UNIVERSITATEA PETROL SI GAZE DIN PLOIEŞTIFacultatea: Tehnologia Petrolului şi Petrochimie

Specializarea: Prelucrarea Petrolului si Petrochimie

PROIECT DE SEMESTRU

Disciplina: PROCESE DE TRANSFER DE CĂLDURĂ

TEMA: Dimensionarea tehnologica a unui cuptor de incalzire si vaporizare partiala a titeiului.

Conducător Proiect: Student:Şef lucr.Dr. Ing. Loredana Negoiţă Piscoci Iulian Anul IV,Grupa 3152

1

Ploiesti 2013Cuprins

Introducere………………………………………………………………………………....3

Breviar cu rezultate………………………………………………………………………...6

I.Calculul procesului de combustie………………………………………………………..8

II.Bilant termic al cuptorului pe sectii…………………………………………………...13

III.Dimensionarea sectiei de radiatie…………………………………………………….14

IV.Dimensionarea sectiei de convective………………………………………………….18

V.Caderile de presiune pe circuitul materiei prime…………………………………….22

VI.Dimensionarea preincalzitorului de aer……………………………………………...27

VII.Caderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere………………………………...31

VIII.Verificarea cosului…………………………………………………………………...35

IX.Calculul circuitului de aer……………………………………………………………..39

Concluzii……………………………………………………………………………………43

Bibliografie…………………………………………………………………………………44

2

INTRODUCERE

TIPURI CONSTRUCTIVE DE CUPTOARE TUBULARE

Cuptoarele tubulare sunt aparate (utilaje) existente în instalaţiile tehnologice din rafinării si combinate petrochimice, în care,prin ardere de combustibil,se obţin gaze de ardere cu temperatură ridicată,care transmit căldură materiei prime care circulă prin tuburi.Căldura absorbită de materia prima poate servi la încălzire,la încălzire plus vaporizare sau la realizarea unor reacţii endotermice,în unele cazuri aceste procese sunt simultane si necesită temperaturi ridicate.

In general,cuptoarele conţin o secţie de radiaţie ,care este focarul ecranat cu tuburi al cuptorului si în care modul principal de transfer de căldură este radiaţia si o secţie de convecţie,în care gazele de ardere circulă transversal pe un fascicul de tuburi,modul principal de transfer de căldură fiind convecţia.

Există numeroase tipuri constructive de cuptoare tubulare.Dintre tipurile mai vechi,sunt de remarcat cuptoarele paralelipipedice orizontale,cu arzătoare orizontale,cu o secţie de radiaţie si o secţie de convecţie sau cu două secţii de radiaţie si o secţie de convecţie comună (cu tavan

orizontal,sau înclinat cu 30 ) si cu canal de fum pentru legătura cu baza cosului.

La cuptoarele paralelipipedice orizontale, injectoarele (arzatoarele) pot fi plasate pe peretele frontal, sau eventual pe cei doi pereti laterali.In sectia de radiatie tuburile se plaseaza la perete pe un singur sir. Cele mai solicitate tuburi , din punct de vedere termic , sunt cele din radiatie de deasupra pragului, unde viteza gazelor de ardere este relativ mare.La cuptoarele cu tavan inclinat , tuburile de pe plafon au o solicitare termica mai uniforma, pentru ca tuburile sunt deasupra pragului, fiind mai indepartate de flacara , primesc mai putina caldura prin radiatie. Prezenţa canalului de fum si circulaţia descendentă a gazelor de ardere în secţia de convecţie măresc căderea de presiune pe circuitul gazelor de ardere (dezavantaj).

Cuptoarele au fundatie , schelet metalic si suporturi pentru sustinerea tuburilor.Peretii cuptorului se compun obisnuit dintr-un strat de caramida refractara , rezistenta la temperaturi ridicate , la interior, un strat izolator termic si un strat de caramida obisnuita la exterior.

La cuptoarele mai vechi , legatura dintre tuburi se realiza prin coturi demontabile , pentru a se putea indeparta stratul de cocs depus in tuburi pe cale mecanica , prin turbinare.In prezent se utilizeaza coturi sudate ,iar decocsarea tuburilor se face prin circulatie de abur si aer.

Majoritatea tipurilor de cuptoare tubulare utilizate în prezent sunt cuptoare paralelipipedice verticale sau cilindrice verticale,cu arzătoare verticale plasate în podea (flacără ascendentă) si,pe cât posibil,numai cu circulaţie ascendentă a gazelor de ardere.Exemplu de cuptoare: a) cuptor cu o secţie de radiaţie si o secţie de convecţie , b) cuptor cu două secţii de radiaţie si o secţie de convecţie comună,plasată deasupra, c) cuptor paralelipipedic vertical (caracterizat prin faptul că este prevăzut cu pereţi laterali radianţi) si d) cuptor cilindric vertical (cu tuburi plasate vertical pe perete).

