HAL Id: dumas-01810842
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To cite this version:
Hassan Fawaz. Étude et conception d’une centrale de trigénération. Thermique [physics.class-ph]. 2012. �dumas-01810842�
EICNAM - PARIS
MEMOIRE
Présenté en vue d’obtenir
Le DIPLOME d’INGENIEUR C.N.A.M
SPECIALITE : ENERGETIQUE
OPTION : FROID ET CLIMATISATION
Par
FAWAZ HASSAN
Étude et conception d’une centrale de trigénération
Soutenu en Juillet 2012
JURY
PRESIDENT :
Mr. Christophe Marvillet (Cnam-Paris)
MEMBRES :
Mr. Toni Jabbour (Chef de Département énergétique)
Mr. François Khoury (Tuteur du projet)
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Remerciements
A la fin de ce modeste travail j'ai réalisé que j'ai pu l'accomplir grâce à la contribution d'un grand nombre de personnes, et que quoi que je dise, je ne pourrai jamais tous autant les remercier.
Mais avant ça je remercie DIEU le tout puissant de m'avoir accordé son infinie bonté, le courage, la force et la patience pour réaliser cet humble travail.
Après cela, Je tiens à remercier profondément mon directeur de mémoire Monsieur François Khoury pour la confiance qu'il m'a témoignée tout au long de ce travail, pour son soutien et ses conseils ; grâce à qui mes efforts ont pu aboutir et avec qui j’ai beaucoup appris.
Un remerciement chaleureux est adressé à Monsieur Christophe Marvillet, Maître de Conférence, professeur Cnam et directeur de l’IFFI, pour l'intérêt qu'il a bien voulu porter à ce travail en acceptant de l'examiner et d'être membre du jury de ce mémoire.
J’adresse également mes remerciements à tous mes professeurs qui m’ont accompagné durant mes études au Cnam-Liban.
Je tiens à remercier particulièrement Monsieur Hussein Rammal pour ses encouragements, son aide et ses conseils.
Aussi je tiens beaucoup et avec un plaisir particulier à remercier Monsieur Zein Fawaz pour ses conseil avisés ainsi que pour son aide.
Sans oublier toute personne ayant participé de prés ou de loin à la réalisation de ce mémoire.
Dédicaces
Á mes très chères parents, Á mes frères,
Á mes amis,
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Résumé
Ce travail de mémoire d’ingénieur CNAM est basé sur l’étude et la conception d’une centrale de trigénération qui a lieu au Jeita Mont-Liban. L’étude est basée sur la récupération de chaleur des fumées rejetées à l’échappement, et la chaleur rejetées au liquide de refroidissement des moteurs diesel fonctionnant au gas-oil. Ces moteurs électriques ont pour but de fournir la puissance électrique nécessaire appelée par le centre aquatique. La chaleur récupérée va couvrir les forts besoins en eau chaude sanitaire et chauffage, ainsi que les besoins en énergie frigorifique grâce à des groupes de froid à absorption double effet Libr-eau.
Dans un premier lieu, nous avons réalisé l’étude détaillée de dimensionnement thermique et mécanique de l’échangeur de chaleur fumées-eau pour la récupération de gaz d’échappement, et de l’échangeur de chaleur eau-eau pour récupérer la chaleur du liquide de refroidissement des moteurs.
Par la suite, on fait la sélection des groupes de froid à absorption liquide double effet Libr-eau qui utilisent l’eau chaude récupérée comme source d’énergie primaire.
Au final, on a fait le calcul de bilan énergétique et économique, ainsi que le bilan environnemental pour plusieurs études de cas incluant l’utilisation du bio diesel comme combustible primaire pour la centrale de trigénération.
Mots clés :
Cogénération et trigénération, récupération de chaleur, échangeur de chaleur de gaz d’échappement, échangeur de chaleur de liquide de refroidissement, machine à absorption Libr-eau, bio diesel.
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ABSTRACT
This Cnam engineer project is based on the study and design of a trigeneration plant that takes place at Jeita Mount-Lebanon. The study is based on the heat recovery of exhaust fumes and the heat rejected to the coolant of diesel engines running on gas-oil. These engines are designed to provide the electrical power needed by the aquatic center. The recovered heat will cover the high hot water demands for sanitary and heating, and also the cooling energy demands thanks to the double stage lithium bromide absorption chillers.
First of all, we accomplished the thermal and mechanical design of the smoke-water heat exchanger for the recovery of exhaust gases, and also the design of the water-water heat exchanger for the recovery of the diesel engines coolant.
After, we made a selection of double stage lithium bromide absorption chillers using recovered hot water as primary energy source.
At the end, energy, economic and environmental balance sheets were made for several case studies, including the use of biodiesel as primary fuel for the trigeneration plant.
Key words :
Cogeneration and trigeneration, heat recovery, exhaust fumes heat exchanger, coolant heat exchanger, double stage absorption chiller, biodiesel.
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TABLE DES MATIERES
Remerciements………..…...1
Résumé………...2
Table des matières………...4
Liste des figures……….…..9
Liste des tableaux……….…...10
Nomenclature……….11
Introduction générale……….………...…....12
Chapitre-1
……….………...14
1. Description général et cahier de charge
de
……….……...……...……....14
Jeita Country Club
1-1. Le contexte du projet………...14
1-2. Les objectifs du projet………...15
1-3. La démarche et les méthodes utilisées………..15
1-4. Les besoins énergétiques du centre aquatique………..15
1-5. Conclusion………...23
Chapitre-2
………...24
2. Problème de la combustion ou problème de la
..………..24
production de chaleur
2-1. Introduction………...24
2-2. Equation chimique de la combustion………24
2-3. Application de l’équation de la combustion sur le gas-oil………27
2-4. Teneur en 𝐶𝑂
2des fumées………...29
Page 5 sur 135
2-6. Conclusion………...31
Chapitre-3
………...32
3. Échangeur de chaleur : Étude et conception
………...32
3-1. Phase de dimensionnement thermique………..32
3-1-1. Problème thermo-hydraulique………32
3-1-2. Logique de la phase de dimensionnement………..32
3-2. Principe de calcul thermique d’un échangeur………...35
3-2-1. Méthode de calcul analytique………...35
3-2-1-1. Méthode DTLM………...35
3-2-1-2. Méthode NUT………...37
3-3. Généralités sur l’échangeur de chaleur……….39
3-3-1. Choix d’un échangeur de chaleur………...39
3-3-2. Principe de fonctionnement de l’échangeur……..………....40
3-3-3. Limites d’utilisation de l’échangeur………...41
3-3-4. Applications de l’échangeur………...41
3-3-5. Matériaux de l’échangeur…..………....41
3-4. Étude et conception de l’échangeur de chaleur tubulaire………...42
de gaz d’échappement
3-4-1. Introduction………...42
3-4-2. Dimensionnement thermique et mécanique de l’échangeur……….43
3-4-2-1. Sélection du matériau du tube…………...45
3-4-2-2. Sélection du matériau de la calandre……….45
3-4-3. Le coût de conception de l’échangeur de chaleur...………..60
Page 6 sur 135
3-5. Étude et conception de l’échangeur de chaleur tubulaire………62
du liquide de refroidissement du moteur
3-5-1. Introduction………...62
3-5-2. Dimensionnement thermique et mécanique de l’échangeur…………...63
3-5-2-1. Sélection du matériau du tube…………...65
3-5-2-2. Sélection du matériau de la calandre………..……...65
3-5-2-3. Conclusion………...78
3-5-3. Le coût de conception de l’échangeur de chaleur………...80
Chapitre-4
……..………...………...81
4. La production frigorifique associée à un groupe
……….81
de froid à absorption libr-eau
4-1. Introduction au cycle frigorifique à compression thermique de vapeur...……...81
4-1-1. Le cycle frigorifique à compression thermique de vapeur libr-eau…………81
4-1-2. Principe de fonctionnement………82
4-1-3. Le coefficient de performance d’une machine à absorption………...82
4-1-4. Avantages et inconvénients des machines à absorption……….83
4-1-4-1. Avantages………...83
4-1-4-2. Inconvénients………..84
4-2. Sélection de la machine à absorption double effet libr-eau………..84
4-2-1. Fonctionnement de cycle à absorption double effet à eau chaude………….87
4-3. Calcul et sélection du tour de refroidissement (TDR)………...88
4-4. Le coût de la puissance frigorifique produite par absorption………...90
Chapitre-5
……….………..91
5. Le bilan énergétique, économique et environnemental
………...91
5.1. Le bilan énergétique………...91
Page 7 sur 135
5-1-1-1. Le rendement électrique………...91
5-1-1-2. Le rendement global…...……….91
5-1-1-3. Le rendement global de trigénération………...91
5-1-1-4. Le rendement exergétique de la trigénération..………...……....92
5-1-1-4-a. Définition de l’exergie………..92
5-1-2. Principe de fonctionnement de la centrale de trigénération…………...93
5-1-3. Conclusion.………...100
5-2. Le bilan économique……….101
5-2-1. L’avantage économique………...101
5-2-2. Calcul de la rentabilité du projet de trigénération………...101
5-2-2-1. Calcul de l’électricité consommée par le centre………...102
5-2-2-2. Calcul de l’électricité produite par trigénération………...102
5-2-2-3. Calcule du gain sur la facture électrique………...102
5-2-2-4. Calcul de l’énergie primaire consommée par les chaudières………...103
5-2-2-5. Calcul du gain sur la chaleur………...103
5-2-2-6. Calcul de la dépense en combustible………...104
5-2-2-7. Calcul des dépenses d’entretien………...105
5-2-2-8. Estimation du montant d’investissement……….106
5-2-2-9. Calcul du coût de l’électricité vendue………. 107
5-2-2-10. Estimation de la rentabilité du projet………...108
5-2-2-11. Conclusion……….109
5
-3. Le bilan environnemental………110
5-3-1. Étude de cas N°1 : Cas général………...111
5-3-1-1. L’économie relative en 𝐶𝑂
2………...111
5-3-1-2. Conclusion………...113
5-3-2.
