Monitorizarea Emisiilor de Gaze cu Efect de Sera de la Cuptoarele din Rafinarie

Rezumat

Lucrarea cu numele ”Modalități de reducere a gazelor cu efect de seră din rafinăriile petrochimice” este structurată pe patru capitole: capitolul 1 ”Sursele emisiilor de gaze cu efect de seră”, capitolul 2 ”Concentrarea și recuperarea CO2 din rafinăriile petrochimice”, capitolul 3 ” Monitorizarea emisiilor de gaze cu efect de seră de la cuptoarele din rafinărie”, captolul 4 ”Calcul tehnologic de dimensionare a unui cuptor tubular”.

În capitolul 1 sunt prezentate la modul general sursele de emisii de gaze cu efect de seră provenite din tipurile de industrie generale, industria cimentului, industria fierului și a oțelului și rafinarea țițeiului.

În capitolul 2 sunt relatate opțiunile tehnologice și economice fiabile de concentrare și recuperare a dioxidului de carbon din rafinăriile petrochimice. Opțiunile analizate au fost: adsorbția la presiune în trepte, aborbția chimică și absorbția cu membrane.

În capitolul 3 se prezintă rezultatele monitorizării gazelor arse eliberate pe la coșul cuptoarelor din instalațiile de distilare atmosferică și în vid și din intalația de hidrofinare a motorinei și soluții în vederea reducerii gazelor cu efect de seră, în special reducerea, concentrarea și captarea dioxidului de carbon din gazele arse.

Capitolul 4 cuprinde calculul tehnologic de dimensionare al unui cuptor de încălzire și vaporizare parțială a țițeiului.

Lucrarea astfel structurată relatează cei mai importanți pași în rezolvarea problemei gazelor cu efect de seră din rafinăriile petrochimice.

Introducere

Stoparea schimbărilor climatice necesită mai mult decât reducerea emisiilor: necesită stabilizarea concentrațiilor atmosferice de gaze cu efect de seră (GES). În absența unor noi modalități de a determina scăderea CO2 sau a altor gaze cu efect de seră, reducerea emisiilor este aproape de zero. La rândul său, emisiile aproape de zero, înseamnă tranziția completă a proviziei energiei globale la energie regenerabilă (surse de energii care nu emit CO2). Aceasta este o sarcină uriașă–o sarcină care va fi realizată pe pași [1].

Discuțiile politice la nivel mondial s-au concentrat pe stabilizarea concentrațiilor de GES la un nivel care să împiedice schimbările climatice și creșterea temperaturii globale cu 2°C. Încălzirea globală creează, atât modificări meteo-hidrologice (inundații, cataclisme, secetă, alternări meteorologice anormale,etc), cât și o creștere a frecvenței și puterii evenimentelor meteorologice extreme [2].

Acest obiectiv de a menține nivelul emisiilor la anumite valori, corespunde unor valori foarte mici de GES, poate mai mici de 350-400 ppm, asta depinzând de scenariile emisiilor și modelele generale de circulație folosite pentru a face aceasta proiecție. Deoarece concentrațiile de dioxid de carbon eliberate în atmosferă au trecut de 400 ppm în 2014 și sunt în creștere cu alte câteva părți per milion pe an, acest obiectiv este un obiectiv important [1].

Unele modele economice sugerează compromisuri optime între costurile de adaptare și atenuare a concentrațiilor de GES în atmosferă sub 550 ppm. Această valoare este aproximativ dublă față de concentrațiile de CO2 existente înainte de revoluția industrială, care era în jurul valorii de 280 ppm. Nivelurile de stabilizare sunt exprimate în echivalente de CO2, deci 550 ppm este egal cu suma concentrației de CO2 cu o conversie de 1: 1, plus concentrațiile celorlalte gaze cu efect de seră înmulțite cu potențele lor relative la CO2 [1].

Deoarece aceste niveluri foarte joase sunt greu de atins, se discută la nivel internațional despre posibilitatea de a permite GES globale să crească peste nivelul permis ca mai apoi să fie scăzut. Această strategie de depașire a nivelul permis este atractivă acolo unde dorința politică este insuficientă sau tehnologia nu este disponibilă pentru a menține nivelul impus în acest secol, dar poate că în viitor vor aparea noi tehnologii care vor fi capabile să atingă nivelul impus pe termen lung. Astfel este posibil sa aibă un obiectiv pe termen lung, care poate fi mai ambițios decât pe termen scurt [1].

Gazele cu efect de seră sunt hidrocarburile halogenate și hexaflorura de sulf în adiție cu dioxidul de carbon, cu metanul și cu protoxidul de azot [2].

Dioxidul de carbon este cel mai important gaz cu efect de seră produs de activitățile umane (utilizarea combustibililor fosili, folosirea agriculturii intensive, distrugerea pădurilor, industria chimică). Emisiile directe de dioxid de carbon din industrie reprezintă 20% din emisiile globale de dioxid de carbon.

Încă de la începutul revoluției industriale, nevoia de combustibili fosili a crescut de-a lungul anilor. Cele mai importante surse de energie sunt cărbunii, gazul natural și țițeiul. Aceste sunt însă și cele mai importante resurse care duc la formarea de gaze cu efect de seră.

Pe plan global industria petrolieră este cea mai mare contribuitoare de emisii antropogenice de CO2. Emisiile de dioxid de carbon din rafinării reprezintă 4% din totalul de emisii de dioxid de carbon de pe glob, aproape 1 miliard de tone/an.

Datorită emisiilor de gaze arse acumulările de dioxid de carbon cresc cu pana la 6 milioane de tone/an [3].

Consumul și necesarul de energie crește în prezent, dar încă nu există o sursă de energie viabilă, curată și sănatoasă pentru a putea fi folosită ca sursă de energie. Din această cauză este important să se concentreze și să se recupereze CO2 din gazele arse [2].

Figura 1. Posibilități de reducere a emisiilor de CO2 pe plan global [5]

Importanța captării și recuperării dioxidului de carbon este reprezentată în figura 1.

Capitolul 1.

Sursele emisiilor de gaze cu efect de seră

Cele mai alarmante probleme în ceea ce privește mediul înconjurător sunt creșterea temperaturii și schimbările climatice. Aceste probleme sunt cauzate în principal de concentația dioxidului de carbon în atmosferă datorită arderii de combustibili fosili utilizați în activitățile umane. Combustibilii fosili cum ar fi țițeiul, cărbunele și gazul natural sunt cele mai comune surse de energie în zilele noastre. Cantități mari de gaze cu efect de seră sunt eliberate în atmosferă atunci când combustibilii sunt arși pentru a produce energie sau căldură [6].

Pentru a identifica atât sursele, cât și poluanții emiși de acestea, sunt necesare, în principal, specificații tehnice care să pecizeze dimensiunea temporală și geografică, a emisiiilor, surselor emitente precum și subtanțele emise.

Dimensiunea temporală

În majoritatea cazurilor, emisiile sunt inventariate pe perioada unui an calendaristic. Pentru aprecierea evoluției și, în mod special,pentru “a măsura” impactul acțiunilor întreprinse în vederea protejării mediului înconjurator este necesară stabilirea unei serii cronologice [7].

Sporirea modelelor de transport și de transformări fizico-chimice în atmosferă, necesită procurarea de informații privitoare la intervale de timp mult mai scurte, de ordinul orelor, în scopul studierii unei secvențe care să nu depașească, în general, câteva ore. Totuși, aceste secvențe se pot referi și la oricare perioadă din an.

Dimensiunea geografica

Conform practicilor curente, din punct de vedere spațial, poluarea poate fi considerată la fel de bine pentru o țara întreagă, pentru un continent, planetar sau doar pentru o suprafață foarte redusă, care sa acopere mai puțin de 1 km pătrat [7].

Surse emitente

Pentru cuantificarea emisiilor sunt luate în calcul toate sursele. Totusi, câmpul acoperit de anumite inventarieri este restrâns (de exemplu, excluderea surselor “naturale”, a emisiilor care depășesc altitudinea de 1000 de metri, a surselor neacoperite de jurisdicția natională, precum cea a vapoarelor în largul mării, etc.) [7].

Substanțe emise

Substanțele analizate într-o inventariere sunt grupate în funcție de obiectivul urmărit, adică de utilizarea prevazută a rezultatelor, concretizată prin efectul predominant al acestora. Cel mai adesea, emisiile sunt inventariate și grupate pe categorii(tabelul 1.1)[7]

Tabel 1.1. Impactul substanțelor emise în atmosferă [7]

Mai multe studii au cercetat eficiența energiei și reducerea emisiilor de CO2 în rafinăriile petrochimice[1-21]. Aceste studii au avut ca scop principal cercetarea celor mai bune tehnologii practice pentru scăderea emisiillor de dioxid de carbon.

Johansson, D.[8] a cercetat relația dintre industria de rafinare a petrolului din Europa, previziunile de viitor pentru combaterea emisiilor de CO2 și infrastructura de transport.

In figura 1.1 este prezentată distribuția geografică din Europa a rafinăriilor cu emisii ridicate de CO2, infrastuctura adiacentă acestora și suprafețele posibile de depozitare a dioxidului de carbon. Se poate observa că cele mai multe dintre rafinării sunt localizate lângă un sistem de infrastructură care ar putea facilita transportul de dioxid de carbon. Rafinăriile localizate de-a lungul coastei Mării Nordului și în vestul Germaniei au în general locații avantajoase cu privire la infrastructurile adiacente.

Figura 1.1 Distribuția geografică a rafinăriilor cu emisii de CO2 ˃ 1Mt/an în relație cu sistemele de termoficare(DH), clusterele chimice(CC) și rețele de gaz natural(NG) [8]

Cele 58 de rafinării din Europa cu emisii ridicate de dioxid de carbon sunt clasificate în 4 categorii (cu configurație de tip 1-4).

Rafinării cu configurația 1, cele mai simple tipuri de rafinării, sunt echipate cu instalație de distilare și instalație de reformare catalitică. Rafinării cu configurația 2,conțin în plus o instalație de distilare în vid și o instalație de cracare catalitică și pot produce mai multe produse valoroase. Rafinăriile cu configurația 3, rafinăriile care au în plus o instalație de hidrocracare care maximizează producția de benzină și distilate medii și permite producerea de motorină de înaltă calitate. Ultimul tip de rafinării sunt cele cu configurația 4, rafinării care au ambele secții de cracare catalitică și hidrocracare.

Combinarea diferitelor infrastructuri adiacente sunt indicate printr-o numerotare de la 1 la 7. Posibilele situri de stocare a CO2 sunt reprezentate de liniile gri. Clusterele posibile, regiuni unde emisiile provenite din surse mari staționare (incluzând centralele energetice, industria fierului si a oțelului, industria cimentului și industria celulozei și hârtiei) și depășesc 20 MtCO2/an, sunt evidențiate în gri [8].

Industria și rafinarea petrolului sunt cei mai mari contribuitori de emisii antropogenice de CO2. Împreună cu investițiile în eficiența energetică, implementarea energiei nucleare și implementarea energiei regenerabile, captarea și stocarea dioxidului de carbon a câștigat atenție ca fiind o opțiune promițătoare pentru a ajunge la reduceri semnificative de emisii de CO2 în atmosferă [14].

În 2008 emisiile de CO2 din arderea combustibililor fosili în Uniunea Europeană, a fost de aproximativ 3,780 Mt, aproape 75% din totalul de emisii de gaze cu efect de seră [6].

Marea majoritate dintre studiile realizate pe captarea dioxidului de carbon pe plan mondial [10-12], sunt bazate pe integrarea unor tehnologii noi în centralele electrice, care sunt responsabile pentru 80% din emisiile de CO2 din lume. Celelalte 20% de emisii de CO2 provin din sursele industriale, cum ar fi:fabricile producătoare de ciment (~7%), rafinării (~6%) și industria de fabricare a oțelului și fierului (~5%). În ciuda contribuției lor în general mica, concentrația de CO2 în gazele arse și media emisiilor pe sursă poate fi mai mare decât în centralele termice. Prin urmare, aplicarea proceselor de captare a CO2 pe aceste surse pot fi mai eficace și pot conduce către un cost competitiv al dioxidului de carbon evitat în centralele termice.

Aceste procese trebuie evidențiate în țări, unde sursele industriale pot fi responsabile pentru pentru fracții mari din totalul de emisii și în mod special acolo unde sursele de energie cu emisii mici de dioxid de carbon cum ar fi energia nuclară (Franța), sau energiile regenerabile (țările Scandinave), produc cea mai mare sursă de energie [14].

Industria cimentului, a fierului și a oțelului și industria de rafinare a țițeiului sunt principalele contribuitoare la totalul emisiilor de pe glob [14,16]. În orice caz, mai există și alte surse care merită atenție pentru viitoarele instalații de captare a dioxidului de carbon, cum ar fi procesarea gazului natural, fabricarea hidrogenului, producerea amoniacului.

Industria celulozei și hârtiei poate explica emisiile semnificative de CO2 biogenice pe anumite suprafețe.

Producția de biocombustibili prin ambele tipuri de conversie, bio-chimică și termo-chimică, poate produce fluxuri mari de CO2 de puritate mare [14-15].

Producerea de biocombustibili cu concentratul de dioxid de carbon, poate duce la 0 emisii de CO2, (dioxidul de carbon din atmosferă este capturat în biomasă, prin urmare folosirea biocombustibililor compensează emisiile de CO2 de la combustibilii fosili, în timp ce cele mai multe dintre reziduurile de carbon rămase sfârșesc a fi fluxuri de CO2 de puritate înaltă, care pot fi captate și stocate) [15].

1.1 Industria cimentului

Datorită cantităților mari de combustibili folosiți la procesele de fabricare a cimentului și eliberarea de CO2 de la calcinarea materialelor carbogazoase (CaCO3, MgCO3) în materii prime, fabricile de ciment, chiar și după investiții în eficiența energetică sunt responsabile pentru cele mai mari emisii de CO2 dintre sursele din industrie, altele decât generarea de energie [14].

