These Insa Pompe a Chaleur Co2

N dordre : 2005-ISAL-0070

Anne 2005

THESE prsente devant LINSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON pour obtenir LE GRADE DE DOCTEUR FORMATION DOCTORALE Thermique et Energtique ECOLE DOCTORALE MEGA (Mcanique, Energtique, Gnie civil et Acoustique) par Imed GUITARI

ETUDE EXPERIMENTALE ET MODELISATION DUNE POMPE A CHALEUR FONCTIONNANT AU CO2

Soutenue le 14 Octobre devant la commission dexamen : FEIDT Michel HABERSCHILL Philippe LALLEMAND Andr LALLEMAND Monique LEBRUN Jean MERLIN Etienne PONDICQ-CASSOU Nicolas Professeur, UHP, Nancy Matre de Confrences, INSA, Lyon Professeur, INSA, Lyon Professeur, INSA, Lyon Professeur, Universit de Lige Ingnieur, ADEME Responsable Dveloppement, Carrier SAS Rapporteur Examinateur Examinateur Examinateur Rapporteur Examinateur Invit

Thse prpare au Centre de Thermique de Lyon (CETHIL) Codirecteurs de thse : P. HABERSCHILL, A. LALLEMAND

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INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYONDirecteur : STORCK A. Professeurs : AMGHAR Y. AUDISIO S. BABOT D. BABOUX J.C. BALLAND B. BAPTISTE P. BARBIER D. BASKURT A. BASTIDE J.P. BAYADA G. BENADDA B. BETEMPS M. BIENNIER F. BLANCHARD J.M. BOISSE P. BOISSON C. BOIVIN M. (Prof. mrite) BOTTA H. BOTTA-ZIMMERMANN M. (Mme) BOULAYE G. (Prof. mrite) BOYER J.C. BRAU J. BREMOND G. BRISSAUD M. BRUNET M. BRUNIE L. BUFFIERE J-Y. BUREAU J.C. CAMPAGNE J-P. CAVAILLE J.Y. CHAMPAGNE J-Y. CHANTE J.P. CHOCAT B. COMBESCURE A. COURBON COUSIN M. DAUMAS F. (Mme) DJERAN-MAIGRE I. DOUTHEAU A. DUBUY-MASSARD N. DUFOUR R. DUPUY J.C. EMPTOZ H. ESNOUF C. EYRAUD L. (Prof. mrite) FANTOZZI G. FAVREL J. FAYARD J.M. FAYET M. (Prof. mrite) FAZEKAS A. FERRARIS-BESSO G. FLAMAND L. FLEURY E. FLORY A. FOUGERES R. FOUQUET F. FRECON L. (Prof. mrite) GERARD J.F. GERMAIN P. GIMENEZ G. GOBIN P.F. (Prof. mrite) GONNARD P. GONTRAND M. GOUTTE R. (Prof. mrite) GOUJON L. GOURDON R. GRANGE G. (Prof. mrite) GUENIN G. GUICHARDANT M. GUILLOT G. LIRIS PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE CONT. NON DESTR. PAR RAYONNEMENTS IONISANTS GEMPPM*** PHYSIQUE DE LA MATIERE PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS PHYSIQUE DE LA MATIERE LIRIS LAEPSI**** MECANIQUE DES CONTACTS LAEPSI**** AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS LAEPSI**** LAMCOS VIBRATIONS-ACOUSTIQUE MECANIQUE DES SOLIDES UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Dveloppement Urbain UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Dveloppement Urbain INFORMATIQUE MECANIQUE DES SOLIDES CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Thermique du btiment PHYSIQUE DE LA MATIERE GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE MECANIQUE DES SOLIDES INGENIERIE DES SYSTEMES DINFORMATION GEMPPM*** CEGELY* PRISMA GEMPPM*** LMFA CEGELY*- Composants de puissance et applications UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine MECANIQUE DES CONTACTS GEMPPM UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energtique et Thermique UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL CHIMIE ORGANIQUE ESCHIL MECANIQUE DES STRUCTURES PHYSIQUE DE LA MATIERE RECONNAISSANCE DE FORMES ET VISION GEMPPM*** GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE GEMPPM*** PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS BIOLOGIE FONCTIONNELLE, INSECTES ET INTERACTIONS MECANIQUE DES SOLIDES GEMPPM MECANIQUE DES STRUCTURES MECANIQUE DES CONTACTS CITI INGENIERIE DES SYSTEMES DINFORMATIONS GEMPPM*** GEMPPM*** REGROUPEMENT DES ENSEIGNANTS CHERCHEURS ISOLES INGENIERIE DES MATERIAUX POLYMERES LAEPSI**** CREATIS** GEMPPM*** GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE PHYSIQUE DE LA MATIERE CREATIS** GEMPPM*** LAEPSI****. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE GEMPPM*** BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE PHYSIQUE DE LA MATIERE

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GUINET A. GUYADER J.L. GUYOMAR D. HEIBIG A. JACQUET-RICHARDET G. JAYET Y. JOLION J.M. JULLIEN J.F. JUTARD A. (Prof. mrite) KASTNER R. KOULOUMDJIAN J. (Prof. mrite) LAGARDE M. LALANNE M. (Prof. mrite) LALLEMAND A. LALLEMAND M. (Mme) LAREAL P (Prof. mrite) LAUGIER A. (Prof. mrite) LAUGIER C. LAURINI R. LEJEUNE P. LUBRECHT A. MASSARD N. MAZILLE H. (Prof. mrite) MERLE P. MERLIN J. MIGNOTTE A. (Mle) MILLET J.P. MIRAMOND M. MOREL R. (Prof. mrite) MOSZKOWICZ P. NARDON P. (Prof. mrite) NAVARRO Alain (Prof. mrite) NELIAS D. NIEL E. NORMAND B. NORTIER P. ODET C. OTTERBEIN M. (Prof. mrite) PARIZET E. PASCAULT J.P. PAVIC G. PECORARO S. PELLETIER J.M. PERA J. PERRIAT P. PERRIN J. PINARD P. (Prof. mrite) PINON J.M. PONCET A. POUSIN J. PREVOT P. PROST R. RAYNAUD M. REDARCE H. RETIF J-M. REYNOUARD J.M. RICHARD C. RIGAL J.F. RIEUTORD E. (Prof. mrite) ROBERT-BAUDOUY J. (Mme) (Prof. mrite) ROUBY D. ROUX J.J. RUBEL P. SACADURA J.F. SAUTEREAU H. SCAVARDA S. (Prof. mrite) SOUIFI A . SOUROUILLE J.L. THOMASSET D. THUDEROZ C. UBEDA S. VELEX P. VERMANDE P. (Prof mrite) VIGIER G. VINCENT A. VRAY D.

PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS VIBRATIONS-ACOUSTIQUE GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE MATHEMATIQUE APPLIQUEES DE LYON MECANIQUE DES STRUCTURES GEMPPM*** RECONNAISSANCE DE FORMES ET VISION UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Gotechnique INGENIERIE DES SYSTEMES DINFORMATION BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE MECANIQUE DES STRUCTURES CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energtique et thermique CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energtique et thermique UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Gotechnique PHYSIQUE DE LA MATIERE BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE INFORMATIQUE EN IMAGE ET SYSTEMES DINFORMATION UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE MECANIQUE DES CONTACTS INTERACTION COLLABORATIVE TELEFORMATION TELEACTIVITE PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE GEMPPM*** GEMPPM*** INGENIERIE, INFORMATIQUE INDUSTRIELLE PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine MECANIQUE DES FLUIDES ET DACOUSTIQUES LAEPSI**** BIOLOGIE FONCTIONNELLE, INSECTES ET INTERACTIONS LAEPSI**** LAMCOS AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE GEMPPM DREP CREATIS** LAEPSI**** VIBRATIONS-ACOUSTIQUE INGENIERIE DES MATERIAUX POLYMERES VIBRATIONS-ACOUSTIQUE GEMPPM GEMPPM*** UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Matriaux GEMPPM*** INTERACTION COLLABORATIVE TELEFORMATION TELEACTIVITE PHYSIQUE DE LA MATIERE INGENIERIE DES SYSTEMES DINFORMATION PHYSIQUE DE LA MATIERE MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUE INTERACTION COLLABORATIVE TELEFORMATION TELEACTIVITE CREATIS** CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matriaux AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE CEGELY* UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures LGEF MECANIQUE DES SOLIDES MECANIQUE DES FLUIDES GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMES GEMPPM*** CENTRE DE THERMIQUE DE LYON Thermique de lHabitat INGENIERIE DES SYSTEMES DINFORMATION CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matriaux INGENIERIE DES MATERIAUX POLYMERES AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE PHYSIQUE DE LA MATIERE INGENIERIE INFORMATIQUE INDUSTRIELLE AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE ESCHIL Equipe Sciences Humaines de lInsa de Lyon CENTRE DINNOV. EN TELECOM ET INTEGRATION DE SERVICES MECANIQUE DES CONTACTS LAEPSI GEMPPM*** GEMPPM*** CREATIS**

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VUILLERMOZ P.L. (Prof. mrite) Directeurs de recherche C.N.R.S. : BERTHIER Y. CONDEMINE G. COTTE-PATAT N. (Mme) ESCUDIE D. (Mme) FRANCIOSI P. MANDRAND M.A. (Mme) POUSIN G. ROCHE A. SEGUELA A. VERGNE P. Directeurs de recherche I.N.R.A. : FEBVAY G. GRENIER S. RAHBE Y. Directeurs de recherche I.N.S.E.R.M. : KOBAYASHI T. PRIGENT A.F. (Mme) MAGNIN I. (Mme) * CEGELY ** CREATIS ***GEMPPM ****LAEPSI

PHYSIQUE DE LA MATIERE MECANIQUE DES CONTACTS UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE CENTRE DE THERMIQUE DE LYON GEMPPM*** UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE INGENIERIE DES MATERIAUX POLYMERES GEMPPM*** LaMcos BIOLOGIE FONCTIONNELLE, INSECTES ET INTERACTIONS BIOLOGIE FONCTIONNELLE, INSECTES ET INTERACTIONS BIOLOGIE FONCTIONNELLE, INSECTES ET INTERACTIONS PLM BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE CREATIS**

CENTRE DE GENIE ELECTRIQUE DE LYON CENTRE DE RECHERCHE ET DAPPLICATIONS EN TRAITEMENT DE LIMAGE ET DU SIGNAL GROUPE D'ETUDE METALLURGIE PHYSIQUE ET PHYSIQUE DES MATERIAUX LABORATOIRE DANALYSE ENVIRONNEMENTALE DES PROCEDES ET SYSTEMES INDUSTRIELS

