Evaluation expérimentale de la performance d’une ...labogcc.org/sigcle_2010/pages/themes/systemes_energetiques/Sessio… · installation frigorifique à absorption (LiBr/H 2 O)

Séminaire International sur le Génie Climatique et l’Energétique, SIGCLE’2010

6 et 7décembre 2010 Constantine, Algérie

Evaluation expérimentale de la performance d’uneinstallation frigorifique à absorption (LiBr/H2O) d’uneunité de production des détergents.

Résumé

L’objectif de cette étude est relatif à un système frigorifique à absorptionen fonctionnement dans une unité industrielle de fabrication de détergent(HENKEL ALGERIE).En effet la fabrication du détergent nécessite de grandes quantités de vapeur d’oùla possibilité de son utilisation comme énergie thermique dans l’installationfrigorifique à absorption.Ainsi la double utilisation de la vapeur d’une part comme agent entrant dans lafabrication de détergent et d’autre part comme énergie thermique motricealimentant l’installation frigorifique à absorption présente un double objectifcaractérisant simultanément l’économie d’énergie propre et la protection del’environnement.La machine qui nous avons testée satisfait plus au moins les hypothèses de calculque nous avons élaborées du moins avant son arrêt brusque conséquence d’uneaugmentation de pression que nous expliquons dans ce travail.Nous avons établi la comparaison des valeurs calculées avec plusieurs mesuresexpérimentales, ce qui permet d’affirmer que le modèle de simulation décrit demanière satisfaisante le comportement de la machine frigorifique avant la panne.

Mots clés : absorption, bromure de lithium-eau, expérimentation, mesuresimulation, performance, détergent.

NomenclatureT température, °CP pression, kpaQ énergie thermique, KW

X titre du frigorigène ou del'absorbant dans la solution, %m, M debit, Kg/sh enthalpie, KJ/KgW Travail, KWFR taux de circulation∆X plage de dégazageCOP coefficient de performanceζ rendement exergétique

Lettres grecquesυ volume spécifique, m3/kg

Indicesa Absorbeurc condenseur, concentré, coolinge évaporateur

g générateurh Hautep Pompef Frigorigène

d Diluéesor Sortieent Entéech Chauder Refroidissement0 Référence

1. Introduction :

La possibilité de produire du froid parl’utilisation directe ou indirecte dessources primaires, notamment celle dugaz naturel, à donnée toutes leur placesaux machines à absorption dans ledomaine de la production d’eau glacéepour l’industrie chimique etalimentaire.Bien que connues depuis peu d’unsiècle, le regain d’intérêt enregistré cesdernières années par rapport à cessystèmes est lié d’une part à leurcaractères écologiques car n’utilisantpas de CFC et d’autre part au souhaitde divers pays de trouver une solutionaux problèmes des surcharges des

܈.܁ ⋇ܑ܌ ., ,⋇

,⋇.

⋇.

Université Mentouri

Constantine, Laboratoire de

Génie Climatique

Route d’Ain El-Bey, Campus

Ahmed Hamani Constantine



réseaux électriques durant les saisonschaudes, problèmes engendrés par lesrefroidisseurs industriels à grandepuissances

Notre étude traite donc le cas d’unemachine frigorifique à absorption(LiBr /H2O) assurant le processus defabrication de détergent qui à pourétape importante une réaction chimique(exothermique) nommée sulfonation,laquelle assure la production de lamatière active, cette réaction chimiqueest réalisée dans un réacteur multitubesà film nécessitant une grande quantitéde froid, sous forme d’eau glacée, pourl’obtention d’une réaction complète.Pour cela on a recueilli une grandequantité de données sur les incidentssurvenus dans ces machines pendantune période de 12 ans, ces incidentsont été classés en deux catégoriesd’importance, les plus gravesimpliquaient généralement legénérateur (bouilleur) et la pompe desolution. Au niveau de l’unité desdétergents nous avons assisté le 25/ 08/2010 à un arrêt total de la machinecausé par la défaillance du générateurphoto 01(faisceaux de tubes perforés)

