Grupa L Grupa de
siguranţă 1 2 3
R-30 2 B2
R-40 2 B2
R-611 2 B2
R-717 2 B2
R-1130 2 B2
R-170 3 A3
R290 3 A3
R-600 3 A3
R-600a 3 A3
R-1150 3 A3
R-4270 3 A3
DME 3 A3
Aşadar, agenţii frigorifici sunt clasificaţi – conform tabel. 3.10
- din punct de vedere:
al gradului de inflamabilitate:
Grupa 1: Agenţi frigorifici neinflamabili în orice
concentraţie în aer;
Grupa 2: Agenţi frigorifici a căror limită inferioară de
inflamabilitate este egală sau mai mare de 3,5% din volum, atunci
când formează un amestec cu aerul;
Grupa 3: Agenţi frigorifici a căror limită inferioară de
inflamabilitate este mai mică de 3,5% din volum, atunci când
formează un amestec cu aerul.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 3. Agenţi de lucru ai instalaţiilor frigorifice
122
al toxicităţii:
Grupa A: Agenţi frigorifici care nu sunt în mod
substanţial nocivi pentru sănătatea personalului muncitor care
este expus 8 ore pe zi (40 de ore pe săptămână), la o valoare egală
sau mai mare de 400 ml/m3 – 400 ppm (V/V);
Grupa B: Agenţi frigorifici care nu sunt în mod
substanţial nocivi pentru sănătatea personalului muncitor care
este expus 8 ore pe zi (40 de ore pe săptămână), la o valoare mai
mică de 400 ml/m3 – 400 ppm(V/V).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
123
Capitolul 4
PROCESE TERMODINAMICE ÎN INSTALAŢIILE
FRIGORIFICE CU COMPRIMARE MECANICĂ DE
VAPORI (IFV)
4.1. Consideraţii generale
În tehnica frigului, instalaţiile frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori au o largă răspândire datorită fiabilităţii şi
eficienţei ridicate în exploatare.
Cu ajutorul acestor instalaţii se pot obţine temperaturi de până
la – 800C şi chiar mai scăzute.
Pentru realizarea acestor transformări - la care este supus
agentul frigorific - se consumă lucru mecanic sau căldură.
Domeniul larg de utilizare a IFV se explică prin aceea că,
agenţii de lucru evoluează în domeniul vaporilor umezi, permiţând
astfel, realizarea proceselor izoterme prin vaporizare la preluarea
Instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică
de vapori – IFV – folosesc ca agent de lucru un
agent frigorific care, după ce este supus unor
transformări succesive, este adus la o temperatură
suficient de scăzută, astfel încât - prin contact cu alt
corp (mediu) care trebuie răcit - să poată prelua
căldura de la acesta.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
124
căldurii de la sursa rece şi prin condensare la evacuarea căldurii
către mediul ambiant [25].
Avantajele utilizării acestor categorii de maşini frigorifice
sunt următoarele:
dimensiuni reduse ale suprafeţelor de schimb de căldură
(deoarece coeficienţii de schimb de căldură au valori ridicate la
schimbarea stării de agregare);
cantităţi mici de agent de lucru (datorită valorilor ridicate ale
capacităţilor frigorifice specifice) şi - în consecinţă - dimensiuni
reduse ale compresoarelor şi conductelor;
indici economici ridicaţi (prin apropierea ciclului teoretic de cel
al maşinii frigorifice ideale), deoarece transformările izoterme
ale agentului sunt posibile doar ca transformări de fază [3].
4.2. Clasificarea instalaţiilor frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori - IFV
După numărul treptelor de comprimare aceste instalaţii pot fi:
cu comprimare într-o treaptă utilizate pentru obţinerea de
temperaturi de până la (–20…–30) 0C; pentru obţinerea unor
temperaturi mai joase se recurge la perfecţionarea ciclului
(utilizând un schimbător de căldură regenerativ), îmbunătăţirea
construcţiei compresoarelor (prin reducerea spaţiului vătămător),
utilizarea unor agenţi frigorifici cu caracteristici superioare etc.
cu comprimare în două trepte (–30…–600 C);
cu comprimare în trei trepte (–60…–900 C);
în cascadă, instalaţii la care treptele sunt parcurse de agenţii
frigorifici diferiţi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
125
4.3. Principii de realizare şi funcţionare a IFV
Ca agent de lucru – lichidele, în timpul proceselor de lucru în
IFV - oferă o serie de avantaje:
efectul de răcire poate fi demarat şi oprit relativ uşor;
puterea frigorifică poate fi determinată cu suficientă precizie;
nivelul temperaturii de vaporizare poate fi controlat prin
intermediul presiunii la care vaporizează lichidul;
vaporii rezultaţi sunt colectaţi şi condensaţi asigurându-se, astfel
ciclicitatea procesului.
Alegerea şi utilizarea lichidelor reale ca agenţi frigorifici se
realizează în funcţie de proprietăţile lor termofizice, respectiv - de
dificultăţile tehnice - pe care acestea le ridică în instalaţii.
Spre exemplu – apa (H2O), care are căldură latentă de vaporizare foarte
mare, în raport cu alte lichide - nu este utilizată în IFV datorită faptului că are:
presiuni de vaporizare foarte coborâte la temperaturi scăzute;
la t = 0ºC → p = 0,0061 bar
volum specific al vaporilor foarte mare;
H2O la 0ºC → 206,3 m3/kg
comparativ cu
NH3 la 0ºC → 0,29 m3/kg.
Capacitatea lichidelor reale a absoarbi cantităţi
mari de căldură pentru a vaporiza, constituie baza
funcţionării sistemelor frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
126
Schema cea mai simplă a unui instalaţii frigorifice cu vapori
conţine patru elemente principale:
Compresorul – K
Condensatorul – C;
Ventilul de laminare (reglaj) – VL;
Vaporizatorul – V.
În – fig.4.1a,b – este prezentată schema de principiu a unei
maşimi frigorifice cu compresie mecanică de vapori - IFV, cu
indicarea stării fizice a agentului frigorific [3].
Fig.4.1a. – Schema de principiu a unei maşini frigorifice cu indicarea
stării fizice a agentului frigorific
Ansamblul de agregate şi aparate, dispozitive,
conducte şi armături, montate împreună, prin
intermediul cărora care se realizează schimbul de lucru
mecanic şi căldură între agentul frigorific şi mediile
aflate la două nivele de temperatură diferită, constituie
„instalaţia cu comprimare mecanică de vapori” sau
“instalaţia cu vapori reci”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
127
Fig.4.1b. – Schema de principiu a unei maşini frigorifice
cu comprimare mecanică de vapori – IFV
K –Compresor; C – Condensator; V – Vaporizator; VL – Ventil de laminare
Elementele de bază ale unei maşini frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori IFV sunt următoarele:
Vaporizatorul V – schimbătorul de căldură la sursa rece –
fig.4.2 – este aparatul în care agentul frigorific aflat la p0 (adică
presiunea de saturaţie corespunzător temperaturii t0), vaporizează
prin schimb de căldură q0, cu mediul exterior, într-un spaţiu izolat
termic, în care trebuie păstrată temperatura 0 (sau trebuie creată)
0 < ma ( ma – temperatura mediului ambiant).
Schimbul de căldură (care se referă, în acest caz, la evacuarea
de căldurii din spaţiul frigorific) se impune din două motive:
în cazul în care în spaţiul frigorific, izolat termic, temperatura 0
poate fi atinsă, aceasta nu poate rămâne constantă decât prin
evacuarea continuă a căldurii din mediul răcit spre exterior (atât
datorită proceselor care au loc în aceste spaţii cât şi datorită
imperfecţiunii izolaţiei termice).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
128
în cazul în care în spaţiul izolat termic trebuie realizată o
temperatură 0 < ma – evacuarea de căldură se impune şi mai
mult – în primul rând, pentru micşorarea energiei interne a
mediului iar apoi, pentru păstrarea temperaturii scăzute dorite.
Fig.4.2. – Schema de principiu pentru vaporizatorul V al unei maşini
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori – IFV
Condensatorul C – schimbătorul de căldură la sursa caldă
fig.4.3 – este aparatul în care agentul frigorific sub formă de vapori
condensează prin schimb de căldură qc cu mediul ambiant.
La trecerea prin condensatorul C, vaporii de agent frigorific
de înaltă presiune cedează căldura de supraîncălzire sursei calde
(căldura este preluată în cazurile cele mai frecvente de către apă
sau aer).
Fig.4.3. – Schema de principiu pentru condensatorul C al unei maşini
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori – IFV
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
129
Compresorul (K) – este o maşină mai complexă din punct de
vedere constructiv – fig.4.4 a,b,c – cu piston (în interiorul unui
cilindru), cu şurub, cu lamele culisante într-un rotor montat
excentric faţă de stator, sau având alte construcţii – capabil să
introducă lucru mecanic în sistem; în compresor are loc procesul
de comprimare a vaporilor (cu schimb de lucru mecanic cu
exteriorul), proces care determină creşterea temperaturii şi presiunii
(de la valorile corespunzătoare vaporizării – p0,t0, la cele
corespunzătoare procesului de condensare – pc,tc ).
a. ermetic b. semiermetic c. Deschis
Fig.4.4. – Difertite tipuri de compresoare mecanice cu piston utilizate
în instalţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori - IFV
Ventilul de laminare VL – un dispozitiv în care are loc
procesul de laminare fig.4.5, proces în urma căruia are loc scăderea
presiunii şi temperaturii – de la valorile corespunzătoare
condensării – pc,tc, la cele corespunzătoare procesului de vaporizare
– p0,t0.
Fig.4.5. – Schemă de principiu pentru ventilul de laminare VL al
unei maşini frigorifice cu comprimare mecanică de vapori – IFV
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
130
Din punct de vedere al modului de răcire, instalaţiile
frigorifice pot fi cu:
răcire directă;
răcire indirectă.
Instalaţiile cu răcire directă au generatorul de frig –
vaporizatorul V – amplasat în mediul ce urmează a fi răcit,
vaporizarea agentului frigorific făcându-se direct la locul de
consum – fig.4.6 a,b.
Fig.4.6a. – Schema simplificată a instalaţiei frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori IFV, cu răcire directă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
131
Fig. 4.6b. – Schema de lucru a instalaţiei frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori, cu răcire directă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
132
În cazul instalaţiilor frigorifice cu răcire indirectă, vaporizatorul
V se află în sala maşinilor – deci vaporizatorul nu este amplasat
direct la consumatorul de frig – iar răcirea spaţiului respectiv se
realizează cu un agent intermediar care este vehiculat prin
intermediul pompelor – fig.4.7.
Fig.4.7. – Schema instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori, cu răcire indirectă V – vaporizator; SL – separator de lichid; K – compresor; SU – separator de ulei;
C – condensator; RL – rezervor de lichid; SR – subrăcitor; F – filtru; S1 – staţie de
distribuţie a agentului frigorific din circuitul principal; VRF – ventilul de reglaj cu
flotor de joasă presiune; VRM – ventilul de reglaj manual; BR – bazin de răcire;
P – pompă pentru vehicularea agentului intermediar; S2 – staţia de distribuţie a
agentului intermediar din circuitul secundar; A – agitator; CS – consumator de frig.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
133
Folosirea acestei instalaţie conduce la preluarea căldurii de la
agentul intermediar. Pentru realizarea acestui proces, se utilizează
un agent frigorific care - în urma preluării căldurii – vaporizează.
Vaporii formaţi în vaporizatorul V sunt aspiraţi de
compresorul K prin intermediul separatorului de lichid SL şi sunt
comprimaţi până la presiunea de condensare. Vaporii refulaţi de
compresor se separă de uleiul antrenat în separatorul de ulei SU şi
pătrund în condensatroul C unde se răcesc şi apoi condensează,
cedând căldura mediului de răcire (apa, în acest caz).
Condensul rezultat se acumulează în rezervorul de lichid RL,
trece apoi în subrăcitorul SR, este filtrat în filtrul de lichid F,
alimentează staţia de distribuţie a agentului frigorific S1, şi ajunge
apoi în separatorul de lichid SL, fie prin ventilul de reglaj manual
VRM, fie prin ventilul de reglaj cu flotor de joasă presiune VRF.
Din SL agentul lichid alimentează prin gravitaţie
vaporizatorul V, iar vaporii formaţi prin preluarea căldurii de la
agentul intermediar sunt aspiraţi de compresorul K, trecuţi din nou
prin SL iar - în final - ciclul se închide. Vaporizatorul este imersat
în agentul intermediar aflat într-un bazin de răcire BR. Acest agent
de răcire intermediar (care poate fi o saramură), după răcire, este
trimis de către pompa P, în staţia de distribuţie a agentului
intermediar S2 şi, apoi la consumatorul de frig CS. Agentul
intermediar, după preluarea căldurii de la consumatorul de frig CS,
se reîntoarce în bazinul de răcire BR (pentru uniformizarea
temperaturii în cadrul bazinului, se foloseşte agitatorul A).
Observaţii:
La instalaţiile de puteri mici, atât rezervorul de lichid RL cât
şi subrăcitorul de lichid SR – pot lipsi, rolul acestora fiind
preluat de condensatorul C, prin dimensionarea
corespunzătoare a acestuia;
Presiunea de refulare a compresorului K depinde de
temperatura mediului de răcire a condensatorului C (dacă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
134
temperatura mediului de răcire este scăzută şi presiunea de
refulare va fi scăzută şi invers);
Separarea uleiului de vaporii de agent frigorific în separatorul
de ulei SU, evită murdărirea suprafeţelor de schimb de
căldură, contribuind astfel la recuperarea uleiului şi la
securitatea în funcţionare a compresorului K;
Introducerea subrăcirii este motivată prin considerente
tehnico-economice (răcirea agentului frigorific lichid în SR se
realizează până la o valoare a temperaturii inferioare
temperaturii corespunzătoare presiunii la care se află lichidul);
În ventilul de reglaj VR, se reduce presiunea şi temperatura
agentului frigorific lichid până la valorile necesare procesului
din vaporizatorul V;
Separatorul de lichid SL, facilitează alimentarea
compresorului K cu vapori uscaţi;
Pentru creşterea eficienţei în funcţionare, în instalaţie mai pot
fi montate şi alte aparate auxiliare (deshidratorul, dezaeratrul
etc.) [3].
4.4. Diagrame termodinamice utilizate în tehnica
frigului
Dintre toţi vaporii, cei mai importanţi pentru tehnică sunt
vaporii de apă (aburul).
Determinarea parametrilor termodinamici ai vaporilor care
intervin în aplicaţiile practice – utilizând relaţiile de calcul pentru
aceste mărimi (prezentate în cursurile de termotehnică) - sau
Legile deduse pentru abur sunt aplicabile calitativ
tuturor vaporilor, deosebirile constând doar în
mărimile caracteristice.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
135
ecuaţiile de stare ale gazelor reale este destul de dificilă şi –
totodată - laborioasă.
În vederea simplificării - pentru agenţii frigorifici - valorile
parametrilor şi ale mărimilor termodinamice de stare, au fost
calculate în diferite condiţii de presiune şi temperatură, fiind
prezentate în tabele termodinamice. Deşi uşor de întrebuinţat,
tabelele vaporilor saturaţi redau mărimile numerice numai pentru
starea de saturaţie şi, implică – aproape în toate cazurile –
efectuarea unor inerpolări [21].
Din acest motiv, pentru estimarea mărimilor de stare ale
vaporilor se preferă utilizarea diagramelor de vapori, obţinute prin
reprezentarea grafică a tabelelor, în diagrame cu două axe de
coordonate, în care sunt trasate - în general - fascicule de curbe:
v = ct; p = ct; t = ct; i = ct; s = ct; x = ct; e = ct.
Se numesc vapori, gazele reale monofazice aflate în apropierea punctului
lor de lichefiere.
Deoarece un gaz poate fi adus, în anumite condiţii de presiune şi
temperatură, în stare de lichefiere, înseamnă că acel gaz se poate comporta
precum vaporii.
Experimental, s-a dovedit că, menţinând presiunea constantă, procesul
de vaporizare se desfăşoară izobar – izoterm.
Temperatura la care are loc vaporizarea se numeşte temperatură de
saturaţie iar valoarea acesteia depinde de presiunea la care se
desfăşoară procesul;
În natură se deosebesc trei categorii de vapori: umezi, saturaţi şi
supraîncălziţi.
Vaporii se pot obţine, în mod succesiv din apă, la p = ct.
Pentru agenţii frigorifici, cele mai utilizate diagrame
termodinamice sunt T–s, h–s şi, în special, lg p–h.
Aceste diagrame permit determinarea directă şi
uşoară a mărimilor termodinamice în domeniul
vaporilor, pe cale grafică.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
136
4.4.1. Diagrama p – v a vaporilor de apă
În diagrama de mai jos – fig.4.8 – sunt trasate cele două
ramuri ale curbelor limită, familiile de curbe izoterme şi de curbe
de titlu constant.
Fig.4.8. – Diagrama p – v a vaporilor de apă
Utilizarea diagramei p – v a aburului, dă
posibilitatea evaluării lucrului mecanic pe care
vaporii de apă îl schimbă cu exteriorul, în cursul
transformărilor la care aceştia sunt supuşi (evaluarea
se realizează prin planimetrarea suprafeţelor care
reprezintă lucrul mecanic).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
137
4.4.2. Diagrama entropică T – s a vaporilor de apă
Spre deosebire de lucrul mecanic care se poate reprezenta în
diagrama p – v, schimbul de căldură nu poate fi ilustrat obiectiv în
această diagramă;
Schimbul de căldură poate fi foarte bine reprezentat în
sistemul de coordonate: temperatură – entropie (T – s)- fig.4.9.
Fig.4.9. – Diagrama T–s a vaporilor de apă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
138
Pentru toate fluidele, ramura din stânga curbei limită –
lichid saturat – din diagrama T–s, are aceeaşi formă, identică cu
cea reprezentată în fig. 4.9.
Curba limită a vaporilor saturaţi – ramura din dreapta
curbei limită – are forme care diferă de la un fluid la altul (curba de
saturaţie a vaporilor se obţine adăugând segmente orizontale egale
cu lv/Ts, punctelor de pe ramura lichidului saturat);
În domeniul vaporilor umezi (între stările de lichid saturat şi
vapori saturaţi uscaţi), izobarele sunt orizontale – pentru că sunt şi
izoterme – iar izocorele formează un fascicul de curbe care converg
spre punctul de îngheţ.
În domeniul vaporilor supraîncălziţi – izobarele şi izocorele
au o formă logaritmică, subtangentele la aceste curbe reprezentând
căldura specifică cp şi respectiv - cv .
După cum se observă, în fig. 4.10 – izocorele sunt mai
înclinate decât izobarele [21].
Alura logaritmică a izobarelor este deformată datorită variaţiei cu
presiunea a căldurii specifice cp. Deformarea este mai accentuată în preajma
regiunilor de lichefiere, cu atât mai mult cu cât presiunea este mai ridicată; în
punctul critic în care cp devine infinită, izobare prezintă un punct de inflexiune
cu tangenta orizontală.
Diagrama T–s prezintă o caracteristică
deosebită: căldura schimbată de agent cu exteriorul
în decursul unei transformări de stare se prezintă - la
scara diagramei - prin suprafaţa de sub curba
transformării.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
139
Fig.4.10. – Reprezentarea proceselor de încălzire şi vaporizare în
diagrama T–s a vaporilor de apă
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
140
4.4.3. Diagrama lg p – i a vaporilor de apă
În fig. 4.11 este reprezentată alura curbelor izoterme şi
izentrope, foarte utile - de altfel - mai ales în domeniul vaporilor
supraîncălziţi, unde se desfăşoară procesele de comprimare -
teoretic adiabatice - din ciclurile maşinilor frigorifice.
Fig.4.11. – Diagrama lg p – i a vaporilor de apă
Diagrama entalpică lg p – i, a vaporilor este
foarte mult utilizată în tehnica frigului (există
asemenea diagrame pentru toţi agenţii frigorifici).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
141
Se observă că, în diagrama entalpică lg p–i, ca şi în diagrama
entropică, T–s, punctul critic K, este punct de maxim. În domeniul
vaporilor umezi sunt reprezentate curbele de titlu constant.
Această diagramă este foarte mult folosită în calculele
termotehnice specifice tehnicii frigului.
4.4.4. Diagrama i – s a vaporilor de apă
Deşi mai rar utilizată în tehnica frigului, diagrama este, totuşi,
eficientă pentru reprezentarea proceselor de lucru care compun
cicluri termodinamice inversate – fig.4.12.
Diagrama a fost propusă în anul 1904 de către Mollier şi are
curba limită a lichidului saturat pornind din origine (aceeaşi pentru
entalpie şi entropie).
Punctul critic – K, nu mai este punct de maxim al curbelor
limită, ci un punct de inflexiune situat lateral, spre stânga curbei
limită.
Pe întregul câmp al diagramei, izocorele au o formă apropiată
de cea a curbelor logaritmice.
În zona vaporilor saturaţi umezi izotermele se suprapun peste
izobare care sunt drepte înclinate.
În zona vaporilor supraîncălziţi, izobarele devin curbe
logaritmice, a căror pantă este mai mică decât a izocorelor, iar
izotermele devin curbe cu concavitatea în jos, tinzând către
asimptote orizontale.
Diagrama i–s a vaporilor de apă permite
determinarea – cu uşurinţă – atât a lucrului mecanic
produs prin destinderea adiabatică a aburului în
turbine cât şi a vitezei de curgere a aburului în
destinderea adiabatică (în cazul apei este utilizază
doar porţiunea din dreapta a punctului critic K).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
142
Fig. 4.12. – Diagrama i–s a vaporilor de apă
4.5. Transformări de stare specifice tehnicii frigului şi
reprezentarea acestora în diagramele de stare
Cele mai reprezentative transformări de stare şi procese
specifice tehnicii frigului care vor fi analizate în continuare sunt
următoarele:
Comprimarea
Condensarea
Laminarea
Vaporizarea
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
143
4.5.1. Comprimarea
În cazul general, comprimarea este un proces politropic
exprimat prin:
.ctpV n
n = exponentul politropic pentru gazul respectiv în condiţii precizate.
Dacă ne referim la transformările simple ale vaporilor, transformarea
politropică reprezintă procesul termodinamic de variaţie a parametrilor de
stare ai agentului termic, în cursul căreia exponentul politropic – n, poate lua
orice valoare de la (– ∞) la (+ ∞).
Procesul politropic privind valorile particulare ale lui – n, generalizează
toate celelalte patru procese; astfel încât, pentru valori diferite de ale lui – n,
se obţin toate celelalte transformări simple de stare.
pentru n = 0 .ctppVpV 0n
(transformare izobară)
pentru n = +∞ pVpV n sau .1 ctVVp
(transformare izocoră)
pentru n = 1 .ctpVpVpV 1n
(transformare izotermă)
pentru n = k .ctpVpV kn
(transformare adiabatică).
Pentru aceeaşi destindere a gazului ΔV, presiunea scade mai repede
într-un proces adiabatic, decât în unul izoterm. (Δpadiabatic>Δpizoterm) – fig.4.13
Comprimarea este procesul de micşorare a
volumului unui fluid, odată cu mărirea presiunii
acestuia, sub acţiunea forţelor exterioare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
144
Fig.4.13. – Transformarea politropă
În practică, pentru instalaţiile care folosesc compresoare cu
piston, comprimarea este considerată – fără a greşi prea mult – ca
fiind o transformare adiabatică reversibilă, deci cu schimb nul de
căldură cu exteriorul (transformarea adiabatică se reprezintă ca o
dreaptă verticală atunci când adiabata este concomitent şi
izentropă).
0Q (4.1)
Având în vedere cel de-al doilea principiul al termodinamicii
aplicat pentru 1 kg agent frigorific,
Tdsdq
(4.2)
deoarece:
0dq (4.3)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
145
rezultă
0Tds (4.4)
adică:
0ds (4.5)
Notând cu indicele 1 starea agentului la începutul comprimării
adiabatice şi cu 2 starea finală, rezultă:
21ss (4.6)
ceea ce înseamnă că, în condiţii adiabatice, comprimarea este şi
izentropă.
Din primul principiu al termodinamicii exprimat sub forma:
tipiq
dldvddd (4.7)
rezultă că, în condiţii adiabatice ( 0dq
) există relaţia:
tidld
(4.8)
Deci, în cazul comprimării adiabate, lucru mecanic de
comprimare - lc este dat de variaţia entalpiei în timpul
comprimării:
12ciil
(4.9)
În fig.4.14a,b este reprezentat procesul de comprimare în
diagramele lg p–i şi T–s [18].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
146
Fig. 4.14a. – Reprezentarea procesului de comprimare în
diagrama p–i
Fig. 4.14b. – Reprezentarea procesului de comprimare în
diagrama T–s
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
147
4.5.2. Vaporizarea şi condensarea
Lichidul cu starea 1 - de saturaţie, pe baza căldurii primite,
începe să vaporizeze şi să îşi modifice poziţia către dreapta, pe
izobara – izotermă 1–2, fig.4.15a,b.
Pentru starea 1′ agentul este un amestec bifazic de vapori (cu
starea 2) şi lichid (cu starea 1), într-o proporţie dată – exprimat prin
titlul vaporilor x1′:
12
11'
1x
Astfel - 1kg amestec bifazic de stare 1′ - cuprinde:
'
1x
– kg vapori de stare 2;
(1 -'
1x ) – kg lichid de stare 1.
După ce toată cantitatea de lichid s-a vaporizat, starea
fluidului este reprezentată de punctul 2 – vapori saturaţi uscaţi.
Cantitatea de căldură necesară vaporizării complete pentru
1kg lichid este dată de segmentul AB (respectiv segmentul 1-2), în
diagrama p–i şi de aria (1243) în diagrama T–s.
Procesele de vaporizare şi de condensare sunt
transformări de fază la care, dacă presiunea – p este
constantă şi temperatura – t este constantă..
Vaporizarea - este procesul termodinamic prin
care agentul de lucru suferă o transformare de fază
(din lichid în vapori); procesul are loc prin preluare
de căldură latentă de vaporizare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
148
Fig. 4.15a. – Reprezentarea procesului de vaporizare în
diagrama p–i
Fig. 4.15b. – Reprezentarea procesului de vaporizare în
diagrama T–s
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
149
Vaporii parcurg stările 2–1′–1 până la condensarea completă.
Cantităţile de căldură cvaporizare şi ccondensare exprimate prin:
)ss(Tiicc 2112condvap (4.10)
reprezintă căldura latentă specifică de vaporizare – cvap şi
respectiv căldura latentă specifică de condensare – ccond,
corespunzătoare presiunii p şi, implicit, temperaturii de saturaţie T.
Căldura latentă specifică de vaporizare şi de condensare diferă
de la o presiune la alta şi sunt diferite pentru fluide diferite [17].
4.5.3. Laminarea
În timpul curgerii unui curent de gaz printr-un canal, în multe
cazuri pot apărea obstacole (de exemplu, sub forma diafragmelor
care micşorează secţiunea de curgere - fig.4.16).
Experimental s-a stabilit, că presiunea p2 după diafragmă este
mai mică decât presiunea p1 dinaintea diafragmei.
Condensarea este transformarea de fază - inversă
vaporizării - care se produce cu cedare de căldură
parcurgând starea 2 – 1′ – 1, până la completa
condensare.
Laminarea - este procesul de scădere a presiunii
unui fluid la trecerea acestuia printr-o secţiune de
curgere îngustă, proces în care, entalpia – i, rămâne
constantă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
150
Este o transformare de stare adiabatică, deci fără schimb
de căldură cu exteriorul ( 0Q ); Având în vedere că - în timpul realizării acestui proces
termodinamic - nu se manifestă interacţiuni sub formă de
lucru mecanic, se poate spune că entalpia rămâne
constantă, cti ; Laminarea adiabatică este un proces tipic ireversibil –
indiferent de dispozitivul în care se realizează – şi
întotdeauna, determină creşterea entropiei.
Fig.4.16. – Reprezentarea procesului de laminare
În timpul laminării se consumă căldură - datorită frecărilor -
sub formă de lucru mecanic disipativ astfel încât există egalitatea:
vdpdqfrecare
(4.11)
Conform principiului I se poate scrie:
vdpdidqfrecare
(4.12)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
151
Dar, deoarece există relaţia:
vdpdqfrecare
(4.13)
rezultă că:
0di (4.14)
iar
21ii (4.15)
în care i1 şi i2 sunt entalpiile specifice ale agentului frigorific la
sfârşitul – respectiv - începutul laminării.
Conform principiului al II al termodinamicii - există relaţia:
Tdsvdpdi (4.16)
Având în vedere că:
21ii → 0di (4.17)
rezultă:
vdpTds (4.18)
sau dp)T/v(ds (4.19)
care exprimă variaţia entropiei – s, în timpul procesului de
laminare.
Aşadar, procesul de laminare – în orice situaţie – este însoţit
de o scădere de temperatură – fig. 4.17 a,b.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
152
Fig. 4.17a. – Reprezentarea procesului de laminare
în diagrama p–i
Fig. 4.17b. – Reprezentarea procesului de laminare
în diagrama T–s
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
153
4.6. Procesul de vaporizare a apei şi reprezentarea
acestuia în diagramele de stare (studiu de caz)
4.6.1. Echilibrul fazelor
S-a dovedit experimental că, prin menţinerea constantă a
presiunii, procesul de vaporizare se desfăşoară izobar – izoterm.
În cursul vaporizării, lichidul şi vaporii săi, se află în echilibru
termodinamic:
starea de saturaţie reprezintă starea de echilibru dintre
lichid şi vapori;
temperatura de vaporizare se numeşte temperatură de
saturaţie.
Procesul de vaporizare a apei la presiune constantă
În fig. 4.18 se poate urmări modul de obţinere a vaporilor de apă.
Aşa cum s-a precizat anterior „dintre toţi
vaporii utilizaţi în tehnică, cei mai importanţi sunt
vaporii de apă; legile deduse pentru aceşti vapori
sunt aplicabile calitativ tuturor vaporilor,
deosebirile constând doar în mărimile
caracteristice”.
Aşadar, studiind procesul de vaporizare a
apei şi, totodată, reprezentându-l în diagramele
termodinamice, putem avea o descriere generică a
proceselor termodinamice pentru agenţii de lucru
folosiţi în tehnica frigului.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
154
Pentru a urmări desfăşurarea procesului izobar de încălzire şi
vaporizare a unui kilogram de lichid, se consideră că acesta este închis într-un
cilindru obturat cu un piston mobil.
Se presupune că în cilindru se găseşte 1 kg apă la t = 0ºC şi p = ct.
(presiune care va rămâne constantă pe întreaga perioadă de derulare a
experimentului).
Dacă se încălzeşte vasul cu o sursă exterioară de căldură, menţinând
p=ct., se constată că volumul apei înregistrează o uşoară creştere (apa
constituie o excepţie unică deoarece volumul specific al acesteia scade odată
creşterea temperaturii, de la 0ºC la + 4ºC, la presiunea normală - 1,013 bar,
menţinută constantă; după atingerea acestui minim, volumul specific al apei
începe să crească; acest lucru se explică prin aceea că, la + 4ºC, conţinutul de
molecule grele D2O – deuteriu D2, fiind un izotop al hidrogenului care intră în
compoziţia apei alături de moleculele de H2O – prezintă o valoare maximă).
Procesul de vaporizare (fierbere) începe în momentul atingerii
temperaturii de saturaţie ts.
Lichidul aflat la presiunea p1 şi temperatura de saturaţie
corespunzătoare Ts se numeşte lichid la stare de saturaţie sau lichid saturat.
Fig.4.18. – Procesul izobar de încălzire şi vaporizare a apei
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
155
La atingerea temperaturii – Ts, pistonul se desprinde de pe suprafaţa
apei datorită faptului că are loc o creştere puternică a volumului (volumul
specific al vaporilor este mult mai mare decât cel al lichidului, astfel încât, la
p = 760 mmHg şi t = 100ºC, volumul specific al vaporilor este de circa 1650 ori
mai mare decât al apei).
Din momentul apariţiei primilor vapori temperatura nu mai creşte (dacă
presiunea continuă să rămână neschimbată) şi toată căldura înmagazinată de
apă - în acest timp - serveşte doar pentru vaporizarea acesteia. Se constată, de
asemenea că, atât temperatura apei cât şi cea a vaporilor formaţi – sunt egale.
Se poate spune că, în timpul procesului de vaporizare apa se găseşte în
echilibru de fază cu vaporii săi.
Vaporii care se separă la suprafaţa liberă a lichidului şi care antrenează
cu ei şi picături fine de lichid se numesc vapori saturaţi umezi.
Procesul continuă până la transformarea integrală a lichidului în vapori.
Vaporii care nu mai conţin lichid şi se află la temperatura de saturaţie ts
corespunzătoare presiunii p1 se numesc vapori saturaţi uscaţi.
Izobara 2 – 3 – 4 din fig. 4.18 este - deci în procesul de vaporizare - şi
izotermă.
Continuând încălzirea cilindrului după terminarea procesului de
vaporizare, căldura absorbită de vapori serveşte la creşterea temperaturii lor;
aceşti vapori de temperatură Tsi > Ts – se numesc vapori supraîncălziţi.
Reprezentând în diagrama p –V, fig. 4.19, procesul izobar descris mai
sus, pentru presiunea p1 se obţine:
starea iniţială a apei de temperatură T1<Ts1 este reprezentată prin
punctul a;
starea de lichid saturat prin punctul 1';
starea de vapori saturaţi uscaţi punctul 1”;
procesul de vaporizare 1' – 1” este caracterizat printr-o creştere
puternică de volum şi se reprezintă printr-o transformare izobar – izotermă;
starea de vapori supraîncălziţi (T >Ts1) este reprezentată prin punctul b.
Dacă experimentul se va efectua la o presiune p2 > p1 se va observa că
apariţia vaporilor are loc la o temperatură T2 > T1 care va rămâne constantă
până când toată apa s-a vaporizat.
Aşadar, cu cât presiunea la care vaporizează apa este mai mare, cu atât
temperatura de vaporizare (de saturaţie) este mai mare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
156
Fig.4.19. – Diagrama p–v a procesului de încălzire şi vaporizare la
presiune constantă
Aşadar, se confirmă dependenţa univocă a presiunii - în timpul
echilibrului de fază - de temperatură.
În timpul procesului de vaporizare temperatura rămâne constantă şi
egală cu TS1.
Repetând procesul de vaporizare la presiuni mai mari (p2, p3…pn)
experimentul arată că, volum specific al lichidului saturat (v') înregistrează o
creştere uşoară, iar volumul specific al vaporilor (v”) saturaţi uscaţi scade.
Prin urmare, diferenţa dintre volumul specific al lichidului şi cel al
vaporilor scade odată cu creşterea presiunii la care se desfăşoară procesul de
vaporizare, tinzând către zero.
În termotehnică s-a stabilit să se noteze parametrii lichidului saturat cu
(v’, i’, u’, s’) iar parametrii vaporilor saturaţi uscaţi cu (v”,i”, u”,s”).
Unind punctele 1', 2', 3' se obţine o curbă numită curba limită inferioară
pe care sunt reprezentate valorile apei la saturaţie pentru diferite procese.
În mod analog curba care uneşte punctele 1”, 2”, 3” va exprima starea
vaporilor saturaţi uscaţi şi se numeşte curbă limită superioară.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
157
Cele două curbe tind spre un punct comun numit punctul critic K
(caracterizat prin v” – v' = 0), în care condensarea, respectiv vaporizarea se
produce brusc, fără modificarea volumului.
Punctul critic este caracterizat de următorii parametri:
volum critic (vk = 3,3 x 10 -3
m3/kg);
temperatură critică (tk = 374,150C);
presiune critică (pk = 221,29 bar).
În aceste condiţii de presiune şi temperatură, densitatea vaporilor devine
egală cu cea a lichidului.
Pentru temperaturi mai mari decât Tk, gazul nu mai poate fi transformat
în lichid prin comprimare, indiferent de presiunea la care se realizează
procesul.
Temperaturile şi presiunile critice depind de natura substanţei.
În tabelul de mai jos sunt date temperaturile şi presiunile critice pentru
câteva din substanţe care pot fi utilizate în tehnica frigului.
Substanţă Tk [ºC] Pk [at]
Azot –147 34
Aer –140,7 37,2
Hidrogen –239,9 12,8
Cu ajutorul Tk punem în evidenţă un criteriu pe baza căruia deosebim
un gaz de vapori şi anume:
dacă temperatura substanţei Ts > Tk, substanţa se va găsi în stare
gazoasă, indiferent de presiunea la care se află aceasta;
dacă Ts < Tk substanţa se va găsi în stare de vapori până la presiunea
la care apare faza lichidă.
vaporii sunt saturaţi numai dacă faza de vapori se află în echilibru cu
faza lichidă a sistemului.
Cele două curbe împart diagrama în următoarele zone - fig.4.20):
în partea stângă a curbei limită inferioară → apă în stare lichidă;
între cele două curbe un amestec de picături de apă şi vapori
saturaţi umezi;
în dreapta curbei limita superioară → vapori supraîncălziţi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
158
Fig.4.20. – Stările apei în diagrama p–v
După cum s-a precizat, schimbul de căldură poate fi reprezentat, în
sistemul de coordonate: temperatură – entropie (T–s), diagramă numită
diagrama entropică.
Procesul de vaporizare - în ipoteza în care p = ct. - este reprezentat în
diagrama T–s, fig. 4.21 fig. 4.22.
Schimbul de căldură poate fi exprimat sub forma:
Tdsdq (4.20)
În diagrama T–s, o transformare reversibilă de stare se reprezintă
grafic, printr-o curbă ce exprimă legea de variaţie a entropiei în funcţie de
temperatura absolută.
)T(fS (4.21)
De exemplu, pentru p = p1 = ct, variaţia de etropie a apei de la
temperatura Ta la Ts (saturaţie) este:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
159
T
dTc
T
dqds 1
(4.22)
s
a
T
T a
sa
T
Tc
T
dTcSS ln11
' (4.23)
c1 – căldura specifică a lichidului, considerată a fi constantă;
Sa – entropia apei aflată în starea a (lichid saturat);
S’ – entropia apei la saturaţie;
Din relaţia de mai sus rezultă că:
izobara de încălzire a apei este o curbă logaritmică (a – 1′);
procesul de vaporizare a apei are loc la TS1 şi p1 = ct ( proces
izoterm – izobar,) reprezentat prin segmentul 1′ – 1”.
Variaţia de entropie a vaporilor la supraîncălzire 1” – b la p = ct,
va fi:
T
dTcp
T
dqds (4.24)
1
ln''
1S
bpm
t
T
pbT
Tc
T
dTcSS
B
s
(4.25)
Tb – temperatura vaporilor supraîncălziţi
cpm – căldura specifică medie la p = ct, a vaporilor supraîncălziţi;
S” – entropia vaporilor saturaţi uscaţi;
Sb – entropia vaporilor în starea b (vapori supraîncălziţi)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
160
Fig. 4.21. – Diagrama T – s a procesului de încălzire
şi vaporizare a apei la presiune constantă
Fig. 4.22. – Stările apei în diagrama T–s
Conform relaţiei de mai sus, izobara de supraîncălzire este tot o
curbă logaritmică 1” – b.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
161
Repetând procesul la diferite presiuni p1, p2, p3…, prin unirea
punctelor 1′, 2
′, 3...
′ şi a punctelor 1”, 2”, 3”... se obţine curba
limită inferioară, respectiv curba limită superioară în T – s;
Curbele limită în T – s sunt aproape simetrice, având punctul
critic K ca punct de maxim (fig.4.22);
Transformările izocore - în această diagramă - se vor
reprezenta sub forma unor curbe logaritmice;
Transformările izobare se vor reprezenta tot sub forma unor
curbe logaritmice dar, cu o pantă mai mică decât panta
izocorelor;
Transformările adiabatice se vor reprezenta sub forma unor
drepte verticale numai atunci când adiabata este, concomitent,
şi izentropă (de-a lungul unei transformări adiabatice
reversibile, variaţia entropiei este nulă, deoarece dq = 0 şi, din
acest motiv, transformarea adiabatică se numeşte si izentropă);
Transformările politropice se reprezintă sub forma unor curbe
logaritmice a căror pantă depinde de valoarea exponentului
politropic n.
