PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI [603291]

MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA ”OVIDIUS” DIN CONSTANȚA
FACULTATEA DE ȘTIINȚE APLICATE ȘI INGINERIE
PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI
PETROCHIMIE

LUCRARE DE DIPLOMĂ

COORDONATOR ȘTIINȚIFIC ,
S.L.DR. ING. ANIȘOARA -ARLEZIANA NEAGU

ABSOLVENT: [anonimizat]
2017

MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚ IONALE
UNIVERSITATEA ”OVIDIUS” DIN CONSTANȚA
FACULTATEA DE ȘTIINȚE APLICATE ȘI INGINERIE
PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI
PETROCHIMIE

UTILAJE DE TRANSFER DE CĂLDURĂ
UTILIZATE ÎN INSTALAȚIA DE DISTILARE
ATMOSFERICĂ

COORDONATOR ȘTIINȚIFIC ,
S.L.DR. ING. ANIȘOARA -ARLEZIANA NEAGU

ABSOLVENT: [anonimizat]
2017

DECLARAȚIE

Subsemnata……………………………. ………………………………………..
absolventă a Facultății de Științe Aplicate și Inginerie din Universitatea
“Ovidius” din Constanța, promoția ……….………………, programul de
studii………………………………………………………………………, declar
pe proprie răspund ere că am redactat lucrarea de licență cu respectarea
regulilor dreptului de autor, conform actelor normative în vigoare (Legea
8/1996 modificată și completată prin Legea nr. 285/2004, Ordonanța de
Urgență nr. 123/2005 modificată și Legea nr.329/2006).
Pentru eliminarea acuzațiilor de plagiat:
– am executat lucrarea personal, nu am copiat -o și nu am cumpărat -o,
fie în întregime, fie parțial;
– textele din surse românești, precum și cele traduse din alte limbi au
fost prelucrate de mine și sintetizate, re zultând un text original;
– în cazul utilizării unor fraze citate exact, au fost indicate sursele
bibliografice corespunzătoare, imediat după frazele respective.
Am luat la cunoștință că existența unor părți nereferențiate sau
întocmite de alte persoane poate conduce la anul area diplomei de licență.

Data Semnătura

REZUMAT
Schimbătorul de căldură este unul dintre aparatele de transfer termic
cele mai utilizate pe sc ară largă în diverse procese industriale și activități de
cercetare, cunoașterea generalităților acestui echipament fiind stringentă într –
un domeniu cum este ingineria chimică și petrochimică.
Lucrarea “Utilaje de transfer de căldură utilizate în instalaț ia de
distilare atmosferică”cuprinde un rezumat, o introducere și 6 capitole.
Structura acesteia este prezentată în cele ce urmează:
 Rezumatul și introducerea includ o sinteză a informațiilor despre
echipamentul de transfer de căldură.
 Capitolul 1 cuprinde generalități ale mecanismelor transmisiei
căldurii precum și importanța transferul de căldură într -un proces de
distilare atmosferică. Se specifică unde întâlnim aceste utilaje de
transfer termic într -un astfel de proces prin descrierea succintă a
fluxulu i tehnologic din instalația de distilare atmosferică.
 Capitolul 2 prezintă generalități ale instalației de distiliare
atmosferică precum și o reprezentare grafică simplificată a acesteia.
În acest capitol se caracterizează fiecare utilaj de transfer de căl dură
utilizat într -un astfel de proces.
 Capitolul 3 descrie în detaliu procesul industrial de realizare a
distilării atmosferice. Este descris inițial procesul de pregătire a
materiei prime pentru distilare și anume dezemulsionarea țițeiului și
tipurile ac esteia, urmat de descrierea fluxului tehnologic ce include
și anumiți parametrii esențiali.
 Capitolul 4 înglobează tendințele moderne apărute într -o
instalație de prelucrare a țițeiului în realizarea distilării atmosferice.

Acesta cuprinde 3 subcapitole ce tratează progresele aduse
procesului de distilare atmosferică, progrese aduse coloanei de
distilare atmosferică și optimizări aduse schimbătoarelor de căldură.
 Capitolul 5 reprezintă partea de proiectare în care a fost efectuat
calculul tehnologic al unui utilaj de transfer de căldură (pentru
dimensionarea unui schimbător de căldură utilizat la preîncălzirea
țițeiului desalinat cu motorină fierbinte).
 Capitolul 6 în care sunt cuprinse principalele instrucțiuni
specifice pentru sănătatea și securitatea în m uncă, proprii instalației
de distilare atmosferică.
Lucrarea se încheie cu concluziile generale și bibliografia.

