PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI I PETROCHIMIE Ș [629759]

MINISTERUL EDUCA IEI NA IONALE Ț Ț
UNIVERSITATEA “OVIDIUS” DIN CONSTAN A Ț
FACULTATEA DE TIIN E APLICATE I INGINERIE Ș Ț Ș
PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI I PETROCHIMIE Ș

CUPTORUL TEHNOLOGIC
UTILIZAT ÎN PROCESUL DE
DISTILARE ÎN VID

COORDONATOR TIIN IFIC : ABSOLVENT: Ș Ț
S.L.dr.ing. Ani oara-Arleziana Neagu Surdu Drago Ioan ș ș

CONSTAN A Ț
2018

Rezumat
Distilarea în vid reprezintă procesul de separare fizică pe baza temperaturilor de
fierbere a reziduului ob inut în urma procesului de distilarea atmosferică. Diferen a dintre ț ț
distilarea atmosferică i cea în vid este redată de parametri de func ionare ai procesului, ș ț
cea din urmă realizându-se la presiuni atmosferice foarte mici, scăzând astfel punctele de
fierbere ale frac iilor ce urmează a se ob ine. ț ț
Cuptoarele tehnologice sunt utilizate pentru a cre te temperatura fluidelor dintr-un ș
proces. Prin ardere de combustibil, lichid sau gazos, se ob in gaze de ardere cu temperatură ț
ridicată, care transmit căldură materiei prime care circulă prin tuburi. Câteodată este
posibil ca să nu fie o simplă încălzire, cre terea temperaturii ducând la reac ii chimice ș ț
precum cracare sau reformare, cauzând modificări fizice i structurale. ș
În primul capitol s-au descris procesele de transfer de căldură, ce reprezintă
principiul de func ionare al cuptoarelor, i importan a lor în instala ia de distilare în vid. ț ș ț ț
În al doilea capitol este prezentat procesul de distilare în vid cuprinzând descrierea
procesului tehnologic i diversele utilizări în domeniu. ș
În al treilea capitol s-au prezentat elementele constructive ale unui cuptor
tehnologic, iar apoi principalele tipuri de cuptoare utilizate în rafinării, iar acestea sunt:
cuptoarele tubulare verticale de tip cilindric folosite cel mai des în instala iile de reformare ț
catalitică, de hidrofinare i de hidrocracare i cuptoarele tubulare de tip paralelipipedic, ș ș
utilizate în instala iile de distilare atmosferică, de distilare în vid i de cocsare. ț ș
Al patrulea capitol prezintă calculul tehnologic pentru dimensionarea unui cuptor
tehnologic utilizat în procesul de distilare în vid.
Lucrarea se încheie cu capitolul alocat normelor de protec ie specifice în muncă, ț
concluzii generale i bibliografie. ș

CUPRINS
Introducere 6
CAPITOLUL I. Moduri i regimuri de transfer de căldură ș
I.1. Conduc ia 7 ț
I.2. Convec ia 9 ț
I.3. Radia ia 11 ț
CAPITOLUL II. Procesul de distilare în vid
II.1. Apari ia procesului de distilare 13 ț
II.2. Tipuri de distilare 14
II.3. Descrierea procesului de distilare în vid 17
CAPITOLUL III. Cuptoare tehnologice
III.1. Elemente constructive ale unui cuptor tehnologic 27
III.2. Tipuri de cuptoare tehnologice 30
III.2.1. Cuptoare paralelipipedice 30
III.2.2. Cuptoare verticale 32
CAPITOLUL IV. Calculul tehnologic pentru dimensionarea cuptorului tubular utilizat în
procesul de distilare în vid
IV.1. Tema de calcul 33
IV.2. Date de proiectare 33
IV.3. Calculul procesului de combustie 35
IV.4. Calculul bilan ului termic global al cuptorului 44 ț
IV.5. Bilan ul termic al cuptorului pe sec ii 49 ț ț
IV.6. Dimensionarea sec iei de radia ie 53 ț ț
IV.7. Verificarea tensiunii termice în sec ia de radia ie 57 ț ț
IV.8. Dimensionarea sec iei de convec ie 61 ț ț
IV.9. Căderile de presiune pe circuitul materiei prime 66
CAPITOLUL V. Conlcuzii 73

CAPITOLUL VI. Norme de protec ie a muncii într-o instala ie de distilare în vid ț ț
VI.1. Introducere 75
VI.2. Factori de risc 75
Bibliografie

6
Introducere
Distilarea în vid reprezintă un proces important în domeniul prelucrării petrolului,
deoarece cu ajutorul acestuia se pot recupera fracții ușoare și grele din reziduul obținut la
distilarea atmosferică. Fracțiile cu o importanță deosebită obținute în urma acestui proces
sunt: benzina grea, motorina ușoară și motorina grea, care prezintă calități inferioare față
de cele obținute prin diverse procese. Din această cauză acestea sunt amestecate cu produse
cu o calitate mai bună și supuse altor prelucrări pentru a putea fi folosite ca și componenți
ce folosesc la formarea benzinelor, motorinelor finite.
În instalaț iile tehnologice din rafinării și combinate petrochimice cuptoarele sunt
aparate complexe cu un rol foarte important datorită faptului că majoritatea proceselor, în
special cele de prelucrare a hidrocarburilor, sunt mari consumatoare de energie. Energia
necesară este generată de procesul de combustie, ce reprezintă oxidarea rapidă a
substanțelor combustibile cu degajare de caldură.
Deoarece cuptorul are la bază un proces puterni c exoterm acesta este utilizat î n
special la realizarea unor reacții chimice și la încălzirea, respectiv tratarea termică a
substanțelor (țiței, produse petroliere etc.) și a anumitor materiale (sticlă, metal, ce ramică
etc.) cu scopul de a le modifica proprietățile fizico – chimice sau fizico – mecanice .

7
CAPITOLUL I
Moduri și regimuri de transfer de căldură
În instalațiile industriale se întâlnește o mare diversitate de procese de transfer de
căldură, dorite sau nedorite. În diferite utilaje precum: cuptoare, schimbătoare de căldură
etc. unde se urmărește întotdeauna realizarea unui transfer de căldură cât mai intens între
cele două fluide de lucru cu temperaturi diferite. În cazul transportului agenților de
încălzire sau al agenților frigorifici prin conducte, în cazul necesității de a menține într -o
incintă o temperatură constantă, se urmărește întotdeauna o reducere cât mai mare a
transferului de căldură între cele două sisteme.
Procesele de transfer de căldură sunt complexe, însă se pot deosebi trei moduri de
transfer de căldură caracteristice: conducția, convecția și radiația. În majoritatea cazurilor
practice nu o să întâlnim un singur mod de transfer de căldură, aceastea fiind prezente fie
în serie, fie în p aralel sa u într -o combinație complexă .
I.1. Conducția
Conducția este un mod de transfer de căldură specific interiorului corpurilor solide,
care se caracterizează prin transferul de energie de la o particulă la alta, din zona cu
temperatură mai ridicată că tre zona cu temperatură mai scăzută. În unele cazuri, conducția
se produce prin intermediul ciocnirilor dintre electroni, iar în alte cazuri prin intermediul
mișcărilor vibratorii al e ionilor din rețeaua structurală a solidelor.
Conducția poate fi întâlni tă și la fluide, atunci când acestea nu prezintă mișcări
macroscopice sau atunci când acestea se află într -o peliculă subțire care curge laminar,
transferul de căldură având loc transversal pe direcția curentului. Se mai poate întâlni și la
gaze, realizând u-se prin intermediul ciocnirilor dintre molecule. Totuși în fluide conducție
pură nu există. [1]
Acest transfer are loc la nivel molecular, de la un sistem la altul, când căldura este
absorbită de o suprafață provoacă moleculele acelei suprafețe să își modifice viteza de
agitare, mișcându -se din ce în ce mai repede. În acest proces, molecule se ciones c de

8
moleculele învecinate transmițându -le energie, un proces ce continuă atâta timp cât căldura
este transferată.
Procesul de conducție depinde trei factori majori: gradientul de temperatură, zona
de contact a celor două materiale implicate în transfer ș i proprietățile acestor materiale.
Gradientul de temperatură este o cantitate fizică care descrie direcția și rația de
schimbare a temperaturii într -un anumit loc. Temperatura se va transfera întotdeauna de la
o zonă mai fierbinte către una mai rece, deoar ece în zona mai rece este absența căldurii.
Acest transfer are loc până când diferența de temperatură atinge o valoare la care are loc
echilibrul termic.
Zona de contact și mărimea acesteia reprezintă un factor important. Cu cât zona de
contact este mai ma re cu atât va fi necesară o cantitate de căldură mai mare pentru a încălzi
zona. De asemenea daca suprafța de contact este expusă mediului exterior, există șanse
mari să apară pierderi de căldură. De aceea este de preferat o zonă de contact mică ca
pierder ile de căldură să fie nesemnificative.
Ultimul factor, proprietățile materialelor, este important deoarece în cazul
corpurilor solide acestea nu prezintă aceeași conductivitate termică. Aceste proprietăți
conductive sunt bazate pe un coeficient care este c omparat cu argintul. De aceea argintul
are conductivitatea termică 100 , pe când restul de materiale au conductivitatea sub această
valoare. Exemple de valori pentru diferite materiale: cupru 92, fier 11, apă 0,12 și lemn
0,03. La capătul opus argintului es te vidul, care este incapabil de conducție, de aceea având
valoarea 0 pe spectru. De aici se deosebesc două categorii: co nductori termici și
izolatori [2][3].

9
I.2 Convecția
Convecția este un mod de tr ansfer specific schimbului de căldură dintre un solid și
un fluid, care se caracterizează prin mișcarea macroscopică a fluidului, pe lângă suprafața
solidului cu care are loc schimbul de căldură. Acceptarea sau cedarea energiei termice de
către fluid, prin variația energiei cinetice și potențiale a mole culelor sale, are însă un
caracter microscopic. Mișcarea fluidului care schimbă căkdură cu un solid poate fi liberă,
cazul în care mișcarea se datorează diferențelor de densitate din masa fluidului, cauzate de
dirențele de temperatură; sau forțate, cazul î n care mișcarea fluidului se realizează prin
intermediul unor acțiuni mecanice din exterior. Prin schimb de căldură, fluidul poate să fie
încălzit, să fie răcit sau să îș i schimbe starea de agregare[ 1].
Tipuri de convecții
Convecția naturală apare din cauz a diferențelor de temperatură care afect ează
densitatea și ca urmare și mișcarea fluidului. Cel cu densitate mai mare va avea tendința să
cadă iar cel cu densitate mai mică să se ridice deasupra, rezultând o mișcare fluidă. Ca
urmare convecția naturală poate avea loc în prezența unui câmp gravitațional . Aceasta va fi
mult mai vizibilă și mult mai rapidă cu cât variația densității este mai mare între cele două
fluide. În schimb aceasta va fi mai lentă în cazul fluidelor vâscoase și a fluidelor ce au
tendi nța de a difuziona la gradientul de temperatură ce face posibilă convecția. [4]
Convecția forțată este rezultatul unor forțe externe precum ventilatoare sau pompe.
Aceasta este de obicei utilizată pentru a mări viteza procesului de schimb de căldură. Mai
poate avea loc fenomenul de convecție forțată ca urmare a altor procese cum ar fi acțiunea
unei elice într -un fluid sau încălzire aerodinamică. Totodată se poate întâmpla ca aceasta să
aibe loc din cauze naturale, ca exemplu: când căldura generată de foc pro voacă o
expansiune a aerului cauzând astfel la rândul ei o mișcare a aerului, un alt exemplu ar fi
unda de șoc a unei explozii. [5]
Convecția gravitațională este un tip de convecție naturală ce este un rezultat al
altor proprietăți ale fluidelor. De obicei principala cauză este varietatea compoziției
fluidului. Dacă proprietatea care variază este gradientul de concentrare atunci se numește
convecție solutală. De exemplu convecția gravitațională poate fi observată prin difuzia unei
surse de sare us cată către solul umed datorită mișcării de la concentrație mare la

10
concentrație mică. Variația de concentrație a sării în ape sau în mase de aer sunt cauze
frecvente ale convecțiilor ce au loc în oceane și în atmosferă, fără a fi implicată caldura,
sau car e implică și alți factori ai densități, înafară de expansiune termică. Convecția
gravitațională precum și cea naturală necesită,de asemenea, un câmp gravitațional pentru a
putea avea loc.
Convecția granulară este o convecție indusă de vibrații, cel mai ade sea întâlnită în
pulberi și materiale granulate încapsulate într -un recipient, în care axa vibrațiilor este
paralelă cu forța gravitațională. Când recipientul accelerează ascendent, fundul
recipientului împinge conținutul acestuia în sus. Dacă recipientul accelerează descend ent,
marginile recipientului o să împingă materialul adiacent în jos prin frecare, dar materialul
mai îndepărtat de laturi este mai puțîn afectat. Rezultatul final este o circulație lentă a
particulelor în jos pe margini și în sus pentru materialul din centru. [6]
Convecție solidă în gheață, aceasta are loc pe Pluto într -un amestec de gheață din
azot și gheață din monoxid de carbon. Gheața este încălzită de căldura din interior, adunată
în mijlocul celulelor, care mai apoi se răspândește în toată masa și apoi este disipată la
marginile rigide. [7]
Convecția termomagnetică poate avea loc când un câmp magnetic extern este
impus uni ferofluid ce prezintă varietăți a susceptibilității magnetice. Un ferofluid este un
lichid ce devine puternic magnetizat în prezența unui câmp magnetic. În prezența
gradientului de temperatură rezultă o forță magnetică neuniformă ce duce la mișcare
fluidului. Aceast mod de transfer de căldură poate fi folosit atunci când convecția
convențională nu reușeste să asig ure transferul adecvat al căldurii, de exemplu pentru
microinstalații sau procese cu condiții de gravitate redusă. [8]
Acțiunea capilarei este un fenomen în care lichidul urcă dintr -o dată în spații
înguste cum ar fi capilarele, sau în materiale poroase. Ac este efect poate face ca lichidul să
învingă forța gravitațională. Prezența acestui efect este cauzată de forțele de atracție
intermoleculare dintre lichid și solidul ce îl înconjoară, dacă diametrul tubului este
suficient de mic, atunci această combinație dintre tensiunea superficială și aderența între
lichid și recipient fac posibilă ascensiunea lichidului în tub. [9]

11
Efectul Marangoni este o convecție a fluidelor ce are loc la interfața dintre două
substanțe diferite și este cauzată de variații ale tensiu nii superficiale. Aceasta poate varia
din cauza neomogenității compoziției substanțelor sau din cauza dependenței de
temperatură a tensiunii superficiale. [10]
Efectul Weissenberg este un fenomen ce apare când o tijă de torsiune este introdusă
într-o soluție lichidă de polimer. Lichidul este atras către tijă, se acumulează și are tendința
de a urca pe aceasta, în loc să fie aruncată pe pereții recipientului. [11]

I.3.Radiația
Radi ația este un mod de transfer de căldură care constă în transferul de energie de
la un corp care emite radiații către un corp care absoarbe radiații, prin intermediul unor
unde electromagnetice caracteristice. Transformarea energiei termice în energie
elect romagnetică de radiație, la corpul emițător, și transformarea inversă, a energiei
electromagnetice de radiație în energie termică, la corpul receptor, au un caracter cuantic,
corpuscular. Când două corpuri, care emit și absorb reciproc radiații, au tempera turi
diferite, se constată un transfer efectiv de căldură, de la corpul cu temperatură mai mare
către corpul cu temperatură mai mică. Spre deosebire de conducție și convecție, radiația se
manifestă la orice distanță între corpurile care schimbă căldură, ia r radiațiile termice, ca și
celelalte unde electromagnetice, se propagă și prin vid.
Radiațiile termice cu ajutorul cărora se realizează transferul termic prin radiație
între două corpuri cu temperaturi diferite, se deosebesc de celelalte ripuri de unde
electromagnetice și se caracterizează printr -un domeniu specific de lungimi de undă.
Radiațiile termice corespund unor lungimi de undă cuprinse aproximativ între 0,8 și 100,
maxim 400 micrometri. Radiațiile termice care cad asupra unui corp pot fi absorbite, pot fi
reflectate sau pot traversa corpul, fără a exista influențe reciproce importa nte.

12
În figura 1.1 este prezentat domeniul de radiații și lungimile de undă specifice
Figura 1.1. 1-radiații cosmice și gama, 2 -raze X, 3 -radiații ultraviolete, 4-raze luminoase
sau vizibile, 5 -radiații infraroșii sau termice , 6-unde scurte radio și radar,
7-unde medii radio, 8 -unde lungi radio [12]
Se definește drept corp negru acel corp care absoarbe în întregime radiațiile termice
incidente. Un asemenea corp nu există în natură, dar se pot realiza sist eme de laborator
care să se comporta ca un asemenea corp ideal.
Corpurile solide reale sunt practic opace la radiațiile termice, aceste corpuri absorb
o parte din radiațiile incidente și reflectă cealaltă parte.
Gazele monoatomice și biatomice sunt practi c total transparente la radiațiile
termice, aerul fiind compus din gaze biatomice nu se încălzește prin absorbția radiațiilor
solare.
Factori ce influențează coeficientul de absorbție al unui corp sunt natura corpului,
starea de agregare, temperatură, rugozitatea suprafeței corpului. Pentru un același material
și la aceeași temperatură, o suprafață rugoasă are un coeficient de absorbție mai mare decât
o suprafață netedă. S -a constatat că, în cavitățile suprafeței rugoase, au loc absorbții și
reflecții r epetate, care conduc la o absorbție globală mai mare în raport cu absorbț ia pe o
suprafață plană netedă[ 1].