Fabricile de ciment sunt caracterizate de o singură sursă de emisie – gazele de ardere răcite din preîncălzitor. Aceste emisii au o concentrație de 15-30%CO2 și sunt eliberate în atmosferă după furnizarea de căldură pentru uscarea materiilor prime [14].

1.2 Industria fierului și a oțelului

Combinatele siderurgice integrate bazate pe furnale și cuptoare cu oxigen, sunt cele mai comune procese de fabricare a oțelului și sunt caracterizate prin emisii mari pe instalație.

În medie, sunt emise 3,5 MtCO2/an de către combinatele siderurgice, în comparație cu 3,9MtCO2/an de la centralele termice pe bază de cărbune și 1 MtCO2/an de la centralele termice pe bază de gaz natural [14].

Dioxidul de carbon poate fi captat din combinatele siderurgice, oricare ar fi combustibilul gazos sau gazele arse provenite de la procesele de combustie. Combustibilul gazos folosit în combinatele siderurgice poate varia semnificativ, prin urmare este foarte dificil de a prevedea compoziția gazelor arse și nivelurile de impuritate. Cu toate acestea, unele valori sunt indicate în tabelul 1.2.

Tabel 1.2. Caracterizarea fluxurilor de gaz relevante pentru captarea de CO2 din combinatele siderurgice [14]

1.3 Rafinăriile petrochimice

Rafinăriile petrochimice contribuie cu 8% din totalul de emisii de CO2 din Uniunea Europeană [6].

Rafinăriile petrochimice sunt caracterizate de un numar mare de procese, de varietatea configurațiilor și nivelurile de complexitate ale acestora. În consecință în rafinării sunt multe puncte de emisii răspândite pe zone întinse, fiecare flux de gaze arse caracterizat de o compoziție diferită de CO2, O2, SOx, NOx și alți componenți impurificatori.

In tabelul 1.3, sunt prezentate cele mai multe emisii de CO2 ce provin de la arderea combustibililor în procesul de încălzire, boilere și centrale electrice, urmate de procesul de cracare catalitică în strat fluidizat și fabricarea hidrogenului. Alte surse de emisii prezente în rafinării, cum ar fi: procesul de recuperare a sulfului și faclele, contribuie în mică parte la totalul de emisii eliberate în atmosferă [14].

Tabel 1.3 Caracteristicile fluxurilor relevante pentru captarea de CO2 dintr-o rafinărie [14]

Datorită proceselor variate dintr-o rafinărie, posibilitatea integrării de posibilități noi de tehnologii de captare și stocare a CO2 ar trebui luate în calcul pentru a elibera un nivel mic de emisii și pentru un consum de energie mic. De fapt, incluzând procese noi de captare a CO2, cresc și opțiunile de recuperare a căldurii și se dezvoltă și noi căi pentru utilizarea fluxurilor de materiale, cum ar fi: folosirea gazelor reziduale de la adsorbția la presiune în trepte la boilerul de calcinare.

În Europa și în țările dezvoltate,este de așteptat ca cele mai multe din instalațiile de captare și stocare a dioxidului de carbon să pună problema retehnologizării. Deci, sustenabilitatea noilor tehnologii pentru retehnologizare constitue un aspect important. Oricum,unitățile noi operaționale pot de asemenea crește în rafinăriile complexe existente. Spre exemplu, fabricile noi de hidrogen ar trebui să ia în considerare creșterea cererii de H2 pentru procesele de hidrotratare și hidrocracare [14].

In Tabel 1.4. sunt prezentate sursele majore de emisii de CO2 din rafinăriile tipice complexe [10].

Tabel 1.4.Prezentarea surselor majore de emisii de CO2 din rafinăriile tipice complexe [10]

Caracteristicile surselor de emisie a dioxidului de carbon din principalele industrii au fost revizuite pe scurt, luând în considerare compoziția fluxurilor bogate în dioxid de carbon și contribuția lor la totalul de emisii de pe glob

Capitolul 2.

Concentrarea și recuperarea dioxidului de carbon din rafinăriile petrochimice

Este de știut faptul că dioxidul de carbon este o sursă importantă a emisiilor gazelor cu efect de seră și are anumite consecințe în procesul de încălzire globală.

Pe plan global,cea mai mare emițătoare de gaze cu efect de seră este China.

China a depașit S.U.A. ca fiind cel mai mare emițător de dioxid de carbon din lume. În 2012 China contribuia cu 26,1% din totalul de emisii de dioxid de carbon, fiind egal cu 8,254 milioane de tone de dioxid de carbon pe an.

Guvernele din toată lumea iși propun ca până în anul 2020, emisiile de dioxid de carbon să se reducă cu până la 40-45%. Cu toate acestea creșterea cantității de produse rafinate, cererea mare de produse de înaltă calitate și resursele limitate de țițeiuri ușoare a dus la o creștere semnificativă de emisii de dioxid de carbon.

La o cantitate de 458 tone/an de țiței rafinat,emisiile estimate pot fi de 133 tone/an de dioxid de carbon conform factorului de emisii de dioxid de carbon care este de 0,284 toneCO2/tona de țiței.

Statele din lumea întreagă trebuie să implementeze politica schimbărilor climatice în nevoile socio-economice.

În prezent emisiile de dioxid de carbon din rafinăriile petrochimice pot fi reduse în trei moduri. Prima opțiune ar fi conservarea energiei, a doua opțiune ar fi înlocuirea energiei convenționale cu energia alternativă cum ar fi hidrogenul, energia nucleară, biomasa și energia solară,iar cea de-a treia opțiune ar fi captarea și depozitarea de dioxid de carbon.

Rafinarea țițeiului implică consum mare de energie și în consecința și o producție mare de dioxid de carbon indiferent dacă este o rafinărie eficientă din punct de vedere enrgetic.

Primele două măsuri pot reduce emisiile actuale de dioxid de carbon cu până la 9-20 tone/an.

Tehnologiile de captare și depozitare a dioxidului de carbon pot reduce emisiile de dioxid de carbon cu 13-80% pe an. Astfel pe termen mediu și lung cheia pentru reducerea emisiilor de dioxid de carbon în atmosfera este separarea, concetrarea și depozitarea dioxidului de carbon din gazele arse.

Cele mai importante studii care s-au realizat de-a lungul anilor s-au bazat pe tehnologiile de captarea a dioxidului de carbon din emisiile din energiile generate,însă doar câteva dintre studii s-au bazat pe captarea dioxidului de carbon din industria petrochimică[3].

Acest studiu pe care l-am analizat [3] are ca prim obiectiv determinarea optimă a tehnologiilor de separare a dioxidului de carbon din rafinăriile petrochimice.S-au ales trei tehnologii de separare potrivite pentru tipul de gaz combustibil folosit și pentru caracteristicile de separare ale acestuia. Acestea sunt: adsorbția la presiune în trepte, absorbția chimică și absorbția cu membrane.

În al doilea rând trebuie luat în considerare factorul economic, trebuie știut daca aceste tehnologii au fezabilitate economica. Rezultatele arată că cele trei tehnici de separare sunt viabile din punct de vedere economic, cea mai buna tehnică din acest punct de vedere este adsorbția la presiune în trepte.

În final pentru o optimizare continuă a acestor trei tehnici trebuie ținut cont de un model de evaluare care a fost stabilit incluzând factori precum factorii economici, tehnologici și de mediu.

Tehnologia care respectă acest model de evaluare este tehnologia de separare prin adsorbție la presiune în trepte urmată de absorbția chimică și absorbția cu membrane. Deci pentru a reduce emisiile de dioxid de carbon din rafinăriile petrochimice este sugerat ca pentru captarea dioxidului de carbon din gazele arse să se folosească adsorbția la presiune în trepte.

2.1 Selecția preliminară a tehnologiilor de separare a dioxidului de carbon

În acest moment tehnologiile de separare a dioxidului de carbon din gazele arse includ procedee precum: adsorbția, absorbția, folosirea membranelor, criogenia și combustia chimică. Pentru ca o tehnologie să fie potrivită procesului trebuie sa ținem cont de caracteristicile gazelor combustibile și de condițiile lor de separare.

In figura 2.1 este prezentata diagrama generală a procesului de captare și concentrare a CO2 [3].

Figura 2.1.Diagrama generală a procesului de captare și concentrare a CO2[3]

Dioxidul de carbon poate fi emis de o varietate de surse într-o rafinărie, uneori peste douăzeci de surse de emisie. Cele mai uzuale surse de emisie sunt: cuptoarele, cazanele pentru producerea aburului,regeneratorul de catalizator și fabricarea hidrogenului.

În tabelul 2.1 sunt redate compozițiile surselor de emisie dintr-o rafinărie obișnuită. Aceste compoziții sunt aproximative deoarece gazele arse de unde provin aceste emisii sunt variate datorită compoziției gazului combustibil.

Tabel 2.1. Compoziția unor surse de emisii de CO2 dintr-o rafinărie[3]

În figura 2.2 sunt prezentate emisiile de CO2 dintr-o rafinărie cu o capacitate de prelucrare a țițeiului de 12 tone/an.

Figura 2.2. Emisiile de CO2 ale unei rafinării[3]

Concentrația de dioxid de carbon se schimbă frecvent, de exemplu: 47% provine de la cuptoare si cazane, 33% provine de la regenerarea catalizatorului de la procesul de cracare catalitică în strat fluidizat, 11 % provine de la utilităti, 8% provine de la fabricile de hidrogen, iar 1% de la procesele de incinerare.

Adsorbția la presiune în trepte

Separarea dioxidului de carbon cu ajutorul procesului de adsorbție la presiune în trepte este bazată pe adsorbția selectivă sau preferențiala a dioxidului de carbon pe un adsorbant solid la o presiune relativ ridicată, prin contactul gazului fierbinte cu adsorbantul solid într-o coloană cu umplutură. Componentul adsorbat, (CO2), este desorbat de pe solid prin scăderea presiunii parțiale a gazului în interiorul unei coloane pentru ca adsorbentul să mai fie reutilizat.

Din punct de vedere teoretic și tehnologic procedeul de adsorbție la presiune în trepte poate capta dioxid de carbon din aproape toate concentrațiile de gaze arse, dar studiile care s-au efectuat demonstreză că procedeul de adsorbție la presiune în trepte nu este potrivit pentru captarea dioxidului de carbon din gazele arse de la termocentrale. În orice caz, datorită cantității scăzute de energie necesară procesului și modului ușor de operat, procedeul de adsorbție la presiune în trepte este un procedeu promițător pentru captarea de dioxid de carbon în concentații ridicate din rafinăriile petrochimice.

În majoritatea rafinăriilor petrochimice, în fabricile de hidrogen, procedeul de adsorbție la presiune în trepte este folosit pentru a recupera hidrogenul din gazul de sinteză. Procedeul de adsorbție la presiune în trepte nu poate separa decât 75-90% H2 din totalul de H2 conținut în gazul de sinteză. Gazele reziduale ce nu se separă din gazul de sinteză, (CO2,H2 și gaze combustibile), sunt de obicei arse. Arderea directă a acestor gaze nu numai că este o pierdere de energie dar și emit o cantitate mare de dioxid de carbon.

În concluzie pentra a maximiza producția și profitul, rafinăriile petrochimice trebuie să recupereze dioxidul de carbon din gazele reziduale rămase de la procedeul de adsorbție la presiune în trepte [3].

Redly și Vyas [4] au studiat procedeul de recuperare a dioxidului de carbon si hidrogen din gazul rezidual ramas de la procesul de adsorbție la presiune folosind centrala CO2LDSM.

„Beijing Yanshan Petrochemical Company” din China a construit o instalație de adsorbție la presiune pentru a recupera gazele reziduale de la fabricarea hidrogenului, unde dintr-o cantitate de 0,2 tone de gaze reziduale conținând dioxid de carbon, se produc anual 64,8 Mm3 gaze combustibile [3].

Absorbția chimică

Procesul de absorbție chimică folosind soluții de amine este un proces obișnuit și folosit în industria gazelor naturale de 60 de ani.

Cel mai utilizat solvent folosit la procesul de absorbție chimică este monoetanolamina (M.E.A.)

Foarte multe studii s-au facut pe absorbția dioxidului de carbon din centralele electrice pe bază de cărbune folosind soluția M.E.A. și s-a ajuns la concluzia că recuperarea dioxidului de carbon folosind această soluție este singură opțiune fiabilă pentru scurt timp pentru gazele arse cu o concentrație mică de dioxid de carbon.

Pentru a analiza metoda de absorbție se folosesc coloane cu umplutură din oțel carbon obișnuit care acționează ca un absorber, iar ca striper se folosesc caucuicuri floururate anticorozive cu interioruri din oțel inoxidabil. Soluția M.E.A.de concentrație 20% procente greutate este selectată pentru a absorbi dioxidul de carbon, iar soluția bogată are o concentrație de dioxid de carbon cuprinsă între 0,20mol CO2/mol M.E.A. și 0,45mol CO2/mol M.E.A.

O temperatura de absorbție de 40°C utilizează o presiune medie de 0,01 MPa. Temperatura de regenerare este de 110° C și presiunea este de 0,025 MPa [3].

2.1.3 Absorbția cu membrane

Absorbția cu membrane care folosește o membrană în conjuncție cu absorbția chimică, este considerată o alternativă adecvată pentru absorbția chimică, potrivit unor specialiști în domeniu, datorită avantajelor unice care includ o suprafață interfacială mare, mod de operare flexibil și un coeficient de transfer de masă mare. În plus, tehnologia de absorbție a dioxidului de carbon cu membrane poate rezolva cu succes și unele probleme de operare cum ar fi : antrenarea, inundarea și spumarea. Deci asta însemnă că pierderile de solvent pot fi reduse subtanțial, astfel reducându-se și costurile absorbantului. Cu toate acestea, umectarea și conectarea membranelor sunt barierele care se pun în centralele electrice pe bază de cărbune, care scad performanța separării dioxidului de carbon. În acest caz pentru a menține constantă eficiența de eliminare a dioxidului de carbon, membranele trebuie înlocuite după fiecare folosire iar, acest fapt duce la creșterea costului de captare a dioxidului de carbon [3].