Étude de cas N°2 : Appliquons le cas réel du Liban……….. 113
5-3-2-1. L’économie relative en 𝐶𝑂
2………...113
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5-3-3. Étude de cas N°3 : Utilisant le biodiésel comme………...115
combustible primaire
5-3-3-1. Qu’est-ce que le biodiésel……….115
5-3-3-2. Principe de fonctionnement de biodiésel………..115
5-3-3-3. Les avantages du biodiésel...………115
5-3-3-4. Les inconvénients du biodiésel………...116
5-3-3-5. L’économie relative en 𝐶𝑂
2………...117
5-3-3-6. Conclusion………118
5-3-4. TEWI (Total Equivalent Warming Impact)………118
5-3-4-1. Conclusion………119
6. Conclusion générale………...120
7. Annexes
……….………….123
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LISTE DES FIGURES
Figure 1.1 : Vue extérieur du centre aquatique du Jeita Country Club (JCC)
Figure 1.2 : Histogramme de la puissance électrique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Figure 1.3 : Histogramme de la puissance frigorifique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Figure 1.4 : Histogramme de la puissance totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Figure 1.5 : Histogramme des puissances totales mensuelles appelées par le centre aquatique
Figure 1.6 : Histogramme des puissances électriques totales mensuelles appelées par le centre aquatique
Figure 1.7 : Schéma de la production de l’énergie électrique du centre aquatique avant trigénération
Figure 1.8 : Schéma de principe de la production de l’énergie thermique avant trigénération
Figure 1.9 : Bilan de l’énergie valorisée par le groupe électrogène du centre
Figure 3.1 : Logique de la phase de dimensionnement thermique
Figure 3.2 : Principe de calcul thermique d’un échangeur
Figure 3.3 : Organigramme de déroulement de la méthode DTLM
Figure 3.4 : Organigramme de déroulement de la méthode NUT
Figure 3.5 : Schéma des principaux organes d’un échangeur de chaleur tubulaire
Figure 3.6 : Vue extérieure de l’échangeur de chaleur de gaz d’échappement
Figure 3.7 : Résultats obtenues par logiciel pour la sélection de la calandre
Figure 3.8 : Graphe d’évolution de la température de l’échangeur fumées-eau
Figure 3.9 : Evolution de la surface d’échange en fonction de la température de sortie des fumées
Figure 3.10 : Vue extérieure de l’échangeur de chaleur tubulaire de récupération de chaleur eau-eau
Figure 3.11 : Résultat obtenu par logiciel pour la sélection de la calandre
Figure 3.12 : Graphe d’évolution de la température de l’échangeur eau-eau
Figure 4.1 : Principe de fonctionnement d’une machine à absorption double effet LiBr-eau
Figure 4.2 : COP des différents types de machines à absorption en fonction de la température
Figure 4.3 : Vue extérieure de la machine à absorption double effet libr-eau à eau chaude
Figure 4.4 : Schéma de principe de fonctionnement d’une machine à absorption double effet libr-eau
Figure 4.5 : Graphe du coût de la puissance frigorifique produite par absorption et compression
Figure 5.1 : Schéma de la centrale de trigénération du centre aquatique
Figure 5.2 : Organigramme du bilan énergétique de la centrale de cogénération
Figure 5.3 : Organigramme du bilan énergétique de la centrale de trigénération
Figure 5.4 : Bilan de l’énergie valorisée de la centrale de trigénération
Figure 5.5 :Courbe de l’évolution des besoins mensuels en chaleur
Figure 5.6 :Courbe de l’évolution de coût de l’entretien de cogénération
Figure 5.7 : Courbe de l’évolution de coût d’investissement de cogénération
Figure 5.8 : Histogramme de l’énergie électrique vendue par cogénération
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LISTE DES TABLEAUX
Tableau-I : Puissance électrique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Tableau-II : Puissance frigorfiique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Tableau-III : Puissance thermique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Tableau-IV :Caractéristiques techniques du groupe électrogène de type Caterpillar du centre aquatique
Tableau-V : Résultats des caractéristiques de l’échangeur de chaleur côté tube obtenues par abaques
Tableau-VI : Résultats des caractéristiques de l’échangeur côté calandre obtenues par abaques
Tableau-VII : Les caractéristiques de l’échangeur de chaleur fumées-eau obtenues par calcules
Tableau-VIII : Prix des échangeurs thermiques ($ 𝑚⁄ 2) selon leur type
Tableau-IX : Résultats des caractéristiques de l’échangeur côté tube obtenues par abaques
Tableau-X : Résultats des caractéristiques de l’échangeur côté calandre obtenues par abaques
Tableau-XI : Caractéristiques de l’échangeur de chaleur eau-eau obtenues par calcules
Tableau-XII : Prix des échangeurs thermique ($ 𝑚⁄ 2) selon leur type
Tableau-XIII : Valeur de pouvoir calorifique inférieur de quelques combustibles
Tableau-XIV : Puissance thermique totale mensuelle produite par cogénération
Tableau-XV : Puissance thermique totale mensuelle fournie au groupe à absorption
Tableau-XVI : Pourcentage de la puissance thermique totale mensuelle assurée au groupe à absorption
Tableau-XVII : Puissance thermique totale mensuelle appelée pour trigénération
Tableau-XVIII : Pourcentage de la puissance thermique totale mensuelle assurée par cogénération
Tableau-XIX : Résultats énergétiques, économiques et environnementaux avant et après trigénération
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Nomenclature