Spre deosebire de cuptoarele paralelipipedice , cuptoarele cilindrice sunt transportabile si nu necesita zidarie , ele torcretandu-se cu tencuiala refractara si izolanta.

3

Cuptoarele paralelipipedice se intalnesc in special in instalatiile de distilare atmosferica , de distilare in vid si de cocsare si au capacitati (sarcini) termice brute (caldura dezvoltata prin arderea combustibilului in unitatea de timp) de ordinul (70...300)x10^6 [kJ/h].

Cuptoarele cilindrice se intalnesc in special in instalatiile de reformare catalitica , de hidrofinare si de hidrocracare si au obisnuit capacitati termice brute pana la 60x10^6 [kJ/h].

Din caldura total absorbita intr-un cuptor , in sectia de radiatie se absorb 60-85% (din care 75-90% prin radiatie si 10-25% prin convectie), iar in sectia de convectie 15-40% (din care 50-60% prin convectie, 30-40% prin radiatia gazelor si 5-15% prin radiatia peretilor).

In ultimii ani, avandu-se in vedere criza de petrol , au inceput sa fie studiate si cuptoarele tubulare specifice rafinariilor , la care sa se utilizeze drept combustibil carbunele.Se pare ca aceste tipuri de cuptoare nu vor avea succes , din cauza diverselor complicatii aferente: transportul si depozitarea carbunelui, alimentarea focarului, prezenta cenusii, indepartarea zgurii, etc.(in centralele termo-electrice cu carbune aceste probleme au rezolvari).

In combinatele petrochimice notiunea de “cuptor” este utilizată si pentru reactoarele de fabricare a negrului de fum din materii prime lichide,pentru incineratoarele de nămol de la tratarea bacteriologică a apelor reziduale ,etc.Acestea nu sunt însa cuptoare tubulare în care să se cedeze căldură unei materii prime.

SISTEME DE PREINCALZIRE A AERULUI LA CUPTOARE

Problemele de utilizare rationala a caldurii si de economisire a combustibilului in instalatiile tehnologice sunt rezolvate prin regenerari si prin recuperari de caldura. Recuperarea de caldura , reprezinta un transfer util de caldura de la produsele finale evacuate din instalatie catre un flux secundar de fluid , in majoritatea cazurilor exterior instalatiei. Regenerarea de caldura ,reprezinta obisnuit un transfer de caldura de la produsele finale evacuate din instalatie catre materia prima care alimenteaza instalatia. Prezenta regenerarii de caldura duce la temperaturi ridicate ale materiei prime care intra in cuptor.Din aceasta cauza , gazele de ardere au , dupa schimbul de caldura cu materia prima , temperaturi mari. Pentru majorarea randamentului termic al cuptorului , trebuie redusa temperatura gazelor de ardere evacuate la cos. Acest lucru poate fi realizat prin recuperare de caldura. Regenerarea de caldura la cuptoare (pe circuitul amestec combustibil-gaze de ardere) se realizeaza prin preincalzirea aerului de combustie cu ajutorul gazelor de ardere.In aceasta situatie , se transporta caldura din aval in amontele focarului, obtinandu-se reducerea consumului de combustibil la cuptor , cresterea temperaturii flacarii si deci cresterea transferului de caldura in sectia de radiatie. Preincalzitoarele de aer la cuptoare sunt de mai multe tipuri constructive:

- preincalzitorul de aer clasic , plasat deasupra sectiei de convectie a cuptorului . El contine un fascicul de tuburi,prin care circula ascendent gazele de ardere, tirajul realizandu-se natural.Aerul impins de un ventilator ,care acopera caderile de presiune pana la intrarea in focar ,circula transversal pe fasciculul de tuburi, pe doua sau mai multe pasuri;

4

- preincalzitorul de aer tot cu fascicul de tevi normale ,gazele de ardere circuland prin interiorul tevilor, iar aerul prin spatiul intertubular , plasat insa la sol;

- preincalzitorul de aer modern,functionand cu un agent termic intermediar in faza lichida , ca de exemplu , ulei cu rezistenta termica mare sau amestec eutectic de difenil oxid si difenil (numire comerciala-difil);

- preincalzitorul de aer cu materie prima,realizeaza transferul de caldura de la gazele de ardere la aer prin intermediul unei parti mici (sub 10%) din materia prima lichida care alimenteaza cuptorul.

S-a dovedit a fi cel mai avantajos, din toate punctele de vedere ,preincalzitorul de aer cu materia prima.

