Les mélanges à base de CO2 – étude préliminaire

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Les mélanges à base de CO2 – étude préliminaire

Le panel des molécules disponibles pour faire office de fluide frigorigène est relativement restreint et les plus appropriées sont déjà utilisées pour les applications de réfrigération et de pompe à chaleur (Mc Linden et al. 2015). En revanche, les combinaisons de ces espèces chimiques, en mélanges, sont innombrables et certaines combinaisons devraient permettre d’obtenir les caractéristiques thermodynamiques adaptées à une application donnée (Didion and Bivens 1990). Le principal problème est que les caractéristiques de ces mélanges sont mal ou peu connues. Les mélanges peuvent être modélisés via des équations d’état et des règles de mélange plus ou moins complexes suivant les caractéristiques des composés (polarité, liaisons hydrogène,…) (Huron et Vidal 1979). Les coefficients des règles de mélange sont déterminés à partir de relevés expérimentaux. Or, ces mesures sont encore rares pour la plupart des mélanges contenant du CO2, dans les gammes de pression et de températures des applications frigorifiques. On peut alors se tourner vers la simulation moléculaire (Ungerer et al. 2007), permettant de remonter aux grandeurs thermodynamiques macroscopiques à partir de calculs d’interactions moléculaires. Cette technique est par contre très coûteuse en ressources et calculs informatiques. C’est pour ces raisons que l’évaluation des mélanges de fluides frigorigènes envisagés ici passe encore aujourd’hui par l’expérimentation pratique.

Objectif d’évolution des propriétés du CO2 pour l’amélioration des PAC double-service

Comme exposé dans le premier chapitre, une façon potentielle d’améliorer les performances des pompes à chaleur CO2 double-service est de diminuer les pressions optimales de fonctionnement, et d’adapter les profils de température des isobares du fluide frigorigène aux profils de température du fluide secondaire chauffé.
Ainsi, un régime subcritique (avec condensation) et transcritique seraient respectivement mieux adaptés pour la fonction chauffage et la fonction ECS de la pompe à chaleur. En considérant une application de chauffage où le fluide secondaire est chauffé de 30 à 35 °C et pour de l’ECS chauffée de 10 à 65 °C, il faudrait alors que le fluide frigorigène ait une température critique comprise en entre 35 et 65 °C pour que le passage du mode chauffage au mode ECS fasse passer le cycle d’un régime subcritique à un régime transcritique.
Pour faire diminuer les pressions de fonctionnement par rapport à celles du CO2, il faudrait que les isothermes du fluide frigorigène soient positionnées sur le diagramme enthalpique (Ph) à des pressions plus faibles que dans le cas du CO2 pur. Par exemple, il serait intéressant que l’isotherme du CO2 à 30 °C passe bien en dessous du point critique, donc plus bas en pression. Cela revient à augmenter la température critique du fluide.
Ainsi, il nous faut trouver des mélanges ayant une température critique plus grande et idéalement une pression critique plus faible que celles du CO2 pur.

Propriétés des mélanges

Les effets de l’adjonction d’une espèce chimique à une autre sont multiples et complexes. Les interactions suivantes sont à considérer :
• Interaction de Van der Waals.
• Liaisons hydrogènes : les atomes d’hydrogène sont attirés par les atomes d’oxygène, électronégatifs.
• Polarité et interactions dipôle-dipôle.
De ces interactions dépendent par exemple les températures d’ébullition, de condensation, la solubilité d’un composé dans un autre, etc.
Les composés purs possèdent des températures de changement de phase fixes pour une pression donnée. On dit des mélanges qu’ils sont zéotropes lorsque les compositions des phases liquide et vapeur sont différentes (leur température varie alors pendant un changement de phase isobare). Des mélanges qui, pour une certaine composition globale, ont des compositions identiques dans chaque phase, sont dit azéotropes. Leur température ne varie pas durant un changement de phase, comme pour un corps pur. Enfin, ceux dont la variation de température est relativement faible (quelques kelvins) sont souvent appelés quasi-azéotropes.