13
CAPITOLUL II
Procesul de distilare în vid
II.1. Apariția procesului de distilare
Distilarea, supranumită „Regina separării” , este cel mai important si cel mai
vizibil proces de separare. Re prezintă o piatră fundamentală î n progresul industrial și deși
este unul dintre cele mai vechi procese, se poate spune ca este încă prematură, în plină
dezvoltare, de aceea atrage atenția multor cercetător i. Fără îndoială distilarea va rămâne și
în viitor o metodă cheie pentru se parare.
Distilarea este o operație cu rădăcini înca din Antichitate, și a fost practicată în
diverse domenii timp de mii de ani. S-au găsit dovezi că primele aplicații a distilării
datează din secolul I, fiind folosită de către alchi miști în Alexandria, Egipt, pentru
producerea de apă distilată. Distilarea în China se crede că a fost folosită din secolul I și II
sub Dinastia Han, dar distilarea băuturilor alcoolice ar fi început din secolele XII -XIII în
estul Chinei sub Dinastia Jin și secolele X -XIII în sudul Chinei sub Dinastia Song, reieșind
din dovezile arheologice. În 1500, alchimistul german Hieronymus Braunschweig a
publicat „Liber de arte destillandi” , prima carte dedicată pro cesului de dis tilare, urmând
ca în 1512 să fi e publicată o versiune mult mai extinsă a cărții. În 1651 John French
publică „The Art of Distillation” ce derivă de la cartea lui Braunschweig și include primele
diagrame ce expun proce sul la nivel industrial [13].
Primele aplicații au folosit echipamente simple cu scopul de a ridica concentrația
alcoolică a diverselor băuturi . Prima coloană de distilare a fost dezvoltată de către Cellier
Blumenthal în Franța în 1813. Perrier a introdus o primă versiune a talere lor cu clopoței în
Anglia în 1822. Utilizări ale coloanelor cu umpluturi datează din 1820, dezvoltate de către
un tehnolog Clement care a folosit bile din sticlă în distilarea alcoolului. Coffey a extins
progresul aducănd ca îmbunătățire talerele cu sită î n 1830. Prima carte scrisă în care sunt
prezentate fundamentele distilării este „La Rectification de l’alcohol” de Ernest Sorel în
1893. [14]
În primul sfert al secolului XX, princ ipala aplicație a distilării a fost concentrarea
alcoolului în diverse băuturi, urmănd ca după aceea aplicațiile să fie extinse și să reprezinte

14
principalul proces de separare în industria chimică. Această expansiune a accelerat o dată
ce distilarea a fost recunoscută ca o metodă eficientă de separare a țițeiului in diferite
produse. Plecănd de la această descoperire, aplicațiile distilării au început să se
răspândească în toate ramurile industriei chimice.
Distilarea este un proces fizic de separare a unui amestec în doi sau mai mulți
produși care au puncte de fierbere diferite, prin transformarea în vapori a componenților
mai volatili ai amestecului. Când un amestec lichid de doi componenți volatili se
încălzește, vaporii care rezultă vor avea o concentraț ie mai mărită de component cu
volatilitatea mai ridicată (cu punctul de fierbere mai scăzut). În schimb, cum este de
așteptat, dacă condensăm un amestec de vapori, lichidul rezultat va avea o concentrație mai
ridicată de component greu volatil (cu p unct de fierbere mai ridicat).[ 15]
II.2. Tipuri de distilare
Distilarea simplă
În procesul de distilare simplă, vaporii sunt direcționați imediat într -un
condensator. Ca urmare, distilatul obținut nu este pur ci mai degrabă compoziția lui este
identică cu compoziția de vapori la temperatura și presiunea impuse. Această concentrație
fiind dată de legea lui Raoult.
De aici rezultă că distilarea simplă este eficientă atunci când între lichidele supuse
distilării există o diferență între punctele de fierbere de minim 25 ℃ sau când se dorește a
se separa lichide de solide nevolatile sau uleiuri. În astfel de cazuri distilarea simplă oferă
un produs cu o puritate suficientă pentru scopul propus.
Distilarea fracționat ă
În majoritatea cazurilor, punctele de fierbere ale componenților unui amestec sunt
suficient de apropiate încât legea lui Raoult trebuie luată în considerare. Așadar, distilarea
fracționată trebuie utilizată pentru a putea separa componenți prin repetate cicluri de
vaporizare -condensare, acest lucru pu tând fii realizat cu ajutorul talerelor sau a
umpluturilor. Această separație, prin distilări succesive, se mai numește și rectificare.

15
Soluția ce se dorește a fi purificată este încălzită, vaporii ridicându -se în colonoală.
Pe măsură ce se ridică, se răce sc, condensând pe pereți, pe materialul umpluturii sau pe
talere. Condensul continuă să se încălzească datorită vaporilor fierbinți ce se ridică și
vaporizează încă o dată. Însă, compoziția noilor vapori formați este determinată încă odată
de legea lui Rao ult. Astfel fiecare ciclu nou de vaporizare -condesare va avea un randament
al purității componenților mai volatili mult mai crescut. Cu cât au loc mai multe astfel de
cicluri, cu atât produsul rezultat va avea o puritate mărită.
Distilarea în vid
Unii componenți au puncte de fierbere foarte ridicate. Pentru a se putea ajunge la
aceste puncte, este bine să se scadă presiunea de lucru decât să se măreasca temperatura.
Odată ce presiunea este scăzută la presiunea de vapori a componentului, fierberea cât și
procesul de distilare poate avea loc. Acest proces de reducere a presiunii poartă numele de
distilare în vid.
Acest proces este foarte util pentru componenți care au punctul de fierbere peste
temperatura de descompunere la presiune atmosferică, făcând ast fel imposibilă orice
încercare de distilare la presiune atmosferică.
Distilarea moleculară
Distilarea moleculară este distilarea în vid unde presiunea de lucru este sub 0.01
torr. Acesta reprezentând o unitate de mărime mai mare deasupra vidului înaintat , în care
fluidele se află într -o stare de curgere moleculară liberă . Faza gazoasă nu mai exercită
presiune , ce poate fi luată în considerare , asupra substanței ce urmează sa fie evaportă și ca
urmare, rata de evaporare nu mai depinde de presiune. Acest lucru este posibil speculând
că dinamica fluidelor nu mai are loc, transferul masic având loc mai degrabă pe baza
dinamicii moleculare decât a dinamicii fluidelor. Astfel, este necasară o rută scurtă între
suprafața fierbinte și suprafața rece. Distilarea moleculară se folosește la nivel industrial
pentru purificarea uleiurilor.
Distilare în vid cu sensibilitate la aer
Unii compuși pe lângă faptul ca au puncte de fierbere foarte ridicate mai sunt și
sensibili la aer (la temperaturi ridicate în contact cu ae rul reacționează formând amestecuri

16
explozive sau se oxidează ). O distilare simplă în vid ar putea fi folosită dacă vidul ar fi
înlocuit imediat după distilare cu un gaz inert. Însă, rezultatele cu această metodă nu vor
avea acelaș i randament, mai ales dac ă se dorește colectarea fracțiilor în condiții de presiune
redusă. Astfel pentru a se putea face colectarea fără utilijarea unui gaz inert s -a propus spre
folosință „triunghiul lui Perkin” ce reprezintă o serie de robinete de sticlă , care permite
izolarea fracțiilor de restul instalației fără ca recipientul în care are loc distilarea să necesite
îndepărtarea sursei de foc sau a sistemului de formare de vid, rămânând într -o stare de
reflux. Acest sistem permițând colectarea primei fracții fără a fi scoasă de sub vid și
colectată intr -un vas separat ca apoi un alt vas să poată fi conectat la sistem și adus la
parametrii de lucru pentru a putea fi colectată următoarea fracție. Acest tip de distilare este
adesea folosit în laboratoare.
Distilarea cu abur
Ca și în cazul distilării în vid, este o metodă de distilare pentru compuși cu
sensibilitate la căldură. Temperatura aburului este mai ușor de controlat față de suprafața
de încălzire a amestecului, permițând astfel un transfer de căldură mult mai bun fără a
aduce amestecul la temperaturi ridicate. Acest procedeu implică ca vaporii de abur să
treacă printr -un amestec încălzit a materiei prime. După legea lui Raoult, unii compuși vor
vaporiza în funcție de presiunea lor parțială. Astfel vaporii obținuți vor fi col ectați și
condensați, în urma condensării se vor obține două stratul, primul strat cel de jos va fi apa
rezultată de la răcirea vaporilor de abur antrenați, iar al doilea strat cel cu densitate mai
mică va fi de fracție obținută. Acest procedeu în industri e poartă numele de stripare cu
abur. [16][17]
Alte tipuri de distilări
1. Distilarea cu reactivi : în acest proces, produsul are punctul de fierbere mai scăzut
față de reactanți. Astfel pe măsură ce se formează, este transformat în vapori care sun t
colectați și condensați. Este metoda cea mai des folosită pentru a îndepărta impuritățile
volatile dintr -un amestec (exemplu: se adaugă puțin oxid de calciu pentru a se îndepărta
dioxidul de carbon din apă urmat de o a doua distilare în care se adaugă puțin acid sulfu ric
pentru a elimina urmele de amoniac) ;

17
2. Distilarea cu catalizatori : este asemănătoare cu distilarea precedentă dar se
folosesc catalizatori pentru a separa continuu produși de reactanți. Aceasta metodă este
folosită pentru a asista echilibrul reacțiilor p ână a ajunge la final;
3. Distilarea cu membrană : este o metodă de separara a unui amestec de lichide
parțial vaporizat cu ajutor unei membrane simple sau poroasă;
4. Distilarea extractivă : este definită ca distilarea ce are loc în prezența unui
component miscibil, cu punct de fierbere ridicat, relativ non -volatil, care nu formează
azeotrop cu ceilalți componenți ai amestecului;
5. Evaporarea parțială : are loc atunci când un lichid parțial vaporizat suferă o
reducere de presiune trecând printr -o supapă/valvă c u un diametru redus suferind astfel o
„ștrangulare”. Acest proces este unu l dintre cele mai simple fiind e chivalentul unei distilări
cu o singură etapă de echilibru;
6. Codistilarea : distilarea care are ca materie primă un amestec de componenți, dintre
care doi componenți sunt nemiscibili;
7. Distilarea azeotropă : este distilarea în care componenți crează un azeotrop, o
soluție cu proprietăți unice care se comportă ca și un component pur, având un punct de
fierbere și nu un interval de fierbere, astfel nu se poa te aplica legea lui Raoult pentru
această soluție; [18]
II.3. Descrierea procesului de distilare în vid
De multe ori instala ția de distilare în vid este cuplată cu cea de distilare
atmosferică, pentru o recuperare eficientă a căldurii ceea ce duce la impor tante economii
în construcție și pentru operare. Procesul de distilare în vid este utilizat în industria chimică
cu două scopuri: pentru obținerea de uleiuri ș i pentru recuperarea unor cantităț i maxime de
distilate de o anumit ă calitate din păcura de distilare atmosferică . Ca reziduu se ob ține în
ambele cazuri masă asfaltoasă (reziduu de vi d) utilizată fie la fabricare de uleiuri reziduale
fie ca materie primă în procesele de reducere de văscozitate, cracare termică, cocsare sau
obținere de bitumuri.
În tabelul 2.1 sunt prezentate produsele obținute în urma procesului de distilare în
vid pentru ambele instalații.

18
Tabel 2.1. Produse obținute în urma procesului de distilare î n vid

Produsul Limite de
distilare PRF
[℃] % masă 𝑑1515
Instalaț ia
pentru
uleiuri Motorină de vid 340-370 9.5 0.856
Ulei ușor 370-425 20.4 0.905
Ulei mediu 425-490 17.6 0.920
Ulei greu 490-550 14.4 0.940
Reziduu 550+ 38.1 1.010
Instalaț ia
pentru
distilat de
vid Distilat uș or 360-400 15.8 0.895
Distilat greu 400-525 35.9 0.925
Reziduu 525+ 48.3 1.013
Fracția ușoară de motorină de vid obținută după prelucrări secundare precum
solventare, hidrofinare se utilizează la obținerea combustibililor pentru motoare Diesel.
Fracțiile de uleiuri rezultate sunt prelucrate prin solventare, deparafinare, hidrofinare, în
vederea obținerii uleiurilor pentru motoare sau alte întrebuințări industriale. Distilatele de
vid rezultate din distilarea în vid constituie materii prime pentru procesele de hidrotratare,
cracare catalitică și hi drocracare. Reziduul de vid constituie materia primă pentru alte
procese secundare de prelucrare (reducere de vâscozitate, cocsare, dezasfaltare, bitum, etc)
sau drept component pentru fabricarea combustibililor pentru focare (centrale termice).
Procesul s e bazează pe distilarea hidrocarburilor grele în vid la temperaturi care să
evite descompunerile termice. Cu cât vidul va fi mai înaintat, va rezulta o temperatură mai
scăzută și deci cracări mai reduse.
O instalație de distilare în vid are ca și utilaje componente: cuptorul, echipamente
de schimb de căldură (schimbătoare, condensatoare, răcitoare), coloana de fracționare și
sistemul de producere a vidului.
Rețeaua de schimbătoare de căldură, ca și în instalația de distilare atmosferică, este
deosebit de complexă pentru a recupera maximum de căldură din produsele separate.
Complexitatea constructivă și operațională a acestei rețele, costul ridicat de investiție,
operare și întreținere a făcut necesară elaborarea de modele energetice de optimizare care
au p ermis, chiar și în instalațiile existente, prin retehnologizarea acestora, reducerea
consumurilor energetice cu până la 40%.

19
Cuptoarele instalației au fost perfecționate pentru realizarea unor randamente
energetice de peste 90% și reducerea drastică a pol uării. Economia de căldură se face prin
recuperarea avansată a acesteia din gazele arse, prin preîncălzirea aerului de ardere cu
ajutorul unor aparte eficiente si fiabile, prin utilizarea unor materiale constructive ce permit
o izolare termică mult mai efi cientă, reducând substanțial pierderile de căldură. Utilizarea
arzătoarelor cu aer controlat contribuie atât la o bună distribuție energetică în cuptor cât și
la reducerea substanțială a oxizilor de azot poluanți. Caracteristica principală a cuptoarelor
prezente în instalația de distilare în vid o constituie realizarea unei vaporizări cât mai mari
în țevile cuptoarelor, deci o cădere de presiune cât mai mică în zona finală de vaporizare și
pe traseul parcurs de materia primă. Trebuie să se aibă în vedere ca materia să aibă
temperatură maximă în serpentine ci nu la ieșirea din cuptor deoarece după acest punct
temperatura poate să scadă, aportul de căldură necompenând efectul reducerii presiunii.
Pentru evitarea unor astfel de situații se leagă în paralel tuburile din ultima parte a
sepentinei în care se introduce abur, mărindu -se astf el procentul de vaporizat în cuptor.
Coloana de fracționare a fost optimizată prin introducerea în unele secțiuni ale
coloanelor umpluturi structurate. Acesta pot fi poziționate în locul talerelor de fracționare
tradiționale sau în apropiata vecinătate a acestora, realizând astfel o mai bună separare între
fracțiunile petroliere prin evitarea suprapunerilor. Utilizarea umpluturilor structurate în
distilarea în vid a permis reducerea conținutului de metale și compuși care produc cocs,
efect important pentru protejarea catalizatorilor din cracare termică și hidrocracare. În
acelaș timp înălțimea coloanei scade ca urmare a eficacității mărite a umpluturilor
comparativ cu cea a talerelor.
Sistemul de vid a fost ameliorat prin utilizarea ejectoarelor eficiente și a pompelor
de vid care permit producerea unui vid mai înaintat. Astfel se permite: recuperarea unor
fracțiuni grele uleioase, utile unor prelucrări ulterioare și aplicarea distilării u scate, fără
injecție de abur, reducându -se astfel consumul de abur și formarea de ape poluate. [19][20]