5

BREVIAR CU REZULTATETABELUL 1. TEMPERATURI SI COEFICIENTI GLOBALI DE TRANSFER DE

CALDURA

DENUMIREA UNITĂŢI DE MĂSURĂ

VALOAREA

1. temp.titeiului la intrarea in radiatie 257

2. temperatura medie in focar940

3. temp.ecranului in serpentina de radiatie 327

4. temp.materiei prime in sectia de radiatie

295

5. temp.medie a ecranului in sectia de convectie

252

6. temp.medie a g.a.in sectia de convectie 650

7. temp.medie a mp in convectie 239

8. temp.medie a ecranului in preincalzitorul de aer

182

9. temp.aerului preincalzit 247

10.temp.medie a g.a.in cos 173

11.temp.g.a.la varful cosului 166

12.temperatura gazelor de ardere la cos 180

13.ked in sectia de convectie W/ 34.5

14.ked in preincalzitorul de aer W/ 13,021

15.ke la cos W/ 9.798

6

TABELUL 2. VALORI OBTINUTE PRIN CALCUL

Denumire Unitati de masura Valoarea

Mga kg/kmol 28.1Hi kJ/kg 48235Qmp W 24150327.91

B kg/h 2052,18Tt rad W/m2 43000Tt conv W/m2 14543,5381Tt preinc W/m2 1620,9795P kW 13

Date initiale de proiectare.

Destinatia cuptorului:incalzirea si vaporizarea partiala a titeiului,intr-o instalatie de DA de capacitate mica.Tipul cuptorului: paralelipipedic vertical, cu sectie de radiatie,sectie de convectie si preincalzitor de aer.Debitul de titei : 204000 kg/h.Caracteristicile titeiului : =0,856 ; K= 11,5.Temperatura titeiului la intrarea in cuptor: 220oC.Temperatura titeiului la iesirea din cuptor: 332oC.Presiunea absoluta la iesirea din cuptor: 1,6 bar .Procente masa vaporizat la iesire: 50.Caracteristici vaporizat : =0,814 ; K=11,7.Combustibil utilizat: amestec de gaze(CH4=57% ; C2H6= 23% ; C2H4=12% ; C3H8=5% ; C4H10=2,96% ; H2S=0,04).Presiunea combustibilului: 4 bar .Densitatea relativa a vaporizatului ,pentru procentul masic mediu de vaporizat (25%): =0,7845.Din motive de securitate, se impune cota varfului cosului fata de sol 45 m.

7

I. Calculul procesului de combustie

Compozitia elementara a combustibilului:

x= 1*0,57+2*0,23+2*0,12+3*0,05+4*0,0296= 1,5384y= 4*0,57+6*0,23+4*0,12+8*0,05+10*0,0296+2*0,0004= 4,836z= 1*0,0004 = 0,0004

C1,5384H4,836S0,0004

M=12*1,5384+1*4,8368+32*0,0004= 23,3096 (kg/kmol)

Consumul de oxigen minim necesar arderii:

(kmoli O2 / kg comb )

Se admite coeficientul cantitatii de aer

Consumul de aer:

(kg aer / kg comb )

(kmol aer / kg comb )

Cantitatea molara de gaze de ardere (nt,kmol/kg comb.).Cantitatea masica de gaze de ardere (mt,kg/kg comb.).Masa molara medie a gazelor de ardere (M=mt/nt,kg/kmol).

8

Comp. g.a

ni (kmol/kg comb) yi Mi

kg/kmolmi

kg/kg comb

gi

CO2 0,098601 44 2,9039 0,15440

H2O 0,154978 18 1,8672 0,09927

SO2 0,000023 64 0,0099 0,00006

O2 0,017611 32 0,3772 0,02006

N2 0,79L=0,48781 0,728753 28 13,6587 0,72621

Total 0,669348 1 18,8082 1

Mga= mi/ni => Mga=28,09924 kg/kmol

Puterea calorică inferioară a comb :

Hi=33915 c+103000 h+10885 s => Hi= 48235 kJ/kg

Bilant termic global al cuptorului :

Qmp=mmp[ eivt2+(1-e) ilt2 – ilt1]e=0,5 (fractia masica a vaporizatului).Relatii pentru calculul entalpiilor specifice ale fractiunilor petroliere:

Il=[(2,964-1,332 )t+(0,003074 - 0,001154 ) ](0,0538K+0,3544) , kJ/kg

Iv=532,17-210,61 +(1,8213-0,45638 )t+(0,0023447-0,00059037 ) +(4,187 t- 837,4)

(0,07K -0,84) , kJ/kg

Entalpia titeiului la intrarea in cuptor (total lichid):Ilt1=496,7 (kJ/kg)Entalpia vaporizatului la iesirea din cuptor:Ivt2=1038,3 (kJ/kg)Densitatea lichidului rezidual :

Se admite si pentru lichidul rezidual K=11,5.

9

Entalpia lichidului rezidual la iesirea din cuptor:Ilt2=799,3 (kJ/kg)

Qmp=204000[0,5*1038,3+(1-0,5)799,3-496,7]=>Qmp=86114933.95 kJ/h=>Qmp=23920814,99 W

Entalpia amestecului combustibil,cu aerul in conditii atmosferice: iac=icomb+iaer (kJ/kg)

Se admite tcomb=60oC.