Evaluarea cantităţii de căldură necesară pentru producerea
vaporilor de apă
Pentru a evalua căldura necesară producerii vaporilor, s-a adoptat – în
mod convenţional, o stare de referinţă care - pentru apă - este starea de lichid
saturat de parametrii t0 = 00C şi p0 = 0,0061 bar (p0 = 0,0061 bar este
presiunea de saturaţie la care apa fierbe la 00C).
Această stare se reprezintă în diagrama T-s prin punctul 0’ - fig.4.23.
În starea de referinţă se admite că valorile mărimilor calorice de stare
sunt nule: i1’ = u0 ’= s0’ = 0 [19]. Cantitatea de căldură necesară pentru transformarea izobară a unui kg
de apă (care iniţial nu se găseşte la starea de saturaţie) în abur supraîncălzit
se compune din:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
162
Căldura de încălzire a apei (qi) – necesară pentru a ridica la p = ct.,
temperatura unui kg de apă de la valoarea iniţială, până la
temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii la care se face
încălzirea;
Căldura de vaporizare (r)– care este înmagazinată de 1 kg de apă
adus la saturaţie pentru ca, la aceeaşi presiune, să se transforme în
vapori saturaţi uscaţi;
Căldura de supraîncălzire (qsi) – cerută de 1 kg de abur uscat pentru
ca - la aceeaşi presiune - să-şi ridice temperatura de la temperatura
de saturaţie ts, până la temperatura de supraîncălzire.
Aceste cantităţi de căldură se pot urmări în diagrama T – s a vaporilor
de apă fig.4.23.
Determinarea căldurii de încălzire (ql) se poate realiza cu ajutorul
entalpiilor (care exprimă conţinutul de căldură al apei la un moment
dat).
s st t
lpl dtcdtcq0 0
(4.26)
lp cc → căldura specifică a lichidului la presiune constantă ( este
considerată a fi aproximativ constantă).
Pe de altă parte, din expresia matematică a principiului I al
termodinamicii, în funcţie de entalpie, se obţine: '
'
1
t
a
aii iidvdpqd
(4.27)
pentru:
.ctp şi li qd (4.28)
sau prin integrare:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
163
'1
'
1
a
al iidiq (4.29)
în care ia – este entalpia apei la 0 0C şi presiunea p.
Fig.4.23. – Căldura de producere a vaporilor în diagrama T-s.
Izobara a – 1’ este foarte apropiată de curba 0’ – 1’, deci:
-0ii '
0a (4.30)
şi, prin urmare:
efaariaitcq sl '111 (4.31)
În diagrama T–s, căldura schimbată cu exteriorul în procesul izobar
0 – 1’ reprezintă aria de sub curba respectivă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
164
Căldura necesară vaporizării (r) unui kg de apă va fi dată de relaţia:
de''1'1aria)'s''s(TTdsr S
''1
'1
(4.32)
Deoarece vaporizarea se desfăşoară izobar, căldura – r, mai poate fi
exprimată şi sub forma diferenţelor de entalpie:
'i''ir
(4.33)
Cantitate de căldură necesară supraîncălzirii vaporilor va fi:
bcdariaTdsdtcq
b b
psi ''1"1 ''1
(4.34)
''iiq bsi (4.35)
Calculând căldura totală consumată pentru a transforma 1 kg de apă
de la temperatura de 00C, în abur supraîncălzit se obţine relaţia:
bbsilv iiiiiiqrqq ''
1
'
1
''
1
'
1 (4.36)
şi, de asemenea:
bcfaariabcdariadeariaefaariaqv "1'1"1111 ''''
(4.36*)
Adică, în diagrama T-s: ib = aria a1’1”bcf
Aşadar, căldura de producere a vaporilor de apă caracterizaţi printr-o
anumită stare, este egală cu entalpia stării respective [19].
Măsurarea corectă a ciclului reprezentat în diagrama T – s prin arii,
se citeşte în diagrama p – i cu ajutorul unor segmente (diferenţe de
entalpie).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
165
4.7. Observaţii privind maşinile producătoare şi
maşinile consumatoare de lucru mecanic
4.7.1. Principii generale
Maşinile termice pot fi sau producătoare sau
consumatoare de lucru mecanic;
Producerea continuă de lucru mecanic în aceste maşini
necesită revenirea agentului de lucru (termic sau frigorific)
la starea iniţială pentru reluarea proceselor;
Agentul de lucru suferă transformări de stare în circuit
închis, transformări numite cicluri termodinamice.
Astfel, transformarea pe care o parcurge un corp, astfel încât starea sa
iniţială să fie identică cu cea finală, se reprezintă printr-o curbă închisă numită
ciclu termodinamic
Din punct de vedere al sensului de parcurgere a acestor cicluri
deosebim:
Cicluri directe (parcurse în sens orar); în acest caz,
maşina se numeşte – maşină motoare; dacă la această
maşină motoare fluidul schimbă - cu mediul exterior -
numai căldură şi lucru mecanic, maşina se numeşte
maşină motoare termică (sau motor termic);
Cicluri indirecte (parcurse în sens antiorar); în acest caz,
maşina se numeşte – maşină generatoare; această
maşină consumă lucru mecanic şi produce căldură
Maşinile termice funcţionează între două
surse de căldură:
Sursa caldă (cu temperatura ridicată) – Q1;
Sursa rece (cu temperatura scăzută) – Q2;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
166
(pompe de căldură), energie pneumatică (compresoare),
energie hidraulică (pompe hidraulice).[20]
Dintre ciclurile teoretice cunoscute, o importanţă deosebită o
are ciclul Carnot.
Observaţii:
Principiul I al termodinamiocii – expresie particulară a legii
conservării energiei, arată că, o maşină care produce lucru
mecanic trebuie să consume, în timpul parcurgerii ciclului
motor, o cantitate de energie echivalentă (totodată, acest
principiu, arată imposibilitatea realizării unui perpetuum
mobile de speţa întâi – adică un agregat care să furnizeze
lucru mecanic fără a consuma energie).
LQ (4.37)
Principiul II al termodinamiocii – precizează că, o maşină
termică, pentru a putea produce lucru mecanic are nevoie de
două surse de căldură: una de la care să primească căldura,
sursa caldă - Q1 şi, alta sursă rece - Q2, căreia să i se
cedeze căldura.
Diferenţa dintre cantităţile de căldură intrate şi ieşite din
sistem reprezintă lucru mecanic efectuat:
2,121
LQQ (4.38)
2,121LQQ (4.39)
Relaţia 4.39 ne arată că, o parte din energia primită de
maşină de la sursa caldă – Q1 se transformă în lucru mecanic – L1,2,
iar cealaltă parte se pierde la sursa rece – Q2.
Aceste maşini au la bază ciclul Carnot direct.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
167
4.7.2. Ciclul Carnot direct
Unul dintre cele mai simple cicluri şi, în acelaşi timp, cel care
– pentru anumite condţii date – are cel mai mare potenţial
termic posibil, este ciclul imaginat, la începutul secolului al
XIX–lea de Sadi Carnot;
Ciclu se aplică unei maşini ideale şi serveşte drept ciclu de
comparaţie pentru ciclul de funcţionare al maşinilor reale;
Ciclul Carnot este alcătuit dintr-un sistem de patru
transformări ale agentului de lucru (considerat a fi un gaz
ideal), respectiv – două izoterme şi două adiabate.
Agentul termic analizat (care poate fi un gaz oarecare cuprins
într-un cilindru cu piston) se aduce – succesiv - în contact cu sursa
caldă şi cu sursa rece iar, în intervalul dintre aceste operaţii, agenul
de lucru este supus unor transformări adiabatice – fig. 4.24 a,b.
Ca urmare, în timpul preluării cantităţii de căldură q1 de la
sursa caldă, agentul termic are temperatura T1 constantă – izoterma
2–3, iar în timpul cedării cantităţii de căldură – q2, către sursa rece,
agentul termic păstrează temperatura constantă T2 – izoterma 4–1.
Cele două transformări adiabatice sunt constituite dintr-o
destindere 1–2 şi o comprimare 3–4 între cele două izoterme [13].
Carnot şi-a propus să stabilească condiţiile
optime de transformare a căldurii în lucru mecanic.
În acest sens, analizează un ciclu reversibil
care poate să conducă la obţinerea unor valori
maxime şi minime ale randamentului – ηt, pentru
anumite valori – maxime şi minime – ale
temperaturilor din ciclu.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
168
Din căldura primită de la sursa caldă – q1, o parte rămâne în
maşină pentru efectuarea de lucru mecanic – l, iar o parte se pierde
la sursa rece – q2.
21 qlq (4.40)
În acest caz ciclul este parcurs în sensul acelor de ceasornic
(orar).
Randamentul ciclului Carnot este:
1
2
1
21
1
21
1
21
1 T
T- 1
)(
T
TT
Ts
TTs
q
q
lciclu
c
(4.41)
Se observă că, lucru mecanic efectuat în timpul ciclului, este o
fracţiune din căldura primită q1.
11
1
2 )1( qqT
Tl cciclu (4.42)
această fracţiune fiind tocmai randamentul ciclului Carnot.
Randamentul ciclului - sau gradul de
economicitate energetică cu care lucrează o maşină
termică - se defineşte, ca fiind cantitatea de căldură
transformată în lucru mecanic, raportată la cantitatea
de căldură primită de la sursa caldă.
Aşadar maşinile care produc lucru mecanic au la
bază ciclul Carnot direct (de exemplu – motoarele cu
ardere internă).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
169
Fig.4.24a. – Ciclului Carnot direct reprezentat în diagrama p–V
Fig.4.24b. – Ciclului Carnot direct reprezentat în diagrama T–s
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
170
În cadrul ciclului Carnot agentul de lucru evoluează
între două surse de căldură, în circuit închis;
Numai o parte din căldura absorită de la sursa caldă se
transformă în lucru mecanic, restul se pierde la sura rece;
Randamentul termic al ciclului Carnot reversibil
depinde numai de temperaturile celor două surse de
căldură;
Valoarea randamentului termic este cu atât mai mare cu
cât temperatura sursei calde – T1 este mai mare şi cu cât
temperatura sursei reci – T2 este mai scăzută;
Randamentul ciclului Carnot este independent de natura
agentului utilizat şi de construcţia sau condiţiile
funcţionale din instalaţie (depinde - aşa cum s-a precizat
- doar de temperaturile celor două surse de căldură);
Ciclul Carnot direct este ciclul cu randament termic
maxim (randamentul unei maşini termice reale va fi
întotdeauna mai mic decât al maşinii ideale).
4.7.3. Ciclul Carnot inversat (ciclul frigorific ideal)
Dacă o maşină lucrează după un ciclu inversat, atunci aceasta
absoarbe cantitatea de căldură – q2 de la sursa rece, consumă lucru
mecanic – l, şi cedează sursei calde cantitatea de căldură – q1;
Ciclul Carnot direct poate fi inversat, cu
uşurinţă, dacă se schimbă ordinea de distribuire a
agentului termic respectiv, dacă circulaţia acestuia se
realizează în sens antiorar.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
171
maşina, în acest caz, se numeşte maşină frigorifică sau pompă de
căldură (după scopul urmărit) – fig. 4.25 a,b.
În acest caz se consumă lucru mecanic – l, pentru a se
transporta o cantitate de căldură – q2 de la o sursă cu temperatură
mai scăzută T2 , către o sursă cu temperatură mai ridicată T1..
21qlq (4.43)
sau
12qql (4.44)
Ciclul Carnot inversat este parcurs în sens invers acelor de
ceasornic.
Prin preluarea continuă a căldurii – q2, de la sursa rece se
produce efect frigorific.
Se menţionează că - în tehnica frigului – parametrii din
ecuaţiile 4.43 şi 4.44 devin cei menţionaţi în ecuaţiile 4.45...4.48.
02qq (4.45)
02TT (4.46)
c1qq (4.47)
c1TT
(4.48)
Ecuaţiile 4.43 şi 4.44 pot fi scrise astfel:
0cqlq (4.49)
sau
c0qql (4.50)
Maşinile care consumă lucru mecanic au la bază
ciclul Carnot inversat (de exemplu, maşinile
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
172
Fig.4.25a. – Ciclului Carnot inversat reprezentat în diagrama p–V
Fig.4.25b. – Ciclului Carnot inversat reprezentat în diagrama T–s
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
173
Mărimea care caracterizează ciclurile maşinilor frigorifice
este eficienţa frigorifică – .
Această mărime se defineşte prin raportul dintre cantitatea de
căldură preluată de la sursa rece – q2 (q0), denumită şi capacitate
frigorifică şi echivalentul lucrului mecanic consumat în acest
scop – l (în valoare absolută).
Eficienţa ciclului Carnot conform definiţiei date este:
1
1
)(
2
121
2
21
22
T
TTT
T
TTs
Ts
l
q
ciclu
(4.51)
sau
1
1
)(
0
0
0
0
00
T
TTT
T
TTs
Ts
l
q
CCCciclu
(4.51*)
Aşadar, pentru ciclul Carnot inversat, eficienţa frigorifică
are (între aceleaşi limite de temperatură) valoare maximă în
raport cu alte cicluri şi anume:
0
0
21
20
TT
T
TT
T
c
(4.52)
Eficienţa frigorifică poate avea valori supraunitare.
Deci, o maşină frigorifică, cu cât va lucra la Tc mai coborâtă şi To mai
ridicată, cu atât va avea eficienţă mai mare.
Astfel instalaţiile frigorifice folosite la climatizare care la T1(Tc) au
valori situate în jurul temperaturii mediului ambiant iar T2 (T0) > 273K, vor
avea o eficienţă ridicată.
În schimb maşinile frigorifice care lucrează la temperaturi mult mai mici
de 273 K, vor avea o eficienţă mai scăzută (aşadar, cu cât va trebui să realizăm
un frig mai adânc, cu atât eficienţa ciclului va scădea).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
174
Dacă se urmăreşte:
preluarea căldurii de la sursa rece (adică menţinerea ei la
o temperatură scăzută), maşina se numeşte – frigorifică;
0C
0
0
C
0
C0C
00
frTT
T
1T
T
1
1Q
Q
1
Q
L
Q
(4.53)
cedarea de căldură sursei calde, maşina se numeşte –
pompă de căldură.
0C
C
0
C
0
C0C
CCp
TT
T
T
T1
1
Q
Q1
1
Q
L
Q
(4.54)
Pompa de căldură absoarbe căldură la temperatura mediului ambiant şi
o cedează sursei calde la o temperatură mai ridicată.
Pompele de căldură sunt eficiente atunci când lucrază la diferenţe mici
de temperatură.
Dacă pentru un ciclu direct, randamentul ciclului Carnot
1
2c
T
T- 1
(4.55)
poate exprima clar, pierderea de energie în cazul evoluţiei
sistemului sau – acesta - poate fi folosit pentru compararea
pierderilor de energie, în cazul ciclului inversat, acest lucru nu
mai este posibil.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
175
Eficienţa frigorifică
0c
0
21
20
TT
T
TT
T
(4.56)
nu este un randament, deoarece nu poate exprima pierderea de
energie într-un proces real, faţă de un proces ideal
Ciclul ideal al unei maşini frigorifice (ciclul Carnot
inversat), efectuat prin transfer nereversibil se poate apropia, ca
valoare, până la – cel mult - valoarea efectivă a ciclului Carnot.
0
(4.57)
Dar:
ε – este diferită de unitate, nefiind un randament – η al
procesului (deoarece nu poate exprima - aşa cum s-a precizat -
pierderile de energie într-un proces real faţă de unul ideal);
ε – poate fi folosită pentru compararea mai multor procese
frigorifice - toate din aceeaşi categorie şi având aceleaşi limite de
temperatură ale ciclului - dar nu permite evaluarea cantitativă a
pierderilor prin irevesibilitate (pentru procesele frigorifice uzuale,
un asemenea coeficient are valori cuprinse între 0,2 şi 7).
Această mărime eficienţă frigorifică – ε, nu caracterizează
calitatea procesului termodinamic al ciclului ideal.
De regulă, cu noţiunea de randament se lucrează în ciclurile
directe iar cu noţiunea de eficienţă în ciclurile inversate [13].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
176
În acest context, mai poate fi definit şi gradul de perfecţiune
termodinamic – ηTD, prin raportul dintre eficienţa ciclului ideal şi
eficienţa ciclului Carnot, ambele funcţionând între aceleaşi limite
de temperatură.
100
0
0
0
T
T
T
TT
q cc
cc
f
TD (4.58)
Aşadar TD
exprimă calitatea a unui proces frigorific din
punct de vedere termodinamic.
Pentru exprimarea peformanţei unei instalaţii frigorifice,
respectiv a calităţii procesului din punct de vedere termodinamic
se introduce randamentul exergetic – ex
.
Astfel, în cazul unui bilanţ energetic al exergiilor şi anergiilor
intervenite în proces, randamentul care le poate caracteriza este
ηexergetic.
ex
ex
ex (4.59)
Randamentul exergetic poate caracteriza orice proces
frigorific.
Condiţiile optime de lucru vor fi considerate pentru parametrii
procesului care asigură o valoare maximă a randamentului
exergetic [13].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
177
4.8. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori într-o treaptă
4.8.1. Ciclul ideal al instalaţiei frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori într-o treaptă
Din cele prezentate, a rezultat că producerea frigului
artificial cu utilizarea comprimării vaporilor de agent are loc cu
schimb de lucru mecanic şi căldură cu exteriorul.
Schema de principiu a unei maşini frigorifice funcţionând după ciclul
ideal este prezentată în fig.4.26.
Fig. 4.26. – Schema maşinii frigorifice funcţionând după ciclul ideal
(ciclul Carnot inversat)
Ciclul ideal al unui asemenea proces (consumator
de lucru mecanic) configurat prin transformări
succesive reversibile, este ciclul Carnot inversat care se
desfăşoară în domeniul vaporilor umezi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
178
În fig.4.27a,b este prezentat ciclul de lucru în diagrama
termodinamică T–s şi în diagrama termodinamică lg p–i.
Fig.4.27. – Ciclul ideal al procesului de producere a frigului
prin comprimare mecanică a vaporilor de agent: a. Diagrama T – s; b. Diagrama lg p – i
Procesele care compun ciclul sunt următoarele:
Comprimare adiabatică reversibilă (izentropică): procesul
1–2 (vaporii de agent frigorific sunt aspiraţi – starea 1 – în
compresorul K şi comprimaţi adiabatic şi izentropic pâna la
starea 2, fiind apoi refulaţi în condensatorul C; procesul
determină creşterea temperaturii şi presiunii de la valori
corespunzătoare vaporizării p0, t0 la valori corespunzătoare
condensării pc, tc);
Condensare izobar–izotermă: procesul 2–3 (vaporii de stare
2 – sunt condensaţi în condensatorul C până la starea 3 –
proces izobar – izoterm; deoarece acest proces are loc la
diferenţe infinit mici de temperatură rezultă că tc - temperarura
de condensare = ta –temperatura mediului ambiant);
Destindere adiabatică reversibilă (izentropică): procesul 3–4
(condensul obţinut de stare 3, se destinde izentropic în
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
179
detentorul D, furnizând astfel lucru mecanic specific de
destindere ld; procesul determină scăderea presiunii şi
temperaturii lichidului de la valorile corespunzătoare
condensării pc, tc, la valorile corespunzătoare vaporizării la p0,
t0);
Vaporizare izobar-izotermă: procesul 4–1 (la trecerea prin
vaporizatorul V, datorită căldurii pe care o absoarbe de la
sursa rece, amestecul lichid + vapori, vaporizează – proces
care are loc la presiunea p0,t0).
Energia – E, căldura – Q, lucrul mecanic – L, sunt mărimi de stare
fizice echivalente, definite cu ajutorul produsului dintre o forţă şi o deplasare.
Unitatea de măsură a lor este Joulul (J), definit cu relaţia:
cal185,4
1mkgf
81,9
1mN1J1 (4.61)
Un Joule reprezintă cantitatea de căldură echivalentă lucrului mecanic
de un Joule (lucru mecanic efectuat de o forţă de 1N, al cărui punct de aplicaţie se deplasează cu 1m pe direcţia şi în sensul forţei).
Din punct de vedere senzorial, prin căldură, se înţelege forma sub care
simţurile speciale ale vietăţilor, percep mişcarea dezordonată a moleculelor.
Din punct de vedere energetic căldura este echivalentă lucrului mecanic corespunzător mişcărilor dezordonate ale moleculelor sau atomilor materiei,
asupra cărora, din exterior, se exercită forţe de orice natură.
Schimburile energetice ale unui kilogram de
agent cu exteriorul la parcurgerea ciclului, se
determină utilizând ecuaţiile celor două principii ale
termodinamicii.
Tdsldiq (4.60)
(4.60)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
180
Aşadar, căldura este o formă a energiei a cărei prezenţă se stabileşte
senzorial prin diferenţa de temperatură care există între corpul încărcat cu
acest gen de energie şi mediul ambiant. Când încălzim un corp, acesta îşi măreşte energia internă, iar când
corpul se răceşte energia internă a acestuia scade, adică scade şi agitaţia
termică a moleculelor.
Procesul de încălzire sau de răcire reprezintă variaţia energiei interne a corpurilor.
Această variaţie de energie a fost denumită, convenţional, cantitate de
căldură. Căldura se numeşte sensibilă dacă - prin primirea sau cedarea ei de
către corp – acesta suferă, concomitent, şi o variaţie de temperatură.
Dacă schimbul de căldură al unui corp cu mediul exterior provoacă
numai modificarea stării lui de agregare, fără variaţie de temperatură atunci,
căldura se numeşte latentă (astfel căldura necesară vaporizării unei mase de lichid se numeşte căldură latentă de vaporizare; similar există şi căldură
latentă de condensare, de topire etc.).
Energia totală a unui corp este formată din energia externă (cinetică,
potenţială, etc.) şi energia internă (energia mişcării termice, energia nivelurilor energetice, energia nucleară, etc.).
Energia are inerţie iar la un sistem izolat aceasta se conservă.
La interacţiunea dintre două sisteme pot avea loc transferuri energetice în diverse moduri.
Transferul de energie prin efect termic se numeşte „căldură” – fiind
caracteristic sistemelor care nu-şi modifică parametrii externi în timpul
procesului.
Transferul de energie prin efect mecanic se numeşte „lucru mecanic” –
fiind caracteristic sistemelor la care parametrii externi variază în timpul
procesului. Căldura şi lucrul mecanic - în sine - nu există.
Aceste mărimi intervin numai atunci când energia trece prin limita unui
sistem, adică – lucru mecanic şi căldura se definesc numai în procese de
transfer de energie. Energia este caracteristică unei stări, pe când căldura şi lucru mecanic,
sunt percepute doar ca moduri de transfer de energie.
Prin urmare, nu este corect să se spună că un corp conţine o anumită “cantitate de căldură” sau o anumită “cantitate de frig”, după cum nu se poate
spune că un corp are o anumită „cantitate de lucru mecanic”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
181
Ca durată, atât lucru mecanic cât şi căldura sunt efemere, existenţa lor
limitându-se la momentul transmiterii. Înmagazinarea lor în mediul de lucru se
face sub formă de energie cinetică sau potenţială, respectiv energie internă sau entalpie.
În termodinamica clasică este adoptată următoarea convenţie de semne:
Sistemul primeşte Căldură: Q > 0
Lucru mecanic: L < 0
Sistemul cedează Căldură: Q < 0
Lucru mecanic: L > 0
Energia termică este exprimată cantitativ prin produsul potenţialului termic al corpului şi prin capacitatea termică a masei lui.
Aşadar, căldura schimbată de un corp – Q, este proporţională cu masa –
m a corpului, cu variaţia – ΔT a temperaturii acestuia, fiind dependentă de natura corpului:
TmcQ (4.62)
Potenţialul termic este dat de temperatură – ΔT – ca măsură a energiei de mişcare a moleculelor.
Produsul – mc, se numeşte capacitate termică (calorică) şi reprezintă
cantitatea de căldură primită sau cedată de un corp cu masa m pentru a-şi
modifica temperatura cu 1K. Capacitatea calorică este determinată - în primul rând - de masa care suferă sporirea energiei interne de mişcare. Dublarea
masei unui corp are drept consecinţă, la temperatură constantă, dublarea
energiei termice. Corpuri diferite ca substanţă, dar de mase egale, au însă nevoie de aporturi diferite de energie, pentru a fi încălzite cu aceeaşi diferenţă
de temperatură.
Ca unitate de măsură pentru determinarea cantităţii de căldură s-a stabilit caloria, care este cantitatea de căldură ce trebuie să se furnizeze unui
gram de apă, pentru ca aceasta să se încălzească cu 1ºC.
Caloria, fiind o unitate foarte mică, pentru determinări tehnice se
utilizează kilocaloria, care reprezintă cantitatea de căldură necesară unui kilogram de apă pentru a fi încălzită de la 19,5ºC la 20,5ºC, la presiunea
atmosferică normală.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
182
În tehnica frigului se obişnuieşte să se noteze convenţional – conţinutul
de căldură a apei la 0ºC cu 0(zero) – astfel că, 1 kg apă la 10ºC are un conţinut
de căldură de 10 kcal.
Pentru a exemplifica această noţiune referitoare la conţinutul de căldură
se va urmări exemplul de mai jos:
Amestecând: 3 kg de apă care are o temperatură de + 18ºC,
cu 15 kg de apă subrăcită la –3ºC şi
cu 48 kg de apă la + 25ºC,
se vor constata următoarele:
3 kg apă conţin: 3 x 18 = 54 kcal
15 kg apă subrăcită conţin: 15x (–3) = –45 kcal
48 kg apă conţin: 48 x 25 = 1.200 kcal
Deci, în total, avem cantitatea de căldură: 54 – 45 + 1.200 = 1.209 kcal
Această cantitate de căldură este conţinută şi în amestecul final care
cântăreşte 66 kg şi a cărui temperatură este tºC; în acest caz, conţinutul de căldură al amestecului este:
66 x tºC = 1.209 kcal.
tºC = 66
1209 = 18,3ºC
Deoarece transferul de căldură între două corpuri are loc într-o anumită
perioadă de timp, este util să se cunoască şi cantitatea de căldură transmisă în unitatea de timp.
Astfel apare noţiunea de flux de căldură (debit de căldură):
1 kwh = 860 kcal (4.63)
= ΔQ/ Δτ [W] [kcal/h] (4.64)
1W = 0,86 kcal/h (4.65)
1kcal/h = 1,16 W (4.66)
1W = 1J/s (4.67)
ΔQ este cantitatea de căldură transmisă în intervalul de timp Δτ. Atunci când transferul de căldură se face prin intermediul unei suprafeţe,
se defineşte densitatea de flux de căldură – q, ca fiind fluxul de căldură
transmis prin unitatea de suprafaţă exprimat în [W/m2][kcal/m
2h]:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
183
Sq (4.68)
În care S reprezintă suprafaţa de transfer termic [m2].
Temperatura, ca şi lungimea, masa şi timpul, nu poate fi definită în mod
explicit prin alte mărimi; aceasta indică diferenţa dintre energia de mişcare
moleculară prezentă şi o stare de referinţă. Aşadar, temperatura este un parametru intern de stare care, la
parametri externi constanţi este o funcţie numai de energie – constituind în
acest fel - o măsură a acesteia.
Firesc este să se considere ca stare de referinţă acea stare la care energia internă a corpului este nulă.
Temperatura corespunzătoare acelei stări este cunoscută, în fizică, sub
numele de zero absolut.
Scara termometrică, pornind de la zero absolut, indică temperatura
corpurilor în grade absolute sau Kelvin.
Obişnuit, se exprimă starea termică a unui corp - la un moment dat - prin
compararea acesteia cu starea la care se topeşte gheaţa. Notându-se, aceasta din urmă, cu zero, iar starea la care fierbe apa, la
presiunea de 1,013 x 105 N/m
2 cu 100, se obţine scara termometrică Celsius.
Punctul zero de temperatură nu are, astfel fixat, nici o semnificaţie fizică şi nici o importanţă de limită pentru vieţuitoare şi plante, el fiind ales arbitrar.
Faţă de acest punct, zero absolut este situat la –273,16ºC, astfel încât,
temperatura absolută T exprimată în [K] a unui corp, cunoscându-se
temperatura în grade Celsius, se poate obţine astfel:
T = 273 + (4.69) Temperatura se măsoară cu termometre care folosesc în acest scop una
din proprietăţile variabile, uşor şi precis măsurabile ale materiei: dilatarea corpurilor, variaţia proprietăţilor electrice cu temperatura etc.
Căldura specifică a unei substanţe omogene reprezintă energia termică necesară unităţii de cantitate din acea substanţă pentru a-şi mări temperatura
cu un grad, fără ca procesul să producă o schimbare de fază sau de stare de
agregare.
Pentru procesele cu schimbare de fază sau de stare de agregare, transformarea fiind izoterm–izobară, noţiunile de căldură specifică şi
capacitate calorică sunt lipsite de sens.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
184
Căldura specifică variază cu temperatura şi - în măsură mai mică - cu
presiunea.
Aşadar, căldură transmisă unui corp este proporţională cu greutatea (masa) acelui corp, cu variaţia de temperatură suferită şi cu o mărime
caracteristică substanţei acelui corp numită căldură specifică.
Prin introducerea noţiunii de căldură specifică, determinarea căldurii
transmise unui corp, prin varierea temperaturii sale, se reduce la măsurători de masă şi de temperatură şi la cunoaşterea acestei călduri specifice.
Ca unitate a cantităţii materiale a unui corp solid sau lichid se va lua - în toate calculele - masa de 1 kg, iar pentru volumul normal de gaze - Nmc.
Prin – Nmc – se înţelege cantitatea de gaz care ocupă, la 273K (zero
grade Celsius) şi presiunea de 1,013 x 105N/m
2 (760 mm Hg) spaţiul unui m
3.
Valoarea căldurii specifice depinde de transformare.
Căldura specifică depinde de presiune, volum şi temperatură.
Puterea – P, este o mărime de stare definită cu ajutorul energiei, căldurii sau
a lucrului mecanic elementar, raportate la timpul infinitezimal în care are loc
procesul. Unitatea de măsură a puterii este wattul [W].
Entalpia – i, este o mărime specifică, având unitatea de măsură J/kg.
Exponentul adiabatic – x şi exponentul politropic – n sunt mărimi
adimensionale care intervin în transformările simple.
Principiul I al termodinamicii - are un caracter general, fiind un mod
de exprimare a legii conservării energiei într-o maşină termică: „nu se poate
realiza o maşină termică cu funcţionare continuă care să producă lucru
mecanic, fără a consuma, din exterior, căldura echivalentă lucrului mecanic
produs” (o astfel de maşină ar fi un perpetuum mobile de speţa întâi). Prin inversarea raţionamentului, se poate trage concluzia că, nu se poate
construi o maşină termică, care să consume din exterior energie fără a ceda
energie echivalentă sub altă formă. Prin urmare, Principiul I al termodinamicii afirmă că este imposibilă
realizare unui perpetum mobile de speţa întâi.
Pe baza acestui principiu general se poate scrie ecuaţia pentru un sistem
termodinamic închis care nu schimbă energia cu exteriorul.
LQU (4.70)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
185
În procesele ciclice:
0U (4.71) adică:
–L + Q = 0 (4.72)
ceea ce înseamnă că, producerea de lucru mecanic (L>0) nu este posibilă decât
dacă se consumă o cantitate de căldură echivalentă.
Principiul al II al termodinamicii constituie, ca şi primul principiu, o
lege a naturii. Aceasta arată, de fapt că „căldura nu poate trece de la sine (în mod
natural) de la un corp cu temperatură mai scăzută la un corp cu temperatură
mai ridicată”. Prin acest enunţ nu se exclude posibilitatea trecerii căldurii de la un corp
rece la unul cald. Un astfel de proces însă, nu se produce în natură - de la sine
(în mod spontan) - ci, printr-un consum de lucru mecanic din exterior, deci în
urma unor modificări ale condiţiilor exterioare (cazul instalaţiilor frigorifice şi a pompelor de căldură).
În esenţă, Principiul al II admite existenţa unui sens perfect pentru
transformări, în care există cea mai mare probabilitate ca transformarea să aibă loc de la sine [19].
Sensul preferat al oricărei transformări din natură (nu numai al
transformărilor temice) este cel care duce transformarea spre cel mai stabil
echilibru. Acesta este atins, atunci când energia are cel mai mic potenţial.
Transformarea în sens preferat, are - aşadar – cea mai mare probabilitate de a
se produce şi - prin urmare – se produce şi cea mai mare variaţie de entropie.
Este principiul ireversibilităţii transferurilor în natură.
Entropia este mărimea de stare corespunzătoare acestui principiu.
Aşadar, noţiunea de entropie este strâns legată de formularea dată de Clausius celui de al doilea Principiu al termodinamicii.
Etimologic, cuvântul entropie înseamnă „valoare de transformare”, în
termodinamică, noţiunea fiind introdusă pentru a avea, de fapt, o unitate de
măsură necesară Principiului al II.
Diferenţa de entropie dintre două stări este unitatea de măsură a
sensului preferat al transformărilor termodinamice.
Din punct de vedere al mişcării moleculare, entropia este o mărime de stare proporţională cu posibilitatea de situare a moleculelor în spaţiu, în
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
186
agitaţia lor haotică. Cu cât dezordinea pe care o pot crea moleculele, în
mişcarea lor, este mai mare, cu atât şi entropia corpului considerat are o
valoare mai mare.
Entropia este singura mărime care are caracter de mărime de stare –
numai dacă transformarea este reversibilă – deoarece, în cazul
transformărilor ireversibile curba ei nu se închide în timpul transformărilor
ciclice. Este o mărime derivată şi face parte din categoria mărimilor calorice de
stare [35].
Entropia – s, este deci, o mărime de stare, având ca unitate de măsură [J/kgK] şi, cu ajutorul căreia, se defineşte calitatea unui proces termodinamic,
variaţia sa fiind dată de relaţia:
T
dqds
(4.73)
în care: q – este căldura primită sau cedată de un corp cu masa de un kilogram
1a o variaţie a stării sale;
T – temperatura absolută [K].
Din relaţia 4.60 rezultă [30]:
1–2: Lucru mecanic tehnic specific de comprimare (+):
δq = 0 (proces adiabatic);
ds = 0 (proces izentropic);
δlc = –di
de unde, prin integrare:
|lc|= i2 - i1 (4.74)
2 –3: Sarcina termică specifică de condensare:
dp = 0
δlt = –vdp = 0
δq = di
qc = i2 – i3 = Tc(s2 – s3) = Tc Δs (4.75)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
187
3–4: Lucrul mecanic tehnic specific de destindere la entalpie
constantă: δq = 0
ds = 0
δlt = –di
ld = i3 – i4 (4.76)
4–1: Puterea frigorifică specifică de vaporizare – exprimă
efectul util al instalaţiei (reprezentând cantitatea de căldură preluată
de 1kg de agent de la intrarea în vaporizatorul V, până la
vaporizarea sa totală).
dp = 0
δlt = –vdp = 0
δq = di
qo = i1 – i4 = To (s1 – s4) = To Δs (4.77)
Lucrul mecanic total consumat pentru funcţionarea ciclului
se determină pe baza bilanţului energetic iar, în diagrama T–s:
)ss(Tqq)ii(ii)ii(iilll 32c0c41324312dccmin
sTc (4.78)
Se poate calcula şi eficienţa frigorifică a acestui ciclu, aşa cum
a fost definită anterior:
0c
0
0c
00fi
TT
T
s)TT(
sT
l
q
(4.79)
Se observă că eficienţa frigorifică depinde numai de T0 şi Tc,
fiind cu atât mai mare cu cât diferenţa Tc – T0 este mai mică.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
188
4.8.2. Ciclul teoretic – în domeniul vaporilor umezi – al
instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori într-o treaptă
În tehnică nu se utilizează maşini frigorifice care să lucreze
după un ciclu Carnot inversat ci se folosesc, în exclusivitate lichide
care vaporizează la temperaturi scăzute (lichide cu vapori reci) şi
care lucrează după un ciclu puţin diferit de ciclul Carnot inversat
(acest lucru nu schimbă însă cu nimic importanţa criteriului de
comparaţie introdus de ciclul Carnot).
Sub forma prezentată anterior, ciclul ideal nu poate fi utilizat
din două motive. Unul din aceste motive este următorul:
La maşinile frigorifice reale, cilindrul detentor conceput pentru
destinderea lichidului frigorific (după transformarea 3–4), este un dispozitiv foarte complex, iar lucru mecanic de destindere obţinut – ld, prin destinderea
lichidului este mic.
Din aceste motive, detentorul D, din schema precedentă se înlocuieşte
cu un dispozitiv mult mai simplu, numit ventil de laminare VL sau ventil de
reglaj VR – fig.4.28.
Aşadar, prin înlocuirea detentorului D cu ventilul de laminare VL,
procesul de laminare nu mai este adiabatic ci izentalpic (i = ct.).
Procesul de destindere izentropă (3–4) trebuie
înlocuit cu un proces de laminare izentalpă (prin
înlocuirea detentorului D cu un ventil de laminare
VL); în ventilul de laminare VL are loc laminarea
lichidului, proces care se desfăşoară la entalpie
constantă (prin laminare scăzând presiunea, o parte
din lichid se evaporă, ajungându-se astfel la starea
de lichid + vapori) – fig. 4.28 a,b.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
189
Modificarea este necesară, deoarece procesele frigorifice se desfăşoară
cu trecerea agentului prin starea lichidă pe curba limită (caz în care se impune
un proces de destindere pentru închiderea ciclului; destindere care nu poate avea loc decât dacă procesul este izentalpic).
Procesul este adiabatic - deci se desfăşoară fără schimb de căldură cu
mediul ambiant - şi, deoarece nici nu se produc interacţiuni cu exteriorul sub
formă de lucru mecanic tehnic, este evident că laminarea se desfăşoară cu menţinerea constantă a entalpiei. Presiunea scade de la presiunea de
condensare pc , în amonte de ventilul de laminare, până la presiunea de
vaporizare p0 , în aval de acest aparat. Ventilul de laminare – VL este un dispozitiv asemănător cu un robinet sau cu diafragmă care prezintă o secţiune
de curgere îngustată, reglabilă şi, în care are loc un proces de laminare
adiabatică.
Fig. 4.28. – Schema maşinii frigorifice funcţionând după un ciclu
teoretic în domeniul vaporilor umezi
Este deosebit de un robinet de trecere sau de închidere. Atunci când robinetul este deschis la maxim, secţiunea de trecere este de
cca 20% din secţiunea conductei pe care este montat.
În unele maşini frigorifice - în special cele de puteri frigorifice reduse -
destinderea se realizează într-un dispozitiv mai simplu, respectiv un tub capilar lung, de secţiune redusă (din punct de vedere termodinamic, transformarea din
tubul capilar este considerată tot o laminare adiabatică) [1].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
190
Şi în acest caz, schimburile energetice ale unui kilogram de
agent cu exteriorul la parcurgerea ciclului se determină folosind
ecuaţia celor două principii ale termodinamicii – fig.4.29 a,b.
Tdsldiq (4.80)
Procesele termodinamice caracteristice acestui ciclu sunt
următoarele:
Fig.4.29. – Ciclul teoretic al procesului de producere a frigului
prin comprimare mecanică a vaporilor de agent – în domeniul
vaporilor umezi a. Diagrama T – s; b. Diagrama lg p – i
Comprimare adiabatică reversibilă (izentropică) în compresorul
K: procesul 1–2;
Condensare izobar – izotermă în condensatorul C: procesul 2–3;
Laminare izentalpică: – procesul 3 – 4’, în ventilul de laminare
VL proces care determină scăderea temperaturii şi presiunii de la
valoarea corespunzătoare procesului de condensare – pc,Tc, la
valoarea corespunzătoare procesului de vaporizare – p0,T0; în
condiţii adiabatice de desfăşurare şi neglijând variaţia energiei
cinetice a agentului, procesul de laminare este izentalpic i4 = i3.