20
Instalația pentru obț inere de uleiuri este prezentată în figura 2.1
Figura 2.1. Schema instalației pentru obținere de uleiuri
1-Coloană de distilare în vid; 2 -Coloană de stripare; 3 -Cuptor; 4 -Schimbător de căldură;
5-Generator de abur; 6 -Răcitor cu aer; 7 -Răcitor cu apă
După cum se poate observa ș i din Figura 2.1 păcura obținută din distilarea
atmosferică este pompată către un tren de schimbătoare de căldură, unde este preîncălzită
treptat înainte de a fi introdusă în cuptorul tehnologic. În trenul de schimbătoare de
căldură, păcura va face schimb de căldură cu produsele c e ies din coloana de distilare în
ordine crescătoare a temperaturilor de ieș ire. Primul schimb de căldură va fi cu motorina
de vid, apoi cu uleiul Spindel, uleiul uș or, uleiul mediu, uleiul greu iar ultimul de schimb
de căldură î l va face cu reziduul de vid, atingâ nd astfel temperatura de 290 ℃.
După ce este preîncălzită, păcura intră în cuptor unde va fi încălzită până la
temperatura de 350 ℃, temper atură necesară pentru a se putea iniț ia procesul de distilare.
Din cuptor, păcura va intra în coloana de distilare în vid pe un taler situat în
aproprierea blazului coloanei . Prin blazul coloanei se va adă uga abur pentru a se atinge

21
temperaturile necesare pentru ca pr odușii mai volatili să treacă în stare de vapori și să urce
pe talere până ating temperatura la care vor condensa.
Produsele obț inute sunt:
• Produsul de vâ rf
Motorina de vid colectată de pe talerul din aproprierea vârfului coloanei. A ceasta va fi
supusă unei răciri făcând schimb cu materia primă apoi introdusă într-un ră citor cu aer
pentru a fi adusă la o temperatură ce permite depozitarea acesteia . O parte din motorina de
vid este reintrodusă în coloană ca reflux pentru menț inerea echilibrului termodinamic pe
ultimul taler, iar restul de motorină este trimis că tre depozitare sau pentru a fi supusă unor
prelucră ri secundare.
• Produsele laterale
Ulei Spindel, este un ulei cu o vâscozitate redusă , acesta este d e obicei aditivat ca mai
apoi să fie utilizat drept lubriciant în industria textilă pentru maș inile de cusut, deoarece
acesta nu pătează textilele.
Uleiul uș or, u leiul mediu , uleiul greu sunt introduș i într-o coloană de stripare, unde
sunt stripaț i cu abur. O parte din produsul obținut este trimis în coloană ca reflux cu un
taler sau dou ă mai sus față de talerul de cole ctare, iar restul este trimis către schimbatoarele
de căldură pentru a fi ră cite iar ma i apoi depozitate.
• Produsele de blaz
Reziduul de vid colecta t din blazul co loanei va intra î ntr-un schimbător de căldură unde
va face schimb de căldură cu materia primă, fiind ră cit iar apoi depoz itat sau trimis ca
materie primă pentru diverse procese precum: reducerea de vâ scozitate, cocsare,
dezasfaltare, bitum etc.
Punctul de inflamare a fracțiilor de uleiuri și a reziduului de vid se corectează prin
stripare cu abur supraîncălzit introdus în striperele laterale și la baza coloanei. Pentru
fracțiile de uleiuri și striperele cu refierbător, coloanele de stripare laterale sunt ec hipate cu
4 talere de stripare . Debitul de abur de stripare este de regulă de 4- 6% masă, raportat la
debitul de materie primă.
Coloanele de distilare în vid pentru obținerea de uleiuri diferă din punct de vedere
constructiv față de cele destinate obținerii de distilate de vid și bineînț eles de cele de
distilare atmosferică. Coloanele pentru obținerea de uleiuri au un număr mai mare de talere

22
(cuprins între 29 ș i 33 de talere) pentru a se putea realiza o separare m ai eficientă . La baza
coloan ei diam etrul este mai redus față de zona de mijloc pentru a asigura un timp de
staționare mai scurt (3 -5 minute) a reziduului de vid, cu scopul de a evita apariția cocsării
zonei datorită temperaturilor ridicate. Deși diferă din punct de vedere constructiv,
coloanele de fracționare în vid pentru obținere de uleiuri sunt proiectate în mod asemănător
cu coloanele de distilare atmosferică. Deoarece specificațiile ce trebuiesc îndeplinite de
către produsele laterale sunt mult stricte. Ambele instalații, cea de distila re în vid cu scopul
de obtinere de uleiuri cât și cea de distilare atmosferică, au langă coloanele de separare,
coloane de stripare. Acestea sunt folosite cu scopul de regla anumite proprietăți ale
produselor laterale. [1]
Pentru limitare a antrenărilor, coloana este prevazută cu demistere: î n zona d e sub
talerul de curgere a fracției de ulei greu, la vâ rful co loanei deasupra primului taler și în
zona de intrare a vaporilor în conducte de vârf. Demisterul este utilizat în proces pentru a
se evita antrenare a picăturilor de lichid sau pentru îndepă rtarea ceț ii dintr -un flux de gaz.
Datorită faptului că î n zona de vaporizare este necesară menținerea unei presiuni
scăzute (în jur de 50 -90 mmHg), talerele și amenajările interioare trebuie să realizeze
căderi mic i de presiune în comparație cu cele ale distilă rii atmosferice.
Coloanele s unt echipate cu talere cu clapeți și talere cu coșuri. Se recomandă
utilizarea a 3 -5 talere pentru separarea fracț iilor vecine. Coloanele mai moderne sunt
prevăzute cu talere cu clapeți, pachete de umplutură de tip „glitsch grid” aranjate în
diferite combinații ș i talere sită care dau o cădere mică de presiune și au un preț de cost
scăzut. Talerele cu clopoței se utilizează din ce î n ce mai rar.
Una din cauzele care au dus la ren unțarea talerelor cu clopoței este faptul că au
rezistență mai scăzută în procesul de distilare. Principalele cauze ce fac ca talerelor cu
clopoței sa devină ineficiente sunt: posibilitatea de a avea prea mult lichid pe talerele
inferioare, ca talere sa ce deze din cauza unui vid care este prezent în anumite secții ale
coloanei, daune cauzate de o rație mare de vapori. Dar principala cauză a ineficenței
talerelor cu clopoței este: cu cât rația de vapori scade, activitatea talerelor scade, până la un
anumit p unct când talerele vor deveni inactive. Lichidul ce va trece pe aceste talere
inactive va avea un contact minim cu vaporii. La rații scăzute există riscul ca activitatea
vaporilor să se concentreze în anumite secții ale talerului, din cauză că unii clopoțe i devin

23
inactivi. In acest caz este posibil ca lichidul să traverseze talerul fără a avea vreun contact
cu vaporii. De aici rezultă eficiența scăzută a talerelor cu clopoței în procesul de distilare în
vid. Nimic nu se poate face pentru a compensa pentru a cest lucru. În schimb talere cu
clapeți pot fi proiectați pe două categorii: talere cu clapeți grei și talere cu clapeți ușori. La
rații mari de vapori, toți clapeții se vor deschide. Pe măsură ce rația de vapori va scădea,
unii clapeți vor începe să stea închiși. Având clapeți grei dar și ușor pe taler, clapeți grei se
vor închide primii și unii sau toți clapeții ușori vor rămâne deschiși. Dacă clapeții ușori vor
fi distribuiți în mod egal în suprafața activă, chiar dacă rația de vapori va fi mică echilibr ul
termodinamic lichid -vapori va exista făcând posibilă în continuare transferul de masă.
Astfel talerele vor avea o activitate mai redusă dar nu vor deveni inactive. [21][22]

Instalația pentru obț inere de distilate de v id este prezentat in figura 2.2.

Figura 2.2. Schema instalației de distilare în vid cu obținere de distilat
1-Coloană de distilare în vid; 2 -Cuptor; 3 -Schimbător de căldură; 4 –
Generator de abur; 5 -Răcitor cu aer; 6 -Răcitor cu apă

24
Păcura obținută î n urma pro cesului de distilare atmosferică este pompată către
instalația de distilare î n vid, urmând a fi preîncălzit ă prin schimb de căldură cu fracțiile ce
ies lateral din coloana de fracționare . Primul schimb de căldură va avea loc între materia
primă și distilatul de vi d ușor, al doilea schimb de căldură va fi între materia primă
reprezentând î n continuare fl uxul rece și distilatul de vid greu ce reprezintă fluxu l cald, iar
ultimul schimb de căldură va fi realizat între materia primă ș i reziduul de vid.
După ce este preî ncălzită cu ajutorul trenului de schimbătoare de căldură, pă cura cu
temperatura de 270 ℃, este introdusă în cuptor unde va fi încălzită până la temperatura de
385℃. În interiorul utilajului sunt prevăzute termocuple pentru măsurarea temperaturii
produsului în diferite tuburi ale serpentinei, în fiecare zonă, precum și termocuple pentru
măsurarea temperaturii gazelor arse în diferite puncte. Cuptoarele din această instalație
sunt prevăzute cu sistem de blocare care oprește alimentarea cu combustibil gazos pri n
închiderea robineților către arzătoare și piloți în următoarele situații critice:
– Presiune minimă de gaze combustibile.
– Debit sub valoarea minimă pe pașii cuptoarelor.
Cele două distilate obținut e ca produse laterale: distilatul de vid ușor ș i disti latul de
vid greu , după ce sunt scoase lateral din coloană și răcite pe seama fluxu lui de păcură care
vine de la distilarea atmosferică , sunt apoi trecute prin generatoare de abur și trimise la
depozit împreună sub forma unui distilat total.
În coloana de distilare în vid se realizează separa rea în vid a amestecului lichid –
vapori, care vine din cuptor , ținând cont de limitarea temperaturii la ieșirea din cuptor
pentru a preveni descompunerile termice și determinarea cantității produselor. Pentru o
valoare d ată a temperaturii în zona de vaporizare a coloanei ( în general 395–410° C),
scăderea presiunii parțiale a hidrocarburilor are ca efect creșterea procentului vaporizat și
deci a cantității de distilate obținute .
Scăderea presiunii pe sistem permite reducer ea cantității necesare de abur, pentru a
realiza procentul dorit de vaporizat. Dacă această presiune este destul de scăzută, poate să
nu mai fie necesară introducerea de abur pentru scăderea presiunii parțiale a
hidrocarburilor, realizându -se așa zisul tip de distilare uscată în vid . Pe de altă parte,
scăderea presiunii pe sistem se realizează prin creșterea energiei și a debitului de abur

25
necesar pentru producerea vidului. Creșterea presiunii pe sistem conduce la creșterea
debitului de abur de injecție și de asemenea la creșterea diametrului coloanei. Aburul
prezent în zona de vaporizare se introduce parțial (cca. 70%) la baza coloanei , iar o parte în
cuptor (cca. 30%) înainte de punctul în care începe vaporizarea păcurii.
Dacă se dorește ca producția de distilate să fie maximă, cantitatea de gaz în
produsul de blaz va trebui să fie adusă la un minimum. Dar dacă se dorește ca reziduul de
vid să fie folosit în instalații pentru bitumuri, atunci este necesar ca o anumită cantitate de
gaz să fie păstrată în produsul de blaz pentru a reda nivelul necesar de plasticitate
bitumului.
Reducerea căldurii din coloană se realizează prin intermediul refluxurilor
recirculate sau refluxurilor subrăcite . Căldura recuperată din coloana de distilare in vid se
utilizează pentru încălzirea fluxului de păcură rece în instalațiile integrate de distilare
atmosferică și î n vid .
Coloanele de vid pent ru obținerea de distilat total au un număr mai mic de talere (în
numă r de 11) și sunt de tip talere cu clapeți și talere coșuri . Aceste coloane sunt prevăzute
cu demistere sub zona de culegere a distilatului greu și la vârf. Mai nou acestea sunt
prevăzute cu talere coșuri , pachete de umplutură de tip „glitsch grid” și inele în zona de
culegere a distilatului. Pachetele de umplutură de tip „glitsch grid” asigură căderi de
presiune mici (sub 10% a talerelor sită și mai scăzute de 0, 35 mmHg pe un t aler) având o
eficiență mai mare .
Zona de bază a coloanelo r pentru obținerea distilatelor este prevăzută cu talere de
stripare și are un diametru mai mic decât în zona centrală, ca în cazul coloanelor pentru
obținerea de uleiuri.

26

Figura 2.3. Schema de principiu a u nei instalații de producere a vidului
Un utilaj specific instalațiilor de distilare î n vid este utilajul pentru producerea
vidului. Vidul necesar distilării se realizează la vârful coloanei și implicit în zona de
vaporizare. Reducerea presiunii se obține prin condensarea aburului și răcirea gazelor calde
în condensatoare și prin aspirația gazelor din sistem cu ajutorul ejectorului sau pompei de
vid. Se folosesc condensatoare și ejectoare cuplate în 2 sau 3 trepte .
La coloanele de distilare în vid pentru obținerea de distilat total , vidul de la vârful
coloanei ajunge până la 60 – 70 mmHg . La coloanele pentru obținerea de uleiuri , vidul
ajunge la o valoare de 20 – 30 mmHg . În prezent, presiunea minimă realizată în condiții
econo mice la vârful unei coloane distilarea in vid este de 5 mmHg .
Consumul de abur la ejectoare este în funcție de cantitatea de gaze care trebuie
aspirate, de compoziția lor, de presiunea de aspirație, de presiunea aburului motor și de
temperatura apei de ră cire. La coloanele de vid care lucrează cu injecție de abur ,
compoziția amestecului de vârf spre sistemul de vid este formată de hidrocarburi de
motorină de vid antrenată (5 – 10%), abur (85 – 93%), gaze necondensabile și aer (2 –
6%). La coloanele de distilare in vid fără injecție de abur , amestecul este constituit din
gaze necondensabile (95 – 97% ) și a bur (3 – 5%).
Pentru a reduce consumul de abur la sistemul de vid, se utilizează pompele de vid
cu inel lichid acționate cu motor în locul ejectorului , în treapta a doua și a treia .
Capacitatea pompelor de vid cu inel lichid este de până la 1000 m3/h. Presiuni mai mici se
pot obține utilizând alte tipuri de instalații rezultate din combinarea ejectoarelor și
condensatoarelor cu pompe de vid. [23][24]

27
CAPITOLUL III
Cuptoare tehnologice
III.1.Elemente construc tive ale unui cuptor tehnologic
Cuptoarele tehnologice sunt utilizate pentru a crește temperatura fluidelor dintr -un
proces. Prin ardere de combustibil, lichid sau gazos, se obțin gaze de ardere cu temperatură
ridicată, care transmit căldură materiei prime care circulă prin tuburi. Câteodată este
posibil ca să nu fie o simplă încălzire, creșterea temperaturii ducând la reacții chimice
precum cracare sau reformare, cauzând modificări fizice și structurale. În acest caz
cuptorul nu mai este un utilaj de încălzire, având rol de reactor. Cuptoarele tehnologice pot
varia de la cuptoare cilindrice cu diametrul de aproximativ 2 m până la cuptoare folosite în
rafinării ce pot ocupa până la 5 0 m2.[25]
Componentele de bază ale unui cuptor sunt: serpentinele, arzătoarele, camera de
ardere care este deobicei izolată cu o căptușeală refractară și un coș. Zona ce cuprinde
serpenti nele aflate în aproprierea arzătoarelor se numește zona de radiație deoarece
principalul mod de transfer termic este radiația. La cuptoarele cu dimensiuni mari este de
dorit să se reducă costurile de alimentare cu gaz combustibil sau să se poată recupera
căldura pierdută, astfel s -a construit o secție în interiorul cărora se află o mulțime de tuburi,
această secție aflându -se chiar deasupra secției de radiație și purtând numele de secție de
convecție. Este adesea folosită pentru recuperarea căldurii de la gaz ele arse, fie
preîncălzind materia primă înainte de a intra în secția de radiație, fie prin generarea de
abur, trecănd prin tuburi apă, sau supraîncălzind aburul ce trece prin interiorul tuburilor.
Această zonă nu prezintă eficiență ridicată pentru cuptoar ele de mici dimensiuni de aceea
de cele mai multe ori este absentă. Numele de secție de convecție vine de la faptul că
principalul mod de transfer termic este convecția. Unele arzătoare sunt proiectat e astfel
încât să fie însoțite d e un distribuitor de a er care să asigure aerul necesar combustiei.