Changement d’état d’un mélange zéotrope

Pour un mélange zéotrope, un changement de phase isobare s’opère avec une variation de température, car la composition des phases est différente. En suivant la transformation illustrée sur le diagramme isobare en Figure 16, le mélange en vapeur surchauffée au point 1 est refroidi jusqu’à apparition de la première goutte de liquide (point 2). Il existe alors une phase liquide et une phase vapeur. Avec la diminution de température, la condensation s’effectue. Le composé le moins volatil, c’est-à-dire ayant la température d’ébullition la plus élevée, va se trouver préférentiellement dans la phase liquide, tandis que l’autre se trouvera préférentiellement dans la phase vapeur. Ainsi, les fractions molaires dans les deux phases sont différentes. A la disparition de la dernière bulle de vapeur (point 3), la fraction molaire du mélange retrouve sa valeur initiale.

Evolution du point critique d’un mélange binaire

L’évolution du point critique avec la variation des fractions molaires d’un mélange binaire n’est pas linéaire. Elle est souvent même fortement non-linéaire, avec des comportements qui peuvent être catégorisés en six types selon la classification de van Konynenburg et Scott (van Konynenburg, P.H., Scott 1980) (Figure 17). On y observe que la ligne critique peut prendre des formes très variées et être même discontinue.
Ainsi, il ne s’agit pas seulement d’ajouter au CO2 un composé dont la pression critique est plus faible, et la température critique plus élevée, pour les faire évoluer dans ce sens. Par exemple, sur la Figure 18, si on ajoute de l’éthane au CO2 (en suivant la courbe « critical locus » en partant du point P2C), la pression critique du mélange diminue bien avec l’ajout d’éthane. Mais si la température critique commence par se réduire, elle finit par remonter pour atteindre celle de l’éthane, légèrement supérieure à celle du CO2. En Figure 19, on peut observer un diagramme des phase de type I : en partant du CO2 pur, la pression critique évolue de manière continue. Elle augmente légèrement avec l’ajout de R-1234ze pour diminuer ensuite.

Modèles de mélanges via REFPROP

REFPROP est un logiciel de calcul des propriétés physiques des fluides, distribué par le NIST. Ce logiciel s’appuie sur des équations d’état dont les coefficients sont ajustés sur de grandes quantités de données thermodynamiques extraites d’études et mesures expérimentales (Kunz et al. 2007; Kunz and Wagner 2012). Dans le logiciel, on retrouve les fluides frigorigènes les plus courants, dont les propriétés sont définies dans des librairies de fonctions. Les propriétés sont, entre autres, accessibles via une interface spécifique au logiciel REFPROP ou via des fonctions Excel. Des calculs de propriétés de mélanges sont possibles et donnent notamment accès à des grandeurs thermodynamiques. Elles permettent, en principe, de simuler des systèmes énergétiques. Plusieurs études non-expérimentales utilisent d’ailleurs REFPROP 9.0 pour évaluer les performances de machines frigorifiques et pompes à chaleur avec des mélanges inhabituels (Dai et al. 2014; Fan et al. 2013; X. P. Zhang et al. 2013), en s’appuyant sur les données énergétiques de ces mélanges pour calculer les performances théoriques des machines.
Des lois de mélanges sont disponibles dans REFPROP suivant les mélanges considérés. Puisque les coefficients de lois de mélanges sont déterminés en fonction des mesures disponibles dans la littérature (Kunz et al. 2007; Kunz and Wagner 2012), nous avons été voir les données utilisées pour les mélanges qui nous intéressent. Dans le Tableau 3 (issu de la table 6.3 du GERG 2004 (Kunz et al. 2007)), on constate que des données issues de calorimétrie sont bien utilisées pour des mélanges binaires, mais le propane n’en fait pas partie (il est classé parmi les gaz naturels secondaires).
Le Tableau 4 montre qu’aucune donnée calorimétrique n’est prise en compte pour les mélanges de CO2 et de propane. Malgré cela, REFPROP 9.0 utilise des coefficients particuliers pour la règle de mélange de ce binaire (Figure 20) et calcule des enthalpies qui ne semblent pas trop éloignées de la réalité pour ce mélange (X. P. Zhang et al. 2013), avec un écart maximal de 2.99 %. En revanche, pour d’autres binaires, il convient d’être attentif quant aux données utilisées pour déterminer les coefficients de la règle de mélange associée. Par exemple, pour les mélanges CO2 / Ethanol, REFROP 9.0 ne dispose pas de suffisamment de données expérimentales couvrant les grandeurs et les domaines de pression et température qui nous concernent, et donc n’est actuellement pas capable d’en prédire les propriétés.
Afin d’évaluer la vraisemblance des points critiques calculés par REFPROP 9.0, il faut les comparer à des mesures disponibles dans la littérature. Niesen and Rainwater (1990) ont fait quatre mesures de points critiques pour des mélanges de CO2 et de propane, disponibles dans la Figure 21. La précision de la pression critique annoncée par les auteurs est de 0.05 %. Celle de la température critique est de 0.1 K. La détection du passage au point critique est visuelle.
Si on compare les mesures expérimentales aux estimations des points critiques par REFPROP 9.0, on peut constater que la calcul des pressions critiques peut dévier de 5 bar (environ 7 % d’erreur) et 5 K sur les températures critiques (6 % d’erreur). Ces erreurs sont non négligeables, et incitent à être davantage prudent sur l’utilisation des données de mélanges issues de REFPROP.
Nous avons également confronté au logiciel des données de mesures d’équilibres de phases de mélanges CO2 / Propane, tirées de la littérature. Les Figures 22, 23 et 24 montrent les écarts que l’on peut trouver pour les équilibres liquide-vapeur entre des valeurs expérimentales et REFPROP 9.0.