Relatie de calcul pentru caldura specifica (Cp):A+BT+CT^2+DT^3=Cp ,(kJ/kmol oC)

10

Formula A B C D ,kJ/kmol oC

1202,86 3,1564 0,00074817 -7,07198*10-7 2344,089895

147,331 5,53541 -0,00291178 6,06153*10-7 1690,1210

180,395 5,9351 -0,00231205 2,90436*10-7 1911,1270

-95,951 6,95192 -0,00360457 7,30439*10-7 1848,7310

-42,252 6,75435 -0,00349913 7,03188*10-7 1844,8975

2,5597 0,0013347 -0,00001189 0,00382*10-6 224,9579

Formula Vol. ni M mi gi57 8,34981 16 133,5970 0,391242

C2H6 23 3,36922 30 101,0767 0,296005C2H4 12 1,75786 28 49,2200 0,144142

5 0,73244 44 32,2273 0,094378

2,96 0,43360 58 25,1490 0,073650

0,04 0,00586 34 0,1992 0,000583

Total 100 - - 341,4692 1

Caldura specifica a combustibilului:

Entalpia combustibilului:icomb=Cp*tcomb=> icomb=120,2 kJ/kg comb.

Se admite taer=10oC. Cp aer=29,07

Entalpia aerului:iaer=L*Cpaer*taer=> iaer=179,5 kJ/kg comb.

iac = icomb+iaer => iac=299,7 kJ/kg comb.Se admit pierderile de căldură ale cuptorului : în sectia de radiatie 3 , în sectia de convectie 1 , în preîncălzitorul de aer 1, % din căldură introdusă si dezvoltată în cuptor ( total 5 % ).Se admite temperatura gazelor de ardere la cos tcos=180 oC.

11

Se calculează ppm SO3 :Yso3=2,307Se citeste temperatura de rouă acidă :tra=f(ppm SO3 ; % moli H2O )

Se citeste tra=68oC (pag. 58)

(!!! Am ales temperatura la cos 180 oC ,pentru a putea realiza calculul diferentei medii de temperatura(sectia de convectie).Daca foloseam temperatura obtinuta grafic (tra =68oC) si t cos=110oC, calculul nu se putea realiza).

Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura :

Cpi la temperatura :

Comp. Cpi (kJ/kmol*oC) ni* Cpi

CO2 40 2,6397H2O 33,92 3,5195SO2 42,16 0,0007O2 29,86 0,3520N2 29,28 14,2855

Randamentul cuptorului :

12

Debitul de combustibil :

Debitul de aer utilizat :28,84*B*L=28,84*1822,012*0,6175=36198,2526(kg/h)

Debit gazelor de ardere :B*mt =1822,012 *18,8082=38230,95885 (kg/h)

II. Bilant termic al cuptorului pe sectii.

Se admite temperatura gazelor de ardere la intrarea in preincalzitorul de aer:ti=400oC. Cpi la temperatura 400oC:

13

Comp. Cpi (kJ/kmoloC)CO2 43,54H2O 34,92SO2 44,59O2 30,9N2 29,69

Pierderile de caldura in preincalzitorul de aer:Qpp=0,01*B* =986560,32 (kJ/h)Caldura preluata de aer in preincalzitor:Qaer=B(igi-igc)-Qpp = 8634040,65 (kJ/h)

Entalpia aerului preincalzit:

Temperatura aerului preincalzit:

(Cp aer s-a luat la 250oC).

Se admite temperatura gazelor de ardere la trecerea din sectia de radiatie si sectia de convectie ( la prag) : tprag=900oC. Cpi la temperatura 900oC:

Comp. Cpi (kJ/kmol.oC)CO2 48,99H2O 37,85SO2 49,74O2 32,87N2 31,07

Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:

Pierderile de căldură în sectia de convectie:Qpc=Qpp=986560,32 (kJ/h)

Căldura preluata de materia prima in sectia de convectie:Qc= B*(igp-igi)-Qpc =23319824,56(kJ/h)=6,477*106 (W)

14

Căldură preluată de materia primă în sectia de radiatie:Qr=Qmp-Qc=62795109,39 (kJ/h)=17,443*106 (W)

Entalpia titeiului la intrare în sectie de radiatie :

Temperatura titeiului la intrarea în radiatie (se considera total lichid):

Entalpia amestecului combustibil ,corespunzătoare aerului preîncălzit:

(kJ/kg comb )

Căldură totală introdusă si dezvoltata in focarul cuptorului: (kJ/h) =29802798,23W

III. Dimensionarea sectiei de radiatie

Se aleg tuburi cu de=168 mm, di=148 mm si s=305 mm, atît pentru sectia de radiatie cât si pentru sectia de convectie. Tuburile vor avea lungimea efectivă 14,2 m si lungimea totală 14,8 m.