28

Figura 3.1. Elementele constructive ale unui cu ptor paralelipipedic vertica l[26]
Cuptoarele mai au în construcția lor uși de explozie și guri de vizitare. Gurile de
vizitare au rolul de a oferi posibilitatea observării flăcărilor cuptorul cu scopul de ale
verifica. De cele mai multe ori singurul mod de accesa camera de ardere nu este prin gurile
de vizitare ci prin demontarea unui arzător. Ușile de explozie sunt amplasate pe pereți
obligi ai cuptoarelor, în c az de explozie aceste uși vor fi aruncate făcând astfel posibilă
evacuarea gazelor de combustie și exploziei, pentru a evita distrugerea pereților cuptorului.
Ușile sunt construite după principiul supapelor dintr -un material greu astfel că este
necesară o presiune ridicată pentru a pu tea fi deschise din interior.[1][27 ]
Coșurile de fum sunt prevăzute cu un amortizor pentru a controla presiunea de
evacuare a gazelor arse în atmosferă și pentru a opri infiltrarea aerului în cuptor. Acest aer
nu va participa l a combustie ceea ce va duce la o ineficiență în ardere, risipind energie și
generând emisii de noxe.
În rafinăriile de petrol sunt puține cazuri în care se recuperează căldură din fluxuri
tehnologice gazoase pentru generare de abur. În schimb sunt foarte r ăspândite situațiile în
care se recuperează căldură pentru generare de abur sau supraîncălzire de abur din gazele
de ardere de la cuptoare. În cadrul instalațiilor tehnologice marin din rafinăriile de petrol

29
cuptoarele de încălzire și vaporizare a materiei prime sunt prevăzute cu recuperatoare de
căldură. Aburul produs în cadrul instalației poate compensa total sau parțial necesarul
acesteia.
În figura 3.2. este prezentată schema unui recuperator de căldură cu generare de
abur saturat și supraîncălzit din apă subrăcită
Figura 3.2 Recuperarea căldurii cu ajutorul gazelor arse 1 – pompe; 2 – vas tambur sau
separator; 3 -cuptor tehno logic [28 ]

30
III.2. Tipuri de cuptoare tehnologice
Cuptoarele tehnologice utilizate în industria prelucrării petrolului sunt de două
tipuri: cuptorul paralelipipedic de tip cabină și cuptorul vertical, pe lângă acestea mai
există și un cuptor cu o construcție specială utilizat în domeniul petrochimiei și anume
cuptorul de piroliză.
În funcție de rolul pe care îl a u, cuptoarele se pot împărți în:
▪ Cuptoare de încălzire pentru:
(a) încălzirea și vaporizarea fracțiilor ușoare, primare
(b) încălzirea și vaporizarea țițeiului
(c) încălzirea și vaporizarea păcurii ( distilarea în vid )
(d) încălzirea uleiurilor grele, distilatelor grele
(e) reformarea catali tică
(f) distilarea filtratului de la deparafinare
(g) extracția cu solvenți
(h) cazane cu abur
▪ Cuptoare de încălzire și reacție pentru:
i. Cocsare întârziată
ii. Hidrotratare
iii. Hidrocracare
iv. Reducere de vâscozitate
v. Piroliză ( gaze și lichide ) [29 ]
III.2.1. Cuptoare paralelipipedice
Cuptoarele paralelipipedice sunt cele mai utilizate. Ele asigură o gamă variată de
servicii și un domeniu larg al debitelor termice transmise. Orice cuptor a cărui tubulatură
este așezată pe orizontală este considerat a fi un cuptor parale lipipedic. În acest tip de
cuptor este posibilă delimitarea a două zone diferite de temperatură. Zona cea mai caldă
este denumită zona de radiație iar zona cu căldură mai scăzută este denumită zona de
convecție. Absobția căldurii în conductele din zona de radiație se face cu ajutorul radiației
directe de la flăcările cuptorului. În unele cuptoare se folosesc plăci de protecție pentru a

31
delimita zona de radiație de zona de convecție. Transferul de căldură în zona de convecție
se face prin convecția gazelor a rse cu conductele aflate în această zonă.
În figura 3.3. este prezentată schema generală a unui cuptor paralelipipedic

Figura 3.3. Cuptorul paralelipipedic, 1 – cuptor paralelipipedic cu arzător pe gaze
2-cuptor paralelipipedic cu arzător cu presiune 3 – model 3D
Cuptoarele pot avea diverse arzătoare, după combustibilul utilizat pentru ardere: pe
combustibil gazos sau pe combustibil lichid ; acestea pot avea diferite amplasări: pe
acoperișul cuptorului, pe pereții laterali, pe pereții oblici, pe podeaua cuptorului.
Fluxul termic poate fi ascendent sau descendent în funcție de amplasarea
arzătoarelor. Dacă arzătoarele sunt amplasate pe podeaua cuptorului sau pe pereții laterali,
fluxul termic va fi ascendent, gazele arse urcând către secția de convecție iar apoi către
coșul de fum. Dacă arzătoarele sunt amplasate pe acoperișul cuptorului sau pe pereții
obligi, fluxul termic va fi descendent. În acest caz la baza cuptorului va exis ta o cameră de
colectare în care gazele vor fi colectate și redistribuite către zona de convecție. Acest tip
constructiv se folosește pentru cazul când gazele arse formate sunt corozive și ar putea

32
exista particule solide ce ar putea fi antrenate de gaze, urmând a se depune pe conducte și
le-ar putea eroda , astfel prin bătaia flăcărilor în mod direct asupra gazelor formate se
elimină posibilitatea antrenării de particule solide.
III.2.2. Cuptoare verticale
Cuptoarele verticale pot fi cilidrince sau dreptun ghiulare. Pentru acest tip de
cuptoare secția de convecție poate lipsi. Arzătoarele sunt amplasate în mijlocul podelei
cuptorului. Tuburile pot fi dispurse vertical sau sub formă de spirală. Datorită formei
cilindrice, în acest cuptor transferul termic pri n radiație este uniform. Cuptorul cilindric
este asemenea utilizat pentru domeniile ce necesită un aport de căldură mai scăzut și este
preferat din cauza costurilor reduse.
În figura 3.4. sunt prezentate aranjările tuburilor într -un cuptor cilindric

Figu ra 3.4. Cuptorul vertical cilindric 1 – cuptor vertical cilindric doar cu secție de
radiație și tuburi amplasate vertical; 2 – cuptor vertical cilindric cu secție de radiație și
secție de convecție și tuburi spiralate; 3 – model 3D [30]

33
CAPITOLUL IV
Calculul tehnologic pentru dimensionarea cuptorului tubular utilizat
în procesul de distilare î n vid
IV.1. Tema de calcul
Se cere să se realizeze calculul tehnologic pentru dimensionarea unui cuptor tubular
utilizat în procesul de distilare în vid.
IV.2. Date de proiectare
Cuptorul utilizat în procesul de distilare în vid este de tip paralelipipedic vertical,
cu secție de radiație, secție de convecție și preîncălzitor de aer. Se dau ca date de
proiectare:
– Capacitatea de prelucrare a cuptorului: 323 880 kg/h
– 𝜌𝑝ă𝑐𝑢𝑟 ă=969 .7 𝑘𝑔/𝑚3
– Factor de caracterizare: K=11.6
– Presiunea păcurii la ieșirea din cuptor: 0.2 bar
– Procent vaporizat a păcurii: 45%
– Temperatura de intrare a păcurii în cuptor: 225oC
– Temperatura de ieșire a păcurii din cuptor: 367oC
– Tensiunea termic ă efectivă:
• zona de convecție: 4 000 -12 500
• zona de radiație: 29 200
– Nu se folosește abur. Distilarea este uscată.
Se admit:
– Temperatura combustibilului: t comb = 80oC
– Temperatura aerului: taer = 70oC
– Temperatura de intrare a gazelor de ardere în preîncălzitorul cu aer
tintrare = 439oC
– Temperatura gazelor de ardere la coș: t c = 200oC

34
– Temperatura gazelor de ardere la trecerea din secția de radiație în secția de
convecție (la prag): t p = 900oC
Combustibilul utilizat pentru întreținerea funcționării cuptorului sunt gazele
combustibile rezultate din rafinărie.
Compoziția elementară a acestui combustibil este dat de tabelul 4.1 :

Nr crt Component Procentul masic [%]
1 Hexan 0.98
2 Propan 7.79
3 Propilenă 1.42
4 i-butan 1.29
5 n-butan 2.89
6 1-iso-butenă 0.60
7 Trans -2-butenă 0.16
8 Cis-2-butenă 0.12
9 i-pentan 0.78
10 n-pentan 0.89
11 Dioxid de carbon 0.04
12 Etan 14.17
13 Hidrogen 34.34
14 Azot și oxigen 3.27
15 Monoxid de carbon 0.39
16 Metan 26.03
17 Etilenă 4.84
Total 100
Se mai dau:
– 𝜌𝑔𝑎𝑧𝑒 =860 𝑘𝑔/𝑚3
– Puterea calorifică inferioară a gazelor: H i = 40 770 kJ/m3 = 28 539 kJ/kg

35
IV.3. Calculul procesului de combustie
Alegerea combustibilului este o decizie foarte importantă în procesul de proiectare
a cuptorului deorece aceasta are un impact major asupra performanței cuptorului și
reprezintă factorul cel mai costisitor de funcționare al cuptorului. Combustibilii pot fi
solizi, lichizi sau gaze și se pot forma în mod natural sau pot fi fabricați. Chiar și
combustib ilii naturali necesită un anumit grad de prelucrare înainte de a fi utilizați.
Proprietățile combustibilului ce influențează folosirea acestuia includ:
1) Disponibilitatea și costurile
2) Valorarea calorică
3) Limitele de inflamabilitate
4) Densitatea combustibilului, în special combustibilii gazoși și lichizi
5) Puterea de emisie a flăcării produse
6) Compoziția chimică și produsele rezultate din procesul de ardere
7) Conținutul de cenușă și compoziția (pentru combustibilii solizi)
8) Efectul produselor de ardere asupra produsulu i
În general, combustilii sunt pe bază de hidrocarburi. Combustibilii fără hidrocarburi
pot fi și hidrogenul, monoxidul de carbon, etanolul, metanolul și multe bio -derivate. Alte
materiale care în mod normal nu trebuiesc considerate drept combustibil, elib erează
căldură când oxidează și contribuie cu o cantitate semnificativă de energie la proces. Un
bun exemplu pentru astfel de materiale o reprezintă minereurile de sulf.

36
Tabelul 4.2:
Nr crt. Component yi Mi Miyi gi
1 Hexan 0.0098 86 0.8428 0.0391
2 Propan 0.0779 44 3.4276 0.1591
3 Propilenă 0.0142 42 0.5964 0.0276
4 i-butan 0.0129 58 0.7482 0.0347
5 n-butan 0.0289 58 1.6762 0.0778
6 1-iso-butenă 0.0060 56 0.3360 0.0156
7 Trans -2-butenă 0.0016 56 0.0896 0.0041
8 Cis-2-butenă 0.0012 56 0.0672 0.0031
9 i-pentan 0.0078 72 0.5616 0.0260
10 n-pentan 0.0089 72 0.6408 0.0297
11 Dioxid de carbon 0.0004 44 0.0176 0.0008
12 Etan 0.1417 30 4.2510 0.1974
13 Hidrogen 0.3434 2 0.6868 0.0318
14 Azot și oxigen 0.0327 28+32 0.9156+1.0464 0.0425+0.0485
15 Monoxid de carbon 0.0039 28 0.1092 0.0059
16 Metan 0.2603 16 4.1648 0.1934
17 Etilenă 0.0484 28 1.3552 0.0629
Total 1 – 21.533 1
Unde:
– yi reprezintă procent masic pentru fiecare component
– Mi reprezintă masa molară pentru fiecare component
– gi reprezintă fracția masică pentru fiecare component
Compoziția unui combustibil se exprimă în funcție de fracțiile masice de carbon
(c), hidrogen (h), sulf (s), oxigen (o), azot (n), umiditate (w) și substanțe minerale (z).
Suma acestora trebuie să fie egală cu unitatea, conform relației:
𝑐+ℎ+𝑠+𝑜+𝑛+𝑤+𝑧=1 (4.1)

37
Calcularea fracțiilor masice pentru hidrocarburi C nHm se face cu relațiile:
𝑐= 𝑀𝑐·𝑛
∑(𝑀𝑐∙𝑛+ 𝑀ℎ∙𝑚) (4.2)
ℎ=1−𝑐 (4.3)
Unde:
– c – fracția masică a carbonului
– h – fracția masică a hidrogenului
– Mc – masa molară a carbonului (g/mol)
– Mh – masa molară a hidrogenului (g/mol)
– n – numărul de atomi de C din moleculă
– m – numărul de atomi de H din moleculă

Pentru compușii de tip C nOm se vor folosi relațiile:

𝑐= 𝑀𝑐·𝑛
∑(𝑀𝑐∙𝑛+ 𝑀𝑜∙𝑚) (4.4)

𝑜=1−𝑐 (4.5)
Unde:
– c – fracția masică a carbonului
– o – fracția masică a oxigenului
– Mc – masa molară a carbonului (g/mol)
– Mo – masa molară a oxigenului (g/mol)
– n – numărul de atomi de C din moleculă
– m – numărul de atomi de O din moleculă
𝐶6: 𝑐= 12 ∙6
12 ∙6+1∙14=0.837
ℎ=1−0.837 =0.163
𝐶3 : 𝑐= 12 ∙3
12 ∙3+1∙8=0.818
ℎ=1−0.818 =0.182

38
𝐶3′: 𝑐= 12 ∙3
12 ∙3+1∙6=0.857
ℎ=1−0.857 =0.143
𝑖𝐶4: 𝑐= 12 ∙4
12 ∙4+1∙10=0.827
ℎ=1−0.827 =0.173
𝑛𝐶4: 𝑐= 12 ∙4
12 ∙4+1∙10=0.827
ℎ=1−0.837 =0.173
𝑖𝑠𝑜 1𝐶4′: 𝑐= 12 ∙4
12 ∙4+1∙8=0.857
ℎ=1−0.857 =0.143
𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠 2𝐶4′: 𝑐= 12 ∙4
12 ∙4+1∙8=0.857
ℎ=1−0.857 =0.143
𝑐𝑖𝑠 2𝐶4′: 𝑐= 12 ∙4
12 ∙4+1∙8=0.857
ℎ=1−0.857 =0.143
𝑖𝐶5: 𝑐= 12 ∙5
12 ∙5+1∙12=0.833
ℎ=1−0.833 =0.167
𝑛𝐶5: 𝑐= 12 ∙5
12 ∙5+1∙12=0.833
ℎ=1−0.833 =0.167
𝐶𝑂 2: 𝑐= 12 ∙1
12 ∙1+16∙2=0.272
𝑜=1−0.272 =0.728

39
𝐶2: 𝑐= 12 ∙2
12 ∙2+1∙6=0.8
ℎ=1−0.8=0.2
𝐻2: ℎ=1
𝑁2+ 𝑂2: 𝑛= 1
𝑜= 1
𝐶𝑂: 𝑐= 12 ∙1
12 ∙1+16∙1=0.428
𝑜=1−0.428 =0.572
𝐶1: 𝑐= 12 ∙1
12 ∙1+1∙4=0.75
ℎ=1−0.75=0.25
𝐶2′: 𝑐= 12 ∙2
12 ∙2+1∙4=0.857
ℎ=1−0.857 =0.143
Compoziția elementară a amestecului de gaze se face folosind relații de aditivitate :
𝑐= ∑𝑐𝑖 ∙ 𝑞𝑖 (4.6)
ℎ= ∑ℎ𝑖 ∙ 𝑞𝑖 (4.7)
𝑜= ∑𝑜𝑖 ∙ 𝑞𝑖 (4.8)
𝑛= ∑𝑛𝑖 ∙ 𝑞𝑖 (4.9)
Unde:
– c reprezintă compoziția elementară a carbonului
– ci reprezintă fracția masică a carbonului
– h reprezintă compoziția elementară a hidrogenului
– hi reprezintă fracția masică a hidrogenului

40
– o reprezintă compoziția elementară a oxigenului
– oi reprezintă fracția masică a oxigenului
– n reprezintă compoziția elementară a azotului
– ni reprezintă fracția masică a azotului
– qi reprezintă fracția masică a componenților
𝑐 =(0.837 ∙0.0391 )+(0.818 ∙0.1591 )+(0.857 ∙0.0276 )+(0.827 ∙0.00347 )
+(0.827 ∙0.0778 )+(0.857 ∙0.0156 )+(0.857 ∙0.0041 )
+(0.857 ∙0.0031 ) + (0.833 ∙ 0.0297 )+(0.833 ∙0.0260 )
+(0.272 ∙0.0008 )+( 0.8 ∙ 0.1974 )+(0.428 ∙0.0059 )
+(0.75∙0.1934 )+(0.857 ∙0.0629 )=0.7051
ℎ=(0.163 ∙0.0391 )+(0.182 ∙0.1591 )+(0.143 ∙0.0376 )+(0.173 ∙0.0347 )
+(0.173 ∙0.0772 )+(0.143 ∙0.0156 )+(0.143 ∙0.0041 )
+(0.143 ∙0.0031 )+(0.167 ∙0.0260 )+(0.167 ∙0.0297 )
+(0.2∙0.1974 )+(1∙0.0318 )+(0.25∙0.1934 )+(0.143 ∙0.0629 )
=0.1999
𝑜 =(0.728 ∙0.0008 )+(1∙0.0485 )+(0.572 ∙0.0059 )=0.0525
𝑛=1∙0.0425 = 0.0425
Compoziția elementară totală se calculează cu relația (4.1):
𝑛𝑡= 0.7051 +0.1999 +0.0525 +0.0425 =1
Consumul minim de O 2 necesar arderii complete a combustibililor se calculează cu
relația:
𝑂𝑚𝑖𝑛 = 𝑐
𝑀𝑐+ℎ
𝑀ℎ+𝑛
𝑀𝑛− 𝑜
𝑀𝑜 (4.10)
Unde:
– c fracția masică de carbon din combustibil;
– h fracția masică de hidrogen din combustibil;
– n fracția masică de azot din combustibil;