Photo 01 : générateur (faisceaux detubes perforés)

La comparaison des valeurs calculéesavec plusieurs mesures expérimentalesrelevées, pendant le fonctionnement dela machine frigorifique à absorptionpermet de dire que le modèle de

simulation établi, décrit de manièresatisfaisante le comportement de lamachine frigorifique et cibler l’appareildéfaillant (générateur) photo 01.L’influence des températures desources pour les machines frigorifiqueà absorption est prépondérante.Il est évident qu’une grande part despertes d’exergie en ligne, du début(exergie de la source chauffante) a lafin (exergie de l’effet utile) a lieu dansles échangeurs de chaleur, c’est pourcela que l’optimisation destempératures dans les élémentscomposants l’installation. l’installationfrigorifique à absorption a fait l’objetde l’étude sur la base des températuresdans tous les échangeurs de chaleur etla température de la source de chaleur,source thermique motrice(vapeur d’eausaturée).Par ces moyens de calcul exergétiqueles sources de pertes sont cernées et lesmoyens de les éviter sont démontrés.Ainsi on propose un modèled’optimisation des écarts detempératures dans ces échangeursthermiques (générateur/condenseur,absorbeur/ évaporateur, échangeur desolution) pour aboutir à une meilleureefficacité grâce à des améliorations deconception fondées sur l’optimisationdes paramètres de fonctionnement.Les résultats du modèle ont étécomparés avec les résultatsexpérimentaux (tableaux 01) et on anoté une bonne concordance.

2. analyse thermodynamiquedu système

Pour cette partie on a établi uneanalyse thermodynamique de lamachine à simple effet avec unéchangeur de solution fonctionnantavec le couple (H2O/LiBr). La figure01 présente ces éléments de base



Figure 01 : machine à absorption àsimple effet

On adopte les hypothèses suivantes[1]. :Aux points : 1, 2, 3 et 7, le fluidefrigorigène est à l’état pur.Il n’y a pas de changement de pressiondans la tuyauterie sauf au détendeur etau niveau de la pompe de solution.Aux points 4 et 8, la solution est àl’état saturée.Les détendeurs sont adiabatiques.Il n’y a pas de perte de chaleur auniveau des différents composants.

Au niveau de l’absorbeur, deux bilansmassiques peuvent être effectués :

mf + mg - ma=0 (1)mgXc – ma Xd=0 (2)

On en déduit une expression de mg etde ma en fonction de mf et desdifférents titres en frigorigène.

ma = mf

ష(3)

mg=mf

ష(4)

Le bilan enthalpique de chaquecomposant échangeant la chaleur ou letravail avec le milieu extérieur estcomme suite :

Qg = m7 h7+m8h8 - m6h6 (5)Qc=m1 (h1- h7) (6)Qe= m1 (h3 – h2) (7)Qa= m4h4- m3 h3-m10h10 (8)

Wp=m6 (h5- h4) = (P5- P4) ߭ (9)

Le débit spécifique de solution (FR),

qui est le rapport des flux massiques de

la solution riche (ma) refoulée par la

pompe et de vapeur (mf) désorbée au

générateur [2], s’écrit :

FR= ೌ

=

ష(10)

La différence (Xc–Xd) est appelée laplage de dégazage on la note (∆X )

∆ܺ=Xc–Xd (11)

Le coefficient de performance (COP)du système égale à :

COP=ொ

ொାௐ (12)

COP=(య – మ)

ళା (ிோିଵ)ఴି ிோ (లାరି ఱ )(13)

Le rendement exergétique (ζ) peut êtreexprimé comme suit :

=ߞொ( ଵି

బ

)

ொ൬ଵିబ൰ାௐ

(14)

Les équations nécessaires pour lecalcul des propriétésthermodynamiques et physiques de lasolution binaire (H2O/LiBr) sont donnépar ASHRAE [3]

3. Comparaison des paramètresdu constructeur et des résultatsexpérimentaux

Les performances de la machine,données par le constructeur et cellescalculées à base des mesures faitesdurant l’année 2009 sont comparées.