Deoarece în gazele arse de rafinărie nu sunt particule, fenomenul de conectare a membanelor nu se va întâmpla. Deci singura problemă în folosirea membranelor pentru a capta dioxid de carbon din gazele arse de rafinărie este umectarea acestora.

Pentru a rezolva această problemă, este folosită o membrană din fibră hidrofobică ca și conector impermeabil între faza gazoasă și faza lichidă, iar dioxidul de carbon este captat de solvenți cum ar fi M.E.A.. Prin urmare, este folosită membrana de polipropilenă hidrofobică datorită prețului de cost relativ mic și disponibilitatea comercială. Ciclul de viață al acestor membrane este de până la 5 ani. Singura diferență între absorbția chimică și absorbția cu membrane este tipul de absorbant. Unele tehnici de absorbție cu membrane sunt proiectate precum tehnicile de absorbție chimică. Deoarece suprafața de contact dintre lichid și gaz este constantă, numarul total de membrane poate fi determinat cu ușurință bazându-ne pe proiectele deja existente sau pe rezultatele experimentale. Conform datelor din literatură, numarul total de membrane de pe suprafața de contact poate fi calculat.

În tabelul 2.2 sunt prezentate avantajele și dezavantajele tehnologiilor de separare a dioxidului de carbon.

Tabel 2.2.Avantajele și dezavantajele tehonolgiilor de separare a dioxidului de carbon[3]

Evaluarea economică

Pentru majoritatea rafinăriilor din lume, evaluarile economice sunt supuse la doua orientări general acceptate: „Economic Assesment Method and Parametres for Capital Construction Projects” și „ Econimic Assesment Method and Parametres for Oil Construction Projects”. Deși indicatorii economici nu sunt la fel datorită diferențelor geografice, metodologia de evaluare econimică este similară. În acest studiu evaluarea economică folosind analizele financiare, sunt formate din șase categorii economice: capitalul, operarea și mentenanța, costul și dinamica perioadei de amortizare

După aceste doua orientări, evaluarea economică are următoarele rezultate: cele trei tehnologii de separare a dioxidului de carbon, fară să luăm în considerare comprimarea și transporul dioxidului de carbon, pot recupera 0,1 tone/an de dioxid de carbon lichid. Confruntându-se cu anumite restricții, dioxidul de carbon este consumat în apropierea sursei. Prin urmare, după modelul de evaluare economică, în jurul rafinăriilor petrochimice există o cerere de dioxid de carbon, acesta putând fi vandut ca și marfă.

În unele țări s-au stabilit deja piețe de desfacere pentru dioxidul de carbon. Una din țarile în care există deja piețe de desfacere este China. Aceasta stabilit șapte piețe de desfacere pilot de emisii de dioxid de carbon în: Beijing, Shanghai, Tianjin, Shenzhen, etc.

Datorită incertitudinilor în piețele de desfacere pilot de dioxid de carbon, prețul acestuia poate fluctua considerabil, spre exemplu, cel mai mic preț al dioxidului de carbon este de 4,14 €/t, iar cel mai mare preț poate ajunge și la 20,68 €/t în piețele din Shenzhen. Deci, prețul luat în considerare în această evaluare economică este de 20,68 €/t de dioxid de carbon. Totuși, este de remarcat faptul că, cu tehnica de adsorbție la presiune în trepte poate fi recuperat simultan18 Mm3/an de H2 și poate fi vândut cu un preț de 0,30 €/m3.

în

În tabelul 2.3 se prezintă ipotezele de evaluare economică folosind adsorbția la presiune, absorbția cu membrane și absorbția chimică.

Tabel 2.3 Ipoteze de evaluare economică cu adsorbția la presiune, absorbția cu membrane și absorbția chimică[3]

Costul celor mai importante echipamente pentru tehnologia de adsorbție la presiune în trepte este estimat în termenii de investiție pe unitațile de capacitate. Bazat pe instalația de adsorbție la presiune în trepte din Beijing Yanshan Petrochemical Company (China), investiția majoră în echipamente pentru tehnologia de adsorbție la presiune este estimată la 359,87 €/t, reprezentând aproximativ 72% din investiția totală de construcție. Pentru absorbția chimica și absorbția cu membrane costul absorberului și al striperului este în primul rând calculat după tipul de proiectare definit de cercetători, apoi celelalte costuri sunt estimate după anumite proporții.

Rezultatele evaluărilor economice pentru cele trei tehnologii de separare a dioxidului de carbon sunt reprezentate în tabelul 2.4.

Tabel 2.4 Rezultatele evaluării economice ale celor trei tehnologii[3]

În tabelul 2.4 se prezintă că prețul de cost al tehnologiei de adsorbție la presiune în trepte este mai mare, dar ceilalți indicatori economici sunt optimi. Motivul este ca această tehnologie poate recupera simultan CO2 și H2. Prețul de cost al tehnologiei de absorbție cu membrane este mai ridicat de cel al absorbției chimice deoarece prețul membranei este mare (1,92 €/m2), iar aceasta trebuie înlocuită la cinci ani.

Costurile de operare și mentenanță ale tehnologiei de absorbție chimică sunt mai ridicate decât în cazul tehnologiei de absorbție cu membrane din cauza capacității de încărcare a dioxidului de carbon scăzută, pierderilor mari de solvent și consumului mare de energie la regenerare, ceea ce înseamnă că folosind procesul de absorbție cu membrane gazoase putem recupera costurile de operare și mentenanță prin captarea de dioxid de carbon [3].

Concluzii

Tehnologia de absorbție la presiune în trepte, datorită avantajului unic pe care aceasta îl are și anume recuperarea simultană a CO2 și a H2 este cea mai bună soluție de recuperare și concentrare a dioxidului de carbon. O dată cu creșterea cantităților de țiței greu și sulfuros procesat, a crescut și cererea de H2 în rafinării. Recuperarea de H2 din gazele arse folosind procedeul de adsorbție la presiune în trepte are mai multe avantaje și anume: se reduc total emisiile din rafinării și totodată extinde, producția și profitabilitatea. Pe de altă parte, dacă inconvenientul umectării membranelor ar fi rezolvat, tehnologia de absorbție cu membrane ar fi cea mai promițătoare alternativă pentru absorbția chimică în captarea de dioxid de carbon din gazele arse din rafinăriile petrochimice.

Utilizarea acestor opțiuni de tehnologii de captare și/sau recuperare a dioxidului de carbon din gazele arse, va face ca industria de rafinare a țițeiului din lume să își atingă țelul în reducerea emisiilor în viitorul apropiat. În orice caz, fără reduceri obligatorii, stimulente și descoperiri tehnologice majore, costurile ridicate impun bariere în implementarea de tehnologii care sa capteze dioxidul de carbon din rafinăriile de pe glob. Exista o mulțime de incertitudini legate de care tehnologie poate conduce la cele mai bune rezultate și care nu au perspective reale în reducerea costului de captare. Pe de altă parte, folosirea dioxidului de carbon ca și produs secundar pare a fi o idee atractivă. Utilizarea lui include producerea de substanțe chimice prin chimie organică aplicată, biocombustibili, etc., ori injectarea dioxidului de carbon pur captat în recuperarea uleiului îmbogațit, în recuperarea gazului îmbogățit și în recuperarea metanul din stratul de cărbune[3].

Capitolul 3.

Monitorizarea emisiilor de gaze cu efect de seră de la cuptoarele din rafinărie

3.1. Instalația de distilare atmosferică și în vid

Instalația de distilare atmosferică și în vid reprezintă prima instalație din lanțul de instalații a unei rafinării. Aceasta este destinată în principal pentru distilarea atmosferică a țițeiului și distilarea în vid a produsului rezidual (păcura), rezultat de la distilarea atmosferică, cu obținere de semifabricate : benzină, petrol, motorină, distilat de vid și reziduu de vid,care constitue materia primă pentru celelalte instalații ale rafinăriei.

3.1.1. Descrierea procesului tehnologic

Procesul tehnologic de prelucrare primară a țițeiului în rafinărie prin distilare atmosferică și în vid constă în urmatoarele faze: desalinare, distilare atmosferică și distilare în vid.

Desalinarea.

Materia primă care intră în instalația de distilare atmosferică și în vid, (DAV), conține impurificatori cum ar fi: apa, săruri dizolvate și particule solide. Aceștia provin de la procesul de extacție al țițeiului sau din timpul transportului acestuia în tancuri petroliere pe mare.

Sărurile conținute în țiței sunt prezente în general ca saramură iar, impurificatorii solizi sunt particule fine de nisip, argilă, noroi de forare sau rugină.

Înainte de prelucrarea țițeiului, aceste impurități trebuie îndepărtate deoarece:

Conținutul ridicat de apă conduce la creșterea cantității de căldură necesară pentru a ridica temperatura amestecului de țiței și apă la temperatura necesară distilării;

Clorurile, unul din tipurile de săruri conținute în țiței, pot fi responsabile de formarea acidului clorhidric la temperatura de lucru a procesului. Acidul clorhidric este un agent coroziv foarte puternic, iar procesul de coroziune este avansat;

Impurificatorii solizi pot contribui la colmatarea echipamentelor, conductelor și a aparaturii de măsură și control.

Eliminarea acestor impurități din țiței conduc la o creștere a capacității de distilare, la micșorarea costurilor combustibililor din rafinărie și reduc problemele de coroziune și colmatare. Din aceste considerente desalinarea țițeiului reprezintă primul și unul din cele mai importante pocese din rafinărie.

Desalinarea este un proces electrostatic. Sistemul de desalinare amestecă apa de spălare cu țiței într-un ventil special de amestec pentru a se putea realiza un contact intim între apa de spălare și țiței.Amestecul țiței-apă de spălare este introdus în câmpul electric dintre electrozii din interiorul desalinatorului, unde picăturile de apă dispersate în țiței fiind bipolare din punct de vedere electric sunt atrase de electrozi. Prin această mișcare picăturile se unesc și se separa din țiței prin decantare acumulându-se la baza desalinatoarelor. Sărurile, fiind dizolvate în apă, se elimină o dată cu aceasta.Țiteiul astfel desalinat este condus prin schimbatoare pentru a fi preîncălzit pentru distilarea atmosferică.

Distilarea atmosferică

Este un proces de tăiere a țițeiului, încălzit și parțial vaporizat, într-o coloană de distilare atmosferică cu obținerea următoarelor fracții: benzină ușoara, benzină grea, petrol, motorină ușoară, motorină grea și păcură.

Țițeiul este încălzit și parțial vaporizat într-un cuptor de tipul paralelipipedic vertical. Țițeiul este introdus pe pași în zona de convecție a cuptorului cu o temperatura de aproximativ 180-200°C, iar după ieșirea țițeiului din zona de convecție este introdus în zona de radiație cu o temperatură de aproximativ 330-370°C. După ce țițeiul a fost încălzit acesta este condus în coloana de distilare.

Cuptorul instalației de distilare atmosferică este prevazut în interiorul acestuia cu termocuple pentru masurarea temperaturii produsului vehiculat prin serpentina cuptorului, precum și termocuple pentru măsurarea temperaturii gazelor arse în diferite puncte. Cuptorul este prevazut și cu un sistem de blocare care oprește alimentarea cu combustibil gazos în următoarele situații critice: presiune minimă de gaze combustibile și debit sub valoarea minimă pe pașii de intrare în cuptor.

În zona a doua de convecție a cuptorului se supraîncălzește abur de 4 bar necesar stripării produselor în coloană.

Distilarea în vid.

Instalația de distilare în vid este integrată cu instalația de distilare atmosferică, prelucrând păcura de la distilarea atmosferică a țițeiului. Distilarea în vid este un proces de tăiere a păcurii, încălzită în prealabil, într-o coloană de distilare sub vid cu obținerea următoarelor produse: distilat de vid I, distilat de vid II și reziduu de vid.

Amestecul de păcură și reciclu intră în convecția cuptorului pe pași, de unde iese cu temperatura de aproximativ 360-400°C și intră în zona de radiație a cuptorului. La ieșirea din cuptor amestecul are o temperatura de 385-426°C.

Păcura parțial vaporiată intră în coloană în zona de vaporizare. Condițiile de lucru în această zonă sunt de aproximativ 370-411°C și presiunea de aproximativ 11-33 mm col Hg

În coloană are loc o distilare uscată.

Presiunea la vârful coloanei se realizează cu ajutorul sistemului de vid, în trei trepte. Ejectoarele de abur de pe fiecare treaptă refulează în condensatoare care folosesc pentru condensare și răcire apa de turn. Toate condensatoarele sunt legate la un vas barometric pentru scurgerea condensului și menținerea vidului.

3.2. Instalația de hidrofinare motorină

Instalația de hidrofinare motorină a fost proiectată pentru a prelucra un amestec de petrol din DA, motorină din DA, motorină de cocsare și motorină de cracare.

Procesul de hidrofinare are rolul de a îndepărta compușii cu sulf, azot și oxigen din amestecul de motorine supus prelucrării.

Procesul este catalitic și se realizează în prezența hidrogenului. Catalizatorul este format din doua elemente active și anume: Co-Mo. În general, procedeul de hidrofinare se bazează pe reacțiile de hidrogenare a compușilor existenți în produsul supus prelucrării. Compușii suferă reacții de hidrogenoliză urmate de reacțiile tipice de hidrogenare.

Principalii parametrii ai procesului, temperatura, presiunea, raportul H2/materie primă și viteza volumară, denumiți și variabilele procesului, influențează în mod direct reacțiile. Desfășurarea procesului de hidrofinare la temperaturi sub 315°C duce la depunerea metalelor (As, Fe, Ca, Mg, P, Pb, Si și altele) pe catalizator, care sunt otrăvuri permanente și nu mai pot fi eliminate din porii catalizatorului. Creșterea temperaturilor peste 420°C conduce la scăderea rezistenței mecanice prin astuparea centrilor activi și implicit la deteriorarea catalizatorului.