Se observă că, la sfârşitul laminării adiabatice (procesul 3–4),
entalpia este mai mare decât la sfârşitul destinderii izentropice
(procesul 3–4’), ceea ce conduce la micşorarea puterii frigorifice
specifice qo, cu Δqo.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
191
Vaporizare izobar-izotermă în vaporizatorul V: procesul 4–1.
Rezultă:
1–2: Lucru mecanic tehnic specific de comprimare (+):
δq = 0 (proces adiabatic);
ds = 0 (proces izentropic);
δlt = – di | lc | = i2 – i1 (4.81)
2–3: Sarcina termică specifică de condensare:
dp = 0
δlt = – vdp = 0
δq = di
qc = i2 – i3 = TC(s2 – s3) = aria 23ac2 (4.82)
3–4: Lucrul mecanic tehnic specific de destindere:
δq = 0
ds = 0
δlt = – di
ld = i3 – i4 = 0 (4.83)
i3 = i4
ld = 0 (4.84)
4–1: Puterea frigorifică specifică de vaporizare:
dp = 0
δlt = – vdp = 0
δq = di
qo = i1 – i4 = To (s1 – s4) = aria 14’bc1 (4.85)
Δqo= i4 – i4’ = To (s4 – s4’) (4.86)
Lucrul mecanic total consumat pentru funcţionarea ciclului
se determină pe baza bilanţului energetic:
|l| = |lc| – ld = i2 – i1 – (i3 – i4) = i2 – i3 – (i1 – i4) =
|qc | – qo= aria 123ab4’1 (4.87)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
192
Destinderea prin laminare fiind un proces ireversibil face ca
lucru mecanic al ciclului să nu mai fie reprezentat prin aria
suprafeţei delimitată de conturul ciclului.
Se poate calcula şi eficienţa frigorifică a acestui ciclu, aşa cum
a fost ea definită anterior:
f=
l
qo = 12
41
ii
ii =
0
0
1'4123
1'14
TT
T
abaria
bcaria
C
(4.88)
fif
(4.89)
Se observă că, efectuarea destinderii prin laminare determină,
evident, reducerea eficienţei frigorifice a ciclului teroretic (în
domeniul vaporilor umezi) în raport cu cea a ciclului ideal, Carnot
inversat de referinţă.
4.8.3. Ciclul teoretic – în domeniul vaporilor supraîncălziţi
al instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori într-o treaptă
Sub forma prezentată iniţial – ciclul ideal nu poate fi utilizat,
aşa cum s-a precizat, din două motive. Cel de-al doilea motiv este
următorul:
Din punct de vedere funcţional aceasta, presupune vaporizarea completă
a agentului în vaporizatorul V şi alimentarea compresorului K cu vapori
saturaţi uscaţi; picăturile de lichid pătrunse în vaporizator ar putea deteriora compresorul, faza lichidă fiind practic incompresibilă.
Procesul de comprimare (1–2) trebuie deplasat
în domeniul vaporilor supraîncălziţi pentru a evita
astfel condensarea vaporilor în cilindrii
compresorului precum şi pericolul apariţei loviturilor
hidraulice.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
193
Aşadar aspiraţia vaporilor umezi de către compresorul K, conduce la
depunerea pe pereţii cilindrului a picăturilor de lichid frigorific care au ca
efect creşterea pierderilor de căldură, înrăutăţirea ungerii, posibilitatea apariţiei şocurilor în timpul funcţionării, scăderea gradului de umplere a
compresorului şi – în final - diminuarea eficienţei frigorifice instalaţiei.
Din acest motiv se preferă funcţionarea compresorului cu vapori uscaţi,
adică funcţionarea în – aşa numitul – regim sec, al compresorului. Compresorul funcţionează în regim uscat cu un grad mai mare de
umplere deci, cu un coeficient de debit mai mare decât în regim umed (între
aceleaşi trepte de presiune). Drept urmare, cursa de aspiraţie a pistonului compresorului şi – implicit - coeficientul de debit se micşorează.
Cu alte cuvinte, desfăşurarea procesului de comprimare în domeniul
vaporilor supraîncălziţi are ca efect creşterea siguranţei în funcţionare a compresorului K.
Schema constructivă a instalaţiei nu se modifică (în raport cu
instalaţia din fig.4.28.
Procesele de lucru sunt ilustrate în fig. 4.30 a,b.
Aşa cum s-a precizat, schimburile energetice ale unui
kilogram de agent frigorific cu exteriorul – la parcurgerea ciclului –
se determinăt, folosind ecuaţia celor două principii ale
termodinamicii:
Tdsldiq (4.90)
Comprimare adiabatică reversibilă (izentropică): procesul 1–2
Compresorul K determină creşterea presiunii şi temperaturii
agentului în stare de vapori saturaţi uscaţi de la valorile
corespunzătoare condiţiilor din vaporizator p0, T0 la cele
corespunzătoar sfârşitului comprimării pc şi T2 > TC.
Aşadar, procesul de comprimare are loc între limitele de
temperatură To şi T2.
Depăşirea temperaturii de condensare la refularea vaporilor
din compresor este o consecinţă a deplasării procesului de
comprimare din domeniul vaporilor umezi în domeniul vaporilor
supraîncălziţi.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
194
Fig.4.30. – Ciclul teoretic al procesului de producere a frigului
prin comprimare mecanică a vaporilor de agent
– în domeniul vaporilor supraîncălziţi
a. Diagrama T – s; b. Diagrama lg p – i
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
195
Procesele termodinamice caracteristice acestui ciclu sunt
următoarele:
Răcire izobară a vaporilor în condensatorul C: procesul 2–2’;
Condensare izobar – izotermă în condensatorul C: procesul 2’–3;
Laminare izentalpică în ventilul de laminare VL: procesul 3–4 ;
Vaporizare izobar – izotermă în vaporizatorul V: procesul 4–1.
Rezultă:
1–2: Lucru mecanic tehnic specific de comprimare (+):
δq = 0 (proces adiabatic);
ds = 0 (proces izentropic);
δlt = –di;
|lc| = i2 – i1. (4.91)
2–3: Sarcina termică specifică de condensare:
dp = 0;
δlt = –vdp = 0;
δq = di;
qc = i2 – i3 = TC(s2 – s3) = aria 22’3ac2. (4.92)
3–4: Lucrul mecanic tehnic specific de destindere:
δq = 0;
ds = 0;
δlt = –di ;
ld = i3 – i4 = 0; (4.93)
i3 = i4;
ld = 0.
4–1: Puterea frigorifică specifică de vaporizare
dp = 0;
δlt = –vdp = 0;
δq = di;
qo = i1 – i4 = To (s1 – s4) = aria 14bc1. (4.94)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
196
Titlul vaporilor umezi din punctul 4 se determină din condiţia:
14
'
1443 ixi)x1(ii (4.95)
sau
)ii(xiii '
114
'
143
De unde
)ii/()ii(x '
11
'
134 (4.96)
Pe baza bilanţului energetic al ciclului se ajunge la concluzia
că lucru mecanic al ciclului este chiar lucru mecanic pentru
comprimare şi are valoarea:
│l│= │lc│= │qc│– qo = i2 – i3 – (i1 – i4) = i2 – i1 =
= aria 122’3ab41 (4.97)
Datorită deplasării procesului de comprimare în domeniul
supraîncălzit, temperatura de refulare a vaporilor T2 este superioară
temperaturii de condensare TC (considerată a fi egală cu cea a
mediului ambiant – Ta). Consecinţa directă constă în faptul că,
procesul de răcire izobară 2–2’ este ireversibil – pe plan extern –
datorită diferenţei finite scăzătoare de temperatură care
caracterizează transferul căldurii de la agent către mediul ambiant.
Eficienţa frigorifică a ciclului este dată de relaţia :
f = l
qo = 12
41
ii
ii =
413'122
114
abaria
bcaria (4.98)
0
0
21
20
TT
T
TT
T
l
q
C
f
(4.99)
fif
(4.100)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
197
Se observă că, atât procesul de destindere prin laminare cât
şi deplasarea începutului comprimării în domeniul vaporilor
supraîncălziţi, reduc eficienţa frigorifică a ciclului teoretic în
raport cu eficienţa ciclului ideal Carnot inversat.
4.8.4. Ameliorări ale instalaţiilor frigorifice cu comprimare
mecanică de vapori într-o treaptă de comprimare
Cele mai simple instalaţii cu comprimare cu o treaptă sunt
utilizate pentru scăderea temperaturii până la –20... –30 0C.
Pentru a se obţine temperaturi mai joase, eficienţe frigorifice
sporite sau condiţii de funcţionare mai bune se recurge la
perfecţionarea ciclului prin:
4.8.4.1. Ciclul teoretic ameliorat prin subrăcire cu apă
Subrăcirea agentului înainte de laminare;
Supraîncălzirea vaporilor aspiraţi în compresor;
Montarea unui aparat numit – separator de lichid;
Introducerea schimbului de căldură regenerativ.
Pentru a îmbunătăţi economicitatea unei
instalaţii frigorifice cu o treaptă de comprimare
se poate introduce în sistem un schimbător de
căldură numit subrăcitor SR – aparat intercalat
între condensatorul C şi ventilulul de laminare
VL – care are rolul de a reduce temperatura
agentului frigorific condensat sub temperatura
de condensare (astfel, influenţa negativă a
ireversibilităţii procesului de laminare asupra
eficienţei frigorifice este diminuată) – fig.4.31.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
198
Din fig.4.31 şi fig.4.32 a,b se remarcă faptul că, după
condensarea agentului în condensatorul C , lichidul cu starea 3 este
subrăcit - procesul izobar 3–3′ - în subrăcitorul SR, în care
temperatura scade cu:
ΔTSR = Tc – T3′ (4.101)
Condensarea este urmată de procesul de laminare 3′–4′, după
care procesele se desfăşoară similar cazului în care nu există
subrăcire.
Condensul intră în SR cu temperatura TC şi se subrăceşte
datorită apei de răcire (se ştie deja că, subrăcirea este posibilă doar
dacă temperatura apei de răcire este mai mică decât temperatura de
condensare; nu trebuie confundată temperatura apei de răcire cu
temperatura agentului frigorific lichid subrăcit deoarece această
egalitate poate exista doar în cazul proceselor reversibile).
Fig.4.31. – Schema maşinii frigorifice cu subrăcire
Influenţa subrăcirii poate fi evidenţiată observând că puterea
frigorifică specifică a agentului este:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
199
qo' = i1 – i4' = i1 – i4 + i4 – i4' = qo + Δqosr (4.100)
în care:
qo – puterea frigorifică specifică a agentului termic în cazul
ciclului fără subrăcire
iar:
ΔqoSr = i4 – i4' = 44'– reprezintă creşterea puterii frigorifice
datorită subrăcirii.
Sarcina termică specifică a agentului în procesul de subrăcire,
în acest caz, va fi:
│qsr│ = i3 – i3' = '33 = i4 – i4' = Δqosr = 44' (4.101)
Eficienţa frigorifică a ciclului cu subrăcire este:
Srl
qo
'
=l
qq oSro = 1o osr
o
q q
l q=εf 1 osr
o
q
q>εf (4.102)
unde:
osr
o
q
q
– reprezintă creşterea relativă a puterii frigorifice
specifice datorită subrăcirii.
Tot pentru evidenţierea avantajelor acestui tip de instalaţie, în
tabelul următor, se efectuează o analiză copmparativă a calculului
termic a ciclurilor cu şi fără subăcire cu apă – tabel 4.1.[1].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
200
Fig.4.32 a, b. – Ciclul ameliorat prin subrăcirea cu apă:
a. diagrama T – s; b. diagrama lg p – i
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
201
Tabel 4.1 - Analiza comparativă a ciclurilor cu şi fără subrăcire cu apă
FĂRĂ SUBRĂCIRE
CU SUBRĂCIRE
Obs.
puterea frigorifică specifică
410 iiq
puterea frigorificăspecifică
0'410 qii'q avantaj
debitul masic al instalţiei
0
0m0
q
QD
debitul masic al instalţiei
m0
0
0m0 D
'q
Q'D avantaj
lucrul mecanic specific necesar
comprimării
12 iil
lucrul mecanic specific necesar
comprimării
lii'l 12
puterea necesara comprimării în
compresorul K
lDP m0
puterea necesara comprimării în
compresorul K
P'l'D'P m0
avantaj
sarcina termică specifică a
condensatorului C
32C iiq
sarcina termică specifică a
condensatorului C
C32C qii'q
sarcina termică a subrăcitorului
SR
'
33
' iiqSr
avantaj
sarcina termică a C
PQqDQ 0ComC
sarcina termică a C şi SR
C0
'
SR
'
comSRC Q'P'Q)qq('DQQ
avantaj
eficienţa frigorifică
P
Q0
eficienţa frigorifică
'P
Q' 0
avantaj
randamentul exergetic
1T
T
C
0ex
randamentul exergetic
1T
T
C
0ex ex
avantaj
Comparând datele din tabelul 4.1 (pentru cele două cicluri
analizate), se observă că - întotdeauna - este avantajos să se
realizeze subrăcirea în instalaţiile frigorifice.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
202
Acest mod de „ameliorare” este specific instalaţiilor
frigorifice care utilizează amoniacului – NH3 ca agent frigorific.
Subrăcirea agentului, în cazul instalaţiilor cu comprimare de
vapori funcţionând cu amoniac, se realizează cu apă de răcire.
În cazul instalaţiilor cu freon se recurge la subrăcirea
regenerativă (internă).
4.8.4.2. Ciclul teoretic ameliorat prin supraîncălzirea vaporilor
aspiraţi de compresor
În cazul ciclului teoretic s-a considerat că vaporii aspiraţi în
compresor sunt saturaţi uscaţi.
În realitate, în vederea îmbunătăţirii umplerii cilindrului
compresorului se recurge la supraîncălzirea vaporilor înainte de
aspiraţie (acest proces poate avea loc atât în vaporizatorul
instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de vapori cât şi pe
conducta de legătură dintre vaporizatorul V şi compresorul K) – fig.
4.33a,b.
Ciclul teoretic al instalaţiei este reprezentat în diagramele T–s
şi lg p–i, ilustrate în fig. 4.33a,b în care vaporii prezintă un grad
mare de supraîncălzire ΔTsî = T1'–To, proces realizat în
vaporizatorul V, înainte ca vaporii să fie aspiraţi în compresorul K.
În aceste condiţii puterea frigorifică specifică a agentului este:
qo' = i1' – i4 = i1 – i4 + i1' – i1 = qo + Δqosî (4.103)
unde:
qo= i1 – i4 = 41– reprezintă puterea frigorifică fără
supraîncălzirea vaporilor;
Δqosî = i1' – i1 = '11 – reprezintă creşterea puterea
frigorifice datorită supraîncălzirii vaporilor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
203
Fig.4.33 a,b – Ciclul ameliorat prin supraîncălzirea
vaporilor aspiraţi de compresor: a. Diagrama T – s; b. Diagrama lg p – i
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
204
După cum se observă, procesul de supraîncălzire se
caracterizează printr-un consum de lucru mecanic specific:
l' = i2” – i1' (4.104)
mai mare cu aria 11'2”21 - decât ciclul fără supraîncălzire:
l = i2 – i1 (4.105)
Consumul de lucru mecanic specific în procesul 1-2 este:
│l│= i2 – i1 (4.106)
iar în procesul 1' – 2”:
│l'│ = i2” – i1' (4.107)
rezultă:
│l'│ > │l│ (4.108)
Eficienţa frigorifică a ciclului cu supraîncălzire va fi:
ε'f = '
'
l
qo = 1'
2"
41'
ii
ii (4.109)
Dacă se compară această eficienţă cu cea a ciclului fără
supraîncălzire:
f = l
qo = 12
41
ii
ii (4.110)
Existenţa supraîncălzirii determină deplasarea
procesului de comprimare din 1 – 2 în 1' – 2”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
205
se constată că raportul ε'f /εf este influenţat în mare măsură de
natura agentului frigorific [25].
Aceasta înseamnă că, supraîncălzirea vaporilor la aspiraţia în
compresor se face simţită şi în consumul specific de energie al
instalaţiei.
Influenţa supraîncălzirii vaporilor este ilustrata în tabelul 4.2. Tabel nr. 4.2.
Mărimi caracteristice ale ciclului în cazul agenţilor frigorifici
NH3, R-12, R-22
Agent NH3 R-12 R-22 T0/Tc –25/+30 –25/+30 –25/+30
tsi [0C] 5 35 5 35 5 35
q0 [kJ/kg] 1125 1192 121,4 139,3 165,2 185
v`
[m3/kg] 0,8 0,9 0,138 0,158 0,117 0,129
q0v [kJ/m3] 1400 1325 880 880 1410 1442
t”2 [0C] +130 +170 +47 +80 +70 +103
l [kJ/kg] 312 352 33,1 38,25 47,8 52,8
f 3,61 3,39 3,67 3,64 3,46 3,505
f(35)/ f(5) % 100 93,9 100 99,2 100 101,3
Efectul supraîncălzirii poate fi favorabil sau defavorabil şi în
funcţie de caracteristicile termodinamice ale agentului de lucru
folosit.
Din analiza datelor din tabel se observă existenţa unei noi mărimi
caracteristice – numită putere frigorifică specifică volumică qv – care
reprezintă căldura ce ar putea fi preluată de unitatea de volum de agent
aspirat de compresor.
Această mărime condiţionează debitul volumic D0v de vapori
aspiraţi în cilindrii compresorului.
Dacă se notează prin Q0 puterea frigorifică a instalaţiei (definită
ca fiind căldura preluată în unitatea de timp în procesul de realizare
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
206
a efectului frigorific), se constată că debitul masic D0m – exprimat
în [kg/s] – de agent care parcurge ciclul este dat de relaţia:
0
00
q
QD m (4.111)
Debitul volumic de vapori aspiraţi de compresor – exprimat în
[m3/s] – cu starea l' va fi:
v
mvq
Q
vq
Qv
q
QvDD
0
0
1
0
01
0
0100
'
'' (4.112)
unde:
''
1
010
v
qq v (4.113)
reprezintă tocmai puterea frigorifică specifică volumică exprimată în
33 m
kJ
kgm
kgkJ, în condiţiile stării 1' a vaporilor la aspiraţia K.
Concluzii:
Supraîncălzirea vaporilor de agent la
aspiraţia în compresor depinde de natura
agentului; valoarea temperaturii de aspiraţie
trebuie să asigure funcţionarea compresorului K
în regim uscat şi să nu conducă la depăşirea
valorii admisibile a temperaturii de refulare.
Astfel la amoniac - NH3, nu se recomandă
supraîncălzirea, (max.5 – 100C) pe când la freoni
se impune o supraîncălzire organizată.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
207
4.8.4.3. Ciclul teoretic ameliorat prin subrăcire internă
(regenerare)
O instalaţie care foloseşte această soluţie pentru subrăcire
este prezentată în fig 4.34 iar procesele de lucru care alcătuiesc
ciclul cu regenerare sunt redate în fig.4.35a,b.
Fig.4.34. – Instalaţia frigorifică cu subrăcire internă
Pentru instalaţiile frigorifice care utilizează
freoni, se foloseşte o altă metodă de ameliorare a
ciclului frigorific, denumită subrãcire internă, sau
regenerare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
208
Pentru instalaţiile frigorifice funcţionând cu freon, se
recomandă grade de supraîncălzire cât mai mari.
Deoarece supraîncălzirea vaporilor nu este raţională din punct
de vedere al eficacităţii schimbului de căldură se recomandă
realizarea supraîncălzirii vaporilor pe baza subrăcirii lichidului
obţinut prin procesul de condensare în cadrul unui transfer de
căldură (ireversibil) regenerativ. De asemenea, se poate obţine şi o
importantă reducere a pierderilor de energie la laminare prin
utilizarea schemei cu regenerator.
Specific acestui procedeu de subrăcire a condensului (realizat
pe seama supraîncălzirii vaporilor reci, furnizaţi de vaporizatorul V,
în regeneratorul - Rg), este faptul că, pe lângă creşterea puterii
frigorifice, creşte şi lucrul mecanic consumat dar - în ansamblu -
eficienţa frigorifică f se măreşte.
Avantajul principal al acestei ameliorări, îl reprezintă faptul că
asigură funcţionarea în regim "uscat" a compresorului K, adică în
domeniul vaporilor supraîncălziţi, fără prezenţa lichidului în
cilindri. Pentru înţelegerea avantajelor acestui tip de instalaţie, se
efectuează un calcul comparativ al ciclurilor cu şi fără regenerator
în tabelul 4.3.
Toate mărimile corespunzătoare ciclului cu subrăcire internă
sunt notate în tabel cu indicele '(prim). Se consideră că ambele
instalaţii au aceeaşi putere frigorifică.
În schimbătorul de căldură regenerativ Rg, lichidul cu starea 3
se subrăceşte până la starea 3′:
ΔTsr = Tc – T3′ (4.114)
pe seama supraîncălzirii vaporilor din starea 1 până în starea 1′:
ΔTsî = T1′ –To (4.115)
Dacă schimbătorul regenerativ Rg este izolat rezultă:
qsî = i1′ - i1 = '1
1sTd = '11 =│qsr│= i3 – i3′ =
'3
3sTd = '33 (4.116)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
209
Fig.4.35 a,b - Ciclul ameliorat prin subrăcirea internă: a. diagrama T – s; b. diagrama lg p – i
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
210
Tabel 4.3
Analiza comparativă a ciclurilor cu şi fără regenerare
FĂRĂ SUBRĂCIRE
INTERNĂ
CU SUBRĂCIRE
INTERNĂ Observaţii
puterea frigorifică specifică
410 iiq
puterea frigorifică specifică
0'410' qiiq
avantaj
debitul masic al instalţiei
0
00
q
QD m
debitul masic al instalţiei
mm Dq
QD 0
0
00
''
avantaj
lucrul mecanic specific necesar
comprimării
12 iil
lucrul mecanic specific
necesar comprimării
'" 12' iil
dezavantaj
minim
(diferenţe mici)
puterea necesara comprimării
în compresorul K
lDP m0
puterea necesara comprimării
în compresorul K
''' 0 lDP m
se impune
calcul pentru a
putea compara
sarcina termică specifică a C
32 iiqC
sarcina termică specifică a C
CC qiiq 32"'
sarcina termică specifică a
SR
1'1'33' iiiiqgR
sarcina termică a
condensatorului C
PQqDQ Comk 0
sarcina termică a
condensatorului C şi
subrăcitorului SR
'''' 0 PQqDQ ComC
se impune
calcul pentru a
putea compara
eficienţa frigorifică
P
Q0
eficienţa frigorifică
'' 0
P
Q
se impune
calcul pentru a
putea compara
randamentul exergetic
1T
T
C
0ex
randamentul exergetic
1T
T
C
0ex ex
avantaj
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
211
Impunând un anumit grad de supraîncălzire ΔTsî rezultă
entalpia şi – implicit - temperatura lichidului subrăcit:
i3′ = i3 – ( i1′ - i1) (4.117)
Ultima relaţie permite stabilirea relaţiei de legătură ΔTsr şi ΔTsî.
c1ΔTsr = cpmΔ Tsî (4.118)
sau
ΔTsr = 1c
c pm ΔTsî (4.119)
cpm – căldura specifică izobară medie a procesului de
supraîncălzire la p = ct în procesul de supraîncălzire 1–1′;
c1 – căldura specifică a lichidului în procesul de subrăcire 3–3′.
Observând faptul că: '410' iiq iar
'" 12' iil
rezultă că
eficienţa economică a ciclului teoretic cu răcire regenerativă este
dată de: εf = '
'
0
l
q=
'
1
"
2
'
41
ii
ii (4.120)
Utilizarea subrăcirii regenerative prezintă următoarele avantaje:
Utilizarea eficientă a suprafeţei de schimb de căldură a
vaporizatorului V (suprafaţa vaporizatorului fiind spălată de
lichidul frigorific care se evaporă);
Obţinerea unui grad de subrăcire mai avansat, (nu poate fi
obţinut cu ajutorul apei de răcire), eliminând astfel pericolul
formării de vapori la intrarea în ventilul de laminare VL;
Diminuarea pierderilor de frig prin conducta de aspiraţie a
compresorului K, datorită temperaturii relativ ridicate a
vaporilor aspiraţi.
Ca dezavantaje se pot menţiona:
Schemă constructivă mai complicată;
Apar pierderi suplimentare prin ireversibilitatea procesului de
transfer de căldură în regeneratorul Rg la diferenţe finite de
temperatură.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
212
4.8.4.4. Ciclul teoretic ameliorat prin separator de lichid (SL)
Procesul de separare a vaporilor reci de masa de lichid (care
poate fi antrenată din vaporizatorul V - în special în instalaţia
funcţionând cu compresor volumic, în cursa de aspiraţie a acestuia),
are loc deoarece:
în urma fenomenului de micşorare a energiei cinetice a
masei de vapori reci, la intrarea în separatorul de lichid SL
(datorită măririi importante a secţiunii de trecere), masa de
lichid nu mai poate fi antrenată către compresorul K,
aceasta căzând la baza separatorului prin greutate proprie;
întoarcerea agentului frigorific – lichid - din separatorul
SL în vaporizatorul V, se face gravitaţional sau forţat
(folosind o pompă de circulaţie);
picăturile fine de lichid care ar putea fi antrenate către
compresorul K împreună cu jetul de vapori reci, se depun
pe pereţii unui material ceramic amplasat la partea
superioară a separatorului de lichid SL, între doi pereţi de
plasă metalică (inele Rasching) şi, prin care este obligat să
treacă jetul de vapori înainte de a fi aspirat de compresor.
După laminare – fig.4.36, fig.4.37 - agentul frigorific cu starea
- 4 de vapori saturaţi umezi cu titlul - x4 este dirijată în separatorul
de lichid SL unde are loc separarea lichidului de stare - 4' de vapori
saturaţi uscaţi de stare - 4”.
Pentru asigurarea funcţionării compresorului K
în regim uscat, în schema instalaţiei frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori se introduce aparat
numit separator de lichid SL – fig.4.36.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
213
Fig.4.36. – Instalaţia frigorifice cu separator de lichid
Fig.4.37. – Ciclul ameliorat prin separator de lichid în diagrama T – s.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
214
Vaporii formaţi în vaporizatorul V, teoretic de stare 1 ≡ 4”
sunt introduşi tot în separatorul de lichid SL şi, chiar dacă
vaporizarea în vaporizatorul V a fost incompletă, compresorul K va
fi alimentat cu vapori saturaţi uscaţi, iar vaporizatorul V cu lichid
saturat.
Din schema instalaţiei se constată existenţa a două circuite
parcurse de debite diferite de agent D0m1 şi D0m2 – fig.4.36.
Raportul celor două debite se poate determina scriind bilanţul
termic pentru separatorul de lichid - fig.4.37.
D0m1i4 + D0m2 i1 = D0m1 i4” + D0m2i4 (4.121)
Ecuaţia 4.121 se împarte la D0m1:
i4 + i1 10
20
m
m
D
D= i4” + i4
10
20
m
m
D
D (4.122)
se notează cu µ – raportul celor debite de agent (i1 = i4”):
μ= 10
20
m
m
D
D =
'" 44
41
ii
ii=
'" 44
4
"
4
ii
ii
abaria
acaria
''44
44'
''
< 1 (4.123)
Având în vedere că:
i4” - i4 = ro (4.124)
este căldura de vaporizare a agentului la po,To;
şi
i4 = i4 + x4ro (4.125)
se poate scrie:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
215
μ='
4
''
4
4
'
4
''
4
ii
xrii o = o
oo
r
xrr 4 = o
4o
r
)x1(r=
o
o
r
q
(4.126)
De asemenea, ţinând seama de faptul că ro este căldura de
vaporizare a agentului - la po şi To rezultă:
μ = o
o
r
q= 1 – x4 (4.127)
Eficienţa frigorifică a ciclului (εSl ) va fi:
Sl = P
Qo = lD
rD
m
om
10
20 = μ l
ro = l
qo = εf (4.128)
în care:
Q0 – este puterea frigorifică realizată în vaporizatorul V
P – este puterea teoretică consumată în compresorul K
Rolul separatorului de lichid SL se rezumă, aşadar, la
asigurarea alimentării cu vapori uscaţi a compresorului cu piston şi
eliminarea posibilelor pătrunderi de picături de lichid în cilindrii
acestuia (asigurându-i astfel funcţionarea în regim „uscat”[13].
Lichidul separat de vapori revine în vaporizatorul V,
contribuind astfel la umplerea mai completă a acestuia cu agent
frigorific lichid (asigurând funcţionarea în regim „înecat” a
vaporizatorului V - aspect pozitiv de altfel - deoarece conduce la
mărirea coeficienţilor de schimb de căldură convectivi:
lichid > vapori
Separatorul de lichid SL, în cadrul instalaţiei frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori, constituie pentru compresorul K,
un mic rezervor tampon, fără a influenţa însă, eficienţa
frigorifică.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
216
4.8.4.5. Calculul termodinamic al procesului teoretic de
producere a frigului prin comprimarea vaporilor de
agent într-o treaptă, cu subrăcire
Totodată, aceste elemente stau la baza dimensionării şi
verificării aparatelor instalaţiei frigorifice.
Pentru calculul termic al unei maşini frigorifice o parte din
parametrii sunt specificaţi prin datele de proiectare iar ceilalţi
trebuiesc stabliţi cu ajutorul diagramelor termodinamice ale
proceselor.
De regulă, parametrii specificaţi iniţial sunt:
Puterea frigorifică (capacitatea frigorifică) – Q0 – ce trebuie
realizată de instalaţie, funcţie de procesul tehnologic deservit de
către aceasta [W] [kcal/h];
Temperatura de vaporizare – T0 [K]
Temperatura de condensare – TC [K]
Temperatura de subrăcire – TSR [K]
În funcţie de tipul agentului frigorific utilizat se mai cunosc:
Presiunea de vaporizare – p0 [bar]
corespunzătoare temperaturii T0;
Presiunea de condensare – pc [bar]
corespunzătoare temperaturii Tc;
Transpunerea ciclului frigorific în diagrama
entropică T–s, în diagrama log p–i precum şi
adaptarea acestuia la condiţiile specifice fiecărei
instalaţii este deosebit de importantă, deoarece
permite determinarea presiunilor de lucru, a
puterilor termice la nivelul aparatelor instalaţiei şi a
debitului de agent frigorific necesar a fi vehiculat
pentru obţinerea efectului frigorifc.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
217
Calculul termic al instalaţiei frigorifice trebuie să ia în considerare şi
temperatura mediului răcit Ti şi temperatura agentului de răcire al
condensatorului Tr. Temperaturile de vaporizare T0 şi de condensare TC - în cazul ciclului
teoretic - se consideră a fi egale cu temperaturile Ti şi Tr, iar - în cazul ciclului
real al instalaţiei frigorifice – valorile acestora se pot calcula cu relaţiile:
00 tTT i (4.129)
crc tTT (4.130)
în care pentru diferenţele de temperatură t0 şi tc, din considerente
economice, se adoptă valorile t0 = 2... 8 0C şi tc = 2... 5
0C.
Având în vedere faptul că, pentru gradul de supraîncălzire a vaporilor, se
recomandă tsi = 5...7 0C, iar pentru cel de subrăcire a lichidului tsr = 8... 13
0C, se determină temperaturile de supraîncălzire Tsi şi subrăcire Tsr cu relaţiile:
sisi tTT 0 (4.131)
srcsr tTT (4.132)
Se stabilesc apoi parametrii de stare ai agentului frigorific (p,
v, t, i etc.) în punctele caracteristice ale ciclului, cu ajutorul datelor
de calcul, a tabelelor, a diagramelor termodinamice sau a relaţiilor
analitice.
Capacitatea (puterea) frigorifică specifică masică – qom:
qom – cantitatea de căldură preluată de la vaporizator V
(mediul răcit) de către 1kg de agent frigorific.
Este cantitatea de căldură reprezentată de suprafaţa S114S4
– fig.4.32a, respectiv conţinutul de căldură indicat de variaţia de
entalpie exprimată în [kcal/kg] sau [kJ/kg] - fig.4.32b:
qom = i1 – i4 (4.133)
Capacitatea (puterea) frigorifică specifică volumică – qov:
qov – cantitatea de căldură care ar putea fi preluată de unitatea
de volum de agent aspirat în compresorul K în procesul de realizare
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
218
a efectului frigorific (care se referă la starea agentului la intrarea în
compresor) – [kg/m3]:
'1
00
v
qq m
v (4.134)
v1' – volumul masic (specific) al vaporilor [m3/kg]
Capacitatea frigorifică volumică qov influenţează direct
dimensiunile compresorului K, deoarece, condiţionează debitul
volumic D0v de vapori aspiraţi.
La compresoarele de puteri mici se recomandă – din motive
de execuţie – agenţii frigorifici cu capacităţi frigorifice volumice
mici. În cazul unei insalaţii de dimensiuni mici, instalaţie în care debitul de
agent frigorific Dov este redus, dacă s-ar lucra cu valori mari pentu qov, ar rezulta dimensiuni foarte mici pentru compresor (greu de realizat la
compresoarele cu piston).
Lucrându-se cu valori diminuate pentru qov, la aceeaşi instalaţie de dimensiuni reduse, s-ar obţine valori mari de investiţie pentru conductele de
distribuţie a agentului frigorific dar, s-ar simplifica execuţia compresorului K.
La turbocompresoare se recomandă agenţi cu capacitate
frigorifică volumică qov mică.
În cazul instalaţiilor care lucrează la temperaturi de vaporizare
joase se recomandă – agenţi cu capacitate frigorifică volumică qov
mare.
Cele mai mari valori ale puterii frigorifice volumice le are bioxidul de
carbon - CO2, urmat de R-22, amoniac- NH3, R-12, clorura de metil, bioxidul
de sulf - SO2, clorura de etil etc (în această ordine vor descreşte şi dimensiunile compresorului).
În concluzie, puterea de răcire a compresorului care - în acelaşi timp
reprezintă şi puterea frigorifică a instalaţiei exprimată în [W] sau [kcal/h]-
vv qDQ 000 (4.135)
depinde atât de natura agentului, cât şi de regimul de lucru.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
219
Un agent care are o valoare mare pentru capacitatea frigorifică
volumică qov conduce la creşterea Q0.
Totodată, pe măsură ce se închide ventilul de laminare VL (prin variaţia regimului intern al instalaţiei) temperatura de vaporizare T0 scade, ducând la
micşorarea puterii frigorifice a instalaţiei - Q0.
Debitul masic de vapori aspiraţi – [kg/s]:
Dom = om
o
q
Q (4.136)
Debitul masic de agent frigorific Dom se poate stabili dacă se
cunoaşte puterea frigorifică Q0 cerută în instalaţie precum şi
capacitatea frigorifică specifică qom.
Debitul volumic de vapori aspiraţi [m3/s]:
Dov =vm
mq
Qv
q
QvD
0
0
1
0
0
10 (4.137)
Pe baza acestei relaţii se poate dimensiona compresorul
teoretic. Se observă că, dimensiunile compresorului sunt cu atât mai
mari cu cât puterea frigorifică specifică volumică a agentului
frigorific este mai mică.
Aşadar, capacitatea frigorifică volumică influenţează direct
dimensiunile compresorului, deoarece – aşa cum s-a specificat -
condiţionează debitul volumic D0v de vapori aspiraţi.
Lucru mecanic specific pentru comprimarea vaporilor - lc
Echivalentul caloric al lucrului mecanic consumat este
reprezentat prin variaţia de entalpie (i2 – i1) exprimată în [kcal/kg]:
lc = i2 – i1 (4.138)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
220
şi reprezintă lucrul mecanic consumat pentru comprimarea unui kg
de vapori de la starea 1 la starea 2.
Capacitatea frigorifică specifică a condensatorului C - qC
exprimată în – [kcal/kg] sau [J/kg]:
qC = i2 – i3 (4.139)
Este cantitatea de căldură pe care o cedează agentul frigorific
sursei calde prin agentul de răcire utilizat la condensatorul C şi care
măsoară variaţia de entalpie (i2 – i3).
Capacitatea frigorifică specifică a subrăcitorului SR - qSR
exprimată în – [kcal/kg] sau [J/kg]:
qSR = i3 – i3΄ (4.140)
Este cantitatea de căldură pe care o cedează agentul frigorific
sursei calde prin agentul de răcire utilizat la subrăcitor şi care
măsoară variaţia de entalpie (i3 – i3΄).
Capacitatea termică a condensatorului QC – [W] [kcal/h]
QC = Dom . qC (4.141)
Capacitatea termică a subrăcitorului QSR – [W] [kcal/h]
QSR = Dom . qSR (4.142)
Puterea teoretică consumată de compresor pentru
comprimarea vaporilor – Pt [W]:
Pt = Dom (i2 – i1) = Dom . lc (4.143)
Se verifică bilanţul termic al instalaţiei:
Qo + Pt = Qc + QSR (4.144)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
221
Eficienţa frigorifică a instalaţiei:
εf = t
o
P
Q=
com
moom
lD
qD=
c
om
l
q (4.145)
Concluzii:
O instalaţie frigorifică trebuie să răspundă scopului pentru
care a fost concepută, realizarea ei făcându-se cu investiţii
financiare minime.
Acest aspect presupune valori mari pentru puterea frigorifică Qo şi
dimensiuni minime pentru elementele componente ale instalaţiei frigorifice
(vaporizator, condensator, compresor, conducte etc.)
Din observaţiile enumerate, rezultă că parametrii T0,TC,TSR
sunt determinanţi în aprecierea performanţelor unei maşini
frigorifice. Din acest motiv, pentru studiul comparativ al
maşinilor frigorifice, s-au fixat, anumite condiţii
convenţionale, de referinţă: normale, standard etc:
Pentru condiţii normale se impun valorile:
Temperatura de vaporizare t0 = – 10 [0C]
Temperatura de condensare tc = +25 [0C]
Temperatura de subrăcire tSR= +15 [0C]
Pentru condiţii standard se impun valorile:
Temperatura de vaporizare t0 = – 15 [0C]
Temperatura de condensare tc = +30 [0C]
Temperatura de subrăcire tSR = +25 [0C]
O atenţie deosebită trebuie acordată valorii cilindreei Dov de
care depind direct dimensiunile constructive ale
compresorului K; cilindreea Dov care - în cazul teoretic -
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
222
coincide cu volumul de vapori aspiraţi, depinde direct de
capacitatea volumică q0v, a agentului frigorific. Totodată şi
capacitatea frigorifică Qo a instalaţiei depinde de q0v.
Valoarea optimă a q0v se stabileşte în funcţie de natura
instalaţiei şi condiţiile de lucru [13].
4.9. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori în două trepte de comprimare
4.9.1. Necesitatea comprimării de vapori în două trepte
În procesele care impun ca temperatura de vaporizare – 0T să
fie foarte scăzută, iar temperatura de condensare – CT să poată fi
păstrată la valori acceptabile (nu foarte ridicate), instalaţia
frigorifică cu comprimare mecanică de vapori într-o treaptă nu se
recomadă a mai fi folosită deoarece:
În cazul unui compresor frigorific cu R–22 şi a unui spaţiu mort
(vătămător) ε0 = 4...5%, coeficientul de debit se anulează pentru
rapoarte pc/p0 = 20...25, ceea ce corespunde, în cazul TC = 300C, unor
temperaturi de vaporizare de T0 = –52... –56 0C.
are loc creşterea raportului de comprimare
0c ppH , pe care trebuie să-l realizeze compresorul
instalaţiei frigorifice, însoţit, totodată, de diminuarea
coeficientului de debit
şi, implicit de diminuarea
randamentului indicat al compresorului i .
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
223
Prin compararea ciclurilor suprapuse se constată că, odată cu
scăderea temperaturii de vaporizare )TT(TT *
00
*
00 şi creşterea
temperaturii de condensare )TT(TT *
cc
*
CC , lucrul mecanic
consumat pe ciclu )ll(ll *
cc
*
cc creşte iar capacitatea frigorifică
)qq(qq *
00
*
o0 scade, ceea ce – în final – conduce la
diminuarea eficienţei ciclului frigorific.