La machine à absorption représentéepar la figure 02 du constructeurCARRIER type 16JB est utilisée auniveau de l’unité de production dudétergent HENKEL.



Figure 02: la machine CARRIERtype 16JB installé au niveau deHENKEL ALGERIE

Une mesure de température desdifférents points de la machine (Figure03) a été effectuée à l’aide d’unthermomètre à infra rouge type(RAYTEK)

Figure 03 : les points de mesures surla machine à absorption et ces annexes.

Le tableau 01 résume les résultats

GrandeursConstructeu

rMesurés

Mesu

res

Ta (°C) 38,3 39

Te (°C) 5 12,3

Tc (°C) 43 42

Tg (°C) 101,6 83

Tent, r (°C) 12 20

Tsor, r (°C) 7 15

Tent,tou(°C) 41 35

Tsortou(°C) 32 32

Sim

ulation

Eff(%) 70 74

COP 0,73 0,76

FR 7,26 13,86

Qe (KW) 842,65 842,65

Qa (KW) 1064,09 1037,53

Qc (KW) 928,61 905,16

Qg (KW) 1150,04 1100,04

Tableau 01 : résultats expérimentauxet simulation numérique.

4. Influence des températuressur les performances de lamachineOn fixe la (Te) à 5°C et (Ta) à 38.3°Cet on fait varier (Tg) de (83°C– 110°C)et (Tc) de (30°C – 43°C) avec Effégale à70%.

Figure 04 : évolution du (COP) enfonction de (Tg).

L’augmentation de (Tc) fait augmenterla valeur de h2 et diminue la valeur de

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

80 100

CO

P

Tg[°C]

(Tc=30)

(Tc=35)



taux de circulation (FR) et parconséquent la diminution du COP,suivie aux résultats on peut conclureque la valeur de COP diminue avecl’amplification de (Tc), l’élévation de(Tg) fait augmenter le (COP) maisseulement pour des température de(Tg) inferieur à 90°C figure 04 au delàde cette valeur le (COP) commence abaisser, il devient constant pour destempératures de (Tg) relativementhautes (plus de 95°C) .

Pour (Tc) égale à 43°C et (Ta) égale à38.3°C, et pour (Te) varie de (5°C à15°C) et (Tg) de (83°C à 101.6°C)avec Eff égale à70%.La figure 05 montre que (Te) fixe lavaleur de la basse pression et doncl’augmentation de celle-ci fait éleverl’enthalpie h3 à la sortie del’évaporateurOn peut constater que la valeur du(COP) augmente avec l’accroissementde la température d’évaporation.

Figure 05: évolution du (COP) enfonction de (Te)

Figure 06: évolution du (ζ) en fonctionde (Tg)

Le rendement exergétique (ζ) augmente avec l’augmentation de (Tg),arrivant à des valeurs de (Tg) (au delàde 90°C) plus on augmente (Tg) plus lerendement exergétique devientconstant.On peut remarquer que le rendementexergétique (ζ) à des valeurs meilleurespour des températures (Tc) bassesfigure 06

Figure 07: Variation du (FR) enfonction de (Tg) (Ta=38.3°CTe=5,Eff= 70%)

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

4 9 14

CO

P

Te[°C]

COP (Tg=83)

COP (Tg=85)

COP (Tg=90)

0,09

0,14

0,19

0,24

0,29

82 92 102

ζ

Tg[°C]

ζ(Tc=35)

ζ(Tc=40)

ζ(Tc=42)

ζ(Tc=43)

0

20

40

60

80

100

82 92 102

FR

Tg[°C]

FR(Tc=35)

FR(Tc=40)

FR(Tc=42)

FR(Tc=43)