Banc expérimental

Définition des besoins expérimentaux

L’objectif premier de cette étude est de parvenir à obtenir les meilleures performances possibles des cycles thermodynamiques en utilisant des substances à très faible impact environnemental comme fluide frigorigène. Les applications de ces cycles thermodynamiques sont nombreuses, que cela soit en réfrigération ou en production de chaleur (domestique, commerciale ou industrielle). Dans le cadre restreint de cette thèse, nous nous sommes concentrés sur les applications thermiques usuelles dans le bâtiment, à savoir le chauffage des locaux et la production d’eau chaude sanitaire. Pour évaluer expérimentalement certains mélanges à base de CO2 que nous avons identifiés plus tôt, nous avons besoin de mesurer les Coefficients de Performances (COP) de cycles de pompe à chaleur utilisant ces mélanges, pour deux régimes de fonctionnement :
• Mode eau chaude sanitaire (ECS): l’eau à l’échangeur haute température est chauffée de 10 à 65 °C.
• Mode chauffage : l’eau à l’échangeur haute température est chauffée de 30 à 35 °C. Ce régime d’eau correspond à l’essai de performance 7-30/35 des pompes à chaleur en mode chauffage, selon la norme EN 14511. Cet essai sert aussi de valeur de performance pour caractériser les pompes à chaleur dans les règles de calcul Th-B-CE de la RT 2012.
Pour ces deux modes, la température d’entrée de l’eau glycolée à l’évaporateur est régulée à 7°C, comme c’est bien souvent le cas pour les essais de performances des pompes à chaleur sur air extérieur (norme EN 14511).
Nous souhaitons comparer différents mélanges à base de CO2 et plusieurs définitions du COP sont possibles suivant les limites que nous définissons pour le système. Le COP du cycle frigorigène serait le plus adapté car indépendant des efficacités des échangeurs et des auxiliaires (pompes, etc..). Dans la suite de ce texte, ce COP sera désigné par « COP cycle ». Mais les enthalpies des mélanges ne sont pas toujours accessibles, comme montré dans le chapitre précédent. Afin de pouvoir comparer les mélanges sur une même machine nous utilisons le COP défini ci-dessous, en mesurant la puissance thermique apportée à l’eau divisée par la puissance électrique du compresseur (y compris son électronique de commande):
Dans la suite, ce COP sera désigné par « COP machine ».
Ainsi, il nous faut mesurer :
• ṁ : Le débit massique de l’eau au refroidisseur de gaz, en kg/s.
• Cpeau : La capacité calorifique de l’eau, en kJ/kg.K. Celle-ci étant variable avec la température, un Cp moyen est déterminé pour chacun des deux régimes de température d’eau (chauffage et ECS).
• ∆Teau : Le différentiel de température de l’eau chauffée, entre l’entrée et la sortie de l’échangeur haute pression de la pompe à chaleur, en kelvins.
• Pabs : La puissance électrique consommée par le compresseur et son électronique de commande (inverter), en kW.
Enfin, la mesure de la composition circulante du fluide frigorigène est nécessaire, car différente de la composition introduite dans la machine.