15

Debitul volumic de titei rece ( =856 kg/m3) :

16

Viteza titeiului rece în tuburi, pentru două circuite :

Sectia de radiatie se dimensionează pentru o tensiune termică de 43000 (W/m2):

Numărul de tuburi :

Numarul de tuburi utilizate: 48Recalcularea lui Ar si Tt :

Se admite lătimea sectiei de radiatie 4m.Se admit în sectia de convectie 6 tuburi pe sir,care ocupa latimea : Pentru o înclinare a umerilor sectiei de radiatie de 45o , lungimea unui umăr este egală cu :

Numărul de tuburi pe un umar :

Numărul de tuburi pe un perete lateral :

Inăltimea peretelui lateral : 20*0,305= 6,1 mInăltimea sectiei de radiatie : 6,1+1=7,1 mVolumul sectiei de radiatie :

Tensiunea volumetrica :

Numărul de injectoare , cu capacitatea de 200 Nm3/h =

17

, pentru sigurantă se iau 12 injectoare.

Injectoarele se plasează intercalat, pe două linii distantate cu 0,6 m.Distanta între două injectoare alăturate, de pe aceeasi linie :

Distanta între două injectoare alăturate, de pe linii diferite :

Tuburile se plasează cu axul la 1,4 *de de perete.Distanta de la injectoare la fata tuburilor :

Verificarea tensiunii termice din sectia de radiatie.Se ia temperatura medie în focar tmf=tp +40 = 940 oC.

(relatia este omogenă ; sub această formă se aplică în unitătile fundamentale ale S.I. )Coeficientul de convectie din sectia de radiatie, după Lobo si Evans,are valoarea:

Numărul sirurilor de tuburi ns=1.Coeficientul relativ de radiatie , pentru un singur sir de tuburi plasat la perete, se calculeaza cu relatia :

(arctg se exprima in radiani)

Aria totală a peretilor sectiei de radiatie:

18

Gradul de ecranare are expresia:

Presiunile partiale ale H2O si CO2 se calculează pentru presiunea totală egală cu presiunea normală atmosferică.

Pentru dimensiunile relative ale sectiei de radiatie :

Se ia:

Coeficientul de emisie a gazelor se calculează cu relatia :

Coeficientul de radiatie reciprocă rezultă din expresia:

Temperatura medie a materie prime în sectia de radiatie :

In serpentina de radiatie are loc vaporizare si se poate admite temperatura ecranului:

Tensiunea termică în sectia de radiatie :

IV.Dimensionarea sectiei de convectie

19

Sectia de convectie are dimensiunile interioare : lungimea 14,2 m si lătimea 2 m. Turburile utilizate au: de=168 mm, di=148 mm si s1=305 mm.

Ele sunt asezate în triunghi echilateral si deci . Se plează câte 6 tuburi pe

sir si utilizează două circuite în paralel.Turburile au lungimea totală dreaptă 14,8m, coturile fiind exterioare . Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiatia gazelor de ardere:

Coeficientul de emisie a ecranului : =0,9Temperatură medie a gazelor de ardere în sectia de convetie :

Temperatură medie a materiei prime în sectia de convectie :

Temperatura medie a ecranului:

Grosimea medie a stratului de gaze :

20

Calculul coeficientului de convectie pentru gazele de ardere se face cu relatia :

Pentru mai mult de 10 siruri de tuburi =1 .Sectiunea minimă de curgere : 14,2*(2-6*0,168)=14,086 m2 Viteza de masa a gazelor de ardere în sectiunea minimă :

La tg=50 , gazele de ardere au:

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiatia peretilor :

Coeficientul de emisie a peretilor =0,95.Se presupune numărul sirurilor de tuburi 10.

Inăltimea ocupată de fascicul :

21

Coeficientul global de transfer de căldură :

Calculul diferentei medii de temperatură :

Diferenta de temperatură pentru fluidul din interiorul tuburilor :=260,51-223=37,51oC

Diferenta de temperatură pentru fluidul din exteriorul tuburilor :=900-400=500 oC

Diferenta de temperatură la capătul rece al sistemului : =177 oC

Diferenta de temperatură la capătul cald al sistemului: = 639,49 oCNumărul de încrucisări : N=ns=10.

Aria de transfer de căldură necesară :

22

Numărul de siruri de tuburi :

(!!! Presupunerea facuta s-a verificat).Tensiunea termică în convectie :

23

V. Căderile de presiune pe circuitul materiei prime

Pentru a se stabili presiunea necesară a titeiului la intrarea în cuptor , trebuiesc calculate : căderea de presiune a titeiului în zona de vaporizare , căderea de presiune a titeiului în zona de încălzire si diferentă de presiune dinamică a titeiului. Calculul căderii de presiune a titeiului în zona de vaporizare se face cu ajutorul relatiei lui Ludwig.Lungimea echivalentă a serpentinei în care are loc vaporizarea :

Entalpia amestecului final :

Entalpia titeiului la intrarea în radiatie :=612,1311 (kJ/kg)

Lungimea echivalentă a serpentinei din sectia de radiatie , pentru un circuit : Se presupune presiunea la începutul zonei de vaporizare Pi=11,9 bar.La această presiune, temperatura initială de vaporizare pe CVE este : tiv=3240C.