Pentru ciclul ''"'"' 43221 cu limitele de temperatură *
0T şi *
CT
apropiate, eficienţa frigorifică este:
''"'"'
'''''
*
*
0*
43221
414
aria
baaria
l
q (4.146)
Pentru ciclul 1234
cu limitele de temperatură 0T şi c
T
apropiate, eficienţa frigorifică este:
34122
441'
0
aria
abaria
l
q (4.147)
la temperaturi de vaporizare scăzute T0,
temperatura de comprimare TC – depăşeşte valorile
admisibile de circa 1450C, corespunzătoare
temperaturii de cocsificare a uleiului; în aceste
condiţii, eficienţa frigorifică ε – scade, datorită
diminuării capacităţii frigorifice specifice q0 şi
măririi lucrului mecanic de comprimare specific lc –
fig.4.38.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
224
Fig. 4.38 – Ciclul teoretic a două procese suprapuse:
a. diagrama T – s.; b. diagrama log p – i.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
225
Se observă că:
*ll (4.148)
iar *
00 qq
(4.149)
rezultă: *
(4.150)
În situaţii extreme, la creşterea prea accentuată a raportului de
comprimare, 0c ppH aceste instalaţii devin nu doar neeconomice ci chiar
imposibil de utilizat .
Limita de utilizare a comprimării mecanice într-o treaptă
depinde de agenţii frigorifici utilizaţi.
Orientativ, se pot realiza temperaturi scăzute de până la:
t0 < –350C – proces într-o treaptă de comprimare;
–35 0C < t0 < –60
0C – proces în două trepte de comprimare;
–60 0C < t0 < –80
0C – proces în trei trepte de comprimare.
Trecerea la instalaţia cu două trepte devine raţională la scăderea
temperaturii de vaporizare sub –15... –270C pentru instalaţiile cu amoniac şi
–20…–350C pentru freoni.
Prin urmare, prin mărirea intervalului dintre *
0T
şi *
cT – pe de o parte – scade eficienţa ciclului (ε*), iar
– pe de altă parte – creşte consumul de energie şi se
reduce coeficientului de debi - , al compresorului K.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
226
În principiu, raportul de comprimare 0c ppH , nu trebuie să
depăşească valoarea H = 8 la utilizarea compresoarelor cu piston verticale, respectiv – valoarea H = 6 – la utilizarea compresoarelor cu piston orizontale.
În vederea desfăşurării proceselor în condiţii normale – atunci
când între temperatura *
0T şi
*
cT există o diferenţă mare – se propun
două soluţii:
comprimarea vaporilor în mai multe trepte, respectiv – răciri
intermediare (folosind în acest scop apa de răcire, aerul, sau o
parte din agentul frigorific din instalaţie care va evolua după
unul sau mai multe cicluri auxiliare corespunzătoare; aceste
cicluri auxiliare pot fi folosite numai pentru răcirile intermediare
ale vaporilor, în procese succesive de comprimare sau, pot fi
utilizate şi pentru producerea frigului la temperaturi intermediare
– adică la o temperatură sau la mai multe niveluri de temperatură
cuprinse între temperatura de vaporizare *
0T şi temperatura de
condensare *
cT ; asemenea procese rezultă prin suprapunerea
parţială a două sau mai multe cicluri frigorifice simple);
comprimarea vaporilor “în cascadă” cu doi agenţi diferiţi –
proces care se poate realiza pentru utilizarea frigului la una sau
mai multe nivele de temperatură [1].
La proiectarea instalaţiilor frigorifice pentru
realizarea unor temperaturi de vaporizare aflate în
domeniul pentru care se pot utiliza atât instalaţii cu o
treaptă cât şi cu două trepte de comprimare, se va
efectua o analiză comparativă, tehnico–economică,
în vederea alegerii variantei optime [13].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
227
4.9.2. Răcirea intermediară
4.9.2.1. Răcirea intermediară cu apă
Soluţia care foloseşte răcirea intermediară cu apă se poate aplica
atunci când temperatura vaporilor refulaţi de compresorul K din prima
treaptă este mai mare decât temperatura de condensare Tc.
Vaporii supraîncălziţi rezultaţi de la treapta întâi vor fi răciţi
până la o temperatură apropiată de cea a apei de răcire (diferenţa
minimă admisă fiind de minimum 100C).
La sfârşitul răcirii intermediare, vaporii de agent frigorific vor
avea o temperatură apropiată de temperatura de condensare Tc.
Răcirea intermediară cu apă se realizează într-un schimbător
de căldură intermediar Ri. [1].
4.9.2.2. Răcirea intermediară cu agent frigorific
Pentru o diminuare mai accentuată a temperaturii vaporilor
rezultaţi din prima treaptă se poate utiliza chiar agentul frigorific
din acele părţi ale instalaţie în care acesta – agentul frigorific – are
temperatura mai coborâtă decât cea a apei de răcire.
Răcirea intermediară presupune folosirea agentului frigorific
sub formă lichidă sau, sub formă de vapori saturaţi.
Se poate considera că acest proces de răcire este mai eficient
deoarece – la aspiraţia în treapta a doua – vaporii, pot avea
temperaturi mult mai coborâte decât temperatura de condensare TC,
Evitarea creşterii temperaturii de refulare, se
realizează prin răcirea vaporilor între cele două
trepte de comprimare.
Acest proces se numeşte răcire intermediarã şi
se poate realiza cu apă sau cu agent frigorific.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
228
efect ce nu poate fi realizat la răcirea cu apă (astfel – şi la refularea
din treapta a doua – temperatura va fi mult mai coborâtă decât
atunci când se foloseşte apa ca agent de răcire intermediar).
În instalaţiile care folosesc amoniacul NH3 ca agent frigorific,
răcirea intermediară se realizează cu lichidul sau vaporii proveniţi dintr-
un aparat denumit butelie de rãcire intermediarã BRI.
În instalaţiile funcţionând cu freoni, răcirea intermediară se
realizează în schimbătoare interne de căldură, denumite şi
regeneratoare, specifice acestor agenţi.
Exprimate sintetic, avantajele şi dezavantajele, utilizării
instalaţiilor frigorifice cu comprimare mecanică de vapori – IFV
în mai multe trepte de comprimare sunt următoarele:
Avantaje:
scade consumul de energie;
se diminuează riscul de ardere (cocsificare) sau aprindere a
uleiului de ungere, deoarece temperatura finală de refulare
scade;
creşte coeficientul de debit – T
datorat încălziri agentului
la aspiraţie, deoarece scade temperatura medie a cilindrilor;
creşte coeficientul de debit datorat spaţiului mort – 0
deoarece, pe fiecare treaptă în parte, raportul de
comprimare este mai mic decât cel total;
se reduce diferenţa de presiune pe feţele pistoanelor, ceea
ce determină creşterea coeficientul de debit – (ceea ce
are drept consecinţă reducerea pierderilor prin neetanşeităţi
şi reducerea solicitării mecanismului motor).
Dezavantaje:
creşte complexitatea şi costul instalaţiei prin mărirea
numărului aparatelor şi a numărului de circuite frigorifice;
exploatarea devine mai dificilă, deoarece presupune
folosirea de personal calificat.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
229
4.9.3. Principiul de funcţionare a instalaţiei frigorifice cu
două trepte de comprimare
Analiza funcţionării unei instalaţii frigorifice cu două trepte de
comprimare presupune evidenţierea a două categorii de procese (condiţionate de starea vaporilor răciţi, la finalul răcirii intermediare):
Răcire intermediară completă – atunci când vaporii
refulaţi se răcesc până la saturaţie;
Răcire intermediară incompletă – atunci când vaporii
refulaţi rămân supraîncălziţi.
4.9.3.1. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două
trepte (cu o temperatură de vaporizare), două laminări
şi răcire intermediară completă (instalaţie frigorifică în
două trepte cu injecţie totală de lichid)
Instalaţia în două trepte de comprimare (şi o
temperatură de vaporizare) cu două laminări şi
răcire intermediară completă – mai este numită şi
instalaţie frigorifică cu injecţie totală de lichid
fig.4.39.
Schemele instalaţiilor frigorifice cu
compreimare de vapori în două trepte sunt foarte
variate în funcţie de tipul agentului frigorific,
temperatura apei de răcire precum şi în funcţie de
scopul urmărit.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
230
În această instalaţie agentul frigorific este condensat în
condensatorul C, subrăcit în subrăcitorul SR, fiind apoi laminat de
doua ori, mai întâi până la pi în VL2 şi apoi până la p0 în VL1 (de
aici provine şi denumirea instalaţiei – cu două laminări).
Practic, instalaţia are două circuite distincte:
circuitul de joasă presiune alcătuit din VL1, V, K1,RI;
circuitul de înaltă presiune, alcătuit din K2, C, SR, VL2.
Aparatul care leagă cele două circuite este BRI – fig.4.39.
Fig. 4.39. – Instalaţie frigorifică în două trepte cu injecţie
totală de lichid (răcire intermediară completă) VL1 – ventilul de laminare din treapta de joasă presiune; V – vaporizator;
K1 – compresorul din treapta de joasă presiune; RI – răcitor intermediar;
BRI – butelie de răcire intermediară; K2 – compresorul din treapta de înaltă presiune;
C – condensator; SR – subrăcitor; VL2 – ventilul de laminare din treapta de înaltă
presiune
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
231
Aşa cum s-a precizat, rãcirea intermediarã completă este posibilă numai
prin amestecul vaporilor refulaţi din prima treaptă de comprimare, cu lichid
saturat, aflat la aceeaşi presiune intermediară – fig.4.40. Butelia de răcire intermediară BRI, este un recipient în care se găsesc în
echilibru lichid şi vapori de amoniac, aflaţi la presiunea intermediară pi,
respectiv la temperatura de saturaţie corespunzătoare, denumită şi temperatură
intrmediară, notată cu Ti . Aparatul este alimentat prin intermediul unui ventil de laminare VL2 care
preia lichid aflat la pc şi îl aduce la pi prin laminare adiabatică.
Fig.4.40. – Baterie de răcire pentru răcirea intermediară completă VL2 – ventilul de laminare din treapta de înaltă presiune; BRI – baterie de răcire
intermediară;K1 – compresorul din treapta de joasă presiune; K2 – compresorul din
treapta de înaltă presiune;
În butelia de răcire intermediară BRI vaporii umezi, rezultaţi în urma
procesului, se separă atât de lichidul aflat în partea inferioară a buteliei, cât şi de vapori care se regăsesc la partea superioară a acesteia.
Se poate spune că - în acest recipient - între lichid şi vapori - există o
suprafaţă de separaţie. Deoarece agentul din BRI se găseşte la temperatura intermediară Ti –
mult mai mică decât temperatura mediului ambiant – BRI se izolează termic.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
232
Din vaporizatorul V, vaporii cu starea 1, sunt aspiraţi de
compresorul K1 din treapta de joasă presiune şi comprimaţi
adiabatic până la starea 2 – fig.4.41.
Aceşti vapori, de stare 2 sunt răciţi în răcitorul intermediar RI
până la starea 2’.
Fig.4.41. – Ciclul teoretic al instalaţiei frigorifice
în două trepte cu injecţie totală de lichid
RI este un schimbător de căldură în care răcirea vaporilor refulaţi din
treapta de joasă presiune se realizează cu apă. Acest aparat se foloseşte doar dacă temperatura vaporilor refulaţi din treapta întâi este, cu cel puţin, 20
0C
mai mare decât temperatura de condensare (T2 >TC + 200C).
Astfel, RI are rolul de a diminua debitul masic de agent frigorific din treapta a doua (ceea ce – implicit – conduce la scăderea consumurilor
energetice specifice treptei a doua de comprimare).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
233
Vaporii sunt apoi subrăciţi (răciţi suplimentar) în BRI până
la starea de saturaţie 2”, cu ajutorul agentului de lucru introdus
prin VL2 care se evaporă şi preia căldura de vaporizare de la
vaporii refulaţi din prima treaptă (motiv pentru care debitul de agent
D0m2, vehiculat prin treapta a doua este mai mare decât debitul D0m1,
vehiculat în prima treaptă).
Prin introducerea buteliei intermediare BRI vaporii comprimaţi în prima
treaptă se răcesc până la temperatura de vaporizare corespunzătoare treptei
intermediare.
Ca urmare a căldurii cedate, o parte din agentul frigorific
existent în BRI va vaporiza, iar vaporii, formaţi suplimentar în
BRI, vor fi aspiraţi de compresorul K2 în treapta de înaltă presiune,
comprimaţi adiabatic până la starea 3 şi refulaţi în condensatorul C.
În condensatorul C, are loc răcirea vaporilor pâna la stare 3’ –
urmată de condensare izobar – izotermă până la starea 4.
Lichidul rezultat se subrăceşte până la starea 5 în subrăcitorul
SR fiind apoi laminat în ventilul de laminare VL2 – procesul 5–6.
În timp ce vaporii uscaţi de stare 2” sunt aspiraţi de compresorul
K2, debitul de lichid saturat D0m1 rămas în BRI, este laminat în
ventilul VL1 de la pi la p0, procesul 7–8, ca apoi să vaporizeze în
vaporizatorul V, procesul 8–1[6].
Prin deplasarea punctului 8 ce caracterizează starea agentului
frigorific la intrarea în vaporizator (punctul 8 pe curba de saturaţie,
ramura - lichid) se măreşte căldura frigorifică specifică q0, deci şi
eficienţa frigorifică a instalaţiei – ε [1].
Avantajul principal al răcirii intermediare
complete constă în reducerea substanţială a
temperaturii de refulare din treapta a doua, ceea ce –
evident - permite micşorarea temperaturii de vaporizare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
234
4.9.3.2. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două
treapte – cu două laminări, subrăcire avansată şi răcire
intermediară completă (instalaţie frigorifică în două
trepte cu injecţie parţială de lichid)
În această instalaţie, după preluarea căldurii de la
consumatorul de frig, agentul frigorific vaporizează în
vaporizatorul V, vaporii sunt aspiraţi în compresorul K1 şi apoi sunt
comprimaţi adiabatic de la presiunea de vaporizare – p0 la presiunea
intermediară – pi.
În urma procesului de comprimare, vaporii supraîncălziţi se
răcesc în răcitorul intermediar RI (care, dacă este utilizat are rolul
de a reduce debitul masic de vapori în trepta a doua de comprimare)
– starea 2’ – şi apoi, pentru a atinge starea de saturaţie 2” - se
subrăcesc în butelia intermediară de răcire cu serpentină - BRIS (se
numeşte astfel deoarece are o serpentină imersată în lichidul aflat
la partea inferioară), cedând căldură pentru formarea de noi vapori
în aceeaşi baterie – fig.4.42, fig.4.43.
Vaporii deveniţi saturaţi, împreună cu vaporii nou formaţi în
butelie – suplimentar – sunt aspiraţi de compresorul K2 din treapta
de înaltă presiune şi comprimaţi adiabatic până la starea 3 (adică,
de la presiunea intermediară – pi, la presiunea de condensare – pc).
Una dintre cele mai obişnuite scheme este cea
a instalaţiei cu două trepte de comprimare (o
temperatură de vaporizare) cu două laminări,
subăcire avansată şi răcire intermediară completă –
instalaţie care mai este numită şi instalaţie
frigorifică cu injecţie parţială de lichid – fig.4.42.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
235
În condensatorul C, are loc răcirea vaporilor 3’ – urmată de
condensarea izobar-izotermă până la starea 4.
Lichidul rezultat se subrăceşte - până la starea 5 - în
subrăcitorul SR, după care debitul se împarte astfel:
o parte se subrăceşte în serpentina montată la partea
inferioară a buteliei de răcire cu serpentină BRIS.
Fig.4.42. – Instalaţie frigorifică în două trepte cu injecţie parţială de lichid
VL1 – ventilul de laminare din treapta de joasă presiune; VL2 – ventilul de laminare
din treapta de înaltă presiune; V – vaporizator; K1 – compresorul din treapta de joasă
presiune; RI – răcitor intermediar; BRIS – baterie de răcire intermediară cu
serpentină; K2 – compresorul din treapta de înaltă presiune; C – condensator; SR –
subrăcitor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
236
Lichidul de înaltă presiune – pc – introdus în serpentină se poate subrăci
până la starea 7, sub nivelul de temperatură al mediului ambiant (respectiv
până la o temperatură apropiată de cea intermediară: T7 = Ti + 3...50C), fiind
apoi laminat în VL1, după care, intră în vaporizatorul V şi ciclul se repetă.
Acest proces (de subrăcire avansată în serpentina amplasată la partea
inferioară a BRIS) permite reducerea semnificativă a debitului masic în treapta
de joasă presiune D0m1 – deoarece, la intrarea în vaporizatorul V, agentul frigorific are o entalpie mult mai scăzută decât în cazul instalaţiei cu o
laminare.
Fig.4.43. – Ciclul teoretic al instalaţiei frigorifice în două trepte cu
injecţie parţială de lichid
Aşadar, spre deosebire de instalaţia cu o laminare, lichidul de înaltă
presiune provenind din C, subrăcit cu apă în SR şi laminat în VL2 este introdus
în BRIS - bateria de răcire intermediară cu serpentină la pi şi Ti. Acest debit,
vaporizează, prin preluarea căldurii de subrăcire a lichidului din serpentină.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
237
o parte se injectează în bateria de răcire BRIS prin
intermediul ventilului de laminare VL2;
Căldura cedată de lichidul de înaltă presiune în serpentina de răcire din BRIS este preluată de către lichidul aflat la presiunea intermediară pi, în
butelie, prin vaporizarea parţială a acestuia. Se realizează astfel răcirea
intermediară completă a vaporilor refulaţi din compresorul K1 – din treapta
de de joasă presiune. Lichidul vaporizat se înlocuieşte prin preluarea din condensatorul C a
unui nou debit de lichid de înaltă presiune care – înainte de a intra în BRIS –
este laminat în VL2 până la presiunea intermediară pi.
4.9.3.3. Ciclul teoretic pentru instalaţia frigorifică în două
trepte cu două nivele de temperatură scăzută
O asemenea instalaţie, fig.4.44, este prevăzută cu un singur
condesator C, un singur subrăcitor SR şi două vaporizatore, V1 şi V2
[6]. Aşadar, solicitând frigul la două nivele diferite de temperatură scăzută –
cele două temperaturi, pot fi realizate, fie prin două instalaţii frigorifice
independente, fie sau printr-o singură instalaţie de tipul celei prezentate în
fig.4.44.
În cazul unor consumatori care solicită frigul la
nivele diferite de temperatură (ca de exemplu
refrigerarea şi congelarea produselor alimentare),
soluţia cea mai economică o constituie utilizarea unei
instalaţii frigorifice în două trepte cu două nivele de
temperatură scăzută.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
238
Fig.4.44. – Instalaţie frigorifică în două trepte cu două nivele de
temperatură scăzută VL1 – ventilul de laminare din treapta de joasă presiune; VL2 – ventilul de laminare din
treapta de înaltă presiune; V1 – vaporizatorul aflat la temperatură scăzută; V2 –
vaporizatorul aflat la temperatură ridicată; K1 – compresorul din treapta de joasă
presiune; K2 – compresorul din treapta de înaltă presiune; RI – răcitor intermediar;
BRI – butelie de răcire intermediară; C – condensator; SR – subrăcitor.
Funcţionarea instalaţiei din fig.4.44 este similară celei
descrise la paragraful 4.9.3.1 (instalaţia frigorifică cu injecţie totală
de lichid) cu deosebirea că, lichidul din butelie are trei destinaţii:
o parte vaporizează ca urmare a răcirii vaporilor de la starea
2’ la starea 2”;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
239
o parte alimentează vaporizatorul V1;
o parte alimentează vaporizatorul V2;
Fig.4.45. – Ciclul teoretic al instalaţiei frigorifice în două trepte cu
două nivele de temperatură scăzută
Deci, o parte din agentul din BRI este trimisă în vaporizatorul
V2 unde vaporizează, producând frig la nivelul temperaturii
intermediare Ti, iar cealaltă parte este laminată şi trimisă în
vaporizatorul V1, unde prin vaporiare, produce frig la nivelul
temperaturii T0.
În această instalaţie se folosesc două surse cu temperatură
scăzută: una la temperatura coborâtă T0 de unde se scoate căldura
q01 şi alta la temperatură intermediară Ti, de unde scoate căldura q02.
Astfel, puterea frigorifică a vaporizatorului V1 este: Q01 [W]
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
240
Q01 = D0m1 q01
(4.151)
iar puterea frigorifică a vaporizatorului V2 este : Q02 [W]
Q02 = D0m2 q02
(4.152)
Presiunea intermediară din BRI este chiar presiunea din
vaporizatorul V2 – fig.4.44.
Comparativ cu soluţia care presupune existenţa a două instalţii
independente pentru a realiza două nivele de temperatură scăzută,
instalaţia descrisă mai sus, este considerată a fi, mai economică
deoarece utilizează un singur condensator şi un singur subrăcitor.
4.9.3.4. Calculul termodinamic al procesului teoretic de
producere a frigului în instalaţia frigorifică în două
trepte cu injecţie parţială de lichid
De regulă, parametrii specificaţi iniţial sunt:
Puterea frigorifică (capacitatea frigorifică) – Q0 – ce trebuie
realizată de instalaţie, funcţie de procesul tehnologic deservit de
către aceasta [W].
Puterea frigorifică (capacitatea frigorifică) – Q0 – ce trebuie
realizată de instalaţie, funcţie de procesul tehnologic deservit de
către aceasta [W].
Temperatura de vaporizare – T0 [0C]
Temperatura de condensare – TC [0C]
Temperatura de subrăcire – TSR [0C]
Pentru calculul termic al unei instalaţii
frigorifice în două trepte de comprimare o parte din
parametrii sunt specificaţi prin datele de proiectare iar
ceilalţi trebuiesc stabliţi cu ajutorul diagramelor
termodinamice ale proceselor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
241
În funcţie de tipul agentului frigorific utilizat se mai consideră
a fi cunoscute:
presiunea de vaporizare – p0 corespunzătoare T0 [bar]
presiunea de condensare – pc corespunzătoare TC [bar]
Se stabilesc apoi parametrii de stare ai agentului frigorific (p,
v, t, i etc.) în punctele caracteristice ale ciclului, cu ajutorul datelor
de calcul, a tabelelor şi a diagramelor termodinamice sau a relaţiilor
analitice – fig. 4.42 şi 4.43.
Presiunea intermediară în BRIS – i
p :
ocippp – relaţie care asigură valoarea maximă a
eficienţei frigorifice şi valori egale ale rapoartelor de
vaporizare;
Debitul masic de vapori aspiraţi care circulă prin treapta
de joasă presiune – Dom1 [kg/s]:
om
o
1m0q
QD (4.153)
.
Debitul volumic de vapori aspiraţi de K1 din treapta de
joasă presiune – 1v0
D [m3/s]:
11m01v0vDD (4.154)
Puterea consumată de compresorul K1 din treapta de
joasă presiune – Pt1 [W]:
1t1m0121m01t lD)ii(DP (4.155)
Debitul masic de vapori care circulă prin treapta de înaltă
presiune (se determină din bilanţul fluxurilor termice
pentru BRIS):
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
242
Bilanţul puterilor termice este:
"22m071m051m061om2m0'21m0 iDiDiDi)DD(iD (4.156)
ţinând seama că:
56
ii
(4.157)
rezultă debitul masic D0m2 [kg/s] care circulă prin treapta a doua de
comprimare:
6"2
7'21020
ii
iiDD mm (4.158)
Raportul debitelor masice se notează cu µ şi este egal cu:
6"2
7'2
10
20
ii
ii
D
D
m
m
(4.159)
Debitul volumic de vapori aspiraţi de K2 care circulă în
treapta de înaltă presiune – D0v2 [m3/s]:
22020 vDD mv
(4.159)
Puterea consumată de compresorul K2 din treapta de
înaltă presiune – Pt2 [W]:
2t2m0''232m02t lD)ii(DP
(4.160)
Puterea termică a condensatorului C – QC [W]:
)ii(DqDQ 432m0c2m0c (4.161)
Puterea termică a subrăcitorului Sr – QSR [W]:
)ii(DqDQ 542m0sr2m0SR (4.162)
Bilanţul de puteri al instalaţiei:
SRc2t1t0QQPPQ (4.163)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
243
Eficienţa frigorifică a instalaţiei:
)ii()ii(
ii
PP
Q
''2312
81
2t1t
0
(4.164)
Instalaţia frigorifică cu două trepte de comprimare şi injecţie
parţială de lichid se recomandă, în cazul în care consumatorii sunt
amplasaţi la înălţime sau la distanţă relativ mare faţă de sala
maşinilor – deoarece – prin introducerea BRIS (deşi instalaţia
devine mai complicată iar preţul acesteia se măreşte) se previne
vaporizarea lichidului înainte de intrarea în VL2 [6].
4.10. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori în trei trepte de comprimare
La asemenea temperaturi se impune, creşterea numărului de
trepte de comprimare – fig.4.46.
Calculul ciclului impune determinarea a două presiuni
intermediare ,
ip şi
,,
ip .
Pentru obţinerea unor temperaturi de vaporizare
mai scăzute (sub –75˚C), instalaţia frigorifică cu două
trepte de comprimare devine neeconomică datorită
rapoartelor mari de comprimare pe treaptă, rapoarte
care determină scăderea coeficientului de debit – .
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
244
Fig.4.46. – Instalaţie frigorifică în trei trepte de comprimare VL1 – ventilul de laminare din treapta I; VL2 – ventilul de laminare din treapta II; VL3 – ventilul de laminare din treapta III ; V – vaporizator; K1 – compresorul din treapta I;
K2 – compresorul din treapta II; K3 – compresorul din treapta III;RI – răcitor
intermediar; BRI’, BRI” – butelii de răcire intermediare; C-SR – ansamblu condensator
– subrăcitor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
245
În acest scop se consideră ansamblul format din treptele
superioare II şi III care ar constitui o instalaţie cu două trepte.
Pentru această instalaţie se determină pi’’.
Considerând treptele II şi III ca o singură treaptă se determină
pi’, în raport cu treapta I – de joasă presiune.
Din condiţia lucru de mecanic total minim, adică din
egalitatea rapoartelor de comprimare pe fiecare treaptă – fig.4.47,
rezultă:
Fig.4.47. – Ciclul instalaţiei frigorifice cu trei trepte de comprimare
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
246
0
c
,
i
,,
i
0
,
i
p
p
p
p
p
p (4.165)
sau 2
0c
'
ippp (4.166)
0
2
c
"
ippp (4.167)
Rapoartele debitelor între treptele învecinate, se determină din
bilanţul termic al celor 2 butelii de răcire intermediare:
pentru BI’:
32011101020210 iDiDiDiD mmmm (4.168)
)ii(D)ii(D 1032m01121m0 (4.169)
rezultă:
μ12 = 10
20
m
m
D
D =
103
112
ii
ii > 1 (4.170)
pentru BI”:
530920830420 iDiDiDiD mmmm (4.171)
)ii(D)ii(D 853m0942m0 (4.172)
rezultă:
μ23 = 10
30
m
m
D
D=
85
94
ii
ii> 1 (4.173)
Puterea frigorifică specifică – qo [kcal/kg]:
qo = i1 – i12 (4.174)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
247
Sarcina termică specifică de subrăcire–condensare
q C-Sr [kcal/kg]:
qc- sr = i6 – i7 (4.175)
Lucrul mecanic specific de comprimare (raportat la 1 kg
de agent în treapta de joasă presiune) [kcal/kg]:
│l3tr│=10m
c
D
P=
1
3
0
30220110
m
mmm
D
lDlDlD (4.176)
Pc1=D0m1│l1│; Pc2=D0m2│l2│; Pc3= D0m3│l3│ (4.177)
│l3 tr│ = │l1│ + 1
2
m
m │l2│ +
1
3
m
m = │l1│+ μ12 │l2│+ + μ12 μ23│l3│=
= (i2 – i1) + μ12 (i4 - i3) + μ12 μ23 (i6 – i5) (4.177*)
l1,l2,l3 → consumurile de lucru mecanic specific în procesul de
comprimare în cele trei trepte.
Eficienţa frigorifică
εf 3t = tr
o
l
q
3
= )ii()ii(ii
ii
562312341212
111 (4.178)
Observaţii:
Instalaţiile frigorifice cu trei trepte de comprimare
sunt complicate şi, în general, dificil de exploatat;
Coeficienţii de debit ai primei trepte au valori reduse
datorită presiunilor absolute reduse (uneori prima
treaptă funcţionează în condiţii de depresiune atât la
aspiraţie cât şi la refulare).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
248
4.11. Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori în cascadă
Pentru obţinerea unor temperaturi de vaporizare joase (< –75ºC),
nu este recomandă folosirea instalaţiilor cu trei trepte de comprimare
de vapori.
La instalaţiile în mai multe trepte, raportul presiunilor pc/p0 nu
poate fi mărit oricât, pentru că aceste valori sunt limitate de
punctul triplu şi punctul critic al agentului frigorific.
De asemenea, nu se recomandă scăderea presiunii de
vaporizare sub o anumită limită – 0,1 bar (presiune care ar
corespunde unor temperaturi de vaporizare de –70... –800C),
deoarece dimensiunile cilindrilor compresoarelor din treapta de
joasă presiune pot deveni foarte de mari – ca urmare a creşterii
volumului masic al vaporilor – iar pericolul pătrunderii aerului prin
neetanşeităţi ar impune luarea unor măsuri de siguranţă
suplimentare.
La o temperatură de condensare de +30...+400C, rezultă că,
cea mai scăzută temperatură de vaporizare care poate fi obţinută
este de circa –70... –800C.
Aceasta este limita utilizării instalaţiilor cu comprimare
mecanică în trei trepte.
Pentru obţinerea unor temperaturi de vaporizare şi mai scăzute
se utilizează instalaţiile în cascadă.
Instalaţiile în cascadă constau din cuplarea unor
instalaţii care funcţionează cu agenţi termici diferiţi cu
temperaturi de fierbere treptat descărcătoare iar
condensarea vaporilor unuia se produce la temperatura
de vaporizare a celuilalt cu temperatura de fierbere mai
mare – fig.4.48.
”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
249
Fiecare din cele două tipuri de instalaţii poate fi cu mai multe
trepte de comprimare.
Fig.4.48. – Instalaţie frigorifică în cascadă VL1 – ventilul de laminare din cascada inferioară; VL2 – ventilul de laminare din
cascada superioara; V1 – vaporizator; C1 – V2 – schimbător de căldură cu sarcină
dublă vaporizator-condensator; K1 – compresorul din cascada inferioară (treapta de
joasă presiune); K2 – compresorul din cascada superioara (treapta de înaltă presiune);
C2 – condensator; SR – subrăcitor.
Particularitatea acestei instalaţii frigorifice cu
vapori constă în prezenţa schimbătorului de căldură
în care are loc vaporizarea agentului din cascada
superioară, pe seama căldurii cedate în procesul de
condensare a agentului din cascada inferioară.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
250
În vaporizatorul V1 agentul frigorific preia căldura - de la
mediul răcit - fie direct, fie utilizând un agent intermediar.
Vaporii formaţi sunt aspiraţi de compresorul K1, comprimaţi şi
refulaţi în schimbătorul de căldură cu sarcină dublă condensator –
vaporizator C1–V2, în care condensează cedând căldura de
condensare agentului frigorific din cascada superioară (de înaltă
presiune) care vaporizează.
Condensul din cascada inferioară (de joasă presiune) se
laminează în ventilul de laminare VL1 şi intră în vaporizatorul V1.
În ramura de înaltă presiune vaporii formaţi în V2 sunt aspiraţi
de compresorul K2, comprimaţi şi refulaţi în condensatorul C2.
Lichidul se subrăceşte în subrăcitorul SR, după care se injectează în
vaporizatorul V2 prin ventilul de laminare VL2.
Ciclul unei astfel de maşini este dificil de reprezentat pe aceeaşi
diagramă datorită proprietăţilor diferite ale celor doi agenţi utilizaţi.
Notând cu D0m1 şi D0m2 debitele celor doi agenţi din
cascadele instalaţiilor frigorifice se exprimă bilanţul termic al C1–
V2 – fig.4.49.
52031082021 iDiDiDiD mmmom (4.179)
de unde rezultă raportul celor două debite:
85
32
20
20
ii
ii
D
D
m
m (4.180)
Se mai determină:
Puterea frigorifică specifică a agentului în cascada
inferioară q0 – [kcal/kg]:
410 iiq (4.181)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
251
Fig.4.49. – Ciclul teoretic al instalaţiei în cascadă
Tci – temperatura de condensare a agentului frigorific din cascada inferioară;
Tvs – temperatura de vaporizare a agentului frigorific din cascada superioară.
Sarcina termică specifica la condensare a agentului
din cascada superioară qc – [kcal/kg]:
76 iiqc (4.182)
Puterea teoretică consumată în cele două cascade Pt –
[kcal/kg]:
)ii(D)ii(DlDlDP 562m0121m022m011m0t (4.183)
Eficienţa frigorifică a instalaţiei:
)ii()ii(
ii
P
Q
5612
41
t
0
f (4.184)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
252
Compresoarele acestor instalaţii, de regulă, au dimensiuni mai
mici decât ale instalaţiilor în trepte datorită valorilor scăzute ale
volumelor specifice la aspiraţie.
Cu ajutorul acestor instalaţii se pot obţine temperaturi până la
- 2000C.
Avantaje:
Înlătură principalele deficienţe ale utilizării unui singur
agent frigorific într-o instalaţie obişnuită cu mai multe
trepte de comprimare;
Asigură o circulaţie mai bună a uleiului de ungere decât în
instalaţiile cu mai multe trepte de comprimare.
Dezavantaje:
Instalaţia frigorifică cu vapori în cascadă prezintă un
dezavantaj determinat de faptul că – în condiţii de
nefuncţionare – în cascada inferioară presiunea vaporilor
formaţi creşte prea mult; de exemplu, în cazul R–13,
presiunea vaporilor saturaţi este de 3,62 MPa la +250C,
pentru limitarea creşterii acestei presiuni se impune:
realizarea în cascada inferioară a unei presiuni reduse
pentru menţinerea în funcţiune a cascadei superioare;
introducerea unei baterii suplimentare rezistentă la
presiune în care să se poată acumula agent frigorific
lichid, de înaltă presiune din cascada inferioară;
introducerea, în schema instalaţiei, a unui recipient de
expansiune în care să se acumuleze agentul termic.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
253
4.12. Funcţionarea reală a instalaţiilor frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori
4.12.1. Consideraţii generale
Este evident faptul că, preformanţele instalaţilor frigorfice cu
comprimare mecanică de vapori sunt inferioare celor cu funcţionare
teoretică, datorită următoarelor cauze:
Ireversibilitatea proceselor de lucru din instalaţia reală;
Infiltraţii de căldură de-a lungul ramurii de joasă presiune
(ramura vaporizatorului);
Pierderi hidraulice de-a lungul conductelor, prin armături şi
aparatura auxiliară;
Pierderi volumice şi energetice caracteristice compresorului.
Puterea frigorifică a instalaţiei reale este inferioară acelei
teoretice:
Q0 real < Q0 teoretic ;
P i real > P i teoretic;
Calculul indicilor economici şi parametrilor de funcţionare
reali se efectuează prin corectarea valorilor teoretice cu factori de
corecţie numiţi de coeficienţi de lucru de natură experimentală.
Pentru caracterizarea proceselor reale care se
desfăşoară în instalaţiile frigorifice se impun anumite
corecţii ale proceselor teoretice.
Elementul, din structura unei instalaţii frigorifice
cu comprimare mecanică de vapori care influenţează în
mod deosebit, funcţionarea acesteia este compresorul – K.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
254
4.12.2. Termodinamica compresorului volumic
Cele două mărimi specificate, depind atât de geometria
compresorului cât şi de procesul termodinamic de comprimare,
ceea ce conduce la definirea compresorului „teoretic” şi a
compresorului „real” [4].
Din punct de vedere constructiv, un compresor cu piston se
compune – fig.4.50 – din:
Cilindrul – C, al cărui capac este prevăzut cu două orificii
controlate de două supape;
Pistonul – P;
Chiulasa – CL;
În chiulasă sunt montate două supape.
Una din supape, numită supapă de aspiraţie – SA, permite
intrarea (aspiraţia) gazului în cilindul C, iar a doua, numită supapă
de refulare – SR, după comprimare evacuează (refulează) gazul afară
din cilindrul – C.
Prin conducta de aspiraţia CA se realizează aspiraţia vaporilor
iar prin conducta de refulare CR refularea acestora.
În timpul funcţionării, pistonul P se deplasează alternativ între
două repere numite punctul mort inferior – PMI şi punctul mort
superior – PMS.
Distanţa dintre două repere este cursa pistonului – S;
Volumul descris de piston în timpul desfăşurării cursei este
volumul cursei pistonului – Vs.
Performanţele unui compresor se definesc, în
principal, prin două mărimi:
Debitul de agent frigorific aspirat – D0v;
Puterea consumată pentru comprimarea acestui
debit pentru un interval de presiuni – PT.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
255
Fig.4.50. – Compresorul cu piston – schemă de principiu
C – cilindru; P – piston;
SR – supapă de refulare; SA – supapă de aspiraţie;
CR – conductă de refulare; CA – conductă de aspiraţie; CL – chiulasă;
S – cursa pistonului; Vs – volumul cursei pistonului (cilindreea);
V0 – volumul spaţiului vătămător (mort) Spaţiul care rămâne între capul pistonului şi chiulasă când
pistonul este la PMI (fig.4.51) se numeşte spaţiu vătămător (sau
spaţiu mort) – V0 [19].
Studiul compresorului cu piston urmăreşte analiza proceselor
de lucru care se desfăşoară în interiorul cilindrului.
4.12.2.1. Compresorul teoretic
Din punct de vedere constructiv – se presupune că,
compresorului teoretic: nu are spaţiu vătămător V0 – adică, la
sfârşitul cursei efectuate între PMI şi PMS, pistonul se lipeşte
perfect de capacul cilindrului.
Din punct de vedere funcţional – întreaga cantitate de gaz care
se găseşte în cilindru la sfârşitul procesului de aspiraţie este refulată.
Pentru studiul teoretic al proceselor care au loc în
compresoarele cu piston se fac următoarele ipoteze simplificatoare:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
256
Procesul de comprimare a vaporilor în compresorul teoretic
este reprezentat în fig.4.51.
În diagrama teoretică, transformările reprezentate au
următoarea semnificaţie:
Aspiraţia vaporilor: procesul izobar 4–1 (fig.4.51a)
Considerând pistonul în PMI şi supapa de aspiraţie SA deschisă,
odată cu deplasarea pistonului spre PMS, are loc procesul de
aspiraţie care se realizează la presiunea constantă p0; în timpul fazei
de aspiraţie, pistonul descrie cursa – S;
Comprimare adiabatică: procesul 1–2 (fig.4.51b)
În punctul PMS – punctul 1 în diagrama p–v, pistonul schimbă
sensul de mişcare, supapa de aspiraţie SA se închide şi are loc
deplasarea pistonului spre PMI, determinând faza de comprimare;
nu există pierderi de gaz prin neetanşeităţi
(cantitatea de gaz aspirată este refulată în
totalitate);
nu există frecare între piston şi peretele
cilindrului;
presiunile în timpul aspiraţiei şi refulării sunt
constante şi egale cu presiunile din conducta
de aspiraţie, respectiv conducta de refulare
(trecerea gazului prin orificiile supapelor se
face fără laminare);
temperaturile gazului în timpul aspiraţiei şi
refulării sunt constante (nu există schimb de
căldură între gaz şi mediul exterior).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
257
procesul decurge fără schimb de căldură între vapori şi pereţii
cilindrului, fiind realizat între presiunea de vaporizare p0 şi
presiunea de condensare pc;
Fig.4.51. – Fazele diagramei de funcţionare a compresorului
teoretic cu piston
Refularea vaporilor: procesul 2–3 (fig.4.51c)
Când în cilindru se realizează presiunea pc – punctul 2 în diagrama
p–v, are loc deschiderea supapei de refulare SR; pistonul continuă
să se deplaseze spre PMI şi are loc faza de refulare care se
desfăşoară până când pistonul ajunge în PMI; procesul se
realizează la presiunea constantă pc;
Destinderea vaporilor din spaţiul vătămător: procesul 3–4 (fig.4.51c)
Când în pistonul atinge capacul cilindrului, prin deschiderea
supapei de aspiraţie SA, concomitent cu închiderea supapapei de
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
258
refulare SR, are loc egalizarea presiunilor la volum teoretic nul,
după izocora 3–4. Lucru mecanic total consumat de compresorul teoretic – K, pentru
realizarea unui ciclu, este compus din suma lucrurilor mecanice schimbate de agentul de lucru cu exteriorul, în decursul fiecărei faze.