Figure 08: Variation du (FR) enfonction de (Te) (Ta=38.3°C,Tc=43°C, Eff= 70%)La figure 07 montre quel’augmentation de (Tg) permet ladiminution du taux de circulation (FR).On constate aussi que plus la (Tc) estimportante plus la chute de (FR) estconsidérable est cela est valable pourdes températures (Tg) relativementbasses (au dessous de 80°C) pour destempératures de (Tg) élevées ladiminution du (FR) est très limité et cedernier peut être considéré constant.Cette diminution du (FR) est expliquéepar l’augmentation de la solutionconcentrée suite à l’élévation de (Tg),ce qui permet l’augmentation de laplage de dégazage (ΔX) et par conséquent la diminution du (FR).La figure 08 montre l’effet négatif del’augmentation de (Te) sur la valeur dutaux de circulation (FR).Cette diminution est importante pourdes températures (Tg) basses, pour destempératures de (Te) élevées le (FR)devient presque constant quelque soitla valeur de (Tg).L’augmentation de (Te) permetl’augmentation de la basse pression(Pb) donc, l’élévation de la solutiondiluée et par conséquent la plage dedégazage (ΔX), ce qui explique la diminution de (FR).

Figure 09 : évolution des chargesthermiques en fonction de (Tg) (Tc=43°C, Te = 5°C, Ta = 38.3°C,Eff=70%)

Si la température de générateur (Tg)augmente la concentration de lasolution pauvre augmente aussi ce quifait augmenter (FR), cette élévation dela concentration pauvre agitpositivement sur l’enthalpie (h8) ce quidonne une augmentation de (Qg) avecl’augmentation de (Tg) (Figure 09).L’augmentation du (FR) provoque ladiminution de (Qa).cela s’expliquecomme suite

Figure 10 : évolution des chargesthermique en fonction de (Te) (Tc=43°C, Tg =101.6°C, Ta = 38.3°C,Eff=70%)

0

20

40

60

80

100

120

4 9 14

FR

Te[°C]

FR (Tg=83)

FR (Tg=85)

FR (Tg=90)

FR (Tg=95)

FR (Tg=101,6)

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

4 9 14

les

qu

anti

tés

de

chal

eu

r[K

W]

Te[°C]

Qa(Tg=101,6)Qg(Tg=101,6)Qe(Tg=101,6)Qc(Tg=101,6)

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

82 92 102 112

les

qu

anti

tés

de

chal

eu

r[K

W]

Tg[°C]

Qa(Tc=43)

Qg(Tc=43)

Qe(Tc=43)

Qc(Tc=43)



La température (Te) agit sur la pressionbasse, si (Te) augmente laconcentration de la solution riche et letaux de circulation augmente ce quiprovoque l’augmentation de la quantitéde chaleur dégagée par l’absorbeur,d’autre part l’augmentation du (FR)fait baisser la quantité de chaleurfournit au générateur, la figure 10montre que plus la température (Te) estélevée la quantité (Qg) est basse et(Qa) est max.

5. l’influence des sources extérieuressur (Te)

Comme (Te) est l’un des facteurs qui aune influence majeur sur lesperformances de la machine et parcequ’elle à subit une grande variation,on va consacrer la partie suivante àétudier l’effet des sources extérieurssur la variation de (Te).

Figure 11 : variation de (Tr,sor) enfonction de (Mc)

Pour Ta,sor = 35°C, Ta,ent = 29°C, Tc,sor

= 40°C, Tc,ent = 35°C, Tr.ent = 12 °CMr = 14.3369 Kg/sOn fait varier le débit de la vapeur(Mch) qui alimente le générateur de(0.1 à 0.3 Kg/s) pour un débit d’eaudes tours de refroidissement (Mc) de(10 à 17 Kg/s).La figure 11 montre quel’augmentation du débit de l’eau detours de refroidissement (Mc) à un effet

