Embed Size (px)
Citation preview
FABRICATION EA ADSORPTION
Sou
Président : Mr A. LFER
Examinateurs Mr M. BOUMr M. BOU
Mr S. KARMme F. LEMMr A. MIMMr M. TAH
UNIVERSITÉ MOHAMMED V – AGDAL
FACULTÉ DES SCIENCES Rabat
0
THESE DE DOCTORAT D’ETAT
Présentée par
Abdelmoussehel ERROUGANI
Discipline : PHYSIQUE Spécialité : ENERGETIQUE
T EXPERIMENTATION D’UN REFRIG UTILISANT LE COUPLE CHARBON
DANS LE SITE DE RABAT
tenue le 23 Juin 2007 devant le jury com
DE Professeur à la Faculté des Sc
: KALOUCH Professeur à la Faculté des ScSMINA Directeur de recherche à l'uni
BAL Professeur à l’Ecole NormaleMINI Professeur à la Faculté des ScET Professeur à la Faculté des ScIRI Professeur à l’Ecole Mohamm
N° d’ordre 234
ERATEUR SOLAIRE ACTIF- METHANOL
posé de:
iences de Rabat
iences de Rabat versité Laval, Canada
Supérieure de Rabat iences de Rabat iences de Tétouan adia d’Ingénieurs, Rabat
A la mémoire de mon père
A ma mèreA ma femme, mes filles : Ilham et Ines pour leur patience, leur encouragement et leur soutient affectif sans lequel ce travail n’aurait pu être mené à bien
A tous ceux qui me sont chers
Remerciements
Ce travail a été réalisé au laboratoire d’Energie Solaire de la Faculté des Sciences de Rabat sous la direction de Madame Le Professeur F. LEMMINI.
C’est avec le plus grand plaisir que je veux exprimer ma profonde gratitude à Madame F. LEMMINI, Professeur à la Faculté des Sciences de Rabat, pour le dévouement et le dynamisme avec lequel elle a suivi et guidé ce travail. Dans des conditions de travail parfois délicates, son efficacité, sa disponibilité constante, ses encouragements dans des moments difficiles qui ne manquaient pas, ses conseils et les discussions scientifiques fructueuses ont constitué un apport considérable dans la réalisation et l’aboutissement de ce travail. Je tiens à lui exprimer ici toute ma reconnaissance.
Monsieur le Professeur M. LFERDE, Chef du département de Physique de
la Faculté des Sciences de Rabat, a accepté de présider le Jury. Qu’il soit assuré de ma profonde reconnaissance.
Je tiens à exprimer mes vifs remerciements à Messieurs les Professeurs
M. BOUKALOUCH, Directeur du Laboratoire de Thermodynamique- Energétique de la Faculté des Sciences de Rabat, M. BOUSMINA, Directeur de recherche à l'université Laval, Canada et S. KARBAL, de l’Ecole Normale Supérieure de Rabat, de l’intérêt qu’ils ont porté à mon travail et de l’honneur qu’ils m’ont fait d’accepter de participer au jury.
J’adresse mes sincères remerciements à Monsieur, A. MIMET, Professeur
à la Faculté des Sciences de Tétouan et à Monsieur M. TAHIRI, Professeur et Directeur adjoint à l’Ecole Mohammadia d’Ingénieurs de Rabat, d’avoir accepté de juger ce travail et faire partie du jury.
Ce travail a bénéficié du financement du projet PARS (Programme d’Appui à la Recherche Scientifique) du Ministère de l'Enseignement Supérieur sous la coordination de Monsieur le Professeur S. BELCADI, Directeur du Centre National pour la Recherche Scientifique et Technique (CNRST). Qu’il en soit vivement remercié
Je remercie également Monsieur K. El MEDIOURI, Directeur général du CNESTEN, de nous avoir donner la permission de nous approvisionner en azote liquide.
Je remercie très chaleureusement Monsieur le Professeur M. PONS, Chargé de Recherche CNRS et Responsable du Groupe Transferts Solide-
Fluide au Laboratoire d’adsorption du LIMSI à Orsay, pour les multiples et fructueuses conversations et conseils lors de la réalisation de ce travail.
J’exprime mes remerciements à Monsieur le Professeur P. Dind et à
Madame C. Hildbrand, de l’Ecole d’Ingénieurs du Canton de Vaud de Suisse (EIVD) de nous avoir aidé à l’octroi de matériel de rechange (vannes, flexibles, joints).
Je n’oublie pas de remercier l’Académie des Sciences pour les Pays du
Tiers Monde (TWAS), de nous avoir accordé un don de recherche qui nous a permis lors de la fabrication de l’unité expérimentale, d’acheter des éléments de liaison.
Mes remerciements vont également à Madame R. CHERKAOUI EL
MOURSLI, responsable du Laboratoire Physique Nucléaire, et à Monsieur A. HAKAM, Professeur à la Faculté des Sciences de Rabat, de nous avoir confié l’utilisation de la pompe à vide.
Je n’oublierai pas d’associer dans mes remerciements mes collègues, les
chercheurs et les techniciens du Laboratoire d’Energie Solaire, et Messieurs A. MOKHLI, BOUBKR et BOUCHAIB de leur coopération constante.
SOMMAIRE NOMENCLATURE INTRODUCTION GENERALE………………………………………………………...
1
CHAPITRE I
THEORIES DU PHENOMENE D’ADSORPTION
I. 1 Principe de l’adsorption………………………………………………………… 4
I.2 Adsorbants utilisés dans le domaine de la réfrigération………………….. 5
I .2. 1 Mise en forme des adsorbants……………………………………….. 5 I .2. 2 Mode de transfert de masse dans un lit d’adsorbant………………. 6 I .2. 3 Caractérisation des adsorbants………………………………………. 7 I .2. 4 Les adsorbants………………………………………………………… 8 I .2. 5 Les réfrigérants………………………………………………………… 12
I. 3 Critères de sélection du couple pour la production de froid par adsorption………………………………………………………… 13 I. 4 Cycle frigorifique intermittent à adsorption…………………………………. 15
I. 4. 1 Principe du cycle………………………………………………………. 15 I. 4. 2 Principe de fonctionnement du cycle idéal…………………………. 17
I. 5 Définition des coefficients de performance d’une machine frigorifique solaire à adsorption…………………………………… 20
I. 6 Isothermes d’adsorption…………………………………………. 21
I. 6. 1 Le modèle de Langmuir……………………………………………… 23 I. 6. 2 Modèle de BET………………………….……………………………. 26 I. 6. 3 Modèles thermodynamique de Dubinin-Polanyi…………………… 30
I. 7 Isostères d’adsorption…………………………………………… 32
CHAPITRE II EXEMPLES DE PROTOTYPES DE REFRIGERATEURS SOLAIRES A
ADSORPTION
II. 1. Prototype utilisant le couple zéolithe- eau………………………….………. 35 II. 2. Prototype utilisant le couple charbon actif – méthanol………………….. 37 II.3. Prototype utilisant le couple gel de silice –eau…………………….……. 39 II. 4. Prototype utilisant le couple charbon actif- ammoniac…………………. 39
CHAPITRE III
DESCRIPTION DE L’INSTALLATION EXPERIMENTALE
III.1 Composants de la machine frigorifique solaire à adsorption………….. 43 III.1. 1. Le capteur plan…………..…………..…………..…………..……… 43 III .1.2. Le condenseur à air…………..…………..…………………………. 47 III. 1. 3. L’évaporateur et la chambre froide…………..…………..……….. 48
III.2 Fabrication et soudure des différents éléments de l’installation…………..…………..…………..…………..……… 50
III.2.1. Expérience avec un capteur plan de 1 m2…………..…………..… 50
III.3 Préparation préliminaire et dégazage de l’installation…………………… 51
III. 3. 1 Vérification de l’étanchéité de chaque
élément de l’installation…………..…………..…………..………… 51
III. 3. 2 Vérification de l’étanchéité de l’installation
sans méthanol…………..…………..…………..…………………… 52
III. 3. 3 Dégazage de la machine frigorifique solaire
à adsorption contenant le méthanol…………..…………..……….. 53
CHAPITRE IV EXPERIMENTATION DU REFRIGERATEUR SOLAIRE A
ADSORPTION
IV.1 Interventions manuelles quotidiennes appliquées au réfrigérateur……………………………………………………. 55 IV. 2 Influence des volets d’isolation…………………………………………….. 58 IV. 3 Influence de la présence d’air dans l’installation………………………. 58 IV. 4 Résultats expérimentaux……………………………………………………. 61
IV. 4. 1 Fonctionnement typique…………………………………………….. 61 IV. 4. 2 Analyse des résultats………………………………………………. 68 IV 4. 3 Cycles expérimentaux et calcul des performances……………... 76
IV 4. 3 .1 Cycles expérimentaux………………………………………… 76 IV 4. 3 .2 Coefficients de Performances………………………………… 82 IV 4. 3 .3 Pertes frigorifiques de la chambre froide………………….. 83 IV 4.3 .4 Calcul de la résistance thermique journalière au transfert
de la chaleur entre l’ambiance et la chambre froide……… 89 IV. 4. 4 Masse adsorbée……………………………………………………... 94
CONCLUSION…………………………………………….…………………………. 96 ANNEXE A1 Eléments de liaison et instruments de mesure.………………. 99 ANNEXE A2 Méthode de dégazage.…………………...………………………… 103 ANNEXE A3 Cycles réels …………..……..……...……………………………….. 106 ANNEXE A4 Equation d’état ...………………………………...………………… 121 ANNEXE A5 Equation d’état ...………………………………...………………… 122 REFERENCES…………………………………………….…………………............. 123
NOMENCLATURE
Aav : surface de la face avant du capteur (m2)
b : constante de Langmuir
COPsol : coefficient de performance solaire
COPth : coefficient de performance thermique
CPcu : chaleur spécifique du cuivre (J kg-1K-1)
CPmeth : chaleur spécifique du méthanol (J kg-1K-1)
E : irradiation solaire (kJ m-2)
Eu : énergie utile pour chauffer le capteur et provoquer la désorption (kJ m-2)
I : irradiance reçue par la face avant du capteur (W m-2)
L : chaleur latente d’évaporation du réfrigérant [J kg-1]
ma : masse du réfrigérant adsorbée par kg d’adsorbant (kg kg-1)
Ma : masse de réfrigérant adsorbée [kg]
Mcu : masse de cuivre [kg]
md : masse de réfrigérant désorbée par kg d’adsorbant (kg kg-1)
Md : masse de réfrigérant désorbée [kg]
Mmeth : masse de méthanol [kg]
P : pression (mbar)
P : pourcentage de perte de la chambre froide (%)
Pc : pression du condenseur (mbar)
Pe : pression de l’évaporateur (mbar)
q : fraction adsorbée
Qe : quantité de chaleur extraite de l’évaporateur (kJ)
Qs : chaleur sensible (kJ)
R : résistance au transfert de chaleur par convection et par conduction (KW-1)
r : coefficient de corrélation
t : durée de production de froid (s)
Ta : température ambiante (°C)
Tads : température pendant l’adsorption (°C)
Taj : température ambiante du jour (°C)
Tan : température ambiante de la nuit (°C)
Tar : température de la face arrière du capteur (°C)
Tav : température de la face avant du capteur (°C)
Tc : température du condenseur (°C)
TCA : température du charbon actif (°C)
TCF : température de la chambre froide (°C)
Tdes : température pendant la désorption (°C)
Te : température de l’évaporateur (°C)
V : vitesse du vent (ms-1)
Vj : vitesse moyenne du vent pendant le jour (ms-1)
Vn : vitesse moyenne du vent pendant la nuit (ms-1)
W : volume adsorbé du réfrigérant par kg d’adsorbant (m3 kg-1)
W0 : volume maximal adsorbable du réfrigérant par kg d’adsorbant (m3 kg-1)
INTRODUCTION
Le Maroc est doté d’un potentiel solaire important. L’ensoleillement annuel est
toujours supérieur à 20 000 kJ par m2 de surface de captation. Il est donc
important d’exploiter ce gisement, gratuit et non polluant, dans le domaine de la
production de froid, notamment dans les zones rurales isolées.
Pour les pays en voie de développement, doté d’un ensoleillement favorable, en
particulier dans les zones hors d’atteintes du réseau électrique, les machines de
réfrigération solaire à adsorption semblent une voie prometteuse pour
l’amélioration des conditions de vie dans ces zones du point de vue sanitaire et
économique tels que :
-La diminution du gaspillage important des ressources alimentaires. En
effet, les denrées alimentaires (viande, lait, œufs,…) et les récoltes
pourrissent sur les lieux, à cause de l’insuffisance des équipements
frigorifiques ;
-L’amélioration d’exploitation du poisson pour les zones rurales côtières
isolées ;
-La conservation des produits pharmaceutiques.
Les unités de réfrigération solaire à adsorption sont donc les plus adaptées car :
- Elles opèrent sans aucune pièce mobile, avec une absence de
nuisance sonore ;
- Elles utilisent des réfrigérants (que ce soit l’ammoniac, l’eau ou les
alcools) qui sont bénins pour l’environnement ; - Leur entretien est facile ;
-Leur matériau de fabrication est recyclable.
1
Dans ce travail, nous proposons un réfrigérateur solaire à charbon actif -
méthanol, fabriqué, pour la première fois au Maroc, entièrement avec des
matériaux locaux, au Laboratoire d’Energie Solaire et testé sur sa terrasse dans
des conditions climatiques réelles.
Cette étude est structurée de la manière suivante :
Le premier chapitre contient un rappel des connaissances du processus
d’adsorption, du point de vue thermodynamique. Les principaux adsorbants et
réfrigérants utilisés dans le domaine de la réfrigération solaire sont cités ainsi
que leurs caractéristiques. Une description et une analyse détaillée de la
question du choix du couple adsorbant – réfrigérant pour la production du froid
est donnée dans ce chapitre. Le mode de fonctionnement du réfrigérateur
solaire à adsorption ainsi que les différentes approches descriptives du
phénomène d’adsorption sont traités.
Au chapitre II, nous donnons des exemples de prototypes de réfrigérateurs
solaires à adsorption testés expérimentalement. Nous nous sommes intéressés
aux principaux couples utilisés dans ce domaine : Zéolithe- eau, charbon actif-
méthanol, gel de silice- eau et charbon actif- ammoniac.
La description du prototype de réfrigérateur solaire utilisant le couple
AC35-méthanol que nous avons fabriqué au Laboratoire est représentée dans le
troisième chapitre de ce manuscrit. Nous accordons une attention particulière à
la fabrication et à la soudure des différents éléments car le réfrigérateur,
fonctionnant à des pressions inférieures à la pression atmosphérique, doit être
parfaitement étanche. Les étapes de vérification de l’étanchéité du réfrigérateur
et la réalisation du vide, qui sont très utiles pour le bon fonctionnement de
l’unité, sont traitées à la fin de ce chapitre.
Le quatrième chapitre présente le mode opératoire et les résultats
expérimentaux du réfrigérateur solaire à adsorption. Au début de ce chapitre,
nous donnons les interventions manuelles quotidiennes appliquées au
réfrigérateur. L’impact des volets d’isolation du capteur sur les performances de
la machine est étudié. Comme la machine fonctionne sous vide, nous montrons
2
l’influence de la présence de l’air dans l’installation. Le fonctionnement typique
du réfrigérateur est donné pour quatre jours de conditions climatiques
différentes car, comme ces unités solaires fonctionnent en plein air, les
conditions météorologiques influencent les performances de l’unité.
Au chapitre IV, l’étude des performances de l’unité, en fonctionnement continu,
est faite pour deux séquences de jours contenant des journées de conditions
climatiques différentes. Les cycles expérimentaux sont tracés dans le
diagramme de Clapeyron et les coefficients de performances journaliers sont
calculés. Une attention particulière est donnée à la chambre froide, élément du
réfrigérateur, où est produit et conservé le froid. En effet, cet élément, exposé à
des conditions météorologiques variables d’une journée à l’autre, subit des
pertes frigorifiques variables qui sont estimées dans ce chapitre. Une
corrélation, permettant de prédire les performances de ce réfrigérateur dans
d’autres climats, est établie entre la masse adsorbée, l’ensoleillement et la
température ambiante.
Enfin des annexes contenant des détails complémentaires ont été ajoutées afin
de faciliter la lecture.
3
CHAPITRE I : THEORIES DU PHENOMENE D’ADSORPTION
I. 1 Principe de l’adsorption L’adsorption est le processus au cours duquel les molécules d’un fluide (gaz ou
liquide), appelé adsorbat dans le cas général ou réfrigérant dans les procédés de
production de froid, se fixent sur la surface d’un solide appelé un adsorbant.
Le terme surface du solide correspond à la totalité des surfaces externes et
internes engendrées par le réseau de pores et cavités à l’intérieur de l’adsorbant.
Quand une molécule s’approche d’une surface solide, elle peut se fixer de deux
manières:
soit par l’adsorption chimique ou chimisorption correspondant à des
liaisons chimiques fortes dont l’énergie de liaison est assez grande de l’ordre
de 50 à 400 kJ/mole [1] se traduisant par une réaction chimique entre les
molécules du fluide « adsorbat » et la surface du solide « adsorbant », c’est un
phénomène irréversible.
soit par l’adsorption physique ou physisorption correspondant à des
liaisons physique plus faible, avec des énergies d‘interactions de l’ordre
20 kJ/mole [1], qui ne modifie pas la nature chimique de la molécule de
l’adsorbant. Cette fixation des molécules du fluide sur la surface du solide se
fait essentiellement par les forces de Van der Waals et les forces dues aux
interactions électrostatiques de polarisation, dipôle et quadripôle pour les
adsorbants ayant une structure ionique. Cette liaison faible de molécules
d’adsorbat sur le solide n’entraîne aucune modification de la structure
moléculaire du solide mais une simple variation de sa masse. Ainsi,
l’adsorption physique est parfaitement réversible c'est-à-dire que les molécules
adsorbées peuvent être facilement désorbées en augmentant la température.
Les procédés d’adsorption industriels notamment la réfrigération font intervenir
4
généralement les propriétés de la réversibilité de l’adsorption physique. Par
conséquent seule l’adsorption physique sera abordée dans ce travail.
Du point de vue thermodynamique, l’adsorption physique est considérée comme
une transformation d’état du fluide d’une phase gazeuse à une phase adsorbée.
Cette transformation s’effectue à pression et température constantes. Elle
s’accompagne toujours d’un effet thermique dû à la chaleur isostérique
d’adsorption, ce qui peut conduire à un échauffement du solide et à une réduction
des quantités adsorbées.
L’exothermicité d’un système d’adsorption est caractérisée par les chaleurs
d’adsorption qui peuvent être mesurées par des techniques calorimétriques ou
estimées à partir des isothermes d’adsorption à différentes températures.
I.2 Adsorbants utilisés dans le domaine de la réfrigération Généralement, tous les solides sont des adsorbants. Mais seuls les adsorbants
ayant une surface spécifique suffisante au-delà de 100 m2/g peuvent avoir des
intérêts pratiques dans le domaine industriel notamment dans la production du
froid. Ces adsorbants sont nécessairement microporeux avec des tailles de pores
inférieures à 2nm ou mésoporeux avec des tailles de pores comprises entre 2 nm
et 50 nm (selon la classification de l’ International Union of Pure and Applied
Chemistry (IUPAC).