Entalpia titeiului total lichid la începutul zonei de vaporizare :

Pentru că Lev<Ler vaporizarea începe în sectia de radiatie .Relatia de verificare a presiunii presupuse :

Presiunea la ietirea din cuptor Pf=1,6*105 N/m2 . Se admite coeficientul de frecare : f=0,0205.Viteza de masă a titeiului :

Densitatea amestecului la ietirea din cuptor :

Masa molară a vaporizatului :

24

Densitatea titeiului total lichid la intrarea în zona de vaporizare:

(!!! Aceasta valoare este cu numai 0,6% mai mare decat valoarea presupusa).

Căderea de presiune în zona de vaporizare :

In continuare , se calculează , numai pentru comparatie , cu metoda Lockhart-Martinelli a curgerii bifazice .Se presupune pi=11,8 bar , pentru care corespund :

Temperatura medie in zona de vaporizare:

Fractia masică medie a vaporizatului:

Densitatea relativă a vaporizatului :

Densitatea lichidului rezidual la temperatura medie: Masa molară a vaporizatului :

Presiunea medie în zona de vaporizare :

Densitatea vaporilor în conditiile medii :

Viscozitatea lichidului :

25

Viscozitate vaporilor:

(*)-parametrul Lockhart-Martinelli.Fatorul de corelare pentru lichid:

Viteza lichidului :

(!!! Aceasta valoare este cu numai 19% mai mare decat valoarea presupusa).

Căderea de presiune în zona de vaporizare , calculată cu metoda Lockhart-Martinelli:

Căderea de presiune a titeiului in zona de încălzire :

Lungimea echivalentă a serpentinei din sectia de radiatie în care are loc încălzirea :

Lungimea echivalentă a serpentinei din sectia de convectie pentru un circuit :

Lungimea echivalentă a serpentinei în zona de încălzire:

Temperatura medie a titeiului în zona de încălzire :

26

Densitatea titeiului la aceasta temperatura:

Viteza medie a titeiului:

Diferenta de presiune dinamică a titeiului în cuptor se calculează cu metoda Lockhart-Martinelli :

Parametrul Lockhart-Martinelli :

Pentru titei la intrarea în cuptor :

Densitatea lichidului la iesirea din cuptor :

Densitatea vaporilor la iesirea din cuptor :

Viscozitatea lichidului la iesirea din cuptor:

Viscozitate vaporilor la iesirea din cuptor :

Fractia volumică a lichidului la iesire :

27

Viteza lichidului la iesirea din cuptor :

Această viteză trebuie să fie mai mică decât viteză sunetului în conditiile corespunzătoare .

( se constata ca: ).

Diferenta de presiune de pozitie se neglijează .Presiunea necesară a titeiului la intrarea în cuptor :

28

VI. Dimensionarea preîncălzitorului de aer

Se admit : lungimea preîncălzitorului 5 m , lătimea preîncălzitorului 2 m (egala cu latimea sectiei de convectie) , tuburi cu de=42,2 mm si di=32,5 mm asezate în triunghi echilateral cu latura s1=1,5de . Sarcină termică a preîncălzitorului :

Preîncălzitorul se realizează cu două pasuri pentru aer si cu circulatia aerului transversală pe lungimea preîncălzitorului . Calculul diferentei medii de temperatură :

( !!! Aceasta valoare este mai defavorabila decat cea obtinuta cu relatia generala).Se presupune ked=12 (W/m2 0C).Tensiune termică Tt=ked* =1620,97 W/m2

Aria de transfer de căldură necesară :

29

Numărul de tuburi pe un sir transversal pe directia curgerii (pe lungimea de 5m):

Numărul de siruri de tuburi ( pe lătimea de 2m):

Numărul total de tuburi : n*n’=78*36=2808Lungimea tuburilor:

In cele ce urmează , se vor calcula ,pentru a se verifica ked presupus.

Calculul lui , pentru gazele de ardere care circulă prin interiorul tuburilor :

Debitul volumic de gaze de ardere , la temperatura medie :

Sectiunea de curgere :

Viteza medie a gazelor de ardere :

Proprietătile fizice medii pentru gazele de ardere la 2900C :

30

Se admite temperatura medie a ecranului :

Calculul lui , pentru aerul care circulă prin spatiul intertubular .Sectiunea minimă de curgere :

31

Debitul volumic de aer la temperatura medie si presiunea normală atmosferică :

Viteza aerului :

Pentru asezare în triunghi :C=0,33

Pentru un număr de siruri mai mare decât 10, ( =1 în acest caz sunt 2*36=72 siruri )Proprietătile fizice ale aerului la 132 0C si presiunea atmosferică :

Coeficientul global de transfer de caldura:

Pentru gaze de ardere: .

Pentru aer .

Pentru otel carbon la te=182 (0C) : .

(s-a presupus 12 ).Verificarea temperaturii ecranului :

(s-a persupus te=182 0C).