positif sur la température de l’eau à lasortie de l’évaporateur ce dernierdiminue avec l’augmentation de (Mc)ce qui permet l’augmentation de lapuissance frigorifique de la machine.Donc, l’augmentation de (Tr,sor) et parconséquent(Te) est due essentiellementà plusieurs facteurs :L’augmentation de la température deretour à l’évaporateur (Tr,ent).La diminution du débit de l’eau derefroidissement des tours (Mc)(formation d’algue) La diminution dudébit de la source chaude (Mch),l’alimentation du générateur en vapeurétait contrôlée par une électrovanne,l’opération est maintiennent faitemanuellement, ce qui explique lavariation du débit (Mch).

6. Evaluation du rendement de lamachine

Dans cette partie on va expliquer lerôle de la machine dans la productiondu détergent afin de juger le pouvoir decette dernière d’assurer la quantité defroid nécessaire pour le bonfonctionnement de l’unité avec lesparamètres actuels.La fabrication de la matière active sefait à la base de la sulfonation, cetteréaction est exothermique [6], et c’estau niveau de cette réaction que l’eaurefroidie par la machine à absorptionintervient.La réaction de sulfonation se fait dansun réacteur multitube à film.La figure 12 présente la variation dupourcentage de la sulfonation parrapport à la température de la réaction.

02468

1012141618

9 14 19

Tr,s

or(

°C)

Mc(Kg/s)

Mch=0,1 (Kg/s)

Mch=0,19 (Kg/s)

Mch=0,3(Kg/s)

Séminaire International sur


Figure12 : production de la matièreactive par sulfonation

La production de la matière active estopérationnelle à une températurecomprise entre (45-50°C).La température de l’eau derefroidissement doit être compriseentre (15 et 30 °C) [7].Donc même avec le régime actuel de(15-20°C) et malgré les défaillancesenregistrées au niveau des tours derefroidissement et de l’électrovanne del’alimentation du vapeur, la machine àabsorption installé au niveau de l’unitéde détergent HENKEL ChelgoumElaid est capable d’assurrefroidissement des réacteurs desulfonation.

7. Comparaison entre laconsommation énergétique d’unemachine à absorption et unemachine à compression mécanique

Pour (Te) égale à 5°C, (Tc) égale à40°C, (Ta) égale à 35°C une (Tg) égaleà 101°C et pour (Eff) égale à 70%puissance de la pompe de solution et lapuissance consomméecompresseur une température del’évaporateur(Te) égale à 5°C, latempérature du condenseur (Tc) égaleà 40°C. (On utilise le R404A commefluide frigorigène).



production de la matière

La production de la matière active estopérationnelle à une température

50°C).La température de l’eau derefroidissement doit être comprise

égime actuel de20°C) et malgré les défaillances

enregistrées au niveau des tours derefroidissement et de l’électrovanne del’alimentation du vapeur, la machine àabsorption installé au niveau de l’unitéde détergent HENKEL Chelgoum

d’assurer lerefroidissement des réacteurs de

. Comparaison entre laconsommation énergétique d’une

et unemachine à compression mécanique

Pour (Te) égale à 5°C, (Tc) égale à40°C, (Ta) égale à 35°C une (Tg) égale

101°C et pour (Eff) égale à 70% lapuissance de la pompe de solution et la

par lecompresseur une température del’évaporateur(Te) égale à 5°C, latempérature du condenseur (Tc) égaleà 40°C. (On utilise le R404A comme

Figure 13 variations de Wp et de Wcen fonction Qe

La puissance consommée par lecompresseur est 17 fois plus que lapuissance consommée par la pompe desolution quelque soi la quantité Qeproduite (figure 13).On donne ici la valeur supplémentaireen dinar Algérien pour plusieurspuissances frigorifiques en cas ou onutilise un système à compressionmécanique.