I .2.1 Mise en forme des adsorbants Généralement, les adsorbants doivent d’abord être agglomérés à l’aide de liant
pour obtenir des grains de dimensions convenables (de l’ordre du millimètre),
de bonne porosité et de résistance mécanique suffisante. Ces grains peuvent
être cylindriques (obtenus par extrusion) ou sphériques (obtenus par
granulation).
5
La mise en forme des grains d’adsorbant donne naissance à une structure à
double porosité avec deux types de pores (figure I. 1) de natures très
différentes :
Les micropores, contenus dans les cristaux ou les microparticules,
" sites actifs " où s’effectue l’adsorption ;
Les macropores, formés entres les cristaux, sont appelés pores de
transport.
Surface interne
Matrice solide
Macropore Micropore
Surface externe
Figure I.1 : Représentation d’une microstructure d’un adsorbant microporeux
I .2.2 Mode de transfert de masse dans un lit d’adsorbant Le processus dynamique de l’adsorption (figureI.2) s’effectue de la façon
suivante :
Le gaz est convecté aux travers des espaces intergranulaires, ensuite, il est
diffusé dans les macropores et enfin dans les micropores où a lieu le
changement de phase responsable de l’adsorption.
6
Porosité intraparticule
Porosité interparticule
Figure I. 2 : Porosité d’un assemblage de particule poreux
La porosité interne favorise non seulement la pénétration du gaz adsorbable
dans le solide, mais surtout sa condensation dans les micropores. Cette
condensation se traduit par une capacité importante d’adsorption du gaz dont
la fixation de ses molécules est dûe aux micropores qui permettent soit de fixer
une quantité considérable de vapeur (puit de vapeur), soit de générer une
grande quantité de vapeur (source de vapeur). C’est ces phénomènes qui
conférent à ces adsorbants des propriétés remaquables utilisées dans les
procédés industriels.
I .2.3 Caractérisation des adsorbants Elle est basée sur la détermination du volume poreux et de la distribution de la
taille des pores. Expérimentalement le volume poreux est déterminé en utilisant
de l’hélium et du mercure :
En effet, l’hélium pénètre dans tous les pores sans être adsorbé et donne le
volume poreux total alors que le mercure ne pénètre pas dans les pores et de
ce fait ne donne que le volume interparticulaire. La technique de porosimétrie à
mercure (qui consiste à faire pénétrer sous pression contrôlée le mercure dans
les pores) permet de mesurer la distribution des pores supérieurs à 100Å alors
que l’adsorption de l’azote permet de déterminer la distribution des pores entre
10 et 25 Å. La figure I.3 donne la distribution de la taille des micropores pour
différents adsorbants utilisés dans le domaine de la réfrigération.
7
100
f
10000
g
1000 100 50 1
e
a
10
cb
5 Pour
cent
age
des
pore
s
50
0
Diamètre du pore (Å)
I
P
a
L
m
d
e
c
in
Figure I. 3: Distribution de la taille des micropores pour différents adsorbants :
(a) zéolithe 3A, (b) 4A, (c) 5A, (d) 10X, (e) 13X, (f) MSC, (b), (g) charbon actif
.2. 4 Les adsorbants
armi les principaux adsorbants utilisés dans le domaine de la réfrigération à
dsorption, on peut citer :
Les charbons actifs
e charbon actif est le premier matériau adsorbant utilisé. De par ses propriétés
édicinales, il était déjà employé en Egypte antique. Les charbons actifs sont
es carbones que l’on a préparés afin d’accroître leur pouvoir adsorbant. En
ffet ils sont fabriqués à partir de matériaux de bases telles que le bois, le
harbon, la noix de coco, etc.…; ces derniers subissent, après un traitement
itial, des processus :
d’agglomération ;
de premier traitement thermique de 400 à 500°C afin d’éliminer les
éléments volatils produisant ainsi de grands pores ;
de second traitement thermique de 800 à 1000°C pour créer la
microporosité.
8
Des traitements ultérieurs de surface permettent de modifier de façon
importante la capacité d’adsorption. Ces procédés créent à l’intérieur de
l’adsorbant des pores de diamètres inférieurs à 20 Å " micropores" et
supérieurs à 500 Å " macropores" donnant ainsi une très grande surface
spécifique interne de l’ordre 2000 m2 par gramme d’adsorbant, la plus grande
parmi les adsorbants, donnant ainsi une grande capacité d’adsorption.
La structure interne du composé ainsi obtenu est constituée d’un assemblage
aléatoire de cristallites élémentaires de graphite. L’espace entre ces cristallites
constitue la microporosité du charbon, et l’aspect aléatoire de la distribution de
taille de pores rend la sélectivité du matériau très faible. La surface des
charbons actifs est essentiellement non polaire, même si une légère polarité
peut se produire par une oxydation de surface.
Les applications du charbon actif dans les procédés industriels sont
nombreuses, et vont du traitement des eaux à la décoloration de liquides
organiques (sucres,..) en passant par la purification de l’air et la production du
froid. Les principales propriétés physiques des charbons actifs sont données
dans le tableau I.1.
Adsorbant Surface spécifique
(m2.g-1) Taille des pores
(nm) Porosité interne
Charbons actifs 400 à 2 000 1.0 à 4.0 0.4 à 0.8
Tamis moléculaire carbonés
300 à 600 0.3 à 0.8 0.35 à 0.5
Zéolites 500 à 800 0.3 à 0.8 0.3 à 0.4
Gels de silice 600 à 800 2.0 à 5.0 0.4 à 0.5
Alumines activées 200 à 400 1.0 à 6.0 0.3 à 0.6
Tableau I. 1 : Principales caractéristiques physiques des adsorbants [2]
9
Molecular Sieve Carbon (MSC) " Tamis Moléculaires carbonés"
Du fait de leur distribution assez large des tailles de pores, les charbons actifs
ont des sélectivités plutôt faibles pour l’adsorption des molécules de tailles
différentes. Pour augmenter les sélectivités, il est possible de préparer des
charbons actifs avec une distribution de pores très étroite par des processus
d’activation spécifiques, en utilisant par exemple un post-traitement des
charbons actifs par le craquage ou la polymérisation de certaines espèces
comme le benzène ou l’acétylène sur la surface. Les charbons actifs ainsi
obtenus sont appelés tamis moléculaires carbonés. C’est ce type de charbons
actifs qui est utilisé pour la production de N2 à partir de l’air avec un procédé
de séparation basé sur des sélectivités cinétiques.
Ces charbons présentent une distribution de tailles de pores beaucoup moins
étalée que celle des charbons actifs (figure I. 3) dont les principales propriétés
physiques sont données dans le tableau I. 1.
Les zéolithes ou tamis moléculaires
Les zéolithes qui existent à l’état naturel sont des minéraux. Ce sont des
assemblages de cages aluminosilicates cristallisées comprenant des cations
alcalins tels que le sodium, le potassium, le calcium etc.… Ces cations jouent
un rôle majeur dans de nombreuses applications de la zéolithe, ce sont
notamment eux qui attirent les molécules polaires (l’eau en particulier).
Structurellement, une zéolithe est un assemblage périodique présentant des
cavités appelées cages qui sont interconnectées par l’intermédiaire de
"fenêtres ". L’ouverture des fenêtres des cages est contrôlée par les cations et
peut varier entre 3 et 10 (Å).
10
b a
La zé
voisin
une a
trans
systè
souve
princ
Ge Le g
struc
sensi
2 et 2
Figure I. 4 : a) Cage élémentaire cubo–octaédrique de cristal de zéolithe A ou X. b) Zéolithe de type A (LTA – Linde Type A) Les cubo–octaèdres sont assemblés par les faces carrées.
olithe existe sous plusieurs formes différentes de composition chimique
e de celle du sable. La synthèse industrielle de la zéolithe peut être soit
mélioration, par le biais de réaction chimique, d’un type naturel, soit une
formation d’un mélange homogène de sable, bauxite et de soude vers un
me cristallin. Les zéolithes de type A (figure I.4 b), X et Y sont les plus
nt utilisés en séparation et purification de gaz par adsorption. Les
ipales propriétés physiques des zéolites sont données dans le tableau I.1.
l de silice
el de silice (SiO2.nH2O) est une silice synthétique amorphe, dont la
ture des pores, créée par l’agglomération des microparticules
blement sphériques de dimension à peu près uniforme, est comprise entre
0 nm. Il présente l’avantage d’adsorber beaucoup d’eau (400g/kg) à une
11
pression de vapeur d’eau proche de la saturation. Les principales propriétés
physiques des gels de silice sont données dans le tableau I.1.
Alumine activée Préparée à partir de gibbsite Al(OH)3, elle présente une très grande affinité
pour l’eau. Les alumines activées sont donc très hydrophiles et sont
couramment utilisées pour le séchage. Les principales propriétés physiques
des alumines activés sont données dans le tableau I.1.
I .2. 5 Les réfrigérants Parmi les réfrigérants, neutre pour l’environnement, utilisés dans les systèmes
frigorifiques à adsorption on peut citer l’eau, le méthanol et l’ammoniac. Le
tableau I.2 donne les propriétés thermodynamiques de ces réfrigérants.
L’eau, possédant la meilleure chaleur latente de vaporisation, a l’avantage
d’avoir une grande stabilité et d’être non toxique. Sa prise en glace à 0°C, limite
son utilisation pour la production de froid aux basses températures.
L’ammoniac et le méthanol, de chaleur latente inférieure à celle de l’eau, ont
l’avantage sur ce dernier de pouvoir produire du froid à des températures plus
basses.
Il est important de noter que l’eau et le méthanol ont de faibles pressions
d’utilisation, et nécessitent des unités hermétiques fonctionnant sous vide.
Par contre l’ammoniac présentant des pressions de fonctionnement élevées
pose des problèmes de sécurité au niveau de l’installation.
12
Réfrigérant Température
(°C)
Chaleur latente de vaporisation
(kJ kg-1)
Pression vapeur (bar)
0 2485 0.0063
20 2442 0.0236 EAU
40 2397 0.0747
-30 1359 1.195
-10 1296 2.909
0 1262 4.294 Ammoniac
30 1146 11.665
-50 1190 0.01
-10 1182 0.04 Méthanol
30 1155 0.25
I. 3 La
réf
le s
mo
Tableau I.2 : Propriétés thermodynamiques de l’eau, de l’ammoniac
et du méthanol [3]
Critères de sélection du couple pour la production de froid par adsorption
production du froid par adsorption dépend de la compatibilité du couple
rigérant-adsorbant. Pour que les molécules du fluide frigorigène s’adsorbent sur
olide, il est nécessaire que l’adsorbant choisi ait des pores plus grands que les
lécules du gaz à adsorber. A ce critère s’ajoutent les facteurs suivants :
13
Pour le solide adsorbant, il est généralement choisi en fonction de sa :
conductivité thermique qui doit être grande pour avoir un bon transfert de
chaleur au sein du lit d’adsorbant ; capacité d’adsorption qui doit être :
plus élevée à basse température et à la pression d’équilibre dans
l’évaporateur, plus faible à température élevée du cycle associée à la pression
d’équilibre dans le condenseur,
stabilité à des températures inférieures ou égales à 120°C ;
D
fl
a
grande surface spécifique d’adsorption ;
largement disponible.
Pour le fluide frigorigène, le choix est fait de telle sorte que le fluide :
ait une molécule facilement adsorbable par l’adsorbant choisi.
possède une chaleur latente de vaporisation L élevée afin de produire le
maximum de froid à l’évaporateur;soit aisément adsorbable à basse température et plus difficilement à haute
température;ait une viscosité faible ;
soit stable chimiquement dans l’intervalle des températures d’utilisation ;
ne provoque pas la corrosion des éléments de la machine.u
u
e l’analyse des propriétés, différentes, de ces fluides, il ressort que le choix du
ide dans les procédés de production du froid solaire par adsorption dépend
ssi :
14
• des critères technologiques ou de sécurité qui peuvent éventuellement
prendre le pas sur les critères thermodynamiques ;
• du domaine d’application visée :
climatisation,
évaporation inférieure à 0°C,
Basé sur les critères de choix cités antérieurement, les couples les plus étudiés
dans le cas de la production du froid sont : zéolithe-eau, charbon actif-méthanol,
charbon actif-ammoniac et silicagel-eau [4] [5] [6] [7] [8] [9 ]. I. 4 Cycle frigorifique intermittent à adsorption
I. 4. 1 Principe du cycle
La réalisation du cycle à adsorption est basée sur le principe de la réversibilité
de l’adsorption physique: fixation de la vapeur du réfrigérant " adsorbat " sur
l’adsorbant lorsqu’il est refroidi et libération de celle-ci lorsqu’il est chauffé. A
l’équilibre thermodynamique,le système est donc bivariant. Cela signifie que la
masse de réfrigérant adsorbée m à l’équilibre est une fonction de la
température T et de la pression P :
(I .1) m = f(T,P)
L’équilibre peut être décrit par :
Des isobares donnant, pour des pressions constantes, la masse adsorbée
en fonction de la température;
15
Des isothermes (à températures constantes) donnant la masse adsorbée en
fonction de la pression, pour plusieurs températures de l’adsorbant ;
Des isostères (à m adsorbée constante) donnant, pour plusieurs masses
adsorbées fixées, la pression P en fonction de la température T.
Généralement les isostères se représentent de manière pratique dans le
diagramme de Clapeyron (lnP, -1/T). Les droites parallèles de la figure I. 5
représentent un exemple d’isostères.
Lorsqu’on relie un échangeur de chaleur, dans lequel se trouve une masse
d’adsorbant, contenant un réfrigérant, à un condenseur et un évaporateur on
réalise un cycle frigorifique à adsorption.
-1/T
ln P m
Figure I. 5: Exemple d’isostères dans le diagramme de Clapeyron
16
I. 4. 2 Principe de fonctionnement du cycle idéal Le principe de fonctionnement d’un cycle thermodynamique adsorbant-
réfrigérant est représenté d’abord pour un cycle idéal.
Un cycle idéal, est un cycle théorique qui ne présente pas de résistance aux
transferts de masse et de chaleur. Dans le diagramme de Clapeyron, le cycle
idéal est formé par deux isostères et deux isobares (figure I.6).
Tdes
md
-1/T
lnP
Pc
Pe
Tads
B C
D
Masse adsorbée croissante
ma
A
Te Tc
Figure I. 6 : Représentation du cycle théorique à adsorption dans le diagramme
de Clapeyron
Le trajet thermodynamique décrit par un couple adsorbant -réfrigérant lorsd’un cycle est constitué de deux phases principales:
Phase de chauffage désorption-condensation (Figure I. 7)
Chauffage isostérique (AB) :
Début de journée: Le capteur, isolé du condenseur et de l’évaporateur, se
trouve à la température Tads (≈Ta) et à la pression Pe de l’évaporateur. Le
rayonnement solaire chauffe le capteur. La température de l’adsorbant et
la pression du réfrigérant augmentent tandis que la masse totale du
réfrigérant adsorbée reste constante (au chemin isostérique).
17
Cette période est équivalente à la"compression " dans le cycle de
compression classique .
JOUR
Tdes
md
-1/T
lnP
Tads
Masse adsorbée croissante
B C
D
ma
A
Te Tc
réfrigérant
Evaporateur Chambre
froide
Condenseur
Vanne d’isolement
Pc
Pe
Figure I. 7 : Phase échauffement et désorption
Echauffement : Désorption-condensation (BC)
Une fois la pression dans le capteur atteint la pression de saturation
correspondante à la température Tc du condenseur, ce dernier est mis en
communication avec le capteur (point B). L’énergie solaire permet
simultanément l’augmentation de la température du capteur et la désorption
du réfrigérant contenu dans l’adsorbant. Les vapeurs de réfrigérant libérées
par l’adsorbant vont se condenser dans le condenseur et cette phase à
pression imposée par le condenseur se poursuit tant que la température de
l’adsorbant augmente. La désorption s’achève au point C quand l’adsorbant
atteint la température maximale Tdes. Le condensat est évacué vers
l’évaporateur par simple gravité lors de sa formation. Cette période est
équivalente à la"condensation " dans le cycle de compression classique.
18
Phase de refroidissement adsorption-évaporation (Figure I. 8)
Refroidissement isostérique (CD)lorsque le flux solaire diminue. La température de l'adsorbant diminue ainsi
que la pression selon l’isostère (CD). Cette période est équivalente à "la
détente" dans le cycle de compression classique.
NUIT
Tdes
md
-1/T
lnP
Tads
Masse adsorbée croissante
A
B C
D
ma
TcTe
Pc
Pe
Figure I. 8 : Phase de refroidissement adsorption -condensation
Refroidissement : Adsorption -Evaporation (DA)
La nuit, le capteur, connecté à l'évaporateur qui impose sa pression,
continue à se refroidir. L’adsorbant se trouvant dans le capteur adsorbe le
réfrigérant qui s’évapore en produisant du froid dans l’évaporateur. Cette
période est équivalente à "l'évaporation " dans le cycle de compression
classique.
19
Ce cycle a la particularité d’être intermittent du fait que l’adsorbant est chauffé
le jour et refroidi la nuit, ce qui s’adapte bien à l’intermittence de l’énergie
solaire. La production du froid n’a lieu que pendant une partie du cycle
(la nuit). Ce qui pose le problème de stockage du froid produit à l’évaporateur.
I. 5 Définition des coefficients de performance d’une machine frigorifique solaire à adsorption L’évaluation des performances de la machine est déterminée à partir des
quantités de chaleur Qe, Eu et E où :
Qe : est la quantité de chaleur extraite de l’évaporateur
Qe =Ma L - Md Cp ( Tc- Te) Ma masse de réfrigérant adsorbée [kg] L chaleur latente de vaporisation du réfrigérant [J kg-1]
Md masse de réfrigérant désorbée [kg] CP chaleur spécifique du réfrigérant [J kg-1K-1]
Tc température du condenseur [K]
Te température de l’évaporateur [K]
Le premier terme de Qe correspond au froid produit à l’évaporateur lors de
l’évaporation de Ma. Le deuxième terme de Qe correspond à la chaleur
sensible du réfrigérant pour l’amener de Tc à Te.
Eu: est l’irradiation nécessaire pour effectuer la désorption augmentée
de la chaleur sensible des différents composants du capteur.
∫ Ι=désorption la de fin
soleil du lever dt)t(AE avu
(I .2)
(I .3)
20
E : est l’irradiation globale reçue par la face avant du capteur.