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ECOLES DOCTORALES ET DIPLOMES DETUDES APPROFONDIESSIGLE ECOLE DOCTORALE CHIMIE DE LYON Responsable : M. Denis SINOU [email protected] NOM ET COORDONNEES DU RESPONSABLE Universit Claude Bernard Lyon 1 Lab Synthse Asymtrique UMR UCB/CNRS 5622 Bt 308 2me tage 43 bd du 11 novembre 1918 69622 VILLEURBANNE Cedex Tl : 04.72.44.81.83 [email protected] M. Alain BONNAFOUS Universit Lyon 2 14 avenue Berthelot MRASH M. Alain BONNAFOUS Laboratoire dEconomie des Transports 69363 LYON Cedex 07 Tl : 04.78.69.72.76 [email protected] M. Daniel BARBIER INSA DE LYON Laboratoire Physique de la Matire Btiment Blaise Pascal 69621 VILLEURBANNE Cedex Tl : 04.72.43.64.43 [email protected] M. Jean-Pierre FLANDROIS UMR 5558 Biomtrie et Biologie Evolutive Equipe Dynamique des Populations Bactriennes Facult de Mdecine Lyon-Sud Laboratoire de Bactriologie BP 1269600 OULLINS Tl : 04.78.86.31.50 [email protected] M. Lionel BRUNIE INSA DE LYON EDIIS Btiment Blaise Pascal 69621 VILLEURBANNE Cedex Tl : 04.72.43.60.55 [email protected] M. Alain Jean COZZONE IBCP (UCBL1) 7 passage du Vercors 69367 LYON Cedex 07 Tl : 04.72.72.26.75 [email protected] M. Jacques JOSEPH Ecole Centrale de Lyon Bt F7 Lab. Sciences et Techniques des Matriaux et des Surfaces 36 Avenue Guy de Collongue BP 163 69131 ECULLY Cedex Tl : 04.72.18.62.51 [email protected] M. Franck WAGNER Universit Claude Bernard Lyon1 Institut Girard Desargues UMR 5028 MATHEMATIQUES Btiment Doyen Jean Braconnier Bureau 101 Bis, 1er tage 69622 VILLEURBANNE Cedex Tl : 04.72.43.27.86 [email protected] M. Franois SIDOROFF Ecole Centrale de Lyon Lab. Tribologie et Dynamique des Systmes Bt G8 36 avenue Guy de Collongue BP 163 69131 ECULLY Cedex Tl :04.72.18.62.14 [email protected]

E2MC

ECONOMIE, ESPACE ET MODELISATION DES COMPORTEMENTS Responsable : M. Alain BONNAFOUS [email protected] ELECTRONIQUE, AUTOMATIQUE ELECTROTECHNIQUE,

E.E.A.

M. Daniel BARBIER [email protected] EVOLUTION, ECOSYSTEME, MICROBIOLOGIE, MODELISATION http://biomserv.univ-lyon1.fr/E2M2 M. Jean-Pierre FLANDROIS [email protected] INFORMATIQUE ET INFORMATION POUR LA SOCIETE http://www.insa-lyon.fr/ediis M. Lionel BRUNIE [email protected] INTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-SANTE http://www.ibcp.fr/ediss M. Alain Jean COZZONE [email protected] MATERIAUX DE LYON http://www.ec-lyon.fr/sites/edml M. Jacques JOSEPH [email protected]

E2M2

EDIIS

EDISS

Math IF

MATHEMATIQUES ET FONDAMENTALE http://www.ens-lyon.fr/MathIS M. Franck WAGNER [email protected]

INFORMATIQUE

MEGA

MECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE CIVIL, ACOUSTIQUE http://www.lmfa.ec-lyon.fr/autres/MEGA/index.html M. Franois SIDOROFF [email protected]

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DEDICACE la mmoire de mon pre

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AVANT-PROPOSCe travail a t effectu au Centre de Thermique de Lyon (CETHIL), lINSA, dans le cadre dune convention Carrier SAS / INSAVALOR avec un cofinancement de lADEME. Je remercie vivement Carrier SAS, lADEME et tous ceux qui mont fait confiance en me proposant ce travail, particulirement Monsieur Thierry JOMARD, Responsable Dveloppement de Carrier SAS au dmarrage de cette thse et Monsieur Etienne MERLIN, Ingnieur lADEME, que je remercie galement pour avoir accept de faire partie de mon jury. Jexprime ma profonde gratitude Monsieur le Professeur Andr LALLEMAND, qui ma accueilli dans son quipe de recherche et a assur la codirection de cette thse avec rigueur. Je le remercie pour la qualit et lefficacit de ses conseils durant toutes les tapes dlaboration de mon travail. Je tiens galement remercier Monsieur Philippe HABERSCHILL, Matre de Confrences lINSA de Lyon, codirecteur de ma thse pour son suivi et son soutien permanents, ses conseils judicieux et sa disponibilit tout au long de mes travaux de recherche. Je remercie tous les responsables de Carrier SAS qui se sont succds pour le suivi du bon droulement de ce travail, en particulier, Monsieur Didier GENOIS, Directeur Recherche et Dveloppement de Carrier SAS, Monsieur Philippe MATONOG et Monsieur Nicolas PONDIC-CASSOU, Responsables Dveloppement de Carrier SAS. Jexprime mes remerciements Monsieur le Professeur Michel FEIDT, de lUHP de Nancy et Monsieur le Professeur Jean LEBRUN, de lUniversit de Lige, pour avoir examin ce mmoire et accept den tre rapporteurs. Je remercie aussi Madame le Professeur Monique LALLEMAND, qui tait lorigine de ce travail et qui a accept de faire partie de mon jury. Enfin, je remercie lensemble des personnels du CETHIL qui ont contribu de prs ou de loin la russite de mon travail de thse.

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SOMMAIRENOMENCLATURE .................................................................................................... 17 INTRODUCTION ....................................................................................................... 21 1 ANALYSE PRLIMINAIRE ET SYNTHSE BIBLIOGRAPHIQUE ......... 27 1.1 Introduction................................................................................................... 29

1.2 Fonctionnement des machines au CO2........................................................ 29 1.2.1 Proprits thermophysiques du CO2 ....................................................... 30 1.2.2 Cycle de fonctionnement dune machine au CO2 ................................... 32 1.2.3 Conception des machines au CO2 ........................................................... 34 1.2.4 Compresseurs de CO2 ............................................................................. 37 1.3 Pompes chaleur .......................................................................................... 39 1.3.1 Modles de pompes chaleur au CO2 .................................................... 39 1.3.2 tude exprimentale des pompes chaleur au CO2................................ 41 1.4 Climatiseurs dautomobile ........................................................................... 44 1.4.1 tudes exprimentales des climatiseurs dautomobile ........................... 44 1.4.2 Modlisation des climatiseurs dautomobile .......................................... 45 1.5 Transferts thermiques .................................................................................. 46 1.5.1 Refroidissement du CO2 supercritique.................................................... 47 1.5.1.1 Corrlations de refroidissement du CO2 supercritique...................... 47 1.5.1.2 tudes comparatives........................................................................... 50 1.5.2 vaporation du CO2 ................................................................................ 52 1.5.2.1 Corrlations de transferts lors de lvaporation du CO2 ................... 52 1.5.2.2 tudes comparatives........................................................................... 56 1.5.2.3 tudes exprimentales ........................................................................ 58 1.5.3 Condensation du CO2 au voisinage du point critique ............................. 60 1.5.3.1 Corrlations de transfert lors de la condensation du CO2 ................. 60 1.5.3.2 tude comparative.............................................................................. 62 1.6 Modles des composants dune pompe chaleur....................................... 64 1.6.1 Modlisation dchangeurs haute pression ............................................. 64 1.6.2 Modlisation dvaporateurs................................................................... 65 1.6.3 Modlisation du dtendeur...................................................................... 66 1.7 1.8 2 Rgulation et performances des installations au CO2 ............................... 67 Conclusions.................................................................................................... 69

TUDE EXPRIMENTALE .............................................................................. 71 2.1 Introduction................................................................................................... 73

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2.2 Description du banc dessais ........................................................................ 73 2.2.1 Circuit du CO2......................................................................................... 73 2.2.1.1 Compresseur....................................................................................... 74 2.2.1.2 vaporateur........................................................................................ 75 2.2.1.3 changeur haute pression .................................................................. 75 2.2.1.4 changeur intermdiaire.................................................................... 76 2.2.1.5 Bouteille anti-coup de liquide ............................................................ 76 2.2.2 Circuit dair............................................................................................. 77 2.2.3 Circuit deau............................................................................................ 78 2.3 Instrumentation............................................................................................. 78 2.3.1 Mesures sur la pompe chaleur.............................................................. 78 2.3.2 Mesures sur le circuit dair ..................................................................... 80 2.3.3 Mesures sur le circuit deau .................................................................... 81 2.3.4 Acquisition des donnes ......................................................................... 81 2.3.5 Exploitation des mesures ........................................................................ 81 2.4 Rsultats exprimentaux .............................................................................. 82 2.4.1 tude prliminaire................................................................................... 82 2.4.1.1 Rpartition de la charge entre la haute et la basse pression ............. 82 2.4.1.2 Volume interne de linstallation ......................................................... 83 2.4.1.3 Dtermination exprimentale du volume de la bouteille de rserve .. 83 2.4.1.4 Remplissage de linstallation ............................................................. 84 2.4.2 Essais en rgime permanent.................................................................... 84 2.4.2.1 Fonctionnement global....................................................................... 85 2.4.2.2 Performances des composants de linstallation ................................. 91 2.4.3 Fonctionnement en rgime variable........................................................ 96 2.4.3.1 Dmarrage de linstallation ............................................................... 96 2.4.3.2 Variation de louverture de la vanne.................................................. 99 2.4.3.3 Variation de la temprature deau chaude....................................... 100 2.4.3.4 Variation du dbit deau................................................................... 102 3 MODLE EN RGIME STATIQUE............................................................... 105 3.1 Introduction................................................................................................. 107

3.2 Description du modle global..................................................................... 107 3.2.1 Hypothses du modle .......................................................................... 107 3.2.2 Variables dentre et de sortie du modle............................................. 108 3.2.3 tapes de calcul..................................................................................... 109 3.3 Modles lmentaires.................................................................................. 111 3.3.1 Modle du compresseur ........................................................................ 111 3.3.1.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 112 3.3.1.2 Modle polytropique et mthode de calcul....................................... 112 3.3.1.3 Dtermination des paramtres du modle........................................ 113 3.3.1.4 tapes du calcul ............................................................................... 115

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3.3.2 Modle de lchangeur haute pression.................................................. 116 3.3.2.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 116 3.3.2.2 Modlisation et mthode de calcul ................................................... 116 3.3.2.3 tapes de calcul................................................................................ 117 3.3.3 Modle de lchangeur intermdiaire ................................................... 119 3.3.3.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 119 3.3.3.2 Modlisation et mthode de calcul ................................................... 120 3.3.3.3 tapes de calcul................................................................................ 121 3.3.4 Modle de lvaporateur ....................................................................... 122 3.3.4.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 122 3.3.4.2 Modlisation et mthode de calcul ................................................... 123 3.3.4.3 tapes de calcul................................................................................ 124 3.3.5 Modle du dtendeur............................................................................. 125 3.4 Validation du modle.................................................................................. 126 3.4.1 Validation des modles lmentaires.................................................... 126 3.4.1.1 Modle du compresseur.................................................................... 126 3.4.1.2 Modle de lchangeur haute pression............................................. 128 3.4.1.3 Modle de lchangeur intermdiaire .............................................. 129 3.4.1.4 Modle de lvaporateur .................................................................. 130 3.4.2 Validation du modle global................................................................. 132 3.4.2.1 Paramtres de fonctionnement ......................................................... 132 3.4.2.2 Comparaison des performances exprimentales et calcules .......... 134 3.5 Simulation du fonctionnement de la pompe chaleur ............................ 135 3.5.1 Cycles de fonctionnement..................................................................... 135 3.5.1.1 Cycles de fonctionnement Tee= 20 C ........................................... 136 3.5.1.2 Cycles de fonctionnement Tee= 30 C ........................................... 136 3.5.1.3 Cycles de fonctionnement Tee= 40 C ........................................... 137 3.5.2 Pression optimale de fonctionnement ................................................... 137 3.5.2.1 Variation des performances de linstallation ................................... 138 3.5.2.2 Cycles de fonctionnement optimal.................................................... 139 4 MODLE EN RGIME DYNAMIQUE .......................................................... 143 4.1 Introduction................................................................................................. 145