Transformarea după care se desfăşoară faza de comprimare, dependentă
de schimbul de căldură dintre agent şi pereţii cilindrului, poate fi adiabatică, politropică sau izotermă.
În acest context, funcţionarea compresorului ar fi optimă dacă s-ar putea
realiza o asemenea răcire a cilindrului, încât agentul de răcire să preia de la
agentul de lucru – în fiecare moment – o cantitate de căldură echivalentă lucrului mecanic consumat în procesul de comprimare (acestă situaţie
corespunde – în urma analizei – transformărilor după care se realizează
comprimarea, adică comprimării izoterme când, lucru mecanic consumat, este minim) [21]:
La compresorul teoretic aspiraţia vaporilor se realizează în
decursul întregii curse de deplasare a pistonului în cilindru - Vs:
Cilindreea compresorului – reprezintă volumul descris de
pistoane în cursa de aspiraţie, în decursul unei rotaţii a
arborelui cotit al compresorului – Vs [m3]:
Nsd
Vs4
2
(4.186)
unde:
d [m] – diametrul interior al cilindrului
s [m] – cursa pistonului
N – numărul de cilindrii
Cilindreea orară - reprezintă debitul volumic de vapori
aspirat de compresor – D0v [m3]:
nVD sov (4.187)
unde:
n - [rot/s] – turaţia arborelui compresorului
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
259
Aşadar, debitul volumic de vapori aspiraţi D0v [m3/s] poate
fi exprimat prin relaţia:
nNsd
D v4
2
0 (4.188)
Debitul masic de vapori aspiraţi – Dom [kg/s]:
1
0
0v
DD v
m (4.189)
unde:
v1 - [m3/kg] – volumul masic al vaporilor
Puterea consumată de compresor – Pt [W]:
cmt lDP 0 (4.190)
unde:
lc – lucrul mecanic specific teoretic [kcal/kg]
4.12.2.2. Compresorul real (tehnic)
În realitate, compresoarele cu piston nu se pot construi fără
spaţiu vătămător deoarece – tehologic – apare necesitatea unui
spaţiu între capul pistonului şi chiulasă; de asemenea, apar spaţii
suplimentare prin construcţia propriu-zisă a supapelor – fig.4.52.
Aşadar, compresorul real se caracterizează prin:
Existenţa unui spaţiu vătămător (mort);
Pierderi cantitative volumetrice şi energetice;
Vaporii se abat de la legile gazelor perfecte.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
260
Fig.4.52. – Compresorul tehnic şi diagrama de funcţionare C – cilindru; P – piston; SR – supapă de refulare; SA – supapă de aspiraţie;
S – cursa pistonului; Vs – volumul cursei pistonului (cilindreea);
V0 – volumul spaţiului vătămător (mort); Va – volumul generat de piston în timpul
aspiraţiei vaporilor de agent Procesele care caracterizează funcţionarea compresorului real
sunt următoarele - fig.4.52:
Comprimarea vaporilor: procesul 1–2
Considerând pistonul în PMS, cilindrul este plin cu gaz cu
presiunea p0 şi temperatura T0; pe diagramă, această stare
corespunde punctului 1; supapele fiind închise şi pistonul
deplasându-se spre PMI, are loc faza de comprimare;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
261
Refularea vaporilor: procesul 2–3
În punctul 2 se deschide supapa de refulare SR şi are loc refularea
vaporilor până când pistonul ajunge în PMI; se constată că nu este
eliminat tot gazul din cilindru; o parte din gaz a rămas la presiunea
pc, în spaţiul vătămător - V0;
Destinderea vaporilor din spaţiul vătămător: procesul 3–4
Pistonul schimbă sensul mişcării, supapa de refulare SR se închide,
iar gazul rămas în spaţiul vătămător - V0, se destinde de la
presiunea pc până la presiunea p0 – faza de destindere;
Aspiraţia vaporilor: procesul 4–1
În punctul 4, când în cilindru s-a obţinut presiunea p0, supapa de
aspiraţie SA se deschide şi, odată cu deplasarea pistonului până în
PMS – are loc procesul de aspiraţie 4–1[19]:
*Observaţie:
Aşa cum s-a precizat, în timpul funcţionării reale,
performanţele compresorului (debit volumic aspirat, raportul de
compresie, puterea consumată) se modifică nefavorabil faţă de
funcţionarea teoretică.
Volumul de gaz real aspirat Va este mai mic
decât volumul Vs al cursei pistonului, adică - la
aceleaşi dimensiuni ale cilindrului – debitul de gaz
comprimat (în decursul unui ciclu) este mai mic, în
cazul compresorului tehnic, decât în cazul celui
teoretic.
Aprecierea performanţelor reale (în compataţie
cu cele teoretice) poate fi exprimată cantitativ cu
ajutorul coeficienţilor de lucru volumetrici şi
energetici.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
262
4.12.3. Coeficienţi de lucru volumetrici
4.12.3.1. Coeficientul de debit – λ (gradul de livrare sau
randamentul volumic al compresorului K)
Pentru evaluarea pierderilor volumetrice şi pentru a putea
efectua calculul debitului real de vapori aspiraţi de compresorul K
se introduce un coeficient numit:
Coeficient de debit – λ:
λ = λ0 λL λT λet (4.191)
λ0 – coeficientul spaţiului vătămător;
λL – coeficientul de laminare;
λT – coeficientul de încălzire;
λet – coeficientul de etanşeitate.
Valoarea coeficientului de debit – λ, este dată în literatura de
specialitate în funcţie de raportul pc/p0 – fig.4.53.
De exemplu, la compresoarele cu piston, pentru:
pc/p0 = 1...7
Se recomandă pentru gradul de livrare - λ, valori cuprinse între:
λ = 0,1...0,9
De regulă, valoarea coeficientul de debit nu trebuie să fie mai mică 0,6.
Coeficientului de debit – λ se utilizează în două situaţii de
calcul:
Pentru dimensionarea cilindreei compresorului K
(volumul cilindrului) cunoscând debitul de vapori
D0v - care trebuie aspirat) [m3].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
263
Fig.4.53. – Diagramă pentru calculul coeficientului de debit – λ al
compresorului cu piston
Nsd
n
DV v
s4
60 2
0 (4.192)
d [m] – diametrul interior al cilindrului
s [m] – cursa pistonului
N – numărul de cilindrii
n [rot/min] – turaţia compresorului
60/4
2
0 nNsd
D v (4.193)
Pentru determinarea debitului de vapori - D0v - care
poate fi aspirat de un compresor K, cu geometrie
cunoscută [m3/s]
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
264
Influenţa spaţiului vătămător (mort)
Din necesitatea de a proteja maşina de avariile inevitabile care
ar putea surveni în timpul funcţionării compresorului K (dacă
pistonul nu s-ar opri la o oarecare distanţă de capacul cilindrului),
va exista, întotdeauna, un spaţiu inactiv între faţa stângă a
pistonului (când acest se află în poziţie extremă stânga) şi capacul
cilindrului – fig.4.52.
În vederea exprimării cantitative a reducerii debitului de vapori
aspiraţi se introduce un coeficient de lucru al compresorului numit:
Coeficientul spaţiului vătămător – λ0
Coeficientul spaţiului vătămător – λ0 se poate exprima şi în
funcţie de:
raportul de comprimare pc / p0;
valoarea exponentului transformării de stare în procesul de
comprimare;
mărimea spaţiului vătămător.
Aşa cum s-a mai precizat, existenţa spaţiului
vătămător determină o reducere a debitului de vapori
aspiraţi - D0v faţă de compresorul teoretic (ca o
consecinţă a destinderii vaporilor din spaţiul
vătămător - V0, până la presiunea din racordul de
aspiraţie - p0).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
265
În acest context, se defineşte:
Coeficientul relativ al spaţiului vătămător – c0 (dependent
de construcţia compresorului K):
sV
Vc 0
0 (4.194)
Considerând procesul 3–4 ca o transformare politropică, cu
exponentul politropic „m”, se poate scrie:
mm vpvp 4433 (4.195)
Se observă că:
p3 = pc (4.196)
p4 = p0 (4.197)
Analizând relaţiile de mai sus, rezultă că formula pentru
determinarea coeficientului spaţiului vătămător – λ0 este
următoarea: 11
1
0
00
mc
p
pc (4.198)
Exponentul „m” are valoarea:
1,1 – pentru compresoarele cu amoniac;
1,0 – pentru compresoarele cu freoni, când vaporii se
supraîncălzesc înainte de aspiraţie [3]:
Coeficientul relativ al spaţiului vătămător - c0 are valori
recomandate cuprinsă între:
0,02...0,1.
În concluzie, se poate spune că, atât limitarea
cursei pistonului cât şi creşterea volumului masic de
vapori aspiraţi (prin amestecul vaporilor reci aspiraţi
din vaporizator cu vaporii mai calzi destinşi în spaţiul
vătămător – V0), vor conduce la diminuarea debitului
volumic aspirat de compresorul – K.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
266
Influenţa laminării vaporilor prin supape
Laminarea vaporilor prin supapele de aspiraţie conduce la diminuarea
debitului aspirat, ca urmare a faptului că, prin scăderea presiunii se
micşorează densitatea vaporilor crescând însă, volumul lor specific [3].
Fig.4.54. - Procesul de comprimare a unui gaz într-un compresor cu
spaţiu vătămător, cu luarea în considerare a laminării prin supape
(diagrama reală a compresorului tehnic)
La aspiraţie, pentru ca vaporii să rămână permanent în
contact cu suprafaţa pistonului în mişcare, se impune o diferenţă de
presiune - Δp0 (datorită întârzierii deschiderii supapei de aspiraţie -
Laminarea prin supape se referă la procesul de
reducere a presiunii vaporilor la trecerea prin supape.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
267
SA, destinderea se realizează până la o presiune ceva mai redusă
decât presiunea de vaporizare p0) – fig 4.54:
Δp0 = po – po’ (4.199)
p0 – presiunea vaporilor din conducta de aspiraţie;
p0’ – presiunea la faţa pistonului (numită şi presiune de
aspiraţie);
Δp0 – scăderea presiunii înainte de începerea efectivă a
procesului de aspiraţie.
Diferenţa de presiune Δp0 trebuie să acopere toate pierderile
de presiune în procesul de aspiraţie.
În supapele de refulare există pierderi de sarcină similare,
care necesită o suprapresiune a vaporilor la refularea din
compresorul K faţă de presiunea din condensator Δpc (datorită
întârzierii deschiderii supapei de refulare SR, comprimarea se
realizează până la o presiune ceva mai mare decât presiunea de
condensare pc):
Δpc = pc’ - pc (4.198)
pc – presiunea vaporilor din conducta de refulare;
pc’ – presiunea la faţa pistonului (numită şi presiune de
refulare);
Δpc – creşterea presiunii înainte de începerea efectivă a
procesului de refulare.
Aşadar, diferenţele de presiune Δp0 şi Δpc sunt necesare
pentru învingerea inerţei şi frecărilor din supape.
În figura 4.54 este prezentat procesul de comprimare în
compresorului – K, prin care se ilustrează laminarea vaporilor prin
supapele de aspiraţie – SA şi supapele refulare - SR.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
268
Laminarea vaporilor prin supapele de aspiraţie duce la
micşorarea debitului aspirat, ca urmarea a faptului că, prin
micşorarea presiunii, creşte volumul specific al vaporilor.
De aceea, debitul volumic de vapori aspiraţi - D0v se va
corecta cu coeficientul de laminare – λL – a vaporilor în supapa de
aspiraţie – SA.
00
00
Lp
p)c1(1 (4.199)
unde: Δp0 = 0,04...0,06.
se recomandă valori λL = 0,93 … 0,97, pentru temperaturi de
vaporizare până la –300C;
pierderile prin laminare sunt mai mari în cazul freonilor,
comparativ cu amoniacul (respectiv, la agenţii frigorifici cu masă
moleculară mare); se impune astfel, supradimensionarea
supapelor compresorului pentru freoni;
odată cu creşterea temperaturii vaporilor de aspiraţie scad
pierderile prin laminare (diminuarea acestor pierderi se poate
realiza prin micşorarea vitezei vaporilor la trecerea prin supape,
deci, în final, tot prin supradimensionarea supapelor).
Prin măsurări efective, diagrama de funcţionare reală apare, aşadar, ca
în fig.4.54.
Diagrama reală se mai numeşte şi diagramă indicată datorită
aparatului folosit la trasare, numit indicator. Se observă o serie de diferenţe între această diagramă şi cea teoretică
iniţială.
Faza de aspiraţie are loc, aşa cum s-a precizat, la o presiune mai scăzută decât presiunea p0, deoarece, la curgerea gazului, la intrarea în cilindru,
intervin o serie de rezistenţe gazodinamice consumatoare de enregie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
269
Faza de refulare are loc la o presiune mai mare decât pc, deoarece
intervin, de asemenea, o serie de pierderi gazodinamice de presiune, plus
diferenţa de presiune pentru deschiderea supapei de refulare. Fazele de comprimare şi de destindere se efectuează, în realitate, cu
exponenţi politropici variabili, datorită schimbului de căldură care intervine
între peretele cilindrului şi gazul car este comprimat.
Toate aceste fenomene care intervin în funcţionarea reală a compresoarelor, au ca efect mărirea suprafeţei diagramei de funcţionare, ceea
ce conduce la mărirea lucrului mecanic necesar obţinerii aceleiaşi cantităţi de
gaz comprimat [19].
Coeficienţii λ0 – coeficientul spaţiului vătămător şi λl –
coeficientul de laminare, se pot stabili şi cu ajutorul diagramei
indicate trasată pentru fiecare compresor la bancul de încercare,
produsul lor matrializându-se sub forma randamentului volumetric
(sau coeficient indicat al aspiraţiei) - λi.
λi = λ0 x λL (4.200)
Influenţa supraîncălzirii vaporilor în conducta de aspiraţie
Gradul de încălzire al vaporilor - la aspiraţie - depinde de o
serie de factori, dintre care cei mai importanţi sunt:
mărimea spaţiului vătămător – V0;
raportul de comprimare şi modul de răcire a treptei de
comprimare;
tipul compresorului (dacă este în echicurent sau în contracurent);
Vaporii care intră în faza de comprimare sunt
formaţi din vaporii destinşi din spaţiul vătămător – mai
calzi – şi, din cei aspiraţi din exterior – mai reci – care
se încălzesc de la pereţii cilindrului compresorului.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
270
turaţia compresorului (la turaţie mare schimbul de căldură este
mai redus).
Deoarece prin încălzire creşte volumul masic al vaporilor,
ceea ce conduce la micşorarea debitului de vapori aspiraţi – D0v, se
poate concluziona că, încălzirea vaporilor la aspiraţie conduce la
pierderi volumetrice.
Diagrama indicată, în acest caz (pentru citirea debitului), nu
mai poate fi folosită, motiv pentru care, reducerea acestuia se va
estima prin intermediul unui coeficient numit coeficient de
încălzire – λT .
Aşadar, în conducta de aspiraţie a compresorului K (de la vaporizator –
la amoniac NH3 – sau, de la supraîncălzitor – la freoni) vaporii vor suferi o
supraîncălzire T = 5…10 K, supraîncălzire care va conduce la creşterea volumului masic al acestora, astfel încât, debitul volumic aspirat de
compresorul K se va reduce. Această reducere a debitului este apreciată prin intermediul coeficientului de încălzire – λT .
Coeficient de încălzire – λT:
TT
T
a
a
T (4.201)
unde:
Ta - temperatura de aspiraţie teoretică [K];
T = supraîncălzirea [K]; T = 5…10 K
În fig.4.55 este prezentată o diagramă de variaţie a
coeficientului de încălzire, funcţie de raportul de comprimare pc/p0
pentru compresoarele de amonic (NH3), în contracurent.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
271
Fig.4.55. – Variaţia coeficientului de încălzire λT cu raportul de
comprimare pc/p0 la un compresor cu piston
Influenţa condiţiilor reale de etanşeitate a compresorului
Nu se poate vorbi de o perfectă etanşeitate a compresorului.
Neetanşeităţile pot fi:
interioare – prin supapele de aspiraţie şi de refulare, prin segmenţii
pistonului (în cazul compresorului cu două feţe active ale pistonului,
prin care se creează un circuit interior de vapori);
exterioare – prin garniturile chiulasei, segmenţii pistonului prin care
au loc pierderi de vapori în mediul ambiant.
Pentru estimarea acestor pierderi s-a introdus un coeficient ale
cărui valori au fost stabilite experimental, numit:
Acest fapt generează, evident, pierderi de vapori
care – implicit - determină atât pierderi de debit
(volumetrice) cât şi pierderi energetice (creşte
consumul de putere pentru comprimare)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
272
Coeficient de etanşeitate – λet:
λet = 0,95...0,98
4.12.4. Coeficienţi de lucru energetici
În procesul de comprimare se disting:
Puterea teoretică (adiabatică) – Pt ;
Puterea indicată – Pi ;
Puterea mecanică sau efectivă – Pe ;
Puterea electrică – Pef ;
Puterea totală (puterea motorului de antrenare a
compresorului) – PT ;
Puterea teoretică (adiabatică) – Pt
După cum se ştie, puterea teoretică – Pt depinde de lucru
mecanic masic teoretic de comprimare adiabatică – lc şi de debitul
masic de vapori – D0m, aspirat în compresorul K [W]:
mct DlP 0 (4.202)
Cu ajutorul coeficienţilor energetici se determină
puterea reală consumată în procesul de comprimare a
vaporilor.
Este puterea consumată în procesul de
comprimare adiabatică.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
273
Puterea indicată – Pi
Procesele reale de comprimare şi destindere introduc un consum
suplimentar de putere faţă de puterea adiabatică.
Puterea indicată trebuie dată în realitate pistonului pentru a-l deplasa în
cursa l, învingând forţa vaporilor din cilindru.
Puterea indicată – Pi , se calculează pentru:
compresorul în stare de funcţionare;
proiectarea compresorului.
Pentru compresorul în stare de funcţionare
Puterea indicată - Pi se calculează cu ajutorul diagramei
indicate, (adică pentru presiunile p0 şi pc pentru care s-a dimensionat
compresorul) ce se ridică la compresorul –K, cu un aparat indicator
(forma diagramei indicate este determinată de condiţiile constructive şi
funcţionale ale compresorului fiind un indiciu al funcţionării normale)
– fig. 4.56.
Dacă se planimetrează aria cuprinsă în conturul 1’–2’–3’– 4’
şi se raportează această arie la cilindree – Vs, se va obţine o
presiune medie pe cursa pistonului denumită presiune indicată - pi.
Este puterea consumată în procesul de
comprimare a vaporilor în cilindrul compresorului -
K, diferită de puterea teoretică de comprimare, ca
urmare a proceselor reale de comprimare şi
destindere a vaporilor din spaţiul vătămător
(acestea sunt procese politropice, desfăşurate cu
schimb de căldură între vapori şi pereţii cilindrului,
în funcţie de modul de răcire al compresorului) [6].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
274
Fig.4.56. - Utilizarea diagramei indicate a compresorului la calculul
coeficienţilor de lucru
Suprafaţa haşurată este echivalentă cu suprafaţa închisă de
ciclu şi reprezintă lucrul mecanic consumat în procesul
real de comprimare, respectiv – lucru mecanic consulat
la o rotaţie a arborelui compresorului – Li [J/rot]:
sii VpL (4.203)
Puterea indicată Pi [W] va fi:
1000
nVpnLP si
ii (4.204)
n [rot/min] – turaţia arborelui compresorului
pi [N/m2] – presiunea indicată
Vs [m3] – cilindreea
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
275
Relaţiile de mai sus caracterizează funcţionara compresoarelor
care au o singură faţă activă a pistonului.
Pentru cazul pistoanelor cu mai multe feţe active se foloseşte
relaţia: N
1j
isi j)pV(nP (4.205)
unde: N – numărul feţelor active sau numărul pistoanelor.
În cazul proiectării compresorului
Pentru calculul puterii indicate pot utiliza două metode:
metoda diagramei echivalente
metoda randamentului energetic.
Metoda diagramei echivalente
Această metodă constă în stabilirea unei diagrame ciclice p–v
cu ajutorul datelor din literatura de specialitate.
Metoda randamentului energetic
Această metodă este utilizată foarete frecvent.
În acest context se definesc:
Randamentul indicat;
Randamentul mecanic;
Randamentul de transmisie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
276
Puterea indicată – Pi se poate calcula cu ajutorul randamentului
indicat care are o valore stabilită prin generalizarea unor rezultate
experimentale pentru diferite tipuri de compresoare [W]:
i
t
i
PP (4.206)
Pt [W] – puterea consumată de compresorul K în cazul
teoretic (sau puterea adiabatică)
ηi – randamentul indicat a cărui variaţie cu raportul presiunilor
este prezentat în fig. 4.57.
Randamentul indicat – ηi este cu atât mai mic cu cât pierderile
de sarcină în supapele de aspiraţie – SA şi supapele de refulare –
SR sunt mai mari iar supraîncălzirea vaporilor la aspiraţia în
compresorul K este mai mare.
Pentru determinarea randamentului indicat – ηi se poate
utiliza relaţia:
0tbTi
(4.207)
în care:
b – este un coeficient care depinde de construcţia
compresorului şi de agentul frigorific, având următoarele valori:
b = 0,001 – la compresoarele verticale cu amoniac;
b = 0,0025 - la compresoarele verticale cu freon.
Valorile coeficientului de debit – λ pot fi aplicate atât pentru
compresoarele de amoniac, cât şi pentru compresoarele pentru
freon.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
277
Fig.4.57. – Variaţia randamentului indicat – ηi şi a coeficientului de
debit – λ în funcţie de raportul de copmrimare - pc/p0
Aşadar, puterea indicată - Pi este puterea necesară comprimării
vaporilor în cilindrul compresorului - K, diferită de puterea teoretică de
comprimare - Pt, ca urmare a proceselor reale comprimare şi destindere a vaporilor din spaţiul vătămător - V0. Acestea sunt procese politropice,
desfăşurate cu schimb de căldură între vapori şi pereţii cilindrului, în funcţie de
modul de răcire al compresorului.
Puterea mecanică (efectivă) – Pm
Puterea mecanică (efectivă) – Pe , este puterea consumată la
arborele motor al compresorului.
Această putere este mai mare decât puterea indicată – Pi,
datorită consumului suplimentar de putere pentru învingerea
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
278
frecărilor în mecanismul motor, în lagăre, în circuitul de ungere şi
pentru răcire.
Cunoscând puterea indicată – Pi , se poate calcula puterea
mecanică (efectivă) de antrenare la arborele motor – Pe [W] ţinând
cont de randamentul mecanic – ηm.
m
ie
PP (4.208)
Randamentul mecanic – ηm, variază cu soluţiile constructive,
calitatea fabricaţiei şi starea fizică a compresorului.
Puterea efectivă – Pe, se poate determina folosind relaţia:
frie PPP (4.209)
Pfr – puterea de frecare consumată suplimentar faţă de puterea
indicată – Pi , pentru învingerea frecărilor [W].
Pentru calculul puterii de frecare s-a propus următoarea relaţie
de calcul (determinată experimental):
1000
0vfr
fr
DpP (4.210)
pfr [N/m2] – presiunea medie de frecare
pfr = (0,4...0,6)105 – compresoare în echicurent;
pfr = (0,2...0,4)105 – compresoare în contracurent;
D0v [m3/s] – debitul volumic de vapori aspiraţi
Puterea totală consumată – PT
Puterea totală consumată – PT, se consideră puterea totală de
antrenare a motorului.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
279
În acest scop se defineşte randamentul de transmisie prin
intermediul căruia se estimează consumul suplimentar de putere
pentru transmisia de la motorul de antrenare la compresor.
T
etr
P
P (4.211)
ηtr = 1 – în cazul antrenării directe (cuplare rigidă);
ηtr = 0,95...0,98 – în cazul transmisiei cu curea sau roţi dinţate
(cuplare elastică).
Deci puterea totală consumată pentru antrenarea motorului
compresorului – PT [W] este dată de relaţia:
imtr
tT
PP (4.212)
4.12.5. Funcţionarea compresorului în condiţii variabile
În condiţii de funcţionare variabile, compresorul cu piston cu
mişcare rectilinie- K, se caracterizează atât prin performanţe
variabile adică - puteri frigorifice variabile, consum variabil de
putere pentru comprimare – cât şi prin debit variabil de vapori.
La proiectarea compresorului - K, pentru a
ţine seama de aceste condiţii variabile, se impune,
aşadar, puterea frigorifică - Q0 în anumite condiţii
de referinţă definite de temperatura de vaporizare -
T0, temperatura de vaporizare - TC, temperatura de
subrăcire - TSR sau temperatura de aspiraţie în
compresor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
280
Având în vedere relaţiile de calcul prezentate, între puterea
frigorifică – Q0 [W] şi dimensiunile fundamentale ale
compresorului K se stabileşte următoarea relaţie:
1
0
2
1
00000
4 v
qnNs
d
v
qDqDQ vv (4.213)
Prin schimbarea parametrilor gazului la aspiraţie se modifică atât
debitul masic – D0m, vehiculat prin instalaţie cât şi puterea frigorifică
- Q0.
Creşterea temperaturii de vaporizare – T0, determină, la
acelaşi debit volumic – D0v, creşterea debitului masic – D0m, (care
se măreşte datorită diminuării volumului specific al vaporilor
aspiraţi v1) şi, în consecinţă, rezultă o creştere a puterii frigorifice
realizate de compresor.
Se poate vorbi de o influenţă asemănătoare şi a temperaturii de
condensare – Tc .
Şi subrăcirea are o influenţa favorabilă asupra ciclului prin
faptul că, determină o creştere a puterii frigorifice şi o ameliorare a
eficienţei.
Stabilirea performanţelor unui compresor frigorific în
anumite condiţii funcţionare (când se cunosc performanţele lui în
condiţii de referinţă), presupune utilizarea relaţiei de egalitate a
cilindreei orare în cele două situaţii:
fvv DD0 (4.214)
D0v – debitul volumic de vapori în condiţii de referinţă
(cunoscute);
Dfv – debitul volumic de vapori în condiţii de funcţionare
(necunoscute);
Înlocuind expresiile cilindreelor obţinute din relaţiile de mai
sus, rezultă: fvf
f
v q
Q
q
Q 11
0
0
10
0 (4.215)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
281
Q0 [W] – puterea frigorifică în condiţii de referinţă;
Q0f [W] – puterea frigorifică în condiţii de funcţionare
(necunoscute);
q0v, q0vf [kcal/m3] – puterile frigorifice volumice;
λ0, λf – gradele de livrare ale compresorului.
Din relaţia (4.215) rezultă:
00
0
00
f
v
vf
fq
qQQ (4.216)
Puterea frigorifică a compresoarelor, respectiv a IFV –
depinde de condiţiile de funcţionare ale acestora.
4.12.6. Bilanţul energetic al instalaţiilor frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori – IFV în
funcţionarea reală
Se va efectua un bilanţ energetic pentru o maşină cu
comprimare mecanică de vapori într-o treaptă.
Pentru ciclul teoretic, bilanţul energetic poate fi exprimat
astfel:
Q0 + lt = Qc (4.217)
Pentru compararea diferitelor instalaţii cu
comprimare mecanică de vapori şi, implicit – a
compresoarelor frigorifice - au fost stabilite regimuri
de funcţionare, convenţionale de referinţă care ţin
seama şi de proprietăţile agenţilor frigorifici.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
282
Pentru funcţionarea reală, bilanţul energetic poate fi
exprimat astfel:
Q0 net + Q1 + Qiv + Qas+ li real + Q0c = Qec+ Qr + Qc real (4.218)
unde:
Q0 net – căldura utilă extrasă de la mediul răcit;
Q1 – infiltraţiile de căldură de-a lungul conductei cu
agent lichid (în amonte de vaporizator).
Q1 = Q1’ + Q1
”+ Q1
’” (4.219)
Q1’”
– infiltraţiile de căldură pe ramura care pleacă de la
condensator;
Qiv – infiltraţiile de căldură preluate din exterior în
vaporizator (agitator, ventilator, iluminat, deschideri
de uşi etc.);
Qas – infiltraţiile de căldură de-a lungul conductei de
aspiraţie a compresorului (corespunzător puterii
indicate);
li real – consumul real de lucru mecanic pentru comprimarea
agentului frigorific (corespunzător puterii indicate);
Qik – infiltraţii de căldură în compresor;
Qec – căldura evacuată prin răcirea compresorului;
Qr – căldura evacuată către mediul ambiant de conducta
de refulare a compresorului (între compresor şi
condensator);
Qc real – capacitatea reală a condensatorului.
Având în vedere notaţiile de mai sus, capacitatea frigorifică
reală a instalaţei frigorifice – Q0 real, [W] – respectiv cantitatea
totală de căldură extrasă din instalaţia reală – Q0 brut se poate scrie:
Q0 real = Q0 brut = Q0 net + Qiv + Q1 + Qas (4.220)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
283
Raportul:
brut
net
Q
Q
0
0 (4.221)
se numeşte coeficient de utilizare a instalaţiei frigorifice şi este o
măsură a gradului de perfecţiune constructivă, de izolare termică şi
de întreţinere a aparatelor din ramura vaporizatorului [3].
4.12.7. Regimuri convenţionale de referinţă ale instalaţiilor
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
Tabelul 4.4.
Regimurile convenţionale de referinţă ale IFV
Regim t0 tC tSR
Nominal –10 +25 +15
Standard –15 +30 +25
Din cele prezentate anterior a rezultat că,
puterea frigorifică – Q0, a instalaţiilor frigorifice
cu comprimare mecanică de vapori IFV, depinde
de condiţiile de funcţionare - în primul rând - de
temperatura de vaporizare T0, temperatura de
vaporizare TC şi temperatura de subrăcire TSR.
Pentru a putea compara diferite instalaţii
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(implicit, compresoarele acestora), s-au stabilit
diferite regimuri convenţionale de referinţă –
tabelul 4.4.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
284
În cadrul Institutului Internaţional al Frigului (IIF) s-a
elaborat un număr de asemenea „grupe” de regimuri convenţionale
care ţin cont de proprietăţile agenţilor frigorifici [25].
Aceste grupe sunt prezentate în tabelul 4.5.
Tabelul 4.5.
Grupe de regimuri convenţionale ale IFV conform IIF
IFV Grupa t0 tc tasp
IFV cu freon
într-o treaptă
I –25 +40 +20
II –15 +40 +20
III –5 +40 +20
IV +5 +45 +20
IFV cu amoniac
într-o treaptă
V –25 +35 –10
VI –15 +35 0
VII –5 +40 +5
VIII +5 +40 +15
VIII +5 +40 +15
IFV în două
trepte IX –40 +35 –25
4.12.8. Analiza exergetică a insalaţiilor cu comprimare
mecanică
4.12.8.1. Elemente de analiză exergetică
Se consideră că energia unui sistem termodinamic este
formată din:
Energia ordonată – integral transformabilă în altă formă
de energie ordonată, numită exergie;
Energia neordonată – netransformabilă denumită anergie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
285
Într-o transformare de stare a unui sistem termodinamic,
(reversibilă sau ireversibilă), suma exergiei şi anergiei este
constantă. În transformările reversibile exergia sistemului rămâne
constantă, în timp ce – în transformările ireversibile – o parte din
energie se transformă în anergie.
Energia unui sistem termodinamic oarecare nu poate fi
transformată în exergie decât în anumite condiţii şi - doar parţial.
Energia mediului ambiant este constituită numai din anergie;
aceasta nu poate fi transformată în exergie.
Lucrul mecanic schimbat cu exteriorul, într-o transformare
reversibilă în cadrul unui sistem termodinamic constituie – în
totalitate – exergie.
Pentru a scădea temperatura unui sistem, din repectivul sistem
trebuie să se preia fluxul de căldură – Q0, care constituie puterea
frigorifică a instalaţiei respective. Puterea frigorifică – Q0, care urmează a fi transferată de la
sistemul răcit către mediul ambinat, constă doar în anergie [3].
Fluxul de anergie corespunzător fluxului de căldură – Q0, este
dat de relaţia:
0
00
QT
TAn a
Q (4.222)
Ta – este temperatura absolută a mediului ambiant;
T0 – este temperatura absolută a mediului de răcit, Ta > T0.
Rezultă că fluxul de anergie este mai mare decât puterea
frigorifică Q0 - şi deci - pentru a acoperi această diferenţă, trebuie
cedat sistemului un flux energetic, exprimat prin relaţia:
0
0
10
QT
TEx a
Q (4.223)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
286
Cele două fluxuri sunt de sensuri contrare:
Sensul fluxului de anergie este, întotdeauna, identic cu
sensul natural al fluxului de căldură;
Sensul fluxului de exergie este îndreptat spre temperatura
mediului înconjurător.
Fluxul de exergie ce trebuie cedat sistemului (pentru a realiza
fluxul de anergie) creşte cu scăderea temperaturii de vaporizare.
Pentru păstrarea temperaturii constante a mediului răcit,
instalaţia frigorifică trebuie să livreze, mediului respectiv – exergia
şi, concomitent, să asigure eliminarea anergiei din cadrul acestuia.
Exergia se livrează sistemului fie sub formă de energie
electrică sau mecanică (în cazul instalaţiilor cu comprimare
mecanică - IFV), fie sub formă de căldură (în cazul instalaţiilor cu
absorbţie – IFA şi ejecţie - IFE).
Pentru instalaţia care funcţionează după un proces reversibil –
fig.4.58a, puterea de acţionare a compresorului acoperă necesarul
de exergie a mediului răcit astfel încât:
0
0
a)Q(rev Q1
T
TExP
0
(4.223)
Pentru instalaţia care funcţionează după un proces ireversibil
– fig.4.58b, puterea de acţionare trebuie să fie mai mare, astfel
încât să acopere pierderile de exergie determinate de
ireversibilitatea procesului [3].
prevp)Q( ExPExExP0
(4.224)
Puterea suplimentară:
revp PPEx (4.225)
se transformă în anergie şi se înglobează în fluxul total de anergie
cedat mediului înconjurător sub formă de căldură:
prevcp)Q(c Ex)Q(ExAnQ0
(4.225)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
287
Fig.4.58a. – Fluxurile de exergie şi anergie într-o instalaţie frigorifică
cu funcţionare după un proces reversibil
Fig.4.58b. – Fluxurile de exergie şi anergie într-o instalaţie frigorifică
cu funcţionare după un proces ireversibil
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
288
4.12.8.2. Eficienţa frigorifică şi randamentul exergetic al unui
proces frigorific
Eficienţa frigorifică – ε, nu este un randament deoarece nu
exprimă pierderea de energie într-un proces real faţă de un proces
ideal.
Eficienţa frigorifică poate fi folosită pentru compararea - între ele - a
mai multor procese frigorifice – de aceeaşi categorie şi între aceleaşi limite de
temperatură ale ciclului – dar nu permite evaluarea cantitativă a pierderilor prin ireversibilitate.
Pentru procesele frigorifice uzuale, un asemenea coeficient are valori
cuprinse între 0,2 şi 0,7.
Calitatea termodinamică a ciclului frigorific poate fi apreciată
numai prin compararea eficienţei instalaţiei analizate cu cea a
maşinii ideale care funcţionează după un ciclu Carnot inversat.
Pentru caracterizarea performanţei unei instalaţii frigorifice,
respectiv a calităţii procesului din punct de vedere termodinamic se
introduce randamentul exergetic – ηex:
1EE
E
)p(ex)Q(ex
)Q(ex
ex
0
0 (4.226)
În cazul unui proces reversibil, randamentul exergetic – ηex,
are valoarea egală cu unitatea (ηex = 1).
Aşadar, eficienţa frigorifică – ε care, în mod
obişnuit, defineşte performanţa temodinamică a unei
instalaţii frigorifice nu permite însă evaluarea
cantitativă a pierderilor prin ireversibilitate, definite
calitativ de principiul al II-lea al termodinamicii.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
289
Abaterile randamentului exergetic - ηex, de la această valoare
reprezintă o măsură a pierderilor de exergie.
Între randamentul exergetic – ηex şi eficienţa frigorifică – ε,
există relaţia:
ex
0a
0)Q(
)Q(
00f
TT
T
P
Ex
Ex
Q
P
Q0
0
(4.227)
Eficienţa frigorifică – ε poate atinge valoarea maximă pentru ηex= 1.
0
0
TT
T
a
rev (4.228)
Din relaţiile (4.227), (4.228) rezultă:
rev
f
ex (4.229)
ceea ce reprezintă o măsură a calităţii instalaţiei din punct de vedere
termodinamic.
4.12.8.3 Pierderile de exergie în instalaţiile frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori
Analiza exergetică a unei instalaţii frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori, presupune luarea în
considerare a pierderilor de exergie din compresorul
K, vaporizator, condensatorul C şi ventilul de
laminare VL.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
290
Pentru analiza pierderilor exergetice se utilizează o metodă
grafo-analitică care presupune ilustrarea ciclului termodinamic în
diagrama T–s, fig.4.59.
Aşa cum s-a precizat, ca urmare a ireversibilităţii interioare
(comprimare şi laminare izentropă) apar pierderi exergetice care au
drept consecinţă obţinerea unor valori, pentru randamentul
exergetic – ηex – subunitare.
Fig.4.59. - Ciclul termodinamic al instalaţiei cu
comprimare politropică: T0
*- temperatura sistemului răcit; T0 - temperatura de vaporizare;
Ta - temperatura mediului înconjurător; Tc - temperatura de condensare.
.
f
0
0a
t
0
0
q
t
q)Q(
exT
TT
l
q
q
e
l
e
P
Eex000 (4.230)
în care: 0
0
a
qq1
T
Te
0 (4.231)
0qe – este exergia puterii frigorifice
şi reprezintă lucrul mecanic minim consumat în ciclul Carnot
pentru realizarea puterii frigorifice specifice q0.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
291
Se mai poate scrie:
Carnotmin
c
0
q )l(q
e0
(4.232)
unde: εc – eficienţa frigorifică a ciclului Carnot
Pierderea totală de exergie a instalaţiei este:
Carnotmint0
0
0a
tqtp )l(lqT
TTlele
0 (4.233)
Pierderea totală de exergie se compune, conform fig.4.60,
din pierderile de exergie aferente:
Compresorului – K, (acesta fiind considerat un sistem
adiabatic); pierderea de exergie este ilustrată în fig.4.60,
respectiv aria (5–6–d–c) – acestea sunt considerate a fi
cele mari pierderi de exergie):
)ss(Te 12ap12 (4.234)
Pierderile de exergie din compersorul – K, pot fi reduse însă,
prin realizarea comprimării mecanice în mai multe trepte.
Condensatorului – C, pierderea de exergie este ilustrată
în fig.4.60,, respectiv aria (6–2–3–7) şi se determină
considerând că întreaga variaţie de exergie a entalpiilor
stărilor 2 şi 3 se transformă în anergie:
)ss(T|q|)ss(Tiieee 32ac32a3232p23 (4.235)
Pierderile de exergie din condensatorul - C, pot fi reduse prin
diminuarea presiunii de condensare pc;
Ventilului de laminare – VL, pierderea de exergie este
ilustrată în fig.4.60, respectiv aria (7–8–a–b):
)ss(Te 34ap34 (4.236)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 4. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori
(IFV)
292
Pierderile de exergie din ventilul de laminare – VL, pot fi
reduse prin subrăcirea agentului frigorific după condensare sau,
prin folosirea ciclului cu regenerare;
Vaporizatorului – V, pierderea de exergie este ilustrată
în fig.4.60,, respectiv aria (1–4–9–10–1):
041 14 qp eeee (4.237)
041a14a1414 q)ss(T)ss(Tiiee (4.238)
eq0 – exergia specifică pe care o cedează agentul frigorific;
q0 – puterea frigorifică specifică masică.