∫ Ι=soleil ed couché
soleil du lever dt)t(E avA
av
sol
A : surface avant du capteur [moù 2]
I : irradiance reçue par la face avant du capteur [Wm
-2]
(I .4)
Le coefficient de performance thermique COPth et le coefficient de performance
solaire COP sont donnés par les relations suivantes : COPsol=
(I.5) QeE
COPth=
QeEu
(I.6) Le rendement de captation est donné par :
η =
COPth
COP lso=
EuE
(I.7)
I. 6 Isothermes d’adsorption La quantité de réfrigérant ma adsorbée à l’équilibre pour une température donnée
T est fonction de la pression P :
(I
Les isothermes d’adsorption sont souvent déterminées expérimentalement
utilisant des méthodes gravimétriques, volumétriques ou chromatographiqu
[10] [11]. Ces mesures expérimentales sont ensuite corrélées par des modè
mathématiques qui doivent représenter au mieux les isothermes d’adsorpt
21
.8)
m = f(P)a T
en
es
les
ion
expérimentales, dans une plage étendue de pression et de températures. En
pratique, il est toujours recommandé de rechercher et d’utiliser des modèles ayant
à la fois une signification physique, en accord avec les lois fondamentales de la
thermodynamique et des facilités de traitement numérique pour les simulations
des procédés d’adsorption.
Les isothermes d’adsorption ont des formes variables et peuvent être regroupées
en cinq types (figure I.9) selon LANGMUIR, BRUNAUER, EMETT et TELLER [ 2] [ 12] [ 13] :
Type I :
Sont généralement obtenus dans le cas des
adsorbants microporeux avec une saturation
progressive des sites d’adsorption sensiblement
équivalents.
Type II et III :
Sont observés avec les adsorbants ayant des
distributions larges des tailles de pores avec une
transition continue de l’adsorption en monocouche à
l’adsorption en multicouche jusqu’à la condensation
capillaire.
Type IV :
Peut résulter de la formation de deux couches
successives d’adsorbat à la surface du solide quand
les interactions entres les molécules du réfrigérant et
la surface solide sont plus fortes que les interactions
entre les molécules adsorbées. Dans ce cas, les sites
d’adsorption de la seconde couche ne commencent à
se remplir que quand la première couche est à peu
près complète.
Type V : Contrairement au type IV les forces d’interaction
entre les molécules adsorbées sont plus fortes que
les forces d’interaction entre les molécules du
réfrigérant et le solide.
22
m
m m
Plusieurs modèles d’isothermes d’adsorption ont été développés, basés soit sur
une approche de surface qui considère que l’adsorption est un phénomène de
surface, soit sur une approche de volume qui considère que l’adsorption est un
phénomène de remplissage de volume. Parmi les approches les plus courantes
de la théorie d’adsorption physique citons :
I. 6. 1 Le modèle de Langmuir Langmuir (1916) a développé le modèle d’adsorption monomoléculaire fondé
sur des bases théoriques en faisant les hypothèses suivantes:
La chaleur d’adsorption est la même pour toutes les molécules de
réfrigérant ;
L’adsorption se produit en une seule couche c'est-à-dire si une
molécule de réfrigérant arrive sur une surface déjà occupée par une
molécule adsorbée, elle sera immédiatement réfléchie (Figure I. 10);
Figure I. 9 : les différents types d’isothermes d’adsorption Ps : est la pression saturante de l’adsorbat
P/Ps
Type I
Type III
Type II
P/Ps
P/Ps 11
Type IV
Type V
m m
1
P/Ps
P/Ps P/Ps 1
23
Il n’y a pas d’interactions entre les molécules adsorbées.
Quand le comportement des molécules adsorbées ne dévie pas beaucoup des
hypothèses de Langmuir les isothermes d’adsorption sont données par [2] [14]
avec q : la fraction adsorbée,
m : la masse de réfrigérant adsorbée par unité de masse
d’adsorbant,
m0 : la masse de réfrigérant nécessaire pour remplir une co
monomoléculaire par une masse d’adsorbant ,
P : la pression d’équilibre d’adsorption,
b : la constante de Langmuir.
Le paramètre b dépend de la température selon la relation de Van’t Hoff
Q est la chaleur d'adsorption.
mmq =
bP1bP=+0
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
RTQexpbb 0
24
(I.9)
uche
:
(I.10)
Le modèle de Langmuir représente bien les isothermes d’adsorption de type I.
• Aux basses pressions, bP est négligeable devant 1, et q tend vers bP, la
quantité adsorbée croît linéairement avec la pression : c’est la loi de Henry.
• Vers les pressions élevées, 1 est négligeable devant bP et q tends vers
1 (la couche est saturée).
• Entre les faibles Pressions où q varie linéairement avec P, et les fortes
Pressions où q est égale à 1, on trouve le modèle empirique de
Freundlich où :
kPqn/1= (I.11)
avec
ions entre l’adsorbat
et l’adsorbant.
I. 11 résume l’ensemble des expressions de q en fonction de la pression
k la constante de Freundlich,
n une constante caractéristique des interact
La figure
relative.
q
P/Ps
q = 1
q = kP1/n
q = bP
bP+1
q = bP
Figure I. 11 : Représentations de Henry, Langmuir et de Freundlich de l’adsorption en monocouche
25
Les isothermes de Freundlich et de Langmuir s’appliquent à la partie arrondie
de la courbe q = f(P/PS ). Les deux asymptotes correspondent aux cas limites.
Les isothermes d’adsorption de Langmuir, uniquement valables pour des
surfaces énergétiquement homogènes, s’appliquent relativement bien au cas
de l’adsorption chimique. Notons qu’à l’origine Langmuir a établi son équation
pour le cas de l’adsorption chimique.
Certains solides, par contre, présentent des surfaces hétérogènes où les sites
d’adsorption sont de nature différente. Par exemple la structure ionique des
zéolithes leur confère une surface hétérogène. Pour les charbons actifs
l’hétérogénéité est due aux pores de différentes tailles.
Le modèle de Langmuir- Freundlich permet dans ce cas là de représenter les
isothermes d’adsorption :
P1
bPq n
n
+= (I.12)
avec n une constante caractéristique des interactions entre le réfrigérant
et l’adsorbant, qui est généralement inférieur à 1.
Le modèle de Langmuir-Freundlich se réduit au modèle de Langmuir pour
n = 1.
I. 6. 2 Modèle de BET Les isothermes d’adsorption de type I c'est-à-dire dont la courbe tend vers une
valeur constante (saturation) supposent que l’adsorption se fait en
monocouche. Cependant lorsque les forces entre les molécules du réfrigérant
et la surface du solide sont suffisamment grande, il y a transition de l’adsorption
en monocouche à l’adsorption en multicouche.
Langmuir et autres après lui ont essayé d’établir une équation pour les
isothermes d’adsorption dans le cas de l’adsorption en multicouches.
26
Le travail qui a eu le plus de succès est celui de Brunauer, Emmett et
Teller(1938).
Ce travail connue sous le nom de modèle de BET est basée sur une adsorption
en multicouche où chacune des couches obéit à la théorie de Langmuir [12]. En effet, quand on étudie les isothermes d’adsorption des gaz à des basses
températures sous des pressions pouvant atteindre les pressions de saturation
du gaz liquéfié, on obtient des courbes du type II, avec une partie concave
(vers l’axe des pressions), aux basses pressions, et au contraire une partie
convexe aux hautes pression (figure I.9). Brunauer, Emmett et Teller ont
donné une interprétation théorique à l’isotherme type II, en étendant le
raisonnement de Langmuir à l’adsorption plurimoléculaires. D’après eux,
suivant les points, la surface peut être recouverte de 0, 1, 2, 3,……,i,…..
couches moléculaires de l’adsorbat (figure I. 12).
27
Soit :
S0 la portion de surface inoccupée du solide ;
S1 la portion de surface occupée par une couche d’adsorbat ;
S2 la portion de surface occupée par deux couches d’adsorbat ;
Si la portion de surface occupée par i couches d’adsorbat ;
Sn la portion de surface occupée par n couches d’adsorbat ;
Sur chaque couche, il y a équilibre dynamique entre le nombre de molécules
qui s’adsorbent et celles qui se désorbent. On peut donc, sur chaque couche à
l’équilibre, admettre que la surface demeure constante. Par exemple, la couche
d’ordre 2 se forme par adsorbtion sur la couche d’ordre un plus la désorption de
la couche d’ordre 3. La disparition de cette couche d’ordre 2 se fait par
désorption de cette couche plus la formation de la troisième couche.
on suppose ensuite que la vitesse d’évaporation des molécules adsorbées dans
une couche d’ordre j est égale à la vitesse de condensation sur la couche
d’ordre j-1, et que seul la formation de la première couche est énergétique, les
autres couches subissent une simple condensation. En se basant sur ces
hypothèses, Brunauer, Emmett et Teller [12] [14], proposent une équation de
forme générale en considérant un nombre fini de couches n:
⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢
⎣
⎡
+
+
−−+
+ n
+−−
= 1n
1n( n
)P/P(C)P/P(1)(C1)P/P()P/1)(n1
)P/P(1)P/P(C
mmq
SS
SS
S
S
0
P (I.13)=
avec q : la fraction adsorbée,
m : la masse adsorbée par unité de masse d’adsorbant,
m0 : la masse d’adsorbat nécessaire pour former une couche
monomoléculaire par une masse d’adsorbant ,
n : le nombre de couches moléculaires d’adsorbat,
28
C : la constante caractéristique de l’adsorbat, qui prend la
valeur approximative :
)RT
QQexp(C L1 −=
de la formation
des couches supérieures.
rante de l’adsorbat à la
température considérée.
gmuir. Pour un nombre infini
de couches (n ∞), l’équation (I.13) s’écrit donc :
on Brunauer, Emmett et Teller peut avantageusement être mise sous la
forme :
Cette forme est commode, car, elle montre que
avec Q1 est la chaleur d’adsorption de la première couche,
QL est la chaleur de liquéfaction, donc
P : la pression d’équilibre d’adsorption,
Ps : la pression de vapeur satu
Pour n = 1, l’équation (I.13) se réduit à celle de Lan
L’équati
⎥⎦⎢⎣ ss PP(I.14)
(I.15)PP
Cm1-C
Cm1
m)P-P( P
ss 00
+=
⎥⎥⎥⎤
⎢⎢⎢⎡
+== s
P)1-C(1
1
) P-1(
P PC
mmq
0
m)PP(P
s − est une fonction
linéaire de )( −
Ps
P d’ordonnée à l’origineCm0
1 et de penteCm0
De cette ordonnée à l’origine et de la pente on déduit aussitôt la valeur de m
1C.
0,
masse du gaz correspondante à la formation d’une monocouche. La théorie de
29
BET a rendu des services précieux en fournissant ainsi un moyen d’estimer la
surface spécifique d’un adsorbant. La méthode consiste à déterminer la
quantité adsorbée sur la première couche à partir d’une isotherme
d’adsorption, généralement obtenue avec l’azote à une température
cryogénique (T=78 K) ; la surface des pores est ensuite calculée en supposant
que les molécules d’adsorbat recouvrent complètement la surface solide [2] [16]. Ceci constitue l’application la plus importante de l’équation de BET. La
linéarité de l’équation BET n’est en général observée que dans un intervalle de
ression relative limité est telle que :
généralement à des isothermes
volume d’adsorbat W est uni
av
P la pression d’équ
5
p
Le modèle de BET est utile
condensation capillaire dans
I. 6. 3 Modèles thermod
Il s’agit de modèles où le co
moléculaire, est remplacé p
notamment pour les adsorb
avec l’application de la thé
approche, on considère que
et la surface d’adsorbant son
où ε = RTln(Ps/P),
ec Ps la pression satura
0.05< P/PS < 0.3
des tailles conduit
d’adsorption de type II ou III.
quement une fonction du potentiel de ce champ ε :
ilibre.
W = f(
pour décrire les systèmes gaz-adsorbant avec
les pores dont la distribution
ynamique de Dubinin-Polanyi
ncept de recouvrement en surface, dans le modèle
ar la notion de remplissage en volume des pores
ants contenant un grand nombre de micropores
orie du potentiel de Polanyi [13][15]. Avec cette
les interactions entre les molécules du réfrigérant
t déterminées par un champ de potentiel et que le
ε) (I.16)
nte,
30
Le modèle empirique proposé par Dubinin-Radushkevich est donné par :
ale adsorbable par unité de masse d’adsorbant,
β un paramètre de normalisation.
duit un paramètre supplémentaire n lié à la distribution des tailles de
pores :
ramme d’adsorbant à la température T et à la
ression P est donnée par :
rant prise approximativement égale à
celle du liquide à la même température.
male du réfrigérant adsorbée par kg d’adsorbant est aussi
do
yi réside dans leur
inconsistance thermodynamique aux faibles pressions [2].
m0 = ρ(T) w0 (I.20)
W = W0 exp(-kε2/β2) (I.17)
avec W le volume adsorbé par unité de masse d’adsorbant,
W0 le volume maxim
k une constante,
Un autre modèle utilisant la même approche est proposé par Dubinin-Astakhov.
qui intro
W = W0 exp(-kεn/βn) (I.18)
La masse adsorbée par kilog
p
m(T,P) = ρ(T) W (I.19)
ρ(T) est la masse volumique du réfrigé
La masse maxi
nnée par :
Un des défauts majeurs des modèles de Dubinin-Polan
31
I. 7 Isostères d’adsorption
isostères sont représentées par l'équation empirique de type Clausius Clapeyron :
Q est la chaleur d’adsorption,
La relation donnant les pressions d’équilibre en fonction de la température pour
une quantité de réfrigérant m constante est appelée isostère. Généralement les
V∆ est la variation de volume molaire entre la phase
gazeuse et la phase adsorbée.
ans la phase gazeuse, et si on suppose que le gaz est parfait, on peut écrire :
est la constante des gaz parfait ;
I. 22),
’intégration de l’équation (I. 23) permet d’écrire :
Si l’on néglige le volume molaire du corps adsorbé en comparaison avec celui
d
R
et, par suite d’après l’équation (I. 21) et (
L
CRTQ-Pln +=
(I.21)VTQ
TP
m ∆=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛∂∂
(I.22)PV =∆
(I.23)2m RTQ
TPln
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
∂∂
(I.24)
RT
32
où C est une constante.
Donc lnP est une fonction linéaire de 1/T) qui peut s’écrire pour un couple
(-donné sous la forme :
TBAPln +=
A et B sont respectivement l’abscisse à l’origine et la pente pour chaque
ture, les isostères sont linéaires dans le diagramme de Clapeyron, donc A
t B sont fonction de m seule nt, on peut alors écrire d’après l’équation (I.24) et
ù A(m) et B(m) sont des fonctions polynomiales de m seulement, et le tracé des
dsorption peut donc être déterminée à partir d’une droite
Des exemples d’équations d’équilibre et de chaleurs d’adsorption sont données
dans le tableau I. 3 pour plusieurs couples adsorbant réfrigérant.
(I.25)
isostère m.
Si dans un certain domaine de température Q et C sont indépendants de la
tempéra
e me
(I.25) :
C= A(m) et B(m) = R
− (I.26) Q
O
isostères expérimentales permet de les calculer [17] [18]. De ce fait, la chaleur d’a
représentant la variation de ln P en fonction de (-1/T) dans le diagramme de
Clapeyron (figure I. 5).
33
34
références Equation d’équilibre Adsorbant- réfrigérant Chaleur d’adsorption
[17] ln(p) = a(w) + b(w)/T ;
a(w) = a0+a1w+a2w2+a3w3 ;
b(w) = b0+b1w+b2w2+b3w3
Charbon actif -
méthanol b(w)= b0+b1w+b2w2+b3w3=∆H(w)/R
[19] ln(p) = a(w) + b(w)/T ;
a(w) = a0+a1w+a2w2+a3w3 ;
b(w) = b0+b1w+b2w2+b3w3
zéolithe 4A- eau,
zéolithe 13X- eau b(w)= b0+b1w+b2w2+b3w3=∆H(w)/R
[20]
m = K ( PsP )n
K= 0,346 Kg/Kg et n= 1, 6;
ln PS = 25, 1948 – T
26,5098
Gel de silice constante
[7] Equation Dubinin-Astakhov :
w= w0 exp[-D(T/β)n(lnP/Ps)n]
Charbon actif-m l
Charbon ac
ammonia
∆H = Rln(p2/p1)/((1/T1)-(1/T2))
[18] m =w0ρ(T)exp[-D(Tln(Ps(T)/P)n ] Charbon actif-m l
Equation de Clapeyron pour un gaz idéal :
∆ p ) H = RT2( /ln∂ T∂
[21] ln(P/Ps) = Σanmn+1/TΣbnmn zéolithe 13X Σbnmn
Tableau I.3 : Exemples d’équations d’équilibre e leurs d’adsorption
34
-eau
éthano
tif -
c
éthano
- eau
t de cha
CHAPITRE II : EXEMPLES DE PROTOTYPES DE
REFRIGERATEURS SOLAIRES A ADSORPTION A travers le monde, des équipes de recherche s’intéressent à ce type de machine
de production de froid. Ces équipes se sont consacrées au début à l’établissement
de modèles de machines frigorifiques solaires [22] [23] [24] permettant de simuler le
fonctionnement de la machine frigorifique à partir des données solaires réelles.
D’autres équipes sont passées au stade de l’expérimentation sous un soleil artificiel
[25] [26] [9] où réel [27] [28]. Nous allons citer, selon le couple adsorbant
réfrigérant utilisé, quelques réalisations expérimentables de machines frigorifiques
solaires à adsorption qui ont été couronnées de succès.
II. 1 Prototype utilisant le couple zéolithe- eau
L’eau ne pouvant s’évaporer à des températures inférieures à zéro °C, le couple
zéolithe–eau est limité au domaine où la température est supérieure ou égale à zéro
°C. S’il s’agit simplement de maintenir un volume à quelques degrés au dessus de
zéro °C, une évaporation à zéro °C suffit. De ce fait, ce couple est plus adapté au
domaine de la climatisation.
A la fin des années 70 Tchernev [29] a étudié ce couple pour la climatisation.
Wang [30] a aussi utilisé ce couple pour la climatisation d’une locomotive de train.
Meunier, un des pionniers dans le domaine de l’adsorption, a étudié théoriquement
et expérimentalement le couple zéolithe eau [31] [32] [33] et montré que ce couple
est le plus adapté pour l’obtention de températures supérieures où égales à 0°C. Son
équipe a réalisé deux installations expérimentales:
• Une glacière solaire de volume de 150 litres. Le capteur, de surface égale à
0.8 m2, contient 23kg de zéolithe13X [34]. La quantité moyenne de glace
produite à l’évaporateur est de 7.5 kg par m2 de capteur. Le coefficient de
performance solaire obtenu est de l’ordre de 0,1.
• Grenier et al [35] ont étudié un entrepôt frigorifique de volume 12 m3 muni
de 24 capteurs plans dont la surface est 20 m2. Les performances ont
35
montré que le COP solaire est toujours voisin de 0.1, correspondant à une
production de glace dans l’évaporateur de 7kg par m2 de capteur et
permettant de maintenir un écart de 20°C entre la température ambiante et
les produits entreposés dans la chambre froide.
Figure II.1 : photo de l’entrepôt frigorifique solaire à adsorption
II.2 Prototype utilisant le couple charbon actif - méthanol
36
Le couple le plus étudié dans le domaine de la réfrigération solaire par adsorption est
le charbon actif méthanol en raison de sa capacité à produire du froid à des
températures inférieures à 0°C.