41
– o fracția masică de oxigen din combust ibil;
– Mc masa atomică a carbonului
– Mh masa atomică a hidrogenului
– Mn masa atomică a azotului
– Mo masa atomică a oxigenului

𝑂𝑚𝑖𝑛 = 0.7051
12+0.1999
4+0.0425
14− 0.0525
32=0.1101 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑂2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄

Cunoscând consumul minim de oxigen (O min) se poate afla consumul minim de aer
necesar arderii complete a combustibililor cu ajutorul relației:

𝐿𝑚𝑖𝑛 = 1
0.21 ∙ 𝑂𝑚𝑖𝑛
(4.11)

𝐿𝑚𝑖𝑛 = 1
0.21 ∙ 0.1101 =0.5242 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑒𝑟 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄

Pentru a calcula consumul total de aer folosit se va folosi relația:
𝐿= 𝛼∙𝐿𝑚𝑖𝑛 (4.12)
Pentru ca arderea să se facă cu o cantitate de aer mai mare sau mai mică decât L min
calculat anterior, este necesar să luăm în consider are un coeficient al cantității de aer
caracteristic:
𝛼= 𝐿
𝐿𝑚𝑖𝑛 (4.13)
Pentru un combustibil gazos se poate alege valoarea coeficie ntului de aer: 𝛼=1.15
𝐿=1.15∙0.5242 =0.6028 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑒𝑟 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄

42
Cantitățile molare ale gazelor se calculează cu relațiile:
𝑛𝐶𝑂2=𝑐
12 (4.14)
𝑛𝐻2𝑂=ℎ
2+𝑤
12 (4.15)
𝑛𝑁2=0.79∙𝐿+𝑛
28 (4.16)
𝑛𝑂2=0.21∙(𝐿− 𝐿𝑚𝑖𝑛 ) (4.17)
𝑛𝐶𝑂2=0.7051
12=0.0587 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂 2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑛𝐻2𝑂=0.1999
2+0
12=0.0999 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐻2𝑂𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑛𝑁2=0.79∙0.6028 +0.0425
28=0.4777 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑁2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑛𝑂2=0.21∙(0.6028 − 0.5242 )=0.0165 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑂2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Cantitatea molară totală a gazelor se calculează astfel:
𝑛𝑡=𝑛𝐶𝑂2+𝑛𝐻2𝑂+𝑛𝑁2+𝑛𝑂2 (4.18)
𝑛𝑡=0.0587 +0.0999 +0.4777 +0.0165 =0.6528 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Pentru a calcula cantitatea molară a gazelor, vom folosi următoarele formule:
𝑚𝐶𝑂2=44∙𝑛𝐶𝑂2 (4.19)
𝑚𝐻2𝑂=18∙𝑛𝐻2𝑂 (4.20)
𝑚𝑁2=28∙𝑛𝑁2 (4.21 )
𝑚𝑂2=32∙𝑛𝑂2 (4.22 )

43
𝑚𝐶𝑂2=44∙0.0587 =2.5828 𝑘𝑔 𝐶𝑂 2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑚𝐻2𝑂=18∙0.0999 =1.7982 𝑘𝑔 𝐻2𝑂𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑚𝑁2=28∙0.4777 =13.3756 𝑘𝑔 𝑁2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢 𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑚𝑂2=32∙0.0165 =0.528 𝑘𝑔 𝑂2𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Pentru aflarea cantității masice totale, se va folosi relația:
𝑚𝑡= 𝑚𝐶𝑂2+𝑚𝐻2𝑂+𝑚𝑁2+𝑚𝑂2 (4.23)
𝑚𝑡=2.5828 +1.7982 +13.3756 +0.528 =18.2846 𝑘𝑔 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Masa molară medie a produselor se va afla cu relația:
𝑀̅= 𝑚𝑡
𝑛𝑡 (4.24)
𝑀̅= 18.2846
0.6528=28.0094 𝑘𝑔 𝑘𝑚𝑜𝑙⁄

44
IV.4.Calculul bilanțului termic global al cuptorului
Bilanțul termic al cuptorului se realizează pe un contur larg, în jurul acestui utilaj,
fluxurile termice care intră și ies din acest contur fiind:
Figura 4.1 Bilanțul termic al cuptorului
Unde:
– Q1- fluxul termic ce intră cu materia primă rece (kW)
– Q2- fluxul termic ce iese cu materia primă încălzită (kW)
– Q3- fluxul termic ce intră cu combustibilul (kW)
– Q4- fluxul termic ce intră cu aerul pent ru ardere (kW)
– Q5- fluxul termic ce iese cu gazele arse (kW)
– Qpierderi – suma pierderilor de căldură ce se produce în diferite zone ale cuptorului
(kW)
Relația cu ajutorul căreia se realizează bilanțul termic în jurul cuptorului este
următoarea:
𝑄1+𝑄3+𝑄4=𝑄2+𝑄5+𝑄𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 (4.25)

45
Pentru materia primă (păcură ) care se încălzește și se vaporizează parțial, dar fără
să reacționeze chimic, bilanțul termic se determină cu re lația:
𝑄𝑚𝑝= 𝑚𝑚𝑝∙[ 𝑒∙𝑖𝑣𝑡2+(1−𝑒)∙𝑖𝑙𝑡2−𝑖𝑙𝑡1] (4.26)
Unde:
– 𝑚𝑚𝑝 debitul masic de materie primă (kg/h)
– e fracția masică a vaporizatului
– 𝑖𝑣𝑡2entalpia specifica vaporizatului la ieșire din cuptor (kJ/kg)
– 𝑖𝑙𝑡1 entalpia specifică păcurii la intrarea în cuptor (kJ/kg)
– 𝑖𝑙𝑡2 entalpia specifică păcurii la ieșirea din cuptor (kJ/kg)
Entalpiile specifice fracțiilor petroliere se calculează pe baza relațiilor:
1. Pentru stare lichidă :
𝑖𝑙=[(2.964 −1.332 ∙𝑑1515)∙𝑡+(0.003074 −0.001154 ∙𝑑1515)∙𝑡2]∙(0.0538 ∙𝐾+
0.3544 ) (4.27)
𝑖𝑙𝑡1=[(2.964 −1.332 ∙0.9697 )∙225 +(0.003074 −0.001154 ∙0.9697 )∙2252]∙
(0.0538 ∙11.7+0.3544 )=467 .550 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
2. Pentru stare de vapori:
𝑖𝑣=532 .17−210 .61∙𝑑15𝑒15+(1.8213 −0.45638 ∙)∙𝑡+(0.0023447 −0.00059037 ∙
𝑑15𝑒15)∙𝑡2+(4.187 ∙𝑡+837 .4)∙(0.07∙𝐾−0.84) (4.28)
𝑖𝑣𝑡2=532 .17−210 .61∙0.905 +(1.8213 −0.45638 ∙0.905)∙367 +(0.0023447 −
0.00059037 ∙0.905 )∙3672+(4.187 ∙367 +837 .4)∙(0.07∙11.6−0.84)=
1082 .668 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
Unde: 𝑑15𝑒15 reprezintă densitatea relativă vaporizat
Densitatea lichidului rezidual:
100
𝑑15𝑚𝑝15 = 𝑒
𝑑15𝑒15+𝑟
𝑑15𝑟15 (4.29)

46
Unde:
– e reprezintă fracția de vaporizat (45%)
– r reprezintă fracția de reziduu ( 100 −𝑒=𝑟) (4.30)
– 𝑑15𝑚𝑝15 densitatea relativă a păcurii
– 𝑑15𝑒15 densitatea relativă a vaporizatului
– 𝑑15𝑟15 densitatea relativă a reziduului
100 −45=𝑟 ⇒ 𝑟=55
100
0.9697= 45
0.905+55
𝑑15𝑟15 ⇒ 𝑑15𝑟15=1.029
Se admite pentru lichidul rezidual 𝐾=11.7
𝑖𝑙𝑡2=[(2.964 −1.332 ∙1.029)∙367 +(0.003074 −0.001154 ∙1.029 )∙3672]∙
(0.0538 ∙11.7+0.3544 )=825 .272 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
𝑄𝑚𝑝=323 880 ∙[0.45∙1082 .668 +0.55∙825 .272 −467 .550 ]=
153 373 438 𝑘𝐽ℎ⁄≅42 603 732 𝑊
Entalpia amestecului combustibilului cu aerul în condiții atmosferice se determină
cu ajutorul următoarei relații:
𝑖𝑎𝑐=𝑖𝑐𝑜𝑚𝑏 +𝑖𝑎𝑒𝑟 (4.31)
Calcularea entalpiei combustibilului se face cu ajuto rul relației (4.28 ) dar fără
factorul de caracterizare K (necunoscut).
𝑖𝑐𝑜𝑚𝑏 =532 .17−210 .61∙0.860 +(1.8213 −0.45638 ∙0.860 )∙80+(0.0023447 −
0.00059037 ∙0.860 )∙802=447 .107 𝑘𝐽𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Pentru calcularea entalpiei aerului se va proceda asemănător cu determinarea
entalpiei combustibilului utilizând relația următoare:
𝑖𝑎𝑒𝑟=𝐿∙𝑐𝑝𝑎𝑒𝑟∙𝑡𝑎𝑒𝑟 (4.32)

47
𝑖𝑎𝑒𝑟=0.6028 ∙29.07∙70=1226 .63 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
𝑖𝑎𝑐=477 .107 +1 226 .63=1 703 .737 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
Entalpia gazelor de ardere la coș se calculează cu a jutorul relației:
𝑖𝑔𝑐=𝑡𝑐∙∑(𝑛𝑖∙𝑐𝑝𝑖) (4.33)
Unde:
– 𝑐𝑝 căldura specifică a fiecărui component din gazele de ardere rezultate,
citite la temperatura de 200oC (𝑘𝐽𝑘𝑚𝑜𝑙 ∙°𝐶) ⁄
𝑖𝑔𝑐=200 ∙(0.0587 ∙40+0.0999 ∙33.92+0.4777 ∙29.28+0.0165 ∙29.86)
=4 043 .27 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
Randamentul termic al cuptorului se calculează în general ca raport între căldura
utilă și căldura dezvoltată de combustibil. Randamentul este întotdeauna subunitar,
deoarece o parte din căldura dezvoltată de combustibil se pierde cu gazele la coș iar altă
parte prin pereții cuptorului, în diferite zone ale sale. Pentru aflarea randamentului
cuptorului se folosește următoarea relație:
𝜂=1−𝑖𝑔𝑐
𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐−𝑞𝑝
𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐 (4.34)
Se vor admite pierderile de căldură ale cuptorului, în secția de radiație (3%), în
secția de convecție (1%), în preînc ălzitorul de aer (1%), din căldura introdusă și dezvoltată
în cuptor. În concluzie, pierderile de căldură în cuptor sunt în total de 5%, a stfel că relația
anterioară se poate scrie sub următoarea formă:
𝜂=1−𝑖𝑔𝑐
𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐−0.05 (4.35)
𝜂=1−4 043 .27
28 539 +1 703 .737−0.05=0.81 ⇒𝜂=81%

48
Debitul de combustibil corespunzător randamentului cuptorului se află cu
următoarea relație:
𝐵= 𝑄𝑚𝑝
𝜂∙(𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐) (4.36)
𝐵= 153 373 438 .776
0.81∙(28 539 +1 703 .737 )=6 261 𝑘𝑔 ℎ⁄
Calcularea debitului de aer utilizat la ardere se determină cu relația:
𝐵𝑎𝑒𝑟=𝑀𝑎𝑒𝑟∙𝐵∙𝐿 (4.37)
Unde:
– 𝑀𝑎𝑒𝑟 masa molară a aerului
𝐵𝑎𝑒𝑟=28.84∙6 261 ∙0.6028 =108 845 .932 𝑘𝑔 ℎ⁄
Debitul gazelor de ardere se află cu relați a :
𝐵𝑔𝑎=𝑚𝑡∙𝐵 (4.38)
𝐵𝑔𝑎=18.2846 ∙6261 =114 479 .880 𝑘𝑔 ℎ⁄

49
IV.5. Bilanțul termic al cuptorului pe secții
Calcularea bilanțul termic al cuptorului pe secții este necesar la aflarea unor date de
dimensionare cum ar fi, sarcinile termice ale secțiilor. Sarcina termică este un flux termic
preluat sau cedat fie de circuitul de materie primă, fie de circuitul de gaze arse.

Figura 4.2 Schema cuptorului cu evidențiere a celor 2 circuite ( materie primă și
gaze arse )
Calcularea entalpiei gazelor de ardere la această temperatură se face cu relația :
𝑖𝑔𝑖=𝑡𝑖∙∑(𝑛𝑖∙𝑐𝑝𝑖) (4.39)
Unde:
– 𝑐𝑝 căldura specifică a fiecărui component din gazele de ardere rezultate,
citite la temperatura de 439oC (𝑘𝐽𝑘𝑚𝑜𝑙 ∙°𝐶) ⁄

50
𝑖𝑔𝑖=439 ∙(0.0587 ∙43.54+0.0999 ∙34.92+0.4777 ∙29.69+0.0165 ∙30.90)
=9 103 .573 𝑘𝐽𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Pierderile de căldură în preîncălzitorul de aer se determină cu relația:
𝑄𝑝𝑝=0.01∙𝐵∙(𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐) (4.40)
𝑄𝑝𝑝=0.01∙6 261 ∙(28 539 +1 703 .737)=1 893 497 𝑘𝐽ℎ⁄
Căldura preluată de aer în preîncălzitor se calculează astfel:
𝑄𝑎𝑒𝑟=𝐵∙(𝑖𝑔𝑖−𝑖𝑔𝑐)−𝑄𝑝𝑝 (4.41)
𝑄𝑎𝑒𝑟=6 261 ∙(9 103 .573 −4 043 .27)−1 893 497 =29 789 060 𝑘𝐽ℎ⁄
Entalpia aerului preîncălzit se află cu următoarea relație:
𝑖𝑎𝑝=𝑖𝑎𝑒𝑟+𝑞𝑎𝑒𝑟 (4.42)
𝑞𝑎𝑒𝑟=𝑄𝑎𝑒𝑟
𝐵 (4.43)
𝑞𝑎𝑒𝑟=29 789 .06∙103
6 261=4 757 .875 𝑘𝐽𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
𝑖𝑎𝑝=1 703 .737 +4 757 .875 =6 461 .612 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
Temperatura aerului preîncălzit se determină cu relația :
𝑡𝑎𝑝=𝑖𝑎𝑝
𝐿∙𝑐𝑝𝑎𝑒𝑟 (4.44)
𝑡𝑎𝑝= 6 461 .612
0.6028 ∙29.46=363 .84°𝐶≅364° 𝐶
Aflarea entalpiei gazelor de ardere la această temperatură se face cu relația:
𝑖𝑔𝑝=𝑡𝑝∙∑(𝑛𝑖∙𝑐𝑝𝑖) (4.45)

51
Unde:
– 𝑐𝑝 căldura specifică a fiecărui component din gazele de ardere rezultate,
citite la temperatura de 900oC (𝑘𝐽𝑘𝑚𝑜𝑙 ∙°𝐶) ⁄
𝑖𝑔𝑝=900 ∙(0.0587 ∙48.99+0.0999 ∙37.85+0.4777 ∙31.07+0.0165 ∙32.87)
=19 837 .279 𝑘𝐽𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Pierderile de căldură pierdută în secția de convecție sunt egale cu pierderile de
căldură în preîncălzitorul de aer:
𝑄𝑝𝑐=𝑄𝑝𝑝 (4.46)
Căldura preluată de materia primă în secția de convecție se determină cu relația:
𝑄𝑐=𝐵∙(𝑖𝑔𝑝−𝑖𝑔𝑖)−𝑄𝑝𝑐 (4.47)
𝑄𝑐=6 261 ∙(19 837 .279 −9 103 .573 )−1 893 497 =
65 310 236 𝑘𝐽ℎ ≅18 141 732 𝑊 ⁄
Căldura preluată de materia primă în secția de radiație se determină cu relația:
𝑄𝑟=𝑄𝑚𝑝−𝑄𝑐 (4.48)
𝑄𝑟=153 373 438 −65 310 236 =88 063 202 𝑘𝐽ℎ ≅24 462 000 𝑊 ⁄
Entalpia păcurii la intrarea în radiație se calculează cu relația:
𝑖𝑖𝑟=𝑖2−𝑄𝑟
𝑚𝑚𝑝 (4.49)
𝑖2=𝑒∙𝑖𝑣𝑡2+𝑟∙𝑖𝑙𝑡2 (4.50)
𝑖𝑖𝑟=(0.45∙1 082 .688 +0.55∙825 .272 )−88 063 202
323 880=669 .19 𝑘𝐽𝑘𝑔 ⁄
Temperatura păcurii la intrarea în radiație 𝑟 se determină rezolvâ nd ecuația (4.27 )
de gradul 2. Păcura se consideră a fi în stare lichidă . Se cunoaste valoare factorului de
caracterizare pentru păcură, 𝐾=11.7