𝒌𝑾𝒉é𝒍 = 𝒌𝒊𝒍𝒐𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒌𝑾𝒉𝒇𝒓 = 𝒌𝒊𝒍𝒐𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 𝒇𝒓𝒊𝒈𝒐𝒓𝒊𝒇𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒌𝑾𝒉𝒕𝒉 = 𝒌𝒊𝒍𝒐𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 𝒕𝒉𝒆𝒓𝒎𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒌𝑾𝒉𝒑 = 𝒌𝒊𝒍𝒐𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 𝒑𝒓𝒊𝒎𝒂𝒊𝒓𝒆 𝑴𝑾𝒉 = 𝒎𝒆𝒈𝒂𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 𝑴𝑾𝒉é𝒍 = 𝒎𝒆𝒈𝒂𝒘𝒂𝒕𝒕𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝑬𝒄𝒐𝒈𝒆𝒏 = é𝒏𝒆𝒓𝒈𝒊𝒆 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒄𝒐𝒈é𝒏é𝒓é 𝑬𝒄𝒐𝒏𝒔𝒐𝒎 = é𝒏𝒆𝒓𝒈𝒊𝒆 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒄𝒐𝒏𝒔𝒐𝒎𝒎é𝒆 𝑸𝒄𝒐𝒏𝒔𝒐𝒎= é𝒏𝒆𝒓𝒈𝒊𝒆 𝒕𝒉𝒆𝒓𝒎𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒄𝒐𝒏𝒔𝒐𝒎𝒎é𝒆 𝑵𝒃. 𝒅𝒆𝒔 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆𝒔 = 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆𝒔 𝒅𝒆 𝒕𝒓𝒊𝒈é𝒏é𝒓𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝑷𝑬𝒕𝒓𝒊𝒈𝒆𝒏 = 𝒑𝒖𝒊𝒔𝒔𝒂𝒏𝒄𝒆 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒕𝒓𝒊𝒈é𝒏é𝒓é𝒆 𝑵𝒃. 𝒅𝒆𝒔 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆𝒔 = 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆𝒔 𝒅𝒆 𝒕𝒓𝒊𝒈é𝒏é𝒓𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝑼𝒄𝒐𝒈𝒆𝒏= 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆𝒔 𝒅𝒆 𝒄𝒐𝒈é𝒏é𝒓𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝑸𝒕𝒓𝒊𝒈𝒆𝒏= 𝒄𝒉𝒂𝒍𝒆𝒖𝒓 𝒕𝒓𝒊𝒈é𝒏é𝒓é𝒆 𝒌𝒈 𝑪𝑶𝟐 = 𝒌𝒊𝒍𝒐𝒈𝒓𝒂𝒎𝒎𝒆 𝒅𝒆 𝒅𝒊𝒐𝒙𝒚𝒅𝒆 𝒅𝒆 𝒄𝒂𝒓𝒃𝒐𝒏𝒆 𝑷𝑪𝑰 = 𝒑𝒐𝒖𝒗𝒐𝒊𝒓 𝒄𝒂𝒍𝒐𝒓𝒊𝒇𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒊𝒏𝒇é𝒓𝒊𝒆𝒖𝒓 𝑪𝑶𝑷 = 𝒄𝒐𝒆𝒇𝒇𝒊𝒄𝒊𝒆𝒏𝒕 𝒅𝒆 𝒑𝒆𝒓𝒇𝒐𝒓𝒎𝒂𝒏𝒄𝒆 € = 𝑬𝒖𝒓𝒐 𝒄$ = 𝒄𝒆𝒏𝒕 𝒅𝒐𝒍𝒍𝒂𝒓 𝜼é𝒍 = 𝒓𝒆𝒏𝒅𝒆𝒎𝒆𝒏𝒕 é𝒍𝒆𝒄𝒕𝒓𝒊𝒒𝒖𝒆 𝜼𝒈 = 𝒓𝒆𝒏𝒅𝒆𝒎𝒆𝒏𝒕 𝒈𝒍𝒐𝒃𝒂𝒍 𝝁𝒈𝒕𝒓𝒊 = 𝒓𝒆𝒏𝒅𝒆𝒎𝒆𝒏𝒕 𝒈𝒍𝒐𝒃𝒂𝒍 𝒕𝒓𝒊𝒈é𝒏é𝒓𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝜼𝒆𝒙 = 𝒓𝒆𝒏𝒅𝒆𝒎𝒆𝒏𝒕 𝒆𝒙𝒆𝒓𝒈é𝒕𝒊𝒒𝒖𝒆 𝒍𝒊𝒃𝒓 = 𝒃𝒓𝒐𝒎𝒖𝒓𝒆 𝒅𝒆 𝒍𝒊𝒕𝒉𝒊𝒖𝒎 $ 𝑯𝑻𝑽𝑨 = 𝒅𝒐𝒍𝒍𝒂𝒓 𝒉𝒐𝒓𝒔 𝑻𝑽𝑨 𝑫𝑬𝑴𝑨 = 𝑫𝒊𝒆𝒔𝒆𝒍 𝑬𝒏𝒈𝒊𝒏𝒆 𝑴𝒂𝒏𝒖𝒇𝒂𝒄𝒕𝒖𝒓𝒆𝒓𝒔 𝑨𝒔𝒔𝒐𝒄𝒊𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝑻𝑬𝑴𝑨 = 𝑻𝒖𝒃𝒖𝒍𝒂𝒓 𝑬𝒙𝒄𝒉𝒂𝒏𝒈𝒆𝒓 𝑴𝒂𝒏𝒖𝒇𝒂𝒄𝒕𝒖𝒓𝒆𝒓𝒔 𝑨𝒔𝒔𝒐𝒄𝒊𝒂𝒕𝒊𝒐𝒏 𝑩𝑾𝑮 = 𝑩𝒊𝒓𝒎𝒊𝒏𝒈𝒉𝒂𝒎 𝑾𝒊𝒓𝒆 𝑮𝒂𝒖𝒈𝒆Page 12 sur 135
Introduction générale
Le problème majeur du réchauffement global de l’atmosphère et le changement climatique impose l’adoption des installations thermoénergétiques avec une efficacité plus grande. De cette manière on réalise tant la réduction des émissions des gaz à effet de serre, qu’une économie importante des ressources énergétiques. Dans ce sens, il est unanimement reconnu et recommandé la méthode de la production simultanée de travail, de chaleur et du froid dans les installations de cogénération et trigénération.
Toute production d’énergie mécanique et par suite électrique, à partir d’un combustible quelconque, se fait avec dégagement de chaleur vers une source froide. La cogénération consiste à utiliser cette chaleur plutôt que de la perdre à l’atmosphère. La cogénération permet donc des économies d’énergie et, consécutivement, une réduction des coûts globaux des énergies produites.
En outre, la cogénération de chaleur et d’électricité permet un gain en combustible de 10 à 20 % chacun produisant sa propre électricité à un coût proche du prix du combustible. D’où son succès dans un nombre croissant de locaux. Et pourquoi ne pas aller plus loin ? C’est- à-dire produire également du froid pour la climatisation, à partir du même équipement. C’est la trigénération. Une solution efficace pour nos habitats et locaux ?
La trigénération se présente, de ce point de vue, comme l’un des instruments les plus adaptés pour utiliser rationnellement l’énergie et pour lutter contre cette menace. Généralement, tout établissement ou toute entreprise produit sa chaleur avec une chaudière à combustible fossile et achète son électricité au réseau et utilise souvent de l’énergie noble (électricité) pour la production du froid. Pourtant, il est possible, et souvent avantageux, de produire simultanément une partie de ses besoins de chaleur et d’électricité et de froid par une unité de trigénération.
Dans ce projet nous nous concentrerons sur l’utilisation de systèmes d’énergie multi-production, suivant le sens : la cogénération (production combinée de chaleur et d’électricité) ou trigénération (production combinée de chaleur, de froid et d’électricité).
Le but principal de la cogénération et trigénération est économique, aussi son étude doit-elle montrer :
− comment on peut la mettre en œuvre (technologie) ; − comment elle peut être financièrement rentable.
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À cet effet, ce projet fait l’objet de cinq principaux chapitres :
Chapitre I :
Dans ce chapitre, on va présenter le projet et donner leur contexte ainsi que l’objectif. Ensuite on va faire la description de projet et donner le cahier de charge de celle-ci, afin de montrer les besoins en énergie électrique, thermique et frigorifique du projet.
Chapitre II :
Il contient une étude du problème de combustion ou de la production de chaleur, on calcule les différents composants des fumées du gaz d’échappement de gas-oil, afin d’utiliser ce résultat dans le calcul des échangeurs de chaleur de récupération du gaz d’échappement.
Chapitre III :
Ce chapitre parle de l’étude et la conception, ainsi que le dimensionnement thermique et mécanique des échangeurs de chaleur tubulaire de récupération du gaz d’échappement fumées-eau et celle de récupération de chaleur de liquide de refroidissement eau-eau des moteurs.
Chapitre IV :
Dans ce chapitre, on a fait la sélection des groupes de froid à absorption liquide double effet Libr-eau alimentés avec de l’eau chaude déjà récupérée grâce aux moteurs diesel. Ces groupes de froid à absorption vont prendre la place des groupes de refroidissement liquide existants.
Chapitre V :
C’est le dernier chapitre, il comporte les résultats de réalisation et démontre la faisabilité de la centrale de trigénération, on a étudié le bilan énergétique et économique. Tandis que le bilan environnemental pour différentes études de cas, on a débuté par l’étude du cas général et ensuite on a appliqué le cas réel du Liban pour finalement utiliser le bio diesel comme combustible primaire pour les moteurs diesel.
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Chapitre 1 : Déscription général et cahier de charge de Jeita
Country Club
1-1 : Le contexte du projet
Fig-1.1 : Vue extérieur du centre aquatique du Jeita Country Club (JCC)
Créé en 1998-1999, Jeita Country Club (JCC) est un grand centre aquatique, avec une surface totale de
83000 𝒎𝟐 de piscines intérieures et extérieures, restaurants, jacuzzi, spa, gym, squash, et chalets.
Le maintien des conditions de température et d’hygrométrie du centre aquatique, nécessite une production simultanée d’eau chaude 60℃ et d’eau glacée 6℃.
Les deux productions sont décentralisées. La distribution au centre est réalisée par deux réseaux, une pour la distribution de l’eau chaude et l’autre pour l’eau glacée.