În funcție de natura materiei prime, a catalizatorului și a condițiilor de reacție, în procesul de hidrofinare se cunosc șase tipuri de reacții de bază:

Conversia compușilor organici cu sulf;

Conversia compușilor organici cu azot;

Conversia compușilor organici cu oxigen;

Saturarea olefinelor;

Conversia halogenurilor organice;

Conversia compușilor organo-metalici.

3.2.1. Descrierea procesului tehnologic

Instalația cuprinde următoarele secții:

Secția de încălzire și reacție în care au loc reacțiile specifice procesului de hidrofinare.

Reacțiile au loc în reactor, la temperaturi de 340-395° C și la presiunea de 40-42 bar, pe catalizator de Co-Mo.

Ridicarea temperaturii până la condițiile de reacție se realizează în schimbătoarele de căldură, unde materia primă schimbă căldură cu efluentul care iese din reactor și în cuptor.

Secția de separare a gazelor din efluent și de desulfurare a gazelor

Separarea gazelor cu hidrogen de produsul lichid se realizează în vasul separator de înaltă presiune. Gazele cu hidrogen trec prin vasul separator de picături iar, de aici în coloana de absorbție cu amină, unde are loc îndepartarea din gaze a H2S.

Secția de stripare în care are loc îndepărtarea fracțiilor ușoare din produsul hidrofinat, realizată în coloana de stripare.

Secția de recirculare a gazelor bogate în H2 care cuprinde vasul de aspirație al compresorului de recirculare și compresorul de recirculare.

3.3.Monitorizarea gazelor arse de la cuptoarele din instalațiile de distilare atmosferică și în vid și de hidrofinare motorină

Pe parcursul anului 2014, (ianuarie-decembrie), am efectuat o monitorizare a cuptoarelor din instalația DA și din instalația hidrofinare motorină aparținând companiei S.C. Rompetrol Rafinare S.A. de pe platforma ”Petromidia” Năvodari.

Mai precis, am efectuat monitorizarea pe cuptorul H1 din intalația DA, care încălzește țițeiul dezbenzinat înainte de a fi introdus în coloana de distilare și pe cuptorul H1 din instalația hidrofinare motorină care încălzește amestecul de motorină înainte de a fi introdus în reactor.

Cuptorul H1 din DA este de tipul paralelipipedic vertical cu o singură cameră de ardere și este prevăzut cu 14 arzătoare, 11 dintre acestea sunt prevazute să funcționeze cu combustibil gazos, iar 3 arzătoare sunt prevăzute să funcționeze cu gaze de rafinărie și cu gaze reziduale de la instalația distilare în vid. Cuptorul funcționează cu tiraj forțat și este prevăzut cu preîncălzitor de aer, care încălzește aerul înainte de a fi introdus la arzătoare.

În a doua zonă de convecție a cuptorului se supraîncălzește abur de 4 atm. Pentru striparea produselor din coloana de distilare. Acest lucru duce la o mai bună distribuție a căldurii, astfel nepierzând căldură, randamentul cuptorului crește.

Cuptorul H1 din instalația de hidrofinare a motorinei este de tipul cilindric vertical cu o singura cameră de ardere și este prevăzut cu 6 arzătoare care funcționează cu gaze combustibile de rafinărie. Cuptorul funcționează cu tiraj natural.

Cele doua cuptoare au fost completate cu aparatură de măsură și control și s-au automatizat. Automatizarea prevazută își propune următoarele:

Automatizarea aprinderii și supravegherii arzătoarelor;

Eficientizarea arderii;

Integrarea sistemului în sistemul de supraveghere și control de conducere al procesului.

Gazele care sunt eliberate în atmosferă și au un rol în poluarea mediului sunt gazele conținute în gazele arse evacuate pe coșul cuptorului.

Deoarece gazele de rafinărie nu au o compoziție constantă, nici gazele arse de la coș nu au o compoziție constantă.

Compoziția gazelor eliberate pe coșul cuptorului este variată. Cele mai importante gaze care se eliberează în atmosferă și au un impact asupra mediului sunt: monoxidul de carbon, dioxidul de carbon, oxizii de azot și oxigenul. Pe lângă gaze arse, în atmosferă se eliberează și pulberi.

Un alt parametru important de urmărit este temperatura gazelor arse eliberate în atmosferă. Temperatura impusă de Ministerul Mediului este de maxim 200° C.

Un alt motiv pentru care temperatura gazelor arse eliberate la coș trebuie menținută sub 200°C, este menținerea randamentul cuptorului în jurul valorii de 90%.

Cuptorul din instalația DA are un randament de 89%, iar cuptorul din instalația de hidrofinare a motorinei are un randament de 79%.

Diferența dintre randamentele celor două cuptoare este că, cuptorul din instalația hidrofinare motorină nu este prevăzut cu sistem de supraîncălzire a aburului, astfel pierzându-se căldură.

O altă diferență între cele două cuptoare ar fi tirajul; tirajul cuptorului H1 din intalația de distilare atmosferică este forțat iar, aerul care este introdus la arzătoare este in prealabil încălzit în zona de convecție a cuptorului iar, cuptorul H1 din instalația hidrofinare motorină este un cutor cu tiraj natural și aerul care este introdus la arzătoare este rece, acest lucru consumând mai multă caldură si totodată și combustibil.

În tabelul 3.1 este prezentata variația compoziției gazelor combustibile de rafinărie de pe parcursul anului 2014.

Tabel 3.1. Compoziția gazelor combustibile de rafinărie

Emisiile de gaze arse au în componența lor mai mulți compuși deoarece gazele de rafinărie au componență variată. Cei mai importanți compuși, cu un impact important asupra mediului sunt: CO2, CO, NOx, O2 și pulberile.

Emisiile de gaze arse de la cuptorul H1 din intalația de distilare atmosferică

În figura 3.1 se prezintă emisiile de dioxid de carbon din gazele arse eliberate la coșul cuptorului.

Figura 3.1 Reprezentarea grafică a emisiilor de CO2 de la cuptorul H1 din DA

Reprezentarea grafică arată că dioxidul de carbon reprezintă aproximativ 10% din totalul de gaze arse de pe parcursul unui an. În luna decembrie avem un maxim de 14,62% CO2 din totalul de gaze arse, iar acest lucru se datorează anotimpului rece și creșterea temperaturii într-un timp scurt duce la un control deficitar al admisiei de aer la arzătoare.

În figura 3.2 este reprezentată contitatea de emisii de monoxid de carbon eliberată pe la coșul cuptorului.

Figura 3.2 Reprezentarea grafică a emisiilor de CO de la H1 din DA

Cantitatea de monoxid de carbon are valoarea aproximativă de 1-4 mg de CO/Nm3 de gaze arse. Maximul atins în lunile august și septembrie 2014 a fost de 31 mgCO/Nm3 gaze arse. Această valoare a fost atinsă din cauza problemelor care au apărut în instalație și anume opririle accidetale ce au avut loc.

Admisia de aer la arzătoare este corespunzătoare atunci când gazele arse au în compoziția lor 3% O2 și cu acest procent de oxigen se asigură o ardere completă a combustibilului gazos și astfel emisia de monoxid de carbon scade.

În situațiile de căderi necontrolate, este nevoie de creștere a temperaturii în timp cât mai scurt și astfel nu există un control asupra admisiei de aer la arzătoare

În figura 3.3 este reprezentat conținutul de emisii de oxigen din gazele arse evacuate la coșul cuptorului din D.A.V.

Figura 3.3 Reprezentarea grafică a emisiilor de O2 de la H1 din DA

Procentul de oxigen în gazele arse este cuprins între 3-4%. Excepție fac lunile august, septembrie și octombrie 2014 când valorile sunt cuprinse între 6-8% datorită opririlor accidentale și imposibilitatea de a avea un control asupra admisiei de aer la arzătoare.

În figura 3.4 este reprezentată cantitatea de emisii de oxizi de azot conținută în gazele arse evacuate la coșul cuptorului din D.A.V.

Figura 3.4 Reprezentarea grafică e emisiilor de NOx de la H1 din DA

Oxizii de azot sunt unii din compunenții din gazele arse care au un impact important asupra mediului și implicit asupra populației. În reprezentarea grafică se poate observa că oxizii de azot conținuți în gazele arse eliberate la coșul cuptorului au o valoare cuprinsă între 100-150 mg NOx/Nm3 de gaze arse. Nu au o valoare constantă deoarece compoziția gazelor combustibile nu este constantă.

În figura 3.5 se reprezintă cantitatea de emisii de pulberi din gaze arse eliberate la coșul cuptorului din D.A.V.

Figura 3.5 Reprezentarea grafică a emisiilor de pulberi de la H1 din DA

În afară de emisii gazoase care se eliberează în atmosferă, se mai eliberează și pulberi. Este important să știm și cantiatea de pulberi eliberate în atmosferă deoarece acestea au un impact major asupra mediului.

Cantitatea de pulberi din gaze arse este cuprinsă între 2,5-4,5 mg pulberi/Nm3de gaze arse.

Emisiile de gaze arse de la cuptorul H1 din instalația hidrofinare motorină

În figura 3.6 se prezintă procentul de CO2 din gazele arse eliberate la coșul cuptorului.

Figura 3.6 Reprezentarea grafică a emisiilor de CO2de la H1 din HPM

Conținutul de dioxid de carbon din gazele arse reprezintă 6-9% din din totalul de gaze arse. În luna iulie avem o valoare de 3,95% CO2 deoarece în acea perioadă instalația era în pregătire pentru o revizie tehnică, iar acest lucru presupune un debit mai mic de alimentare și implicit un debit de gaze combustibile mai mic.

Maximul atins în anul 2014 este de 12,4, valoare înregistrată în luna septembrie. Acest lucru se datorează unei opriri accidentale a instalației.

Valorile emisiilor de CO pe parcursul anului 2014 sunt reprezentate în figura 3.7

Figura 3.7 Reprezentarea grafica e emisiilor de CO de la H1 din HPM

Cantitatea de monoxid de carbon este cuprinsă între 4 și 10 mg/Nm3 gaze arse, valoarea nu este constantă deoarece nici compoziția gazelor nu este constantă.

Vârfurile înregistrate în lunile iunie, iulie, august și octombrie se datorează faptului că admisia de aer la arzătoare nu a fost ținută sub control.

Valorile emisiilor de oxigen eliberate la coșul cuptorul H1 din instalația hidrofinare motorină de pe parcusul anului 2014 sunt reprezentate în figura 3.8

Figura 3.8 Reprezentarea grafică emisiilor de O2 de la H1 din HPM

Emisiile de oxigen reprezintă între 6-16% din gazele arse. Vârful a fost înregistrat în luna iulie, având valoarea de 17,15%. Acest lucru se datorează unei opriri accidentale ce a făcut ca admisia de aer la arzătoare să nu mai poată fi cotrolată.

Valorile emisiilor de oxizi de azot eliberate la coșul cuptorului H1 de la instalația de hidrofinare motorină sunt reprezentate în figura 3.9

Figura 3.9 Reprezentarea grafică emisiilor de NOx de la H1 din HPM

Cantitatea de oxizi de azot conținuți este cuprinsă între 60-80 mg NOx/Nm3 de gaze arse. Cantitatea este variabilă deoarece componența gazelor combustibile este diferită.

Valorile emisiilor de pulberi din gazele arse eliberate la coșul cuptorului H1 din instalația hidrofinare motorină sunt reprezentate în figura 3.10

Figura 3.10 Reprezentarea grafică a emisiilor de pulberi de la H1 din HPM

Valorile sunt cuprinse între 2,5-4,5 mg pulberi/Nm3 gaze arse. După cum am observat, există diferențe între valorile emisiilor de la cuptorul H1 din instalația hidrofinare motorină și instalația distilare atmosferică.

Diferențele care apar sunt în primul rând din cauza debitul diferit de materie primă încălzită. O dată cu creșterea debitului, crește și debitul de gaze combustibile și implicit și emisiile de gaze arse.

Debitul de materie primă din instalația distilare atmosferică este mai mare decât debitul din intalația hidrofinare motorină și din punct de vedere teoretic emisiile de gaze arse de la cuptorul din D.A. sunt mai mari decât emisiile de la cuptorul H1 din HPM, însă analizele făcute gazelor arse de la ambele cuptoare arată contrarul. Acest lucru se datorează faptului că în primul rând cuptorul H1 din D.A. este un cuptor cu tiraj forțat, prevăzut cu preîncălzitor de aer iar, acest lucru duce la un control mai bun asupra admisiei de aer la arzătoare.și în al doilea rând cuptorul mai are în componența sa și un sistem de supraîncălzire a aburul de 4 atm. Aceste diferențe fac ca randamentul cuptorului din D.A. să fie mai mare decât randamentul cuptorului din H.P.M. și implicit valorile emisiilor de gaze arse eliberate la coșul cuptoarelor să fie mai mici.

Ca o soluție pentru micșorarea valorilor de emisii de gaze arse eliberate în atmosferă de la cuptorul H1 din H.P.M. ar fi ca, cuptorului să i se aducă aceleași modificări.

O altă soluție pentru reducerea emisiilor de gaze cu efect de seră ar fi recuperarea și stocarea dioxidului de carbon din gazele arse.

3.4. Recuperarea dioxidului de carbon din gazele arse

Cum am discutat în capitolul anterior, referitor la captarea și depozitarea dioxidului de carbon din rafinăriile din lume, aceleași tehnologii de separare a dioxidului de carbon le putem aplica și în cazul rafinăriilor din România.

Specialiștii au ajuns la concluzia că tehnologia de adsorbție la presiune în trepte este cea mai potrivită opțiune având în vedere toți factorii de care s-au ținut cont și anume: factorii economici, tehnici și de mediu.

3.4.1. Recuperarea dioxidului de carbon prin adsorbție la presiune

Datorită emisiilor mari de gaze cu efect de seră din ultima perioadă, specialiștii în domeniu au cautat soluții pentru această problemă, iar aceștia au ajuns la concluzia că cea mai bună soluție este de a concentra și recupera dioxidul de carbon din gazele cu efect de seră emise prin gazele arse, deoarece acesta este cel mai important factor în poluarea mediului la nivel global.