52
669 .19=[(2.964 −1.332 ∙0.9697 )∙𝑡𝑖𝑟+(0.003074 −0.001154 ∙0.9697 )∙𝑡𝑖𝑟2]
∙(0.0538 ∙11.7+0.3544 ) ⇒𝑡𝑖𝑟=300 .882° 𝐶 ≅301° 𝐶
Entalpia amestecului combustibil corespunzător aerului preîncălzit se află cu
ajutorul următoarei relații:
𝑖𝑎𝑐′=𝑖𝑎𝑝+𝑖𝑐𝑜𝑚𝑏 (4.51)
𝑖𝑎𝑐′= 6 461 .612 +447 .107 =6 908 .719 𝑘𝐽𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ⁄
Căldura totală in trodusă și dezvoltată în focarul cuptorului se determină cu
următoarea relație:
𝑄=𝐵∙(𝐻𝑖+𝑖𝑎𝑐′) (4.52)
𝑄=6 261 ∙(28 539 +6 908 .719 )=221 938 168 𝑘𝐽ℎ⁄ ≅61 649 491 𝑊

53
IV.6. Dimensionarea secției de radiație
Pentru a obține viteza de masă sau viteza liniară în limitele recomandate se aleg
tuburi cu următoarele dimensiuni geometrice pentru secția de convecție: 𝑑𝑒=140 𝑚𝑚,
𝑑𝑖=124 𝑚𝑚 și distanța dintre axele tuburilor 𝑠=254 𝑚𝑚, iar pentru secția de radiație :
1. 𝑑𝑒=168 𝑚𝑚, 𝑑𝑖=152 𝑚𝑚 și 𝑠=457 𝑚𝑚, 𝑛=34 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
2. 𝑑𝑒=219 𝑚𝑚, 𝑑𝑖=199 𝑚𝑚 și 𝑠=482 𝑚𝑚, 𝑛=2 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
3. 𝑑𝑒=273 𝑚𝑚. 𝑑𝑖=245 𝑚𝑚 și 𝑠=508 𝑚𝑚, 𝑛=4 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
4. 𝑑𝑒=324 𝑚𝑚 ,𝑑𝑖=296 𝑚𝑚 și 𝑠=610 𝑚𝑚, 𝑛=18 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
Tuburile vor avea lungimea efectivă de 22 m pentru secția de convecție și 21.9 m
pentru secția de radiație iar lungimea totală de 22,6 m (incluzând și coturile). În radiație
tuburilese plasează numai pe pereții laterali, existând 4 circuite.
Calcularea debitului volumic de păcură rece știind că 𝜌𝑝ă𝑐𝑢𝑟 ă=969 .7 𝑘𝑔 𝑚3⁄:
𝑄𝑣= 𝑚𝑚𝑝
3600 ∙𝜌𝑝ă𝑐𝑢𝑟 ă (4.53)
𝑄𝑣= 323 880
3600 ∙969 .7=0.092 𝑚3𝑠⁄
Viteza păcurii rece, pentru două circuite se determină cu formula:
𝑤= 𝑄𝑣∙4
4∙𝜋∙𝑑𝑖2 (4.54)
𝑤= 0.092 ∙4
4∙3.14∙0.152 2=1.268 𝑚𝑠⁄
Determinarea numărului total de tuburi din secția de radiație:
𝑛𝑡=∑𝑛 (4.55)
𝑛𝑡=34+2+4+18=48 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
Determinarea numărului de tuburi pe un perete lateral în secția de radiație:
𝑛𝑝= 𝑛𝑡
2 (4.56)

54
𝑛𝑝= 48
2=24 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
Determi narea ariei de transfer de căldură necesară în secț ia de radiație se determină
cu relația:
𝐴𝑟=∑(𝑛∙𝜋∙𝑑𝑒) ∙ 𝐿𝑡 (4.57)
𝐴𝑟=(34∙3.14∙0.168 +2∙3.14∙0.219 +4∙3.14∙0.273 +8∙3.14∙0.324 )∙22.6
=697 .859 𝑚2
Tensiunea termică în secția de radiație se determină cu formula:
𝑇𝑡=𝑄𝑟
𝐴𝑟 (4.58)
𝑇𝑡=24 462 000
697 .859=35 052 .926 𝑊𝑚2⁄
Figura 4.3 Schema cu dimensiunile cuptorului
Se admit: lățimea secției de radiație 5.8 m și că în secția de convecție sunt 6 tuburi
pe șir care ocupă lățimea:
𝑙𝑐=(𝑛+0.5)∙𝑠 (4.59)

55
𝑙𝑐=(6+0.5)∙0.254 =1.65 𝑚
Pentru o înclinare a umerilor secției de radiație de 45°, lungimea unui umăr este
egală cu:
𝑙𝑢=√ℎ𝑐2+(𝑙𝑟−𝑙𝑐
2)2
(4.60)
𝑙𝑢= √2.0752+2.0752=2.934 𝑚
Tuburile nu se vor amplasa și pe umerii cuptorului ci doar pe pereții laterali
verticali.
Înălțimea peretelui lateral se va afla cu ajutorul formulei:
ℎ𝑝𝑙=∑𝑛
2∙𝑠 (4.61)
ℎ𝑝𝑙=17∙0.457 +1∙0.482 +2∙0.508 +4∙0.61=11.707 𝑚
Înălțimea secției de radiație este egală cu:
ℎ𝑟=ℎ𝑝𝑙+ℎ𝑐 (4.62)
ℎ𝑟=11.707 +2.075 =13.782 𝑚
Volumul secției de radiație se determină cu formula:
𝑉=(𝑙𝑟∙ℎ𝑝𝑙+𝑙𝑟+𝑙𝑐
2∙ℎ𝑐)∙𝐿𝑟 (4.63 )
𝑉=(5.8∙11.707 +5.8+1.65
2∙2.075)∙23=1 790 .077 𝑚3
Tensiunea volumetrică se va determina cu relația:
𝑇𝑣=𝑄
𝑉 (4.64 )
𝑇𝑣= 61 649 491
1 790 .077=34 439 .574 𝑊𝑚3⁄

56
Numărul de injectoare cu capacitatea de 200 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑖𝑙 ℎ⁄ se află cu ajutorul
relației:
𝑛𝑖=𝐵
200 (4.65 )
𝑛𝑖=6 261
200=31.305 ≅32
Pentru siguranță se vor lua 34 de injectoare. Injectoarele se plasează intercalat pe
două linii dista nțate cu 1.2 m. Distanța între două injectoare alăturate de pe aceeași linie se
determină:
𝑠𝑙=𝐿𝑟
𝑛𝑖
2+0.5 (4.66 )
𝑠𝑙=23
32
2+0.5=1.39 𝑚
Distanța dintre două injectoare alăturate, de pe linii diferite se calculează cu:
𝑠𝑙𝑑=√(𝑠𝑙
2)2
+1.22 (4.67 )
𝑠𝑙𝑑=√(1.39
2)2
+1.22=1.386 𝑚
Tuburile se p laseaza cu o anumită distanță între ax și perete, distanță egală cu:
𝑑𝑎𝑝=1.15∙𝑑𝑒 (4.68 )
𝑑𝑎𝑝=1.15∙0.324 =0.3726 𝑚
Distanța de la injectoar e la fața tuburilor se calculează cu relația:
𝑠𝑡𝑖=𝑙𝑟
2−1.2
2−(1.15+0.5)∙𝑑𝑒 (4.69 )
𝑠𝑡𝑖=5.8
2−1.2
2−(1.15+0.5)∙0.324 =1.765 𝑚

57
IV.7.Verificarea tensiunii termice în secția de radiație
Se va l ua temperatura medie în focar :
𝑡𝑚𝑓=𝑡𝑝+40 (4.70 )
𝑡𝑚𝑓=900 +40=940 °𝐶
Tensiunea termică în secția de radiație se calcule ază cu relația :
𝑇𝑡=𝜎∙𝐹∙𝐾𝑟∙𝑠
𝜋∙𝑑𝑒∙𝑛𝑠∙[(𝑇𝑚𝑓
100)4
−(𝑇𝑒
100)4
]+𝛼𝑐∙(𝑡𝑚𝑓−𝑡𝑒) (4.71 )
Unde:
▪ 𝜎 reprezintă constanta universală a radiației (5.67∙10−8 𝑊𝑚2∙𝐾 ⁄ )
▪ 𝐹 reprezintă coeficientul de radiație reciprocă
▪ 𝑇𝑚𝑓 reprezintă temperatura medie în focar (K)
▪ 𝑇𝑒 reprezintă temperatura medie a ecranului (K)
▪ 𝛼𝑐 reprezintă coeficientul de convecție
▪ 𝑛𝑠 reprezintă numărul de șiruri de tuburi
▪ 𝐾𝑟 reprezintă raportul dintre aria echivalentă a ecranului si aria ocupată de
ecran
▪ 𝑑𝑒 reprezintă diametrul exterior al tuburilor
▪ 𝑡𝑚𝑓 reprezintă temperatura medie în focar ( ℃)
▪ 𝑡𝑒 reprezintă temperatura medie a ecranului ( ℃)

Relația este omogenă iar sub această formă se aplică unitățile fundamentale ale S.I.
Coeficientul de convecție din secția de radiație, conform lui Lobo și Evans, are valoarea:
𝛼𝑐=11.37 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
Se presupune că numărul șirurilor de tuburi este: 𝑛𝑠=1

58
Coefiecientul relativ de radiație, pentru un singur șir de tuburi plasat la perete, se
calculează cu relația:
𝐾𝑟=2∙𝑥−𝑥2 (4.72 )
𝑥=1−𝑑𝑒
𝑠∙[√(𝑠
𝑑𝑒)2
−1−𝑎𝑟𝑐𝑡𝑔 √(𝑠
𝑑𝑒)2
−1 ] (4.73 )
În relația (4.73 ) arctg se exprimă în radiani.
𝑥=1−273
508∙[√(508
273)2
−1−𝑎𝑟𝑐𝑡𝑔 √(508
273)2
−1 ]=0.696
𝐾𝑟=2∙ 0.696 −0.6962=0.9075
Coeficientul de radiație reciprocă rezultă din expresia:
𝐹=1
1.111 +1−𝑒𝑔
𝑒𝑔∙𝜓 (4.74 )
Coeficientul de emisie al gazelor se calculează cu formula:
𝑒𝑔=0.6344 −0.00017 ∙𝑡𝑚𝑓+0.1886 ∙ln[(𝑝𝐻2𝑂+𝑝𝐶𝑂2)∙𝑙] (4.75)
Presiunile parțiale ale H 2O și CO 2 se introduc în bar, iar grosimea medie a stratului
de faze se introduce în metri.
Gradul de ecranare are expresia:
𝜓=𝐴𝑒𝑒
𝐴𝑡 (4.76 )
Aria totală a pereților secției de radiație :
𝐴𝑡=(2∙𝑙𝑢+2∙𝐿𝑢+𝑙𝑟)∙𝐿𝑟+2∙(𝑙𝑟∙𝐿𝑢+𝑙𝑟+𝑙𝑐
2∙𝑙𝑢) (4.77 )
𝐴𝑡=(2∙2.934 +2∙10.809 +5.8)∙23+2∙(5.8∙10.809 +5.8+1.65
2∙2.934)=
912 .82 𝑚2

59
Aria echivalentă a ecranului:
𝐴𝑒𝑒=𝐴𝑝∙𝐾𝑟 (4.78 )
𝐴𝑝=∑(𝑛∙𝑠)∙𝐿 (4.79 )
Unde:
– 𝐴𝑝 reprezintă aria plană ocupată de ecran, m2
𝐴𝑝=(34∙0.457 +2∙0.482 +4∙0.508 +8∙0.610)∙22.6=529 .126 𝑚2
𝐴𝑒𝑒=529 .126 ∙0.9075 =480 .209 𝑚2
𝜓=480 .209
912 .82=0.526
Presiunile parțiale ale H 2O și CO 2 se calculează pentru presiunea totală egală cu
presiunea normală atmosferică astfel:
𝑝𝐻2𝑂=𝑝∙𝑛𝐻2𝑂
𝑛𝑡 (4.80 )
𝑝𝐶𝑂2=𝑝∙𝑛𝐶𝑂2
𝑛𝑡 (4.81)
𝑝𝐻2𝑂=1.01325 ∙0.0999
0.6528=0.1550 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝐶𝑂2=1.01325 ∙0.0587
0.6528=0.0911 𝑏𝑎𝑟
Având în vedere dimensiunile relatice ale secției de radiație: 𝑙−𝐻−𝐿=5.8−
13.782 −23 ≅1−2−4 pentru calculul grosimii medii a stratului de gaze la secția de
radiație , se utilizează relația:
𝑙=2
3∙√𝑉3 (4.82)
𝑙=2
3∙√1 790 .0773=8.094 𝑚
𝑒𝑔=0.6344 −0.00017 ∙940 +0.1886 ∙ln[(0.1550 +0.0911 )∙8.094 ]=0.6034

60
𝐹=1
1.111 +1−0.6034
0.6034∙0.526=0.686
Temperatura medie a materiei prime în secția de radiație:
𝑡𝑚𝑝= 𝑡𝑖𝑟+𝑡𝑒𝑐
2 (4.83)
𝑡𝑚𝑝=301 +367
2=334℃
În serpentina din secția de radiație are loc vaporizarea materiei prime și se poate
admite temperatura ecranului ce reprezintă temperatura medie pe suprafața exterioară a
tuburilor și se poate calcula astfel:
𝑡𝑒=𝑡𝑚𝑝+1
20∙(𝑡𝑚𝑓−𝑡𝑚𝑝) (4.84)
𝑡𝑒=334 +1
20∙(940 −334 )=364 .3℃ ≅364℃
𝑇𝑡=5.67∙0.686 ∙0.9075 ∙0.508
3.14∙0.273 ∙1∙[(1 213
100)4
−(637
100)4
]+11.37∙(940 −364 )=
48 391 .428 𝑊𝑚2⁄

61
IV.8.Dimensionarea secției de convecție
Secția de convecție are dimensiunile interioare: lungimea 23 m și lățimea 1.65 m.
Tuburile utilizate au: 𝑑𝑒=140 𝑚𝑚, 𝑑𝑖=124 𝑚𝑚 șii 𝑠1=254 𝑚𝑚. Ele sunt așezate în
triunghi echilaterale cu:
𝑠2=√3
2∙𝑠1 (4.85)
𝑠2=√3
2∙254 =220 𝑚𝑚
Se plasează câte 6 tuburi pe șir și se utilizează 4 circuite în paralel. Tuburile au
lungimea totală dreaptă d e 22.6 m ,coturile fiind interioare.
Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiația gazelor de ardere:
𝛼𝐶𝑂2= 10.35∙𝑒𝑒∙(𝑝𝐶𝑂2∙𝑙)0.4
𝑡𝑔−𝑡𝑒∙[(𝑇𝑔
100)3.2
−(𝑇𝑒
100)3.2
∙(𝑇𝑔
100)0.65
] (4.86)
𝑥=2.32+1.37∙(𝑝𝐻2𝑂∙𝑙)0.3333 (4.87)
𝛼𝐻2𝑂= 𝑒𝑒∙(46.52−84.9∙𝑝𝐻2𝑂∙𝑙)∙ (𝑝𝐻2𝑂∙𝑙)0.6
𝑡𝑔−𝑡𝑒∙[(𝑇𝑔
100)𝑥
−(𝑇𝑒
100)𝑥
] (4.88)
𝛼𝑟𝑔=𝛼𝐶𝑂2+𝛼𝐻2𝑂 (4.89)
Coeficientul de emisie a ecranului 𝑒𝑒=0.9
Temperatura medie a gazelor de ardere în secția de convecție este determinată cu
relația:
𝑡𝑔= 𝑡𝑝+𝑡𝑖
2 (4.90)
𝑡𝑔= 900 +439
2=669 .5℃ ≅670℃
Temperatura medi a materiei prime în secția de convecție rezultă din relația:
𝑡𝑚= 𝑡𝑖𝑚𝑝+𝑡𝑖𝑟
2 (4.91)