Présentation de la boucle de pompe à chaleur

Le banc de test des mélanges à base de CO2 est une pompe à chaleur expérimentale assemblée et instrumentée par nos soins au laboratoire. C’est une pompe à chaleur eau / eau, constituée majoritairement de composants disponibles dans le commerce. Le compresseur et les échangeurs à plaque nous ont été offerts pour l’étude. Un schéma de la boucle thermodynamique est disponible en Figure 26, et une photo du banc complet en Figure 29.
Elle est constituée de 5 composants principaux :
• Compresseur : Modèle spécifique au CO2 de type scroll, cylindrée de 4 cm3 et vitesse variable commandée via un signal continu 0-5 V, de 1200 à 5500 tours/minutes.
• Refroidisseur de gaz : Marque SWEP, échangeur à plaques brasées haute pression (B9) pour une pression de service maximale de 140 bar à 110°C. Il est dimensionné à 28 plaques (environ 0,75 m²) pour 3.5 kW échangés avec un régime d’eau de 10 à 65 °C.
• Echangeur interne : Fabrication par la société Carly sur la base de nos spécifications. Il intègre une bouteille anti-coup de liquide côté basse pression et un serpentin côté haute pression.
• Détendeur électronique : UKV-J14D de Saginomiya. 480 pas. Moteur commandé via une carte Arduino Uno et Motor shield.
• Evaporateur : Marque SWEP, échangeur à plaques brasées haute pression (B17). Surface inconnue.
La boucle est équipée de capteurs de pressions et de thermocouples positionnés le long du circuit de la pompe à chaleur. Deux débitmètres à effet Coriolis, faisant aussi office de densimètres, sont installés en basse pression et haute pression du cycle. Une bouteille séparatrice est installée en sortie du détendeur afin de permettre l’analyse séparée des compositions des phases liquide et vapeur.
Les conditions extérieures sont fixées via une boucle d’eau côté chaud, et une boucle d’eau glycolée côté froid (Figure 27). La température de la boucle chaude est régulée par un bain thermo-régulé LAUDA Variocool VC2000 d’une capacité frigorifique de 2 kW à une température ambiante de 20 °C. Le débit d’eau, mesuré par un débitmètre magnétique, est constant et peut être réglé manuellement via un robinet. La boucle froide alimentant l’évaporateur est réchauffée par un thermoplongeur (résistance électrique) de 3 kW maximum. La température d’entrée de l’évaporateur est régulée via LabView en jouant sur la variation de la puissance du thermoplongeur. Le débit de cette boucle est fixé à 7 l/min.
Un échangeur à plaques met en relation les deux boucles auxiliaires. Ainsi, une partie de la puissance chaude de la PAC est restituée à la boucle froide, limitant les puissances nécessaires à la régulation des températures d’entrées aux échangeurs de la PAC.
Un jeu de vannes à 3 et 4 voies a été installé pour changer les positions des densimètres Coriolis dans la boucle, afin de pouvoir mesurer la masse volumique du fluide frigorigène en entrée ou sortie de chaque composant. C’est nécessaire pour établir la mesure des compositions lors de la phase d’étalonnage (voir chapitre 5). Ce dispositif en partie haute pression du cycle est schématisé en pointillés gris, sur la Figure 27 pour la partie haute pression. Le dispositif complet est détaillé sur la Figure 28.
Sur la Figure 29 ci-dessus, on retrouve la boucle thermodynamique en partie centrale, où l’on peut distinguer le compresseur entouré en rouge. Les échangeurs sont fixés à l’arrière et les capteurs de pressions et densimètres (afficheurs ronds) en partie haute. En dessous de la pompe à chaleur sont installées les boucles auxiliaires qui fixent les conditions extérieures de fonctionnement de la pompe à chaleur. Sur la partie droite se trouvent les dispositifs d’analyse de composition du fluide frigorigène en circulation dans la boucle thermodynamique. On distingue ici le chromatographe gaz (Hewlett-Packard modèle 5890) en partie haute. Un spectromètre proche infrarouge est placé derrière le chromatographe. Une description plus détaillée du banc et son utilisation pratique est disponible en annexe 7.