Figure14: le coût énergétiquesupplémentaire en fonction de la durée

On peut clairement constatersystème à compression mécanique peutremplacer un système à absorptionseulement, la consommation électriqueva être amplifié plus en avance dans letemps, et en conséquent une dépensesupplémentaire va être ajouté sur lecout énergétique initiale

0

500

1000

1500

10

0

20

0

30

0

50

0

10

00

Wp

,Wc

[KW

]

Qe[KW]

Wp(KW) absorption

0

10000000

20000000

30000000

40000000

50000000

60000000

1h

8h 1

…

1m

ois

cou

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pp

lém

en

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nD

A

durée

le Génie Climatique et l’Energétique, SIGCLE’2010

variations de Wp et de Wc

puissance consommée par lecompresseur est 17 fois plus que lapuissance consommée par la pompe desolution quelque soi la quantité Qe

On donne ici la valeur supplémentaireen dinar Algérien pour plusieurspuissances frigorifiques en cas ou onutilise un système à compression

le coût énergétiquesupplémentaire en fonction de la durée

On peut clairement constater qu’unsystème à compression mécanique peutremplacer un système à absorptionseulement, la consommation électriqueva être amplifié plus en avance dans letemps, et en conséquent une dépensesupplémentaire va être ajouté sur lecout énergétique initiale (Figure14).

10

00

20

00

30

00

40

00

50

00

Qe[KW]

Wp(KW) absorption

1m

ois

3m

ois

1an

née

5an

s

10

ans

durée



8. ConclusionCet article rend compte d’étudeexpérimentale effectuée pourcaractériser le processus de productionde froid à l’aide d’une machine àabsorption dans une unité industriellede production de détergent.A l’aide du programme en FORTRANon a analysé l’effet des températuressur les performances et les chargesthermiques du système. Ce programmepermet de tracer différentes courbescaractéristique de la machinefrigorifique étudier en fonction destempératures influentes.Après la comparaison des grandeursspécifiques au constructeur etexpérimentales on a observé :L’influence des températures sur lesperformances de la machine et que lescharges thermiques sontproportionnelles à la variation dechaque température, pour les deuxsituations, a savoir, la situation à l’étatinitiale caractérisée par lefonctionnement aux paramètres duconstructeur et celle engendrée par lefonctionnement actuel sous lesgrandeurs mesurées.Les températures (Te) et (Tg) ont leplus d’influence sur le système, ontégalement dans la durée (34 années)subit le plus de changement.Les sources extérieurs (tours derefroidissent) sont la cause partielle deces changements, en plus de la quantitéénorme de données sur les incidentssurvenus dans ces machines pendantune période de 12 années les plusgrave, d’après certaines études,impliqueraient généralement legénérateur (perforation des conduitesvoir photo 01), la pompe de solutionMalgré cela cette machine resteconcurrentielle aux installations àcompression mécanique.En plus des avantages citésprécédemment on peut ajouterégalement, la récupération et la

valorisation de l’énergie calorifiquesous produit (des phénomènes desulfonation), efficacité desinvestissements et économie d’énergieconsidérable malgré des chargesfrigorifiques élevées.Références

[1] Warmepumpen, Valkanverlag,Glaser. Bases thermodynamiques despompes à chaleur à absorption, H1987.[2] Muhsin Kilic, OmerKaynakli.Theoretical Second law-based thermodynamic analysis ofwater-lithium bromide absorptionrefrigeration system. July 2004.[3] ASHRAE, Handbook ofFundamentals. Atlanta, 1997.[4] Romero RJ, Rivera W, Gracia J,Best R. Theoretical comparison ofperformance of an absorption heatpump system for cooling and heatingoperating with an aqueous ternaryhydroxide and water/ lithium bromide.Appl Therm Eng 2001.[5] Saravanan R, Maiya MP.Thermodynamic comparison ofwaterbased working fluidcombinations for a vapor absorptionrefrigeration system. Appl Therm Eng1998.[6] Ballestra, M. and Triberti, D. USPatent 713401[7] Adami, I. Design criteria,mechanical features, advantage andperformance of multitube falling filmsulphonation reactor.



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