L’eau glacée était initialement produite par 3 groupes centrifuges (utilisant du R 134a) totalisant 1962 𝒌𝑾𝒉𝒇𝒓 frigorifique, la puissance frigorifique mensuelle appelée est donnée par le tableau-II.
L’eau chaude était initialement produite par 6 chaudières au gas-oil totalisant 6054 𝒌𝑾𝒉𝒕𝒉 thermique, la puissance thermique mensuelle appelée est donnée par le tableau-III.
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1-2 : Les objectifs du projet
Dans ce contexte, nous souhaitons obtenir la meilleure adéquation possible entre les besoins énergétiques du site et les moyens de production de chaleur et de froid :
-
par une optimisation assurant la pérennité et la sécurité des installations.-
et avec une amélioration du bilan environnemental et économique de l’installation existante.1-3 : La démarche et les méthodes utilisées
En 2012, nous désirons la réalisation d’une étude dans le but d’explorer les possibilités de la trigénération (production locale d’électricité couplée à une valorisation de la chaleur dégagée pour assurer le chauffage et le refroidissement).
Cette étude confirme l’intérêt de cette solution et un approfondissement de l’expertise est lancé, et nous proposons de comparer une solution de trigénération avec machine à absorption simple effet et une solution avec machine à double effet.
L’étude confirme que cette solution présente des performances énergétiques et une rentabilité financière supérieures aux solutions classiques pour un surcoût d’investissement raisonnable.
1-4 : Les besoins énergétique du centre aquatique
Les besoins énergétiques du centre aquatique sont :
L’énergie électrique produite par le réseau publique avec une puissance varie entre de 1450 et 2700
𝒌𝑾𝒉é𝒍, afin d’alimenter le centre aquatique de cette énergie pour des raisons d’éclairage, de courant électrique, ainsi que les groupes de refroidissement liquide et leurs équipements auxiliaires (pompes de circulation, vannes électriques, et instruments de contrôle), la centrale de traitement d’eau, et autres équipements électriques de services, etc …
Tableau-I : Puissance électrique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Mois Janvier Février Mars Avril Mai Juin Juillet Août Sept Oct. Nov. Déc. 𝒌𝑾𝒉é𝒍 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 1462 1464 1466 1465 2371 2682 2686 2689 2313 1460 1458 1461
Page 16 sur 135
Fig-1.2 : Histogramme de la puissance électrique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
L’histogramme de la figure ci-dessus, montre que la puissance électrique totale mensuelle appelée par le centre aquatique atteint son maximum aux mois de mai, juin, juillet, août et septembre.
L’énergie frigorifique produite par 3 groupes de refroidissement liquide de type réciproque,
(utilisant du R 404A), totalisant 1962 𝒌𝑾𝒉𝒇𝒓 frigorifique, afin d’alimenter le centre aquatique de
cette énergie pour des raisons de refroidissement d’air, déshumidification, ainsi que la centrale de traitement d’air, etc…
Tableau-II : Puissance frigorfiique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Mois Janvier Fevrier Mars Avril Mai Juin Juillet Août Sept Oct. Nov. Déc. 𝒌𝑾𝒉𝒇𝒓 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 − − − − 1285 1762 1768 1761 1123 − − −
Page 17 sur 135
Fig-1.3 : Histogramme de la puissance frigorifique totale mensuelle appelée par le centre aquatique L’histogramme de la figure ci-dessus, montre que la puissance frigorifique totale mensuelle appelée par le centre aquatique atteint son maximum aux mois de mai, juin, juillet, août et septembre.
L’énergie thermique produite par 6 chaudières au gas-oil totalisant 6054 𝒌𝑾𝒉𝒕𝒉, afin d’alimenter le centre aquatique en cette énergie pour des raisons de chauffage, production d’eau chaude sanitaire, chauffage de piscines, jacuzzi, etc…
Tableau-III : Puissance thermique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Mois Janvier Fevrier Mars Avril Mai Juin Juillet Août Sept Oct. Nov. Déc. 𝒌𝑾𝒉𝒕𝒉 𝒉𝒆𝒖𝒓𝒆 4654 4455 4145 3760 2285 1720 1705 1700 2530 4130 4495 4653
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Fig-1.4 : Histogramme de la puissance thermique totale mensuelle appelée par le centre aquatique
Fig-1.5 : Histogramme des puissances totales mensuelles appelées par le centre aquatique
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L’histogramme de la figure-1.5, représente la puissance électrique, thermique et frigorifique du centre, afin de bien comparer l’évolution de la demande de ces puissances. Celui-ci nous permet ainsi de trouver la meilleure solution énergétique pour réduire la forte consommation en combustible (gas-oil) appelée par les chaudières au gas-oil et la forte consommation d’énergie électrique appelée par les groupes de refroidissement liquide et leurs équipements.
Fig-1.6 : Histogramme des puissances électriques totales mensuelles appelées par le centre aquatique
La figure-1.6, représente les besoins électriques totales mensuelles du centre aquatique. L’histogramme marqué en vert représente la puissance électrique totale consommée par le système d’éclairage, les équipements des services électriques, pompes à eau, les centrales de traitement d’air, les groupes de refroidissement liquide, la centrale de traitement d’eau. Tandis que, l’histogramme marqué en marron représente la puissance électrique totale mensuelle appelée par les groupes de refroidissement liquide et leurs équipements.
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Tableau-IV:Caractéristiques techniques du groupe électrogène de type Caterpillar du centre aquatique
Générateur ouvert—1500 rpm/50Hz/400 Volts DM8218 Performance du générateur
Puissance du générateur à 0,8 facteur de puissance Puissance du générateur avec ventilateur
𝟏𝟐𝟓𝟎 𝒌𝑽𝒂 𝟏𝟎𝟎𝟎 𝒌𝑾é𝒍
Température maximale du réfrigérant après refroidissement 𝟖𝟐°𝑪
Consommation de combustible 100% charge avec ventilateur 75% charge avec ventilateur 50% charge avec ventilateur
𝟐𝟓𝟗 𝑳/𝒉 𝟏𝟗𝟗, 𝟗 𝑳/𝒉
𝟏𝟑𝟖, 𝟖 𝑳/𝒉
Système de réfrigération
Limitation du débit d’air (système de ventilation) Débit d’air maximal
Capacité du réfrigérant du moteur avec tank d’expansion Capacité du réfrigérant du moteur Capacité de réfrigérant du radiateur
𝟎, 𝟏𝟐 𝒌𝑷𝒂 𝟏𝟓𝟓𝟖 𝒎𝟑/𝒎𝒊𝒏 𝟐𝟖𝟔. 𝟖 𝑳 𝟏𝟓𝟔, 𝟖 𝑳 𝟏𝟑𝟎, 𝟎 𝑳 Air entré Débit d’air entré pour combustion
𝟏𝟓𝟓𝟖 𝒎𝟑/𝒎𝒊𝒏
Système d’échappement Température de sortie de gaz d’échappement Pression (backpressure) maximale admissible
𝟒𝟔𝟕, 𝟏°𝑪 𝟔, 𝟕 𝒌𝑷𝒂
Rejet de chaleur Rejet de la chaleur au liquide de refroidissement Rejet de la chaleur à l’échappement Rejet de la chaleur à l’atmosphère à partir du moteur Rejet de la chaleur à l’atmosphère à partir du générateur
𝟔𝟎𝟒 𝒌𝑾 𝟗𝟗𝟓 𝒌𝑾 𝟏𝟏𝟒 𝒌𝑾 𝟓𝟏, 𝟓 𝒌𝑾
Le tableau-IV, donne les principaux caractéristiques techniques du groupe électrogène installé dans le centre aquatique totalisant une puissance électrique maximale de 𝟑𝟎𝟎𝟎 𝒌𝑾é𝒍, afin d’utiliser celle-ci en cas de l’absence du courant électrique du réseau publique. En revanche, pour dimensionner les échangeurs de chaleur qui font une partie intéressante dans notre projet, c’est la récupération de la chaleur nécessaire dans le fonctionnement de la centrale de trigénération.
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1-5 : Conclusion
Fig-1.9 : Bilan de l’énergie valorisée par le groupe électrogène du centre
En définitive, le centre aquatique assure actuellement ses besoins en énergie thermique par 6 chaudières totalisant 𝟔𝟎𝟓𝟒 𝒌𝑾𝒉𝒕𝒉 pour une consommation totale en gas-oil de 𝟗𝟗, 𝟗𝟎 𝑳 𝒉⁄ ; Tandis que, les besoins en énergie frigorifique sont assurés par 3 groupes de refroidissement liquide totalisant 𝟏𝟗𝟔𝟐 𝒌𝑾𝒉𝒇𝒓 pour une consommation totale en énergie électrique totale appelée est de 𝟏𝟏𝟔𝟔 𝒌𝑾𝒉é𝒍. Les besoins en énergie électrique totale du centre aquatique varie entre 1450 et 2700 𝒌𝑾𝒉é𝒍 assurée par le réseau électrique publique, et par 3 générateurs électrique totalisant 𝟑𝟎𝟎𝟎 𝒌𝑾𝒉é𝒍 ( 𝟑𝟕𝟓𝟎 𝒌𝑽𝑨) ; en cas d’absence de l’énergie électrique du réseau publique, la consommation totale en combustible gas-oil est de 𝟕𝟖𝟕𝟐 𝒌𝑾𝒉𝒑.