Une machine à glace solaire à adsorption a été réalisée par l’équipe de Meunier à
Orsay [22] en France. La surface du capteur plan est de 6m2 et la masse du charbon
actif est 135 kg. La masse de glace produite à l’évaporateur était de 30 à 35 kg et le
COP solaire variait entre 0.07 et 0.12.
Trois machines à glace, réalisées et commercialisées par la société BLM –France
sous licence CNRS –LMSI, ont été expérimentées dans le site d’Agadir (Sud du
Maroc) [36]. L’analyse des résultats obtenus, durant la période 22 mai - 17 juillet
1990, montre que le COP solaire obtenu variait entre 0.08 et 0.12 du même ordre de
grandeur que celui de la machine à glace solaire expérimentée au LIMSI [22] et que
la masse de glace produite à l’évaporateur, chaque jour, était de 5.2 kg par m2 de
surface de captation solaire.
Anyanwu et Ezekwe [37] ont fabriqué et testé un prototype de réfrigérateur solaire à
charbon actif- méthanol. Contrairement aux autres réalisations que nous venons de
citer, le capteur, de surface 12 m2, est constitué de 6 tubes en acier inoxydable
remplis de charbon actif AC35. Les températures obtenues dans la chambre froide
du réfrigérateur étaient comprises entre 1°C et 8.5 °C pour une température
ambiante entre 18.5 °C et 34 °C.
A l’université de Jiao Tang de Shangai en chine, l’équipe de Li et Wang a étudié une
installation hybride [38] [39] utilisant le couple charbon actif–méthanol. Ce système
comporte un chauffe -eau solaire et une machine à glace à adsorption. L’installation
est représentée sur la figure II.2.
37
43
2
Eau sanitaire
froide
Eau sanitaire chaude
1 5
6
78
1 Chauffe eau solaire 2 Réservoir d’eau 3 Capteur contenant l’adsorbant 4 Condenseur 5 Réservoir méthanol 6 Vanne 7 Evaporateur 8 Chambre froide
Figure II. 2: schéma de la machine hybride solaire à adsorption
Dans ce cas d’expérimentation, le générateur sous forme cylindrique (contenant le
charbon actif) est placé dans un réservoir d’eau.
Le jour, le chauffe-eau solaire chauffe l’eau du réservoir contenant le générateur. La
nuit, l’eau chaude, retirée du chauffe-eau, est stockée dans un autre réservoir pour
une utilisation ultérieure domestique et remplacée ensuite par l’eau du réseau. Ainsi,
le générateur refroidi provoque la production de la glace dans l’évaporateur. Ce
système permet, pour un capteur de 2 m2, de produire 60 litres d’eau chaude à des
températures autour de 80 °C et 10 kg de glace par jour.
A l’université de la province de Yunnan en Chine, l’équipe de Li et Wang ont
construit et testé une machine à glace solaire autonome, sans vannes et sans
réservoir de méthanol [40], utilisant le couple charbon actif–méthanol.
Cette machine testée d’abord sous des conditions climatiques réelles a donné des
COP solaires entre 0.12 et 0.13. Ensuite elle a fonctionné à l’intérieur du laboratoire
sous un ensoleillement artificiel (reproduisant les valeurs des ensoleillements réels
reçus par l’unité sous des conditions climatiques réelles).
Les COP solaires obtenus étaient situés entre 0.137 et 0.146 plus importants que
lorsque l’unité était sous ensoleillement réel. De ce travail, on peut remarquer que le
38
conditions climatiques (température ambiante, vitesse du vent, ensoleillement...)
influencent les performances de la machine. Ceci sera montré dans ce travail.
II.3 Prototype utilisant le couple gel de silice –eau
Le couple gel de silice-eau a été moins étudié que les couples zéolithe –eau et
charbon actif-méthanol.
Sakoda [41] a étudié un prototype expérimental utilisant le couple silicagel-eau. Le
capteur, de 0.25 m2 de surface et d’épaisseur 5 cm, contient 1kg de gel de silice.
L’unité a pu atteindre un COP thermique de 0.2 pour une journée claire d’insolation
égale à 19.3 MJ par m2. D’après Sakoda, le COP thermique peut atteindre 0.4 pour
un capteur solaire de 0.4 m2.
En Suisse, au sein du Laboratoire d’Energétique Solaire et de Physique du Bâtiment
(EIVD), l’équipe de Philippe Dind a construit et expérimenté, durant le mois de
septembre 2000, un prototype de réfrigérateur solaire à adsorption [42] utilisant le
couple gel de silice-eau. Dans ce travail le capteur à tubes dont la surface est de 2
m2 est muni d’un double- vitrage. Testé au laboratoire sous ensoleillement artificiel,
les performances du système ont montré que le COP solaire brut pouvait atteindre
0.19. Cette valeur est supérieure à celles atteintes par d’autres systèmes de
réfrigération solaire sous des conditions climatiques réelles.
II.4 Prototype utilisant le couple charbon actif- ammoniac
Le couple charbon actif-ammoniac a été étudié principalement par Critoph [7] [43] [44] [45] [46] qui a montré que (lorsque les pressions de fonctionnement sont
supérieures à la pression atmosphérique) l’ammoniac est le réfrigérant le mieux
adapté pour la production du froid quand l’adsorbant est du charbon actif.
Sous ensoleillement artificiel, Critoph a étudié un réfrigérateur solaire à adsorption
utilisant le couple charbon actif –ammoniac [25]. Le capteur composé de 14 tubes,
de 2 m de long, en acier inoxydable, a une surface de captation d’environ 1.43 m2.
Ces tubes sont revêtus d’une surface sélective (MaxorbTM ). Une masse de 17 kg de
charbon actif est répartie dans les tubes du capteur. Un condenseur à eau, formé par
un tube de 4 m de long en acier inoxydable, est immergé dans un réservoir de 100
39
litres. L’évaporateur, formé par un tube en spiral en acier inoxydable est immergé
dans un volume de 0.4 litre d’eau. Le COP solaire atteint est de 0.061 pour une
énergie incidente de 19.98 MJ et la température à l’évaporateur est de l’ordre de
0.9°C.
Critoph a aussi étudié un système, de conditionnement d’air avec le couple charbon
actif-ammoniac [44]. Ce système est basé sur l’utilisation de modules tubulaires à
adsorption. Chaque module comprend un générateur et un évaporateur-
condenseur. Le générateur est un tube en acier, de 12.7mm de diamètre extérieur,
contenant 3 mm d’épaisseur de charbon actif concentrique au tube. Le module,
fabriqué et testé sur un banc d’essai, a été chauffé par un flux d’air chaud (150°C) et
refroidi par un flux d’air à la température ambainte. Se basant sur les résultats
expérimentaux d’un seul module, Critoph a établi un modèle comprenant 16 modules
dont chacun est de 1m de longueur et de 0.0127 m de diamètre. La température du
flux d’air de chauffage est de 200 °C et le temps pour réaliser un cycle est 864 s.
D’après les résultats de la simulation la température moyenne d’évaporation est de
l’ordre de 8.9 °C et le COP thermique est de l’ordre 0.6.
Bougard a étudié une machine frigorifique solaire domestique utilisant le couple
charbon actif-ammoniac [47]. Le capteur, de surface 1.32 m2, est constitué de 4
tubes ailettés longitudinalement et connectés en parallèle. La masse de charbon actif
utilisée est de 13.25 kg. Des essais, sous ensoleillement artificiel, ont donné, pour
une température ambiante de 25°C et une évaporation à -5°C, une masse cyclée de
1.24 kg d’ammoniac. Cette masse cyclée permet la production de 1 kg de glace.
Mimet a réalisé un prototype fonctionnant avec le couple charbon actif-ammoniac
[48]. Le générateur utilisé est un réservoir cylindrique à double enveloppe en acier.
Le tube central, de volume 2.215 litres, contient le charbon actif. Ce générateur est
chauffé par une source de chaleur à haute température et refroidi par l’eau du
réseau. L’expérimentation de ce prototype a montré que la quantité de froid produite
à l’évaporateur se fait bien entre 0°C et -10°C. Mimet a montré aussi qu’une masse
de 3kg de charbon actif peut fabriquer 1 kg de glace quand la température de
régénération est de 100°C.
40
Récemment, Wang a conçu et fabriqué une machine à glace avec caloduc [49] pour
les bateaux de pêche. L’utilisation du caloduc (enceinte cylindrique fermée
possédant une haute conductivité thermique grâce à l’utilisation des phénomènes
d’évaporation et de condensation du fluide interne) a permis d’une part de mettre en
jeu des puissances très élevées pour chauffer le capteur et d’autre part de résoudre
le problème de corrosion entre l’eau de mer et l’acier de l’adsorbeur contenant
l’ammoniac. Pour une amélioration des performances d’adsorption, un composé de
charbon actif et de chlorure de calcium a été utilisé. De plus l’utilisation de deux lits
d’adsorption avec récupération de chaleur a permis d’atteindre des températures
d’évaporation plus basses, au dessous de -42°C, et un COP thermique de l’ordre de
0.41.
41
CHAPITRE III : DESCRIPTION DE L’INSTALLATION
EXPERIMENTALE La machine frigorifique solaire à adsorption que nous avons fabriquée entièrement et
expérimentée au laboratoire d’énergie solaire de la Faculté des Sciences de Rabat,
depuis l’an 2000, utilise les performances du couple charbon actif- méthanol. Le
choix du couple et le dimensionnement de la machine reposent sur les travaux
effectués au laboratoire d’énergie solaire de la Faculté des Sciences de Rabat [23] [24] [50] [51] [52]. Le type de charbon actif utilisé dans ce travail est le AC35, basé sur les travaux de
simulation réalisés antérieurement dans notre laboratoire sur le site de Rabat [50]. Le dimensionnement du capteur repose sur une étude comparative, réalisée à
Orsay, sur deux capteurs solaires plans de 1 m2 de surface de captation où les
épaisseurs de la couche de charbon actif AC35 étaient respectivement de 5 cm et de
6 cm. Cette étude a montré que l’épaisseur 5 cm correspondant à 19 kg de AC35
donne les meilleures performances dans le climat de Paris [53].
Comme les conditions météorologiques de Rabat sont assez différentes de celles de
Paris, Lemmini [17] a testé, par simulation en utilisant les données météorologiques
réelles (Ensoleillement, Température ambiante) du site de Rabat, cinq épaisseurs
correspondant à 13, 15, 19, 23 et 27 kg de AC35 par m2 de capteur. La comparaison
des performances, effectuée sur la période d’été et d’hiver, a montré que le froid
produit moyen n’est pas très sensible à la masse d’adsorbant (figure III. 1).
Cependant, les meilleurs résultats sont obtenus pour une masse d’adsorbant de 19
kg par m2 de capteur, correspondant à la valeur observée expérimentalement à
Orsay.
42
2050
2100
1850
1800
1900
13
2000
15 19 23
1950
27
FRO
ID P
RO
DU
IT M
OYE
N (K
J/m
2 )
Figure III.1 : Influence de la masse d’adsorbant sur le froid produit [17]
MASSE DE CHARBON ACTIF en kg/m2
III.1 Composants de la machine frigorifique solaire à adsorption Les éléments essentiels de l’unité sont le capteur plan, le condenseur et
l’évaporateur.
L’unité a été entièrement fabriquée au laboratoire d’énergie solaire de la Faculté des
Sciences de Rabat.
III.1. 1. Le capteur plan
Le capteur plan, fabriqué à partir de plaques en cuivre d’épaisseur 1,2 mm est
représenté sur la figure III.2.
C’est un parallélépipède de côté 85 cm (dont le choix de la dimension sera
expliqué au paragraphe III.2.1).
L’épaisseur du capteur est constituée :
43
- d’un espace de 5 cm rempli de 14.5 kg de charbon actif AC35, sous forme de
grain cylindrique. 13 ailettes en cuivre assurent le transfert de chaleur entre la face
avant et l’intérieur du capteur (figure III.3)
44
Figure III. 3 : Photo du capteur avec ailettes
- D’un espace vide de 1 cm, aménagé entre le lit de charbon actif et la plaque
arrière du capteur à l’aide d’une grille en inox (figure III.4 a).
Grille en inox
Cet espace permet une bonne répartition de la vapeur de méthanol, pour qu’elle
puisse transiter vers le condenseur sans résistance. Pour la tenue mécanique de
la grille, 24 entretoises en cuivre sont placées sur la plaque arrière du capteur
a)
1 cm
Orifice
b)
Fi s gure III. 4 : Schémas descriptifs du capteur plan (a) et Photo du capteur avec leentretoises (b)
45
(figure III.4 b). Elles sont conçues de telle façon à laisser transiter librement le
gaz.
La face avant du capteur de surface de 0,73 m2 (figure III.2), destinée à recevoir le
rayonnement solaire, a été préalablement traitée par une peinture noire
permettant une bonne absorption du rayonnement solaire dans le spectre visible
et une faible émission dans le spectre du proche infrarouge.
Pour favoriser le chauffage du capteur le jour, celui-ci est placé dans un boîtier
carré couvert d’une plaque en verre afin de produire l’effet de serre (figure
III.5).
Pour réduire les pertes calorifiques au niveau du capteur, le jour, des volets
d’isolation contenant de laine de verre sont utilisés pour isoler la face arrière et les
côtés du capteur plan.
46
L’isolation de la plaque arrière est conçue de façon à être enlevée le soir lors du
refroidissement du capteur.
III .1.2. Le condenseur à air Le condenseur à air, que nous avons réalisé (figures III.6 (a) et (b)) est constitué
de 4 tubes en cuivre de longueur 5,2 m, d’épaisseur de 1mm et de diamètre
intérieur 26 mm. Il contient 380 ailettes espacées de 10 mm. Chaque ailette en
cuivre a une forme carrée de 100 mm de côté et d’épaisseur 0,5 mm. La surface
d’échange du condenseur est de 7,5 m2. Son volume est égal à 2,8 l.
Le condenseur est positionné dans l’installation frigorifique solaire de manière que
le condensat s’écoule, par l’un des orifices, facilement sous l’effet de la gravité,
vers l’évaporateur (figure III. 6 (b)).
ailettes
Figure III. 6 (a) : Schéma du condenseur à air
47
Figure III. 6 (b) : Photo du condenseur
III. 1. 3 L’évaporateur et la chambre froide L’évaporateur (figure III. 7) est constitué de tubes en cuivre d’épaisseur 1mm et
de diamètre intérieur 38 mm permettant d’avoir une surface d’échange de 0,61
m2. Il a été dimensionné en tenant compte de la quantité de méthanol cyclée, de
la surface d’échange avec l’air ambiant de la chambre froide et de l’espace vide
qui devrait être laissé à l’intérieur de l’évaporateur pour faciliter l’évaporation et la
circulation de la vapeur du méthanol. La quantité de méthanol introduite
initialement dans l’évaporateur est de 3 litres.
35 cm
27.4
cm
44 cm
2 1
48
La chambre froide représentée sur les figures III. 8 (a) et (b), a un volume de 113
litres. Elle contient l’évaporateur qui permet son refroidissement pendant la phase
de production de froid.
Pour minimiser le transfert de chaleur entre l’ambiance et la chambre froide, nous
avons isolé cette dernière avec 10 cm de laine de verre.
(a)
Photo de la chambre froide
45 cm
56 c
m
(b)
Figure III. 8 : La chambre froide
49
III.2 Fabrication et soudure des différents éléments de
l’installation Au cours de la fabrication des différents éléments de la machine notamment le
capteur, élément moteur de la machine, un soin particulier a été observée pendant la
soudure, car le réfrigérateur fonctionne à des pressions très inférieures à la pression
atmosphérique. Pour la soudure du cuivre, elle a été réalisée avec de l’argent dont la
fluidité permet une bonne infiltration entre les surfaces en cuivre. Le choix du cuivre
pour la fabrication du capteur, du condenseur et de l’évaporateur est dû non
seulement au fait qu’il soit bon conducteur de la chaleur, mais aussi pour des raisons
techniques liées aux contraintes d’une soudure étanche.
III.2.1 Expérience avec un capteur plan de 1 m2
Le premier capteur plan réalisé avait une surface de 1 m2 et été constitué de 6
plaques séparées nécessitant les soudures sur 12 arrêtes. Après soudure, les
tests d’étanchéité du capteur avaient révélé des micro fuites, impossible à déceler
l’endroit exacte car ceci nécessitait un détecteur de micro fuites à hélium dont
l’octroie était au dessus des moyens financiers du laboratoire.
Aussi nous avons opté pour la fabrication d’un deuxième capteur, essayant de
minimiser les côtés à souder afin de réduire les risques de fuites.
Pour ce faire, une seule plaque est utilisée pour former la face arrière et les côtés
latéraux constituant l’épaisseur de 6 cm du capteur. La figure III. 9 montre
comment la plaque arrière du capteur est pliée sur les bords pour former
l’épaisseur du capteur. Cette façon de procéder a permis de réduire le nombre de
côté à souder à 8 au lieu de 12.
Cependant comme les plaques en cuivre, qui sont disponibles dans le commerce,
ont les dimensions 1m x 2m, le parallélépipède obtenu a un côté de 85 cm au lieu
de 1m ce qui réduit la surface de captation solaire à 0.73 m2 au lieu de 1 m2.
50
Figure III. 9 : Schéma de la plaque arrière et les côtés latéraux du capteur III.3 Préparation préliminaire et dégazage de l’installation Comme nous l’avons déjà signalé au chapitre II, la machine frigorifique solaire à
adsorption fonctionne à des pressions inférieures à la pression atmosphérique,
l’étanchéité de ces unités est primordiale pour le bon fonctionnement du couple
adsorbant – réfrigérant.
Ainsi avant de procéder à la mise en fonctionnement de la machine frigorifique
solaire à adsorption, des étapes préliminaires et principales sont très utiles pour
son bon fonctionnement.
La première étape consiste à vérifier l’étanchéité de chaque élément (capteur,
condenseur, évaporateur). Ces éléments sont ensuite connectés entre eux pour
former la machine. L’étanchéité du réfrigérateur est vérifiée avant l’introduction du
méthanol. Enfin, on introduit le méthanol et on procède au pompage de l’unité qui
doit fonctionner sous vide.
III. 3. 1 Vérification de l’étanchéité de chaque élément de l’installation
Chaque élément, bien nettoyé, est soumis à un pompage poussé de longue durée
(Figure III. 10) jusqu’à la pression limite de la pompe (voir annexe A1).
51
Figure III. 10 : Test de l’étanchéité du condenseur au laboratoire
Le capteur de pression (voir annexe A1) relié à l’élément à tester et au système
d’acquisition permet de suivre l’évolution de la pression en fonction du temps.
L’étanchéité est parfaite si la pression reste faible (en variant légèrement avec la
température ambiante) pendant une durée de plusieurs jours (3 à 4 jours).
III. 3. 2 Vérification de l’étanchéité de l’installation sans méthanol
Lorsque l’étanchéité de chaque élément a été vérifiée, la machine a été montée,
sur le toit du laboratoire, en utilisant des vannes et des tuyaux flexibles pour
connecter les éléments entre eux (annexe A1, figure A1.1). Pour les besoins de
l’expérimentation, un capteur de pression et des thermocouples sont installés
(annexe A1).