Din cauza emisiilor de gaze arse, din industria petrochimică, excesul de dioxid de carbon se acumulează în atmosferă. Conform studiilor realizate, acumulările de dioxid de carbon în atmosferă cresc cu până la 6 milioane de tone pe an.

Emisiile de dioxid de carbon contribuie cu aproape 55% la creșterea temperaturii pe glob.

Mai mulți cercetători au analizat diferite tehnici de aplicare a adsorbției la presiune în trepte.

Izumi a folosit doua procedee de adsorbție la presiune în trepte care pot concentra CO2 de la 15% la 99%. Primul procedeu a fost un proces cu pat dublu, iar al doilea procedeu a fost un proces cu 4 paturi de adsorbant.

Kikkinides et el. a analizat efectul adsorbanților diferiți cu ajutorul simulării. Adsobanții folosiți au fost carbonii activați și carbonii moleculari. Carbonul activat folosit ca și adsorbant a putut concentra CO2 de la 17% la 99.997% și aproape 68,4% a fost recuperat.

Kim et. el a analizat adsorbția N2 și CO2 pe zeoliți, prin experiment și simulare.

Diagne et.ela dezvoltat un nou proces de adsorbție la presiune în trepte, care are o poziție de intrare a materiei prime nouă și coloana este prevăzută cu două refluxuri. Ei au studiat influența concentrației diferite de CO2 în materia primă și poziția de intrare a materiei prime asupra concentrației de CO2 produs. Rezultatele lor experimentale au arătat că această metodă nouă de adsorbție la presiune în trepte, poate concentra CO2 de la 20% la 90%. Presiunea materiei prime a fost de 1 atm., iar presiunea de desorbție a fost de 0,12 atm.

Chue et. el a analizat experimental adsorbția izotermă a CO2 și N2 pe zeoliți 13X și pe carbon activat și a studiat recuperarea CO2 din gazele arse prin adsorbția la presiune. Cu ajutorul zeolitului 13X se obtine CO2 de o puritate ridicată (peste 99%).

Diagne et. el a studiat de asemenea și procesul în detaliu. Ei au găsit cea mai bună poziție de intrare a materiei prime, care a fost stabilită între 0,4 și 0,6 din lungimea coloanei și cea mai bună rație de reflux stabilită la o valoare între 0,3 și 0,6.

Adsorbantul folosit este de tipul 13X.

Gazele arse obișnuite conțin aproximativ 17% CO2, 79% N2 și 4% O2. Există și urme de SO2 NOx, dar de obicei au valori sub 1%.

Descrierea procesului de adsorbție la presiune în trepte

În figura 3.11 este reprezentat procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat dublu în patru pași.

Figura 3.11. Procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat dublu în patru pași[2]

Procesul de adsobție la presiune în trepte cu pat dublu în patru pași este descris după cum urmează: I-presurizarea alimentării ; II-depresurizarea în cocurent; III- depresurizarea în contracurent; IV- presurizarea produsului.

În procesul de adsorbție la presiune în trepte, ciclul începe cu presurizarea alimentării. În timpul acestei presurizări, presiunea patului adosorbant crește de la presiunea atmosferică la o presiune mai înaltă. Pentru depresurizarea în cocurent, azotul rămas neadsorbat este evacuat din patul de adsorbant prin reducerea presiunii până la presiunea atmosferică. Dioxidul de carbon puternic adsorbat, este evacuat în etapa de depresurizare în contracurent deoarece presiunea se reduce la o presiune mai mica decât presiunea atmosferică, la o valoare de 0,05 atm.

Presurizarea produsului urmărește depresurizarea în contracurent și este introdusă în proces din considerente economice.

În figura 3.12 este reprezentat procesul de adsobție la presiune în trepte cu pat dublu în șase pași.

Figura 3.12 Procesul de adorbție la presiune în trepte cu pat dublu în șase pași[2]

În procesul cu pat dublu în șase pași alimentarea este adaugată continuu. Dioxidul de carbon este evacuat din adsorbant în pasul IV din VI, atunci când presiunea este redusă de la 1 atm la 0,05 atm.

Pașii fundamentali ai celor doua procese de adsorbție la presiune în trepte cu pat triplu, care sunt descrise în figura 13 și 14, sunt similari cu cei din procesul cu pat dublu. Între pașii I și IV al procesului A, alimentarea vine din alt pat care este alimentat continuu cu materie primă proaspătă, materie primă proaspătă și dioxid de carbon de o puritate mare sunt folosite ca alimentare în pasul I respectiv III al procesului B. Trei pași cu alimentare continuă, pasul II,III și IV, sunt incluși în procesul A și un singur pas cu alimentare continuă în procesul B. Depresurizarea în cocurent, pasul IV, este de asemenea inclus în procesul B.

Figura 3.13 Procesul de adsorbție la presiune cu pat triplu, procesul A[2]

Figura 3.14 Procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat triplu, procesul B[2]

Ecuația prin care se calculează recuperarea CO2 este : . (1)

În timpul depresurizării în cocurent concentrația dioxidului de carbon se schimbă mai puțin, astfel cantitatea de CO2 produsă se poate calcula astfel:

Cantitatea de CO2 produsă pe ciclu= cantitatea de materie primă gazoasă pe ciclu* concentrația de CO2 din materia primă- cantitatea de CO2 evacuată în timpul depresurizării în cocurent într-un ciclu. (2)

3.5 Concluzii

În procesul de adsorbție la presiune în trepte, procesul cu pat dublu, dioxidul de carbon este concentrat de la 20% la 40%, iar recuperarea acestuia este de aproape 90%.

Concentrația de dioxid de carbon produs în procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat triplu este mai mare decât în cazul procesului cu pat dublu, în schimb însă, în procesul cu pat dublu recuperarea dioxidului de carbon este mai mare decât în cazul procesului cu pat triplu.

Concentrația dioxidului de carbon în procesul cu pat triplu este de 60%, iar recuperarea acestuia este cuprinsă între 60-80%.

Performanța procesului cu pat triplu, cazul B este mai mare decât performanța procesului cu pat triplu, cazul A.

Influența presiunii materiei prime este limitată în procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat triplu[2].

Capitolul 4.

Calcul tehnologic de dimensionare a unui cuptor tubular

4.1 Generalități

Cuptorul tubular este un aparat de o deosebită importanță în instalațiile de prelucrare a hidrocarburilor, prin gama largă de utilizare, prin ponderea investiției aferente (până la 20% din investiția totală a unei instalații) și prin consumul de energie primară (75-85% din consumul total de energie al combinatului).

Domeniile relativ largi de temperatură (250-850°C) la ieșirea fluxurilor din cuptor și de cantitățile mari de căldură transferată (4*105-8*108 kJ/h) fac din cuptoul tubular, principalul consumator de căldură din industrie[22].

4.2 Tipuri constructive de cuptoare tubulare

Cuptorul pentru încalzirea și vaporizarea țițeiului este un aparat important în cadrul instalației de DA, atât din punct de vedere al costului (15 – 20 % din investiția totală a instalației), cât și al consumului de energie (75 – 88 %din consumul energetic al instalației).

Ca formă, poate fi:

• cilindric vertical,

• tip coloană,

• paralipipedic vertical.

Cuptoarele paralipipedice sunt cele mai uzuale și pot fi cu o cameră sau două camere de ardere, cu serpentină de încălzire așezată sub diferite forme pentru a realiza o simplă sau dublă expunere față de arzătoare, având sarcini termice de la Mkcal/h până la 100 Mkcal/h.

Tensiunile termice sunt cuprinse între 10000 – 14000 kcal/m2 h pentru zona de convecție și 27000 – 35000 kcal/m2 h pentru zona de radiație.

Pentru zona de conveție, de supraîncălzire abur, valorile sunt cuprinse între 8 000 – 10000 kcal/m2 h. Pentru tuburile de expunere dublă în radiație, tensiunea termică variază între 45000 – 50000 kcal/m2 h.

Problemele de coroziune și de depuneri, care apar în zona rece a convecției la arderea combustibililor sulfuroși, datorită punctului de rouă acid ridicat și a compușilor cu vanadiu și sodiu, care formează oxizi dubli cu puncte de topire joase ( cca 600 – 650 0C ), ce înglobează fierul și limitează randamentul cuptoarelor.

Creșterea randamentului se face prin introducerea aditivilor de combustie și recuperarea maximă de căldură din gazele de ardere care ies din convecție, prin generarea de abur de medie sau joasă presiune și prin preîncălzirea aerului pentru combustie în preîncălzitoare de tip regenerativ (Lyungstrom ) sau recuperativ.

Se folosește sistemul de recuperare a căldurii prin intermediul unui fluid purtător de căldură, care apoi este utilizat la preîncălzirea aerului. Folosirea unor materiale rezistente la coroziune ( țevi de titan, sticlă specială de borosilicați, teflon ) în construcția preîncalzitoarelor de aer a determinat creșterea randamentului și a timpului de funcționare a cuptorului.

Dimensiunile de gabarit ale cuptoarelor au fost reduse prin folosirea în convecție a țevilor cu suprafață extinsă ( aripioare sau bolțuri ).

Economia de combustibil se realizează prin recuperarea adâncă de căldură din gazele arse, prin controlul strict al arderii prin realizarea unui raport aer-combustibil aproape de cel stoechiometric necesar, corelat cu conținutul de O2 sau CO din gazele arse, prin introducerea microprocesoarelor și a aparaturii de măsură, control și reglare perfecționate.În mod curent, excesul de aer la arderea gazelor este de 10-15%, iar pentru arderea combustibililor lichizi de 20-25%.

Se încearcă micșorarea pierderilor de căldură prin pereții cuptorului către exterior prin izolarea cu fibre ceramice rezistente la temperaturi de 1250 0C și vată de sticlă asigurând o temperatură exterioară a pereților metalici de 50-60 0C și o pierdere de căldură prin pereții cuptorului de 1,2-1,5% din căldura dezvoltată.

Cuptoarele asigură:

• încălzirea fară schimbare de fază (încălzirea unui agent termic, a benzinei și a gazelor bogate în hidrogen la reformarea catalitică),

• încălzirea asociată cu vaporizarea parțială sau totală a produsului (distilarea atmosferică, refierbătoare).

• încălzirea cu sau fără schimbarea fazei, însoțită de reacții chimice (CT, piroliză)[22].

4.3. Date de proiectare

Capacitate cuptor = 3,2*t/an

Tipul cuptorului: paralelipipedic cu secție de convecție, radiație și preîncalzitor de aer.

Presiunea țițeiului la intrarea în coloană 3 bar.

Procente evaporate la intrarea în coloană 25% masă.

Temperatura de intrare a țițeiului in cuptor 205°C – la ieșire 321°C..

Temperatura aerului preîncalzit 230°C.

Sistemul de preîncalzirea a aerului cu fascicul tubular.

Combustibil utilizat: pacura – =0,980; K=11,3; Sulf=2,5% masă.

Parametrii aburului supraîncălzit – debit=12,6t/an; p=8bari; la ieșire abur supraîncalzit=340°C.

Caracteristicile țițeiului: =0,830; K=12.

Curba PRF țiței si curba % medii densitate din proiectul TDP anul III.

4.4. Dimensionarea unui cuptor de încãlzire și vaporizare parțialã a țițeiului

Calculul procesului de combustie. Compoziția elementarã a combustibilului[23]:

c = 0,15+0,74

c = 0,877

h = 1 – c

h = 0,113

Se admite coeficientul cantitãții de aer = 1,25

Consumul de aer:

L== 0,605 (4.1)

S= 0,025

Se admite consumul de abur de pulverizare:

a= 0,35 Kg abur/Kg comb.

Cantitatea molarã de gaze de ardere:

n= = 0,073 Kmol/Kcomb.

= = 0,075 Kmol/Kcomb.

n= 0,79 * L= 0,477 Kmol/Kcomb.

n= 0,21 * = 0,025 Kmol/Kcomb.

= 0,6507 Kmol/Kcomb.

Cantitatea masicã de gaze de ardere:

3,212 Kg/Kcomb.

=1,35 Kg/Kcomb.

13,356 Kg/Kcomb.

= 0,8 Kg/Kcomb.

= 18,767 Kg/Kcomb.

Masa molarã medie a gazelor de ardere:

M = = 28,84 Kg/Kmol

Puterea calorică inferioară a combustibilului:

H= 40241,83 Kj/Kg

Bilanțul termic global al cuptorului . Căldura preluată de material primă în cuptor[23]:

(4.2)

e = 0,25 (fracția masică a vaporizatului)

m=3,2*10*10Kg/8000h = 400000Kg/h

Relații pentru calcului entalpiilor specifice ale fracțiunilor petroliere:

[kJ/kg]

Entalpia țițeiului la intrare în cuptor (total lichid):

= 469,913 [kJ/kg]

Entalpia vaporizatului la ieșirea din cuptor:

=1050,732 [kJ/kg]

Densitatea lichidului rezidual:

Se admite și pentru lichidul rezidual K= 11.7

Entalpia lichidului rezidual la ieșirea din cuptor:

839,79 [kJ/kg]

=46,9568*[W]

Entalpia amestecului combustibil, cu aerul în condiții atmosferice:

[kJ/kb comb.] (4 3)

Se admite 80C

Entalpia combustibilului se află cu relația anterioară a lui , fără factorul de corecție î n funcție de K (necunoscut).

= (2.964-1.332*v)80+(0.003074-0.001154* )[kJ/kg comb.]…… (4.4)

=145,075[kJ/kb comb.]

=0,980

= L*175,873[kJ/kgcomb.]

Se amite t=10C

Se admite pentru pulverizare abur saturat uscat cu presiunea absolută 5 bar.

=[kJ/kg comb.] (4.5)

Pentru abur saturat uscat de 5 bar : i=2749 Kj/Kg

Latenta de vaporizare a apei la 0C = =2501 Kj/Kg

= 0.35(2749-2501)=86.8 [kJ/kg comb.]