62
𝑡𝑚= 225 +301
2=263℃
Temperatura medie a ecranului se calculează cu relația:
𝑡𝑒≈𝑡𝑚+1
𝑟∙(𝑡𝑔− 𝑡𝑚) (4.92)
Unde:
– r – reprezintă constanta ce are valoarea cuprinsă în intervalul 20 -30
𝑡𝑒≈263 +1
30∙(670 − 263)=276 .56℃ ≅277℃
Grosimea medie a stratului de gaze se determină cu relația:
𝑙=𝑑𝑒∙[0.9924 ∙(𝑠1
𝑑𝑒)2
−0.9] (4.93)
𝑙=0.140 ∙[0.9924 ∙(0.254
0.140)2
−0.9]=0.33 𝑚
𝛼𝐶𝑂2= 10.35∙0.9∙(0.0911 ∙0.33)0.4
670 −277∙[(943
100)3.2
−(550
100)3.2
∙(943
100)0.65
]=1.794 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
𝑥=2.32+1.37∙(0.1550 ∙0.33)0.3333=2.828
𝛼𝐻2𝑂= 0.9∙(46.52−84.9∙0.1550 ∙0.33)∙ (0.1550 ∙0.33)0.6
670 −277∙[(943
100)2.828
−(550
100)2.828
]=
7.236 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
𝛼𝑟𝑔=1.794 +7.236 =9.03 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
Calculul coeficientului de convecție pentru gazele de ardere se face cu ajutorul
relației:
𝛼𝑐=0.292 ∙𝛽∙𝜆
𝑑𝑒0.4∙(𝜌∙𝜔
𝜇)0.6
(4.94)
Pentru mai mult de 10 șiruri de tuburi se consideră 𝛽=1

63
Secțiunea minimă de curgere se determină cu relația:
𝑆𝑚=𝐿∙(𝑙−𝑛𝑡∙𝑑𝑒) (4.95)
𝑆𝑚=23∙(1.65−6∙0.140)=18.63 𝑚2
Viteza de masă a gazelor de ardere în secțiunea minimă rezultă din următoarea
relație:
𝜌∙𝜔=𝐵∙𝑚𝑡
3600 ∙𝑆𝑚 (4.96)
𝜌∙𝜔=6 261 ∙18.2846
3 600 ∙18.63=1.706 𝑘𝑔 𝑚2∙𝑠 ⁄
𝛼𝑐=0.292 ∙1∙0.05635
0.1400.4∙(1.706
30.125 ∙10−6)0.6
=25.683 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
Calculul coefiecientului de transfer de căldură prin radiația pereților se face cu
relația:
𝛼𝑟𝑝=𝐴𝑝𝑙
𝐴𝑒
1
𝛼𝑐+𝛼𝑟𝑔+1
0.227 ∙𝑒𝑝∙(𝑇𝑒
100)3 (4.97)
Unde:
– 𝑒𝑝 – reprezintă coefiecientul de emisie al pereților și se consideră ca acest
coeficient are valoarea 𝑒𝑝=0.95
Aria ecranului este determinată cu relația:
𝐴𝑒=𝑛𝑠∙𝑛𝑡∙𝜋∙𝑑𝑒∙𝐿𝑒 (4.98)
Se presupune: 𝑛𝑠=22
𝐴𝑒=22∙6∙3.14∙0.140 ∙23=1 334 .625 𝑚2
Înălțimea ocupată de fascicul se calculează cu relația:
ℎ=(𝑛𝑠−1)∙𝑠2+𝑑𝑒 (4.99)

64
ℎ=(22−1)∙0.220 +0.14=4.76 𝑚
Aria pereților laterali se determină cu relația:
𝐴𝑝𝑙=𝑙𝑐∙𝐿𝑒∙ℎ (4.100)
𝐴𝑝𝑙=1.65∙23∙4.76=180 .642 𝑚2
𝛼𝑟𝑝=180 .642
1 334 .625
1
25.683 +9.03+1
0.227 ∙0.95∙(550
100)3=2.388 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
Coeficientul global de transfer de căldură se calculează cu:
𝐾𝑒𝑑=𝛼𝑐+𝛼𝑟𝑔+𝛼𝑟𝑝 (4.101)
𝐾𝑒𝑑=25.683 +9.03+2.388 =37.101 𝑊𝑚2∙℃ ⁄
Se prezintă mai jos schema fluxurilor din convecție:
𝑡𝑝 → 𝑡𝑖 900 → 439
𝑡𝑖𝑟 → 𝑡𝑖𝑡 301 → 225
∆𝑡𝑐𝑐̅̅̅̅̅ ∆𝑡𝑐𝑟̅̅̅̅̅̅ 599̅̅̅̅̅ 214̅̅̅̅̅
Calculul diferenței medii de temperatură se face pe baza relației:
∆𝑡=±∆𝑡𝑖𝑛𝑡
𝑁∙ln1
1+∆𝑡𝑖𝑛𝑡
∆𝑡𝑒𝑥𝑡∙ln∆𝑡𝑖𝑛𝑡−∆𝑡𝑒𝑥𝑡
∆𝑡𝑖𝑛𝑡−∆𝑡𝑒𝑥𝑡∙(∆𝑡𝑐𝑐
∆𝑡𝑐𝑟)1
𝑁 (4.102 )
Unde:
– ∆𝑡𝑖𝑛𝑡- diferența de t emperatură pentru fluidul din interiorul tuburilor
∆𝑡𝑖𝑛𝑡=𝑡𝑖𝑟−𝑡𝑖𝑡 (4.103)
∆𝑡𝑖𝑛𝑡=301 −225 =76℃

65
– ∆𝑡𝑒𝑥𝑡 – diferența de temperatură pentru fluidul din exteriorul tuburilor
∆𝑡𝑒𝑥𝑡=𝑡𝑝−𝑡𝑖 (4.104)
∆𝑡𝑒𝑥𝑡=900 −439 =461℃
– ∆𝑡𝑐𝑟 – diferența de temperatură la capătul rece al sistemului de transfer de
căldură
∆𝑡𝑐𝑟=𝑡𝑖−𝑡𝑖𝑡 (4.105)
∆𝑡𝑐𝑟=439 −225 =214℃
– ∆𝑡𝑐𝑐- diferența de temperatură la cap ătul cald al sistemului de transfer de
căldură
∆𝑡𝑐𝑐=𝑡𝑝−𝑡𝑖𝑟 (4.106)
∆𝑡𝑐𝑐=900 −301 =599℃

∆𝑡=−76
22∙ln1
1+76
461∙ln76−461
76−461 ∙(214
599)1
22=374 .013℃ ≅374℃
Se verifică aria de transfer de căldură necesară:
𝐴′𝑒=𝑄𝑐
𝐾𝑒𝑑∙∆𝑡 (4.107)
𝐴′𝑒=18 141 732
37.101 ∙374=1 307 .439 𝑚2
Numărul de șiruri de tuburi se de termină cu relația:
𝑛𝑠= 𝐴′𝑒
𝑛𝑡∙𝜋∙𝑑𝑒∙𝐿𝑒 (4.108)
𝑛𝑠= 1 307 .439
6∙3.14∙0.140 ∙23=21.551 ≅22
Tensiunea termică în secția de convecție se cal culează cu relația:
𝑇𝑡=𝑄𝑐
𝐴𝑒 (4.109)
𝐴′𝑒=18 141 732
37.101 ∙374=1 307 .439 𝑚2

66
IV.9. Căderile de presiune pe circuitul materiei prime
Pentru a se stabili presiunea necesară materiei prime la intrarea în cuptor, trebuiesc
calculate:
1. căderea de presiune a materiei prime în zona de vaporizare
2. căderea de presiune a materiei prime în zona de încălzire
3. diferența de presiune dinamică a ma teriei prime
Calculul căderii de presiune a materiei prime în zona de vaporizare se face cu
ajutorul relației Ludwig. Lungimea echivalentă a serpentinei în care are loc vaporizarea se
calculează cu formula:
𝐿𝑒𝑣=𝐿𝑒𝑟∙𝑖𝑓−𝑖𝑖𝑣
𝑖𝑓−𝑖𝑖𝑟 (4.110)
Unde:
– 𝑖𝑓 reprezintă entalpia amestecului final
– 𝑖𝑖𝑣 reprezintă entalpia materiei prime total lichide la începutul zonei de
vaporizare
– 𝑖𝑖𝑟 reprezintă entalpia materiei prime la intrarea în radiație
– 𝐿𝑒𝑟 reprezintă lungimea echivalentă a serpentinei în secția de radiație pentru
un circuit
𝑖𝑓=𝑒∙𝑖𝑣𝑡2+𝑟∙𝑖𝑙𝑡2 (4.111)
𝑖𝑓=0.45∙1 082 .668 +0.55∙852 .272 =955 .950 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
Lungimea echivalentă a serprentinei în secția de radiație se calculează cu formula:
𝐿𝑒𝑟=𝑛𝑝∙𝐿𝑡+50∙∑𝑛
2∙𝑑𝑖 (4.112)
𝐿𝑒𝑟=24∙22.6+50∙(17∙0.152 +1∙0.199 +2∙0.245 +4∙0.296)=765 .250 𝑚
Se presupune presiunea la început ul zonei de vaporizare: 𝑝𝑖=8 𝑏𝑎𝑟
La această presiune, temperatura inițială de vaporizare pe CVE este: 𝑡𝑖𝑣=350℃

67
𝑖𝑖𝑣=[(2.964 −1.332 ∙0.9697 )∙350 +(0.003074 −0.001154 ∙0.9697 )∙3502]∙
(0.0538 ∙11.7+0.3544 )=820 .943 𝑘𝐽𝑘𝑔⁄
𝐿𝑒𝑣=765 .250 ∙955 .950 −820 .943
955 .950 −669 .190=360 .280 𝑚
Pentru că 𝐿𝑒𝑣<𝐿𝑒𝑟 ,vaporizare a începe în secția de radiație.
Relația de verificare a presiunii:
𝑝𝑖= √𝑝𝑓2+𝑓∙(𝜌∙𝜔)2
𝑑𝑖∙(𝑝𝑖
𝜌𝑖+𝑝𝑓
𝜌𝑓)∙𝐿𝑒𝑣 (4.113)
Unde:
– 𝑝𝑓 reprezintă presiunea la ieșirea din cuptor: 𝑝𝑓=0.2∙105𝑁𝑚2⁄
– 𝑓 reprezintă coeficientul de frecare: 𝑓=0.0205
– 𝜌𝑖 reprezintă densitatea materiei prime total lichidă la intrarea în zona de
vaporizare: 𝜌𝑖=800 𝑘𝑔 𝑚3⁄
– 𝜌𝑓 reprezintă densitatea amestecului la ieșirea din cuptor
Viteza de masă a materiei prime se calculează cu formula:
𝜌∙𝜔=𝑚𝑚𝑝∙4
4∙3 600 ∙𝜋∙𝑑𝑖2 (4.114)
𝜌∙𝜔=323 880 ∙4
4∙3 600 ∙3.14∙0.152 2=1 240 .123 𝑘𝑔 𝑚2∙𝑠 ⁄
Dens itatea amestecului la ieșirea din cuptor se va determina cu relația:
𝜌𝑓=1
𝑒
𝜌𝑣−𝑟
𝜌𝑙 (4.115)
Unde:
– 𝜌𝑙 reprezintă densitatea lichidului ; 𝜌𝑙=875 𝑘𝑔 𝑚3⁄
– 𝜌𝑣 reprezintă densitatea vaporilor
𝜌𝑣=𝑝∙𝑀
𝑅∙𝑇 (4.116)

68
𝜌𝑣=0.2∙105∙285
8314 ∙640=1.071 𝑘𝑔 𝑚3⁄
𝜌𝑓=1
0.45
1.071−0.55
875=2.376 𝑘𝑔 𝑚3⁄
𝑝𝑖= √(0.2∙105) 2+0.0205 ∙1 240 .1232
0.152∙(8∙105
800+0.2∙105
2.376)∙360 .280 =
8.39∙105𝑁𝑚2⁄ ≅8.39 𝑏𝑎𝑟 ≅8 𝑏𝑎𝑟
Căderea de presiune a materiei prime în zona de vaporizare se va face după relația:
∆𝑝𝑣=𝑝𝑖−𝑝𝑓 (4.117)
∆𝑝𝑣=8−0.2=7.8 𝑏𝑎𝑟
Căderea de presiune a materiei prime în zona de încălzire se va face după relația:
∆𝑝î=𝑓∙𝜌∙𝜔2
2∙𝐿𝑒î
𝑑𝑖∙𝐹 (4.118)
Unde:
– 𝑓 reprezintă factorul de frecare
– F=1
– 𝐿𝑒î reprezintă lungimea echivalentă a serpentinei în care are loc încă lzirea
𝐿𝑒î=𝐿𝑒𝑟î+𝐿𝑒𝑐 (4.119)
Lungimea echivalentă a serpentinei din secția de radiație în care are loc încălzirea,
se calculează cu formula:
𝐿𝑒𝑟î=𝐿𝑒𝑟−𝐿𝑒𝑣 (4.120 )
𝐿𝑒î=765 .250 −360 .280 =404 .97 𝑚

69
Lungimea echivalentă a serpentinei din secția de convecție pentru un circuit, se
calculează cu formula:
𝐿𝑒𝑐=𝑛𝑠∙𝑛𝑡
4∙(𝐿+50∙𝑑𝑖) (4.121)
𝐿𝑒𝑐=22∙6
4∙(22.6+50∙0.124)=950 .4 𝑚
𝐿𝑒î=404 .97+950 .4=1 355 .37 𝑚
Factorul de frecare se determină cu formula:
𝑓=0.1694
𝑅𝑒0.164 (4.122)
Criteriul lui Reynolds se calculează cu formula:
𝑅𝑒=𝑑𝑖∙𝜔
𝜈 (4.123)
Viteza medie a materiei prime se determină cu formula:
𝜔=𝑚𝑚𝑝∙4
4∙3 600 ∙𝜌∙𝑑𝑖2 (4.124)
𝜔=323 880 ∙4
4∙3 600 ∙745 ∙0.124 2=2.501 𝑚𝑠⁄
Temperatura medie a materiei prime în zona de încălzire se determină cu relația:
𝑡𝑚î=𝑡𝑖𝑡+𝑡𝑖𝑣
2 (4.125 )
𝑡𝑚î=225 +350
2=287 .5℃
Densitatea materiei prime la această temperatură: 𝜌=745 𝑘𝑔 𝑚3⁄
Cu ajutorul densității, al temperaturii și al factorului de caracterizare s -a determinat:
𝜈=0.350 ∙10−6 𝑚2𝑠⁄
𝑅𝑒=0.124 ∙2.501
0.350 ∙10−6=8.86∙105

70
𝑓=0.1694
(8.86∙105)0.164=0.018
∆𝑝î=0.018 ∙745 ∙2.5012
2∙1 355 .37
0.124∙1=4.58∙105 𝑁𝑚2⁄ ≅4.58 𝑏𝑎𝑟
Diferența de presiune dinamică a materiei prime în cuptor, se calculează cu metoda
Lockhart -Martinelli:
∆𝑝𝑑=𝜌𝑙2∙𝜔𝑙22
2∙𝑌𝑙+𝜌𝑣2∙𝜔𝑣22
2∙𝑌𝑣−𝜌𝑙1∙𝜔𝑙12
2 (4.126)
𝜔𝑙2=𝑚𝑙2
𝜌𝑙2∙𝑌𝑙∙𝑠𝑖 (4.127)
𝜔𝑣2=𝑚𝑣2
𝜌𝑣2∙𝑌𝑣∙𝑠𝑖 (4.128)
Fracția volumică a lichidului la ieșirea din cuptor se calculează cu formula:
𝑌𝑙=𝑓(𝑋) (4.129)
Fracția volumică a vaporilor la ieșirea din cuptor se calculează cu formula:
𝑌𝑣=1−𝑌𝑙 (4.130)
Parametrul Lockhart -Martinelli se calculează cu formula:
𝑋=(1−𝑒
𝑒)0.9
∙(𝜌𝑣2
𝜌𝑙2)0.5
∙(𝜇𝑙2
𝜇𝑣2)0.1
(4.131)
Unde:
– 𝜌𝑙1 reprezintă densitatea materiei prime lichide la intrarea în cuptor
𝜌𝑙1=885 𝑘𝑔 𝑚3⁄
– 𝜌𝑙2 reprezintă densitatea lichidului la ieșirea din cuptor
𝜌𝑙2=875 𝑘𝑔 𝑚3⁄
– 𝜌𝑣2 reprezintă densitatea vaporilor la ieșirea din cuptor
𝜌𝑣2=1.071 𝑘𝑔 𝑚3⁄
– 𝜇𝑙2 reprezintă vâscozitatea dinamică a lichidului la ieșirea din cuptor