Un pompage poussé a permis de faire baisser la pression et d’évacuer l’air
introduit dans l’unité. Le détail du processus du pompage et du dégazage du
prototype de réfrigération est décrit en annexe A2.
52
III. 3. 3 Dégazage de la machine frigorifique solaire à adsorption contenant le méthanol
Une fois l’unité est parfaitement étanche on procède, à l’introduction du méthanol
dans l’évaporateur. Un autre pompage est donc nécessaire pour évacuer cet air.
Cependant comme le méthanol est toxique et très volatile, un soin particulier doit
être observé pendant l’opération de pompage qui nécessite l’utilisation d’un piège
froid pour piéger les vapeurs de méthanol qui risquent d’être libérées lors du
dégazage du prototype. Le détail du processus de pompage avec un piège à froid
est décrit en annexe A2.
Lorsque l’étanchéité de l’unité contenant le couple AC35 – méthanol a été vérifiée,
on procède à l’expérimentation de la machine qui est placée sur le toit du
laboratoire d’Energie Solaire de la Faculté des Sciences de Rabat. La
figure III.11 donne la photo de l’installation frigorifique solaire.
FigureIII.11 Photo de la machine frigorifique solaire à adsorption fabriquée au Laboratoire d’Energie Solaire
53
Les performances du réfrigérateur sont calculées à partir de la connaissance de
l’évolution des températures du capteur, du condenseur, de l’évaporateur et de la
chambre froide, ainsi que celle des pressions du réfrigérant dans le capteur, le
condenseur et l’évaporateur.
Les instruments de mesures utilisés (voir annexe A1), dotés d’une sortie analogique,
sont branchés sur une centrale d’acquisition permettant la lecture et l’enregistrement
des mesures (la figure III. 12). L’acquisition des données est faite à partir de trois
cartes de conversion analogique - numérique de 20 canaux chacune, installées sur
une unité d’acquisition Hewlet – Packard 3497 A.
Le programme d’acquisition, d’enregistrement et de traitement des données
journalières, est exécuté en Turbo Pascal sur un micro-ordinateur lié à l’unité
d’acquisition Hewlet – Packard 3497 A. Le pas de temps utilisé pour stocker les
mesures expérimentales est de 6 minutes.
Terrasse
1 : capteur de mesure de pression.
2 : condenseur à air.
3 : piège à froid.
4 : pompe à vide.
: vannes d’isolement Edwards.
: vannes d’isolement .
: tubes flexibles.
capteur
Chambre froide
3
4
2
1
ordinateur
Chaîne d’acquisition
Figure III. 12 : Schéma général de l’installation
54
CHAPITRE IV : EXPERIMENTATION DU REFRIGERATEUR SOLAIRE A ADSORPTION
Dans ce chapitre, Nous présentons le mode opératoire et les résultats
expérimentaux de la machine frigorifique solaire à adsorption utilisant le couple
charbon actif- méthanol.
IV.1 Interventions manuelles quotidiennes appliquées au réfrigérateur Le réfrigérateur effectue un cycle de 24 heures. Des interventions manuelles
quotidiennes sont nécessaires le matin et le soir pour mettre (ou enlever) l’isolation
arrière du capteur et pour fermer (ou ouvrir) la vanne entre le capteur et le
condenseur ou la vanne entre le capteur et l’évaporateur.
Le jour : (figure IV. 1)
Début de journée: A 8h30, on ferme la vanne capteur – évaporateur . Les 2
autres vannes ( et ) étant fermées et on isole la face arrière du capteur. 3 1Le rayonnement solaire chauffe le capteur en faisant augmenter progressivement
sa température ce qui entraîne une élévation de la pression de vapeur du réfrigérant
dans le capteur.
3
Volet d’isolation
2
1
Figure IV. 1 : Intervention au début de journée.
55
Milieu de matinée: Lorsque la pression dans le capteur atteint la valeur de la
pression de vapeur saturante du méthanol correspondant à la température du
condenseur on ouvre la vanne (figure IV. 2). La désorption commence et les
vapeurs de méthanol vont se condenser dans le condenseur.
1
L’énergie solaire reçue par le capteur sert à augmenter sa température et à la
désorption du réfrigérant contenu dans le charbon actif.
2
3
1
Figure IV. 2 : Intervention au milieu de matinée.
Fin d’après midi : Lorsque l’énergie solaire commence à diminuer, on ferme la
vanne et on enlève l’isolation arrière du capteur (figure IV. 3). La température ducapteur décroît entraînant une baisse de pression dans le capteur. A 18h on ouvre
la vanne pour permettre au méthanol, sous forme liquide, de passer dans
l’évaporateur. Cette vanne est fermée ensuite pour isoler l’évaporateur du
condenseur et on ouvre la vanne .
1
3
2
56
Nuit : Le capteur se refroidit (sa pression diminue) par convection naturelle avec
Figure IV. 3 : Intervention à la fin d’après midi.
3
1 2
l’air ambiant (figure IV. 4). Plus la température ambiante est faible, plus le
refroidissement est meilleur. La vitesse du vent favorise aussi le refroidissement du
capteur.
Le charbon actif en se refroidissant adsorbe le réfrigérant qui s’évapore en
produisant du froid dans l’évaporateur ce qui refroidit la chambre froide.
Figure IV. 4 : Etat de l’installation la nuit.
3
2 1
57
IV. 2 Influence des volets d’isolation
Pour voir l’impact des volets d’isolation sur les performances de la machine, nous
avons choisi deux journées typiques, le 29 et le 30 Août 2003, de même
conditions climatiques (même ensoleillement et même température ambiante)
(figure IV. 5 (a)). Pour la journée du 29 Août la partie arrière du capteur n’est pas
dotée de volet d’isolation.
La figure IV. 5 (b) montre que pour la journée du 29 Août le gradient de
température entre la face avant et la face arrière du capteur est supérieur à 30°C,
et que la face arrière atteint difficilement 50°C. Par contre, lorsque la face arrière
du capteur est équipée de volets d’isolation (journée 30 Août 2003) le gradient de
température entre la face avant et la face arrière est plus faible et la température
de la face arrière dépasse 65°C. Ainsi la présence des volets d’isolation, favorise
le chauffage du capteur le jour et donc la désorption. Cependant, durant la phase
d’adsorption où le capteur doit être bien refroidit, les volets d’isolation doivent être
retirés.
IV. 3 Influence de la présence d’air dans l’installation
La présence d’air, élément isolant, affecte le transfert thermique dans le capteur
et les performances du cycle de fonctionnement. Cet effet est illustré par les
résultats des premiers jours de fonctionnement de la machine frigorifique
(figure IV. 6). On remarque (figure IV. 6b) que l’unité produit du froid seulement le
28 et le 30 Septembre où les températures des faces arrière et avant atteignent
respectivement des températures supérieures à 70°C et 80°C. D’après les
résultats publiés par Meunier et al [54] [55], les températures seuil du charbon
actif pour la désorption sont plus faibles, ce qui nous a conduit à supposer qu’il y a
une présence d’air dans l’unité. De plus, la production du froid à l’évaporateur est
très faible même si le rayonnement solaire reçu par le capteur est important
(figure IV. 6a). Un pompage d’air, plus poussé, a permis d’améliorer les
performances comme nous allons le montrer ci-après.
58
(a)
Temps(h) 0
200
400
600
800
1000
1200
4 12 20 4 12 20 4
Sola
r ir
radi
atio
n (w
/m2)
20
24
28
32
36
40
Tem
pera
ture
(°C
)Te
mpé
ratu
re (°
C)
E(W/m2)
Tam
I (w/m2) Ta
Irrad
ianc
e (w
/m2 )
( b)
4 12 20 4 12 20 40
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Temps(h)
Tav
TarTavTar
Tem
pera
ture
(°C
)
‘
Tem
péra
ture
(°C
)
29 Août 2003 30 Août 2003
Figure IV. 5 : Evolution le 29 et le 30 Août de :
Le premier jour le capteur n’est pas doté de volets d’isolation, le deuxième
(a) l’irradiance reçue par le capteur et la température ambiante moyenne.
(b) la température de la face avant et de la face arrière du capteur
jour l
e
capteur est muni de volets d’isolation.
59
60
1200
1000
800
600 400 200
0 0 12 0 12 0 12 0 12 0 12 0 12
20
I (w/m2) Ta
28 (a)
26
Tem
péra
ture
(°C
)
Irrad
ianc
e (w
/m2)
24
22
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
(b)
0 12 0 12 0 12 0 12 0 12 0 12 30/09/03 1/10/03 29/09/0328/09/0326/09/03 27/09/03
Temps(h)
Tav Tar Te
Tem
péra
ture
(°C
)
Figure IV. 6 : Evolution, du 26 Septembre au 1er Octobre de : (a) la température
ambiante et l’irradiance reçue par le capteur. (b) la température de
la face avant, et arrière, du capteur et de l’évaporateur.
IV. 4 Résultats expérimentaux
Parmi les résultats expérimentaux obtenus nous allons présenter deux séquences
de fonctionnement. La première s’étend du 13 au 26 Mars 2004 [56] [57], la
seconde est obtenue pour la période du 2 au 15 Avril 2004 [58] [59]. Le tableau IV. 1 donne les caractéristiques climatiques de chaque jour pour les
deux séquences.
IV. 4. 1 Fonctionnement typique
Pour illustrer le fonctionnement du réfrigérateur dans le climat de Rabat, nous
avons choisi quatre jours de la séquence d’Avril de conditions climatiques
différentes (voir tableau IV. 1):
un jour clair et bien ensoleillé (11 Avril 2004) ;
un jour clair le matin avec quelques passages nuageux l’après midi
(4 Avril 2004) ;
un jour d’ensoleillement moyen (5 Avril 2004) ;
un jour de mauvaises conditions climatiques avec des éclaircies
(8 Avril 2004).
Les figures IV. 7, IV. 8, IV. 9 et IV. 10, donnent, pour ces jours, l’évolution :
-(a) de l’irradiation solaire ;
-(b) des températures du condenseur et de l’ambiance ;
-(c) de la pression dans l’installation ;
-(d) des températures de la chambre froide et de l’évaporateur.
On remarque que l’unité produit toujours du froid même pour la journée de
mauvais ensoleillement.
61
jour E (kJ/m2)
Eu (kJ/m2)
Ta (°C)
Taj (°C)
Tan (°C)
Vj (m/s)
Vn (m/s) Etat du ciel
13/03 15312 11350 13.6 13.8 13.4 2.9 1.3 Pluie + éclaircies après midi 14/03 17479 8843 13.5 14.5 12.5 1.4 0.4 Pluie + éclaircies après midi 15/03 21671 15226 14.3 15.4 13.2 1.6 1.1 Passages nuageux le matin, Clair après midi 16/03 25513 18933 15.6 16.6 14.5 2.1 0.5 Clair 17/03 25576 17230 16.1 17.2 15.0 2.0 0.3 Clair 18/03 22944 17266 16.2 17.1 15.3 1.7 1.4 Passages nuageux le matin, éclaircie après midi 19/03 23417 16578 16.5 16.9 16.1 2.3 1.0 Passages nuageux le matin 20/03 26011 18804 17.7 19.0 16.3 3.4 0.3 Clair 21/03 25048 19605 16.2 16.7 15.7 1.2 0.5 Clair 22/03 23867 14108 16.0 18.7 13.3 2.3 0.6 Passages nuageux le matin, clair après midi 23/03 27308 18366 14.5 16.3 12.6 2.4 0.6 Clair 24/03 18392 9051 14.4 15.25 13.6 2.0 1.1 couvert 25/03 19372 12850 16.6 16.9 16.3 2.2 2.9 Eclaircies le matin, couvert après midi 26/03 12429 10069 15.6 15.7 15.4 2.8 0.9 Pluie avec éclaircies après midi
2/04 24327 16440 15.1 16.8 13.3 1.7 1.1 Passages nuageux3/04 27922 21101 15.2 16.3 14.0 3.3 0.3 Clair 4/04 25507 19627 16.6 16.0 17.1 1.4 0.5 Clair matin, passages nuageux après midi 5/04 24084 19185 20.5 20.7 20.3 1.6 0.9 Clair avec des nuages dispersés dans le ciel 7/04 26547 21200 21.5 23.4 19.5 1.6 1.1 Passages nuageux 8/04 17280 10600 18.7 20.6 16.8 2.4 2.2 Pluie + éclaircies 9/04 11594 5611 16.4 18.1 14.6 2.9 1.4 Pluie
10/04 23453 18377 15.7 17.0 14.4 2.4 0.9 Eclaircies + pluie 11/04 28378 20564 15.3 17.6 12.9 1.7 1.2 clair 12/04 28092 20886 14.7 15.3 14.1 3.0 1.4 clair13/04 26944 19680 16.4 17.2 15.6 3.3 1.9 Clair+ passages nuageux après midi 14/04 23829 17969 16.5 16.4 16.5 2.1 1.5 Nuages+ éclaircies 15/04 11680 7767 15.6 15.5 15.7 2.7 2.3 Pluie + orages
62
Le tableau IV. 1 : Caractéristiques climatiques pour les deux séquences de Mars et d’Avril 2004.
62
L’enchaînement des quatre étapes du cycle de fonctionnement est représenté
sur la courbe de pression pour la journée du 4 Avril (figure IV. 7 (c)). En effet,
on retrouve les quatre périodes :
(AB) de chauffage ;
(BC) de désorption à pression presque constante ;
(CD) du refroidissement ;
(DA) d’adsorption (production de froid) à pression constante.
On remarque, cependant, au début de la période (DA) une élévation de
pression à l’intérieur de l’installation correspondant au début de la production du
froid. Cette augmentation est due à la chaleur dégagée par le méthanol lors de
la fixation de ses molécules par le charbon actif. L’effet résultant est un
changement de phase :
Phase vapeur Phase adsorbée
(molécules de méthanol
non liées)
Les courbes donnant l’évolution de la températu
que ce dernier subit un échauffement pendant la
phase de désorption (figures IV. 7 (b), IV. 8 (b)
latente de condensation de méthanol . Plus cette
la quantité de vapeur de méthanol désorbée est im
Pour la journée du 8 Avril caractérisée par un en
de la température du condenseur suit à peu p
ambiante et donc ne subit aucune augmentation
indique que la quantité désorbée est nulle. La c
montre, par contre, une production de froid à l’éva
l’unité a adsorbé une quantité de méthanol non né
63
(molécules de méthanol
liées au charbon actif)
re du condenseur, montrent
période correspondant à la
et IV. 9 (b)) dû à la chaleur
température est grande, plus
portante.
soleillement faible, l’évolution
rès celle de la température
(figure IV. 10 (b)). Ce qui
ourbe de la figure IV. 10 (d)
porateur, ce qui indique que
gligeable.
0
100
200
300
400
500
600
Figure IV. 7 : Evolution le 4 Avril de : (a) l’irradiation solaire, (b) la température du
condenseur et de l’ambiance, (c) la pression dans l’installation,
(d) la température de l’évaporateur et de la chambre froide.
-
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
12
(d)
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240(c)
8 12 16 20 24 4 8
A
C
D A
Augmentation de P
B
Temps ( 8 12 16 20 24 4 8
h) h) Temps (
P (mbar) T (°C) TCFTe
Irradiation journalière
reçue par le capteur
est de 25507 kJ/m2
(a)
8 12 16 20 24 4 8
E(kJ/m2)
0 8 12 16 20 24 4 8
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44(b)
TcTa
T(°C)
64
0
100
200
300
400
500
600
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
0
4
8
16
12
20
24
28
32
36
40
44
-1
-8
-4
0
4
8
12
(b) (a) E (kJ/m2) T (°C) Tc
TaIrradiation journalière
reçue par le capteur
est de 28378 kJ/m2
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
(d) (c)
16
20
24
28T(°C)
Te
TCFP(mbar)
2 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
Temps (h) h) Temps (
Figure IV. 8 : Evolution le 11 Avril de : (a) l’irradiation solaire, (b) la température du
condenseur et de l’ambiance, (c) la pression dans l’installation, (d) la
température de l’évaporateur et de la chambre froide.
65
(a)
0
100
0
0
0
0
20
30
40
500
60
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44(b)
E(kJ/m2) T(°C Tc)Irradiation journalière
reçue par le capteur
est de 24084 kJ/m2
Ta
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
(c)
-1
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28(d)
20
40
60
80
0
0
0
0
0
22
24
2
20
18
140
160
120
10
0 8 12 16 20 24 4 8
Temps(h) 8 12 16 20 24 4 8
Temps(h)
P(mbar) T(°C) TCFTe
Figure IV. 9: Evolution le 5 Avril de : (a) l’irradiation solaire, (b) la température du condenseur et de l’ambiance, (c) la pression dans l’installation, (d) la température de l’évaporateur et de la chambre froide.
66
8 12 16 20 24 4 8
8 12 16 20 24 4 8
0
100
0
0
0
500
060
40
30
20
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
Irradiation journalière
reçue par le capteur
est de 17280 kJ/m2
(d) (c) P(mbar) T(°C)
Te
TCF
8 12 16 20 24 4 8 Temps(h)
(b) (a)
Ta
TcE(kJ/m2) T(°C)
8 12 16 20 24 4 8
Temps(h)
Figure IV. 10: Evolution le 8 Avril de : (a) l’irradiation solaire, (b) la température du
condenseur et de l’ambiance, (c) la pression dans l’installation,
(d) la température de l’évaporateur et de la chambre froide.
67
Il est intéressant de noter que la température ambiante du jour a une influence
sur la période de désorption. En effet, les courbes donnant l’évolution de la
pression montrent que pour deux journées d’ensoleillements voisins (4 et
5 Avril), la journée du 5 Avril, caractérisée par une température ambiante
(20.7 °C) plus élevée que celle de la journée du 4 Avril (16°C) (tableau IV. 1)
connaît un retard à la désorption qui ne commence que lorsque la pression est
supérieure à 180 mbar (figure IV. 7 (c), figure IV. 9 (c)). Cette remarque rejoint
le fait que la désorption ne commence que lorsque la pression du capteur
atteint celle du condenseur qui dépend de la température ambiante.
Lorsque les conditions climatiques sont bonnes (journée ensoleillée et claire,
température ambiante faible) comme celle de la journée du 11 Avril, les
performances sont optimales.
IV. 4. 2 Analyse des résultats Nous présentons dans cette partie les résultats expérimentaux des séquences
de Mars et d’Avril 2004. Le choix de ces deux périodes est dû d’une part à la
continuité des mesures sans interruption de fonctionnement de l’unité, et
d’autre part, ces séquences contiennent des jours avec des conditions
climatiques différentes. Il y’a cependant un manque de mesures entre le 6 et le
7 Avril 2004 dû uniquement à des problèmes techniques liés à la chaîne
d’acquisition.
Les courbes représentant l’évolution de l’ensoleillement et de la pression
(figure IV. 11 (a) et (b)), pour les deux séquences de fonctionnement, montrent
que la pression suit l’évolution de l’irradiation et que la valeur minimale de la
pression dans l’installation, pour chaque nuit, est presque identique à la nuit
précédente.