Se admit pierderile de căldură ale cuptorului: în secția de radiație 3, în secția de convecție 1, în preîncălzitorul de aer 1, % din căldura introdusă și dezvoltată în cuptor (total 5%).

Se admite temperatura gazelor de ardere la coș [23]

Entalpia gazelor de ardere la această temperatură:

= 3637,76[kJ/kg comb.]

Randamentrul cuptorului:

(4.6)

= 0,9605

Debitul de combustibil:

B= 4329Kg/h (4.7)

Debitul de aer utilizat

B=28.64*BL = 75533 [kg/h] (4.8)

Debitul gazelor de ardere:

B= 4329*18,767 = 81242 [kg/h] (4.9)

Debitul de abur de pulverizare:

[kg/h] (4.10)

Bilanțul termic al cuptorului pe secții. Se admite temperatura gazelor de ardere la intrarea în preîncălzitorul de aer : C

Entalpia gazelor de ardere la această temperatură:

= 7865[ (4.11))

Pierderile de căldură în preîncălzitorul de aer :

1759706Kj/h (4.12)

Căldura repreluată de aer în preîncălzitor:

= 16,54*10 Kj/h (4.13)

comb.] (4.14)

Entalpia aerului preîncălzit:

[kJ/kg comb.] (4.15)

Temperatura aerului preîncălzit:

=225C (Cp s-a luat la 230C ) (4.16)

Se admite temperatura gazelor de ardere la trecerea din secția de radiație în secția de convecție (la prag):

Entalpia gazelor de ardere la această temperatură:

19886[kJ/kg comb.] (4.17)

Pierderile de căldură în secția de convecție:

= 1759706 Kj/h (4.18)

Căldura preluată de materie primă în secția de convecție:

kJ/h= 13,47*[W] (4.19)

Căldura preluată de materia primă în secția de radiație:

[W] (4.20)

Entalpia țițeiului la intrarea în radiație:

=771,25 Kj/Kg (4.21)

Temperatura țițeiului la intrarea în radiație:

(4.22)

Entalpia amestecului combustibil corespunzător aerului preîncălzit :

=4227,8 Kj/Kgcomb. (4.23)

Căldura totală introdusă și dezvoltată în focarul cuptorului:

Q=B( (4.24)

4.5.Dimensionarea secției de radiație

Dimensionarea secției de radiație. Se aleg tuburi cu =168 mm; și s=305 mm, atât pentru secția de radiație cât și pentru secția de convecție. Tuburile vor avea lungimea efectivă 14.2m și lungimea totală 14.8m (coturi exterioare). În radiație tuburile se plasează numai pe pereții laterali.

Debitul volumic de țiței rece (

(4.25)

Viteza țițeiului rece în tuburi, pentru două circuite:

3,8941m/s

Secția de radiație se dimensionează pentru o tensiune termică de 42000[W/

796,66[m] (4.26)

Numărul de tuburi:

107/2=53,5 (4.27)

Recalcularea lui și

= 107 * 801,51 m (4.28)

(4.29)

Se admite lățimea secției de radiație 4m)

Se admit în secția de convecție 6 tuburi pe șir, care ocupă lățimea:

Pentru o înclinare a umerilor secției de radiație de 45C, lungimea unui umăr este egală cu

Numărul de tuburi pe un umăr:

Numărul de tuburi pe un perete lateral:

Înăltimea peretelui lateral:

50*0,305=15,25m

Înăltimea secției de radiație:

15,25+1=16,25

Volumul secției de radiație:

V=(4*15,25+3)*14,2=908,8

Tensiunea volumetrică:

=58835[W/m] (4.30)

Numărul de injectoare, cu capacitatea de 200 kg comb/h:

; pentru siguranță se iau 24 injectoare.

Injectoarele se plasează intercalate, pe două linii distanțate cu 0.6m. Distanța între două injectoare alăturate, de pe aceeași linie:

S==1,893m (4.31)

Distanța dintre două injectoare alăturate, de pe linii diferite:

=1,12m (4.32)

Tuburile se plasează cu axul la 1,4* de perete.

Distanța de la injectoare la fața tuburilor:)

-(1,4+0,5)*0,168=1,38m (4.33)

Verificarea tensiunii termice din secția de radiație. Se ia temperatura medie în focar

(4.34)

Coeficientul de convecție din secția de radiație, dupa Lobo și Evans, are valoarea:

Numărul șirurilor de tuburi

Coeficientul relativ de radiație , pentru un singur șir de tuburi plasat la perete se calculează cu relația:

X=1- (arctg se exprimă în radiani) (4.35)

X=0,70928

=0,91548

Coeficientul de radiație reciprocă rezultă din expresia:

F= (4.36)

Coeficientul de emisie a gazelor se calculează cu relația

(4.37)

Gradul de ecranare are expresia:

(4.38)

Aria totală a pereților secției de radiație:

(4.39)

Aria echivalentă a ecranului (se neglijează prezența tuburilor din secția de convecție)

(4.40)

(4.41)

(4.42)

X=1- (4.43)

Presiunile ale H2O și CO2 se calculează pentru presiunea totală egală cu presiunea normală atmosferică[24].

0,11897 bar

= 0,11317 bar

+=0,23214 bar

Pentru dimensiunile relative ale secției de radiație:

l-H-L=4-15,5-14,2se ia:

l=1,8*dimensiunea mica l=1,8*4 = 7,2m

0,5714 (4.44)

F=0,6264 (4.45

Temperatura medie a materiei prime în secția de radiație:

t=223+321/2=272C (4.46)

În serpentinele din radiație are loc vaporizare și se poate admite temperatura ecranului

=306C (4.47)

Tensiunea termică în secția de radiație:

(4.48)

4.6. Dimensionarea secției de convecție

Dimensionarea secției de convecție. Secția de convecție are dimensiunile interioare: lungimea 14,2 și lățimea de 2m. tuburile utilizare au =168mm; =148mm și . Ele sunt așezate în triunghi echilateral și deci . Se plasează câte 6 tuburi pe șir și se utlizează două circuite în paralel. Tuburile au lungimea totală dreaptă 14.8m, coturile fiind exterioare.

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

(4.49)

(4.50)

(4.51)

X=2,32+1,37(*l)

Coeficientul de emisie a ecranului

Temperatura medie a gazelor de ardere în secția de convecție:

(4.52)

Temperatura medie a materiei prime în secția de convecție :

Temperatura medie a ecranului:

(4.53)

Grosimea medie a stratului de gaze:

l0,3983m (4.54)

6,018

6,096

Calculul coeficientului de convecției pentru gazele de ardere se face cu relația:

(4.55)

Pentru mai mult de 10 șiruri de tuburi

Secțiunea minimă de curgere:

14,2(2-6*0,168)=14,086m (4.56)

Viteza de masă a gazelor de ardere în secțiunea minimă:

=1,6021[Kg/ms] (4.57)

La gazele de ardere au

(4.58)

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiația pereților:

(4.59)

Coeficientulde emisie a pereților

Se presupune numărul șirurilor de tuburi 18.

809m

Înălțimea ocupată de fascicul:

H=5,184m (4.60)

(4.61)

Coeficientul global de transfer de căldură:

(4.62)

Calculul diferenței medii de temperatură:

900380

223205

677 175

(4.63)

Diferența de temperatură pentru fluidul din interiorul tuburilor:

223-205=18C

Diferența de temperatură pentru fluidul din exteriorul tuburilor:

=900-380=520C

Diferența de temperatură la capătul rece al sistemului: 175C

Diferența de temperatură la capătul cald al sistemului: 677C

Aria de transfer de căldură necesară:

(4.64)

Numărul de șiruri de tuburi:

tuburi (s-a verificat presupunerea făcuta) (4.65)

Tensiunea termică în convecție:

(4.66)

Căderile de presiune pe circuitul materiei prime

Pentru a se stabili presiunea necesară a țițeiului la intrarea în cuptor, trebuiesc calculate: căderea de presiune a țițeiului în zona de vapoziare, căderea de presiune a țițeiului în zona de încălzire și diferența de presiune dinamică a țițeiului.

Calculul căderii de presiune a țițeiului în zona de vaporizare se face cu ajutorul relației lui Ludwig.

Lungimea echivalentă a serpentinei în care are loc vaporizarea:

(4.67)

Entalpia amestecului final:

(4.68)

Entalpia țițeiului la intrarea în radiație:

Lungimea echivalentă a serpentinei din secția de radiație, pentru un circuit:

L=53,5*14,8+53,5-0,148=1187,7 (4.69)

Se presupune presiunea la începutul zonei de vaporizare: p=22 bar [26]

La această presiune, temperatura inițială de vaporizare pe CVE este: [26]

Entalpia țițeiului total lichid la începutul zonei de vaporizare:

(4.70)

Pentru că ,vaporizarea începe în secția de radiație.

Relația de verificare a presiunii presupuse:

(4.71)

Presiunea la ieșirea din cuptor .Se admite coeficientul de frecare: f=0.0205

Viteza de masă a țițeiului:

(4.72)

Densitatea amestecului la ieșirea din cuptor:

(4.73)

M=f(0,846 ; =321C)=640[25]

Masă molară a vaporizatului:

M=f(0,830 ; =327C)=590[25]

8,5 (4.74)

(4.73)

Densitatea țițeiului total lichid la intrarea în zona de vaporizare:

M=f(0,830 ; =327C)=590

32,8bar (4.75)
Căderea de presiune în zona de vaporizare:

=32,8-3=29,8bar (4.76)

Căderea de presiune a țițeiului în zona de încălzire:

Lungimea echivalentă a serpentinei din secția de radiație în care are loc încălzirea:

1187,7-573,14=614,56m (4.77)

Lungimea echivalentă a serpentinei din secția de convecție pentru un circuit:

(4.78)

Lungimea echivalentă a serpentinei în care are loc încălzirea:

614,56+1250,8=1865,36m (4.79)

Temperatura medie a țițeiului în zona de încălzire:

C

Densitatea țițeiului la această temperatură:

f(0,830; 263C)=645[Kg/m] [27]

Viteza medie a țițeiului:

=5,009m/s

v= f(K= 12;0,830 ; t=263C)=0,28*10[m/s]

Re= (4.80)

f= (4.81)

14,79*10[N/m]=14,79[bar] (4.82)

Diferența de presiune dinamică a țițeiului în cuptor se calculează cu metoda Lockhart-Martinelli:

(4.83)

(4.84)

Y

Paramentrul Lockhart-Martinelli:

X=( (4.85)

Pentru țiței la intrare în cuptor:

f(0,830; t=205C)=710[kg/][27] (4.86)

(4.87)

Densitatea lichidului la ieșirea din cuptor:

640[kg/]

Densitatea vaporilor la ieșirea din cuptor:

8,50[kg/]

Vîscozitatea lichidului la ieșirea din cuptor:

= f(K=12;0,846; t=321C)=0,34*10 [

=0,34*10*640=217,6*10[Kg/ms] (4.88)

Vîscozitatea vaporilor la ieșirea din cuptor

f(M=140; t=321C)=7,6*10[m/s] (4.89)

X=( (4.90)

Fracția volumică a lichidului la ieșire:

f(X=0.1161)=0.058; (4.91)

Viteza lichidului la ieșirea din cuptor:

(4.92)

Viteza vaporilor la ieșirea din cuptor:

157.29 m/s (4.93)

Această viteză trebuie să fie mai mică decît viteza sunetului în condițiile corespunzătoare.

(4.94)

(4.95)

Diferența de presiune de poziție se neglijează.

Presiunea necesară a țițeiului la intrarea în cuptor:

3+17,98+14,79+1,12=36,89[bar] (4.96)

4.7.Dimensionarea preîncălzitorului de aer și a generatoarelor de abur

Se admit: lungimea preîncălzitorului 6m; lățimea preîncălzitorului 2m; tuburi cu și așezate în triunghi echilateral cu latura

(4.97)

Preîncălzitorul se realizează cu două pasuri pentru aer și cu circulația aerului transversală pe lungimea preîncălzitorului

Calculul diferenței medii de temperatură:

380175

22510

155 165

(4.98)

= (4.99)

=380-175=205

=225-10=215

=380-10=370

=136,1C

Se presupune 12[W/m*]

Tensiunea termică 1633,2w/m

Aria de transfer de căldură necesară:

(4.100)

Numărul de tuburi pe un șir transversal pe direcția curgerii (pe lungimea de 6 m):

n=94

Numărul de șiruri de tuburi (pe lățimea de 2 m):

36

Numărul total de tuburi:

n*n’=94*36=3384

Lungimea tuburilor; L= (4.101)

În cele ce urmează, se vor calcula și pentru a se verifica presupus.

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

= +

Debitul volumic de gaze de ardere, la temperatura medie:

V= (4.102)

V=32,13

Secțiunea de curgere:

(4.103)

Viteza medie a gazelor de ardere:

(4.103)

Proprietăți fizice medii pentru gazelle de ardere la 228C

=0,03154;=21,83*10;Pr=06921

(4.104)

Re=11922

Nu=0.023R*(1-)=16,65 (4.105)

(4.106)

(4.107)

(4.108)

X=2.32+1.37() (4109)

(4.110)

Se admite temperatura medie a ecranului:

Calculul lui pentru aerul care circulă prin spațiul intertubular.

Secția minimă de curgere:

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

V=24,414[m/s] (4.111)

Viteza aerului :

(4.112)

Pentru așezare în triunghi C=0.33

Pentru un număr de șiruri mai mare decât 10,=1

Proprietăți fizice ale aerului la 136C și la presiune atmosferică:

Coeficientul global de transfer de căldura:

(4.113)

Pentru gaze de ardere =0,00172[m*C/W]

Pentru aer =0,00344[m*C/W]

Pentru oțel carbon la

(s-a presupus )

Verificarea temperaturii ecranului:

=(s-s presupus =154C) (4.114)

Tirajul necesar la baza coșului se obține prin însumarea tuturor căderior de presiune de pe circuitul gazelor de ardere, până la baza coșului.