4.2 Calcul des proprits thermodynamiques du CO2 .................................. 145 4.2.1 laboration des tables ........................................................................... 145 4.2.1.1 Table de saturation........................................................................... 145 4.2.1.2 Tables gnrales............................................................................... 146 4.2.2 Calcul des proprit thermodynamiques............................................... 147 4.2.2.1 Interpolation partir des tables de saturation ................................ 147 4.2.2.2 Interpolations partir des tables gnrales..................................... 148 4.3 Prsentation du modle global................................................................... 150 4.3.1 Hypothses du modle dynamique ....................................................... 150

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4.3.2 4.3.3 4.3.4

Variables dentre et de sortie............................................................... 150 tapes de calculs ................................................................................... 152 Organigramme du modle global.......................................................... 153

4.4 Modles lmentaires.................................................................................. 155 4.4.1 Modle du compresseur ........................................................................ 155 4.4.1.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 155 4.4.1.2 Modle polytropique et mthode de calcul....................................... 156 4.4.1.3 tapes du calcul ............................................................................... 157 4.4.2 Modle de lchangeur haute pression.................................................. 159 4.4.2.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 159 4.4.2.2 Modlisation et mthode de calcul ................................................... 160 4.4.2.3 tapes de calcul................................................................................ 162 4.4.3 changeur intermdiaire ....................................................................... 164 4.4.4 Dtendeur.............................................................................................. 164 4.4.5 vaporateur ........................................................................................... 165 4.4.5.1 Variables dentre et de sortie ......................................................... 165 4.4.5.2 Modlisation et mthodes de calcul ................................................. 166 4.4.5.3 tapes de calcul................................................................................ 168 4.5 Validation du modle dynamique.............................................................. 169 4.5.1.1 Dmarrage de linstallation ............................................................. 169 4.5.1.2 Variation de louverture de la vanne................................................ 172 4.5.1.3 Variation de la temprature deau chaude....................................... 174

4.6 Simulations .................................................................................................. 175 4.6.1 Variation des tempratures dans lchangeur haute pression ............... 175 4.6.2 Variation des tempratures des parois de lvaporateur ....................... 178 4.6.3 Variation de la charge ........................................................................... 179 4.6.4 Ballon de stockage deau chaude.......................................................... 181 4.6.4.1 Hypothses........................................................................................ 181 4.6.4.2 Modlisation ..................................................................................... 182 4.6.4.3 Simulation du comportement du ballon de stockage deau chaude . 182 CONCLUSIONS ET PERSPECTIVES .................................................................. 185 REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES ................................................................ 189 ANNEXES .................................................................................................................. 201

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NOMENCLATURELettres latines cp : capacit calorifique massique (J.kg-1.K-1) (J.K-1.s-1) (m)

C : dbit capacitifd, D : diamtre

E : efficacit dun changeur, coefficient de correction de lbullition convective F : facteur dintensification f : coefficient de frottement, fonction dtat

g : acclration de la pesanteur G : vitesse massique h : enthalpie massiquek : coefficient polytropique de compression

(m.s-2) (kg.m- 2.s-1) (J.kg-1) (W.m-2.K-1) (m) (kg) (kg.mol-1), (kg) (kg.s-1) (tr.min-1) (bar) (W.m-2) (W) (m) (m2) (s) (K) (m3) (J) (W)

K : coefficient de transfert global L : longueur

m : masseM : masse molaire, masse totale

! m : dbit massiqueN : vitesse de rotation P : pression q : densit de flux de chaleur!

Q : puissance thermiquer : rugosit R : rapport des dbits capacitifs S : facteur de suppression de l'bullition nucle, surface t : temps T : temprature V : volume W : travail! W : puissance

x : titre en vapeur du mlange diphasique

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Lettres grecques

! : taux de vide, coefficient de transfert convectif " : humidit relative # : taux de compression

(W.m-2.K-1) (%)

" : rendement# : conductivit thermique $ : viscosit dynamique % : viscosit cinmatique & : masse volumique ' : tension superficielleNombres adimensionnels (W.m-1.K-1) (kg.m-1.s-1) (m2.s-1) (kg.m-3) (N.m-1)

Bo : nombre dbullition Bo (

q G hlv0 ,8

.1/ x + Co : nombre de convection Co ( , ) - x *Fr : nombre de Froude Fr (

.&v , , &l -

+ ) ) *

0 ,5

G2 & l2 g d g & l D 3 0& l / & v 1

Ga : nombre de Galileo Ga (

$ l2

Ja : nombre de Jacob Ja (

& l cpl Tsat & v hlv

Nu : nombre de Nsselt Nu (

2 D #KS C min

NUT : nombre dunit de transfert NUT (Pr : nombre de Prandtl Pr (

$ cp #GD

Re : nombre de Reynolds Re (

$0,9

.1/ x + X tt : paramtre de Lockhart-Martinelli X tt ( , ) - x *

. &v , ,& - l

+ ) ) *

0,5

. $v , ,$ - l

+ ) ) *

0 ,1

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Indices

a : airamb : ambianteb : basse pression, bas, ballonbt : bouteille anti-coup de liquide

c : compression, centre, cylindre, calandre, consommcal : calcul

cf : convection force cp : compresseur cr : critique d : dtendeur dp : diphasique e : entre, eau ev : vaporation, vaporateur exp : exprimental

h : haute pression, hauti : intrieur du tube int : intermdiaire is : isentropique l : phase liquide lv : latente lvaporationm : moyen

max : maximalmin : minimal

n : bullition nucle opt : optimalepc : pseudo critique

s : sortie sat : saturation t : tube v : vapeur, volumtrique

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0 : initial 1 : sortie de lchangeur intermdiaire ct basse pression, aspiration du compresseur 2 : refoulement du compresseur, entre de lchangeur haute pression 3 : sortie de lchangeur haute pression, entre de lchangeur intermdiaire 4 : sortie de lchangeur intermdiaire, entre du dtendeur 5 : sortie du dtendeur, entre de lvaporateur 6 : sortie de lvaporateur, entre de la bouteille anti-coups de liquide 7 : sortie de la bouteille anti-coups de liquide, entre de lchangeur intermdiaire Sigles CFC : chlorofluorocarbure COP : coefficient de performance GWP : Global Warming Potential HCFC : hydrochlorofluorocarbure HFC : hydrofluorocarbure ODP : Ozone Depletion Potential TEWI : Total Equivalent Warming Impact Schmas synoptiques : Variables dtat initialises : Variables du modle : Constantes du modle : Modle ou lignes de calculs : Test de convergence

20

INTRODUCTION

21

22

IntroductionLe gaz carbonique (R744) a t utilis comme fluide frigorigne pour la premire fois en 1850 par linventeur Twining A. Il tait utilis essentiellement dans la production de glace et le transport naval de viande surgele. Ce rfrigrant a connu un succs partir de 1886 quand Windhausen F. a conu un compresseur au gaz carbonique. Les travaux de ce dernier ont t suivis par ceux de Hall J. & E. (Grande Bretagne) pour la mise au point en 1890 dun nouveau compresseur de conception amliore [Pearson, 2003]. Aux Etats-Unis, le gaz carbonique est utilis comme rfrigrant partir de1890, et pour la climatisation partir des annes 1900. Lutilisation de ce frigorigne a atteint son maximum pendant les annes 20. Le dveloppement de nouvelles substances faible toxicit et faibles pressions de fonctionnement la fin des annes 30 est lorigine de la rgression de lutilisation du CO2. La Figure 1 montre lvolution de lutilisation du CO2 comme frigorigne dans la rfrigration marine [Kim et al. 2004, b].

Figure 1 : Pourcentage dutilisation des rfrigrants dans le transport maritime [Kim et al. 2004, b]Comme laccord de Vienne (1995), le protocole de Montral (1997) a pour objectif de rduire les rejets des chlorofluorocarbures (CFC), principaux responsables de la destruction de la couche dozone stratosphrique. Les responsables politiques runis Montral, ont opt non seulement pour la rduction de 50 % des ces fluides mais aussi pour leur limination totale ds lan 2000. En matire denvironnement, il convient de prendre en compte une autre proprit des fluides frigorignes. En effet, laction environnementale ne se limite pas uniquement au potentiel de destruction de la couche dozone ODP (Ozone Depletion Potential) d la prsence du chlore dans les CFC et les HCFC, mais aussi au potentiel de rchauffement climatique par effet de serre GWP (Global Warming Potential). Ainsi, le protocole de Kyoto (1997), non ratifi par tous les pays industrialiss, vise arrter lutilisation des hydrofluorocarbures (HFC), tels que le R134a partir de lan 2008 du fait de leur contribution leffet de serre [Neksa, 2002, a]. Certes les HFC ont un ODP nul, mais leurs GWP est trs lev : il peut varier de quelques centaines dans le cas du R32 quelques milliers pour le R134a, et le R125. A ce propos on peut noter que 60 % des missions des fluides frigorignes proviennent des climatiseurs dautomobiles cause de lutilisation de compresseurs ouverts [Neksa et al. 1998].

23

IntroductionFace cette situation, lutilisation des anciens frigorignes naturels tels que lammoniac, le CO2 et les hydrocarbures reprsentent une solution pour un dveloppement durable. Bien qu'ils soient non nocifs pour lenvironnement, certains de ces fluides peuvent prsenter un risque en raison de leur inflammabilit et de leur toxicit. Cest pourquoi, le gaz carbonique fut propos par le professeur Lorentzen en 1990 comme la meilleure alternative, notamment parce quil nest ni inflammable, ni toxique [15 note dinformation sur les frigorignes, 2000],[Duminil, 1995], [Flimming, 2003]. Contrairement aux CFC, le CO2, lammoniac et les hydrocarbures ont un ODP nul. Ils ont galement un GWP trs faible (Tableau 1).