Les courbes d’évolutions des températures des faces avant et arrière du
capteur (figure IV.12) montrent que, pour les jours de bon ensoleillement, la
température maximale atteinte, par la face avant du capteur, est de l’ordre de
100°C. Pour la face arrière, elle est de 90°C (journée du 5 Avril).
68
Comme nous mesurons uniquement les températures des faces avant et arrière
du capteur (pour ne pas introduire de sonde de température à l’intérieur du
capteur par souci d’étanchéité), la température du charbon actif est représentée
par la moyenne de celle des faces avant et arrière. Cette représentation est
donnée, pour chaque jour des deux séquences de fonctionnement, par les
figures IV. 13, (a),(b) et (c) qui montrent que la température maximale atteinte
par le charbon actif est de l’ordre 95°C (figure IV. 13 (b)) inférieur à la
température seuil de décomposition de méthanol qui est de l’ordre de 120°C.
Donc, il n’y a pas de risque de dégradation du méthanol.
69
70
(a)
E P
Pres
sion
(mba
r)
(b)
Séquence de Mars 2004
E P
0
100
200
300
400
500
600
0
80
160
240
320
400
480
560
640
0
100
200
300
400
500
600
0
80
160
240
320
400
480
560
640
Irrad
iatio
n (k
J/m
2 )
Irrad
iatio
n (k
J/m
2)
Pres
sion
(mba
r)
Séquence d’Avril 2004
Figure IV. 11 : Evolution de l’irradiation solaire et de la pression dans l’installation:(a) pour la séquence de Mars 2004 (b) pour la séquence d’Avril 2004
Séquence de Mars 2004
Tav Tar
2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
100 (a)
90
80
(b) 100
Tav Tar
0
10
20
30
40
50
60
70
Tem
péra
ture
(°C
)
90
80
Tem
péra
ture
(°C
)
70
60 50
40
30
20
10
0
Séquence d’Avril 2004
Figure IV. 12 : Evolution de la température de la face avant et de la face arrière : (a) pour la séquence de Mars 2004 (b) pour la séquence d’Avril 2004
71
0
10203040506070
100
8090
01020
70
100
30405060
8090
0
40
100
13 Mars 2004
TCA(°C)
14 Mars 2004 15 Mars 2004
16 Mars 2004 17 Mars 2004 18 Mars 2004
19 Mars 2004 20 Mars 2004 21 Mars 2004
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
temps(h) temps(h) temps(h)
temps(h) temps(h) 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
temps(h) temps(h) temps(h) 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
temps(h)
9080706050
302010
Figure IV. 13 (a) : Evolution de la température du charbon actif du 13 au 21 Mars 2004.
72
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
22 Mars 2004
0
20
70
10090
24 Mars 2004 23 Mars 200480
60504030
10
25 Mars 2004 26 Mars 2004 2 Avril 2004
3 Avril 2004 4 Avril 2004 5 Avril 2004
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCA (°C) TCA (°C) TCA (°C)
0
40
90100
temps(h) temps(h) temps(h) 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
80706050
302010
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
temps(h) temps(h) temps(h) 0
10
70
100
temps(h) temps(h) temps(h) 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
9080
6050403020
73
74
0
30
80
100
1020
40506070
90
7 Avril 2004
TCA (°C) 8Avril 2004
TCA (°C)
TCA (°C)
0
3040
90100
9 Avril 2004
80706050
2010
10 Avril 2004 11 Avril 2004 12 Avril 2004
13 Avril 2004 14 Avril 2004 15 Avril 2004
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCA (°C) TCA (°C) TCA (°C)
0
60
100
temps(h) temps(h) temps(h) 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCA (°C)
TCA (°C)
TCA (°C)
temps(h) temps(h) temps(h)
temps(h) temps(h) temps(h)
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
908070
5040302010
Figure IV.13 (c): Evolution de la température du charbon actif du 7 au 15 Avril 2004.
L’évolution de la température du condenseur à air pour les deux séquences,
donnée par les figures IV. 14 (a) et (b) dans lesquelles on a représenté aussi
l’évolution de la température ambiante, montre que l’écart entre la température
du condenseur et celle de l’ambiance peut atteindre 14°C pendant la phase de
désorption. Cet écart dépend de la quantité désorbée et des conditions
climatiques de la journée. En effet, la température atteinte par le condenseur
durant la phase de désorption dépend de la vitesse du vent du jour Vj. Ceci
peut être illustré par les journées du 20 Mars et 5 Avril de températures
ambiantes voisines mais la vitesse du vent du 20 Mars (Vj = 3.4 m/s) est plus
importante que celle du 5 Avril (Vj =1.6 m/s) (voir tableau IV. 1). On remarque
(figures IV. 14 (a) et (b)) que pour la journée du 20 Mars (TC≈ 32°C), le
condenseur n’atteint pas les températures élevées de la journée du 5 Avril
(TC≈ 41°C), à cause de la vitesse du vent.
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44T(°C)
13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26
TCTa
Temps (h)
Figure IV.14 (a) : Evolution de la température du condenseur et de l’ambiance pour la séquence de Mars 2004.
75
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44
Temps (h)
T(°C) TC Ta
Figure IV.14 (b) : Evolution de la température du condenseur et de l’ambiance pour la séquence d’Avril 2004.
IV 4. 3 Cycles expérimentaux et calcul des performances
IV 4. 3 .1 Cycles expérimentaux
Les cycles réels de fonctionnement du couple charbon actif - méthanol, pour
chaque jour des deux séquences, sont représentés dans le diagramme de
Clapeyron (lnP,-1/T) (voir annexe A3).
La représentation des cycles de fonctionnements pour chaque jour dans le
diagramme de Clapeyron, où le réseau des isostères est tracé, montre qu’ils sont constitués d’une phase de chauffage - désorption et d’une phase de
refroidissement - évaporation. La figure IV. 15 donne une illustration pour la
journée du 15 Mars 2004. Le cycle de l’unité frigorifique est différent du cycle idéal car l’installation
frigorifique fonctionne sous des conditions climatiques réelles. En effet :
1- Le début et la fin du cycle changent d’une journée à l’autre car les
conditions climatiques varient d’une journée à l’autre.
2- Les phases de désorption et d’adsorption ne s’effectuent pas à
pression constante. Dans le cas de la désorption, la variation de
76
pression est due au fait que le condenseur est à air, donc sa
température augmente au cours de la phase de désorption.
3- La fin de la désorption dans le cycle réel n’est pas nécessairement
déterminée par la température maximale de l’adsorbant. En effet en
fin de désorption la condensation se ralentit, ce qui entraîne un
refroidissement du condenseur, donc une chute de pression qui
assure une désorption alors que la température du capteur diminue
(cas des cycles du 20, 22 Mars et 7 Avril).
Le calcul des masses désorbées et adsorbées chaque jour est déduit du
cycle de fonctionnement et du réseau d’isostères.
15 Mars 2004
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1
Matin Soir
10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
Figure IV. 15 : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 15 Mars 2004.
77
Le tableau IV. 2 regroupant les mesures expérimentales montre que pour les
jours du 13,14, 24, 26 Mars et du 8, 9 et 15 Avril la masse désorbée est
nulle. Si on reprend le tableau IV. 1, on remarque, que pour ces journées,
l’énergie incidente solaire journalière est faible, inférieure à 19 000 kJ. Par
contre (pour ces journées où la masse désorbée est nulle) la masse
adsorbée est différente de zéro. En effet les courbes expérimentales donnant
l’évolution des températures de l’évaporateur et de la chambre froide
(figures IV. 16 (a), (b), (c)), montrent qu’il y a une production de froid non
négligeable due à l’adsorption d’une certaine masse de méthanol par le
charbon actif.
Le tableau IV. 2 montre aussi qu’il y’a toujours production de froid à
l’évaporateur et que les températures minimales peuvent atteindre -11.1°C
(voir journée du 11 Avril) et même lorsque la journée présente des passages
nuageux les performances du réfrigérateur restent bonnes.
Le froid produit chaque jour par l’unité permet de baisser la température de
l’évaporateur de plusieurs degrés (entre 7 et 31°C).
Les courbes des figures IV. 16 (a), (b), (c), montrent que la chambre froide
(qui reçoit le froid produit à l’évaporateur) se trouve toujours à des
températures quelques degrés plus élevées que celle de l’évaporateur (entre
2 et 8°C). Cet écart de température est élevé lorsque la journée est bien
ensoleillée et faible lorsque la journée est caractérisée par un ensoleillement
faible.
78
79
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
temps(h)
temps(h) temps(h) temps(h)
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCF
Te
TCF
TeTCFTe
temps(h) temps(h) temps(h)
T (°C) T (°C) T (°C)
21 Mars 200420 Mars 200419 Mars 2004
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCF
Te
TCFTe
TCFTe
T (°C) T (°C)
T (°C) T (°C)
18 Mars 2004
T (°C)
TCF
Te
8 12 16 20 24 4 8
8 12 16 20 24 4 8
17 Mars 2004 16 Mars 2004
15 Mars 2004
T (°C)
13 Mars 2004 14 Mars 2004
temps(h) temps(h)
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCFTe
TCF
Te
Figure IV. 16 (a) : Evolution des températures de la chambre froide et de l’évaporateur du 13 au 21 Mars 2004.
80
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28T (°C)
22 Mars 2004 23 Mars 2004
25 Mars 2004 26 Mars 2004
T (°C) T (°C) T (°C)
24 Mars 2004
2 Avril 2004
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCF
Te
TCF
Te
TCFTe
TCF
Te
TCFTe
TCF
Te
temps(h) temps(h) temps(h)
temps(h) temps(h) temps(h)
T (°C) T (°C)
Figure IV. 16 (b) : Evolution des températures de la chambre froide et de l’évaporateur du 22 au 26 Mars et du 2 au 5 Avril 2004.
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
3 Avril 2004 4 Avril 2004 T (°C) T (°C) T (°C)
temps(h) temps(h) temps(h)
5 Avril 2004
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
TCFTCF
Te
TCF
TeTe
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
-12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
TCFTe
TCF
Te
TCF
Te
TCFTe
T (°C)
10 Avril 2004 11 Avril 2004 12 Avril 2004
T (°C) T (°C)
temps(h) temps(h) temps(h)
TCFTe
8 12 16 20 24 4 8
8 12 16 20 24 4 8
T (°C)
7 Avril 2004 8 Avril 2004 9 Avril 2004
T (°C) T (°C)
TCF
Te
temps(h) temps(h) temps(h)
81
13 Avril 2004 14 Avril 2004 15 Avril 2004
8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8 8 12 16 20 24 4 8
T (°C) T (°C) T (°C)
temps(h) temps(h) temps(h) -12
-8
-4
0
4
8
12
16
20
24
28
TCFTe
TCFTe
TCF
Te
Figure IV. 16 (c) : Evolution de la température de la chambre froide et de l’évaporateur du 7 au 15 Avril 2004.
Il est important de noter qu’en fin de journée (vers 18 h 30 mn) lorsque le
capteur est mis en communication avec l’évaporateur ce dernier subit une
augmentation momentanée de température due à la chaleur sensible du
capteur.
Cette augmentation de température est visible pour certains jours (par
exemple le 13 Mars et le 10 Avril) et l’est moins pour d’autres car :
Pour les jours où l’ensoleillement est fort (par exemple le 20, 21, 23 Mars et
le 3, 4, 11, 12 Avril) produisant une grande désorption, cette augmentation
de température, après l’ouverture de la vanne liant le capteur à l’évaporateur,
peut ne pas être visible, car le pas de temps de saisi des mesures est de
6 mn. En effet, entre la collecte de deux mesures successives, la
température du capteur augmente et revient rapidement à une température
plus basse à cause de la grande force d’adsorption (due au fait que
l’adsorbant est avide de réfrigérant après avoir bien désorbé).
Pour illustrer ce phénomène nous avons porté aussi sur le tableau IV. 2 la
température respective de l’évaporateur et de la chambre froide, avant et
après l’ouverture de la vanne liant le capteur et l’évaporateur. 2
IV 4. 3 .2 Coefficients de Performances
Le coefficient de performance solaire COPsol, défini au
paragraphe I. 5, est calculé pour chaque jour des deux
séquences de fonctionnement. D’après l’équation (I. 5) :
COPsol = Qe
E a vec :
où Ma : e L : es
éga
Md : e
Cmeth: e
Qe = Ma L - Md Cmeth ( Tc-
st la masse de méthanol adsorbée (kg) ; t la chaleur latente de vaporisation de méthanol prise
le à 1155 kJkg-1 ;
st la masse de méthanol désorbée (kg) ;
st la chaleur spécifique du méthanol (J kg-1K-1).
82
Les calculs montrent que le terme Md Cmeth ( Tc- Te) est toujours négligeable
devant Ma L, donc dans le calcul du COP on prend : Qe M≈ a L
Pour le réfrigérateur solaire, seule une quantité d’irradiation solaire utile
reçue par le capteur permet l’échauffement des différents éléments du
capteur et provoque la désorption du réfrigérant. En effet, quand l’adsorbant
atteint sa température maximale, tout apport supplémentaire d’énergie
solaire serait inutile pour le réfrigérateur. On calcul alors le coefficient de
performance thermique (donné par l’équation (I. 6)) :
COPth=
QeEu
qui est plus représentatif du rendement du réfrigérateur .Le rendement de
captation solaire (donné par l’équation (I. 7)), η, est aussi calculé : η =
EuE
L’examen du tableau IV. 2 montre que le COPsol est entre 2% et 8% pour
les séquences de jours présentées dans ce travail. Il est supérieur à 5%
quand l’irradiation solaire est supérieure à 24 000KJ/m2.
Le coefficient de performance thermique COPth est entre 6% et 12%.
Le rendement de captation solaire η, entre 59% et 78%, montre qu’une
grande partie de l’énergie solaire est transformée en chaleur dans le capteur.
Il ressort des tableaux (IV. 1) et (IV. 2) que η est supérieur à 70% quand la
journée est claire le matin.
IV 4. 3 .3 Pertes frigorifiques de la chambre froide Le réfrigérateur solaire que nous présentons dans ce travail, est placé sur la
terrasse du laboratoire d’Energie Solaire de la faculté des Sciences de
Rabat. Il est donc exposé aux conditions climatiques du site d’implantation.
La chambre froide, soumise aux transferts de chaleur avec l’ambiance, est
l’élément le plus sensible à cette exposition. Le transfert entre la chambre
froide et l’ambiance est d’autant plus important que l’écart de température
83
entre ces deux dernières est grand. Plus le transfert est important plus les
pertes frigorifiques subies par la chambre froide sont grandes.
84
Te (°C) TCF (°C)
JOUR Avant OV
Aprés OV mini
∆Te(°C) Avant
OV Aprés
OV mini ∆TCF(°C)
des(g)
Mads(g)
COPsol(%)
COPth (%)
η (%)
13/03/04 12.9 14.0 5.5 8.5 13.0 12.9 7.6 5.4 0 334 3.3 - -14//03/04 15.4 16.2 2.9 13.3 15.1 15.2 5.9 9.3 0 421 3.7 - -15/03/04 17.6 18.4 -0.4 18.8 17.2 17.2 5.6 11.6 837 1086 7.6 10.9 7016/03/04 17.4 18.0 -1.5 19.5 17.2 17.4 4.3 13.1 1030 1087 6.5 8.8 7417/03/04 18.9 19.2 -1.6 20.8 18.2 18.1 4.5 13.7 1146 1076 6.4 9.5 6718/03/04 21.4 21.5 -2.6 24.1 20.8 19.9 5.4 15.4 986 1117 7.4 9.9 7519/03/04 17.7 12.0 0.2 17.5 15.5 13.8 6.5 9.0 870 899 5.9 8.2 7220/03/04 19.0 7.6 -1.6 20.6 18.3 12.4 5.4 12.9 961 1092 6.4 8.8 7321/03/04 20.1 9.9 -1.4 21.5 18.7 15.3 6.2 12.5 1015 1073 6.5 8.3 7822/03/04 18.9 19.0 -4.3 23.3 18.1 18.6 1.4 17.2 841 1102 7.0 11.9 5923/03/04 16.9 6.6 -5.6 22.5 16.4 9.8 1.4 15.0 1073 1073 6.0 8.9 6724/03/04 18.0 18.2 1.4 16.8 17.0 17.5 8.0 9.5 0 464 3.9 - -25/03/04 19.5 19.5 6.5 13.0 18.4 18.4 10.6 7.8 261 595 4.7 7.1 6626/03/04 15.3 14.9 8.1 7.2 15.4 15.4 9.8 5.6 0 275.5 3.4 - -
2/04/04 17.2 18.1 -8.6 26.7 17.0 16.8 -2.2 19.2 914 914 5.7 9.0 633/04/04 19.9 4.8 -8.1 28.0 19.6 14.1 -2.2 21.8 1044 1044 5.7 8.0 71 4/04/04 20.6 4.2 -8.4 29.0 20.1 11.0 -2.2 22.3 1102 1305 7.8 11.0 715/04/04 23.1 23.8 -3.6 27.4 23.6 23.7 2.4 21.3 827 1030 6.5 9.0 727/04/04 25.0 25.7 -2.6 28.3 25.4 25.0 3.4 22.0 1131 841 5.3 6.9 778/04/04 21.7 21.8 4.0 17.8 21.5 21.5 7.4 14.1 0 392 3.5 - -9/04/04 18.5 18.7 6.2 12.5 18.7 18.9 8.3 10.6 0 131 1.7 - -
10/04/04 20.7 22.5 -2.8 25.3 21.1 20.7 0.8 20.3 679 638 4.1 6.0 6811/04/04 19.9 3.0 -11.1 31.0 19.8 8.3 -5.0 24.8 1175 1305 7.0 10.2 6912/04/04 18.4 4.0 -9.0 27.4 18.4 7.5 -3.3 21.7 972 1117 6.1 8.6 7113/04/04 20.1 20.2 -5.8 26.0 20.4 20.4 -0.3 20.7 614 968 5.5 7.9 7014/04/04 20.2 20.4 -1.6 22.0 20.2 20.0 3.8 16.4 435 653 4.2 6.0 7015/04/04 15.1 15.2 5.8 9.4 15.3 15.3 8.7 6.6 0 276 3.6 - -
85
Le tableau IV. 2 : Température de l’évaporateur et de la chambre froide, asse désorbée et adsorbée, COPsol et COPth pour les deux séquences de Mars et d’Avril 2004.
85
M
m
Pour estimer les pertes frigorifiques de la chambre froide pour chaque jour
des deux séquences étudiées, nous avons calculé le froid produit la nuit à
l’évaporateur (Qe M≈ a L) engendré par la quantité adsorbée Ma.
Ce froid produit à l’évaporateur a permis d’abaisser la température de
l’évaporateur de ∆Te :
avec Mcu : m
Cpcu : c
Cmeth : c
Mmeth : m
Mmeth=ρ
où ρmeth
températ
Le calcul de (McuC
cette quantité reste
l’évaporateur.