Interface de mesure et de contrôle

Le banc s’utilise à travers une interface graphique LabView (Figure 30), permettant de commander la boucle, et de faire les mesures de performance de la pompe à chaleur.
La partie droite de l’interface (Figures 30) schématise l’installation et fait apparaitre les mesures instantanées des températures, pressions, débits et la puissance électrique du compresseur. Un COP instantané est calculé et affiché pour indication. Il ne fait pas partie des données enregistrées car n’utilise pas une valeur précise du Cp, adapté au régime d’eau. Le COP est déterminé par post-traitement des mesures enregistrées.
Une valeur de surchauffe est affichée à titre indicatif en entrée du compresseur, pour que l’opérateur puisse éviter de laisser du liquide s’introduire dans le compresseur. Elle est valable pour le CO2 pur. Elle est calculée comme l’écart entre la température du fluide à l’aspiration du compresseur et la température de saturation du CO2 pour la pression mesurée à cette même position. La température de saturation provient d’un polynôme de régression créé à partir de données issues de REFPROP 9.0 pour le CO2 pur.
Une zone graphique compose la partie gauche de l’interface (Figure 30). On peut choisir d’y tracer toutes les grandeurs relevées par les capteurs au cours du temps. L’intérêt de cette zone est le suivi du comportement de l’appareil lors des phases transitoires (notamment via l’évolution des pressions de fonctionnement). Elle sert à observer la bonne stabilité du cycle. Ici, c’est la température de refoulement du compresseur qui est la plus lente à se stabiliser. Ainsi, un enregistrement du point de fonctionnement du cycle peut être fait après avoir constaté que la température de sortie du compresseur n’évolue plus dans le temps (les courbes sont alors horizontales et parallèles les unes aux autres).
La commande du banc se fait sur l’interface par les biais suivants :
• Consigne en position du détendeur électronique. Son pilotage est détaillé dans la page suivante.
• Consigne en tension de la vitesse du compresseur. D’après le constructeur, la vitesse du compresseur est proportionnelle à cette consigne. L’électronique de commande et de puissance du compresseur interprète la consigne en tension (0-5 V) comme une vitesse de rotation à atteindre, et s’occupe de la montée en vitesse progressive du compresseur. L’électronique du compresseur comprendrait aussi certaines fonctions de sécurité que nous n’avons jamais déclenchées et dont nous ne savons rien.
• Consigne en température de l’entrée d’eau glycolée à l’évaporateur.
La température d’eau pour l’entrée de l’échangeur haute pression est fixée par la consigne du bain thermostaté, qui possède son électronique de régulation propre. Les débits d’eau sont réglés manuellement, via des robinets (cf annexe 7).

Pilotage du détendeur

Le détendeur UKV-J14D de Saginomiya (Figure 31) dispose de 480 pas d’ouverture et est dimensionné pour les applications frigorifiques au CO2 jusqu’à 11,8 kW de puissance frigorifique. Il est composé d’un corps hermétique dont les pièces tournantes sont entrainées par un champ magnétique, généré par le stator placé dessus.
Le moteur doit être alimenté en 12 V continus, sur quatre phases A, B, et . Le passage d’un pas à un autre s’opère tel que présenté sur la Figure 32, par exemple en excitant la phase A, puis AB, puis B et ainsi de suite, chaque changement correspondant au passage d’un pas au suivant.
Ce détendeur ne possède pas de capteur de position. Il est donc nécessaire de compter les pas effectués et de garder la position en mémoire. Le comptage des pas s’opère après une phase d’initialisation au démarrage du système, où le détendeur se ferme de 520 pas (supérieur à 480 pour assurer sa fermeture complète) et sa position est alors considérée comme 0.
L’électronique de commande choisie est une carte Arduino UNO version R3, accompagnée de son shield motor. La carte est reliée au PC en USB et est interprétée par LabView comme un périphérique série, avec un port COM. Sur la Figure 33, les quatre fils de gauche correspondent aux quatre phases du moteur du détendeur et les deux fils de droite apportent un surplus d’alimentation en 12 V (l’USB ne peut pas les fournir).
Le contrôle du détendeur est programmé sur cette carte pour qu’elle gère sa position de manière autonome. Le programme intègre aussi une partie communication via USB. L’interface LabView envoie à cette carte la position du détendeur souhaitée. La carte renvoie la position en temps réel du détendeur. Le fait d’implémenter nous-mêmes le code et l’électronique de commande du détendeur nous assure la compréhension de son fonctionnement. En effet, si le détendeur venait à ne pas fonctionner correctement pendant les expérimentations, il pourrait se fermer et mettre en défaut le banc. Les pressostats HP et BP (qui coupent l’alimentation électrique du compresseur) se déclencheraient. En cas de mauvaise opération du détendeur et des pressostats, c’est l’ouverture des soupapes de sécurité qui assure qu’un composant du cycle ne soit pas endommagé. L’ouverture des soupapes dégagerait le fluide frigorigène hors de la boucle.
Le code de la carte Arduino est disponible en annexe 1.