En outre, la puissance électrique appelée par les groupes de refroidissement liquide et leurs équipements représente 35 à 45% des besoins électriques totales mensuelles du centre aquatique. Alors, on a intérêt d’utiliser un groupe de froid à absorption comme source d’énergie frigorifique à la place des groupes de refroidissement liquide existants, ce groupe de froid à absorption utilise l’énergie thermique récupérée sur les moteurs thermiques par l’intermédiaire des échangeurs de chaleur de types fumées-eau et eau-eau.
Au final, la figure-1.9, donne le bilan de l’énergie valorisée en cas de fonctionnement des groupes électrogènes. Ainsi, les pertes ont une valeur de 62% dûes au rejet de chaleur au liquide de refroidissement et à l’échappement, et que l’énergie valorisée et de 38%.
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Chapitre 2 : Problème de la combustion ou Problème de la
production de chaleur
2-1 : Introduction
Le problème de la combustion intéresse le générateur de vapeur, le four industriel ou même domestique, le moteur à essence, le moteur Diesel.
Il s’agit d’un problème de chimie et nous constatons une fois de plus que le constructeur est appelé à utiliser les connaissances acquises dans les domaines les plus variés de la science. C’est un problème extrêmement important ; pour s’en rendre compte, il suffit de consulter le tableau ci-dessous qui indique le tonnage annuel des combustibles extraits dans le monde.
Nature du
combustible Pétrole brut Gaz naturel Charbon
Tonnage annuel
(millions de tonnes) 1400 400 milliards de 𝒎
𝟑 1200
2-2 : Equation chimique de la combustion
Un combustible industriel contient en général du carbone, de l’hydrogène, de l’oxygène et de l’azote ; ce dernier ne participe pas à la combustion, mais il se retrouve dans les fumées. L’oxygène nécessaire est fourni par l’air, le comburant, et aussi par l’oxygène déjà présent dans le combustible.
Le combustible est en général défini par le pourcentage en masse de ses constituants : carbone α %,
hydrogène β %, oxygène γ %, azote δ %.
Etablissons la formule chimique de la mole fictive de ce combustible, dont la masse molaire est 100 kg : 𝑪𝒙𝑯𝒚𝑶𝒛𝑵𝒖 .
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Pour 100 kg de combustible nous avons α kg de masse molaire 12 kg, soit 𝒙 = 𝟏𝟐 ; Nous trouvons de la même façon 𝒚 =𝜷
𝟏 ; 𝒛 = 𝜸
𝟏𝟔 ; 𝒖 = 𝜹 𝟏𝟒 ;
Prenons maintenant, le gas-oil, combustible du moteur Diesel, dont la composition massique est : carbone α = 86 %, hydrogène β = 11 %, oxygène γ = 1 %, azote δ = 2 %.
Formule chimique fictive : 𝑪𝒙𝑯𝒚𝑶𝒛𝑵𝒖 avec : 𝒙 =𝟖𝟔 𝟏𝟐= 𝟕, 𝟏𝟓 , 𝒚 = 𝟏𝟏 𝟏 = 𝟏𝟏 , 𝒛 = 𝟏 𝟏𝟔= 𝟎, 𝟎𝟔𝟐 , 𝒖 = 𝟐 𝟏𝟒= 𝟎, 𝟏𝟒𝟑 . Considérons maintenant l’air, le comburant ; sa composition massique est :
Azote 76,7 %, oxygène 23,3 %.
Sa formule chimique fictive est donc : 𝑶 (𝟐𝟑, 𝟑
𝟏𝟔 ) + 𝑵 ( 𝟕𝟔, 𝟕
𝟏𝟒 ) 𝑜𝑢 𝑶𝟏,𝟒𝟓+ 𝑵𝟓,𝟒 .
Il est plus commode dans les calculs de faire apparaître O2 (masse molaire 32 kg) et N2 (masse molaire 28 kg). Pour 32 kg d’oxygène contenus dans l’air nous avons :
76,7 × 32
23,3 = 106 (𝑘𝑔) d’azote, c’est − à − dire 106
28 = 3,8 (𝑘𝑚𝑜𝑙𝑒). La formule chimique fictive de l’air est alors : 𝑶𝟐+ 𝟑, 𝟖 𝑵𝟐 ; sa masse molaire est : 106 + 32 = 138 (𝑘𝑔).
Combustion du carbone.
Equation chimique : 𝐶 + 𝑂2 = 𝐶𝑂2 12 32 44 𝑘𝑔 ou 𝑥. 𝐶 + 𝑥. 𝑂2 = 𝑥. 𝐶𝑂2 12. 𝑥 32. 𝑥 44. 𝑥 𝑘𝑔
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Pour brûler . 𝐶 , soit 12. 𝑥 kg de carbone, il faut :
𝑥. 𝑂2 , soit 32. 𝑥 𝑘𝑔 d’oxygène ou 𝑥 (𝑂2− 3,8 𝑁2) soit 138. 𝑥 𝑘𝑔 d’air. On obtient : 𝑥 (𝐶𝑂2) soit 44. 𝑥 𝑘𝑔 de 𝐶𝑂2 . Combustion de l’hydrogène. Equation chimique : 𝟐 𝑯 + 𝑶 = 𝑯𝟐𝑶 𝑯 +𝟏 𝟒𝑶𝟐= 𝟏 𝟐𝑯𝟐𝑶. Pour brûler 𝑦. 𝐻 , soit 1. 𝑦 𝑘𝑔 d’hydrogène, il faut : 𝒚 𝟒∙ 𝑶𝟐 soit 𝟑𝟐 ∙ 𝒚 𝟒 𝒌𝒈 𝒅 ′𝒐𝒙𝒚𝒈è𝒏𝒆 ou 𝒚 𝟒 (𝑶𝟐− 𝟑, 𝟖 𝑵𝟐) soit 𝒚 𝟒∙ 𝟏𝟑𝟖 𝒌𝒈 𝒅 ′𝒂𝒊𝒓. On obtient : 𝒚 𝟐(𝑯𝟐𝑶) soit 𝒚 𝟐× 𝟏𝟖 𝒌𝒈 𝒅 ′𝒆𝒂𝒖 .
Considérons maintenant l’oxygène contenu dans le combustible ; il se combine à l’hydrogène. Ecrivons : 𝟐 𝑯 + 𝑶 = 𝑯𝟐𝑶 ;
𝑧 ∙ 𝑂, soit 16 ∙ 𝑧 𝑘𝑔 d’oxygène, se combinent à 2 𝑧 ∙ 𝐻 soit 1 ∙ 2𝑧 𝑘𝑔 d’hydrogène. Tout se passe donc comme si le combustible ne contenait que :
(𝒚 − 𝟐𝒛)𝑯 soit 𝟏 (𝒚 − 𝟐𝒛)𝒌𝒈 d’hydrogène, n’exigeant alors pour sa combustion que : 𝒚 − 𝟐𝒛
𝟒 ∙ (𝑶𝟐+ 𝟑, 𝟖 𝑵𝟐) soit
𝒚 − 𝟐𝒛
𝟒 ∙ 𝟏𝟑𝟖 𝒌𝒈 𝒅’𝒂𝒊𝒓. Equation chimique de la combustion.