Les quantités Qe e
chambre froide au c
Le rapport
chambre froide pou
les résultats des ca
QP = e-Q
Qs = (McuCpcu + MmethCpmeth) ∆Te
asse métallique de l’évaporateur en kg ;
haleur spécifique du cuivre (kJ kg-1 K-1) ;
haleur spécifique du méthanol (kJ kg-1 K-1) ;
asse de méthanol en kg ;
methVmeth ;
est la masse volumique de méthanol qui varie av
ure ( voir annexe 4).
pcu + MmethCpmeth) (donné en annexe A5) mo
constante dans l’intervalle de température d’utili
t Qs sont différentes à cause des pertes subie
ours de la phase d’adsorption.
nous permet de calculer le pourcentage de pe
r les deux séquences étudiées. Le tableau IV.
lculs.
Qs
e
86
(IV.1)
ec la
ntre que
sation de
s par la
rte de la
3 donne
JOUR Qe (kJ)
Qs
(kJ) P
(%) 13/03/04 385.770 60.350 84.0
14//03/04 486.255 94.430 81.0
15/03/04 1254.330 133.480 89.0
16/03/04 1255.485 138.450 89.0
17/03/04 1242.780 147.680 88.0
18/03/04 1290.135 171.110 86.7
19/03/04 1038.345 124.250 88.0
20/03/04 1261.260 146.26 88.0
21/03/04 1239.315 152.650 87.7
22/03/04 1272.810 165.430 87.0
23/03/04 1239.315 159.750 87.1
24/03/04 535.920 119.280 77.7
25/03/04 687.225 92.300 86.6
26/03/04 318.203 51.120 83.9
02/04/04 1055.093 189.570 82.0
03/04/04 1205.820 198.800 83.5
04/04/04 1507.275 205.900 86.3
05/04/04 1189.073 194.540 83.6
07/04/04 971.355 200.930 79.3
08/04/04 452.183 126.380 72.0
09/04/04 150.728 88.750 41.1
10/04/04 736.890 179.630 75.6
11/04/04 1507.275 220.100 85.4
12/04/04 1289.557 194.540 84.9
13/04/04 1117.463 184.600 83.5
14/04/04 753.638 156.200 79.3
15/04/04 318.318 66.740 79.0
Le tableau IV. 3 : froid produit la nuit à l’évaporateur, chaleur sensible et pourcentage de perte de la chambre froide.
87
La représentation des pertes frigorifiques (figure IV. 17) montre qu’elles sont
situées autour de 85 % pour les journées bien ensoleillées et inférieures à
85% pour les journées de moindre ensoleillement.
L’intensité du rayonnement solaire, a un impact sur les pertes de la chambre
froide. En effet pour une journée bien ensoleillée, la production de froid,
étant importante, engendre un grand écart de température entre la chambre
froide et l’ambiance donc des pertes plus importantes.
10000 12000 14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000 28000 3000040
50
60
70
80
90 Pertes(%)
E(kJ/m2)
Figure IV. 17 : Représentation des pertes frigorifiques en fonction de l’irradiation journalière.
88
IV 4.3 .4 Calcul de la résistance thermique journalière au transfert de la chaleur entre l’ambiance et la chambre froide La différence de température entre la chambre froide et l’ambiance induit un
flux de chaleur entre ces deux dernières. Ce flux de chaleur dépend de
l’isolation de la chambre froide, des coefficients de convection de l’air
ambiant et de l’air à l’intérieur de la chambre froide.
e
Ta
Isolant
TCFH
Chambre froide Ambiance
Figure IV. 18 : Schéma descriptif du transfert de chaleur entre la chambre froide et l’ambiance.
Le flux de chaleur transféré de l’air chaud ambiant vers l’air froid de la
chambre à travers son isolation est donnée par :
Ta-TCF
ΣRi H =
avec ΣRi = résistance au transfert de chaleur par convec
et par conduction.
R = ΣRi = RC+Ris+RCF
89
(IV.2)
tion
Ta
TCF RC Ris RCF
où :
RC = 1 ; hcA
Ris = e ; KA
RCF= 1
hCFA ;
hc = coefficient de transfert de chaleur par convection
de l’air ambiant ;
hCF = coefficient de transfert de chaleur par convection
de l’air de la chambre froide ;
K est la conductivité thermique de l’isolant ;
A est la surface de la chambre froide ;
e est l’épaisseur de l’isolation de la chambre froide .
A partir du froid produit à l’évaporateur et du pourcentage de
pertes P, on peut estimer R.
Sachant que P × Qe est l’énergie frigorifique perdue à travers l’isolation de
la chambre froide et t la durée de production de froid, le flux instantané qui
pénètre dans la chambre froide, et responsable de cette perte, est donné
par :
H =
P × Qe t
(IV.3)
P × Qe= t
Ta-TCFR
d’où
Ce qui nous donne:
R =
t (Ta-TCF) P × Qe
(IV.4)
90
Pour chaque jour des deux séquences étudiées nous avons calculé R pour
une différence de température entre la chambre froide et l’ambiance
moyennée sur la journée. Les valeurs sont représentées dans le
tableau IV. 4 qui montre que R varie d’un jour à l’autre. Les valeurs
extrêmes se situent entre 0.247 et 3.333 KW-1 avec une moyenne autour de
0.696 KW-1.
La figure IV. 19 donne l’évolution journalière de la résistance au transfert de
chaleur de la chambre froide. Cette courbe montre que R varie d’une
journée à l’autre. En effet, R dépend du froid produit à l’évaporateur donc de
l’ensoleillement de la journée et des températures ambiantes. Elle dépend
aussi de la vitesse du vent qui intensifie les échanges thermiques lorsqu’elle
est importante.
Comme nous l’avons mentionné au début du paragraphe, le réfrigérateur
solaire est soumis aux conditions météorologiques puisqu’il est placé à l’air
ambiant. La chambre froide dont le rôle est de stocker le froid produit à
l’évaporateur est donc soumise aux variations de la température ambiante et
de la vitesse du vent. Elle est aussi exposée à l’ensoleillement solaire, dont
l’utilité se limite au capteur solaire qui reçoit ce rayonnement.
Pour pallier à ce problème, une étude de simulation [51] a montré qu’il faut
placer la chambre froide dans le sol à une profondeur supérieure à 50 cm
afin de limiter les déperditions thermiques de la chambre froide. En effet
cette étude a montré qu’à partir de 50 cm de profondeur la température du
sol est presque constante. De plus la chambre froide, placée dans un local
enterrée, n’est plus soumise à la vitesse du vent et au rayonnement solaire.
Dans le but de minimiser les transferts thermiques, un prototype de
réfrigérateur à charbon actif- méthanol a été construit par l’équipe du DEAS
de Ouagadougou [60]. Le capteur solaire est placé sur le toit alors que la
chambre frigorifique, protégée des aléas climatiques, est déposée à
l’intérieur du bâtiment.
91
JOUR (Ta - TCF)moy(°C)
R(KW-1)
13/03/04 4.4 0.590
14//03/04 6.3 0.667
15/03/04 6.3 0.247
16/03/04 8.6 0.333
17/03/04 8.7 0.351
18/03/04 9.0 0.351
19/03/04 8.4 0.392
20/03/04 10.1 0.392
21/03/04 8.9 0.351
22/03/04 11.0 0.444
23/03/04 10.1 0.392
24/03/04 4.4 0.444
25/03/04 4.6 0.333
26/03/04 4.4 0.741
02/04/04 14.5 0.741
03/04/04 14.9 0.667
04/04/04 17.9 0.606
05/04/04 16.5 0.741
07/04/04 15.3 0.833
08/04/04 8.5 1.111
09/04/04 5.1 3.333
10/04/04 11.7 0.952
11/04/04 16.4 0.556
12/04/04 15.7 0.606
13/04/04 14.5 0.667
14/04/04 12.1 0.833
15/04/04 6.6 1.111
Le tableau IV.4 : Valeurs moyennes journalière de la résistance au transfert de chaleur entre l’ambiance et la chambre froide pour les deux séquences de Mars et d’Avril 2004.
92
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
93
Figure IV. 19 : Evolution journalière de la résistance R.
93
IV. 4. 4 Masse adsorbée
La quantité de masse de méthanol ma adsorbée au cours de chaque cycle
est un paramètre important pour le réfrigérateur solaire car la connaissance
de ma permet l’estimation des performances de l’unité.
Sachant que la température ambiante journalière Ta a un effet sur le
fonctionnement du réfrigérateur, une relation entre ma, Ta et l’irradiation
solaire journalière incidente E est recherchée.
Pour déterminer une corrélation entre ma, E et Ta nous avons tracé le nuage
de points ma = f(E/Ta) (figure IV. 20).
La forme du nuage de points indique, à première vue, une corrélation de type
linéaire. La méthode des " moindres carrés " donne l’équation suivante :
avec un coefficie
valeur élevée de
calculs aboutissen
avec un meilleur
(σ = 0.037).
L’équation (IV.6)
valeurs mesurées
Lemmini a montr
solaire à adsorpt
température ambi
équation permet d
d’autres climats.
E
ma = 18.0672 (Ta) – 565.534
nt de corrélation r = 0.90 et un écart type σ = 223
σ nous incite à rechercher une meilleure corrélatio
t à une corrélation non linéaire de type :
ln (ma) = 18.0672 ln (Ta
) – 565.534
coefficient de corrélation (r = 0.94) et un faible éca
permet de calculer la masse adsorbée ma connaiss
de l’ensoleillement E et de la température ambia
é [50] que les performances de la machine frigo
ion dépendent des conditions climatiques, notamm
ante et l’irradiation solaire, du site de fonctionnement
onc de prédire les performances de ce réfrigérateu
94
(IV.5)
39. La
n. Les
(IV.6)
Ert type
ant les
nte Ta.
rifique
ent la
. Cette
r dans
95
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 1400
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 1400
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
E/Ta (kJ m-2 K-1)
ma(g/kg )
ma(g/kg )
(a)
E/Ta (kJ m-2 K-1)
(b)
Figure IV. 20: Variation de la masse adsorbée ma en fonction du rapport de l’irradiation journalière globale et de la température ambiante moyenne journalière.
CONCLUSION
L’objectif de ce travail a été, la fabrication et l’expérimentation d’une machine
frigorifique solaire utilisant le couple charbon actif -méthanol.
Pour montrer la faisabilité de ce type de machine, un prototype a été fabriqué pour
la première fois au Maroc, entièrement avec des matériaux locaux.
Ce travail s’est déroulé selon les étapes suivantes :
1- La réalisation des différents éléments de l’unité, dont le
dimensionnement s’est fait en se basant sur des travaux antérieurs
(Lemmini et al) lesquels simulent le fonctionnement d’une machine
frigorifique solaire à adsorption utilisant le couple charbon actif AC35-
méthanol à partir des données solaires réelles du site de Rabat.
L’unité de réfrigération étant sous vide, et afin d’éviter toute infiltration d’air
un soin particulier a été apporté aux travaux de soudures. Cette contrainte
nous a conduit à fabriquer un capteur plan avec 2 surfaces séparables au
lieu de 6. D’où une réduction du nombre de côtés passant de 12 à 8, et par
conséquent le prix de revient et du temps de fabrication du capteur.
2- Optimisation du fonctionnement de la machine. En cherchant
l’influence de chaque élément sur les performances de l’unité, nous avons
montré que la présence des volets avec une bonne isolation favorise un
bon chauffage du capteur le jour et donc la désorption. Par contre,
durant la phase d’adsorption où le capteur doit être bien refroidi, les volets
d’isolation doivent être enlevés.
3- Expérimentation de la machine et analyse des résultats. On a
observé au cours de nos expériences que :
-La valeur minimale de la pression dans l’installation pour chaque nuit, est
presque identique à la nuit précédente, ce qui montre une bonne étanchéité
de l’installation et en particulier celle du capteur plan (grâce à sa nouvelle
configuration qui a facilité et réussi sa soudure).
96
- Pour les jours de bon ensoleillement la température maximale atteinte, par
la face avant du capteur, est de l’ordre de 100°C. Pour la face arrière, elle
est de l’ordre de 90°C. Par conséquent, il y a un bon transfert de chaleur
au sein du capteur.
Quant à la température du charbon actif, on a constaté qu’elle ne dépasse
pas 95°C, inférieure à la température seuil de décomposition du méthanol.
Autant dire que le capteur plan est le plus adapté pour le couple charbon
actif- méthanol.
Les résultats obtenus par le réfrigérateur solaire, fabriqué et monté au
Laboratoire d’Energie Solaire de la Faculté des Sciences de Rabat, sont
comparables à ceux de prototypes réalisés dans d’autres pays (cité au
chapitre II)
Ainsi, nous avons pu atteindre des températures basses à l’évaporateur
allant jusqu’à -11.1°C pour une journée claire avec des conditions
climatiques favorables.
Nous avons montré aussi l’impact de la vitesse du vent sur les performances
de la machine. Par conséquent, on doit tenir compte de ce facteur dans la
modélisation de ce type d’unité.
Après une analyse de fonctionnement de la machine, nous avons calculé son
rendement thermique (COPth) qui varie entre 6% et 12%.
Nous pensons que ce rendement pourrait être amélioré si la chambre froide
est placée dans un local permettant sa protection des aléas climatiques.
Nous avons jugé utile d’établir une corrélation entre la masse adsorbée ma,
les valeurs mesurées de l’ensoleillement E et de la température ambiante Ta.
Cette équation permet donc de prédire les performances de ce réfrigérateur
dans d’autres climats.
97
Le travail que nous avons engagé, à notre connaissance nouveau au Maroc, est
susceptible d’améliorations notables, surtout si nous disposons notamment de
personnel compétent dans les techniques de vide et de soudure.
L’amélioration des transferts thermiques au sein du capteur et de l’isolation de la
chambre froide pourrait accroître les performances de ces machines et les rendre
alors attractives pour des applications dans les régions rurales (conservation
alimentaire, pharmaceutiques….) ou urbaines (climatisation…).
Ces unités, parce qu’ils utilisent les énergies renouvelables, pourraient contribuer
au développement durable et préserver l’environnement.
98
99
Annexe A1 : Eléments de liaison et instruments de mesure A1. 1 Vannes et éléments de liaisons
A1. 1 .1 Eléments de liaisons Pour la connections des différents éléments du prototype, nous avons utilisé :
- Des tuyaux flexibles en inox de 25 mm de diamètre (Figure. A1. 1).
L’utilisation de ces flexibles permet de faciliter le positionnement des
différents éléments de la machine.
Figure.A1.1 : tuyau flexible
- Des colliers de serrage (Figure. A1. 2) muni d’anneau de centrage portant
un joint torique (Figure. A1. 3).
Figure.A1. 2 : collier de serrage
100
Figure.A1. 3 : Anneau de centrage avec le joint torique
A1. 1 .2 Vannes utilisées Nous avons utilisé deux types de vannes manuelles :
2 vannes Edwards pour isoler le capteur des autres éléments (Figure.
A1. 4) ;
3 vannes d’isolement (Figure. A1. 5).
Figure.A1. 4 : vanne Edward
Figure.A1. 5 : vanne d’isolement
Par la façon dont elles sont placées dans la machine, elles permettent :
• de mettre en communication le capteur et le condenseur pendant la
phase de désorption, le capteur et l’évaporateur pendant la phase
d’adsorption, et d’isoler l’évaporateur du condenseur le jour;
• de séparer les éléments et de localiser sélectivement, en cas de
besoin, l’emplacement des fuites ;
• de pomper (en cas de nécessité) sélectivement sur les autres
composants de la machine.
A1. 2 Instrumentation de mesures
Mesure de la température
101
Des thermocouples de type K sont utilisés pour mesurer la température :
de la face avant et de la face arrière du capteur ;
en entrée et en sortie du condenseur ;
à l’intérieur de la chambre froide ;
de l’évaporateur Enfin, la température ambiante est mesurée également par un thermocouple de
même type K suspendu dans l’air à l’ombre.
Mesure de la pression
Le capteur de pression, MKS Baratron, utilisé est un capteur absolu à jauge
capacitive 626A dont les caractéristiques sont les suivantes :
sortie de 0 à 10 VDC ;
échelle égale à 0-1000 mbar ;
précision 0.1 mbar. ±
Pompe à vide
La pompe à vide, utilisée est une pompe à palettes de 1500 tours par minute,
dont les caractéristiques données par le constructeur sont les suivantes :
le débit de pompage est de 15,7 m3/h,
une pression limite (sans injection d’air) est inférieur à 1.10-4 mbar.
Mesure de l’ensoleillement
102
L’ensoleillement est mesuré à l’aide d’un pyranomètre de type Kipp et Zonen.
Ce dernier, placé dans le plan du capteur, incliné d’un angle égal à la latitude
de Rabat (34°), permet de mesurer le rayonnement solaire global reçu par ce
dernier.
Annexe A2. Méthode de dégazage
A2. I Méthode de dégazage de l’unité sans méthanol Pour évacuer l’air de l’installation avant l’introduction du méthanol, nous procédons comme suit :
- On isole le capteur des autres éléments (condenseur, évaporateur) et on fait
le vide dans ces éléments (figure A2. 1);
- On laisse chauffer le capteur, jusqu’à une température élevée (de l’ordre de
110°C). Le capteur étant à haute pression et les autres éléments à basse
pression, l’ouverture de la vanne permet d’évacuer l’air piégé dans le
charbon actif. On isole ensuite le capteur. 1
2
34
6
1
Cette opé
l’air, nuisib
Figure A2. 1 : Dégazage de l’installation vide du méthanol
103
ration est répétée plusieurs jours pour bien dégazer le charbon actif de
le au déroulement des cycles de production de froid.
104
A2. II Méthode de dégazage du méthanol L’introduction du méthanol dans le réfrigérateur engendre une entrée d’air dans
l’unité. Pour éviter de faire pénétrer de l’air dans le capteur (élément difficile à
dégazer) on isole le capteur et le condenseur, qui sont préalablement sous vide par
la fermeture des vannes 1 et 3. Le méthanol est introduit dans l’évaporateur par le
biais de la vanne 4. Cette opération engendre une pénétration d’air dans
l’évaporateur. Pour dégazer ce dernier, nous avons utilisé un piège froid (figure
A2.2). Ce dernier, placé en amont de la pompe est rempli continuellement d’azote
liquide lors du pompage. Il est utilisé pour piéger les vapeurs de méthanol afin de
conserver la quantité initiale de méthanol introduite dans l’évaporateur et d’éviter la
propagation de sa vapeur toxique dans l’air ambiant.
Surface de condensation
Volume d’azote liquide : 3litres
Figure A2. 2: Schéma du piège froid
La procédure de dégazage du méthanol se fait de la manière suivante :
- On pompe sur le piége froid, rempli d’azote liquide, jusqu’à atteindre la pression
minimale de la pompe (10-4 mbar), seule la vanne 5 est ouverte (Figure A2. 3);
- L’évaporateur étant à la pression atmosphérique (dû à l’ouverture de la vanne 4
pour introduire le méthanol), la connexion entre le piège froid et l’évaporateur
permet d’évacuer l’air de ce dernier. Les vapeurs de méthanol se condensent et
se solidifient dans le piège froid rempli d’azote liquide.