32

VII. Căderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere

Tirajul necesar la baza cosului se obrine prin însumarea tuturor căderilor de presiune de pe circuitul gazelor de ardere, până la baza cosului .Se admite căderea de presiune a gazelor de ardere, prin frecare , în sectia de radiatie :

Căderea de presiune cauzată de reducerea sectiunii de curgere , la trecerea din sectia de radiatie în sectia de convectie :

(se calculează acoperitor , cu neglijarea unghiului de convergentă ).

Densitatea gazelor de ardere la tp=9000C:

Viteza gazelor de ardere în sectiunea finală :

Căderea de presiune cauzată de frecare , în sectia de convectie (asezare în triunghi; s1/de<1,855):

(w se ia în sectiunea minimă de curgere ).Densitatea gazelor de ardere , în sectia de convectie :

Căderea de presiune cauzată de reducerea sectiunii de curgere , la trecerea din sectia de convectie în tevile preîncălzitorului :

33

A1=14,2*2=28,4 m2 .A2 = 2,330 m2 ( aria sectiunii interioare a tuburilor ).Densitatea gazelor de ardere la 4000C :

Căderea de presiune prin frecare în tevile preîncălzitorului :

Căderea de presiune cauzată de mărirea sectiunii de curgere la iesirea din tevile preîncălzitorului :

A1=2,330 m2 . A2=5*2=10 m2 .Densitatea gazelor de ardere la 1800C:

Viteza gazelor de ardere în tuburile preîncălzitorului , la iesire :

Căderea de presiune cauzată de reducerea sectiunii de curgere , la intrarea în cos :

A1=10 m2 .Debitul volumic de gaze de ardere la 180℃:

Se admite diametrul interior al cosului Di=1,35 m.Viteza gazelor de ardere în cos ( la intrare ):

34

Căderea de presiune cauzată de registrul de gaze de ardere :

(w – viteza gazelor de ardere în cos ).Se admite x=0,6 ( fractia sectiunii libere ).

Inainte de a se calcula diferentele de presiune statică , se stabilesc cotele spatiilor libere caracteristice :- distanta de la sol până la podeaua sectiei de radiatie 2,8 m ;- distanta de la partea superioară a radiatiei până la fasciculul de tuburi din convectie 0,6m ;- distanta de la fasciculul convectiei până la spatiul de racordare convectie-preîncălzitor 0,4m ;-inăltimea spatiului de racordare convectie – preîncălzitor, pentru un unghi de 300 :

- distanta de la tuburile preîncălzitorului până la spatiul de racordare preîncălzitor-cos 0,4 m ;- inăltimea spatiului de racordare preîncălzitor-cos , pentru un unghi de 300 :

In figura A.26 este prezentată schita cuptorului dimensionat .Diferenta de presiune statică în sectia de radiatie :

Densitatea aerului atmosferic la 100C :

Inăltimea sectiei de radiatie :H=6,1+1=7,1 m

Temperatura medie în focar tg=940 0C.Densitatea gazelor de ardere la această temperatură :

Diferenta de presiune statică în sectia de convectie se calculează asemănător:

35

Diferenta de presiune statică în preîncălzitor , inclusiv cele două spatii de racordare :

Tirajul necesar la baza cosului :

36

VIII. Verificarea cosului

Din calculele anterioare , se poate constata că , lăsându-se deschis registrul de gaze , nu este necesar cosul pentru a se asigura circulatia gazelor de ardere. Din motive de securitate , s-a impus ca evacuarea gazelor de ardere în atmosferă să se facă la cota 45 m fară de sol. Cota bazei cosului are valoarea :

Inălrimea necesară a cosului :

Tirajul realizat de cos :

Se presupune o cădere de temperatură a gazelor de ardere în cos de 140C , deci temperatura la vârful cosului tv=180-14=1660CDensitatea gazelor de ardere la vârful cosului :

Viteza gazelor de ardere la vârful cosului :

Temperatura medie a gazelor de ardere în cos :

Densitatea gazelor de ardere la această temperatură :

Viteza medie a gazelor de ardere în cos :

Viscozitatea gazelor de ardere la 1730C :

Acest tiraj realizat de cos fiind mai mare decât tirajul necesar , se poate reduce deschiderea registrului de gaze de ardere pentru a se majora tirajul necesar . Calculul deschiderii necesare a registrului de gaze de ardere :

Căderea de presiune pe care trebuie să o realizeze registrul :

37

In cele ce urmează se verifică temperatura de la vârful cosului , presupusă .Căldura pierdută prin peretele cosului :

Cosul este construit din tablă de otel cu grosimea de 12 mm.

Aria exterioară a cosului:

Coeficientul global de transfer de căldură :

Pentru otel carbon se ia

Coeficientii partiali de transfer de căldură au expresiile :

Calculul coeficientului de convectie fortată pentru gazele de ardere .Gazele de ardere au la 1730C:

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiatia gazelor de ardere :

Se presupune:

38

Calculul coeficientului de convectie liberă pentru aer , cu relatia simplificată :

Temperatura peretelui la exterior:

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiatia peretelui :

Verificarea temperaturilor te si tp :

Căldura pierdută de gazele de ardere în cos :

Entalpia gazelor de ardere la varful cosului:

Temperatura gazelor de ardere la vârful cosului :(Se iau caldurile specifice la tv=166℃).