𝑪𝒙𝑯𝒚𝑶𝒛𝑵𝒖+ 𝒙 ∙ (𝑶𝟐+ 𝟑, 𝟖𝑵𝟐) +𝒚 − 𝟐𝒛 𝟒 ∙ (𝑶𝟐+ 𝟑, 𝟖𝑵𝟐) = 𝒖 𝟐∙ 𝑵𝟐+ 𝟑, 𝟖 𝒙 ∙ 𝑵𝟐+ 𝒚 − 𝟐𝒛 𝟒 ∙ 𝟑, 𝟖 𝑵𝟐+ 𝒙 ∙ 𝑪𝑶𝟐+ 𝒚 𝟐∙ 𝑯𝟐𝑶 ,
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Ou
𝑪𝒙𝑯𝒚𝑶𝒛𝑵𝒖+ (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐) ∙ (𝑶𝟐+ 𝟑, 𝟖 𝑵𝟐) = 𝒙. 𝑪𝑶𝟐+ 𝒚 𝟐. 𝑯𝟐𝑶 + [ 𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐)] 𝑵𝟐 𝟏𝟎𝟎 𝒌𝒈 + ( 𝒙 +𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐) ∙ 𝟏𝟑𝟖 𝒅𝒆 𝒄𝒐𝒎𝒃𝒖𝒔𝒕𝒊𝒃𝒍𝒆 𝒌𝒈 𝒅′𝒂𝒊𝒓 = 𝒙 ∙ 𝟒𝟒 + 𝒚 𝟐∙ 𝟏𝟖 + [ 𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 ∙ (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐) ] ∙ 𝟐𝟖 𝒌𝒈 𝒅𝒆 𝑪𝑶𝟐 𝒌𝒈 𝒅′𝒆𝒂𝒖 𝒌𝒈 𝒅′𝒂𝒛𝒐𝒕𝒆Il est ainsi facile de déterminer la masse d’air nécessaire à la combustion de 100 kg de combustible et d’obtenir la masse de chacun des produits de la combustion, donc la composition des fumées.
2-3 : Application de l’équation de la combustion sur le gas-oil
Prenons le cas du combustible gas-oil de notre projet, dont nous avons établi la formule fictive : 𝑪𝒙𝑯𝒚𝑶𝒛𝑵𝒖 , 𝒂𝒗𝒆𝒄 ∶ 𝒙 = 𝟕, 𝟏𝟓 , 𝒛 = 𝟎, 𝟎𝟔𝟐 , 𝒖 = 𝟎, 𝟏𝟒𝟑 .
La combustion de 100 kg de gas-oil exige : (𝒙 +𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐) 𝟏𝟑𝟖 , soit (𝟕, 𝟏𝟓 + 𝟏𝟏 𝟒 − 𝟎, 𝟎𝟔𝟐 𝟐 ) 𝟏𝟑𝟖 = 𝟗, 𝟗𝟑 × 𝟏𝟑𝟖 = 𝟏𝟑𝟖𝟎 𝒌𝒈 𝐝’𝐚𝐢𝐫. À 0°C et 760 mm de mercure, la masse volumique de l'air est 1,293 𝑘𝑔 𝑚⁄ 3.
Le volume occupé par ces 1380 kg d’air est donc : 1380
1,293 = 1070 𝑚 3.
Page 28 sur 135 Produits de la combustion. 𝐌𝐚𝐬𝐬𝐞 𝐝𝐞 𝑪𝑶𝟐 : 𝒙 × 𝟒𝟒 = 𝟕, 𝟏𝟓 × 𝟒𝟒 = 𝟑𝟏𝟓 𝒌𝒈 ; Volume à 0°C et 760 mm de mercure : 𝒙 × 𝟐𝟐, 𝟒 = 𝟏𝟔𝟎 𝒎𝟑. Masse d’eau : 𝒚 𝟐× 𝟏𝟖 = 𝟏𝟏 𝟐 × 𝟏𝟖 = 𝟗𝟗 𝒌𝒈; volume de la vapeur d ′eau à 0℃ et 760 mm de mercure : 𝒚 𝟐× 𝟐𝟐, 𝟒 = 𝟏𝟐𝟑 𝒎 𝟑. Masse d’azote : [𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐)] 𝟐𝟖 = ( 𝟎, 𝟏𝟒𝟑 𝟐 + 𝟑, 𝟖 × 𝟗, 𝟗𝟑) 𝟐𝟖 = 𝟏𝟎𝟖𝟎 𝒌𝒈 ; Volume à 0°C et 760 mm de mercure : [𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐)] 𝟐𝟐, 𝟒 = 𝟖𝟕𝟎 𝒎 𝟑
Masse totale des fumées : 315 + 99 + 1080 = 1494 𝑘𝑔 , fumée occupant à 0°C et 760 mm de mercure un volume : 160 + 123 + 870 = 1153 𝑚3.
Nous devrions trouver : 100 𝑘𝑔 (combustible) + 1380 𝑘𝑔 (air) = 1480 kg de fumées ; la faible différence provient de l’erreur faite sur x, y, …
On peut trouver la masse volumique des fumées à 0°C et 760 mm de mercure : 𝝆 =𝟏𝟒𝟖𝟎
𝟏𝟏𝟓𝟑= 𝟏, 𝟐𝟗 𝒌𝒈 𝒎 𝟑
⁄ . 𝐂’𝐞𝐬𝐭 𝐮𝐧𝐞 𝐯𝐚𝐥𝐞𝐮𝐫 𝐩𝐫𝐞𝐬𝐪𝐮𝐞 é𝐠𝐚𝐥𝐞 à 𝐜𝐞𝐥𝐥𝐞 𝐝𝐞 𝐥’𝐚𝐢𝐫.
On constate d’ailleurs qu’air et fumée contiennent tous deux une forte proportion d’azote, donc que les propriétés physiques des fumées s’identifient à celles de l’air
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2-4 : Teneur en
𝑪𝑶
𝟐des fumées
L’appareil d’Orsat réalise l’analyse volumétrique des fumées froides ; la vapeur d’eau contenue dans ces fumées est donc condensée. Plaçons-nous dans les mêmes conditions.
Teneur en 𝑪𝑶𝟐 des fumées :
𝜶 % = 𝑽𝒐𝒍𝒖𝒎𝒆 𝒅𝒆 𝑪𝑶𝟐
𝑽𝒐𝒍𝒖𝒎𝒆 𝒅𝒆𝒔 𝒇𝒖𝒎é𝒆𝒔, 𝒏𝒐𝒏 𝒄𝒐𝒎𝒑𝒓𝒊𝒔 𝑯𝟐𝑶 × 𝟏𝟎𝟎
Pour résoudre ce problème observons que nous avons obtenu :
𝒙 𝒌𝒎𝒐𝒍𝒆 𝒅𝒆 𝑪𝑶𝟐 𝒆𝒕 [ 𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐)] 𝒌𝒎𝒐𝒍𝒆 𝒅′𝒂𝒛𝒐𝒕𝒆 Ces fumées (eau exclue) occupent à 0℃ et 760 mm de mercure le volume :
[𝒙 +𝒖 𝟐+ 𝟑, 𝟖 (𝒙 + 𝒚 𝟒− 𝒛 𝟐)] ∙ 𝟐𝟐, 𝟒 𝒎 𝟑
Maintenant, prenons le cas de combustion du gas-oil déjà étudié.
Nous avons obtenu : volume de 𝐶𝑂2 : 160 𝑚3 ; volume d’azote : 870 𝑚3. Donc :
𝜶 % = 𝟏𝟔𝟎
𝟏𝟔𝟎 + 𝟖𝟕𝟎 ∙ 𝟏𝟎𝟎 = 𝟏𝟓, 𝟔
Si l’analyse des fumées de la combustion de ce gas-oil indique une teneur en 𝐶𝑂2 inférieure à 15,6 %, nous en déduisons que la combustion se fait avec un excès d’air. Par contre si elle est supérieure à 15,6 %, il y a défaut d’air et la combustion est nécessairement incomplète.
La mesure de la teneur en 𝐶𝑂2 des fumées permet donc de contrôler la combustion. Dans les centrales thermiques le contrôle s’effectue de façon continue sous la forme d’une courbe donnant à tout instant la valeur 𝜶 %.
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2-5 : Pouvoir calorifique du combustible
La combustion de 12 kg de carbone libère 405 × 103 𝑘𝐽 ; celle d’un kg d’hydrogène libère 122 × 103 𝑘𝐽, l’eau résultant de la combustion se trouvant à l’état de vapeur.
Le pouvoir calorifique inférieur 𝑃𝐶𝑖 𝑘𝐽 𝑘𝑔⁄ d’un combustible de formule chimique fictive 𝑪𝒙∙ 𝑯𝒚∙ 𝑶𝒛∙ 𝑵𝒖 (masse molaire 100 kg) est donc :
𝑷𝑪𝒊 = (𝟒𝟎𝟓 × 𝒙 + 𝟏𝟐𝟐 × 𝒚) ∙ 𝟏𝟎𝟑
𝟏𝟎𝟎 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄
Dans un générateur de vapeur, dans un moteur, l’eau produite par la combustion n’est à aucun moment condensée ; c’est le pouvoir calorifique inférieur défini ci-dessus, que nous devons utiliser.
Mais la détermination expérimentale d’un pouvoir calorifique se fait dans une bombe placée dans un calorimètre ; l’eau produite est alors condensée et la quantité de chaleur mesurée tient compte ainsi de la chaleur dégagée par la condensation.