Frigorigne Fluide naturel ODP GWP Pression critique (bar) Inflammabilit Toxicit Cot relatif au R12

R12 Non 0,82 8100 41,4 Non Non 1,0

R22 Non 0,055 1500 96,2 49,9 Non Non 1,0 1,6

R134a Non 0 1300 101,2 40,6 Non Non 4,0 1

R290 Oui 0 20 96,7 42,5 Oui Non 0,3 1,4

NH3 Oui 0 0,4 pour Fr = 0,4 (1.35)

Co est le nombre de convection :.1/ x + Co ( , ) - x *0 ,8

.&v , , &l -

+ ) ) *

0 ,5

(1.36)

Bo est le nombre dbullition, calcul partir de lquation (1.37).Bo ( q G hlv

(1.37)

Kandlikar a propos cette corrlation pour lbullition dans des tubes horizontaux et verticaux. Elle a t valide par des rsultats exprimentaux constitus de 5000 points de mesures du coefficient de transfert au sein dun coulement turbilant deau supercritique. Cette corrlation a t par la suite valide pour plusieurs rfrigrants et particulirement le CO2. Corrlation de Gungor-Winterton Gungor et Winterton [Gungor et Winterton, 1986] ont dvelopp une corrlation pour lbullition dans un tube horizontal. Les auteurs ont adopt une analyse similaire celle de Bennett-Chen avec la superposition de deux modes de transfert selon la relation (1.25). 2 c est le coefficient de transfert de la phase liquide calcul par la corrlation de Dittus-Boelter (1.19), 2 n est le coefficient dbullition en vase obtenu par lquation de Cooper (1.38) [Gungor et Winterton, 1986], [Tome et El Hajal, 2004].

2 c ( a Prl0,120 / log10 0 Pr 11 / 0,55M /0,5q0,67

(1.38)

a ( 55 (W0,33.kg0,5.m0,66.K.mol-0,5), M est la masse molaire du fluide (kg.mol-1), q est la densit de flux thermique (W.m-2).Le coefficient daccroissement de convection force E est calcul selon lquation (1.39)./ E ( 1 6 a Bo1,16 6 b X tt 0,86

(1.39)

a ( 24000 ; b ( 1,37 . S est le paramtre de suppression de lbullition en vase :

55

Chapitre 1

Analyse prliminaire et synthse bibliographiqueS ( 1 6 a E 2 Rel1,17

0

1

/1

(1.40)

a ( 1,15 10 /6 . Corrlation de Liu-Winterton Liu et Winterton [Liu et Winterton, 1991] ont tabli une corrlation pour les transferts thermiques lbullition dans les tubes et les espaces annulaires. Leur corrlation est base sur le calcul asymptotique de Kutateladze [Kutateladze, 1961] comme lindique lquation (1.41).

2(

0S2 n 12 6 0E2 c 120 ,35

(1.41)

Le coefficient daccroissement de convection force E est calcul selon : . .& l ++ E ( ,1 6 x Prl , / 1) ) ,&v )) , ** (1.42)

Le facteur de suppression de lbullition nucle S est donn par :S ( 1 6 a E 0 ,1 Rel0 ,16

0

1

/1

(1.43)

2 n et 2 c sont calculs de la mme faon que dans la corrlation de Gungor-Winterton.1.5.2.2 tudes comparatives

Robinson et Groll [Robinson et Groll, 1997] ont fait une analyse comparative entre les proprits physiques du CO2 et celles du R22. Les auteurs ont effectu galement une comparaison entre les coefficients de transfert thermique exprimentaux et ceux obtenus par les modles de calcul des proprits de transfert au sein du CO2 en bullition dans un vaporateur tubes et ailettes. Ils ont constat que les rsultats calculs sont toujours infrieurs ceux obtenus par les expriences et que les changeurs spcifiques au CO2 sont de 34 50 % plus petits que les changeurs ddis au R22 en utilisant les mmes matriaux et le mme espacement des ailettes. Au cours de cette tude, plusieurs corrlations sont utilises, en particulier, les corrlations de Chen (1.18) et de Bennett-Chen (1.25). Hwang et al. [Hwang et al. 1997], Sawant et al. [Sawant et al. 2003] se sont intresss au transfert de chaleur lbullition du CO2 par lapplication de quatre des six corrlations prsentes en ( 1.5.2.1), celles : de Bennett-Chen (1.25) ; de Bennett-Chen modifie ; de Kandlikar (1.33) et de Gungor-Winterton. Ils ont compar les coefficients de transfert calculs partir de ces corrlations avec les rsultats exprimentaux dj obtenus par Bredesen et al. [Bredesen et al. 1997]. A partir de cette tude, Hwang et al. ont conclu quaucune corrlation nest applicable pour le dioxyde de carbone. Ils justifient cette conclusion par le fait des proprits thermophysiques du CO2 qui ne ressemblent pas celles des fluides conventionnels pour lesquels ces corrlations sont satisfaisantes. Les rsultats de calcul du coefficient de transfert par la corrlation de Bennett-Chen (Figure 1.17) montrent

56

Chapitre 1

Analyse prliminaire et synthse bibliographique

que la moyenne des rsultats calculs est +20 % des moyennes mesures et que la plupart des valeurs mesures sont entre -20 et +80 % des valeurs exprimentales.

Figure 1.17 : Comparaison entre la corrlation de Bennett-Chen et les essais de Bredesen [Hwang et al, 1997] Afin de minimiser lcart moyen entre les valeurs exprimentales obtenues par Bredesen et al. et celles calculs partir de la corrlation de Bennett-Chen (1.25), les auteurs ont effectu une modification de cette corrlation. Cette modification est teste pour une large gamme de valeurs du dbit massique et du flux thermique. Les carts entre la corrlation de Bennett-Chen modifie (1.5.2.1) et les essais exprimentaux se situent 40 %. Mais 86 % des essais, lexception des essais raliss pour une vitesse massique de 300 kg.m-2.s-1 sont prdits par la corrlation avec un cart infrieur 20 % (Figure 1.18).

Figure 1.18 : Comparaison entre la corrlation de Bennett-Chen modifie et les essais de Bredesen [Hwang et al, 1997]57

Chapitre 1


La Figure 1.19 prsente par Hwang et al. [Hwang et al. 1997] reprsente une comparaison des coefficients de transfert en vaporation calculs partir de trois corrlations en fonction du titre de la vapeur. La simulation a t faite une temprature de 280 K, une surchauffe des parois de 3 K et un flux massique de 300 kg.m-2.s-1. Ce graphique montre quil y a une grande diffrence entre les rsultats dune corrlation lautre. La corrlation de Bennett-Chen modifi donne un maximum pour un titre de 0,8 environ, au-del duquel les transferts sont plus faibles cause de lasschement des parois. Daprs les auteurs, la corrlation de Bennett-Chen modifie est la plus satisfaisante des corrlations qui existent dans la littrature puisque les rsultats des calculs utilisant cette corrlation sont les plus proches des rsultats exprimentaux.

Figure 1.19 : Comparaison entre les coefficient de transfert calculs partir des corrlations de la littrature [Hwang et al. 1997]1.5.2.3 tudes exprimentales

Pettersen et al. [Pettersen et al. 2000, b] ont fourni des donnes en transfert thermique et pertes de pression au cours de lvaporation du dioxyde de carbone dans des tubes daluminium. Ces donnes sont releves dans les conditions suivantes : une vitesse massique entre 200 et 600 kg.m-2.s-1, une temprature dvaporation entre 0 et 20 C, un flux thermique entre 5 000 et 20 000 W.m-2. Les coefficients de transfert lvaporation du CO2 sont compris entre 5 et 15 kW.m-2.K. Ils chutent dune faon considrable avec le titre de la vapeur. Cette variation est plus importante dans le cas de flux massiques et de temprature dvaporation levs. Sun et Groll [Sun et Groll, 2002, a, b et c] montrent que le coefficient de transfert lvaporation ne varie pas trop avec le dbit massique du CO2 faible titre de vapeur. Ceci met en vidence que le transfert par bullition nucle est le mcanisme de transfert prpondrant faible titre de vapeur. Ces conclusions sont issues des campagnes dessais effectues par les auteurs sur lvaporation du CO2 dans un tube horizontal de 4,6 mm de diamtre, pour des vitesses massiques variant entre 500 et 1670 kg.m-2.s-1, une densit de flux thermique entre 10 et 50 kW.m-2 et un titre de vapeur entre 0 et 0,95. Les auteurs ont constat

! (wm-2K-1)

58

Chapitre 1


que les coefficients de transfert se dgradent pour un titre variant entre 40 et 60 % suite lasschement des parois. Mithraratne et Wijeysundera [Mithraratne et Wijeysundera, 2001] ont ax leurs tudes sur les changes de chaleur au sein dun vaporateur CO2/eau contre-courant tubes coaxiaux. Ils ont ralis une visualisation du point dasschement des parois le long de lchangeur. Cette position fluctue autour dune position moyenne. Les fluctuations sont lies essentiellement la variation du dbit massique assur par le dtendeur thermostatique. Afin de mesurer les coefficients de transfert du CO2 en vaporation et les pertes de pression locales Bredesen et al. [Bredesen et al. 1997] ont construit un banc dessais comprenant un tube en aluminium parcouru par du CO2 chauff par de leau. Les expriences menes permettent de dvelopper des corrlations du coefficient de transfert. Les premires expriences sont faites avec du CO2 sans huile de lubrification, tandis que les secondes avec huile. Le dbit massique varie entre 200 et 400 kg.m-2.s-1 et le flux thermique entre 3000 et 9000 W.m-2. La temprature dbullition varie entre 25 C et 5 C. Sept sries de mesures ont t ralises pour diffrentes fractions massiques de la vapeur lentre du tube. La modlisation des transferts thermiques en utilisant la corrlation de Gungor-Winterton montre que les coefficients de transfert obtenus exprimentalement pour des tempratures leves et de faibles diamtres sont beaucoup plus grands (le double environ) que ceux donns par cette corrlation. Daprs les rsultats du modle et des essais on constate que les coefficients de transferts lvaporation se dtriorent pour un titre voisin de 90 %. Une volution analogue est obtenue par la corrlation de Bennett-Chen modifie (1.5.2.1) (Figure 1.19). Zhao et al. [Zhao et al. 1997] ont prsent les rsultats des expriences quils ont men pour dterminer le coefficient de transfert en vaporation du CO2 et de lammoniac dans un tube horizontal lisse. Les auteurs ont constat que dans les mmes conditions, le coefficient de transfert de lammoniac est suprieur celui du CO2 denviron 10 % et que les coefficients de transfert de ces deux rfrigrants sont largement suprieurs ceux des fluides classiques. Cependant, il faut noter que les conditions dexprimentation, par exemple une vaporation 15 C et 50 bar pour le CO2, sont leves par rapport aux conditions de fonctionnement habituellement rencontres et qui sont proches de 0 C pour la plupart des applications. Zhao et al. [Zhao et al, 2000] [Zhao et al.2002] ont soulign certains des atouts du CO2 par rapport aux autres frigorignes, comme ses faibles tension superficielle et viscosit dynamique qui rendent plus facile la formation des bulles lbullition dune part et minimise les pertes de pression dautre part. Les auteurs ont fait des expriences sur lbullition du CO2 dans un micro-tube avec et sans huile de lubrification. Ltude quils ont ralise sur le transfert de chaleur en convection force dans des micro-tubes montre que ce fluide possde dexcellentes proprits de transfert. Ainsi, il peut surpasser les fluides plus conventionnels. Les auteurs ont montr que le dbit massique et le flux de chaleur nont pas une grande influence sur le coefficient de transfert. En particulier, la comparaison des coefficients de transfert et des pertes de charge avec ceux du R134a montre que les proprits