Se admite căderea de presiune a gazelor de ardere, prin frecare, în secția de radiație:

Căderea de presiune cauzată de reducerea secțiunii de curgere,la trecerea din secția de radiație în secția de convecție:

(4.115)

Densitatea gazelor de ardere la t=900C;=0,29888Kg/m

Viteza gazelor de ardere în secțiunea finală:

Căderea de presiune cauzată de frecare, în secția de convecție:

(4.116)

Densitatea gazelor de ardere, în secția de convecție:

(4.117)

Căderea de presiune cauzată de reducerea secțiunii de curgere, la trecerea din secție de convecție în țevile preîncălzitorului:

(4.118)

Densitatea gazelor de ardere la 380C:

Căderea de presiune prin frecare în țevile preîncălzitorului:

(4.119)

Re=11922; w=11,44m/s; L=6,315; 0,700Kg/m

Pentru Re10; (4.120)

Căderea de presiune cauzată de mărirea secțiunii de curgere la ieșirea din țevile preîncălzitorului:

(4.121)

Densitatea gazelor de ardere la 175C:

Viteza gazelor de ardere în tuburile preîncălzitorului, la ieșire:

Căderea de presiune cauzată de reducerea secțiunii de curgere, la intrarea în coș:

(4.122)

12m

Debitul volumic de gaze de ardere

V (4.123)

Se admite diametrul interior al coșului

Viteza gazelor de ardere în cos:

(acceptabilă) (4.124)

(4.125)

(4.126)

Căderea de presiune cauzată de registrul de gaze de ardere:

(w-viteza gazelor de ardere în coș) (4.127)

Se admite x=0.6 (fracția secțiunii libere)

Înainte de a se calcula diferențele de presiune statică,se stabilesc cotele spațiilor libere caracteristice:

distanța de la sol pînă la podeaua secției de radiație 2,8m;

distanța de la partea superioară a radiației până la fasciculul de tuburi din convecție 0.6m;

distanța de la fasciculul convecției până la spațiul de racordare convecție-preîncălzitor 0.4m;

înălțimea spațiului de racordare convecție-preîncălzitor, pentru un unghi de 30°:

distanța de la tuburile preîncălzitorului până la spațiul de racordare preîncălzitor-coș 0.4m;

înălțimea spațiului de racordare preîncălzitor-coș, pentru un unghi de 30°:

Diferența de presiune statică în secția de radiație :

Densitatea aerului atmosferic la 10C

Înălțimea secției de radiației:

H=15,25+1=16,25m

Temperatura medie în focar 940C

Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:

Diferența de presiune statică de convecție se calculează asemănător

H=0,6+5,184+0,4=6,184 (4.128)

Diferența de presiune statică în preîncălzitor, inclusiv cele două spații de racordare:

H=2,367+6,315+0,4+1,299=10,381m (4.129)

(4.130)

Tirajul necesar la baza coșului:

(4.131)

Calculul circuitului de aer.

Se stabilesc diametrele și lungimile tubulaturii de aer și se calculează căderile de presiune pe circuitul de aer și puterea consumată de ventilator.

Căderea de presiune pe conducta de aer rece dintre ventilator și preîncălzitor.

Lungimea tronsonului vertical al conductei:

(2,8-1,5)+15,25+1+0,6+5,184+,04+2,367+3/4*6,315=30,83m (4.132)

Lungimea tronsonului orizontal al conductei 3m.

Lungimea totală a conducetei 3m

Debitul volumic de aer rece

(4.133)

Se admite w=12m/s

Diametrul interior al conductei:

1,339m (4.134)

Lungimea echivalentă a conductei (un cot de 90)

=33,83+50*1,339=100,78m (4.135)

Pentru aer la 10C: =14,16*

Secțiunea preîncălzitorului alimentată cu aer are lungimea 6m și înălțimea 6,315/2=3,157m. Se admit, pentru o mai bună repartizare a aerului, trei intrări, fiecare alimentând o secțiune de 2*3,157. Cutia de distribuție este alimentată de o conductă unică de aer rece și distribuie aerul de trei conducte. Pentru ca viteza de ieșire să fie egală cu viteza de intrare,aceste conducte vor avea diametrul interior:0,773m

Ele pot fi cuplate la preîncălzitor prin trunchiuri de con.

Căderea de presiune în cutia de distribuție

(4.136)

( este viteza medie între intrare și ieșire;A-secția conductei unice de intrare;A- totală a conductei de ieșire).

=12m/s;

Căderea de presiune cauzată de mărirea secțiunii de curgere la intrarea în preîncălzitor:

(4.137)

Căderea de presiune la trecerea dublă peste fasciculul de tuburi.

Pentru așezarea în triunghi echilateral și

(4.138)

Numărul total de șiruri de tuburi

La temperatura medie a aerului (136C)

=3,803/s; Re=5785

Căderea de presiune la întoarcerea de 180 din preîncălzitor:

; (4.139)

C=2

Debitul volumic de aer V=24,414[m/s]

Se ia lățimea cutiei de întoarcere 0,4m

= 10,172m/s

Se admite viteza în conducta de aer cald 12m/s

Temperatura aerului preîncălzit 225C

Densitatea aerului la această temperatură:

Debitul volumic de aer preîncălzit:V=27,291

Diametrul interior al conductei de aer cald:

(4.140)

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

Diametrul interior al celor 3 conducte de evacuare se stabilește tot pentru

(4.141)

Căderea de presiune cauzată de reducerea secțiunii de curgere la ieșirea din preîncălzitor:

(4.141)

Secțiunea preîncălzitorului

Secțiunea interioară a celor 3 conducte:

Căderea de presiune în cutia colectoare de aer cald:

(4.142)

=12m/s;

Căderea de presiune pe conducta de aer cald.

Lungimea tronsonului vertical al conductei:

1+15,25+1+0,6+5,984+0,4+2,367+1/4*6,315=27,379m (4.143)

Lungimea tronsoanelor orizontale ale conductei:

2*3=6m (4.144)

Lungimea totală a conductei:

6+27,379=33,379m (4.145)

Lungimea echivalentă a conductei(două coturi de 90)

(4.146)

Pentru aer la 225C

=38,55*10[m/s]

Re==4,1525*10 (4.147)

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

(4.148)

Căderea de presiune în cutia de distribuție:

(4.149)

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

(4.150)

Căderea de presiune totală pe circuitul de aer:

(4.151)

Pentru calculul puterii consummate de ventilator se ia

Puterea consumată de ventilatorul de aer:

P= (4.152)

4.8.Dimensionarea coșului

Din calculele anterioare, se poate constata că, lăsându-se deschis registrul de gaze,nu este necesar coșul pentru a se asigura circulația gazelor de ardere. Din motive de securitate, s-a impus ca evacuare gazelor de ardere în atmosferă să se facă la cota 85m față de sol.

Cota bazei coșului are valoare: 2,8+16,25+6,184+10,381=35,615m

Înălțimea necesară a coșului: H=85-35,615=49,385m

Tirajul realizat de coș: (4.153)

Se presupune o cădere de temperatură a gazelor de ardere in coș de 14C, deci temperatura la vârful coșului

Densitatea gazelor de ardere la vârful coșului:

(4.155)

Viteza gazelor de ardere la vârful coșului:

Temperatura medie a gazelor de ardere în coș:

(4.156)

Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:

Viteza medie a gazelor de ardere în coș:

Vâscozitatea gazelor de ardere:20,56*10Kg/ms

Acest tiraj realizat de coș 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:

(4.157)

Căderea de presiune pe care trebuie să o realizeze registrul:

(4.158)

X=0,6525

În cele ce urmează se verifică temperatura de la vârful coșului, presupusă.

Căldura pierdută prin peretele coșului:

Coșul este construit din tablă de oțel cu grosimea de 12 mm.

(4.159)

Aria exterioară a coșului:

(4.160)

Coeficientul global de transfer de căldură:

(4.161)

Pentru oțel carbon se ia 43W/mC

Coeficienții parțiali de transfer de căldură au expresiile:

Calculul coeficientului de convecție forțată pentru gazele de ardere.

Gazele de ardere au 168C:

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiația gazelor de ardere

(4.162)

L=0.9* (4.163)

Se presupune

Calculul coeficientului de convecție liberă pentru aer, cu relația simplificată:

(4.163)

Temperatura peretelui la exterior:

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiația peretelui:

(4.164)

7,5188

= 15,5108

Verificarea temperaturilor te și tp:

Căldura pierdută de gazele de ardere în coș:

Entalpia gazelor de ardere la vârful coșului :

(4.165)

Temperatura gazelor de ardere la vârful coșului

(4.166)

=168C (fata de 161C)

Norme de protecția muncii

Dispoziții generale

Art. 1. – (1) Normele generale de protecție a muncii cuprind principii generale de prevenire a accidentelor de munca și bolilor profesionale precum și direcțiile generale de aplicare a acestora. Acestea au ca scop eliminarea sau diminuarea factorilor de risc de accidentare și/sau imbolnavire profesionala existenți în sistemul de muncă, proprii fiecărei componente a acestuia (executant – sarcina de muncă – mijloace de producție – mediu de muncă), informarea, consultarea și participarea angajaților și a reprezentanților acestora.

(2) Prevederile Normelor generale de protecție a muncii, atât cele referitoare la securitatea în muncă, cât și cele referitoare la sănătatea în munca, constituie cadrul general pentru elaborarea normelor specifice și a instrucțiunilor proprii de securitate a muncii.

Art. 2. – (1) Prezentele norme se aplică în toate sectoarele de activitate de pe teritoriul României, atât publice cât și private (industriale, agricole, comerciale, administrative, de servicii, educaționale, culturale, de recreere etc.).

(2) Normele generale de protecție a muncii se aplică tuturor persoanelor fizice sau juridice, române sau străine, ce desfasoară activitati pe teritoriul României, în condițiile prevazute de lege, atât în calitate de angajator, cât și în calitate de angajat, precum și ucenicilor, elevilor și studenților în perioada efectuarii practicii profesionale, cu excepția celor care au drept obiect activități casnice.

Art. 3. – Pentru activitățile care folosesc surse de radiații nucleare, precum și pentru activitățile specifice de prevenire și stingere a incendiilor, vor fi respectate Normele de radioprotecție și, respectiv, Normele generale de prevenire și stingere a incendiilor.

Art. 4. – Normele generale de protecție a muncii se revizuiesc periodic și se modifică de câte ori este necesar, că urmare a modificărilor de natură legislativă și datorate progresului tehnic.

Art. 5. – (1) Prevederile prezențelor norme se detaliază pe activități sau grupe de activități distincte, în cadrul normelor specifice de securitate a muncii și al instrucțiunilor proprii de securitate a muncii.

(2) Normele specifice de securitate a muncii se emit de către Ministerul Muncii și Solidarității Sociale și au aplicabilitate națională.

(3) Elaboratorul, conținutul-cadru, termenele și metodologia de elaborare a normelor specifice de securitate a muncii se stabilesc de către Ministerul Muncii și Solidarității Sociale.

(4) Angajatorul are obligația de a elabora instrucțiuni proprii de securitate a muncii, care au că scop detalierea și particularizarea prevederilor din normele generale, specifice, a standardelor și a altor reglementări în domeniu, în funcție de particularitățile proceselor de muncă.

(5) Standardele de securitate a muncii se elaborează în Comitetele Tehnice de Standardizare, a căror activitate este coordonată de Asociația de Standardizare din România.

Art. 6. – Normele specifice și standardele de securitate a muncii, că și instrucțiunile proprii de securitate a muncii se revizuiesc periodic, în concordanță cu modificările de natură legislativă și progresului tehnic etc., survenite la nivel național, la nivelul angajatorilor sau la nivelul proceselor de muncă.

Obligațiile și drepturile angajaților privind securitatea și sănătatea în muncă

Art. 12. – Angajații vor desfășura activitatea în așa fel încât să nu expună la pericole de accidentare sau îmbolnăvire profesională persoană proprie sau alți angajați, în conformitate cu pregătirea și instruirea în domeniul protecției muncii primită de la angajatorul sau.

În acest scop angajații au următoarele obligații:

a) să-și însușească și să respecte normele și instrucțiunile de protecție a muncii și măsurile de aplicare a acestora;

b) să utilizeze corecte chipamentele tehnice, substanțele periculoase și celelalte mijloace de producție;

c) să nu procedeze la deconectarea, schimbarea sau mutarea arbitrară a dispozitivelor de securitate ale echipamentelor tehnice și ale clădirilor, precum și să utilizeze corect aceste dispozitive;

d) să aducă la cunoștință conducătorului locului de muncă orice defecțiune tehnică sau altă situație care constituie un pericol de accidentare sau îmbolnăvire profesională;

e) să aducă la cunoștință conducătorului locului de muncă în cel mai scurt timp posibil accidentele de muncă suferite de persoană proprie sau de alți angajați;

f) să oprească lucrul la apariția unui pericol iminent de producere a unui accident și să informeze de îndată conducătorul locului de muncă;

g) să refuze întemeiat executarea unei sarcini de muncă dacă această ar pune în pericol de accidentare sau îmbolnăvire profesională persoană să sau a celorlalți participanți la procesul de producție;

h) să utilizeze echipamentul individual de protecție din dotare, corespunzător scopului pentru care a fost acordat;

i) să coopereze cu angajatorul și/sau cu angajații cu atribuții specifice în domeniul securității și sănătății în muncă, atâta timp cât este necesar, pentru a da angajatorului posibilitatea să se asigure că toate condițiile de muncă sunt corespunzătoare și nu prezintă riscuri pentru securitate și sănătate la locul sau de muncă;

j) să coopereze cu angajatorul și/sau cu angajații cu atribuții specifice în domeniul securității și sănătății în muncă, atâta timp cât este necesar, pentru realizarea oricărei sarcini sau cerințe impuse de autoritatea competență pentru prevenirea accidentelor și bolilor profesionale;

k) să dea relații din proprie inițiativa sau la solicitarea organelor de control și de cercetare în domeniul protecției muncii.