Pierderile de exergie din vaporizatorul – V, pot fi reduse prin
creşterea temperaturii de vaporizare p0.
Fig.4.60. – Reprezentarea pierderilor de exergie la o instalaţie cu
comprimare mecanică de vapori
Analizând variaţia exergiei şi anergiei la instalaţia cu
comprimare mecanică de vapori IFV, rezultă că – în general –
pierderea de exergie maximă are loc în compresorul K.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
293
Capitolul 5
PROCESE ÎN INSTALAŢIILE FRIGORIFICE CU
COMPRIMARE TERMICĂ (INSTALAŢII
FRIGORIFICE CU EJECŢIE – IFE)
5.1. Consideraţii generale
5.1.1. Apa ca agent frigorific
Din punct de vedere termodinamic apa poate fi considerată un
agent frigorific foarte bun, deoarece are căldura latentă de
vaporizare de circa 2 ori mai mare decât a amoniacului NH3 şi mult
mai mare decât a freonilor [6].
În schimb – apa – în stare de vapori are şi două mari
dezavantaje:
Locul compresorului K de la instalaţiile
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori este
preluat, în cazul instalaţiilor cu ejecţie – IFE - de
către un ejector numit „compresor termic” (pentru
comprimare agentului de lucru se foloseşte energia
cinetică a unui jet de abur).
Agentul frigorific folosit în instalaţiile
frigorifice cu ejecţie este apa.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
294
presiune de vaporizare foarte scăzută (p0<1bar) la
temperaturile de vaporizare uzuale (cerute la sursa rece – ceea
ce conduce la pătrunderi de aer în instalaţie prin neetanşeităţi);
volum specific al vapori, foarte mare – la temperaturi uzuale
pentru tehnica frigului, ceea ce implică debite volumice
importante, respectiv compresoare de mare capacitatei şi
conducte cu diametre mari, ceea ce conduce la scumpirea
instalaţiei.
Agentul
frigorific
Parametrii
NH3 Freon 12 Apă
Presiunea de saturaţie la temperatura 0ºC [bar]
4,294 3,086 0,0061
Volumul specific v” [m3/kg] 0,29 0,057 206,3
Păstrarea unor presiuni scăzute în instalaţie, impune folosirea
unor echipamente auxiliare, respectiv consumuri suplimentare de
energie care au drept consecinţă creşterea semnificativă a preţului
acesteia.
Rezultă că, domeniul de utilizare a apei – ca agent frigorific –
are în vedere doar temperaturi pozitive (rareori sub 40C, obişnuit
între 8...110C), temperaturi folosite, de regulă, în instalaţiile de
climatizare.
Instalaţia frigorifică cu ejecţie – IFE, foloseşte
pentru funcţionare, direct energia termică, respectiv
vaporii motori de apă care se destind într-un dispozitiv,
numit ejector – E, realizând astfel antrenarea
vaporilor reci produşi în instalaţie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
295
Este indicată folosirea ejectorului – E pentru antrenarea
vaporilor de apă din următoarele motive:
ejectorul E, este o piesă statică cu o construcţie, simplă,
ieftină şi robustă, cu o lipsă totală de uzură, deci cu o durată
mare de utilizare;
integrarea ejectorului E în sistem nu implică realizarea unor
fundaţii (funcţionarea acestuia nu determină apariţia vibraţii);
este înlăturată prezenţa defavorabilă a uleiului de ungere din
circuitul agentului frigorific (ulei care înrăutăţeşte schimbul
de căldură în aparate);
asigură parametrii aerului fără pericol, ca acesta, să fie
amestecat cu agent frigorific;
deservire şi întreţinere uşoară cu personal fără o pregătire
specializată.
Dezavantajele utilizării acestor instalaţii sunt următoarele:
consum mare de abur (datorită ireversibilităţii procesului de
amestec din ejector) şi apă de răcire;
reglare dificilă a puterii frigorifice;
capacitate redusă de acoperire a unor diferenţe mari de
temperatură;
randament redus al ejectorului E;
adaptare dificilă a instalaţiei la condiţiile de funcţionare
variabile.
Toate dezavantajele de mai sus pot fi însă limitate, astfel încât,
instalaţiile frigorifice cu ejectoare să poată constitui variante optime din punct de vedere tehnico-economic, în anumite condiţii de funcţionare.
Aceste instalaţii pot fi folosite cu succes – cu precădere –
atunci când aburul de lucru nu este produs în mod special ci, este
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
296
utilizat într-un proces tehnologic care necesită şi o instalaţie
frigorifică.
O reducere considerabilă a consumului de apă de răcire poate
fi realizată prin folosirea turnurilor de răcire sau pompelor de
căldură.
Reglarea puterii frigorifice se poate efectua fie prin variaţia
numărului de ejectoare lucrând în paralel la un vaporizator comun,
etajat (reglaj grosier), fie prin variaţia consumului de abur la unul
din ejectoare (reglaj fin). Utilizarea echipamentelor de automatizare
(termostate, presostate etc.) poate rezolva şi adaptarea instalaţiei la
condiţii variabile de funcţionare [25].
Aceste instalaţii se utilizează – cel mai des – pentru
condiţionarea de proces care necesită temperaturi de vaporizare
ridicate (în mod obişnuit 8…11ºC).
Cu cât temperatura de vaporizare T0 este mai ridicată cu atât creşte
puterea frigorifică a instalaţiei şi se îmbunătăţeşte randamentul ejectorului E
(comparând cu puterea frigorifică corespunzătoare temperaturii de vaporizare de + 10 ºC, de exemplu, fiecare grad în plus - referitor la temperatura de
vaporizare T0 - aduce o creştere a puterii frigorifice cu 5...8%.).
Aceeaşi creştere a temperaturii de vaporizare - T0 conduce atât la micşorarea depresiunii din vaporizator, cât şi la reducerea pătrunderii aerului
prin neetanşeităţi (reducându-se astfel şi consumul suplimentar de abur pentru
menţinerea vidului în instalaţie).
Această categorie de instalaţii frigorifice – IFE – mai are
aplicabilitate şi în următoarele domenii de activitate:
Industria chimică – cristalizarea în vid a sărurilor din soluţii
lichide (procedeul Swenson);
Industria alimentară – răcirea unor produse alimentare;
Industria metalurgică – răcirea aerului la locurile cu degajări
mari de căldură;
Construcţii – prerăcirea componentelor betonului.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
297
De regulă, instalaţia frigorifică cu ejector – IFE, se utilizează
în cazul puterilor frigorifice mari.
S-au efectuat încercări de laborator pentru folosirea în
instalaţiile frigorifice cu ejecţie şi a unor agenţi frigorifici (freoni,
amoniac) dar aceştia nu au căpătat – încă – o întrebuinţare practică
în asemenea situaţie.
5.2. Instalaţia frigorifică cu ejecţie în circuit închis
5.2.1. Schema şi ciclul teoretic al instalaţiei frigorifice cu
ejecţie în circuit închis
Agentul frigorific este apa H2O - la presiuni mici (4 – 8 mmHg) - se evaporă la temperaturi cuprinse în jurul valorii de 0
0C, producând frigul
necesar la sursa rece (vaporizatorul V).
Instalaţiile frigorifice cu ejecţie IFE pot funcţiona în circuit deschis sau închis.
La instalaţia frigorifică cu ejecţie IFE în circuit închis se
pot identifica două circuite – fig.5.1:
Procesul care se desfăşoară într-o asemenea
instalaţie este un proces frigorific bazat pe
comprimarea vaporilor, în care agentul frigorific
este apa H2O.
Compresorul mecanic K, este înlocuit cu
ejectorul E, iar modificarea stării fizice a agentului
are la bază consum de energie termică (şi nu
consum de lucru mecanic).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
298
circuitul direct (motor);
circuitul inversat (frigorific).
În vaporizatorul V (de suprafaţă), se realizează vaporizarea
parţială a apei pe baza căldurii preluate de la agentul intermediar
(mediul răcit – care poate fi apa sau aerul).
Vaporii reci formaţi (cu temperaturi de 00C), intră în camera de
amestec – CA a ejectorului E, ca urmare a diferenţei de presiune care
există între ejector şi vaporizator (vaporii reci sunt antrenaţi de
aburul de lucru care s-a destins în ajutajul A, montat la intrarea în E).
Aşadar, în ejectorul E, se realizează comprimarea vaporilor
reci – de apă – aspiraţi din vaporizatorul V.
Pentru realizarea acestui proces se foloseşte aburul produs în
cazanul Cz.
Aburul de lucru intră în ajutajul convergent – divergent A al
ejectorului E, în care se destinde, de la presiunea din cazan pCz
până la presiunea p0 căpătând – totodată – o viteză foarte mare
(supersonică, 800 – 1000 m/s).
În interiorul ejectorului E, energia potenţială a aburului
provenit de la cazanul Cz, se transformă – parţial – în energie
cinetică Ec, folosită mai departe pentru comprimarea fluidului în
ultima parte a ejectorului – E.
Presiunea scăzută a vaporilor din camera de amestec – CA
precum şi viteza mare de curgere determină aspiraţia vapori saturaţi
din vaporizatorul V; rezultă astfel, un amestec de vapori care este
comprimat în difuzorul – D al ejectorului până la presiunea pc –
corespunzătoare presiunii din condensatorul C (ca urmare a
transformării energiei cinetice Ec în energie potenţială de presiune
Ep).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
299
În condensatorul – C are loc condensarea izobar–izotermă a
amestecului (condensatorul – C, fiind elementul de legătură între
instalaţie şi sursa cu temperatura ridicată).
Fig. 5.1. – Schema instalaţiei cu ejecţie în circuit închis V – vaporizator; E – ejector; C – condensator; Cz – cazan; VL – ventil de laminare;
A – ajutaj; CA – cameră de amestec; D – difuzor;P1, P2 – pompe de circulatie
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
300
Condensul rezultat se împarte astfel:
o parte se laminează în ventilul de laminare VL – proces ce
are loc odată cu scăderea presiunii de la pc la p0 (pompa P1
realizează recircularea apei în vaporizatorul V în vederea
intensificării transferului de căldură), lichidul fiind apoi trimis
în vaporizatorul V, unde – datorită presiunii scăzute
vaporizează la temperatură joasă (situată în jurul valorii de
00C) [25];
o parte este pompată cu pompa P2 şi dirijată în circuitul
agentului primar pentru a fierbe în cazanul Cz (este un cazan
în care are loc încălzirea şi vaporizarea apei, furnizând astfel
aburul de lucru necesar funcţionării ejectorului – E).
Aburul de lucru folosit trebuie să fie saturat uscat, la o
presiune de aproximativ 0,5 MPa. Aşa cum s-a precizat, aburul
supraîncălzit nu aduce avantaje remarcabile, iar aburul umed
conduce la eroziuni ale ejectorului.
Diagrama procesului teoretic este formată din două cicluri
suprapuse parţial – fig.5.2;
ciclul generator (frigorific) invers: 5–1–2–2’–3–4–5, parcurs
de debitul de abur - D0m [kg/s];
ciclul motor (direct): 1–2–2’–3–3’–6–7–8–1, parcurs de
debitul de agent Dm [kg/s];
Ejectorul – E, este un aparat cu vână de lichid (jet) în mişcare rapidă, care serveşte la antrenarea altui fluid (prin depresiune şi frecare) şi la
comprimarea acestuia sau - chiar numai - la deplasarea fluidului în spaţiu.
Ejectoarele au cele mai diverse utilizări; faptul că nu au piese în mişcare, iar uzura pieselor de ghidare a jeturilor de fluid este relativ mică - constituie
avantajele importante.
Funcţionarea ejectoarelor este sigură atunci când fluidele nu conţin
impurităţi care le-ar putea obtura secţiunile de trecere.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
301
Fiecare din cele două fluide care tranzitează ejectorul E sunt folosite în
scopuri diferite, şi anume: unul de a antrena, celălalt de a fi antrenat. Fluidele utilizate (fluidul activ şi fluidul antrenat) le regăsim sub formă
de: gaze, vapori sau lichide iar - în unele cazuri - pot fi antrenate chiar corpuri
solide sub formă granulată (mai mult sau mai puţin fine) – praf cărbune, nisip, etc.
Fig. 5.2. - Ciclul teoretic al instalaţiei cu ejecţie de abur în circuit
închis
Transformările de stare au următoarea semnificaţie:
1–2
2–2’–3
3–3’
3’–6
6–7
– comprimarea adiabatică a amestecului în difuzorul
ejectorului E;
– răcirea izobară şi condensarea izobar-izotermă a
amestecului în condensatorul C;
– pomparea adiabatică a unei părţi din condens în
cazanul Cz;
– preîncălzirea izobară a condensatului în cazanul Cz
până la starea de fierbere (saturaţie);
– vaporizarea izobar-izotermă în cazanul Cz;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
302
7–8
3–4
4–5
8→1←5
– destinderea adiabatică a aburului de lucru în
ajutajul A până la presiunea de vaporizare p0;
– laminarea (i = ct.) apei în ventilul de laminare VL,
odată cu reducerea presiunii de la presiunea de
condensare pc până la presiunea de vaporizare p0;
– vaporizarea izobar–izotermă a apei în vaporizator;
– procesul de amestec al aburului destins (de stare
8), cu vaporii reci (de stare 5), rezultând starea
finală 1.
După vitezele din ajutaj, ejectorul – E poate fi:
ejector cu viteze supracritice;
ejector cu viteze subcritice;
ejector cu viteze mixte.
Ejectorul cu viteze supracritice este caracterizat de viteza supracritică
existentă pretutindeni în ajutajele sale, cu excepţia secţiunii de intrare a
fluidului activ şi a celei de ieşire a fluidului antrenat. Principalele elemente componente ale unui ejector E, sunt următoarele:
A – ajutajul;
CA – camera de amestec; D – difuzorul.
Ajutajul – A, din componenţa instalaţiilor frigorifice cu ejecţie IFE, este
un canal scurt de forma unui tub cu secţiune variabilă, în care are loc
destinderea fluidelor (gaze sau vapori). În ajutajul A, fluidul intră cu presiune ridicată şi viteză de curgere mică
şi iese cu presiune scăzută şi viteză de curgere mare (energia potenţială de
presiune Ep, se transformă în energie cinetică Ec în cursul procesului de curgere).
Funcţionarea ejectorului fără pierderi (teoretic) este ilustrată în fig.5.3.
Aburul de lucru care intră în ajutajul A, se destinde de la
presiunea pCZ, până la presiunea p0 din vaporizatorul V şi, ca
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
303
urmare, viteza acestuia creşte continuu de la valoarea iniţială wCZ
până la valoarea wI.
Parametrii ce caracterizează curgerea aburului în secţiunea I,
de intrare în camera de amestec – CA sunt: p0 şi wI.
Fig. 5.3. – Variaţia vitezei şi presiunii aburului în ejector
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
304
În condiţii uzuale de funcţionare a ejectorului E - în instalaţia
frigorifică la nivelul de condiţionare - viteza agentului de lucru
(abur) - wI este mai mare decât viteza sunetului şi, ca urmare, se
foloseşte ajutajul “Laval” (supersonic).
Jetul aburului de lucru constituie “jetul primar”, iar vaporii
reci antrenaţi, formează “jetul secundar”.
În camera de amestec – CA care funcţionează la presiune
constantă p0, are loc amestecul celor 2 fluide – aburul de lucru şi
vaporii reci (vaporii reci care au o viteză neînsemnată în raport cu
aburul de lucru).
Vitezele fluidelor în amestec variază conform fig.5.3, astfel
încât, în secţiunea II, în care procesul de amestec se consideră deja
terminat, parametrii amestecului de fluide în mişcare sunt p0 şi wII.
Viteza wII – pentru condiţiile uzuale ale procesului – este mai
mare decât viteza sunetului.
Procesul de amestec se încheie în secţiunea II – III, viteza
finală a amestecului rămânând supersonică – wII.
La curgerea supersonică a amestecului, la transformarea
energiei cinetice Ec a fluidului în mişcare în energie potenţială Ep,
au loc “şocuri de comprimare” care determină scăderea Ec – şi deci
– a vitezei, aceasta devenind, în final, subsonică [6].
Aşadar, creşterea presiunii vaporilor de agent
în ejectorul E este determinată – pe de o parte, de
şocul de comprimare iar – pe de altă parte, de
curgerea subsonică a fluidului în difuzorul D (prin
transformarea continuă a Ec → Ep, fluidul curgând
prin secţiuni din ce în ce mai mari).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
305
5.2.2. Calculul termodinamic al procesului teoretic de
producere a frigului într-o instalaţie frigorifică cu
ejecţie – în circuit închis
În schema instalaţiei şi în diagrama de lucru, procesele
teoretice sunt notate astfel:
m0
D [kg/s] – debitul masic al vaporilor ;
m
D [kg/s] – debitul masic al aburului de lucru
CZc0Q,Q,Q Z [W] – fluxurile termice ale V, C, CZ
om
m
tD
Da
[kg abur/kg vapori reci aspiraţi] – coeficientul
de consum specific de abur de lucru în procesul teoretic);
Se consideră mărimi cunoscute următoarele:
0
Q [W] – puterea frigorifică a instalaţiei;
it [
0C] – temperatura agentului intermediar;
rt [
0C] – temperatura apei de răcire a condensatorului;
a
t [0C] – temperatura aburului de lucru;
ap [
0C] – presiunea aburului de lucru.
Se calculează:
0Q [W] – puterea frigorifică a instalaţiei;
mm0D,D [kg/s] – în vederea dimensionării conductelor;
CZcQ,Q [W] – în vederea dimensionării aparatelor;
PP [W] – puterea de antrenare a pompei în vederea alegerii
motorului de antrenare;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
306
t – coeficientul termic în vederea aprecierii economicităţii
instalaţiei.
Se determină parametrii caracteristici:
Debitul masic de vapori reci antrenaţi din vaporizator:
om
o
omq
QD (5.1)
omq [kcal/kg] – puterea frigorifică masică
45om
iiq (5.2)
Debitul masic de abur de lucru:
omtmDaD (5.3)
În care at rezultă din bilanţul termic al ejectorului – E:
2omm5om7m i)DD(iDiD (5.4)
Împărţind prin Dom, rezultă:
27
52
ii
iiat (5.5)
Fluxul de căldură care intră în condensatorul C se
determină din bilanţul termic al acestuia:
)ii)(DD(Q 32ommC (5.6)
Fluxul de căldură introdus în cazanul Cz se determină din
bilanţul termic al acestuia:
)ii(DQ '
37mCz (5.7)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
307
Puterea de antrenare a pompei:
)ii(DP 3
'
3mp (5.8)
Fluxul de căldură extras de la mediul răcit (puterea
frigorifică):
)ii(DQ 45om0 (5.9)
Se notează – t
– coeficientul termic al instalaţiei.
t – este raportul dintre puterea frigorifică şi energia
consumată pentru realizarea procesului.
Se notează – t
ta
1u [kg vapori reci /kg abur de lucru]
ut – factor de ejecţie în procesul teoretic
0 5 40 5 4 5 4
' '7 3 7 37 3 3 3
m
t t
cz p tm
D i iQ i i i iu
Q Q a i i i iD i i i i (5.10)
37
45
ttii
iiu (5.11)
Factorul de ejecţie este o funcţie de forma:
0
0
1,1
p
pp
pu
c
Czt (5.12)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
308
Se urmăreşte a se realiza procese cu valori at minim (realizarea unor
condiţii în care raportul pCz/p0 să fie cât mai mare şi raportul pc/p0 cât mai mic)
În procesele reale, valorile optime ale raportului sunt:
)5,88(p
p
0
c (5.13)
5.3. Funcţionarea reală a instalaţiilor frigorifice cu
ejecţie de abur
Ciclul real al instalaţiilor frigorifice cu ejecţie de abur IFE – fig.5.4 - se deosebeşte de ciclul teoretic deoarece:
Procesul de destindere a aburului în ajutajul convergent nu se
desfăşoară după adiabata 7 – 8 ci, după politropa 7 – 8’;
Presiunea în camera de aspiraţie p0’, este mai mică decât
presiunea de vaporizare p0, deoarece – aspiraţia vaporilor reci
(din vaporizatorul V) în camera de aspiraţie a ejectorului E -
este posibilă, doar datorită diferenţei de presiune po – po’
(care este egală cu pierderile de presiune la circulaţia
vaporilor reci pe conducta de aspiraţie);
Vaporii reci de stare 5 se dilată până la starea 5’ în camera de
aspiraţie CA; aceşti vapori se amestecă cu aburul de lucru de
stare 8’, rezultând starea 1’ care se află mai jos – şi decalată
către dreapta faţă de punctul de amestec 1 din ciclul teoretic
(datorită ireversibilităţii procesului din camera de aspiraţie
CA). Ca urmare a ireversibilităţii procesului în difuzorul D,
procesul real de comprimare a amestecului se va desfăşura
după politropa 1’– 2’.
Aşadar, ciclul real al instalaţiilor frigorifice cu ejecţie IFE
se deosebeşte de ciclul teoretic – datorită „imperfecţiunii”
proceselor termodinamice şi a construcţiei ejectorului E.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
309
Fig. 5.4. – Ciclul real al instalaţiei cu ejecţie de abur în circuit închis
Pierderile determinate de procesele gazodinamice din
ejectorul E au loc în:
ajutajul de destindere a aburului de lucru (prin frecare);
camera de amestec (prin şoc);
difuzorul ejectorului (prin frecare).
Se mai pot aminti şi pierderile datorate schimbului de căldură
la diferenţe finite de temperatură atât în condensatorul C şi
vaporizatorul V cât şi pierderile cauzate de pătrunderea aerului în
instalaţie.
Cea de-a doua categorie de pierderi – materializată în pierderi
de presiune – se datorează frecării pe circuitele de agent.
Aceste condiţii reale de lucru vor avea ca rezultat, un necesar
de abur – pentru antrenare – mai mare decât în procesul teoretic.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
310
Consumul real de abur de lucru se determină prin aplicarea
unor factori de corecţie (sau coeficienţi de lucru) care ţin seama de
toate pierderile care intervin în procesul real faţă de cel teoretic.
Ca o consecinţă a procesului real de destindere reprezentat
prin transformarea 7–8’, entropia specifică a vaporilor va creşte.
În camera de aspiraţie CA, aburul de lucru întâlneşte vaporii
reci care au o viteză neînsemnată în raport cu viteza aburului de
lucru.
Comprimarea amestecului se realizează în două etape:
în prima etapă se realizează un şoc de presiune însoţit de
scăderea vitezei (supersonic→subsonic);
în a doua etapă se realizează transformarea energiei
cinetice Ec în energie de presiune Ep.
Ca urmare a acestor două fenomene se realizează procesul
real de comprimare, atingându-se valoarea presiunii de condensare
– pc.
Dacă se va considera curgerea adiabatică şi se vor neglija
frecările (curgerea izentropă), în conformitate cu Principiului I al
Termodinamicii sub formă completă, pentru sisteme deschise se
poate determina expresia vitezei wI a aburului la ieşirea din ajutaj:
2
1 )(2 CzICz wiiw [m/s] (5.14)
unde:
iCz şi iI [J/kg] – sunt entalpiile specifice ale aburului, în
secţiunea de intrare şi ieşire din ajutajul A.
Pentru procesul de real de destindere a aburului de lucru în
duză, se introduce randamentul duzei – D , având o valoare
admisă de D ~ 0,9.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
311
Pentru procesul de comprimare a amestecului se introduce
randamentul comprimării – ccare are valori mai mici:
D~ 0,7.
Cei doi coeficienţi se grupează într-unul singur – E
, numit
randamentul ejectorului sau gradul de calitate al ejectorului cu
valori cuprinse între 0,6 – 0,7.
cDE (5.15)
Cu ajutorul lui E
se poate obţine coeficientul de ejecţie – u
sub forma:
1c
eE
i
iu (5.16)
în care:
87 iiie – căderea de entalpie la destinderea aburului în
duză;
12 iiic – creşterea de entalpie la comprimarea aburului
în difuzorul D.
În randamentul ejectorului E nu sunt cuprinse şi pierderile
exergetice datorită ireversibilităţii procesului de amestec.
Analizând cele prezentate, se observă că, coeficientul de
ejecţie din procesul real – u, este mai mic decât coeficientul de
ejecţie din procesul teoretic – ut , ceea ce, are drept consecinţă, un
consum specific real de abur de lucru mai mare decât consumul
teoretic.
t
t
auu
a11
(5.17)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 5. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termică
(Instalaţii frigorifice cu ejecţie – IFE)
312
Raportul dintre cele două valori ale coeficienţilor de ejecţie,
respectiv ale consumurilor specifice de abur de lucru, reprezintă
randamentul termodinamic al ejectorului – ηej.
a
a
u
u t
t
(5.18)
Datorită ireversibilităţii procesului de amestec ηej, are valori
foarte reduse.
Pentru calculul consumului specific real de abur de lucru se
mai poate folosi expresia analitică:
2
8,156,125,0e
c
e
c
i
i
i
ia (5.19)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
313
Capitolul 6
PROCESE ÎN INSTALAŢIILE FRIGORIFICE CU
COMPRIMARE TERMOCHIMICĂ
(INSTALAŢII FRIGORIFICE CU ABSORBŢIE - IFA)
6.1. Consideraţii generale
Procesul de obţinere a frigului prin fenomenul de absorbţie
este cunoscută încă din anul 1777 [1].
În 1810 J. Leslie a construit o instalaţie având apa H2O – ca
agent frigorific şi bioxidul de sulf SO2 ca mediu de absorbţie;
1859 – Ferdinand Caree realizează instalaţia cu funcţionare
continuă, utilizând afinitatea vaporilor de apă H2O faţă de acidul
sulfuric concentrat H2SO4 (apa H2O, fiind – agentul frigorific iar
bioxidul de sulf SO2 – mediul absorbant); de aceleaşi nume –
Ferdinand Caree – se leagă şi realizarea primei instalaţii
frigorifice cu soluţie hidroamoniacală – 1869;
Carrier – după numeroase cercetări teoretice şi experimentale, în
1945, realizează prima instalaţie frigorifică ce foloseşte apa ca
agent frigorific şi bromura de litiu BrLi ca mediu de absorbţie.
Locul compresorului – K de la instalaţiile
frigorifice cu comprimare mecanică de vapori – IFV
sau al ejectorului – E de la instalaţiile frigorifice cu
ejecţie – IFE, este preluat, în cazul instalaţiilor
frigorifice cu absorbţie – IFA, de un ansamblu de
aparate numit „compresor temochimic”[10].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
314
6.2. Principiul de funcţionare
Spre deosebire de instalaţiile analizate anterior, instalaţiile cu
absorbţie – IFA, utilizează pentru realizarea procesului de lucru un
amestec binar de substanţe (un agent frigorific şi un corp absorbant –
care joacă rol de mediu de absorbţie pentru agentul frigorific).
Caracteristic acestor substanţe este faptul că au temperaturi de
fierbere diferite la aceeaşi presiune şi că, dizolvarea acestora, se
realizează nelimitat [4].
Dizolvarea agentului frigorific în mediul absorbant se poate face
prin absorbţie sau prin adsorbţie.
Absorbţia se referă la înglobarea mediului fluid în întreaga masă
a mediului absorbant.
Adsorbţia se referă la înglobarea mediului fluid într-un strat
subţire la suprafaţa corpului (în care va fi dizolvat).
Mediile absorbante pot fi lichide sau solide (spre exemplu clorura
de calciu CaCl2 sau clorura de stronţiu SrCl2 sunt substanţe
absorbante solide).
Ca medii adsorbante se utilizează – în special – substanţele
poroase, deoarece, cu cât suprafaţa adsorbantului este mai mare, cu atât
creşte şi cantitatea fluidului care este adsorbit.
Principiul de funcţionare a instalaţiei
frigorifice cu absorbţie – IFA se bazează pe
fenomenul de absorbţie a vaporilor de agent
frigorific de către un mediu absorbant, aflat în stare
lichidă (maşinile cu absorbţie se caracterizează prin
aceea că – deşi funcţionează cu vapori de agent
frigorific – nu se produce o comprimare a acestora).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
315
Deoarece, de cele mai multe ori, funcţionarea instalaţiilor
frigorifice cu absorbţie se aseamănă cu cea a instalaţiilor cu adsorbţie,
în continuare se vor prezenta instalaţiile frigorifice cu absorbţie IFA.
Soluţiile binare cele mai folosite în asemenea instalaţii sunt:
soluţia hidroamoniacală (H2O – NH3) şi soluţia de bromură de litiu
– apă (BrLi – H2O).
În maşina frigorifică cu utilizarea absorbţiei – IFA, producerea
frigului rezultă – ca şi în cazul unui proces de comprimare de vapori – prin
vaporizarea agentului la o temperatură scăzută.
IFA – maşina frigorifică cu absorbţie, este formată din mai multe
aparate organizate, astfel încât, în fiecare au loc anumite procese fizice – de
separaţie şi de refacere a soluţiei prin amestec, aceasta (soluţia), constituind –
agentul de lucru.
Cu alte cuvinte, instalaţia frigorifică cu absorbţie IFA se bazează pe afinitatea pe care o au unele substanţe solide sau lichide faţă de vaporii altor
substanţe, utilizate ca agent frigorific; în urma absorbirii (dizolvării) acestor
vapori de către substanţa absorbantă se formează o soluţie binară omogenă. Ridicarea presiunii soluţiei formate (cu ajutorul unei pompe) şi
încălzirea acesteia, dă posibilitatea obţinerii unor vapori de agent frigorific, la
o presiune suficient de mare, pentru a fi condensaţi la temperatura mediului
ambiant, în condensatorul C.
Condensul obţinut va fi vaporizat în vaporizatorul V, iar vaporii rezultaţi
vor fi din nou absorbiţi de către substanţa absorbantă.
Absorbţia agentului de către un dizolvant constituie faza din proces necesară pentru readucerea sistemului – soluţia bifazică – la starea fizică
iniţială.
Astfel, ciclul de funcţionare al unei instalaţii frigorifice cu absorbţie IFA, apare destul de apropiat de cel al unei instalaţii cu comprimare mecanică
de vapori IFV (aspiraţia vaporilor este realizată de absorbitorul Ab iar
refularea acestora de către generatorul de vapori – Gv).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
316
Avantaje
pot funcţiona într-o singură treaptă până la temperatura de
circa – 600C utilizând arderea directă a gazelor în generatorul de
vapori;
pot fi automatizate complet în vederea reglării consumului de
energie termică în funcţie de puterea frigorifică;
pot valorifica sursele termice de potenţial scăzut şi – de
asemenea – pot folosi energia solară;
lipsa uleiului de ungere în instalaţie determină o îmbunătăţire a
schimbului de căldură în aparate;
funcţionează fără zgomot.
Dezavantaje
consum ridicat de metal şi căldură;
inerţie termică mare şi – deci – adaptare dificilă la variaţiile
sarcinii termice exterioare;
6.3. Clasificarea instalaţiilor frigorifice cu absorbţie –
IFA
Instalaţiile frigorifice cu absorbţie IFA care pot fi clasificate
după mai multe criterii, astfel:
După modul de funcţionare:
cu funcţionare continuă;
cu funcţionare periodică (alternativă);
cu resorbţie (absorbţie repetată).
După numărul componenţilor care formează soluţia:
cu doi componenţi (soluţii binare) – utilizate curent;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
317
cu amestecuri tricomponente (ternare) – utilizate, în special,
la construcţia frigiderelor casnice (cu absorbţie şi difuziune);
După temperatura de vaporizare:
monoetajate (cu o singură treaptă);
bietajate (cu două trepte).
6.4. Noţiuni de termodinamica soluţiilor
6.4.1. Definiţii
Agentul de lucru din instalaţiile frigorifice cu absorbţie IFA este
format dintr-un amestec de substanţe simple [2];
După distribuţia parametrilor fizici şi chimici, amestecurile pot fi
omogene sau eterogene;
La amestecurile omogene, parametrii fizici şi chimici sunt
aceeaşi în orice punct al sistemului (o singură fază);
Sistemul omogen sau domeniul omogen, numit fază poate fi
format din una sau două substanţe pure, numite componenţi.
Amestecurile existente sunt formate din mai multe faze (la limita
de separaţie a fazelor, compoziţia fizică şi chimică se modifică
brusc);
Soluţia este un amestec omogen la scara molară, între două sau
mai multe substanţe (există soluţii gazoase, solide şi lichide);
Soluţiile care se întâlnesc în instalaţiile frigorifice cu absorbţie
IFA sunt, în special, soluţii binare (un agent frigorific şi un corp
absorbant), formate din doi componenţi.
Cele mai economice şi mai răspândite sunt
instalaţiile frigorifice cu absorbţie cu funcţionare
continuă, cu soluţie binară, cu o treaptă.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
318
Soluţiile sunt caracterizate, de regulă, prin concentraţii.
Se deosebesc: concentraţii procentuale, molare, masice etc.
Concentraţia procentuală – arată câte grame dintr-o
substanţă sunt în 100g soluţie.
Concentraţia masică – a substanţei „i” este raportul
dintre masa - Mi a acesteria şi masa totală a sistemului:
1; i
i
ii
M
M (6.1)
Pentru soluţiile binare se utilizează doar concentraţia pentru
unul din componenţi:
. .
. .
vapori agent frigorific
vapori agent frigorific absorbant lichid
M
M M (6.2)
Cel de-al doilea component având concentraţia (l - ).
Concentraţia molară a componentului „i” reprezintă raportul
dintre numărul de moli ni din substanţa „i” şi numărul total
de moli ni, aflaţi în soluţie:
Dacă ambele substanţe sunt în stare lichidă, se
consideră ca solvent substanţa cu concentraţie mai
mare; iar dacă una este solidă sau gazoasă şi cealaltă
este lichidă, substanţa lichidă este considerată
întotdeauna solvent.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
319
; ( 1)i i ii i
i i i
n M
n M
M
M (6.3)
unde: M i – este masa molară a componentului „i”;
M i – masa molară totală a amestecului.
Între cele două concentraţii există relaţia:
i i i ii
i i i i
M n
M n
M M
M M (6.4)
În cazul soluţiilor binare rezultă:
1
21 2
1
11
M
MM M
M
(6.5)
6.4.2. Vaporizarea şi condensarea soluţiilor binare
Amestecurile binare care se întâlnesc în
cadrul instalaţilor frigorifice cu absorbţie IFA
prezintă – din punct de vedere termodinamic –
particularitatea că, în timpul vaporizării sau
condensării izobare (p=ct.), temperatura
sistemului variază (modificarea temperaturii fiind
determinată de schimbarea concentraţiei soluţiei).
Doar în cazul particular – când ambii
componenţi ar avea, la presiunea respectivă,
aceeaşi temperatură de fierbere – aceasta ar
rămâne neschimbată [30].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
320
În amestecul de vapori formaţi, concentraţia componentului uşor
volatil, cu punctul de fierbere mai scăzut, este mai mare decât în
amestecul lichid;
Procesul de absorbţie în instalaţiile frigorifice este însoţit de
degajare de căldură, numită căldură de absorbţie. Funcţionarea
continuă a instalaţiei necesită eliminarea căldurii de absorbţie din
sistem. Fenomenul de absorbţie se poate considera format din
procese termodinamice şi chimice simple care se pot reprezenta cu
ajutorul diagramei temperatură – concentraţie (t – ).
Cu se notează concentraţia componentului uşor volatil – NH3.
Conform legii fazelor (legea lui Gibss), o soluţie binară (k = 2):
la saturaţie – este determinată de doi parametri (t– , p– ,
sau t–p);
în stare de lichid subrăcit, vapori supraîncălziţi sau vapori
umezi – este determinată de trei parametri (p, t, ).
In diagrama din fig.6.1 este reprezentată, în coordonate t – ,
atât curba de vaporizare (V) cât şi curba de condensare (C) care se
întâlnesc în punctele = 0 şi =1 [30].
Reprezentarea grafică s-a efectuat pentru o anumită presiune - p
a amestecului (care se păstrează constantă).
Se consideră soluţia lichidă de stare 1, determinată de
concentraţia 1, temperatura t1 şi presiunea p1.
Deoarece în tehnica frigului prin absorbţie, se
utilizează – în special – soluţia hidroamoniacală (H2O
– NH3), în cele ce urmează se va examina vaporizarea şi
condensarea acestui amestec cu diagrama t –
(temperatură – concentraţie).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
321
Dacă se păstrează constantă concentraţia 1 = ct. şi se încălzeşte
soluţia, în punctul 2, la t2.
Continuând încălzirea, soluţia va vaporiza: procesul 2–3.
În acest timp, concentraţia lichidului în amoniac NH3 se
micşorează, deoarece s-a produs o cantitate mai mare de vapori de
amoniac NH3 decât de vapori de apă H2O.
Fig. 6.1. – Reprezentarea în diagrama t - a vaporizării
şi condensării soluţiilor binare
Procesul se poate urmări la nivelul temperaturii tA.
În punctul A, de temperatură tA, concentraţia lichidului în
amoniac NH3 este A’ < 1 iar vaporii au concentraţia A” > 1.
În punctul 3 vaporizează ultima picătură de lichid şi se obţin
vapori de concentraţie 1 .
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
322
Încălzind în continuare vaporii saturaţi, aceştia se supraîncălzesc
până la starea 4.
Se observă că, procesul de vaporizare a soluţiei lichide NH3 –
H2O, nu a avut loc la temperatură ci, în intervalul de temperatură
t2–t4 (din acest punct de vedere – soluţia se comportă diferit de
substanţele pure).
Repetându-se experienţa – dar folosind alte concentraţii – se
obţin alte puncte pentru începerea procesului de fierbere (dar
similare cu punctul 2) şi alte puncte pentru sfârşitul procesului de
forebere (dar similare cu punctul 4).
Suprafaţa dintre cele două curbe se numeşte lentilă de
vaporizare.
Suprafaţa de sub curba de vaporizare (V), se numeşte zonă de
lichid subrăcit, iar suprafaţa de deasupra curbei de condensare (C)
se numeşte zonă de vapori supraîncălziţi.
În lentila de vaporizare se găsesc vapori umezi (care
reprezintă – de fapt – stări echivalente de echilibru termodinamic a
unei faze lichide şi a unei faze de vapori).
Cele două curbe se întâlnesc la limită când = 0 şi = 0.
Sub curba de vaporizare (V) se află zona de lichid subrăcit,
iar deasupra curbei de condensare (C), se află zona vaporilor
supraîncălziţi.
Locul geometric al punctelor de începere a
procesului de fierberie determină curba de vaporizare
(V), iar locul geometric al punctelor de terminare a
procesului de fierbere determină curba de condensare
(C) .
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
323
Scriind ecuaţiile de bilanţ material pentru componentul uşor
volatil NH3 şi pentru amestec, considerând că:
1 kg amestec cu starea A este format din:
m1 – kg de soluţie lichidă cu starea A';
m2 – kg de soluţie sub formă de vapori cu starea A'':
1mm21
(6.6)
1''A2'A1mm (6.7)
Rezolvarea sistemului de ecuaţii (6.6), (6.7) – în raport cu m1 şi
m2 – conduce atât la determinarea cantităţii de soluţie lichidă m1 cu
starea A', cât şi a cantităţii de soluţie m2 sub formă de vapori cu starea
A'':
'" AA
1"A
1m
" '
1 '2
A
A A
m (6.8)
'A1
1"A
2
1
m
m (6.9)
Procesul de condensare are loc în sens invers procesului de
vaporizare. Vaporii supraîncălziţi de stare 4 se răcesc la 1 = ct.
până când se produce prima picătură de condens în punctul 3 –
fig.6.1.
Iniţial, condensul conţine o cantitate relativ mare de vapori dar,
odată cu diminuarea temperaturii, cantitatea de condens creşte, până
când se obţine starea 2 – soluţie saturată, ceea ce ilustrează
terminarea procesului de condensare.
Lichidul format, de stare 2, poate fi răcit, în continuare,
obţinându-se, în final, lichid subrăcit de stare 1.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
324
La presiuni mai mari lentila de vaporizare se micşorează –
fig.6.2 (odată cu mărirea presiunii, intervalul de temperatură în care
are loc vaporizarea sau condensarea se diminuează).
Fig. 6.2. – Lentile de vaporizare la diferite presiuni
Procesul de vaporizare sau condensare poate fi reprezentat şi în
coordonate p – (presiune – concentraţie).