39

(fata de 166℃).

IX. Calculul circuitului de aer

40

Se stabilesc diametrele si lungimile tubulaturii de aer si se calculează căderile de presiune pe circuitul de aer si puterea consumată de ventilator . Căderea de presiune pe conducta de aer rece dintre ventilator si preîncălzitor . Lungimea tronsonului vertical al conductei :

Lungimea tronsonului orizontal al conductei 2,5 m. Lungimea totală a conductei 17,760+2,5=20,26 m. Debitul volumic de aer rece ( se neglijează încălzirea în ventilator ; presiunea este practic egală cu presiunea atmosferică ) :

Se admite . Diametrul interior al conductei :

Lungimea echivalentă a conductei ( un cot de 900) :

Pentru aer la 100C:

Sectiunea preîncălzitorului alimentată cu aer are lungimea 5m si înăltimea /2 =1,844 m . Se admit, pentru o mai bună repartizare a aerului , trei intrări, fiecare alimentând o sectiune . Cutia de distributie este alimentată de conductă unică de aer rece si distribuie aerul pe trei conducte. Pentru ca viteza de iesire să fie egală cu viteză de intrare , aceste conducte vor avea diametrul interior :

Ele pot fi cuplate la preîncălzitor prin trunchiuri de con.Căderea de presiune în cutia de distributie ( intrare frontală ):

( w este viteză medie între intrare si iesire ; A1- sectiunea conductei unice de intrare ; A2 – sectiunea totală a conductelor de iesire ) .

41

Căderea de presiune cauzată de mărirea sectiunii de curgere la intrarea in preîncălzitor :

Căderea de presiune la trecerea dublă peste faciculul de tuburi .Pentru asezarea în triunghi echilateral si Si/de < 1,855:

Numărul total de siruri de tuburi ns=72La temperatura medie a aerului (1320C):

Căderea de presiune la întoarcerea de 1800 din preîncălzitor:

Debitul volumic de aer 11,7860 m3/s.Se ia lătimea cutei de întoarcere 0,4 m.

Se admite viteza în conducta de aer cald 12m/s.Temperatura aerului preîncălzit 2470C.Densitatea aerului la această temperatură :

Debitul volumic de aer preîncălzit :

Diametrul interior al conductei de aer cald :

Iesirea aerului din preîncălzitor se face pe trei conducte , care se cuplează printr-o cutie colectoare la conducta unică de aer cald.

42

Diametrul interior al celor trei conducte de evacuare se stabileste tot pentru w=12 m/s.

Căderea de presiune cauzată de reducerea sectiunii de curgere la iesirea din preîncălzitor :

Sectiunea preîncălzitorului ( pentru un pas) :

Sectiunea interioară a celor trei conducte :

Căderea de presiune în cutia colectoare de aer cald :

Căderea de presiune pe conducta de aer cald .Lungimea tronsonului vertical al conductei : 15,31 mLungimea tronsoanelor orizontale ale conductei :

2*2,5=5 mLungimea totală a conductei:

Lungimea echivalentă a conductei (doua coturi de 90℃):

Pentru aer la 247℃:

Legătura între conducta unică de aer cald si cutia de aer de sub arzătoare se face printr-o cutie de distributie cu patru iesiri. Diametrul acestor conducte de iesire , pentru w=12 m/s , este :

43

Căderea de presiune în cutia de distributie :

Căderea de presiune la intrarea în cutia de aer de sub arzătoare :

Căderea de presiune totală pe circuitul de aer :

Pentru calculul puterii consumate de ventilator se ia ( majorare cu aproximativ 30% ; pentru sigurantă , pentru acoperirea căderii de presiune în registrele de aer ,etc. ) Puterea consumată de ventilatorul de aer :

.

(V=debitul volumic de aer la temperatura atmosferică ).

44

CONCLUZII

1. Am ales temperatura la cos 180 oC ,pentru a putea realiza calculul diferentei medii de temperatura(sectia de convectie).Daca foloseam temperatura obtinuta grafic (tra =68oC) si t cos=110oC, calculul nu se putea realiza.2. Presupunerile (temperaturilor si coeficientilor globali de transfer de caldura) facute s-au verificat in limita unor erori acceptate.3. Lungimea preincalzitorului de aer am ales-o 5 m, pentru a nu se micsora viteza gazelor de ardere.

45

BIBLIOGRAFIE

1. Dobrinescu,D., ”Procese de transfer termic si utilaje specifice” ,Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti,1983.2. Somoghi,V.,Patrascu,C.,Dobrinescu,D.,Ioan,V., ”Proprietati fizice utilizate in calcule termice si fluido-dinamice” ,Editura UPG,Ploiesti,1997.3. Somoghi,V., ”Procese de transfer de caldura” ,Editura Universal Cartfil,Ploiesti,1998.

46