On obtient de cette façon le pouvoir calorifique supérieur 𝑃𝐶𝑆 𝑘𝐽 𝑘𝑔⁄ . Les y kg d’hydrogène contenus dans 100 kg de combustible donnent
𝒚
𝟐∙ (𝑯𝟐𝑶) 𝒔𝒐𝒊𝒕 𝒚
𝟐× 𝟏𝟖 = 𝟗 × 𝒚 𝒌𝒈 𝒅
′𝒆𝒂𝒖.
On sait que la chaleur latente de vaporisation de l’eau est :
𝑳𝒗 = 𝟐𝟓𝟑𝟎 − 𝟐, 𝟗 ∙ 𝒕𝒔 𝒌𝑱 𝒌𝒈, 𝒔𝒐𝒊𝒕 ⁄ 𝑳𝒗≈ 𝟐𝟓𝟎𝟎 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄ À la température ordinaire.
La condensation de 𝟗 × 𝒚 𝒌𝒈 de vapeur dégage donc :
𝟐𝟓𝟎𝟎 × 𝟗 ∙ 𝒚 = 𝟐𝟐𝟓𝟎𝟎 × 𝒚 𝒌𝑱, soit 𝟐𝟐𝟓 × 𝒚 𝒌𝑱 Par kg de combustible. On a donc : 𝑷𝑪𝑺 = 𝑷𝑪𝒊+ 𝟐𝟐𝟓 × 𝒚 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄
On connaît le plus souvent le 𝑷𝑪𝑺 d’un combustible ; on en déduira facilement le 𝑷𝑪𝒊 utile dans les calculs de foyers ou de moteurs.
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Calculons maintenant les pouvoirs calorifiques du gas-oil déjà étudié : 𝑿 = 𝟕, 𝟏𝟓; 𝒀 = 𝟏𝟏; 𝑷𝑪𝒊= (𝟒𝟎𝟓 × 𝟕, 𝟏𝟓 + 𝟏𝟐𝟐 × 𝟏𝟏) ∙
𝟏𝟎𝟑
𝟏𝟎𝟎= 𝟒𝟐𝟒𝟎𝟎 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄ 𝑷𝑪𝑺 = 𝑷𝑪𝒊+ 𝟐𝟐𝟓 × 𝒚, 𝑷𝑪𝑺 = 𝟒𝟐𝟒𝟎𝟎 + 𝟐𝟐𝟓 × 𝒚 ≈ 𝟒𝟒𝟖𝟎𝟎 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄ Retenons que le 𝑷𝑪𝒊 des combustibles liquides, essence, gas-oil, pétrole, fuel-oil, est voisin de
𝟒𝟐𝟎𝟎𝟎 𝒌𝑱 𝒌𝒈⁄ .
2-6 : Conclusion
Dans tous les calculs que nous avons fait plus hauts, ce qui nous intéresse au finalement est de démontrer que la masse volumique des fumées dues à la combustion du gas-oil, est égale à la masse volumique de l’air, afin d’utiliser ce résultat pour déterminer les propriétés physiques des fumées à une température moyenne et qui sont nécessaires dans le dimensionnement de l’échangeur de chaleur pour récupérer la chaleur des fumées dégagées par la combustion du gas-oil.
Le calcul de la teneur en 𝑪𝑶𝟐 des fumées donne une bonne idée sur la quantité ou le pourcentage du dioxyde de carbone contenu dans les fumées et qui est égale à 15,6 %, afin d’utiliser ce résultat dans le calcul du bilan environnemental du projet.
En outre, le calcul du PCI (pouvoir calorifique inférieur) de combustible, a pour but de trouver la quantité d’énergie contenu dans un kilogramme de gas-oil, afin de trouver la quantité d’énergie totale consommée par la centrale de trigénération.
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Chapitre 3 : Échangeurs de chaleur : Étude et conception
3-1 : Phase de dimensionnement thermique
3-1-1 : Problème thermo-hydraulique
Dans l’industrie des échangeurs de chaleur, les problèmes relevant de la thermo-hydraulique concernent avant tout le dimensionnement thermique des appareils.
La complexité du problème de calcul thermique des échangeurs vient de plusieurs facteurs qui sont : - la grande diversité des appareils (échangeurs tubulaires, à plaques, etc.) ;
- la variété des régimes d’écoulement : simple phase en régime laminaire ou turbulent, avec ou sans effet de convection naturelle, diphasique en évaporation ou en condensation, condensation avec ou sans incondensables, mélanges de fluides, etc. ;
- le nombre important des configurations d’écoulement, pouvant aller bien au-delà de deux fluides dans le cas d’un échangeur compact, par exemple.
A cette complexité due à la technologie des appareils et à la nature de la physique des écoulements s’ajoute la difficulté d’écrire un logiciel basé sur une méthode de calcul dont on doit parfaitement maîtriser les hypothèses et les paramètres ; il faut donc pour cela :
- définir un modèle d’écoulement lorsque celui-ci est complexe ; - prendre les corrélations physiques les mieux adaptées ;
- choisir un algorithme pour le problème que l’on se pose, soit de type dimensionnement, soit de type simulation ;
- prendre une méthode numérique fiable assurant une convergence du calcul thermique pour tous les cas spécifiés.
3-1-2 : Logique de la phase de dimensionnement
Le problème du dimensionnement thermique dans une installation industrielle est illustré par la figure 3.1 Il commence, tout d’abord, par la sélection du type d’échangeur adapté au problème posé, puis vient la phase de dimensionnement thermique proprement dite ; elle est destinée à fixer par le calcul la surface d’échange nécessaire au transfert de puissance sur les fluides considérés.
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Cette phase de calcul est le plus souvent itérative et permet d’approcher par des essais successifs la solution qui semble la meilleure, à la fois du point de vue thermique et du point de vue hydraulique. L’aspect hydraulique concerne les pertes de pression (charge) sur chaque circuit, et apparaît comme une contrainte au problème d’optimisation thermique : l’optimum géométrique, qui conduirait à une diminution de la surface pour le même rendement thermique, ne doit pas être pénalisant du point de vue des pertes de pression admissibles. Un calcul de dimensionnement d’échangeurs doit être capable de résoudre ce problème.
Remarques
Cette phase de dimensionnement thermique peut être manuelle ou effectuée à l’aide d’un outil informatique ; dans les deux cas, l’enchaînement itératif conduisant à répéter le calcul thermique après modification de certains paramètres géométriques est identique.
Sélection d’un type d’échangeur
Choix d’un ensemble de données géométriques Calcul thermique de l’échangeur Puissance, pertes de pression acceptables ? Coût de l’échangeur Calcul mécanique Modification des paramètres de conceptions Non Oui
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La phase de dimensionnement thermique de l’échangeur n’est qu’une des étapes permettant d’arriver au dessin final, avec la phase de dimensionnement mécanique.
Suite au calcul thermique, certains logiciels proposent une phase d’estimation du coût de l’appareil ; cette estimation de coût de fabrication peut être chiffrée à partir des coûts unitaires (prix des composants, temps d’usinage, etc.), ou plus approximativement à partir du poids de l’appareil ou de sa surface d’échange.
Au centre de la phase de dimensionnement thermique se trouve le calcul thermique proprement dit. 1) Calculs géométriques annexes 2) Calculs de transfert de chaleur 3) Calculs de pertes de pression - Débits -Températures - Encrassement -Pressions -Propriétés physiques -des fluides
-Type d’appareil (tubes, plaques, …) -Type de configuration -d’écoulement (co-courant, …) Données : Phase thermique proprement dite : Grandeurs thermiques : Puissance thermique (mode simulation) ou Surface d’échange (mode vérification) Pertes de pression
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3-2 : Principe de calcul thermique d’un échangeur
3-2-1 : Principes de calcul
Plusieurs critères sont à considérer pour le dimensionnement d’un échangeur suivant son utilisation. La puissance thermique est toujours la principale préoccupation, mais le choix définitif de l’échangeur peut dépendre d’autres paramètres tels que :
- les pertes de pression ; - l’encombrement ; - la masse ;
- l’encrassement ;
- une température de paroi à ne pas dépasser ; - les matériaux utilisés ;
- etc.
Deux types de calcul thermique sont envisageables pour la caractérisation de l’échangeur :
- la détermination de la surface d’échange S connaissant la puissance échangée et les températures d’entrée et de sortie des deux fluides;
- la détermination des températures de sortie des fluides, connaissant leurs températures d’entrée et la surface d’échange.