În această diagramă – fig. 6.3. – curbele de vaporizare (V) şi de
condensare (C), au poziţie inversată faţă de diagrama de coordonate
t – , domeniul de lichid fiind situat la partea superioară, iar cel de
vapori în partea de jos.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
325
Menţinând temperatura constantă, presiunea se micşorează iar, la
o anumită valoare p2 începe vaporizarea.
Fig. 6.3. – Reprezentarea în diagrama p - a vaporizării şi condensării
soluţiei binare
Se consideră soluţia lichidă cu starea 1, detrminată de parametrii
t1, 1, p1.
Reducând şi mai mult presiunea la o anumită valoare pA,
lichidul A’ se va afla în echilibru cu vaporii A”, starea A fiind o
stare echivalentă între stările A’ şi A”.
La o anumită presiune p3 < pA se termină procesul de vaporizare
– iar la o presiune şi mai mică – se obţin vapori supraîncălziţi cu
starea 4.
Odată cu creşterea temperaturii, suprafaţa lentilei de
vaporizare se micşorează [30].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
326
6.4.3. Căldura de dizolvare
Deoarece, în tehnică dizolvarea se produce la presiune
constantă, în cele ce urmează, efectul termic al dizolvării –
respectiv căldura de amestec – se va stabili prin variaţia entalpiei
de dizolvare.
Dacă se consideră un amestec format din doi componenţi în
cantităţi M1 şi M2 care au aceeaşi temperatură – t, şi entalpiile
specifice – i1 şi i2, entalpia iniţială – Ii, înainte de amestec este:
2211 iMiMIi (6.10)
Iar entalpia finală If, după amestecare, la aceeaşi temperatură
– t, este:
i)MM(I 21f (6.11)
Se notează:
if III (6.12)
Amestecul soluţiilor are drept consecinţă
dezvoltarea unor procese chimice exoterme sau
endoterme care conduc la modificarea
temperaturii amestecului (în ipoteza că cei doi
componenţi au avut iniţial aceeaşi temperatură).
Pentru ca amestecul să rezulte la
temperatura iniţială a componenţilor este necesar
să se introducă sau să se scoată din sistem o
anumită cantitate de căldură, numită căldură
integrală de dizolvare (de amestec).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
327
Dizolvarea poate avea loc cu degajare de căldură (reacţie
exotermă) când I este pozitiv (cazul soluţiei hidroamoniacale) sau
poate avea loc cu absorbţie de căldură (reacţie endotermă) când I
este negativ.
Atunci când:
dizolvarea este exotermă (pentru ca amestecul să rezulte
la aceeaşi temperatură t – ca şi cea a componenţilor din
sistem) va trebui extrasă o cantitate de căldură Qam;
dizolvarea este endotermă (pentru ca amestecul să rezulte
la aceeaşi temperatură t – ca şi cea a componenţilor din
sistem) se va introduce o cantitate de căldură Qam.
Ecuaţia bilanţului energeic va fi următoarea:
i)MM(QiMiM 21.am2211 (6.13)
În cazul soluţiei hidroamoniacale, M1 este cantitatea de
dizolvant – amoniacul NH3, iar M2 este cantitatea de solvent – apa
H2O.
Dacă se împarte ecuaţia (6.13.) la (M1 + M2) rezultă:
iqi)1(i am21 (6.14)
în care:
21 MM
Qq am
am (6.15)
Reprezentarea grafică a ecuaţiei 6.14. este ilustrată în fig.6.4. [30].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
328
Fig. 6.4. – Căldura de amestec în funcţie de concentraţie.
6.5. Diagrame folosite la calculul instalaţiilor frigorifice
cu absorbţie
Diagramele care pot ilustra procesele termodinamice care se
desfăşoară în instalaţiile frigorifice cu absorbţie – IFA, sunt:
Diagrama entalpie – concentraţie (i – );
Diagrama presiune – temperatură (p – 1/T);
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
329
6.5.1. Diagrama entalpie – concentraţie (i – )
Cea mai utilizată diagramă pentru reprezentarea proceselor
şi dimensionarea instalaţiilor frigorifice cu absorbţie IFA este
diagrama entalpie – concentraţie (i – ) – fig.6.5.
Această diagramă cuprinde domeniile corespunzătoare
stărilor de agregare: vapori supraîncălziţi, vapori umezi şi lichid -
ilustrând următoarele familii de curbe [6]:
izentalpe, i = ct. – care sunt drepte orizontale – 1;
concentraţie, = ct. – care sunt drepte verticale – 2;
izoterme în domeniul lichid – 3, pentru temperaturi de
fierbere cuprinse între –700C şi 200
0C (alura curbelor se
explică prin faptul că amestecul lichid H2O – NH3 are loc
cu degajare de căldură – dizolvare exotermă);
izoterme în domeniul vaporilor – 4, între aceleaşi limite
ale temperaturii de fierbere care sunt nişte drepte, întrucât
între vaporii uscaţi de amoniac şi apă nu are loc un proces
chimic (astfel încât căldura amestec este neglijabilă); aceste
drepte nu sunt reprezentate în diagramă;
izobare pentru lichid – 5, p = ct; sunt reprezentate între
limitele de presiune uzuale în procesele frigorifice din
instalaţiile cu absorbţie de 0,002 MPa şi 2 MPa;
izobare pentru vapori – între aceleaşi limite de presiune sunt
reprezentate prin curbele – 6;
curbe izobare ajutătoare – 7, trasate pentru fiecare izobară
care ajută la determinarea stării de vapori, în echilibru cu
lichidul respectiv pentru reprezentarea izotermei în domeniul
de vapori umezi;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
330
curbe k = ct. – 8, trasate în domeniul de lichid, permit să se
determine rapid concentraţia vaporilor în echilibru cu lichidul.
Referitor la diagrama (i – ) pentru soluţia hidro-amoniacală
se impun următoarele observaţii:
entalpia lichidului pentru o valoare constantă a temperaturii se
modifică foarte puţin în funcţie de presiune, astfel încât
rezultă o singură reţea de izoterme, indiferent de valoarea
presiunii;
izotermele reprezentate în domeniul lichid sunt valabile
pentru o presiune dată p (doar pentru porţiunea de sub
izobara respectivă);
în domeniul vaporilor supraîncălziţi căldura specifică este
dependentă atât de temperatură cât şi de presiune, încât ar
trebui să fie trasate familii de izoterme pentru fiecare izobară
în parte (ceea ce ar complica figura nejustificat); totuşi,
acestea pot fi uşor trasate având în vedere că, de fapt, sunt
nişte drepte.
în domeniul vaporilor umezi, izotermele sunt linii drepte ce trec
prin cele două stări de lichid şi de vapori în echilibru,
nefiind reprezentate în diagramă deoarece apar familii de
izoterme pentru fiecare izobară în parte. Aceste
izoterme se trasează folosind curbele ajutătoare [25].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
331
Fig. 6.5. – Diagrama entalpie – concentraţie (i – ) pentru soluţia
hidroamoniacală 1. – izentalpe (i =ct.); 2. – drepte de concentraţie constantă ( = ct.);
3. – izoterme în domeniul de lichid; 4. – izoterme în domeniul de vapori;
5. – izobare pentru lichid; 6. – izobare pentru vapori;
7. – izobare ajutătoare; 8. – curbele k = ct.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
332
6.5.2. Diagrama presiune - temperatură (p – 1/T)
Dacă: în cazul substanţelor simple, presiunea de fierbere este o funcţie univocă
de temperatură p = p(T);
în cazul soluţiilor binare, presiunea de fierbere depinde atât de
temperatură, cât şi de concentraţie p = p (T, ).
Pentru = ct., dependenţa respectivă devine iarăşi univocă,
respectiv – p = f (T) ca şi la substanţele simple.
Prin cercetări experimentale s-au stabilit multe astfel de relaţii
dar, cea mai utilizată dintre ele este relaţia Clausius – Clapeyron
care are forma:
dT
dp)'v''v(Tr (6.16)
în care:
r [kcal/kgK] – căldura latentă de vaporizare;
T [K] – temperatura absolută ;
p [bar] – presiunea;
v” [m3/kg] – volumul specific al vaporilor saturaţi ;
v’ [m3/kg] – volumul specific al lichidului în stare de
fierbere;
Neglijându-se volumul specific al lichidului v’ faţă de cel al
vaporilor saturaţi uscaţi v” şi admiţând pentru aceştia ecuaţia de
stare a gazului ideal, se obţine:
dT
dp
p
RTT
dT
dp"Tvr (6.17)
sau
2T
dT
R
r
p
dp (6.18)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
333
în care R – este constanta gazului perfect.
Integrând ecuaţia (6.18) şi considerând r = ct, se obţine:
T
bapln (6.19)
în care a şi b = r/R – sunt constantele specifice substanţei;
în cazul unei substanţe simple relaţia (6.19) reprezentată în
coordonate (p – 1/T) este o dreaptă;
în cazul soluţiilor binare se obţine un fascicul de drepte pentru
diverse concentraţii [30].
În fig.6.6. se prezintă diagrama (p – 1//T) pentru soluţia
hidroamoniacală H2O – NH3. Fasciculul de drepte din diagramă este
uşor convergent spre partea superioară, deoarece coeficientul
unghiular al dreptelor b = r/R depinde de concentraţie şi anume –
este cu atât mai mare, cu cât concentraţia este mai mică [26].
Fig. 6.6. – Diagrama presiune - temperatură (p - 1/T) pentru soluţia
hidroamoniacală (H2O – NH3)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
334
6.6. Soluţii utilizate în instalaţiile cu absorbţie
Soluţiile binare folosite în instalaţiile frigorifice cu absorbţie
IFA trebuie să îndeplinească o serie de cerinţe:
temperatura de fierbere a substanţelor de lucru trebuie să aibă –
la presiune atmosferică normală – anumite valori şi anume:
să nu fie prea mare pentru a nu crea un vid înaintat în
vaporizator – V şi absorbitor – Ab (ceea ce ar presupune
construcţii etanşe pentru a preveni pătrunderea aerului);
să nu fie prea scăzută pentru a nu rezulta presiuni de
condensare mari (ceea ce ar presupune utilizarea unor
aparate cu pereţi groşi, deci consum mare de metal).
temperatura soluţiei la sfârşitul fierberii să aibă valori cât
mai mici, astfel încât să se poată utiliza surse energetice
secundare cu potenţial termic scăzut, care sunt mai ieftine;
Soluţiile utilizate în instalaţiile frigorifice cu
absorbţie IFA sunt – de regulă – soluţiile
binare adică soluţii formate din două corpuri:
solventul şi dizolvantul;
Aceste soluţii binare sunt formate din corpuri
care au temperaturi de fierbere foarte diferite
(a dizolvantului este foarte scăzută) şi care
formează soluţii cu degajare de căldură (efect
termic pozitiv – reacţii exoterme);
Starea unei soluţii binare este determinată de
trei parametrii independenţi: presiunea – p,
temperatura – T şi concentraţia – ξ.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
335
diferenţa dintre temperaturile de fierbere ale celor doi
componenţi să fie cât mai mare astfel încât să se poată
realiza o separare cât mai bună a acestora (separare care să
conducă la o puritate ridicată a agentului frigorific);
Dacă această condiţie nu este îndeplinită, vaporii de agent frigorific amoniacul – NH3, vor antrena şi vaporii celuilalt component, apa – H2O, caz în
care, instalaţia trebuie prevăzută cu coloană de rectificare.
Introducerea unei coloane de rectificare – determină atât creşterea investiţiilor cât şi a cheltuielilor de exploatare (datorită faptului că apare un
consum suplimentar de energie termică la fierbătorul F şi un consum mai mare
de apă de răcire) [2].
densitatea şi vâscozitatea soluţiei să fie relativ mici pentru a
rezulta consumuri energetice pentru pompare scăzute;
căldura specifică a soluţiei şi căldura diferenţială de amestec
să aibă valori mici, iar căldura latentă de vaporizare să fie cât
mai mare;
conductivitatea termică să fie cât mai mare, pentru facilitarea
schimbului de căldură, în vederea reducerii suprafeţei de schimb
termic;
agentul frigorific şi absorbantul să fie stabili din punct de vedere
chimic în domeniul temperaturilor de lucru, pentru ca soluţia
utilizată în instalaţie, să fie schimbată cât mai rar.
Deşi se cunosc şi se utilizează o mare diversitate de cupluri
frigorifice în instalaţiile cu absorbţie – IFA, totuşi nici unul din
aceste cupluri nu răspunde la toate cerinţele menţionate.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
336
Principalele categorii de soluţii care se folosesc în instalaţiile
cu absorbţie IFA sunt următoarele:
Soluţiile apoase – au ca agent frigorific apa H2O şi
formează următoarele categorii de cupluri frigorifice:
H2O – LiBr; Cuplul H2O – LiBr este stabil şi total inofensiv deoarece, apa – ca agent
frigorific – nu este toxică, inflamabilă sau explozivă; are însă, o mare agresivitate şi proprietăţi corozive în prezenţa oxigenului din aer.
H2O – LiCl; Cuplul H2O – LiCl are o acţiune de corodare mult mai mică asupra
materialelor şi aparatelor; acest cuplu se foloseşte pentru obţinerea frigului la temperaturi pozitive.
H2O – LiI; Cuplul H2O – LiI este folosit pentru condiţionare şi pentru obţinerea apei
tehnologice reci, premiţând folosirea aburului de lucru cu potenţial termic scăzut.
H2O – NaOH; Cuplul H2O – NaOH are o acţiune extrem de corosivă, motiv pentru care,
utilizarea acesteia impune ca instalaţia să fie realizată din oţel inoxidabil, ceea ce conduce la costuri mari de investiţie.
H2O – NaOH – LiBr; Pentru mărirea domeniului de temperaturi şi a presiunilor de lucru, se
recomandă soluţiile cu trei componenţi.
Soluţiile amoniacale – au ca agent frigorific amoniacul NH3
şi formează următoarele categorii de cupluri frigorifice:
NH3 – H2O; Soluţia NH3 – H2O este cea mai răspândită soluţie pentru instalaţiile frigorifice
cu absorbţie IFA datorită proprietăţilor termice şi calorice foarte bune.
Presiunile de lucru din instalaţie sunt, însă, mari iar de toxicitatea amoniacului
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
337
nu se poate face abstracţie. La fierberea soluţiei hidroamoniacale, amoniacul –
NH3 – (componentul uşor volatil), antrenează şi apa – H2O; din acest motiv instalaţia trebuie, obligatoriu, să conţină şi o coloană de rectificare.
Metilamină – H2O;
Etilamină – H2O.
Soluţiile Metilamină – H2O şi Etilamină – H2O, micşorează toxicitatea şi
pericolul de explozie – comparativ cu amoniacul – NH3, coboară presiunile de lucru in instalaţiile cu absorbţie IFA, lărgind domeniul de lucru pentru
temperatura agentului de încălzire.
Soluţiile spirtoase – au ca agent frigorific alcoolul; cel mai
utilizat este alcoolul metilic pentru că este ieftin, stabil chimic şi
are proprietăţi termofizice mai bune decât alţi alcooli.
Alcoolul metilic se foloseşte ca agent frigorific în soluţiile:
CH3OH – LiBr;
CH3OH – ZnBr2.
Acest soluţii permit obţinerea în vaporizatorul V a temperaturilor
negative şi lucrează la temperaturi de absorbţie mari. Au însă, vâscozitate ridicată şi sunt toxice.
Pentru înlăturarea dezavantajelor menţionate mai sus, se recomandă
folosirea soluţiilor cu trei componenţi.
CH3OH – LiI – ZnBr2;
CH3OH – LiBr – ZnBr2.
Prin adăugarea de ZnBr2 în soluţia de CH3OH – LiBr se micşorează
vâscozitatea acesteia, creşte zona de concentraţie deşi – coeficientul frigorific al
instalaţiei se diminuează.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
338
6.7. Instalaţii frigorifice cu absorbţie cu soluţie
hidroamoniacală într-o treaptă
6.7.1. Instalaţia IFA simplă într-o treaptă
Principalele elementele componente ale acestei instalaţii
sunt următoarele – fig. 6.7:
F – generatorul de vapori (fierbătorul) - aparat în care are loc
fierberea soluţiei amoniacale (H2O – NH3) în scopul separării
vaporilor de agent frigorific (amoniac – NH3);
C – condensatorul – aparat răcit cu apă, în care are loc
condensarea vaporilor de agent frigorific, separaţi în generatorul de
vapori, respectiv fierbătorul – F;
Agentul de lucru al acestor instalaţii este
soluţia hidroamoniacală (NH3 – H2O):
agentul frigorific este amoniacul – NH3;
absorbantul este apa – H2O;
Mediul răcit: aer, apă, saramuri;
Concentraţia se raportează la agentul
frigorific şi se poate exprima cu relaţia:
OHNH
NH
NH
23
3
3 GG
G (6.20)
Energia primară utilizată poate fi: abur de
joasă presiune, apă caldă, gaze arse etc.
Se utilizează la temperaturi de vaporizare
T0 = – 5...30 0C.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
339
Fig. 6.7. – Schema instalaţiei frigorifice cu absorbţie IFA - simplă,
într-o treaptă F – fierbător; C – condensator; Ab – absorbitor; V - vaporizator; VL1 – ventil de laminare pentru agentul frigorific NH3; VL2 – ventil de laminare pentru soluţia
hidroamoniacală săracă; P – pompă de circulaţie pentru soluţia hidroamoniacală
bogată
V – vaporizatorul – aparat izolat termic în care se produce
fierberea şi vaporizarea agentului frigorific la temperatura cea mai
scăzută din întregul proces;
Ab – absorbitorul – aparat răcit cu apă, în care are loc
absorbţia vaporilor reci de agent frigorific NH3, în soluţia
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
340
hidroamoniacală H2O – NH3, aflată la temperatură ridicată (acest
aparat, împreună cu condensatorul – C, constituie sursa cu
temperatură ridicată a maşinii frigorifice cu absorbţie IFA);
* Observaţie:
Se neglijează pierderile de presiune şi se admite că presiunea din fierbătorul F este egală cu presiunea din condensatorul C, iar presiunile din vaporizatorul V şi
absorbitorul Ab – de asemenea – sunt egale între ele.
Din punct de vedere funcţional instalaţia
prezintă două circuite:
Circuitul principal – parcurs de vaporii generaţi
de fierbătorul – F (realizat ca şi un circuit cu
comprimare mecanică de vapori, cu aceleaşi
aparate);
Circuitul auxiliar – închis între fierbătorul – F şi
absorbitorul – Ab care realizează circulaţia şi
absorbţia vaporilor de agent frigorific (circuitul
auxiliar înlocuieşte compresorul K, din
instalaţiile cu compresie mecanică de vapori
IFV, motiv pentru care – ansamblul aparatelor
care formează acest circuit este denumit şi
compresor termochimic).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
341
În circuitul principal au loc următoarele procese:
Soluţia de concentraţie mare – soluţia bogată – de stare 4’ este
preâncălzită până la temperatura de saturaţie corespunzătoare
presiunii pc în F şi apoi începe să fiarbă.
Primii vapori care se degajă sunt vaporii de stare 1”, în
echilibru cu lichidul de stare 1.
Pe măsură ce soluţia bogată vaporizează, aceasta devine mai
săracă în amoniac, starea ei variind după izobara 1” – 2”.
Astfel în procesul de vaporizare atât soluţia lichidă cât şi
vaporii produşi îşi micşorează concentraţia.
Se consideră că starea vaporilor care pleacă de la generatorul
de vapori – fierbător este o stare medie 5” de concentraţie ” < 1.
Vaporii pătrund apoi în condensatorul C, unde condensează la
temperatură variabilă, până la starea 5, determinată de intersecţia
dreptei ” cu izobara pc a lichidului.
Lichidul subrăcit obţinut se laminează în VL1 de la presiunea
pc până la starea 6 a amestecului dintre vaporii de stare 6” cu
lichidul de stare 6’. Starea 6’ este caracterizată de presiunea po şi
temperatura de vaporizare minimă T0 min (laminarea se realizează
pentru ca lichidul să fie adus la presiunea de saturaţie
corespunzătoare temperaturii la care se realizează frigul).
Soluţia de stare 6 vaporizează în vaporizatorul V, ieşind din
acesta sub forma vaporilor de stare 7.
Procesul de vaporizare este izobar dar nu şi izoterm,
temperatura vaporilor fiind T0 max > T0 min.
Starea 7 se găseşte la intersecţia izotermei umede cu dreapta
de concentraţie ”.
Vaporii de stare 7” fiind foarte apropiaţi de starea 6” se poate
considera că starea lor finală este chiar starea 7”.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
342
Vaporii umezi de stare 7 intră în absorbitorul Ab unde sunt
absorbiţi de soluţia săracă de stare 3, rezultând soluţia bogată de
stare 4.
Se observă că această parte a instalaţiei frigorifice cu
absorbţie IFA, funcţionează asemenea unei instalaţii frigorifice cu
comprimare mecanică de vapori - IFV.
În circuitul auxiliar au loc următoarele procese:
Vaporii umezi de stare 7 intră în absorbitorul – Ab, unde sunt
absorbiţi de soluţia săracă de stare 3, rezultând soluţia bogată de stare 4.
Această soluţie este refulată de pompa - P în fierbătorul F cu
starea 4’.
Neglijându-se creşterea entalpiei soluţiei prin pompare, în
diagrama (i- ), stările distincte 4 şi 4’ se suprapun.
Aceste stări diferă prin valoarea presiunii, 4 – fiind la
presiunea p0 din absorbitorul Ab şi vaporizatorul V, iar 4’ – la
presiunea pc din fierbătorul F şi condensatorul C.
Soluţia de stare 4’ se preîncălzeşte în F până la temperatura de
saturaţie corespunzătoare presiunii pc şi apoi începe să fiarbă
producându-se vaporii de stare 1”.
Soluţia lichidă din F se află stratificată, soluţia săracă fiind colectată la baza aparatului (deoarece densitatea amoniacului NH3 este mult mai mică
decât a apei H2O).
De la partea inferioară soluţia amoniacală NH3 – H2O săracă curge
spre absorbitorul Ab.
Pentru a fi posibilă legătura funcţională între F şi Ab este necesară
laminarea soluţiei amoniacale în VL2 . Soluţia amoniacală săracă, la temperatură ridicată (deoarece provine
din soluţia aflată la temperatura de fierbere în F) este laminată în VL2 şi intră
în absorbitorul Ab (unde dizolvă vaporii reci proveniţi din V care, sunt introduşi în acest aparat, prin circuitul principal).
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
343
În absorbitorul Ab are loc, deci, fenomenul de absorbţie: vaporii reci
(umezi) intră în Ab unde sunt dizolvaţi (absorbiţi) de soluţia săracă aflată la
temperatură ridicată – deci cu capacitate mare de absorbţie – proces, în urma
căruia, rezultă soluţie bogată care este refulată de pompa P în fierbătorul F.
În fig. 6.8a şi fig. 6.8b procesele termodinamice ilustrate sunt
următoarele:
4’– 1 – preîncălzirea soluţiei în F până la starea de saturaţie;
1 – 5” – vaporizarea soluţiei în F;
2 – 3 – laminarea soluţiei sărace în VL2;
3 – 8 – subrăcirea soluţiei sărace în Ab;
8 – 4 – absorbţia vaporilor de amoniac de către soluţia
săracă, în Ab;
5” – 5 – condensarea vaporilor în C;
5 – 6 – laminarea lichidului în VL1;
6 – 7 – vaporizarea lichidului în V.
Fig. 6.8a – Proces termodinamic teoretic în diagrama (p-1/T)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
344
Fig. 6.8b – Proces termodinamic teoretic în diagrama (i- )
Calculul termodinamic al ciclului teoretic
Calculul termodinamic al ciclului are drept scop
stabilirea mărimilor necunoscute care se regăsesc în
ecuaţiile de bilanţ termic (debite masice, fluxul de
căldură cedat de fierbătorul F, puterea termică a
absorbitorului Ab şi a condensatorului C, entalpii,
concentraţii, eficienţă frigorifică, etc.)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
345
Cunoscându-se aceşti parametri se pot dimensiona aparatele şi
circuitelor instalaţiei frigorifice cu absorbţie IFA.
Se cunosc:
Q0 [W] – puterea frigorifică a instalaţiei
ti [C0] – temperatura agentului intermediar răcit în V
tr [C0] – temperatura apei de răcire a C şi Ab
tî, pî – temperatura şi presiunea agentului de încălzire a F
Se determină:
Qî [W] – fluxul de căldură cedat în fierbătorul F
QAb [W] – puterea termică a absorbitorului Ab
Qc [W] – puterea termică a condensatorului C
Mărimea cu ajutorul căreia se apreciază calitatea instalaţiei
este definită ca fiind raportul dintre puterea frigorifică – Q0 şi
suma fluxurilor de energie introduse în instalaţie – Qî;
f – eficienţa frigorifică a instalaţiei.
Se stabilesc parametrii de stare ai soluţiei şi se construieşte ciclul
termodinamic în diagrama (i– ).
Se definesc:
Db [kg/s] – debitul de soluţie bogată care pleacă din Ab
D0m [kg/s] – debitul masic de agent frigorific - vapori;
qom [kcal/kg] – puterea masică frigorifică specifică;
f = Db / D0m – coeficientul de circulaţie a soluţiei bogate
Din bilanţurile de masă şi căldură – pentru fiecare aparat – se
obţin următoarele ecuaţii:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
346
Ecuaţia de bilanţ a vaporizatorului – V:
67
0
0
00
ii
Q
q
QD m
(6.21)
Ecuaţia de bilanţ a fierbătorului – F:
sm0b
"
m0bb )DD(DD (6.22)
Împărţind relaţia 6.22. la debitul Dom , rezultă:
sb )1f("f (6.23)
Din relaţia 6.23. rezultă expresia coeficientului de circulaţie a
soluţiei bogate – f :
sb
s"
f (6.24)
m0bDfD (6.25)
Din bilanţurile termice ale condensatorului – C, fierbătorului –
F şi absorbitorului – Ab, rezultă puterile termice ale acestor
aparate:
)ii(DQ 5''5m0c (6.26)
)]ii(fii[DQ 4331m0Ab (6.27)
)]ii(fii[DQ 422''5m0F (6.28)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
347
pi
m0
Pi
0
q
Q (6.29)
Dacă se are în vedere că Pp<<Qî, rezultă o relaţie simplificată:
i
m0
Pi
0
q
q
Q
Q (6.30)
* Observaţii:
Concentraţiile b şi s se pot stabili cu ajutorul unei diagrame
= ( ) pentru soluţia hidroamoniacală, măsurând temperatura şi
densitatea unor probe de soluţie bogată şi săracă;
Factorul de circulaţie – f, se poate determina direct prin măsurarea
debitelor Db şi Dom.
6.7.2. Instalaţia IFA – ameliorată într-o treaptă
Instalaţia cu soluţie hidroamoniacală într-o treaptă, simplă
este folosită rar, fiind mai mult o instalaţie pentru studiul proceselor
de bază din instalaţiile frigorifice cu absorbţie.
Deoarece puterea frigorifică masică scade
odată cu creşterea conţinutului de apă al
vaporilor (ceea ce conduce la scăderea eficienţei
frigorifice a instalaţiei simple), se impune
creşterea concentraţiei vaporilor ce ies din
fierbător – , în sensul obţinerii unor vapori puri
de amoniac.
În acest sens, în schema funcţională a
instalaţiilor utilizate în mod obişnuit, sunt
introduse o serie de aparate care au rolul de a
împunătăţi funcţionarea şi eficienţa acestora.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
348
Principiul de funcţionare
Principalele aparate introduse şi ameliorările obţinute sunt
următoarele:
Coloana de rectificare şi condensatorul de reflux
(deflegmator) – au rolul de a creşte concentraţia în amoniac a
vaporilor degajaţi în fierbătorul F (se montează deasupra
fierbătorului F şi formează, împreună cu acesta, generatorul de
vapori – Gv).
Rectificarea – reprezintă procesul fizic de vaporizare şi de
condensare a soluţiei – în vederea separării în părţile
componente – ca urmare a contactului direct dintre lichidul
şi vaporii soluţiei (între cele două faze se realizează un
transfer de căldură şi substanţă); în cadrul acestui proces de
separare, căldura cedată în procesul de condensare serveşte
procesului de vaporizare, nefiind necesară o acţiune de
răcire sau de încălzire din exterior.
Deflegmarea – reprezintă procesul de condensare, la care
se utilizează un agent de răcire din exterior pentru
condensarea amestecului, rezultând, în final, vapori cu
concentraţie mai mare în amoniac.
Schimbătorul de căldură E (economizor) – are rolul de a răci
soluţia săracă şi de a încălzi soluţia bogată, conducând astfel la
micşorarea sarcinii termice a fierbătorului şi absorbitorului,
precum şi la ameliorarea eficienţei frigorifice (aşadar – are
rolul atât de a a economisi căldura necesara fierberii soluţiei în
fierbătorul F, cât şi de a reduce căldura care trebuie eliminată
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
349
din absorbitorul Ab, având drept consecinţă reducerea
consumului de apă de răcire).
Schimbătorul de căldură Sr (subrăcitor) – are rolul de a
produce subrăcirea condensului cu ajutorul vaporilor reci,
având ca efect creşterea puterii frigorifice masice – q0m şi
diminuarea fluxului de căldură care se elimină din absorbitorul
Ab, reducând astfel consumul de apă de răcire.
În instalaţia din fig.6.9a, s-au introdus, suplimentar, comparativ cu instalaţia simplă din fig.6.7, coloana de rectificare R, cuplată la generatorul de
vapori Gv, alcătuită dintr-o zonă de epuizare a soluţiei bogate Ep, o zonă de
rectificare propriu-zisă R, deflegmatorul sau condensatorul de reflux Df şi cele
două schimbătoare de căldură, E şi Sr.
Soluţia bogată de stare 1a, intră în coloana de rectificare R,
deasupra zonei de epuizare – Ep, procesul fiind o consecinţă a
contactului direct ce există între vaporii calzi care circulă în
contracurent (din partea de fierbere propriu-zisă); astfel lichidul se
încălzeşte până la starea de saturaţie, iar vaporii – ca urmare a
cedării căldurii – condensează.
Vaporii rămaşi necondensaţi au concentraţia mai mare,
deoarece – în procesul de condensare – se elimină, în principal –
apa, care are punctul de vaporizare mai ridicat [6].
Soluţia în această zonă se epuizează şi continuă procesul de
fierbere până la starea 2 (în fierbătorul propriu-zis), ca urmare a
utilizării sursei exterioare de căldură.
Vaporii degajaţi, îmbogăţiţi în amoniac în zona de epuizare,
părăsesc această zonă cu starea 1” – fig.6.9b.
În continuare, vaporii se îmbogăţesc în amoniac, ca urmare a
procesului de schimb de căldură şi substanţă între vapori şi refluxul
care se scurge în contracurent.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
350
Fig. 6.9.a. – Schema instalaţiei frigorifice cu absorbţie ameliorată,
într-o treaptă F – fierbător; C – condensator; Ab – absorbitor; V - vaporizator; R – coloana de
rectificare; Df – deflegmator; VL1 – ventil de laminare pentru agentul frigorific NH3;
S – subracitor; E – economizor; VL2 – ventil de laminare pentru soluţia
hidroamoniacală săracă; P – pompă de circulaţie pentru soluţia hidroamoniacală
bogată
Vaporii vor obţine concentraţia finală în urma procesului de
condensare parţială care are loc în deflegmatorul – Df.
Instalaţiile frigorifice cu absorbţie ce urmează a realiza
temperaturi de vaporizare cuprinse între –5.. –10 0C folosesc, de
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
351
regulă – pentru creşterea concentraţiei vaporilor – numai
deflegmatorul Df, fără coloana de rectificare R.
Fig. 6.9.b. – Proces termodinamic teoretic în diagrama (i- )
Pentru obţinerea unor temperaturi mai scăzute, se impune
introducerea rectificării (deoarece conţinutul de vapori de apă este
mai ridicat).
Vaporii care părăsesc coloana de rectificare–deflegmare vor
avea, din considerente tehnico–economice, o concentraţie cuprinsă
între 0,995 şi 0,999.
Vaporii cu starea 5”, părăsesc grupul fierbător–rectificator şi
intră în condensatorul C, unde condensează până la starea 6 care –
în condiţiile purităţii înalte a vaporilor de amoniac – poate fi pe
izobara pc ca o stare de saturaţie, sau sub izobară, ca o stare
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
352
subrăcită (în condiţiile în care se dispune de suficientă apă de
răcire).
Lichidul de stare 6 se subrăceşte până la starea 6a, în
subrăcitorul Sr, după care se laminează în ventilul de laminare VL1
până la starea 7.
Amestecul de stare 7 intră în vaporizatorul V, unde
vaporizează până la starea 8 – care se apropie mai mult de starea
vaporilor saturaţi uscaţi.
Vaporii se supraîcălzesc în subrăcitorul Sr, până la starea 8a,
după care intră în Ab şi sunt absorbiţi de soluţia de stare 3a.
Calculul termodinamic al ciclului teoretic
Cunoscându-se asceşti parametri se pot dimensiona aparatele
şi circuitelor instalaţiei frigorifice cu absorbţie IFA.
Se cunoaşte:
Q0 [W] – puterea frigorifică a instalaţiei
ti [0C] – temperatura agentului intermediar răcit în V
tr [0C] – temperatura apei de răcire a Ab, C şi Df
tî, [0C] – temperatura agentului de încălzire a F
” – concentraţia vaporilor care intră în C
Calculul termodinamic al ciclului are drept scop
stabilirea mărimilor necunoscute care se regăsesc în
ecuaţiile de bilanţ termic (debitele masice, fluxul de
căldură cedat de fierbătorul F, puterea termică a
absorbitorului Ab şi a condensatorului C, entalpii,
concentraţii, eficienţă frigorifică, etc.)
.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
353
Se determină:
QF [W] – fluxul de căldură necesar a fi cedat în F
QAb [W] – fluxul de căldură eliminat din absorbitorul Ab
Qc [W] – fluxul de căldură eliminat din condensatorul C
f – eficienţa frigorifică a instalaţiei.
Se stabilesc: parametrii de stare ai soluţiei şi se construieşte
ciclul termodinamic în diagrama (i- ):
Temperatura de vaporizare – T0, este:
0 0it t t (6.31)
Din considerente economice: t0 = (6...10)0C
Presiunea de vaporizare p0 se alege în funcţie de t0 ;
Starea soluţiei bogate la ieşirea din Ab se poate determina
cunoscând presiunea p0 şi temperatura soluţiei t4 ;
Temperatura soluţiei bogate la ieşirea din Ab – t4, este
determinată de temperatura apei de răcire şi de modul de
circulaţie a apei prin C şi Ab.
Considerând absorbţia completă şi circulaţia apei prin cele
două aparate, în paralel, se poate adopta:
c4tt (6.32)
Temperatura de condensare – tc, se determină în funcţie
de temperatura agentului de răcire:
6c r ct t t t (6.33)
tc = (8...10)grd
Presiunea de condensare se determină în funcţie de
temperatura de condensare – tc care poate fi considerată
temperatura de saturaţie a amoniacului pur.
)t(fp cc (6.34)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
354
Starea soluţiei sărace la ieşirea din fierbătorul F se
determină cunoscând presiunea pc corespunzătoare
procesului de condensare şi temperatura soluţiei t2, funcţie
de tî .
2 i Ft t t (6.35)
în care: tF = (5...10)
0C – în cazul încălzirii cu abur sau cu apă fierbinte [2].
S-au stabilit astfel poziţiile punctelor: 4, 2, 5” şi 6;
Se determină poziţiile punctelor: 1a, 3, 6a şi 8.
Punctele 1a şi 3 se pot determina pe baza bilanţului termic
al economizorului – E.
Se presupune că, întreaga cantitate de căldură cedată de soluţia
săracă prin răcirea de la starea 2 la 3 este transferară către soluţia
bogată care se preîncălzeşte de la starea 4’ la 1a.
)1f)(tt(c)tt(cfq 32s4a1bE (6.36)
)tt(c
c
f
1ftt 32
b
s
4a1
(6.37)
Se poate neglija diferenţa dintre căldura specifică a soluţiei
bogate cb şi cea a soluţiei sărace cs.
În fig. 6.10. se prezintă variaţia temperaturii soluţiei sărace şi
bogate în economizorul E.
Se recomandă alegerea diferenţei de temperatură:
C)8...5(tt 0
43
Se pot determina cele două stări 1a şi 3 la intersecţia
izotermelor t1a şi t3 cu dreptele de concentraţie b şi s.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
355
Fig. 6.10. – Variaţia temperaturii soluţiei sărace şi bogate în
economizorul E.
Analizând funcţionarea subrăcitorul Sr, pentru o situaţie
analogă, rezultă – conform fig. 6.11:
)tt(''c)tt('c 8a8a66
(6.38)
)tt('c
''ctt 8a86a6 (6.39)
în care:
c’ şi c” reprezintă căldura specifică a lichidului, respectiv a
vaporilor.
Cunoscând căldurile specifice ale vaporilor – c” şi lichidului – c’ şi
alegând una dintre temperaturi, se poate determina cealaltă temperatură necunoscută. În acest mod sunt determinate toate stările proceselor
reprezentate în diagrama (i– ).
Se definesc:
Db – debitul de soluţie bogată;
Ds – debitul de soluţie săracă;
D0m – debitul de vapori cu concentraţia ”;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
356
f = Db / D0m – coeficientul de circulaţie a soluţiei bogate
Fig. 6.11. – Variaţia temperaturii soluţiei sărace şi bogate în
subrăcitorul Sr.
Din bilanţurile fluxurilor de substanţă la grupul fierbător
F, rectificator R, deflegmator D, se determină factorul
circulaţie – f:
"DDDm0ssbb
(6.40)
ştiind că:
m0bsDDD (6.41)
67
0
0
0
m0ii
Q
q
QD (6.42)
rezultă:
sb
s"
f (6.43)
Bilanţul de fluxuri de căldură pentru grupul fierbător F –
rectificator R – deflegmator D, este:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
357
1 1 0 5" 2b a F R m sD i Q D i D i D i (6.44)
în care:
DR – este debitul de reflux care trece din zona de
rectificare în zona de epuizare:
1R RD i Q (6.45)
0
R
m
Dr
D – debitul specific de reflux (6.46)
0
FF
m
D (6.47)
qF – fluxul specific de căldură necesar fierberii
0
RR
m
D (6.48)
qR – fluxul specific de căldură eliminat în Df
Ţinănd seama şi de relaţiile de mai sus, rezultă:
5" 2 2 1F a Rq i i f i i q (6.49)
în care:
1Rq ri (6.50)
În relaţia (6.50) qR este necunoscut.
Acesta se determină, scriind pentru zona de rectificare
(încadrată în fig. 6.12 cu linie întreruptă), bilanţul de căldură şi
substanţă.
Se admite că refluxul care vine din zona de rectificare şi
intră în zona de epuizare are starea 1 şi este în echilibru
termodinamc cu vaporii ce circulă în contracurent, trecând din zona
de epuizare în zona de rectificare, cu starea 1” – fig. 6.9b şi 6.12.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
358
Fig. 6.12. – Bilanţul de căldură şi substanţă în grupul fierbător –
coloană de rectificare
Intersecţia prelungirii izotermei umede t1 cu dreapta ”
determină punctul Pt denumit – pol de rectificare, valabil pentru
acest caz ideal de calcul (polul de rectificare serveşte la proiectarea
coloanei de rectificare).
Dreapta ce uneşte, în zona de rectificare, stările
corespunzătoare lichidului şi vaporilor în contact, într-o secţiune, se
numeşte – dreaptă de amestec a secţiunii.
Având în vedere cele enunţate mai sus, există şi un pol de
epuizare (care ajută la proiectarea coloanei de epuizare).