59

Chapitre 1


thermohydrauliques du CO2 sont meilleures que celles du R134a. Par ailleurs, cette tude montre que lutilisation des vaporateurs micro-canaux compacts est prometteuse.1.5.3 Condensation du CO2 au voisinage du point critique

Les travaux raliss sur les transferts thermiques pour des coulements de CO2 sont effectus essentiellement pour le refroidissement dans le domaine supercritique ou lvaporation. Rares sont les travaux qui traitent de la condensation du CO2. Cependant, lemploi du CO2 dans le circuit basse temprature dune installation deux tages est attractive [Gu et al. 2002]. Pour ce mode de fonctionnement la temprature de la source chaude est infrieure la temprature critique et les transferts thermiques se font en condensation. Jang et Hrnjak [Jang et Hrnjak, 2002] ont t les premiers prsenter des rsultats exprimentaux des transferts en condensation du CO2 dans un tube horizontal lisse basses tempratures.1.5.3.1 Corrlations de transfert lors de la condensation du CO2

Corrlation de Shaw La corrlation de Shaw [Jang et Hrnjak 2002] est certes parmi les plus faciles programmer. Elle est du type Dittus-Boelter (1.5) avec un terme multiplicateur diphasique qui dpend du titre en vapeur et de la pression rduite, Pred (rapport entre la pression de condensation et la pression critique).0 , 76 . B . x + + ) Nu ( A Re l0,8 Prl0, 4 ,1 6 0,38 , , P -1/ x ) ) * * red -

(1.44)

o A ( 0,023 ; B ( 3,8 et Pred ( Corrlation de Chen

P . Pcr

La corrlation de Chen est base sur la contrainte de cisaillement la paroi. Elle est tablie pour la condensation dans des tubes verticaux. Elle est applicable des tubes horizontaux quand les contraintes de cisaillement sont prpondrantes [Jang et Hrnjak, 2002].

. & +. $ Nu ( A , l ), l , & ), $ - v *- vAvec A ( 0,018 ; Reel ( liquide, Rel (G 01 / x 1D

+ 0, 2 ) Rel 0Re el / Re l 1 0, 7 Prl0, 65 ) *

(1.45)

GD

$l

le nombre de Reynolds de lcoulement entirement

$l

le nombre de Reynolds de la phase liquide.

60

Chapitre 1 Corrlation de Dobson-Chato


Daprs la corrlation de Dobson-Chato [Dobson et Chato, 1998], Nu dpend de Re , de Pr ltat liquide et du nombre de Froude modifi selon Soliman Frso dun coulement turbulent :0 . 1 6 b X tt ,039 + ) Frso ( a Re , , ) X tt * 1,5

c l

1 Ga 0 ,5

: a ( 0,025 et c ( 1,59 pour Rel = 1250 9 8a ( 1,26 et c ( 1,0,4 pour Rel > 1250

(1.46)

b ( 1,09 ; Ga est le nombre de Galileo dfini par :

Ga (

g & l D 3 0& l / & v 1

$ l2

(1.47)

Pour G ; 500 kg.m.2.s.1 ou Frso > 20 :

. A Nu ( 0,23 Rel0 ,8 Prl0 ,4 ,1 6 0 ,89 , X tt A ( 2,22 . Pour G ; 500 kg.m-2.s1 ou Frso ; 20 :Nu (0 A Reev,12 1 6 B X tt

+ ) ) *

(1.48)

. Ga Prl + , ) - Ja *

0 ,25

. B 6 ,1 / - A

+ ) Nu f *

(1.49)

A ( 0,23 ; B ( 1,11 ; Reev est le nombre de Reynolds de lcoulement entirement vapeur :

Reev (

GD

$v

(1.50)

Ja est le nombre de Jacob de la phase liquide :Ja (

& l cpl T & v hlv satE1 X tt,655

(1.51)

Nu f ( C Rel0 ,8 Prl0 ,4 D 6C ( 0,00195 ; D ( 1,376 ; E ( 7,242 .

(1.52)

B ( A / arccos02 2 / 11

(1.53)

2 4 est le taux de vide.Corrlation de Travis La corrlation de Travis a t prsente par Robinson et Groll [Robinson et Groll, 1997], elle value le coefficient de transfert local au cours de la condensation dun fluide dans un tube horizontal :

61

Chapitre 1: 0 ,9 F 0 X tt 1 7#l Prl Redp D F 2 7 2 (9 1,15 7# Pr Re 0 ,9 F 0 X tt 1 dp 7 l l D F2 8

Analyse prliminaire et synthse bibliographiquepour F 0 X tt 1 ; 1 pour F 0 X tt 1 < 1

(1.54)

Avec Re dp , le nombre de Reynolds de la phase liquide de lcoulement diphasique :

Redp (

G D01 / x 1

$l

(1.55)

F 0 X tt 1 est calcul par lquation (1.56).

. 1 /0 ,476 + ) F 0 X tt 1 ( a , ) , X 6 b X tt * - tta ( 0,15 , b ( 2,850 :0 ,707 Prl Redp,5 Pour Redp ; 50 7 7 0 F2 ( 95,0 Prl 6 5,0 ln01 6 Prl 00 ,09636 Redp,585 / 111 Pour 50 = Redp = 1125 7 0 ,812 75,0 Prl 6 5,0 ln01 6 5,0 Prl 1 6 2 ,5 ln 00 ,00313 Redp 1 Pour Redp > 1125 8

(1.56)

(1.57)

1.5.3.2 tude comparative

Jang et Hrnjak [Jang et Hrnjak, 2002] prsentent leurs rsultats pour valider quelques corrlations rgissant les transferts thermiques et les pertes de pression au cours de la condensation du CO2 dans un tube horizontal de 6,26 mm de diamtre. Les rsultats exprimentaux de cette comparaison sont raliss une temprature de condensation de 15 C, pour deux valeurs dcart entre la temprature du tube et du CO2 (3 et 6 K) et trois valeurs du flux massique 200, 300, et 400 kg.m-2.s-1. Les corrlations choisies sont celles de Shaw, de Chen et al. et de Dobson-Chato. Sur la Figure 1.20 on constate que le coefficient de transfert calcul partir de la corrlation de Shaw ne dpend pas de lcart entre la temprature du tube et celle de condensation. On note galement une grande diffrence entre les valeurs calcules et celle obtenues par les essais. Lcart entre les essais et les calculs peuvent dpasser 100 % pour certains points. Les coefficients de transfert calculs et exprimentaux suivent une variation quasi linaire pour un titre en vapeur variant entre 0,1 et 0,9, ce qui prouve que pour le CO2 lasschement des parois apparat pour un titre en vapeur suprieur 0,9. Sur la Figure 1.21 est reprsent le coefficient de transfert convectif calcul selon la corrlation de Dobson-Chato et les rsultats exprimentaux quivalents. On note que les valeurs calcules sont de lordre de trois fois plus grandes que les valeurs exprimentales Elle dpendent la fois du flux massique et de lcart de temprature entre le fluide et la paroi pour des faibles titres et seulement du flux massique pour des titres plus levs.

62

Chapitre 1


Figure 1.20 : Comparaison entre les coefficients de transferts exprimentaux et ceux calculs par la corrlation de Shaw [Jang et Hrnjak, 2002]

Figure 1.21 : Comparaison entre les coefficients de transferts exprimentaux et ceux calculs par la corrlation de Dobson-Chato [Jang et Hrnjak, 2002] Les calculs sont effectus pour les mmes titres en vapeur que les essais. Les discontinuits des courbes issues des calculs rsultent du changement de lexpression du nombre de Nsselt en fonction des valeurs du nombre de Reynolds entre deux points de calcul titres diffrents et pour lesquels les rsultats ne sont plus lis lcart de temprature entre le CO2 et la paroi. On remarque sur la Figure 1.22 que le coefficient de transfert calcul selon la corrlation de Chen ne dpend pas de lcart de temprature entre le CO2 et la paroi du tube et que les valeurs calcules sont suprieures celles issues des essais denviron 50 %. Les

63

Chapitre 1


coefficients de transfert calculs selon cette corrlation prsentent un maximum pour un titre en vapeur voisin de 0,8, alors que pour les rsultats exprimentaux, cet extremum nest pas encore atteint pour un titre de 0,9.

Figure 1.22 : comparaison entre les coefficients de transferts exprimentaux et ceux calculs par la corrlation de Chen [Jang et Hrnjak, 2002] Deux des trois corrlations tudies ne donnent pas la variation du coefficient de transfert convectif en fonction de la diffrence de temprature entre le fluide et la paroi du tube. Cette diffrence de temprature dpend du coefficient de transfert ; elle est difficile capter exprimentalement et les valeurs mesures au cours de cette tude (3 et 6 K) sont trs grandes, surtout pour le CO2 rput pour ses excellentes proprits de transfert. Parmi ces trois corrlations, on note que celle de Chen donne les rsultats les plus proches de ceux enregistre au cours des essais, mme si certaines valeurs calcules sont + 50 % des valeurs exprimentales.

1.6 Modles des composants dune pompe chaleurLes tudes concernant les pompes chaleur au gaz carbonique sont souvent accompagnes de plusieurs modles. Certains simulent le fonctionnement des installations compltes, dautres simulent seulement le fonctionnement de lun de ses composants indpendamment du reste de linstallation. Particulirement, lorgane qui distingue les machines CO2 des machines classiques, lchangeur haute pression (refroidisseur de gaz), a t le plus tudi.1.6.1 Modlisation dchangeurs haute pression

Schnfeld et Crauss [Schnfeld et Crauss, 1997] ont dvelopp un modle de dimensionnement dun prototype dchangeur eau/CO2 supercritique constitu de trois batteries. Ce modle est dvelopp en FORTRAN en utilisant le logiciel REFPROP6 et la

64

Chapitre 1


corrlation de Gnielinski, respectivement, pour le calcul des proprits thermodynamiques et le coefficient de transfert ct CO2. La longueur de cet changeur est grande par rapport celui existant sur le banc dessais du CETHIL (9 m contre 2,4 m) ce qui permet davoir un pincement plus faible dans les mmes conditions de fonctionnement. Compte tenu de la haute pression de fonctionnement des installations au CO2 et de sa masse volumique leve, les tubes des changeurs de ces machines sont souvent de petit diamtre. Pettersen et al. [Pettersen et al.1998] ont dvelopp et test les performances dchangeurs compacts destins des climatiseurs dautomobile au CO2. Les auteurs prouvent que pour des installations de faible puissance, les changeurs compacts microcanaux sont suffisants pour assurer le bon fonctionnement de ces installations avec de bonnes performances. Mais dans le cas dune machine forte ou moyenne puissance, il vaut mieux utiliser des changeurs de taille plus grande, cependant, avec un diamtre interne de tube infrieur celui des installations classiques. Pitla et al. [Pitla et al. 2001, a et b] ont tudi le refroidissement du CO2 supercritique par le biais dexpriences et dun modle. Les rsultats exprimentaux sont obtenus par variation du dbit massique du CO2 dans un changeur de chaleur CO2/eau. Les coefficients de transfert locaux ainsi que les tempratures de paroi et des fluides sont compars avec les rsultats numriques. La diffrence entre le coefficient de transfert obtenu par la corrlation de Krasnoshchekov et al. et celui relev exprimentalement est de lordre de 10 %. Cette relative concordance des rsultats exprimentaux et numriques est intressante. Par ailleurs, lensemble des rsultats montre que le CO2 supercritique a dexcellentes proprits qui favorisent les changes thermiques, notamment, un grand coefficient de transfert et des faibles pertes de charge, ce qui le rend plus attractif que les rfrigrants classiques.1.6.2 Modlisation dvaporateurs