3-2-1-1 : Méthode DTML
La valeur locale de la puissance élémentaire dΦ échangée à travers un élément de surface dS est donnée par l’équation :
𝒅𝚽 = 𝑲 (𝑻𝟏− 𝑻𝟐) 𝒅𝑺
Avec : K coefficient d’échange global en (𝑾 𝒎⁄ 𝟐∙ 𝑲) ;
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La surface d’échange totale 𝑺 (𝒎𝟐) s’obtient en intégrant l’équation précédente :
𝑺 = ∫ 𝒅𝚽
𝑲 (𝑻𝟏− 𝑻𝟐)
L’intégration ne peut s’effectuer que pas à pas si l’on connaît l’évolution du coefficient d’échange K en fonction des températures T1 et T2 , dont l’évolution suivant l’écoulement doit elle-même être connue.
Globalement, la surface d’échange ne peut être calculée qu’en admettant les hypothèses suivantes : - on définit une température moyenne caractéristique ;
- on suppose constant le coefficient d’échange global 𝑲 (𝑾 𝒎⁄ 𝟐∙ 𝑲) déterminé à la température caractéristique d’échange.
La surface s’obtient par la relation :
𝑺 = 𝚽
𝑲𝚫𝑻𝟏𝟐 = 𝚽 𝑭𝑲 𝚫𝑻𝑴𝑳
Avec : 𝚫𝑻𝟏𝟐 différence moyenne de température entre les deux fluides sur tout l’échangeur.
Dans la pratique, on préfère exprimer cette différence moyenne à partir de la différence moyenne logarithmique d’un échangeur à contre-courant calculée avec les mêmes températures d’entrée et de sortie des fluides, multipliée par un facteur correctif F.
Ce facteur correctif F vaut 1 dans le cas d’un échangeur à contre-courant pur. Dans certains cas, la solution est analytique mais la formule est complexe, et dépend de 𝐶1, 𝐶2, et de l’efficacité ε. Dans la pratique, on a recours à des abaques pour le calcul de F et l’on peut se reporter à l’ouvrage de Kern pour la classification suivant les différents modes de circulation (multipasses, courants croisés, etc.).
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Les déroulements du calcul de la méthode DTLM peut être schématiquement le suivant :
Fig -3.3 : Organigramme de déroulement de la méthode DTLM (source : technique de l’ingénieur) Avec :
𝑪𝟏, 𝑪𝟐 débits de capacités (𝒎𝒄𝒑) des deux fluides en (𝑾 𝑲)⁄ .
3-2-1-2 : Méthode NUT
Dans certaines utilisations d’échangeurs, on doit déterminer les températures de sortie d’un échangeur connaissant les températures d’entrée et la surface d’échange. Ce problème est itératif, car on ne peut pas trouver directement une température moyenne caractéristique des fluides.
Définitions :
Débit thermique : On appelle débit thermique le produit 𝑚𝑐 pour un fluide donné. Flux maximum : C’est le flux maximum échangé dans un échangeur à contre-courant de longueur infinie soit :
∅𝒎𝒂𝒙 = (𝒎𝒄)𝒎𝒊𝒏∙ ∆𝑻𝒎𝒂𝒙
Détermination de la température moyenne caractéristique à partir des
températures entrée/sortie
Calcul du Δ𝑇𝑀𝐿 et du coefficient correctif F
Calcul de la puissance échangée : Φ = 𝐶1 (𝑇𝑒1− 𝑇𝑠1) = ± 𝐶2 (𝑇𝑠2− 𝑇𝑒2)
Recherche de la surface : 𝑆 = Φ 𝐹𝐾 Δ𝑇𝑀𝐿
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Efficacité de l’échangeur : C’est l’efficacité par rapport au flux maximum défini ci-dessus.
𝑬 = ∅ ∅𝒎𝒂𝒙 Où ∅ est le flux réellement échangé.
Rapport de déséquilibre : c’est le rapport des débits thermiques soit :
𝑹 = (𝒎𝒄)𝒎𝒊𝒏 (𝒎𝒄)𝒎𝒂𝒙 Nombre d’unités de transfert :
On appelle nombre d’unités de transfert, le nombre sans dimension : 𝑲𝑺
𝒎𝒄 On distingue le nombre d’unités de transfert du côté chaud :
𝑵𝑼𝑻𝒄 = 𝑲𝑺 (𝒎𝒄𝒄𝒄) Et de même le nombre d’unités de transfert du côté froid :
𝑵𝑼𝑻𝒇 = 𝑲𝑺 (𝒎𝒇𝒄𝒇)
Dans la pratique, seul le NUT correspondant au débit thermique minimum est utile. On le notera NUT sans préciser d’indice :
𝑵𝑼𝑻 = 𝑲𝑺
(𝒎𝒄)𝒎𝒊𝒏
L’idée de la méthode du NUT consiste à exprimer l’efficacité E de l’échangeur en fonction des 2 paramètres R et NUT pour chaque configuration d’échangeur. On dispose alors d’une fonction générale indépendante des conditions particulières de température ou de débit qui permet de calculer rapidement
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les flux mis en jeu sans connaître les températures de sortie. Remarquons que les trois grandeurs utilisées ici E, R, NUT sont sans dimension ce qui fait toute l’efficacité de la méthode.
Les déroulements du calcul de la méthode NUT peut être schématiquement le suivant :
Fig -3.4 : Organigramme de déroulement de la méthode NUT (source : technique de l’ingénieur)
3-3 : Généralités sur l’échangeur de chaleur
3-3-1 : Choix d’un échangeur de chaleur
Plus de 60 % des échangeurs en service font partie de la famille des échangeurs multitubulaires.
Aucune technologie n’est universelle : pour la fiabilité de l’installation, le choix de l’échangeur doit être adapté non seulement aux conditions de fonctionnement prévues mais également à l’environnement de l’appareil et à la maintenance.
De nombreux critères doivent être pris en compte : cycles thermiques, propriétés des fluides, méthode de régulation, …
Calcul du coefficient d’échange global K
Détermination du NUT et de l’efficacité ε
Calcul des températures de sortie 𝑇𝑠1 et 𝑇𝑆2
Itération
Estimation des températures de sortie 𝑇𝑠1 et 𝑇𝑆2
Page 40 sur 135 Un échangeur fait partie d’un ensemble : son choix résulte du dialogue entre le fabricant et
l’utilisateur.
3-3-2 : Principe de fonctionnement de l’échangeur
Fig-3.5 : Schéma des principaux organes d’un échangeur de chaleur tubulaire
L'échangeur est constitué d'un faisceau de tubes, disposés à l'intérieur d'une enveloppe dénommée calandre. L'un des fluides circule à l'intérieur des tubes et l'autre à l'intérieur de la calandre, autour des tubes. On ajoute en général des chicanes dans la calandre, qui jouent le rôle de promoteurs de turbulence et améliorent le transfert à l'extérieur des tubes.
À chaque extrémité du faisceau sont fixées des boîtes de distribution qui assurent la circulation du fluide à l'intérieur du faisceau en une ou plusieurs passes. La calandre est elle aussi munie de tubulures d'entrée et de sortie pour le second fluide (qui circule à l'extérieur des tubes) suivant le chemin imposé par les chicanes.
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3-3-3 : Limites d’utilisation de l’échangeur
Variables suivant les gammes d’échangeurs multitubulaires et les utilisations, elles peuvent atteindre : Pression : 600 bar (60 MPa)
Température : −60 ℃ à 600 ℃ Débit liquide : 1500 𝑚3⁄ ℎ
Fluides : liquides et gaz sans ou avec changement de phase (condensation ou vaporisation).
3-3-4 : Applications de l’échangeur
Compte tenu des différents modèles fabriqués et de l’excellente résistance mécanique de ces appareils, les utilisations des échangeurs multitubulaires sont très variées, est pratiquement illimitées avec de très nombreux fluides :
Vapeurs (d’eau, d’alcools, de trichloréthylène et solvants divers …) à condenser ou désurchauffer
Liquides à ‟usage thermique” (eau, eau surchauffée, eau de mer, fluides thermiques, glycol, fioul, …) à réchauffer, refroidir, vaporiser, condenser.
Gaz (air, biogaz, fumées, hélium, hydrogène, gaz naturel, azote, …) à refroidir ou parfois à réchauffer.
Fluides frigorigènes sur tout le cycle (évaporation, condensation, désurchauffe, réfrigération d’huile, économiseur, sous refroidisseur).
3-3-5 : Matériaux de l’échangeur
L’acier, les aciers inoxydables (304 L-316 L) et les alliages cuivreux sont les matériaux les plus utilisés dans la fabrication des échangeurs tubulaires.
D’autres nuances sont employées (sur demande), principalement pour les tubes mais également pour les calandres (fonte, matière synthétique, bronze).
Des revêtements sont également réalisables dans les tubes, à l’intérieur des boîtes, ou pour protéger tout un circuit.