Scriind pentru zona încadrată în fig. 6.12 se obţine:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
359
bilanţul de substanţă:
0 1" 1 0 "m R R mD D D D (6.51)
"r)r1( 1"1 (6.52)
1"1
"1"
r (6.53)
şi
bilanţul de fluxuri de căldură:
1" 1 5"1 Rr i ri i q (6.54)
rezultă:
1" 5" 1" 1Rq i i r i i (6.55)
Înlocuind relaţia 6.55 cu relaţia 6.48 se obţine expresia lui qF:
1" 1" 1 2 1 2F aq i r i i f i i i (6.56)
Deoarece i5” << i1’ şi i1” >> i1, rezultă că, în cazul utilizării
unui agent de răcire din exterior pentru deflegmatorul Df, fluxul de
căldură necesar fierberii este mai mare decât în cazul instalaţiei fără
deflegmare.
Fluxul de căldură specific eliminat din Ab, se determină din
bilanţul acestuia fig.6.13:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
360
Fig. 6.13. – Bilanţul de căldură şi substanţă al absorbitorului Ab
0 8 3 4m a s a b AbD i D i D i Q (6.57)
8 3 41a a Abi f i q fi (6.58)
8 3 3 4Ab a a aq i i f i i (6.59)
Rezultă că, fluxul de căldură eliminat este mai mic decât în
cazul instalaţiilor fără economizor (datorită faptului că soluţia
săracă intră în absorbitorul Ab la o temperatură mai scăzută,
deoarece a cedat căldură soluţiei bogate ce trece prin economizorul
E - în contracurent).
Fluxul de căldură specific de condensare – qc:
6"5ciiq (6.60)
Puterea frigorifică specifică – q0m:
78omiiq (6.61)
Debitul de vapori – D0m:
m0
0
m0q
QD (6.62)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
361
Fluxul total de căldură necesar fierberii – QF:
0F F mQ q D (6.63)
Fluxul total de căldură eliminat din Ab – QAb:
0Ab Ab mQ q D (6.64)
Fluxul total de căldură eliminat din C – Qc:
m0ccDqQ (6.65)
Fluxul total de căldură schimbat în E – QE:
)ii)(DD()ii(DQ 32m0b'4a1bE (6.66)
Fluxul total de căldură schimbat în Sr – QSr:
)ii(D)ii(DQ a66m08a8m0Sr (6.67)
Eficienţa frigorifică a instalaţiei – :
0 0m
F F
Q q
Q q (6.68)
Dacă se are în vedere că Pp<<Qî, rezultă o relaţie simplificată:
i
m0
Pi
0
q
q
Q
Q (6.69)
Astfel, se poate spune că, domeniul de utilizare al instalaţiilor
frigorifice cu absorbţie IFA într-o treaptă este limitat de:
valoarea temperaturii de vaporizare T0 = (5...- 45)0C;
temperatura apei de răcire - tr;
temperatura agentului de încălzire a fierbătorului tî -
(100...500)0C;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
362
Aceşti parametri exteriori influenţează zona de degazare ( b – s) şi deci – funcţionarea instalaţiei.
Zona de degazare poate fi definită ca fiind diferenţa dintre concentraţia
de saturaţie a soluţiei la starea din absorbitor b (concentraţia maximă) şi
concentraţia de saturaţie la ieşirea soluţiei lichide din fierbător s (concentraţia minimă).
Există un interval optim al zonei de degazare pentru funcţionarea unei
instalaţii frigorifice cu absorbţie IFA.
La valori prea mari procesul degazării vaporilor este prea intens şi
concentraţia lor se micşorează; la valori prea mici, dimpotrivă, procesul
degazării încetineşte şi funcţionarea instalaţiei devine instabilă când = 0. Cum - în general - temperatura apei de răcire poate fi considerată
constantă, rezultă că scade o dată cu diminuarea temperaturii de vaporizare
şi a temperaturii de fierbere în F. Aşadar, în condiţiile exterioare, în care procesul într-o treaptă devine
incompatibil ( < 0,06) precum şi în cazul în care se cer două sau mai multe nivele de temperatură scăzută, se folosesc instalaţiile frigorifice cu absorbţie
cu mai multe trepte.
6.8 Instalaţia frigorifică cu resorbţie – IFR
Soluţia concentrată, formată în Rs trece prin economizorul E2,
este laminată în ventilul de laminare VL2 de la presiunea pc la
presiunea p0 din degazorul D unde, prin preluarea căldurii Q0 de la
spaţiul răcit (sau agentul intermediar), eliberează - din nou - agentul
frigorific sub formă de vapori.
Instalaţia frigorifică cu resorbţie IFR este diferită
de cea cu absorbţie simplă deoarece - vaporii agentului
frigorific eliminaţi din fierbătorul F - nu condensează
ci sunt resorbiţi într-un aparat numit resorbitor – Rs.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
363
Vaporii formaţi sunt absorbiţi în absorbitorul Ab iar soluţia
săracă rămasă în degazor D este refulată de pompa P2 în
resorbitorul Rs.
În concluzie, se poate spune că, instalaţia frigorifică cu
resorbţie IFR, este alcătuită din două absorbitoare, două
fierbătoare, două pompe de circulaţie şi două ventile de laminare
[2]. – fig.6.14a,b.
Această instalaţie, spre deosebire de cea obişnuită, cu absorbţie,
prezintă următoarele avantaje:
presiunea vaporilor de NH3 după ieşirea din generatorul de vapori
Gv nu mai are valorile ridicate de la instalaţia cu condensator
(aceasta urmând să se stabilească în funcţie de alegerea concentraţiei soluţiei în generator şi resorbitor);
presiunea în degazorul D va fi, de asemenea, mai scăzută decât în
vaporizatorul instalaţiilor clasice;
Aşadar, presiunile pc şi p0 pot fi alese arbitrar, fiind avantajos ca
valorile acestora să fie apropiate atât între ele, cât şi apropiate de presiunea
atmosferică.
Datorită faptului că presiunile au valori moderate, se vor simplifica
problemele de etanşare, se va diminua consumul de energie al pompelor şi al
fierbătorului F, precum şi căldura evacuată din Rs.
debitul de apă de răcire a Rs va fi mult mai redus decât în cazul
răcirii condensatorului C, datorită faptului că acesta se poate încălzi
pe un interval mare de temperaturi (15...30 0C) – ca urmare a
fenomenului de absorbţie;
Degazorul D, joacă rolul unui vaporizator
(fierbător), iar resorbitorul Rs este, de fapt, un
absorbitor.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
364
în degazorul D, este necesar un flux de căldură mai ridicat pentru
desorbţia vaporilor deoarece, pe lângă căldura de vaporizare trebuie
asigurată şi căldura de reacţie; deci, puterea frigorifică specifică masică a instalaţiei va fi mai mare şi, prin urmare, eficienţa mai
crescută,
nu este necesară implementarea unei coloane de rectificare, ceea ce
înseamnă că se vor face economii la încălzirea soluţiei.
Dezavantaje:
Instalaţia este mai complicată şi mai voluminoasă;
Pentru compresorul termochimic concentraţiile sunt b şi s.
Pentru partea de resorbţie concentraţiile sunt R şi D.
În ciclu s-a admis că, temperatura finală de absorbţie este egală cu
temperatura finală de resorbţie T7 = T1.
Presupunându-se că temperatura de condensare este egală cu temperatura
finală de resorbţie, TC = T1 – ambele fiind determinate de temperatura apei de răcire – presiunea de condensare ar rezulta prin intersecţia izotermei cu dreapta
de concentraţie = 1 (amoniac pur) şi deci pC > pRS.
Se observă din fig.6.14a,b că, la aceeaşi concentraţie a soluţiei sărace
s, în compresorul termochimic, la o presiune mai scăzută, pRS şi temperatura finală a soluţiei după fierbere în Generatorul de vapori (fierbător +
rectificator) va fi mai redusă (T3” = T3).
Rezultă că, zona de degazare a soluţiei în compresorul termochimic al instalaţiei cu resorbţie, este mai mare decât în cel al instalaţiei normale şi,
drept consecinţă, debitul de soluţie în circulaţie este mai redus.
Din analiza ciclului se observă că şi presiunea din degazorul D şi absorbitorul Ab, este mai redusă decât presiunea de vaporizare de la instalaţia
cu absorbţie [6].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
365
Fig. 6.14a – Schema instalaţiei frigorifice cu resorbţie IFR GV – generator de vapori; RS – resorbitor; VL1 – ventil de laminare pentru agentul
frigorific NH3; E1 – economizor; E2 – economizor; E2 – economizor ; D - degazor ;
VL1 - ventil de laminare pentru soluţia hidroamoniacală săracă; P1 – pompă de
circulaţie pentru soluţia hidroamoniacală bogată; P2 – pompă de circulaţie pentru
soluţia hidroamoniacală bogată
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
366
Fig. 6.14b – Ciclul instalaţiei frigorifice cu resorbţie
6.9 Instalaţia frigorifică cu absorbţie în soluţie de
bromură de litiu – apă (BrLi – H2O)
Instalaţiile frigorifice cu absorbţie cu soluţie de bromură de
litiu – apă (BrLi – H2O), se utilizează atât pentru condiţionarea
aerului cât şi pentru răcirea apei în diferite procese tehnologice.
Soluţia de bromură de litiu – apă prezintă unele caracteristici
deosebite de cele ale soluţiei hidroamoniacale:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
367
soluţia este recomandată a se utiliza în instalaţiile care
realizează temperaturi de vaporizare pozitive;
apa îndeplineşte rolul de – agent frigorific, iar bromura
de litiu – dizolvantul.
Agentul frigorific fiind apa, instalaţia funcţionează la
temperaturi de vaporizare cuprinse între (4...7)0C, fiind utilizată, în
special, în procesele de climatizare sau pentru răcirea apei sau a
altui agent la temperaturi cuprinse între (7...12) 0C.
Aceste categorii de instalaţii se construiesc pentru puteri mici
sau foarte mari şi funcţionează cu încălzirea directă cu gaze a
fierbătorului (cele mici) sau cu abur de 1,5 – 2 atm (cele mari).
La presiune atmosferică normală, apa – H2O, fierbe la
1000C, iar bromura de litiu – BrLi la 1265
0C;
Concentraţia soluţiei BrLi – H2O se raportează la BrLi;
OHBrLi
BrLi
2MM
M (6.70)
Avantaje:
Utilizează apa ca agent frigorific;
Diferenţa dintre temperatura de fierbere a apei şi a bromurii
de litiu la aceeaşi presiune este foarte mare (prin încălzirea
soluţiei sărace de BrLi – H2O, rezultă vapori puri de apă,
eliminând astfel necesitatea deflegmatorului Df);
Bromura de litiu BrLi este foarte solubilă în apă;
Diferenţa dintre presiunea de vaporizare şi cea de
condensare este mică (600 – 700 mm H2O);
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
368
Consumul specific de metal este redus (instalaţii uşoare
datorită vacumului);
Coeficientul termic este ridicat (lipseşte deflegmatorul Df);
Există posibilitatea grupării tuturor aparatelor într-un singur
corp;
Dezavantaje:
Depresiunea creată în instalaţie impune îmbinări solide şi
pompe puternice pentru eliminarea aerului;
Soluţia de BrLi – H2O este foarte agresivă pentru metalele
feroase, motiv pentru care F şi Ab trebuie protejate
împotriva coroziunii;
Existenţa aerului în instalaţie conduce la creşterea presiunii
în Ab şi a temperaturii de vaporizare, având drept consecinţă
scăderea puterii frigorifice şi cristalizarea soluţiei (fenomen
care poate apărea şi în cazul întreruperii încălzirii sau a
utilizării apei de răcire la o temperatură sub 150C).
Principiul de funcţionare
În fierbătorul F are loc fierberea soluţiei. Se obţin vapori de
apă supraîncălziţi – cu starea 2 – care condensează în condensatorul
C în urma cedării căldurii către apa de răcire.
Instalaţia frigorifică cu absorbţie cu soluţie de
BrLi-H2O funcţionează pe acelaşi principiu ca şi
instalaţia cu absorbţie cu soluţie hidoamoniacală NH3
– H2O – fig.6.15.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
369
Condensul obţinut de stare 3 este laminat în dispozitivul de
laminare DL, până la presiunea p0 şi, cu starea 4 intră în
vaporizatorul V.
La presiunea scăzută din V, o parte din lichid (condens)
vaporizează, asigurând în acest mod răcirea agentului secundar (apa).
În scopul intensificării schimbului de căldură în vaporizatorul
V, apa este recirculată cu pompa P3.
Vaporii rezultaţi (cu starea 5) intră în absorbitorul Ab, unde
sunt absorbiţi de soluţia de concentraţie medie ξm şi rezultă soluţia
diluată în sare, cu starea 9, de concentraţie ξd.
Soluţia diluată este circulată cu pompa P2 – o parte trecând prin
schimbătorul de căldură SS, în fierbătorul F, o altă parte
amestecându-se cu soluţia concentrată ( = c); soluţia rezultată de
concentraţia m intră în absorbitorul Ab.
Recircularea parţială a soluţiei diluate prin absorbitorul Ab se
realizează cu scopul de a intensifica procesul de absorbţie.
Pentru amorsarea procesului de absorbţie amestecul de soluţii
cu starea 8 se va răci până la starea 8’ (soluţie lichidă saturată) –
fig.6.15a – proces care are loc în absorbitorul Ab.
Debitele masice în circulaţie sunt urmatoarele:
D1 – debitul de vapori de apă ( ” = 0) produşi de
fierbătorul F;
D2 – debitul de soluţie diluată circulată de pompa P2;
D3 – debitul de soluţie diluată recirculată prin absorbitorul
Ab;
D4 – debitul de soluţie diluată recirculată prin aparatul
schimbător de căldură SS la fierbătorul F;
D5 – debitul de soluţie concentrată;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
370
Fig. 6.15a – Schema instalaţiei frigorifice cu absorbţie cu bromură de
litiu – apă (BrLi – H2O)
D6 – debitul de soluţie de alimentare a absorbitorului Ab
precum şi concentraţiile corespunzătoare.
În diagrama i– procesele care se desfăşoară sunt
următoarele:
1 – 6 – fierberea soluţiei în F;
6 – 6a – răcirea soluţiei concentrate în SS;
7 – 8 – amestecul dintre soluţia de stare 6a şi soluţia de
stare 9;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
371
7 – 8 – laminarea amestecului la concentraţia m până la
presiunea din Ab;
8 – 8’ – răcirea soluţiei de concentraţie m, în Ab;
8’– 9 – absorbţia apei în soluţie (de la m la d);
9 – 9a – încălzire în aparatul SS a debitului de soluţie D4 cu
= d – ce intră în fierbătorul F ;
9a – 1 – continuarea încălzirii soluţiei diluate în F până la
fierbere;
2 – 3 – condensarea vaporilor puri în condensatorul C;
3 – 4 – laminarea condensului (apei – agent) la i = ct.;
4 – 5 – vaporizarea apei – agent în vaporizatorul V.
Fig. 6.15b – Ciclul instalaţiei frigorifice cu bromură de litiu-apă
(BrLi-H2O)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
372
Calculul termodinamic al ciclului teoretic
Se definesc:
Factorul de recirculare – a:
1
3
D
Da (6.71)
Factorul de circulaţie – f :
1
4
D
Da (6.72)
În vederea trasării ciclului teoretic în diagrama i – , se
precizează următoarele:
Starea 9 de soluţie lichidă saturată (la ieşirea din
absorbitorul Ab) determinată de presiune şi temperatură –
stabileşte valoarea concentraţiei soluţiei diluate d.
Starea 6 de soluţie lichidă saturată (la ieşirea din
fierbătorul F) determinată de presiune şi temperatură –
stabileşte valoarea concentraţiei soluţiei concentrate c.
Starea 9a se impune considerând, de exemplu:
1a9tt (6.73)
dar este posibil ca:
9 1at t sau 9 1at t (6.74)
Temperatura vaporilor la ieşirea din fierbătorul F se
consideră egală cu temperatura medie de fierbere:
)tt(5,0t 612 (6.75)
Puterea termică a instalaţiei Q0 se consideră cunoscută.
Mărimile necunoscute se determină din bilanţurile termice
pe aparate. Din bilanţul termic al vaporizatorului V se determină
D1:
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
373
450 iiQ (6.76)
45
01
ii
QD (6.77)
Din bilanţul fierbătorului F se determină D4 şi D5:
514 DDD (6.78)
cd DD 54 (6.79)
rezultă:
dc
cDD 14 (6.80)
dc
dDD 1
5 (6.81)
Debitul D3 se determină impunând pentru a o valoare cuprinsă
între:
a = (15...20)
Din fig.6.15 rezultă:
432 DDD (6.82)
536 DDD (6.83)
Concentraţia amestecului de soluţie diluată şi concentrată m,
ce intră în absorbitorul Ab se determină din relaţia:
cdm DDD 536 (6.84)
de unde:
6
53
D
DD cdm
(6.85)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
374
Entalpia soluţiei concentrate la ieşirea din aparatul schimbător
de căldură SS se determină din ecuaţia bilanţului termic pe acest
aparat:
)ii(D)ii(D 9a94a665 (6.86)
)ii(D
Dii 9a9
5
4
6a6 (6.87)
Entalpia amestecului de soluţii la intrarea în absorbitor se
determină din relaţia:
869365 iDiDiD a (6.88)
6
9365
8D
iDiDi a (6.89)
Din bilanţul termic al condensatorului C se determină QC:
)ii(DQ 321C (6.90)
Din bilanţul termic al absorbitorului Ab se determină QAb:
925186 iDiDiDQAb (6.91)
Din bilanţul termic al fierbătorului Fse determină QF:
aF iDiDiDQ 946521 (6.92)
Din ecuaţiile (6.78)...(6.83) se determină factorul de circulaţie f:
dc
c
D
Df
1
4 (6.93)
Mărimile specifice raportate la 1kg de vapori reci sunt:
45
1
0
0ii
D
Qq (6.94)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
375
2 3
1
CC
Qq i i
D (6.95)
1
a94
1
65
2
1
F
FD
iD
D
iDi
D
Qq (6.96)
1D
D
D
D
1
4
1
5 (6.97)
1
a94
6
1
64
2
1
F
FD
iDi
D
iDi
D
Qq (6.98)
sau
)ii(fiiq a9662F (6.99)
1
925186
1 D
iDiDiD
D
Qq Ab
Ab (6.100)
rezultă:
936586 iDiDiD a (6.101)
Înlocuind în (6.100) rezultă:
1
92519365
D
iDiDiDiDq a
Ab (6.104)
)ii(fiiq a9665Ab (6.105)
Ecuaţia de bilanţ termic pe întreaga instalaţie este:
AbCF qqqq0 (6.106)
Coeficientul termic este:
F
tQ
Q0 (6.107)
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
376
6.10 Instalaţia frigorifică cu absorbţie cu difuzie şi gaz
compensator
Gazul inert îndeplineşte trei funcţiuni principale:
serveşte ca mediu de egalizare a presiunilor între diferitele
părţi componente ale instalaţiilor, eliminând astfel pompa
Gazul inert îndeplineşte trei funcţiuni principale:
serveşte ca mediu de egalizare a presiunilor între diferitele
părţi componente ale instalaţiilor, eliminând astfel pompa
de circulaţie a soluţiei între absorbitorul Ab şi fierbătorul F;
permite producerea de frig într-un domeniu mare de
temperaturi;
serveşte ca mediu de transport al agentului frigorific.
În întreaga instalaţie, vaporizator – absorbitor – fierbător,
este aceeaşi presiune, egală cu presiunea de condensare.
La aceste maşini:
agentul frigorific este amoniacul – NH3;
absorbantul este apa – H2O;
gazul compensator (inert) este hidrogenul.
Instalaţiile frigorifice cu difuzie şi gaz compensator,
cunoscute şi sub numele de instalaţii cu absorbţie şi
difuziune se caracterizează prin aceea că, pe lângă
cele două fluide care formează amestecul se mai află
şi un gaz inert.
Este ştiut faptul că, la instalaţiile frigorifice cu
absorbţie IFA (ca de altfel şi la IFV şi IFE) laminarea se
realizează prin trecerea agentului de lucru printr-o
rezistenţă locală numită ventil de laminare VL.
La instalaţiile frigorifice cu difuzie şi gaz
compensator, laminarea are loc printr-un proces de
laminare prin difuzie.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
377
Laminarea prin difuzie
Analizând amestecul format din două gaze: azot N2 şi
hidrogen H2, conform legii lui Dalton – fig.6.16, se constată
următoarele:
fiecare gaz se va răspândi în întreg volumul ocupat de amestec
ca şi cum s-ar afla singur în incinta respectivă;
presiunea totală a amestecului va fi egală cu suma presiunilor
parţiale ale gazelor componente.
22 HNit PPPP (6.108)
unde: t
P – presiunea totală din incintă;
2NP
– presiunea parţială a azotului;
2HP
– presiunea parţială a hidrogenului;
Pentru situaţia analizată, conform fig.6.16a:
ataPP At 10 (6.109)
Aşadar, în situaţia iniţială, cele două gaze se află în vasul A la
presiunea totală de 10 ata. Punând în legătură vasul A cu un alt vas
B (ambele având acelaşi volum) – conform fig.6.16b, cele două
gaze vor umple integral spaţiile A şi B, presiunea amestecului, în
final, ajungând la:
ataPt 52
1 (6.110)
O altă situaţie care poate fi analizată este aceea în care vasele
A şi B sunt separate, în fiecare din ele aflându-se câte un singur gaz
la presiunea de 10 ata – conform fig.6.16c.
N2 în vasul A;
H2 în vasul B.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
378
Astfel:
;ata10Pt
unde:
;Avasulata10P2N
.Bvasulata10P2H
Fig. 6.16 – Procese de amestec specifice gazelor
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
379
Punând în legătură vasele A şi B – conform fig.6.16d,
presiunea totală va rămâne aceeaşi dar, cele două gaze H2 şi N2, vor
ocupa întregul volum al celor două vase A şi B, motiv pentru care,
presiunea lor parţială, va scădea.
La sfârşitul procesului de amestec se obţine:
22 HNtPPata10P (6.111)
Astfel, prin simpla amestecare a două gaze – deşi presiunea
totală rămâne constantă – presiunea parţială a acestora va scădea.
Un alt exemplu concludent pentru studiul maşinii frigorifice
cu difuzie este următorul: în vasul A se află NH3 lichid iar în vasul
B, H2 – conform fig.6.16e.
vasele sunt separate, fiecare având presiunea de 10 ata.
ata10PP3NHA
ata10PP2HB
volumul vasului A este mult mai mic decât cel al vasului B.
Dacă se repetă experienţa din cazul precedent, NH3 lichid din
vasul A, pus în legătură cu spaţiul B, va difuza în masa de H2 şi va
vaporiza până când va satura întregul spaţiul format din cele două
vase A şi B – conform fig.6.16f.
În final, după stabilirea echilibrului în cele două vase vom
regăsi:
Acest exemplu creează un model, prin
intermediul căruia, se întrevede posibilitatea de a
micşora presiunea unui gaz prin amestecarea sau
difuzia acestuia în alt gaz (similar laminării)
presiunea totală rămânând - în final - nemodificată.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
380
NH3 lichid;
NH3 vapori;
H2 întregul amestec aflându-se la aceeaşi presiune de 10 ata.
ata10PPP23 HNHt (6.112)
În acest context, presiunea parţială a fiecărui component va fi
mai mică de 10 ata.
Cu cât cantitatea de NH3 din amestec este mai mică
comparativ cu H2, cu atât preiunea parţială a vaporilor de NH3 va fi
mai mică;
Se observă astfel că, prin amestec, NH3 lichid care difuzează
în masa de H2 se destinde brusc de la presiunea totală de 10 ata, la
o presiune finală (parţială) mult mai mică decât presiunea iniţială.
Acest fenomen de difuzie stă la baza funcţionării maşinilor
frigorifice cu absorbţie şi gaz compensator.
Astfel, deşi presiunea totală – Pt, se menţine constantă, după
amestec, presiunea parţială a amoniacului NH3 va fi foarte mică.
Având presiunea parţială mai mică, acesta se va evapora la o
temperatură – evident, mai scăzută – proces care, la celelalte
instalaţii frigorifice, se realizează datorită laminării printr-o
rezistenţă locală (în ventilul de laminare – VL).
Procesele care au loc într-o instalaţie frigorifică cu absorbţie şi
difuzie care se desfăşoară conform exemplelor de mai sus sunt
ilustrate în fig.6.17.
În aceste instalaţii frigorifice procesul de laminare
se realizaeză prin difuzia amoniacului lichid într-o
masă de hidrogen.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
381
În tubul U soseşte de la condensator NH3 lichid la presiunea
de 20 ata (presiunea existentă în întreaga instalaţie).
În vasul care suplineşte vaporizatorul V se află un gazul inert
– H2 la aceeaşi presiune 20 ata.
Trecerea unui număr mic de picături de lichid din tubul U în
vasul V, va avea ca rezultat o destindere puternică a NH3 în masa
de H2.
23 HNHtPPata20P
Dacă se consideră că, H2 se află în amestec, într-o cantitate
mult mai mare, decât NH3, după realizarea procesului de amestec
putem obţine:
ata18P2H
; ata2P3NH
Pentru:
ata2P3NH corespunde o temperatură de vaporizare de – 20
0C.
Iată deci, modalitatea în care, în vaporizatorul V al instalaţiei
se obţine o temperatură scăzută, realizând astfel frigul dorit.
H2 este introdus pe la partea superioară a vaporizatorului V,
NH3 lichid este introdus prin tubul U, iar pe la partea inferioară se
evacuează amestecul format din vapori reci de NH3 şi H2.
Prin diminuarea sau mărirea cantităţii de NH3 care se
introduce prin tubul U în vaporizatorul V, se poate micşora sau
mări presiunea parţială a vaporilor de NH3 care se destind în
vaporizatorul V, influenţând astfel temperatura de vaporizare.
Dacă se măreşte cantitatea de NH3 care ciculă prin tubul U, va
creşte şi presiunea parţială a vaporilor de NH3 din vaporizator
(presiunea totală fiind constantă), ceea ce va avea drept consecinţă
creşterea temperaturii de vaporizare.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
382
Fig. 6.17 – Laminarea vaporilor de NH3 prin difuzie
într-un vas cu H2.
Diminuarea cantităţii de NH3 trimisă în vaporizatorul V, va
determina scăderea presiunii parţiale conducând - în final - la
coborârea temperaturii de vaporizare.
Schema de principiu şi procesele care au loc într-o
instalaţie frigorifică cu absorbţie şi gaz compensator
Aşa cum s-a precizat la început, în întreaga instalaţie,
amestecul format din:
NH3 – agentul frigorific;
H2O – absorbantul;
H2 – gazul inert compensator.
se află la aceeaşi presiune.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
383
Fig. 6.18 – Schema de principiu a unei instalaţii frigorifice cu absorbţie
şi gaz compensator F – fierbător; R – rectificator; Ab – absorbitor;
SCGV – schimbător de căldură gaz-vapori; SCL – schimbător de căldură lichid-lichid;
P – pompă; r – rezistenţă pentru încălzire;
U – tub în formă de U.....
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
384
Se presupune că, temperatura agentului exterior căruia i se
cedează căldura), este de 490C.
Acestei temperaturi îi corespunde o presiune de 20 ata – fig.
6.18 (în tabelul 6.1 sunt centralizate datele referitoare la presiunile
parţiale şi temperaturile în diferite secţiuni ale unei instalaţii
frigorifice cu absorbţie şi gaz compensator).
Starea 1: Fierberea soluţiei de NH3 + H2O în fierbătorul F.
Vaporii de amoniac formaţi în procesul de fierbere a
amestecului au o concentraţie ξ = 0,8+0,9.
În funcţie de această concentraţie, presiunile parţiale vor fi:
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
05,25,17ata20Pt
Starea 2: Rectificarea si deflegmarea vaporilor de amoniac.
În rectificatorul R are loc un proces de răcire, ceea ce are
drept consecinţă condesarea vaporilor de apă (a căror temperatură
de saturaţie este mult mai mare decît a amoniacului) şi reîntoarecea
acestora în F, sub formă de picături.
În urma acestor procese de deflegmare şi rectificare,
concentraţia vaporilor de NH3 se măreşte – starea 2.
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
05,15,18ata20Pt
Starea 3: Condensarea vaporilor de NH3 în condensatorul C.
Vaporii ajung în C - starea 3 – la o concentraţie maximă ξ =1.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
385
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
0020ata20Pt
* Observaţie:
Se observă că pe traseul fierbător F – rectificator R – condensator C, nu există hidrogen H2. Acest lucru se datorează faptului că hidrogenul H2, existent
iniţial în fierbătorul F şi condensatorul C, a fost antrenat de către vaporii de
NH3 şi împins, apoi, prin conducta 10 în vaporizatorul V.
Starea 4: NH3 lichid format în condensatorul C intră prin
tubul U în vaporizatorul V.
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
0020ata20Pt
Starea 5: NH3 lichid care intra în vaporizatorul V prin tubul
U se evaporă şi difuzează prin gazul inert H2 (în V unde găsesc un
mediu saturat cu H2):
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
1802ata20Pt
Vaporizarea este determinată de difernţa de presiune parţială
dintre vaporii din stratul superficial al NH3 lichid şi vaporii din
amestecul NH3 + H2O din vas.
*Observaţie:
Aşadar, în timpul procesului de vaporizare (care, evident, se desfăşoară
la temperatură scăzută), se absoarbe căldură din spaţiul care trebuie răcit (vaporizatorul V), realizând astfel, frigul necesar.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
386
Pe măsură ce picăturile de NH3 lichid căzute în vaporizatorul
V se evaporă, presiunea parţială a vaporilor de NH3 din amestecul
NH3 + H2O creşte, ajungînd în partea inferioară a vaporizatorului V
la valoarea de 4,5 ata (comparativ cu 2 ata, din partea superioara a
V).
Starea 6 şi 7: La presiuni parţiale diferite ale NH3, vor
corespunde şi temperaturi de vaporizare diferite:
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
5,1505,4ata20Pt
Acesta este motivul pentru care, în practică, partea superioară
a vaporizatorului V, (acolo unde presiunea parţiala a vaporilor de
NH3 este mică), se foloseşte drept congelator iar partea inferioară
pentru răcire obişnuită (refrigerare).
Aşadar, analizând datele de mai sus, rezultă că unei presiuni
parţiale:
ata2P3NH îi corespunde temperatura de vaporizare
C20t 0
0 (la partea superioară a vaporizatorului V – respectiv, în
congelator).
Iar pentru:
ataPNH 5,43
îi corespunde temperatura de vaporizare C1t 0
0 (la partea inferioară a vaporizatorului V – respectiv, în spaţiul de
refrigerare).
Amestecul de vapori NH3 + H2O fiind mai greu decît H2
coboară în absorbitorul Ab, fiind antrenat atît de restul vaporilor în
curs de formare cît şi de soluţia săracă din Ab.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
387
Soluţia săracă provenită din fierbătorul F, este trimisă în
absorbitorul Ab, unde absoarbe vaporii de NH3 din amestecul de
NH3 + H2 sosit din V.
H2 - eliberat din amestec (fiind mai uşor) - se ridica pe
traseele 8–9, din nou, către vaporizatorul V, menţinînd astfel, o
presiune ridicată.
Tabelul 6.1
Presiunile parţiale şi temperaturile în diferite secţiuni ale unei
instalaţii frigorifice cu absorbţie şi gaz compensator
Secţ. PNH3 + PH20 + PH2 = 20 ata
Temperatura de fierbere a
amestecului corespunzătoare
presiunii parţiale PNH3 [°C]
1 17,5 + 2,5 + 0 = 20 + 44
2 18,5 + 1,5 + 0 + 46
3 20 + 0 + 0 + 50
4 20 + 0 + 0 + 50
5 2 + 0 + 18 - 20
6 4,5 + 0 + 15,5 + 1
7 4,5 + 0 + 15,5 + 1
8 2 + 0 + 18 - 20
9 2 + 0 + 18 - 20
Starea 8, 9 şi 10: Prin ţeava de legătură 10 se evacuează H2
rămas deasupra pungii de lichid din tubul U
223 HOHNHtPPPata20P
respectiv:
1802ata20Pt
Soluţia bogata formală în absorbitorul Ab ajunge, prin
racordul SB în pompa P (termosifon) şi apoi în fierbătorulul F.
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Capitolul 6. Procese în instalaţiile frigorifice cu comprimare termochimică
(Instalaţii frigorifice cu absorbţie – IFA)
388
Instalaţia mai cuprinde şi două schimbătoare de căldură SCLL
şi SCGV.
Schimbătorul de lichid – lichid SCLL, are rolul de a asigura
schimbul de căldură dintre soluţia săracă şi fierbinte dată de F şi
soluţia bogată dar, mai rece, primită de la Ab.
Acest schimbător asigură, aşadar, atît diminuara temperaturii
soluţiei sărace, cît şi creşterea temperaturii soluţiei bogate care intră
în F.
Micşorarea temperaturii soluţiei sărace, intensifica absorbţia
vaporilor de NH3 în Ab, iar creşterea temperaturii soluţiei bogate
duce la reducerea cantităţii de căldură necesare pentru F.
Schimbătorul de gaz – vapori SCGV, asigură schimbul de
căldură între amestecul rece de la NH3 + H2 care iese din V şi H2
care se reîntoarce în V.
H2 cald - eliberat în Ab (este ştiut faptul că, absorbţia NH3 se
face cu degajare de căldura), - cedează căldură vaporilor reci de
NH3 care ies din V, ajungînd astfel la o temperatură mai scăzută.
În acest caz, un efectul pozitiv constă doar în răcirea H2 care
se întoarce în V.
Încălzirea amestecului de NH3 + H2O care intră în Ab nu este
de dorit (deoarece, în procesul de absorbţie şi aşa, se degajă căldură
care trebuie evacuată prin apa de răcire).
Absorbţia este cu atât mai intensă cu cât temperatura este mai
joasă [13].
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Bibliografie
389
BIBLIOGRAFIE
1. Balan, M. – Instalaţii frigorifice – teorie şi programe de
instruire, Editura Todesco, Cluj-Napoca, 2000;
2. Bârjoianu A. – Tehnica temperaturilor joase, Rotaprint,
Iaşi, 1988;
3. Bârjoianu A. – Instalaţii frigorifice, Rotaprint, Iaşi, 1991;
4. Chiriac F. – Instalaţii frigorifice, Editura Didactică şi
Pedagogică, Bucureşti, 1981;
5. Chiriac F. ş.a. - Sisteme frigorifice aferente climatizării de
confort în prezent, în România, Rev. Instalatorul, nr.3,
1994;
6. Dragoş V. – Procese în instalaţii frigorifice, Editura
Mediamira, Cluj-Napoca, 2000;
7. Drughean L., Hera D., Pîrvan A. – Sisteme frigorifice
nepoluante, Editura Matrix Rom, Bucureşti, 2004;
8. Gavriliuc R. – Pompe de căldură – de la teorie la practică,
Editura Matrix Rom, Bucureşti, 1999;
9. Hera D. – Criogenie tehnică, Editura Matrix Rom,
Bucureşti, 2002;
10. Hera D. – Instalaţii frigorifice, Editura Matrix Rom,
Bucureşti, 2004;
11. Hera D.– Instalaţii frigorifice, vol.I – Agenţi frigorifici,
Editura Matrix Rom, Bucureşti, 2004;
12. Hera D, Drughean L, ş.a – Îndrumător de proiectare
pentru instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de
vapori, Editura Matrix Rom, Bucureşti, 1999;
13. Jugureanu E. – Procese în maşini şi instalaţii frigorifice,
vol 1,2 - Editura Cermi, Iaşi, 2001;
14. Jugureanu E. – Calculul şi construcţia maşinilor
frigorifice, vol 1,2 - Editura Cermi, Iaşi, 2002;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Bibliografie
390
15. Komarov N.S. – Frigul, Editura Tehnică, Bucureşti, 1956;
16. Niculiţă P. – Tehnica şi tehnologia frigului în domenii
alimentare şi maşini termice, Editura Didactică şi
Pedagogică, Bucureşti, 1988;
17. Niculiţă P. – Incursiune în lumea temperaturilor scăzute –
tehnica frigului şi aplicaţiile sale, Editura Ceres, Bucureşti,
1998;
18. Niculiţă P. - Tehnica şi tehnologia frigului în domenii
agroalimentare, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,
1998;
19. Petrescu S. ş.a – Termotehică şi maşini termice, Editura
Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1978;
20. Popa B., Vintilă C. – Transfer de căldură în procese
industriale, Editura Dacia, 1975;
21. Popa B., Vintilă C. – Termotehică şi maşini termice,
Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1977;
22. Porneală S., Porneală D. - Instalaţii frigorifice şi
climatizări în industria alimentară. Teorie şi aplicaţii
numerice, Editura Alma, Galaţi, 1997.
23. Radcenko,V. – Criterii de optimizare a proceselor termice,
Editura Tehnică, Bucureşti, 1977;
24. Radcenko,V. – Instalaţii de pompe de căldură, Editura
Tehnică, Bucureşti, 1983;
25. RadcencoV. s.a. - Procese în instalaţii frigorifice, Editura
Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1 983.
26. Radcenko,V. – Criterii de optimizare a proceselor termice,
Editura Tehnică, Bucureşti, 1977;
27. RadcencoV., Grigoriu M. s.a - Instalaţii frigorifice si
criogenie - Probleme si aplicaţii, Editura Tehnică, Bucureşti,
1987;
28. Rane M.V., Amrane K., ş.a - Performance enhancement of
a two-stage vapour compression heat pump with solution
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Bibliografie
391
circuits by eliminating the rectifier, Int. J. Refrig., 1993,
Vol. 16, No. 4, pag. 247-257;
29. Rapin P.J., Jacqard P. – Installations frigorifiques, tome
1,2, PYC Edition, France, 1992;
30. Sârbu I. – Instalaţii frigorifice – teorie şi aplicaţii, Editura
Mitron, Timişoara, 1998;
31. Săvulescu,T. – Instalaţii de încălzire şi ventilare, Editura
Tehnică, Bucureşti, 1985;
32. Serge S. - SEF: Un système expert pour le froid, Revue
Générale du Froid, 5, juin,1991, pag.49-53;
33. Stamatescu C. - Tehnica frigului, vol 1. Editura Didactică şi
Pedagogică, Bucureşti, 1983;
34. Stamatescu C. – Maşini şi instalaţii frigorifice, vol 1.
Editura Tehnică, Bucureşti 1961;
35. Ţârlea G., Hera D., Chiriac F. – Aquis-ul comunitar şi
implementările prevederilor protocoalelor de la Montreal si
Kyoto, BIRAC, 2001;
36. Vlădea I. – Manual de Termotehnică, vol.1,2 - Editura
Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1963;
37. *** Physical property data: Klea 134a: S. I. Units - ICI
Chemicals and Polymers Ltd., Cheshire, United
Kingdom,1992;
38. *** AGIR, Codul bunelor practici – Domeniul frigului şi
aerului condiţionat, Editura AGIR, Bucureşti, 2008
39. *** Thermodynamic properties of HFC-134a refrigerant
(1, 1, 1, 2-tetrafluorethane), S. I. Units Du Pont;
40. *** Information technique KT – 630 – 2, Melanges de
fluides frigorigenes HFC, Editura Bitzer, 1997;
41. *** Information technique KT – 640 – 2, Application of
ammonia (NH3) as an alternative refrigerant, Editura
Bitzer, 1996;
P r o c e s e î n i n s t a l a ţ i i f r i g o r i f i c e
Bibliografie
392
42. *** Information technique KT – 650 – 2, Conversion aux
fluides frigorigenes de substitution d installations
frigorifiques au R12 et au R502, Editura Bitzer, 1996;
43. *** ASHRAE, Handbook, Refrigeration, S.I. Edition,
Atlanta, 1998;
44. *** ASHRAE, Handbook, Heating, Ventilating and Air
Conditioning, S.I. Edition, Atlanta, 1999;
45. *** Manualul de instalaţii, Ventilare - climatizare, Editura
Artenco, 2002.
46. *** Normativ pentru proiectarea şi executarea
instalaţiilor de ventilare – climatizare, I5/1998.
47. STAS 5149/1998;
48. SR EN 378/1,2,3,4/2000;
49. *** Ghid practic - Normativ pentru proiectarea şi executarea
instalaţiilor de ventilare – climatizare, I5/1998;
50. www.termo.utcluj.ro
51. www.frigoexpres.com.ro
52. www.profrigo.ro
Recommended