Cette opération est répétée plusieurs fois jusqu à atteindre la pression minimale
de la pompe.
A la fin de cette opération, on isole la pompe par la fermeture de la vanne 5, le
méthanol récupéré dans le piège froid est réintroduit dans l’évaporateur par le
biais des vannes 4 et 6. De ce fait, la quantité de méthanol introduite initialement
dans l’évaporateur reste invariable.
Piège froid 2
3 4
5
6
1
Figure A2. 3 : Dégazage du méthanol
105
Annexe A3
Les cycles réels de fonctionnement sont représentés dans le diagramme de
Clapeyron (figures A3, (a), (b), (c), (d), (e), (f), (g), (h), (i), (j), (k), (l), (m),
(n)).
La pression P mesurée et la température TCA sont respectivement la
pression dans l’installation et la température du charbon actif.
Sur ces mêmes figures, nous avons tracé les isostères donnant, pour
plusieurs masses adsorbées fixées, la pression P en fonction de la
température T. Pour le couple AC35 -méthanol, la corrélation linéaire [18] que nous avons utilisée pour tracer les isostères est donnée par l’équation
empirique suivante : lnP = A (mi) +
B(m i) T
Où les coefficients A(mi) et B(mi) sont approchés par des fonctions
polynomiales de type :
Les coe(voir an
P
Figu
A(mi) = a0 mi + a1 + a2/ mi +a3/ mi
2 B(mi) = b0 mi + b1 +b2/ mi + b3/ mi
2
106
fficients ai et bi sont déterminés par la méthode de moindres carrés nexe A4).
(mbar)
Matin Soir
13 Mars 2004
DIAG: ln (P) vs -1/TCA
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA(°C)
re A3. (a): Cycle dans le diagramme de Clapeyron pour le 13 Mars 2004.
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
10
14 Mars 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA 0.241
g/g
0.19
0.135
g/g
0.088
g/g
3 g/g
1 10 20 31 42
2
3
6
11
20
37
67
122
221
403
P (mbar) 375
Figure A3 (b) : Cycles dans le diagramme d
15 Mars 2004
7
Matin Soir
55 68 83 99 116 TCA (°C)
e Clapeyron pour le 14 et 15 Mars 2004.
108
10 20 31 42
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
P (mbar)
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42
DIAG: ln (P) vs -1/ T
Figure A3 (c): Cycles dans le diagramme d
16 Mars 2004
55 68 83 99 116 TCA (°C)
Matin Soir
17 Mars 2004
Matin Soir
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
55 68 83 99 116 TCA (°C)
CA
e Clapeyron pour le 16 et 17 Mars 2004.
109
18Mars 2004
Matin Soir
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
Matin Soir
19Mars 2004
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/gDIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
Figure A3 (d) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 18 et 19 Mars 2004.
P (mbar)
20 Mars 2004
Matin Soir
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
Matin Soir
21 Mars 2004
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
Figure A3 (e) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 20 et 21 Mars 2004. 110
111
22 mars 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
Matin Soir
23 Mars 2004
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
Figure A3 (f) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 22 et 23 Mars 2004.
112
P (mbar)
Matin Soir
24 Mars 2004
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
P (mbar)
25 Mars 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
Figure A4 (g): Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 24 et 25 Mars 2004.
113
26 Mars 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
0.241
g/
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
g
0.193
g/g
0.135
g/g
2 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
Figure A3 (h) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 26 Mars et 2 Avril 2004.
114
3 Avril 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
4 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
Figure A3 (i): Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 3 et 4 Avril 2004.
115
5 Avril 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g0.1
35 g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
7 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
Figure A3 (j) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 5 et 7 Avril 2004.
116
8Avril 2004
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
Matin Soir
9 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
P (mbar) Figure A3 (k) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 8 et 9 Avril 2004.
117
10 Avril 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
11 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
Figure A3 (l) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 10 et 11 Avril 2004.
118
Matin Soir
12 Avril 2004
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g0.1
35 g/g
0.088
g/g
0.045
g/g
13 Avril 2004
Matin Soir
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
Figure A3 (m): Cycles dans le digramme de Clapeyron pour le 12 et 13 Avril 2004.
119
14 Avril 2004
Matin Soir
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.193
g/g
0.135
g/g
0.088
g/g
DIAG: ln (P) vs -1/ TCA
P (mbar) 375
403
221
122
67
37
20
11
6
3
2
1 10 20 31 42 55 68 83 99 116 TCA (°C)
0.241
g/g
0.193
g/g
0.135
g/g
15 Avril 2004
Matin Soir
Figure A3 (n) : Cycles dans le diagramme de Clapeyron pour le 14 et 15 Avril 2004.
Annexe A4 : Equation d’état
L’étude expérimentale du couple charbon actif AC35–méthanol par l’équipe du LIMSI
(Pons et al) a permis de tracer dans le diagramme de Clapeyron les isostères
expérimentales de ce couple. La corrélation, entre la pression et la température,
mise au point [18] est de type :
)
Où les coefficients A(m) et B(type :
A(m
B(m
Les coefficients ai et bi, dé
regroupés dans le tableau A4.
A(m)
a0 a1 a2
3.304 20.836 -50.5 10-3 1
Tableau A4.1 : Coefficients pour le cou
B(m)
lnP = A (m) + Tm) sont approchés par des fonctions polynomiales de
) = a0m + a1 + a2/m +a3/m2
) = b0m + b1 +b2/m + b3/m2 )
terminés par la méthode de moindres carrés
1
B(m)
a3 b0 b1 b2 b
87.180 10-6 1711 -5805 8.261 -32.904
caractéristiques de l’équation d’état de type Claple charbon actif AC 35 -méthanol.
120
(A4.2
(A4.1
, sont
3
10-3
peyron
Annexe A5
Le réfrigérant utilisé est le méthanol dont la masse volumique ρ (kg.m-3), nécessaire
pour le calcul du bilan thermiques, est une fonction approchée par un polynômes en
T, donnée pour T<453 K [61] :
ρ(T)= aT3+bT2+cT+d
a=-1.01655×10-5
b=8.65165×10-3
c=-3.3388
d=1283.315
avec ρ dépend de T mais nous constatons que le terme (McuCpcu+MmetCpmeth) reste
constant dans l’intervalle d’utilisation de l’évaporateur(Tableau A4.1)
T(K) ρ meth (kg m-3)
(McuCpcu+ MmetCpmeth) (kJK-1)
263 818.6 7.1 268 814.1 7.1 273 809.7 7.1 278 805.2 7.1 283 800.8 7.1 288 796.4 7.1 293 791.9 7.0 298 787.5 7.0 303 783.0 7.0 308 778.5 7.0 Tableau A5.1
121
122
BIBLIOGRAPHIE [1] R. GABORIAUD, Thermodynamique, Eléments fondamentaux de l’énergétique
et de la cinétique chimique, Edition ellipses 1998.
[2] L. M. SUN, F. Meunier, Adsorption. Aspects théoriques, J 2 730 Techniques
de l’Ingénieur, 2003, pp 1-20.
[3] M. Chahid, contribution à l’étude des machines thermiques à adsorption,
Thèse de troisième cycle, 1985, I. N. P. L, Nancy France. [4] Tchernev. Closed cycle Zeolite regenerative heat pump. Heat transfer
enchancement and energy conservation , Hemisphere Publ. Co,1988,
pp. 747–55.
[5] M. Pons and J.J. Guilleminot, Design of an experimental solar powered solid-
adsorption ice maker. ASME J Solar Energy Engng 108, 1986, pp. 332–337.
[6] M. Pons and P.H. Grenier, A phenomenological adsorption equilibrium law
extracted from experimental and theoretical considerations applied to the
activated carbon+methanol pair, Carbon, volume 24, 1987, pp. 615–625.
[7] R.E. Critoph, Limitations of adsorption cycles for solar cooling. Solar Energy
41, 1988, pp. 21–31.
[8] F. Aghbalou, A. Mimet, F. Badia, J. Illa, A. El Bouardi and J. Bougard, Heat
and mass transfer during adsorption of ammonia in a cylindrical adsorbent bed:
thermal performance study of a combined parabolic solar collector, water heat
pipe and adsorber generator assembly, Applied Thermal Engineering, volume
24, 2004, Pages 2537-2555.
[9] Vichan Tangkengsirisin, Atsushi Kanzawa, Takayuki Watanabe, A solar
powered adsorption cooling system using a silica gel-water mixture, Energy,
volume 23, 1998, pp. 347-353.
123
[10] D. M. Ruthven, Principle of Adsorption and Adsorption processes. Wiley,
New York, 1984.
[11] R. T. Yang, Gas separation by Adsorption processes. Butterworths,
London,1987.
[12] S, Brunauer, P. H. Emmett , E. Teller, Adsorption of gases in multimolecular
layers, J. Am. Chem. Soc, volume 60, 1938, pp.309-319.
[13] M. M. Dubinin, Microporous structures and absorption properties of
carbonaceous adsorbents, Carbon, volume 21, 1983, pp. 359-366.
[14] J. H. De BOER, Dynamical character of adsorption, Oxford at the Clarendon
press, 1968.
[15] M. M. Dubinin, The potential theory of adsorption of gases and vapors for
adsorbents with energetically nonuniform surfaces, Chem. Rev, volume 60,
1960, pp. 235.
[16] G. EMSHWILLER, Equilibres en solution – Phénomènes de surface, tome
II,chimie physique, presses universitaires de France,1951.
[17] F. Lemmini, Contribution à l’étude de la réfrigération solaire par adsorption:
Simulation numérique du stockage de froid sur une année, Doctorat d’Etat ,
Faculté des Sciences de Rabat , 1990.
[18] M. Boubakri, Détermination des caractéristiques thermodynamiques du
couple Charbon Actif AC35 – méthanol et étude de son application à la
réfrigération solaire, Thèse de troisième cycle, Université Pierre et Marie
Curie Paris 6, 1985.
[19] A. Hajji, W.M. Worek and Z. Lavan, Dynamic analysis of a closed-cycle solar
adsorption refrigerator using two adsorbent–adsorbate pairs. ASME J Solar
Energy Engng 113,1991, pp. 73–79.
124
[20] A.Sakoda, M. Suzuki, Fundamental study on solar powered adsorption
cooling system. Journal of Chemical Engineering of Japan, volume 17, 1984,
pp. 52-57.
[21] M. Karagiorgas, F. Meunier,The dynamics of solid-adsorption heat pump
connected with outside heat sources of finite capacity, Heat recovery
Systems& CHP, vol.7, N°.3,1987.
[22] J. J. Guilleminot , F. Meunier, J. Pakleza, Heat and mass transfer in a non-
isothermal fixed bed solid adsorbent reactor: a uniform pressure-non-uniform
temperature case, International Journal of Heat and Mass Transfer
Vol 30, n° 8 , 1987, pp 1595-1606.
[23] F. Lemmini, J. Buret-Bahraoui, M. Pons, F. Meunier, Simulation des
performances d’un réfrigérateur solaire à adsorption : 2. Fonctionnement
avec stockage de froid dans deux climats différents. Int J Refrigeration 15 (3)
(1992) 168-176.
[24] F. Bentayeb, F. Lemmini, JJ. Guilleminot, Simulation Numérique d’une
machine frigorifique solaire à adsorption dans deux climats marocains
différents : Rabat et Marrakech. Rev. Gén. Therm. 386 (1994) 106-117.
[25] R. E. Critoph, Z. Tamainot-Telto, E. Munyebvu , Solar sorption refrigerator.
Renewable Energy, 12 (4 ), pp. 409-417, 1997. [26] Z. Liu, Y Lu, J. Zhao, Zeolite-active carbon compound adsorbent and its use
in adsorption solar cooling tube, Solar Energy Materials and Solar Cells, 52,
pp. 45-53,1998.
[27] A.O. Dieng, R. Z. Wang, Literature review on solar adsorption technologies
for ice-making and air-conditioning purpose and recent developments in solar
technology, Renewable and Sustainable Energy Reviews, volume 5,(2001),
pp.313-342.
125
[28 ]Y. Fan, L. Luo, B. Souyri, Review of solar sorption refrigeration technologies:
Development and applications, Renewable and Sustainable Energy Reviews
Article in Press accepted 27 January 2006.
[29] Tchernev DI. Solar air conditioning and refrigeration systems utilizing
zeolites. Proc. Meetings of IIR Commissions E1-E2, Jerusalem 1982, pp.
209–215.
[30] Y. Z. Lu, R. Z. Wang, M. Zhang and S. Jiangzhou ,Adsorption cold storage
system with zeolite–water working pair used for locomotive air conditioning,
Energy Conversion and Management, 44, pp 1733-1743,2003.
[31] E. Dahomé, F. Meunier, Reversible and irreversible cycles of a chemical
heat pump; application to the zeolite 13X/water system, . Rev. Gén. Therm.
246, pp. 483-500, 1982.
[32] F. Meunier, Second law analysis of a solid adsorption heat pump operating
on reversible cascade cycles: Application to the Zeolite-water pair, Journal of
Heat Recovery Systems,5, pp 133-141,1985.
[33] F. Meunier, Solid sorption heat powered cycles for cooling and heat pumping
applications, Applied Thermal Engineering,18, pp 715-729,1998.
[34]J. J. Guilleminot, F. Meunier, Etude expérimentale d’une glacière solaire
utilisant le cycle zéolithe 13X-eau . Rev.Gen.Therm. Fr.,n°239,1981,
pp. 825- 834.
[35] Ph. Grenier,J. J. Guilleminot, F.Meunier, M. Pons, Solar powered solid
adsorption cold store. Journal of Solar Energy Engineering, Vol 110, 1988,
pp.192-197.
[36] A.Boubakri, M. Arsalane, B. Yous, L. Ali-Moussa, M. Pons. Experimental
study of adsorptive solar-powered icemakers in Agadir (Morocco)-1.
Performance in actual site. Renewable Energy, Vol 2, 1992,pp. 7-13.
126
[37] E.E. Anyanwu and C.I. Ezekwe, Design, construction and test run of a solid
adsorption solar refrigerator using activated carbon/methanol, as
adsorbent/adsorbate pair, Energy Convers Manage 44 (2003),
pp. 2879–2892.
[38] R.Z. Wang, M. Li, Y.X. Xu and J.Y. Wu, An energy efficient hybrid system of
solar powered water heater and adsorption ice maker, Sol Energy 68 (2000),
pp. 189–195.
[39] X.J. Zhang and R.Z. Wang, Design and performance simulation of a new
solar continuous solid adsorption refrigeration and heating hybrid system,
Renewable Energy 27 (2002), pp. 401–415.
[40] M. Li, C.J. Sun, Z.R. Wang, W.D. Cai, Development of no valve
solar ice
maker.Applied Thermal Engineering 24 (2004), pp. 865-872.
[41] A . sakoda, M . Suzuki. Simultaneous transport of heat and adsorbate in
closed type adsorption cooling system utilizing solar heat. Journal of Solar
Engineering 1986, pp.108-239.
[42] C. Hildbrand, P. Dind, M. Pons, F. Buchter. A new solar powerd adsorption
refrigerator with high performance. Solar Energy, vol 77, 2004, pp.311-318.
[43] R. E. Critoph, Activated carbon adsorption cycles for refrigeration and heat
pumping, Carbon, vol 27,1989, pp. 63-70.
[44] R. E. Critoph, Simulation of a continuous multiple-bed regenerative
adsorption cycle, International Journal of Refrigeration, Vol 24, 2001,
pp. 428-437.
[45] R. E. Critoph, Multiple bed regenerative adsorption cycle using the monolithic
carbon–ammonia pair, Applied Thermal Engineering, Vol 22, 2002,
pp. 667-677.
127
[46] R. E. Critoph, S. J. Metcalf, Specific cooling power intensification limits in
ammonia–carbon adsorption refrigeration systems, Applied Thermal
Engineering, Vol24, 2004, pp.661-678.
[47] J. Bougard, Adsorbeur modulaire pour machine frigorifique solaire charbon
actif- ammoniac, Proc. Symposium Paris 18-20 Novembre 1992, pp. 282-287.
[48] A. Mimet, Etude théorique et expérimentale d'une machine frigorifique à
adsorption d'ammoniac sur charbon actif, Thèse de Doctorat, FPMs, Mons
(Belgique), (1991).
[49] L.W. Wang, R.Z. Wang , Z.S. Lu, Y.X. Xu, J.Y. Wu, Split heat pipe type
compound adsorption ice making test unit for fishing boats, International
Journal of Refrigeration, vol 29, 2006, pp. 456-468.
[50] F. LEMMINI, J. BURET-BAHRAOUI, M. PONS, F. MEUNIER, Simulation des
performances d'un réfrigérateur solaire à adsorption:1. Comparaison des
performances pour deux types de charbon actif, Revue Internationale du
Froid, vol. 15, N° 3, pp.159-167, 1992.
[51] F. BENTAYEB, F. LEMMINI, J.J. GUILLEMINOT, Adaptation of an
adsorptive solar refrigerator to Moroccan climates, Renewable Energy,
Vol.6,N°.7, pp. 867-882, 1995.
[52] F. LEMMINI, J. BURET-BAHRAOUI, J.J. GUILLEMINOT, F. MEUNIER, M. PONS, Réfrigération solaire par adsorption : simulation d’une année de
fonctionnement à Rabat (Maroc), Séminaire de la fondation Internationale
pour la Science Rabat, 24-28 Mai 1988, pp.171-189.
[53] M. Pons, Ph. Grenier, ASME JSEE, vol. 109, n° 4, (Nov. 1987), pp. 303-310.
[54] F. Meunier, Etude des couples Adsorbant Solide - réfrigérant Liquide, EEC
report EUR 7708 FR.
128
[55] F. Meunier , Ph. Grenier, J J, Guilleminot , M, Pons , Solar powered
refrigeration using intermittent solid adsorption cycles, Internal paper. Campus
universitaire ;Orsay France 1986.
[56] F. Lemmini, A. Errougani, F. Bentayeb, Réalisation expérimentale d’un
réfrigérateur solaire à adsorption à Rabat , Forum International sur Les
Energies Renouvelables FIER 2002, vol.I,p 260-265.
[57] F. Lemmini, A. Errougani, Building and experimentation of a solar powered
adsorption refrigerator. Renewable Energy , vol 30, 1989-2003, 2005.
[58] F.Lemmini, A.Errougani , Fabrication et expérimentation d’un réfrigérateur
solaire à charbon actif-méthanol dans le climat de Rabat. 12èmes Journées
Internationales de Thermique JITH 2005, vol. II, p.109-111.
[59] F. Lemmini, A. Errougani, Experimentation of a solar adsorption
refrigerator
in Morocco, in Press dans Renewable Energy (2007).
[60] F. Buchter, P. Dind, M. Pons. An experimental solar-powered
adsorptive
refrigerator tested in Burkina-Faso. International Journal of
refrigeration, vol
26, 2003, pp.79-86.
[61] The properties of gases and liquids, Third Edition, C. Reid-Prausnitz- Sherwood.