Modes de fonctionnement

Le banc expérimental sert ici à l’étude des mélanges à base de CO2 pour des applications de pompe à chaleur. Les mélanges sont caractérisés et comparés dans la machine en régimes stabilisés, mais les phases de fonctionnement transitoires sont néanmoins nécessaires et doivent être effectuées avec rigueur pour éviter toute manipulation qui pourrait l’endommager. La procédure de démarrage de l’installation est disponible en annexe 7.

Régime eau chaude sanitaire

Il s’agit de chauffer de l’eau de 10 à 65 °C. Le débit d’eau chauffée est ajusté manuellement via un robinet, de manière à ce que la température de sortie du refroidisseur de gaz atteigne 65 °C.
Une pression optimale de fonctionnement peut être recherchée, mais des ajustements du débit d’eau chauffée peuvent être nécessaires autant de fois que la température de sortie du refroidisseur de gaz diverge de 65 °C ± 0.5 °C.

Régime chauffage

On opère de la même manière que pour le mode ECS, mais en réglant à 30 °C l’entrée d’eau dans le condenseur/refroidisseur de gaz. Bien que sur une installation réelle le débit d’eau n’est pas toujours piloté, nous choisissons de régler le débit et, dans une moindre mesure, la puissance de la pompe à chaleur pour obtenir de l’eau à 35 °C en sortie de l’échangeur. Ce régime de fonctionnement est celui appliqué pour mesurer le COP des pompes à chaleur air/eau suivant la norme EN 14511.

Acquisition des mesures

Chaine de mesure des températures

La qualité des mesures de températures est cruciale pour obtenir une bonne précision sur la mesure des COP, surtout en mode chauffage où l’augmentation de température de l’eau ne vaut que 5 K. En effet, une erreur de seulement 0,1 °C sur la mesure de ce ∆T engendre déjà 2 % d’erreur sur la mesure du COP en chauffage. Pour cette raison, le laboratoire pratique lui-même l’étalonnage de la chaîne d’acquisition des températures, avec une sonde étalon de référence acquise spécialement pour ce projet.
La chaine de mesure de température sur le banc d’essais est composée des éléments suivants :
• Thermocouples (TC) chemisés de type T classe 1, plongés au centre des tubes de l’installation.
• Centrales d’acquisition : CompactDAQ (National Instruments) avec modules pour thermocouple NI 9214 et borniers de connections isothermes NI TB-9214.
L’étalonnage des thermocouples est fait avec l’ensemble de la chaine d’acquisition. Les thermocouples ont d’abord été mis en place sur la boucle expérimentale, afin de tester son étanchéité, puis démontés pour être étalonnés avec leur forme finale (olive de sertissage et câbles compensateurs inclus). Ils sont étalonnés alors plongés dans un creuset de cuivre, lui-même plongé dans un bain thermostaté (LAUDA RP 855 C). Les thermocouples sont accompagnés d’une sonde PT 100 de référence, dont nous avons fait le choix et le conditionnement. Le conditionnement a été réalisé sur les conseils du Laboratoire Commun de Métrologie (LCM LNE) du CNAM de St Denis (93). Cette sonde de référence est connectée à un pont de résistance de précision F17 (ASL), utilisé couramment pour les étalonnages de température. La gamme d’étalonnage et les caractéristiques des différents éléments de la chaine de mesure de température et du dispositif d’étalonnage sont disponibles dans le tableau 6 ci-dessous.