71
𝜇𝑙2=19.687 ∙103 𝑘𝑔 𝑚∙𝑠 ⁄
– 𝜇𝑣2 reprezintă vâscozitatea dinamică a vaporilor la ieșire a din cuptor
𝜇𝑣2=9.575 ∙10−3 𝑘𝑔 𝑚∙𝑠 ⁄
𝑋=(1−0.45
0.45)0.9
∙(1.071
875)0.5
∙(19.687 ∙103
9.575 ∙10−3)0.1
=0.178
𝑌𝑙=𝑓(0.178 )=0.1
𝑌𝑣=1−0.1=0.9
Viteza lichidului la intrare în cuptor:
𝜔𝑙1=323 880
3 600 ∙885 ∙3.14∙0.1242=2.105 𝑚𝑠⁄
Viteza lichidului la ieșirea din c uptor:
𝜔𝑙1=323 880 ∙0.55
3 600 ∙875 ∙0.1∙3.14∙0.2962=2.055 𝑚𝑠⁄
Viteza vaporilor la ieșirea din cuptor:
𝜔𝑣2=323 880 ∙0.55
3 600 ∙1.071 ∙0.9∙3.14∙0.2962=152 .668 𝑚𝑠⁄
Această viteză trebuie să fie mai mică decât viteza sunetului în condițiile
corespunzătoare. Verificarea se face cu ajutorul formulei:
𝜔𝑠=√𝐾∙𝑅
𝑀𝑣∙𝑇2 (4.132)
𝜔𝑠=√1.333 ∙8314
285∙640 =157 .579
Se constată că: 𝜔𝑣2<𝜔𝑠
∆𝑝𝑑=875 ∙2.055 2
2∙0.1+1.071 ∙152 .668 2
2∙0.9−885 ∙2.105 2
2=0.09457 ∙105𝑁𝑚2⁄ =
0.094 𝑏𝑎𝑟

72
Presiunea necesară materiei prime la intrarea în cuptor se află cu relația:
𝑝1=𝑝2+∆𝑝𝑣+∆𝑝î+∆𝑝𝑑 (4.133)
Diferența de presiune de poziție se neglijează
𝑝1=0.2+7.8+4.58+0.09457 =12.675 𝑏𝑎𝑟

73
CAPITOLUL V . Concluzii
Cuptoarele tehnologice se numără printre utilaje indispensabile multor procese din
cadrul prelucrării petrolului și al petrochimie precum și a altor domenii. Acestea au un rol
important în instalația de distilare în vid. Fără acest utilaj, aportul de căldură necesar
procesului ar fi foarte greu sau chiar imposibil de realizat .
Asigurarea unei performanțe eficiente, costurile combustib ilului, potențialele emisii
nocive, siguranța funcționării corecte, alegerea materialelor astfel încât pierderile de
căldură să fie minime reprezintă întotdeauna o provocare pentru un inginer ce dorește să
proiecteze un cuptor tehnologic.
Momentan, în ce ea ce privește optimizarea cuptoarelor s -a ajuns la un imp ediment .
Acest utilaj nemaiavând loc de îmbunătățiri majore. Inginerii încearcă îmbunătățirea
acestui utilaj prin diverse modele matematice pentru a putea elimina pierderile de căldură
și pentru a î mbunătății controlul temperaturii, alte abordări sunt axate pe recuperarea
căldurii prin utilizarea d iverselor utilaje , se încearcă utilizarea diverșilor combustibili astfel
încât să se reducă noxele, să se mărească căldura produsă și să fie mai puțin cost isitor. Dar
toate aceste optimizări sunt minore și nu prezintă o creștere semnificativă a randamentului
cuptorului. Dar în viitor se speră să se treacă de acest impediment.
În urma calculului de dimensionare al cuptorului tehnologic din instalația de
distilare atmosferică, cu un debit de 𝑚𝑚𝑝 = 323 880 ( 𝐾𝑔/ℎ), s-au obținut :
– Căldura preluată de materia primă în cuptor , 𝑄𝑚𝑝 = 42 603 732 𝑊
– Randamentul cuptorului , ɳ = 81%
– Căldura totală introdusă și devoltată în focarul cuptorului , 𝑄 = 61 649 491 𝑊
În urma dimensionării secției de radiație s -au obținut:
– Numărul de tuburi , 𝑛𝑡 = 32 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖
– Înălțimea secției de radiație , ℎ𝑟 =13.782 𝑚
În urma dimensionării secției de convecție s -au obținut valori pentru :
– Înălțimea ocupată de fascicol în secția de convecție , ℎ = 4.76 𝑚

74
În urma calculării căderilor de presiune pe circuitul materiei prime s -au obținut
valori pentru :
– presiunea la începutul zonei de vaporizare : 𝑝𝑖=8 𝑏𝑎𝑟
– căderea de presiune a materiei prime în zona de vaporizare : ∆𝑝𝑣=7.8 𝑏𝑎𝑟
– căderea de presiune a materiei prime în zona de încălzire : ∆𝑝î=4.58 𝑏𝑎𝑟
– presiunea necesară materiei prime la intrarea în cuptor : 𝑝1=12.675 𝑏𝑎𝑟

75
CAPITOLUL VI
Norme de protecție a muncii într -o instalație de distilare în vid
VI.1.Introducere
Siguranța este extrem de importantă în toate rafinăriile de țiței. Fiecare angajat este
implicat în elaborarea regulamentelor și procedurilor de securitate a muncii. În acest fel,
orice persoană care lucrează în rafinărie face parte din si stemul de siguranță și va fi
întotdeauna sigur de a lucra în condiții de siguranță și de a ajuta pe alții să lucreze în
siguranță. Toate locurile de muncă de rutină în rafinărie trebuie să respecte standarde înalte
de siguranță. Nici o lucrare nu poate fi efectuată fără permis. Acest lucru există pentru a se
asigura că personalul știe întotdeauna unde se lucrează. De fiecare dată când lucrătorii sunt
în site -ul de rafinărie, ei trebuie să poarte haine de siguranță cunoscute ca echipament
individual de prote cție (EIP), compus din : combinezon, cască, bocanci, ochelari de
protecție, mască de gaze etc.
VI.2.Factori de risc
Un impor tant factor de risc care apare în mediul fizic ambiant î l constituie noxele
chimice, reprezentate de substanțele nocive care se dega jă în atmosf era locurilor de muncă
(gaze, vapori, aerosoli, pulberi).
Principalele pericole generate d e noxele chimice sunt: intoxicaț iile, arsurile
chimice, incendiile și exploziile. În funcț ie de aceste p ericole, noxele chimice se pot
împărți î n toxice, caustice, i nflamabile ș i explozive.
Substanț e toxice
Substanțele toxice sunt acele substanțe care, pătrunzând în organism, au o acțiune
daunătoare, tulburând funcțiile acestuia și provocând intoxicaț ii acute sau cronice.
Substanțele toxice pot pătrunde în organism pe cale respiratorie (inhalare), prin
piele (cutanat) sau prin tubul digestiv (ingerare).
Pătrunderea toxicelor pe cale respirator ie este cazul cel mai frecvent î n industrie
(circa 90% din intoxicații) și cu consecinț ele cele mai grave, deoare ce absorbir ea lor la
nivel celular ș i molecular se face mai rapid. Pe cale respiratorie, pătrund în organism
substanțele toxice sub formă de gaze, vapori, fum, ceață , aerosoli sau praf.

76
Pătrunderea toxicelor prin piele are loc, în special în cazul substan țelor toxice
lichide (benzen, toluen, xilen, derivați halogenați ai metanului ș i benzenului).
Ingerarea substanțelor toxice este mai rar întâlnită ș i se pr oduce, de obicei, din
neglijență .
Acțiunea toxicelor asu pra organismului poate fi locală, acț ionând asupra diferitel or
organe (exemplu: benzenul acționează asupra sistemu lui nervos central) sau generală,
atacând toate țesuturile ș i organele (de exemplu: hidrogen ul sulfurat). Nu se poate face însă
o delimitare precisă între categoriile de acțiuni menț ionate, deoare ce majoritatea
substanțelor toxice au, în același timp și o acțiune generală și una locală.
În funcț ie de efectul l or asupra organismului, substanț ele toxice se pot clasifica
(clasificarea fiziopatologica) astfel:
– substanț e toxice asfixiante c are afectea ză îndeosebi aparatul respirator,
împie dicând fie intrarea oxigenului în cantități suficiente în plă mâni, fie
asimilarea ac estuia la nivel celular datorită blocării circulaț iei sânge lui, prin
formarea unei combinaț ii stabile (carboxihemoglobina, cianhemoglobina,
etc). Din acesta câtegorie face parte: oxidul de carbon.
– substanț e toxice i ritante care produc inflamarea și iritarea țesuturilor și
mucoaselor. Unii compuși din această categorie au acțiune lacrimogenă
(exemplu: amoniacul), altele irită căile respiratorii, provocând strănutul, iar
altele produc senzaț ia de vom ă;
– substanțe toxice narcotice care pătrunzând în organism, acționează asupra
sistemului nervos, p rovocând narcoza. Unele substanțe din această
categorie, în concentraț ii mari, pot pr ovoca chiar tulbura ri psihice;
Substanț e caustice
Se numesc caustice ac ele substanțe care în contact cu organismul provoacă arsuri.
În contact cu țesuturile, substanțele caustice prezintă :
– o acț iune de deshidratare, determinată de higroscopicitatea substanț ei
caustice;
– o acțiune biologică de inactivare prin degradarea e nzimelor celulare
esenț iale proceselor vitale.
Substanț e inflamabile
Inflamarea este o ardere de scurtă durata a amestecului de vapori al unui lichid
combustibil cu oxigenul din ae r și se produce în urma creș terii locale a temperaturii
datorită unei surs e externe de căldură. Noțiunea de inflamare este legată deci numai de

77
lichidele combustibile, spre deosebir e de aprindere, care este comună tuturor substanț elor
combustibile, indifer ent de starea de agregare.
Punctul de inflamabilitate (Pi) este reprezent at de temperatura minimă la care
vaporii unei substanțe formeaza cu aerul un amestec inflamabil. În funcț ie de punctul de
inflamabili tate, lichidele pot fi grupate în urmă toarele cat egorii:
– lichide inflamabile:Pi<28șC
– lichide uș or inflamabile: 28șC <Pi> 45șC
– lichide combustibile: Pi> 45șC
Pe lânga perico lul de incendiu datorat substanțelor inflamabile, î n industrie se pot
produce incendii ca urmare a aut oaprinderilor produse de acumulările de căldură provenite
din procese chimice sau biochimice care au loc în însăși masa substanț elor.
Fenomen ul de autoaprindere se manifestă atât la substanțele inflamabile, cât ș i la
cele combustibile.
Autoaprinderea de natură chimică are la baz ă fenomenul de oxidare și se poate
produce și cu oxigenul din aer.
Substanț e explozive
Explozia î n sensul cel mai larg al cuvânt ului este o modificare de natură fizică sau
chimică, care este însoțită de un lucru mecanic brusc, de mișcare sau distrugere a mediului
înconjură tor, rezultat dintr -o transformare tot atât de ra pidă a energiei potențiale a materiei
(substanței). Î n sens mai restrâns, explozii le sunt fenomene care se bazează pe dezvoltarea
bruscă de forță (lucru mecanic) datorită tendinței de dest indere a gazelor și vaporilor,
indiferent dacă acesția existau î nainte sau au luat naștere î n timpul exploziei.
Substanț ele explozive se descompun sub acț iunea tem peraturii, cu formare de
cantităț i mari de gaze. Numeroase substanțe, în contact cu aerul, f ormează amestecuri
explozive.
Amestecurile explozive prezintă limit e de explozie superioare și inferioare care
reprezintă cantitatea maximă, respectiv, minima de substanță, exprimată în procente, ce
formează cu aerul un amestec exploziv.
Substanț e periculoase
În instalație se vehiculează, sau apar î n diferitele faze ale procesului tehnologic,
urmă toarele produse lich ide sau gazoase care au efect dă unator asupra organismului:
-HIDROGEN SULFURAT;
-BENZINA;
-PETROL;

78
-MOTORINA;
-PĂCURA;
-DISTILAT DE VID;
-REZIDU U DE VID;
-GAZE ARSE;
-GAZE (C2 -C5);
Lucrări de intervenție și reparație la cuptorul tehnologic :
În camera de combustie nu se intră decât după ce s -a asigurat că temperatura este
de maxim 40℃ și că nu există gaze.
– se verifică d acă nu există pericolul desprinderii de cărămizi sau torcret din
plafon;
– în timptul lucrului în cuptor sau în canalele de aer se va asigura iluminatul
cu lămpi portative
Înainte de aprinderea focurilor la cuptoare, se vor executa:
– controlul canalelor de ae r, a registrelor și a focarelor;
– verificarea cuptoarelor în ceea ce privește construcția și legăturile
exterioare;
– verificarea dispozitivelor de protecție;
– verificarea situației blindării conductelor de combustibil;
– verificarea ventilatoarelor de aer; [31][32]

79
Bibliografie

[1] Dumitru Dobrinescu, “Procese de transfer termic și utilaje specific”, Editura Didactică
și Pedagogică, București, 1988
[2] R.W. Serth , Process Heat Transfer Principles and Applications , Editura Elsevier, 2007
[3] Mark S. Bohn , Raj M. Manglik , Frank Kreith , Principles of Heat transfer 7th Edition,
Cengage 2011
[4] Kays, William; Crawf ord, Michael; Weigand, Bernhard, Convective Heat and Mass
Transfer, 4E. McGraw -Hill Professional , 2004
[5] Keyong Wang, Peichao Li, Forced convection in bidisperse porous media incorporating
viscous dissipation , Applied Thermal Engineering, 2018
[6] Fuweng Zhang , Li Wang, Chuanping Liu, Ping Wu, Shuai Zhan, Patterns of convective
flow in a vertically vibrated granular bed , Physics Letters A, 2014
[7] McKin non, W. B.; "Convection in a volatile nitrogen -ice-rich layer drives Pluto's
geological vigour". Nature. 2016
[8] Tomasz Bednarz, Elzbieta Fornalik, Toshio Tagawa, Hiroyuki Ozoe, Janusz S. Szmyd,
Convection of paramagnetic fluid in a cube heated and cooled from side walls and placed
velow a superconducting magnet – comparasion between experiment and numerical
computations. Thermal Science & Engineering Vol 14. No 4 , 2006
[9] Huakai Shaoa . Aiping Wuabc , Yudian Baoa , Yue Zhaoac , Guisheng Zouac , Lei Liuab ,
Novel transient liquid phase bonding through capillary action for high -temp erature power
devices packaging, Elsevier, 2018
[10] Akshay , Phadnis , Konrad , Rykaczewski , The effect of Marangoni convection on heat
transfer during dropwise condensation on hydrophobic and omniphobic surfaces , Elsevier,
2017
[11] R.A.Figueiredoa , C.M.Oishib , A.M.Afonsoc , I.V.M.Tassoa , J.A.Cuminatoa , A two –
phase solver for complex fluids: Studies of the Weissenberg effect , Elsevier, 2016
[12] Yujia Sunab, Xiaobing Zhanga, John R.Howell, Assessment of different radiative
transfer equation solvers for combined natural convection and radiation heat transfer
problems , Journal of Quantitative Spec troscopy and Radiative Transfer, 2017
[13] Forbes, Robert James (1970), „A short histor y of the art of distillation: from the
beginnings up to the death of Cellier Blumenthal”,
[14] Bryan H. Bunch; Alexander Hellemans (2004) The history of science and Technology

80
[15] Kister, Henry Z. (1992). Distillation Design (1st ed.). McGraw -Hill
[16] Perry, Robert H.; Green, Don W. (1984). Perry's Chemical Engineers' Handbook (6th
ed.). McGraw -Hill.
[17] Industrial Engineering Chemistry (1936)
[18] F.B. Petlyuk Distillation Theory and Its Application to Optimal Design of Separation
Units Cambridge series in Chemical Engineering
[19]G.A.Rădulescu, D.Grigoriu, V.Schorr, D.Popescu, Fabricarea produselor petroliere
Proprietăți. Utilizări -Editura tehnică București 1970
[20] Ion Onuțu Fabricarea combustibililor petrolieri ecologici, scheme comp lexe de
rafinării Editura Universității din Ploiești Ploiești 2001
[21] R.N.Watkins Petroleum refinery distillation Gulf publishing company Houston Texas
[22] Diagnosing and preventing tray damage in distillation columns W. R. Ellingsen E. I.
du Pont de Ne mours&Co, Engineering Department, Engineering Service Division,
Wilmington, Delaware USA
[23] Yan Li, Lu Wang , Meng Zhu, Weiqin Wang ,Optimization study of distillation
column based on Type I absorption heat pump , Applied Thermal Engineering, 2017
[24] Cursuri Tehnologii de distilare a petrolului – Sterpu A.
[25] Sean Moran Process plant layout (2nd edition) Advancing chemical engineering
worldwide
[26] Peter Mullinger, Barrie Jenkins “ Industrial and Process Furnaces. Principles,
Design and Operation ” Second Edition, Editura ELSEVIER, Amsterdam
2014
[27] Xiaoyong Gao, Lugang Qi, Wenxiang Lyu, Tao Chen, Dexian Huang, RIMER and
SA based thermal efficiency optimization for fired heaters, Fuel, 2017
[28] Pătrașcu C., “Termoene rgetica prelucrării petrolului”, Editura UPG – Ploiești 2003
[29] Gheorghe C. Suciu, Ingineria Prelucrării Hidrocarburilor, Editura tehnică București
1985
[30] Rutger Botermans, Peter Smith Process piping design handbook, Gulf publishin g
company Houston,Te xas, 2008
[31] http://www.inspection -for-industry.com/fired -process -heaters -safety.html
[32] Jacques Dugue, Fired equiment safety in the oil & gas industry, Elsevier 2017