Ortiz et Groll [Ortiz et Groll, 2000] ont abord la modlisation des changeurs de chaleur par le dveloppement dun modle de simulation en trois dimensions dun vaporateur micro-canaux extruds. Ce genre de modle est dimportance vu la grande capacit volumtrique des pompes chaleur au CO2. Il est applicable aux installations de faible puissance telles que les climatiseurs dautomobile. Les auteurs ont adopt un code de calcul par lments finis en trois dimensions sur les parois de lvaporateur. Lavantage de ce modle rside aussi dans le fait de calculer une variation globale de la temprature et une distribution volumtrique du flux de chaleur sur la surface externe de lvaporateur avec une faible erreur globale. Dans cette tude, les auteurs ont nglig leffet de la variation du coefficient de transfert entre le CO2 et la paroi en considrant que les parois internes sont la temprature dvaporation du CO2. Skaugen [Skaugen, 2000] a dvelopp un modle de simulation dun changeur de chaleur adaptable soit un vaporateur (CO2/air), soit un changeur intermdiaire (CO2/CO2). Ce modle tient compte des pertes de charge. Les auteurs ont adopt la corrlation de Colebrook-White pour les pertes de pression en monophasique, la corrlation de Gnielinski pour les transferts thermiques dans le domaine supercritique et la corrlation de Bennett-Chen modifie pour les transferts thermiques dans lvaporateur. Les rsultats

65

Chapitre 1


obtenus sont compars aux mesures ralises sur un changeur tubes et ailettes flux parallles sous plusieurs conditions de fonctionnement. Le modle dvaporateur ne tient pas compte du phnomne de rtention deau ni de la variation de lhumidit relative de lair entre l'amont et l'aval des batteries, ce qui explique la variation de 8 % de la puissance traversant lvaporateur par rapport la puissance exprimentale. Cette variation est certainement due la contribution de la chaleur latente de condensation de la vapeur deau contenue dans lair. Un modle de simulation dun vaporateur CO2/eau a t dvelopp par Ibrahim [Ibrahim, 2001] pour vrifier la stabilit dun systme de rfrigration sous leffet dune variation brusque de la temprature ou du dbit de leau dans lvaporateur. Daprs les rsultats prsents dans cette tude, mme en partant dun rgime de fonctionnement stable, un changement brutal du dbit ou de la temprature des sources provoque des oscillations sur les paramtres de fonctionnement pendant une certaine dure. Une telle instabilit pourrait tre nfaste au bon fonctionnement de la machine car il pourrait y avoir un mlange binaire liquide vapeur ladmission du compresseur. Cependant, ceci est moins grave pour les installations au CO2 car elles sont dotes, dune part, dune bouteille anti-coup de liquide, dautre part, dun changeur de rcupration. Ces oscillations peuvent entraner de fortes fluctuations de la puissance de refroidissement produite. Les rsultats de ce modle sont importants qualitativement, mais ils ne sont pas valids par des essais exprimentaux.1.6.3 Modlisation du dtendeur

Pour laborer un modle entier de pompe chaleur, Skaugen et Svensson [Skaugen et Svensson, 1998], [Skaugen, 2003, a et b] ont modlis le fonctionnement dune vanne de dtente statique. Lquation quils proposent pour obtenir le dbit massique est la suivante :! md ( S . . , Pe / , A / B Ps , , Pcr + + ) Ps ) & e ) ) * *

(1.58)

S est la section douverture de la vanne, Pe la pression dentre, Ps la pression de sortie, A ( 0,96 ; B ( 0,28 . Cette corrlation nest valable que si la pression dentre et la pressionde sortie sont de part et dautre de la pression critique Pcr . Si la pression dentre est gale la pression de sortie, le dbit massique est non nul. Cette corrlation nest donc valable que pour des pressions supercritiques lentre. Chen et al. [Chen et al, 2004] ont conu et install un dtendeur diaphragme dans une pompe chaleur au CO2. Ils ont ralis un grand nombre dessais pour valider la corrlation (1.58). Daprs les rsultats de cette tude, en fonctionnement transcritique, environ 95 % des valeurs mesures sont 6 % des valeurs estimes, la valeur maximale derreur relative entre les mesures et les rsultats des calculs est de 16 %. Comme cette corrlation est non valide pour une pression dentre infrieure la pression critique, les auteurs ont propos la corrlation (1.59), qui est plus simple et est valable pour des pressions infrieures la pression critique.! md ( S 2 & e 0Pe / Ps 1

(1.59)

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Chapitre 1


1.7 Rgulation et performances des installations au CO2Dans les installations au gaz carbonique, les changes avec la source chaude se font souvent sans changement de phase, des tempratures et des pressions suprieures aux valeurs critiques (31,1 C, 74,8 bar). Dans ce domaine, le fluide est bivariant. La pression et la temprature sont indpendantes. La Figure 1.23 [Liao et al. 2000] montre leffet de la pression sur le travail de compression, la puissance frigorifique et le COP. La variation du coefficient deffet frigorifique rsulte directement des variations du travail de compression et de la puissance frigorifique. On observe un maximum autour de 96 bar pour ces conditions de fonctionnement avec une dcroissance faible au-del de cette valeur optimale.

Figure 1.23 : Influence de la haute pression sur le travail de compression, le COP et la puissance frigorifique [Liao et al. 2000] Liao et al. [Liao et al. 2000] ont recherch une relation semi-empirique donnant la valeur de ce maximum en se rfrant au cycle simple de fonctionnement dune pompe chaleur. La relation entre le COP du cycle et le rendement isentropique peut scrire comme suit : COP ( " is hB / hC hB ,is / h A (1.60)

o " is est le rendement isentropique calcul selon lquation (1.61), h A lenthalpie massique laspiration, hB ,is lenthalpie au refoulement pour une compression isentropique, hC lenthalpie massique lentre du dtendeur et hB lenthalpie massique lentre de lchangeur haute pression (Figure 1.24).. P1 - P2 . . K +. P + ) ( C ,1 / , ) , 1 ) , - C *, P - 2 * ++ )) )) **

" is ( C / K , ,avec C ( 1,003 et K ( 0,121 .

(1.61)

Les auteurs ont effectu une tude paramtrique pour une temprature dvaporation variant entre -10 et 20 C, une temprature de refoulement variant entre 30 et 60 C, une pression de refoulement variant entre 71 et 120 bar. A partir de cette tude ils ont tabli la corrlation suivante :

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Chapitre 1


Popt

K d 6 e TD / f C T / ( K C 1 6 2 TD 6 @ 1 6 D TD 6 C C a 6 bTD / c

K C K C

(1.62)

Popt en bar, TC et TD sont respectivement la temprature du CO2 la sortie de lchangeur

haute pression et la temprature dvaporation en C, d ( 8,7946 , f ( 105,45 en bar, a ( 2,7572 , c ( 3,072 , e ( 0,02605 en bar.K-1, b ( 0,1304 en bar.K-2, 2 ( 0,0538 et D ( 0,5163 en K-1, @ ( 0,1606 et C ( 0,2212 . Kauf [Kauf, 1999] a tudi analytiquement le cycle dune pompe chaleur au CO2, sans changeur intermdiaire. Il sest bas sur la corrlation de Liao et al. [Liao et al. 2000] (1.62), pour dterminer la pression optimale. Les rsultats donns dans cette publication, sont obtenus par un modle de simulation en rgime statique dans lequel lauteur a introduit cette quation, pour le contrle de la haute pression. Malgr cela, le COP obtenu est lgrement infrieur celui donn par les quations. En pratique ce genre de rgulation est difficile raliser, puisque le contrle se fait partir de plusieurs paramtres de fonctionnement et quil doit y avoir un botier lectronique pour analyser ces paramtres, calculer la pression optimale et donner les consignes.

Figure 1.24: Dtermination graphique de la haute pression optimale [Kauf, 1999] La mthode graphique d'Inokuty [Kauf, 1999] (Figure 1.24) peut tre utilise pour dterminer la pression optimale. Cette mthode est applicable un cycle thorique (sans pertes de pression dans les changeurs, compression isentropique, dtente isenthalpique). Dans un diagramme enthalpique, le COP maximum est atteint lorsque les droites SC et Bis R qui reprsente les tangentes lisotherme la sortie de lchangeur haute pression (repr C) et lisentrope la sortie du compresseur (repr Bis ) se croisent en un point X dont l'enthalpie est la mme que celle daspiration du compresseur (repr W). Sur la Figure 1.24, la haute pression est suprieure la pression optimale. Cette mthode graphique

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Chapitre 1


a l'inconvnient de ne pas prendre compte l'influence du rendement isentropique du compresseur. Rieberer et al. [Rieberer et al. 2000] ont propos trois mthodes de rgulation des pompes chaleur au CO2. La premire assure la commande de la vanne de dtente partir de la valeur de la haute pression. Cette configuration ncessite une grande bouteille anti-coup de liquide pour viter lengorgement de lvaporateur et le passage du CO2 liquide dans le compresseur car dans ce cas la surchauffe nest pas contrle. A partir des essais raliss sur cette installation les auteurs donnent la variation du COP en fonction de la haute pression, pour diffrentes valeurs des tempratures des sources. Avec le dispositif de rgulation, la pression de refoulement se situe au voisinage de la pression optimale avec un cart de 2,5 % par rapport au COP. Le second systme est classique avec une rgulation de la surchauffe la sortie de lvaporateur par lintermdiaire dune vanne de dtente thermostatique. Dans cette configuration, linstallation ne contient pas de bouteille anti-coup de liquide. Elle est simple raliser mais peu efficace. On remarque de grandes fluctuations de la haute pression, de lordre de 40 bar dans certaines conditions. La troisime configuration, regroupe ces deux modes de rgulation, avec une bouteille de rserve de CO2 situe entre les deux dtendeurs. Le fluide dans la bouteille est diphasique une pression intermdiaire. Cette configuration donne le meilleur COP et ne ncessite pas une commande sur la vitesse du compresseur. Ce paramtre est indispensable pour faire varier la puissance de linstallation dans le cas dune charge variant en fonction du temps. Liao et al. [Liao et al, 1998] ont tudi linfluence de la temprature de refoulement sur le COP de linstallation. Cependant, on note que sur certains graphiques prsents il y a des points pour lesquels le COP est infrieur lunit, ce qui est impossible pour une installation fonctionnant en tant que pompe chaleur. Les auteurs prsentent galement un banc dessais command par deux paramtres, la haute pression et la temprature de refoulement. La haute pression est rgle partir dune commande sur la vanne de dtente, tandis la surchauffe est commande par la vitesse de rotation du compresseur.