Table des matières

Introduction
1 Contexte général de l’étude
1.1 Projet hybride 2.0 : Développement d’un système hybride avec pompe à chaleur au CO2
1.2 Historique de la réfrigération
1.3 Réglementations sur les fluides frigorigènes
1.3.1 Protocole de Montréal
1.3.2 Directive européenne F-gas
1.4 Choix des fluides frigorigènes
1.4.1 Propriétés, avantages et contraintes des fluides naturels
1.4.2 Applications des fluides naturels
1.5 Le CO2 dans les applications de pompe à chaleur
1.5.1 Le cycle transcritique
1.5.2 Limites physiques à l’augmentation des performances
1.5.3 Piste de solution pour l’augmentation des performances des PAC double-service
Conclusion chapitre 1
2 Les mélanges à base de CO2 – étude préliminaire
2.1 Objectif d’évolution des propriétés du CO2 pour l’amélioration des PAC double-service
2.2 Propriétés des mélanges
2.2.1 Changement d’état d’un mélange zéotrope
2.2.2 Evolution du point critique d’un mélange binaire
2.3 Modèles de mélanges via REFPROP
2.4 Candidats potentiels pour les mélanges à base de CO2
Conclusion chapitre 2
3 Banc expérimental
3.1 Définition des besoins expérimentaux
3.2 Présentation de la boucle de pompe à chaleur
3.3 Interface de mesure et de contrôle
Thèse / Paul Bouteiller / 2017
3.4 Pilotage du détendeur
3.5 Modes de fonctionnement
3.5.1 Régime eau chaude sanitaire
3.5.2 Régime chauffage
3.6 Acquisition des mesures
3.6.1 Chaine de mesure des températures
3.6.2 Autres capteurs
3.6.3 Traitement des données
3.6.4 Calculs d’incertitudes sur la mesure des COP
Conclusion chapitre 3
4 Caractérisation du banc au CO2 pur
4.1 Impact de la charge sur les régimes de fonctionnement
4.2 Détermination des hautes pressions optimales
4.3 Rendements du compresseur
4.4 Analyses exergétiques
4.5 Comparaison des points de fonctionnement optimaux pour les deux régimes
4.6 Evolution des pertes exergétiques lors de la variation de la haute pression
Conclusion chapitre 4
5 Composition circulante du fluide
5.1 Dispositifs de mesure de la composition du fluide frigorigène
5.1.1 Chromatographie en phase gazeuse
5.1.2 Dispositif de spectrométrie proche infrarouge
5.2 Principe général de la méthode optique de mesure de composition
5.2.1 Spectres proche infrarouge
5.2.2 Démarche statistique suivie
5.3 Constitution du jeu de données d’entrée pour la génération des modèles
5.4 Prétraitements des spectres
5.5 Régression par les moindres carrés partiels
5.5.1 Principe général
5.5.2 Régression linéaire multiple (MLR) :
5.5.3 Analyse en composantes principales
5.5.4 Régression en composantes principales
5.5.5 Moindre carrés partiels
5.5.6 Mise en œuvre de la méthode
Conclusion chapitre 5
6 Essais de mélanges à base de CO2
6.1 Chargement des mélanges de fluides frigorigènes
6.2 Précautions lors du fonctionnement de la pompe à chaleur avec des mélanges
6.2.1 Démarrage
Thèse / Paul Bouteiller / 2017
6.2.2 Prévention de liquide à l’aspiration du compresseur
6.2.3 Gestion de l’inflammabilité et toxicité des fluides frigorigènes
6.3 Mesures des performances énergétiques
6.3.1 7% de propane
6.3.2 15% de propane
6.3.3 18% de propane
6.3.4 23% de propane
6.3.5 Evaluation des mélanges CO2 et propane
6.3.6 Evaluation d’un mélange CO2 / R-1234yf
6.4 Evolutions des compositions circulantes
Conclusion chapitre 6
Synthèse et perspectives
7 Bibliographie
8 Annexes

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