Art. 13. – Angajații nu pot fi implicați în nici o situație în costurile financiare ale măsurilor de prevenire referitoare la securitatea și sănătatea în muncă.

Art. 14. – (1) Angajații și reprezentanții lor în domeniu au dreptul să ceară angajatorului să ia măsurile cele mai potrivite și au dreptul să prezinte acestuia propunerile lor de măsuri pentru eliminarea sau reducerea riscurilor de accidentare și îmbolnăvire profesională.

(2) Angajații și reprezentanții acestora cu atribuții privind securitatea și sănătatea în muncă nu pot fi supuși unor prejudicii din cauza activității desfășurate în scopul prevenirii accidentelor și îmbolnăvirilor profesionale.

Art. 15. – Angajatul care, în caz de pericol iminent, părăsește locul de muncă, nu trebuie să fie supus la nici un prejudiciu din partea angajatorului și trebuie să fie protejat împotriva oricăror consecințe defavorabile și injuste. Fac excepție cazurile unor acțiuni nejustificate sau ale unor neglijente grave ale angajatului.

Art. 16. – (1) În caz de pericol iminent, angajatul poate lua, în lipsa șefului ierarhic superior, măsurile care se impun pentru protejarea propriei persoane sau a altor angajați.

(2) Angajatorul se va asigura din timp că angajații sunt apți, în situația precizată la alineatul precedent, să aplice măsurile corespunzătoare, în conformitate cu cunoștințele lor și mijloacele tehnice de care dispun.

Art. 17. – (1) Reprezentanții angajaților cu atribuții privind securitatea și sănătatea în muncă vor beneficia de timpul necesar exercitării atribuțiilor specifice. Timpul alocat acestei activități va fi considerat timp de muncă.

(2) Reprezentanții angajaților cu atribuții privind securitatea și sănătatea în muncă au dreptul la o instruire corespunzătoare; instruirea, formarea și perfecționarea lor se realizează în timpul programului de lucru și pe cheltuiala unității, fie în cadrul acesteia, fie în unități exterioare.

Art. 18. – Angajatorul va lua măsurile necesare pentru că angajații cu atribuții specifice privind protecția muncii, că și reprezentanții angajaților pe probleme de securitate și sănătate în muncă:

a) să fie informați referitor la riscurile de accidentare și îmbolnăvire profesională, la măsurile de prevenire și de protecție corespunzătoare, inclusiv la cele privind primul ajutor, prevenirea și stingerea incendiilor și evacuarea personalului;

b) să aibă acces la evaluarea riscurilor de accidentare și îmbolnăvire profesională și la măsurile de protecție stabilite, la evidențele privind accidentele de muncă și bolile profesionale, la dosarele de cercetare a accidentelor;

c) să fie informați cu privire la existența instituțiilor și organizațiilor de profil la nivel național și local.

Art. 19. – a) Angajații și/sau reprezentanțiilor cu atribuții privind securitatea și sănătatea în muncă pot să apeleze la autoritățile competențe și să semnaleze observațiile lor în timpul inspecțiilor pe probleme de securitate și sănătate în muncă, în cazul în care consideră că măsurile luate și mijloacele asigurate de angajator sunt neadecvate scopului prevenirii accidentelor și îmbolnăvirilor profesionale.

b) În timpul controlului efectuat de către inspectorii de muncă, reprezentanților angajaților trebuie să li se acorde posibilitatea de a supune atenției acestora observațiile lor[27].

Norme de protecția muncii specifice rafinăriilor petrochimice

Angajatul va:

Transpune în practică prevederile legale referitoare la sănătatea și securitatea în muncă;

1.1. Însușirea normelor referitoare la sănătatea și securitatea în muncă este realizată prin participarea la instruiri periodice, pe teme specifice locului de muncă.

1.2. Echipamentul de lucru și protecție specific activităților de la locul de muncă este asigurat conform prevederilor legale.

1.3. Mijloacele de protecție și de intervenție sunt verificate, în ceea ce privește starea lor tehnică și modul de păstrare, conform cu recomandările producătorului și adecvat procedurilor de lucru specifice.

1.4. Situațiile de pericol sunt identificate și analizate în scopul eliminării imediate.

1.5. Situațiile de pericol care nu pot fi eliminate imediat sunt raportate persoanelor abilitate în luarea deciziilor.

Reduce factorii de risc;

2.1. Identificarea factorilor de risc este realizată în funcție de particularitățile locului de muncă.

2.2. Raportarea factorilor de risc este făcută conform procedurilor interne.

2.3. Înlăturarea factorilor de risc este făcută conform reglementărilor în vigoare.

2.4. Asigură menținerea în stare de curățenie a locului de muncă.

2.5. Asigură menținerea în stare de circulație a drumurilor de acces

Respectă procedurile de urgență și evacuare;

3.1. Accidentul este semnalat cu promptitudine personalului specializat și serviciilor de urgență.

3.2. Măsurile de evacuare în situații de urgență sunt aplicate corect, respectând procedurile specifice.

3.3. Măsurile de prim ajutor sunt aplicate, în funcție de tipul accidentului.

3.4. Respecta toate operatiile cuprinse in planul de lichidare avarii în cazul producerii acestora.

Concluzii generale

Încă nu există un număr de măsuri fiabile care pot reduce gazele cu efect de seră. Prin urmare posibilitățile practice care ar putea fi aplicate sunt greu de prevăzut.

Rezultatele estimărilor costurilor sunt strâns legate de prețul combustibililor.Reduceri mari de emisii sunt posibile în rafinării dacă gazul natural ar fi disponibil. Dacă gazul natural ar rămâne mai ieftin decât țițeiul, în viitor, subtituția țițeiului cu gaz natural ar aduce economii pentru rafinării.

Însă cum gazul natural nu este disponibil în cele mai multe din rafinării, acestea folosesc ca și combustibil gazele de rafinărie. Gazele de rafinărie emit o cantitate mare de gaze cu efect de seră. Cel mai important component conținut în gazele cu efect de seră este dioxidul de carbon.

Pentru a reducerea emisiilor de gaze cu efect de seră există trei posibilități:conservarea energiei, înlocuirea energiei convenționale cu energia neconvenționala, regenerabilă și cea de-a treia opțiune ar fi captarea și stocarea dioxidului de carbon din gazele arse.

De-a lungul timpului, cercetătorii au analizat și cercetat toate posibilitățile de captare și stocare a dioxidului de carbon. Tehnologiile de captare și stocare a CO2 implică: adsorbția, absorbția, criogenia, tehnologii de membrane și combustia chimică.

S-a ajuns la concluzia că cele mai fiabile din punct de vedere economic, tehnologic și de mediu, sunt tehnologiile care implică adsorbția, absorbția și folosirea membranelor.

Utilizarea acestor opțiuni de tehnologii de captare și/sau recuperare a dioxidului de carbon din gazele arse, va face ca industria de rafinare a țițeiului din lume să își atingă țelul în reducerea emisiilor în viitorul apropiat. În orice caz, fară reduceri obligatorii, stimulente și descoperiri tehnologice majore, costurile ridicate impun bariere în implementarea de tehnologii care sa capteze dioxidul de carbon din rafinăriile de pe glob.

Cea mai bună tehnologie de concentrare și recuperare a dioxidului de carbon este adosorbția la presiune în trepte datorită avantajului unic pe care îl are, recuperarea simultană a CO2 și a H2.

Recuperarea H2 este un aspect foarte important deoarece prelucrarea tot mai mare de țiței greu și sulfuros implică o cerere mare de hidrogen pentru procesele de hidrotratare.

Procesul de adsorbție la presiune în trepte se poate desfășura în mai multe moduri: procesul de adosorbție la presiune în trepte cu pat dublu și procesul de adsorbție la presiune în trepte cu pat triplu.

Diferența dintre cele două constă în procentul de recuperare și concentrare a dioxidului de carbon. În cazul procesului cu pat dublu concentrarea dioxidului de carbon este de 20% iar recuperarea este mai mare decât în cazul procesului cu pat triplu. În cazul procesului cu pat triplu concentrarea este de 60% și recuperarea acestuia este cuprinsă între 60-80%.

Fără reduceri obligatorii, stimulente și descoperiri tehnologice majore, costurile ridicate impun bariere în implementarea de tehnologii care sa capteze dioxidul de carbon din rafinăriile de pe glob. Exista o mulțime de incertitudini legate de care tehnologie poate conduce la cele mai bune rezultate și care nu au perspective reale în reducerea costului de captare. Pe de altă parte, folosirea dioxidului de carbon ca și produs secundar pare a fi o idee atractivă. Utilizarea lui include producerea de substanțe chimice prin chimie organică aplicată, biocombustibili, etc., ori injectarea dioxidului de carbon pur captat în recuperarea uleiului îmbogațit, în recuperarea gazului îmbogățit și în recuperarea metanul din stratul de cărbune

Îmbunătățirea proceselor de captare, concentrare și stocare a dioxidului de carbon rezultat din arderea gazelor combustibile în procesele din indrustrie, este necesară pentru a atenua emisiile uriașe de gaze cu efect de seră.

Bilbliografie

Lee Hannah, ”Greenhouse Gas Emissions, Sinks, and Solutions Climate Change Biology (second edition)” capitolul 18 – Mitigation: Reducing pag. 379-402 an 2015

Cheng-Tung Chou, Chao-Yuh Chen ”Carbon dioxide recovery by vacuum swing adsorption” Separation and Purification Technology, capitolul 39, pag. 51-65, an 2004

Qian-Qian Song, Qing-Zhe Jiang, Zhao-Zheng Song ”Optimization of CO2 separation technologies for Chinese refineries based on a fuzzy comprehensive evaluation model”Springer, vol. 12 pag. 197-206, an 2015

Reddy S, Vyas S. „Recovery of carbon dioxide and hydrogen from PSA tail gas„ Energy Procedia. cap.1 pag.149–54, anul 2009

H. Li a,*, J. Yan a,b „Evaluating cubic equations of state for calculation of vapor–liquid equilibrium” Applied Energy vol 86, pag 826-836, an 2009

Anamaria Padurean, Calin-Cristian Cormos, Ana-Maria Cormos, Paul-Serban Agachi ”Multicriterial analysis of post-combustion carbon dioxide capture using alkanolamines” International Journal of Greenhouse Gas Control cap 5 pag 676-685 an 2011

Gheorghe Stanescu, Tehnologii petrochimice, Editura Dobrogea, 2006 cap. 3 pag 59-86

Johansson, D. ; Rootzén, J. ; Berntsson, T. et al. (2012) "Assessment of strategies for CO2 abatement in the European petroleum refining industry". Energy, vol. 42(1), 375-386.

EEA. Greenhouse gas emission trends and projections in Europe 2009. European Environment Agency 2009. www.eea.europa.eu/publications/eea_report_2009_9

Jiri van Straelen, Frank Geuzebroek, Nicholas Goodchild Georgios Protopapas, Liam Mahony,”CO2 capture for refineries, a practical approach” International Journal of Greenhouse Gas Control cap.4 pag. 316-320, an 2010

Takeshi Kuramochi*, Andrea Ramírez, Wim Turkenburg, André Faaij „ Comparative assessment of CO2 capture technologies for carbon-intensive industrial processes” Progress in Energy and Combustion Science vol 38, pag. 87-112, an 2012

Jose´ D. Figueroa a, Timothy Fout a, Sean Plasynski a, Howard McIlvried b,Rameshwar D. Srivastava b ” Advances in CO2 capture technology—The U.S. Department of Energy’s Carbon Sequestration Program”, International journal of greenhouse gas control, vol 2, pag 9-20, an 2008

Technology roadmap, Carbon capture and Storage in Industrial Applications. 2011.

Romano, M, Anantharaman, R, Arasto, A, Ahn, H, Ozcan, D, Dijkstra, J, Carbo, M & Boavida, D,”Application of Advanced Technologies for CO2 Capture from Industrial Sources„ Energy Procedia, vol 37, 7176–7185, an 2013

Christian Rodriguez Coronado⁎, João Andrade de Carvalho Jr., José Luz Silveira „Biodiesel CO2 emissions: A comparison with the main fuels in the Brazilian market„ Fuel processing tehnology anul 2008

Takeshi Kuramochia,∗, Andrea Ramírezb, Wim Turkenburgb, André Faaij ”Effect of CO2 capture on the emissions of air pollutants from industrial processes„ International Journal of Greenhouse Gas Control cap 10 pag 310-328 an 2012

Sushant Kumar • Surendra K. Saxena ”A comparative study of CO2 sorption properties for different oxides” Mater Renew Sustain Energy, pag 1-15, an 2014

Kristina Holmgren, Catarina Sternhufvud ” CO2-emission reduction costs for petroleum refineries in Sweden„ Journal of Cleaner Production, cap 16, pag.385-394, an 2008

R. Korhonen, I. Savolainen ”Contribution of industrial and developing countries to the atmospheric CO2 concentrations- impact of the Kyoto protocol” Environmental Science & Policy, vol. 2, pag. 381-388, an 1999

Laura Espinal, Dianne L. Poster, Winnie Wong-Ng, Andrew J. Allen, and Martin L. Green ”Measurement, Standards, and Data Needs for CO2 Capture Materials:A Critical Review” Environmental Science and Tehnology, an 2013

Heleen de Coninck, Tom Mikunda, ”Global Technology Roadmap for CCS in Industry” Energy research Centre of the Netherlands, an 2010

Dumitru Dobrinescu – Procese de transfer termic și utilaje specifice, Editura Didactica și Pedagogica, București 1983

Mandalopol Dan – Îndrumar de proiect de an pentru procese calorice, Constanta 1998

Gheorghe Suciu – IPH vol.2, Editura, Tehnica Bucuresti 1985

Buskman si Razjnevic – Tabele si Diagrame Termodinamice, Editura Tehnica Bucuresti 1985

Țunescu, R.C. – Tehnologia distilǎrii țițeiului, Editura Didacticǎ și Pedagogicǎ, București 1982

Proiect T.D.P anul III

http://www.iprotectiamuncii.ro/norme/norme-generale-protectia-muncii#titlu1