1.8 ConclusionsCette analyse bibliographique est une illustration de ltat de lart concernant lhistorique, les tudes exprimentales et thoriques ainsi que les avances technologiques ralises dans le domaine dapplication des machines thermiques au CO2. Elle nous amne conclure que ces installations sont efficaces en mode de fonctionnement pompe chaleur, surtout l o on peut profiter du glissement de tempratures dans le domaine supercritique, par exemple pour la production deau chaude sanitaire. Ce fluide permet galement datteindre de hautes tempratures sans inconvnient nergtique particulier comme dans la zone diphasique des fluides frigorignes traditionnels. Ces machines ont aussi lavantage, dune part, dun impact ngligeable sur lenvironnement, dautre part, de meilleures performances en cas dune rgulation bien adapte. De nombreuses tudes prouvent que le rendement nergtique dune installation fonctionnant au CO2 peut tre suprieur celui de technologies conventionnelles si on tient compte des proprits de transfert et de transport propres au CO2. Pour que ce fluide puisse

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Chapitre 1


acqurir la reconnaissance quil mrite en tant que fluide actif dans la technologie frigorifique, dautres tudes sont ncessaires pour dvelopper des composants adapts ce fluide. Pour les transferts thermiques au sein du CO2 au voisinage du point critique, on note galement quun grand effort reste faire pour mettre au point des nouvelles corrlations plus satisfaisantes. Cependant, les corrlations que nous avons adoptes pour modliser le fonctionnement dune pompe chaleur air/eau sont : !4 la corrlation de Bennett-Chen modifie ( 1.5.2.1) pour les transferts thermiques lvaporation ; !4 la corrlation de Dittus-Boelter (1.5) pour les transferts thermiques au sein de la vapeur de CO2 dans lchangeur intermdiaire ; !4 la corrlation de Chen (1.45) pour la condensation du CO2 au voisinage du point critique ; !4 la corrlation de Gnielinski (1.13) pour les transferts thermiques dans le domaine supercritique ; !4 la corrlation de Dittus-Boelter (1.5) pour les transferts thermiques entre leau et la paroi dans lchangeur haute pression.

70

2 TUDE EXPRIMENTALE

71

72

Chapitre 2

Etude exprimentale

2.1 IntroductionCe chapitre est consacr ltude exprimentale dune pompe chaleur air/eau utilisant le gaz carbonique comme fluide frigorigne. Elle est ralise laide dun banc dessais conu pour lanalyse en rgime permanent et en rgime transitoire du comportement de linstallation entire et de chacun de ses composants indpendamment les uns des autres. Ce banc dessais est instrument de telle sorte que les mesures des paramtres de fonctionnement lentre et la sortie de chaque lment puissent tre enregistrs. Ltude, permet, dune part, danalyser le fonctionnement global de telles installations, dautre part, de dfinir les pressions optimales de fonctionnement pour diffrentes tempratures de la source chaude et donner finalement ses caractristiques dynamiques. Les mesures enregistres servent ensuite la validation des modles lmentaires de chaque composant de linstallation et des modles de fonctionnement de la pompe chaleur en rgime statique et dynamique.

2.2 Description du banc dessaisLtude exprimentale est effectue sur un banc dessais dune pompe chaleur air/eau utilisant le CO2 comme fluide frigorigne. Cette installation (Figure 2.1) est compose de trois circuits indpendants les uns des autres. Le premier, est le circuit du CO2. Le second est un circuit annexe deau dont la temprature et le dbit sont contrls pour simuler la variation des paramtres de la source chaude. Le troisime, est un circuit dair, rgul en temprature, en vitesse et en hygromtrie pour simuler les variations des conditions climatiques.

Figure 2.1 : Schma de linstallation2.2.1 Circuit du CO2

Le circuit du CO2 qui constitue la pompe chaleur elle-mme est reprsent sur la Figure 2.2. Il est constitu de plusieurs lments assembls les uns aux autres par des tubes et des flexibles pour assurer la circulation du CO2 dun lment lautre. Ce circuit est constitu essentiellement : 73

Chapitre 2 !4 dun compresseur semi-hermtique piston ; !4 dun changeur haute pression CO2/eau ; !4 dun changeur intermdiaire ; !4 dune vanne de dtente manuelle ; !4 dun vaporateur tubes et mousse daluminium ; !4 dune bouteille anti-coup de liquide.

Etude exprimentale

Figure 2.2 : Schma du circuit du CO22.2.1.1 Compresseur

Le compresseur semi hermtique (Figure 2.3) a une cylindre de 29,5 cm3. Ce compresseur est entran par un moteur triphas asynchrone. La vitesse de synchronisme est de 1500 tr.min-1. Le compresseur dispose dailettes pour son refroidissement. Un ventilateur est install sur le chssis de ce compresseur pour assurer une ventilation permanente du moteur et du radiateur dhuile. Sur la Figure 2.3 est reprsente la variation des rendements volumtrique et isentropique exprimentaux en fonction du taux de compression donne par le constructeur. Il convient cependant de noter quaucune prcision nest donne sur la faon dont ces paramtres sont obtenus.

Figure 2.3 : Compresseur et rendements volumtrique # et isentropique " is mesurs

74

Chapitre 22.2.1.2 vaporateur

Etude exprimentale

Les faibles diffrences de tempratures que lon veut avoir sur l'air ncessitent une surface d'change tendue. Lvaporateur (Figure 2.4) est compos de quatre batteries vaporatrices alimentes en parallle par un distributeur de liquide et disposes dans un mme plan. L'air, pralablement conditionn, circule perpendiculairement ce plan. La surface frontale de lvaporateur est de 0,648 m2. En fixant la vitesse de lair 2 m.s-1 et la diffrence de la temprature de lair 5 K, la puissance dissipe peut atteindre 8 kW. La gaine de ventilation (Figure 2.1) qui contient lvaporateur est faite sur mesure et lvaporateur est plac loin des singularits du circuit pour assurer une vitesse constante sur toute sa surface frontale.

CO2 CO2 AIR

CO2

CO2

Figure 2.4 : vaporateur2.2.1.3 changeur haute pression

L'changeur haute pression est constitu de deux changeurs tubes et calandre de 1,20 m monts en srie. Le CO2 circule en parallle dans 19 tubes (diamtre 4/6 mm) traversant en un seul passage la calandre chicane dans laquelle circule leau contre-courant (Figure 2.5). Cet changeur, entour par de la vermiculite pour minimiser les dperditions thermiques vers lextrieur, est plac dans un caisson en acier inoxydable.Eau CO2

CO2 Eau

Figure 2.5: changeur haute pression

75

Chapitre 22.2.1.4 changeur intermdiaire

Etude exprimentale

Lchangeur intermdiaire est un changeur tubes coaxiaux (Figure 2.6). Ses dimensions sont les suivantes : !4 diamtre externe de lenveloppe extrieur : 15,8 mm !4 diamtre externe du tube interne : 9,52 mm !4 paisseur de chaque tube : 0,889 mm !4 longueur : 0,76 m. Le CO2 sous haute pression circule dans le tube interne, tandis que le CO2 sous basse pression scoule dans l'espace annulaire, contre-courant.

Figure 2.6 : changeur intermdiaire2.2.1.5 Bouteille anti-coup de liquide

La bouteille anti-coup de liquide (Figure 2.7) est un lment essentiel pour les installations fonctionnant au CO2. Elle sert la fois pour protger le compresseur contre les coups de liquide par la sparation des phases, pour absorber les variations de la charge entre la basse et la haute pression et pour constituer un volume de rserve de rfrigrant pour compenser les micro-fuites qui peuvent exister sur le circuit. Au cours du fonctionnement de linstallation, une partie de lhuile de lubrification du compresseur est entrane par le CO2 et saccumule dans la bouteille. Pour rsoudre ce problme, un retour dhuile vers laspiration du compresseur est ralis par un tube capillaire et une vanne manuelle.CO2 CO2

Voyant de liquide

CO2 Huile Vanne

Figure 2.7 : Bouteille anti-coup de liquide 76

Chapitre 2

Etude exprimentale

Un voyant de liquide en verre est galement install sur la bouteille pour visionner le niveau du CO2 liquide et celui de lhuile. Lorsque la charge de linstallation est suffisante, il subsiste une certaine quantit de liquide dans la bouteille anti-coup de liquide. Ainsi, compte tenu de son pouvoir sparateur des phases liquide et vapeur, le fluide est ltat de vapeur sature la sortie de la bouteille.2.2.2 Circuit dair

Le circuit dair est constitu dune gaine de ventilation boucle sur une chambre froide (Figure 2.8). Pour simuler les variations climatiques auxquels sont exposs les vaporateurs des pompes chaleur, la vitesse, la temprature et lhygromtrie de lair en amont de lvaporateur sont contrls. Ce circuit est constitu essentiellement : !4 de gaines isoles par une couche de laine de verre pour minimiser les transferts thermiques avec lextrieur ; !4 dune chambre froide avec sa machine frigorifique (1) qui permet, dune part, dacclrer la descente en temprature au dmarrage de linstallation, dautre part, de compenser les pertes thermiques avec lextrieur ; !4 de deux ventilateurs (2) qui assurent la circulation de lair dans chacune des gaines amont de la boucle ; !4 de deux volets (3) fermeture variable, en aval des ventilateurs, pour contrler la vitesse de lair fixe 2,5 m s-1 ; !4 de deux batteries de rsistances chauffantes (4), dune puissance nominale de 18 kW, dont lalimentation lectrique est commande par une mesure de la temprature (7) de lair en amont de lvaporateur (8) ; !4 dun injecteur de vapeur deau (5) pour humidifier lair, command par une mesure de lhygromtrie (6).

(1)

(8)

(7)

(6)

(5) (4) (3) (2)

Figure 2.8 : Schma du circuit dair (source froide)

77

Chapitre 22.2.3 Circuit deau

Etude exprimentale

Au cours des essais en rgime permanent, lchangeur haute pression est aliment par de leau temprature et dbit constants. Pour mieux contrler ces deux paramtres au cours du fonctionnement de linstallation, une boucle dote dun systme de contrle de la temprature est installe (Figure 2.9). Il sagit dun circuit semi-ouvert avec un appoint deau froide du rseau et une rsistance lectrique de chauffage. On aurait pu adopter un circuit ouvert, mais cette configuration permet dconomiser de leau et de lnergie en recyclant une partie de leau chauffe sortant de lchangeur haute pression. Ainsi, cette boucle est constitue essentiellement : !4 dune pompe (1) pour assurer la circulation de leau ; !4 dune vanne manuelle (2) de rglage du dbit ; !4 dune rsistance chauffante (3) commande par un systme de rgulation de la temprature de leau lentre de lchangeur haute pression ; !4 dun ballon de stockage avec un trop-plein (6) pour assurer lvacuation de lexcs deau use et augmenter linertie thermique du systme ; !4 dun dbitmtre lectromagntique (5) pour mesurer le dbit deau ; !4 dune sonde rsistance de platine (8) et dun systme de rgulation qui commande la rsistance chauffante afin de maintenir une temprature constante lentre de lchangeur haute pression.(5) (6) changeur haute pression (8)(2) (3) CO2

(7) (1)

Figure 2.9 : Schma du circuit deau (source chaude)

2.3 InstrumentationPour analyser le fonctionnement de linstallation, plusieurs mesures de temprature, de pression et de dbit sont implantes sur le circuit de la pompe chaleur et les deux circuits annexes.2.3.1 Mesures sur la pompe chaleur

La pompe chaleur est instrumente de telle sorte quon puisse faire des enregistrements des mesures lentre et la sortie de chacun de ses lments. En effet, 7 thermocouples de type K sont introduits au centre des tubes de linstallation (Figure 2.2) et brass pour assurer ltanchit du systme. Ces thermocouples, pralablement talonns, ont 78

Chapitre 2

Etude exprimentale

un diamtre de 0,5 mm et une constante de temps de 0,03 s. Le choix de ce petit diamtre est adopt, dune part, pour minimiser leur inertie thermique et obtenir ainsi les valeurs instantanes de la temprature du fluide au cours des essais en rgime transitoire, dautre part, pour ne pas apporter de perturbations lcoulement du CO2. Deux prises de pression sont galement installes, lune laspiration, lautre au refoulement du compresseur. Les pressions lentre de lvaporateur P5 et la sortie de la bouteille P7 sont obtenues partir des pertes de pression entre laspiration et lentre de lvaporateur, E P1 5 , et entre laspiration et la sortie de la bouteille, E P1 7 . Tandis que la pression la sortie de lchangeur haute pression P3 et lentre du dtendeur P4 sont obtenues partie des pertes de pression entre le refoulement et la sortie de lchangeur haute pression, E P2 3 , et entre le refoulement et lentre du dtendeur, E P2 4 . Ainsi, linstallation est quipe dun manomtre diffrentiel et une vanne de commutation trois voies qui permettent de mesurer les perte de pression dans la partie haute pression, E Php , tantt entre le refoulement et la sortie de lchangeur haute pression, E P2 3 , tantt entre le refoulement et lentre du dtendeur, E P2 4 . Un quipement semblable est install dans la partie basse pression permettant de mesurer une diffrence de pression E Pbp , entre laspiration et la sortie de la bouteille, E P1 7 , et entre laspiration et lentre de lvaporateur, E P1 5 . Pour chaque point de mesure en rgime permanent, deux enregistrements sont raliss. Le premier, o E Php et E Pbp sont les pertes de pression entre le refoulement et la sortie de lchangeur haute pression et entre laspiration et lentre de la bouteille. Le second, o E Php et E Pbp sont les pertes de pression entre le refoulement et lentre du dtendeur et entre laspiration et lentre de lvaporateur. Les deux fichiers de mesures ainsi obtenus sont traits pour obtenir un seul fichier qui contient six mesures de pression dans le circuit. Le dbit massique du CO2 est obtenu par un dbitmtre effet Coriolis install entre la sortie haute pression de lchangeur intermdiaire et la vanne de dtente. La puissance lectrique consomme par le compresseur est mesure par un convertisseur courant/puissance. Les mesures sont centralises sur un enregistreur dont le numro de voie, la mesure, la nature du signal analys et les units sont prsents dans le Tableau 2.1.

Voie 1 2 3 4 5 6

Symbole

Variable mesure Pression diffrentielle ct de la basse pression Pression diffrentielle ct de la haute pression Pression daspiration Pression de refoulement Temprature laspiration Temprature au refoulement

Unit bar bar bar bar C C

Signal 20 mA 20 mA 20 mA 20 mA mV mV

E Pbp E PhpP1 P2 T1 T2

79

Chapitre 2 7 8 9 10 11 12 13 T3 Temprature la sortie du refroidisseur de gaz

Etude exprimentale C mV mV mV mv mV 20 mA 20 mA

T4T5 T6 T7! mCO2! W

Temprature la sortie de lchangeur C intermdiaire ct haute pression Temprature lentre de lvaporateur Temprature la sortie de lvaporateur Temprature la sortie de la bouteille dbit massique du CO2 Puissance lectrique du compresseur C C C kg.s-1 W

Tableau 2.1 : Mesures enregistres sur le circuit de la pompe chaleur2.3.2 Mesures sur le circuit dair

Conformment aux normes dinstrumentation des batteries air, quatre lignes, chacune de six thermocouples connects en parallle, permettent de relever des tempratures moyennes lentre et la sortie de lvaporateur pour deux hauteurs dans la gaine. Ainsi, deux lignes de mesures sont places horizontalement 45 cm en amont de lvaporateur, lune place au quart de la hauteur de la gaine, tandis que lautre est place aux trois quarts de sa hauteur. Les deux autres lignes sont disposes de la mme faon en aval de lvaporateur. La mesure du dbit est faite grce un anmomtre fil chaud plac au centre de la gaine ventilation loin de lvaporateur dans une zone dcoulement stabilis. Vu la grande section de la gaine, la vistesse ainsi mesure est considre gale la vitesse dbitante. Une mesure dhumidit est ralise lamont de lvaporateur au mme niveau que la sonde rsistance de platine utilise pour la rgulation de la temprature de lair. Les diffrentes mesures sur le circuit dair sont mentionnes dans le Tableau 2.2.

Voie 14 15 16 17 18 19

Symbole Teab Teah Tsab Tsah Tamb

Variable mesure Temprature lamont de lvaporateur, en bas

Unit C

Signal mV mV mV mV mV 20 mA

Temprature lamont de lvaporateur, en C haut Temprature laval de lvaporateur, en bas Temprature laval de lvaporateur, en haut Temprature ambiante Hygromtrie relative Tableau 2.2 : Mesures enregistres sur le circuit dair C C C %

F

80

Chapitre 22.3.3 Mesures sur le circuit deau

Etude exprimentale

Trois mesures sont effectues sur le circuit deau : la temprature de leau lentre et la sortie de lchangeur haute pression et le dbit volumique deau dans la boucle. Les mesures de temprature sont faite par deux sondes Pt 100. Tandis que, le dbit massique est mesur par un dbitmtre magntique de classe 0,5. Le Tableau 2.3 rsume les mesures effectues sur le circuit deau.

Voie 20 21 23

Symbole T ee T se! me

Variable mesure Temprature dentre deau Temprature de sortie deau Dbit volumique deau

Unit C C m3.s-1

Signal ! ! 20 mA

Tableau 2.3 : Mesures enregistres sur le circuit deau2.3.4 Acquisition des donnes

Un enregistreur SIEMENS est utilis pour convertir et enregistrer les diffrents signaux fournis par les instruments de mesure. Aprs la stabilisation des paramtres de fonctionnement, une acquisition de lensemble des mesures est ralise pendant une priode de 5 min pour ltude en rgime permanent. Les donnes sont ensuite traites laide dun logiciel adapt et enregistres dans un fichier texte. Une fois les rsultats traits, on obtient un tableau de 24 colonnes dont les valeurs sont celles des variables repres par le numro de la voie dentre du signal analys. Sur la dernire colonne est enregistr le temps correspondant chaque mesure avec un intervalle de 1,5 s. La premire ligne correspond aux conditions initiales, au dbut de lenregistrement. Ainsi, il est possible de reprsenter la variation de tous les paramtres en fonction du temps pour tudier le rgime dynamique de la pompe chaleur. Pour ltude en rgime statique, on tient compte de la moyenne temporelle des valeurs mesures sur une dure de 5 min, tandis que pour ltude en rgime dynamique, on prend en compte les valeurs instantanes pour reprsenter les variations des paramtres de fonctionnement en fonction du temps.2.3.5 Exploitation des mesures

Les mesures tant ralises, les performances de linstallation et de ses lments sont dtermines laide dun programme dexploitation. Ce programme a t mis au point pour calculer, notamment, lenthalpie massique en chaque point du cycle et les bilans dnergie des changeurs. Il a pour sorties toutes les variables qui permettent de calculer les performances, les efficacits de chaque lment de linstallation et de tracer les cycles de fonctionnement. Le logiciel correspondant utilise des procdures dappel au logiciel REFPROP6 pour le calcul des proprits thermodynamiques du rfrigrant.

81

Chapitre 2

Etude exprimentale

2.4 Rsultats exprimentauxLe banc dessais permet danalyser le fonctionnement de linstallation en fonction des variables ajustables par des rgulateurs ou par intervention manuelle sur lun des composants de linstallation. Ces variables, qui reprsentent les paramtres dentre du fonctionnement de la machine, sont :! !4 le dbit massique de leau me lentre de lchangeur haute pression qui est

ajustable par laction de la vanne (2) (Figure 2.9) du circuit deau. Ce paramtre permet galement de contrler la temprature de sortie de leau chaude Tse ; !4 la temprature dentre de leau dans lchangeur haute pression Tee , que lon peut faire varier en changeant la consigne du rgulateur de temprature deau ; !4 la temprature de lair lentre de lvaporateur Tea qui volue avec la consigne du rgulateur de temprature dair ; !4 louverture de la vanne de dtente, qui permet de faire varier la pression de refoulement.2.4.1 tude prliminaire

Une tude prliminaire du volume interne, du remplissage de linstallation et du contrle des paramtres de fonctionnement est ralise.2.4.1.1 Rpartition de la charge entre la haute et la basse pression

Au cours des essais, la haute pression varie entre 70 et 130 bar, quelle que soit la temprature de la source chaude. La pression de refoulement est ajuste en agissant sur louverture de la vanne de dtente pour rechercher la pression optimale de fonctionnement pour chaque temprature de la source chaude. Lorsquon modifie la pression de refoulement, plusieurs paramtres sont influencs, tels que le dbit du CO2, la temprature et le volume massique au refoulement et la sortie de lchangeur haute pression. Or la charge en CO2 dans la partie haute pression varie avec ces paramtres de fonctionnement. Ainsi, pour assurer le bon fonctionnement de la pompe chaleur, il est ncessaire de prvoir un dispositif de stockage capable dabsorber la variation de la charge de la partie haute pression. Cest pour cela que les machines au CO2 sont dotes dune bouteille de rserve dans le circuit basse pression qui doit tre capable daccueillir la variation de la charge du circuit haute pression. Trois emplacements pour cette bouteille sont possibles. Le premier entre le dtendeur et lvaporateur, le second entre laspiration du compresseur et la sortie de lchangeur intermdiaire et le troisime entre lvaporateur et lchangeur intermdiaire. Le premier emplacement ne peut rsoudre ni le problme de coup de liquide ni celui de la rpartition de la charge, car la sortie du dtendeur le CO2 est toujours diphasique et la bouteille reste pleine de liquide. Cette configuration est utilise par G. Lorentzen [G. Lorentzen, 1993] mais avec un vaporateur noy aliment par une pompe de circulation de CO2 liquide en bas de la bouteille. Pour le second emplacement, laspiration du compresseur tant la sortie de la bouteille, le fluide est toujours sous forme de vapeur sature. Ainsi,

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Chapitre 2

Etude exprimentale

lchangeur intermdiaire, situ av

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