CUPRINS
Introducere 9
Capito lul 1. Importanța transferului de căldură în instalația de distilare
atmosferică 11
1.1. Mecanismele transmisiei căldurii 11
1.2. Importanța transferului de căldură 17
Capitolul 2. Utilaje de transfer de căldură utilizate în instalația de distilare
atmos ferică 20
2.1. Noțiuni generale 20
2.2.Caracterizarea aparatelor tip coloană 22
2.3. Cuptoare tubular 28
2.4. Schimbătoare de căldură 30
Capitolul 3. Realizarea industrială a procesului de distilare atmosferică a țițeiului 37
3.1. Noțiuni generale 37
3.2 Dezemulsionarea țițeiului 38
3.3 Distilarea atmosferică 43
Capitolul 4. Tendințe moderne în procesul de distilare atmosferică 46
4.1. Progrese în instalația de distilare atmosferică 46
4.2. Progrese aduse coloanei de disti lare atmosferică 55
4.3. Optimizări aduse schimbătorului de căldură de tip fascicul tubular în manta 63
Capitolul 5. Dimensionarea schimbătorului de căldură cu fascicul tubular în manta 76
5.1 Tema și datele de proiectare 77
5.2 Bilanțul termic al schimbătorului de căldură cu fascicul tubular în manta 78

5.3 Calculul temperaturilor calorice și a proprietăților fizice ale fluide lor 80
5.4 Stabilirea geometriei schimb ătorului de căldură 84
5.5 Verificarea coeficientului global de transfer de căldură prin diferite metode de
calcul 87
5.6 Concluzii parțiale 96
Capitolul 6. Norme de protecția muncii și PSI în instalația de distilare atmosferică 97
Concluzii generale 101
Bibliografie 103
Anexă 106

9
Introducere
De o lungă perioadă de timp, importan ța schimbătoarelor de caldură a crescut
impresionant d in punct de vedere al conservă rii energiei, conversiei, recuperării și a
implementă rii cu succes a unei surse noi de en ergie.
Obiectivul acestei lucrări este de a oferi î n profunzime informații de proie ctare a
unui schimbător de căldură cu două fluide avâ nd ac eeași fază în regim staționar.
O problemă de proiectare a unui schimbător de căldură industrial este alcatuită din
componentele de cuplare și consideraț iile de proiectare ale sis temului pentru a asi gura o
funcționare corespunză toare.
Un schimbător de căldură este un dispozitiv utilizat pe ntru a transfera energia
termică între două sau mai multe fluide, între o suprafață solidă și un fluid, sau î ntre
particulele solide ale unui f luid la temperaturi di ferite avâ nd contact term ic. În
schimbătoarele de căldură de obicei nu există pierderi de căldură și lucru mecanic.
Aplicațiile tipice includ încălzirea sau ră cirea unui fluid în curgere ș i evaporarea sau
condensarea a unui singur fluid sau a mai multor co mponenți ai unui fluid î n curgere.
În alte aplica ții, obiectivul poate fi de a recupera sau de a pierde că ldura sau d e a
steriliza, pasteuriza, fracț iona, distila, concentra, cristaliza sau de a controla un proces de
fluid. În foarte puține schimbătoare d e căldură, fluidele între care are loc transferul termic
sunt în contact direct. În majoritatea schimbătoarelor de căldură, transferul de căldură între
două lichide are loc printr -un pere te separator sau prin intrarea ș i ieșirea di ntr-un perete
într-o mani eră tranzitorie. În multe schimbătoare de că ldură, fluid ele sunt separate de o
suprafață de transfer de căldură și în mod ideal ele nu se mixează și nu curg. Astfel de
schimbătoare sunt menționate ca avâ nd tipul de transfer direct sau simplu recuperatoare.
În contrast , schimbătoarele în care există transfer intermitent de căldură între un
fluid cald și un fluid rece prin înmagazinarea energiei termice și eliberarea prin suprafaț a
de schimb sau matrice, sunt menționate ca avâ nd tipul de transfer indirect s au mai simplu
regeneratoare. Astfel de schi mbătoare de obicei au o curgere de fluid datorită diferenței de
presiune și a rotirii matricei/ schimbă rii vanei. Exemplele frecvente de schimbătoare de
căldură sunt cele de tipul tub î n manta, radiatoarele de l a automobile, condensatoarele,
vaporizatoar ele, preîncălzitoarele de aer și turnurile de ră cire. Daca nu apare nici o
schimbare î n oricare din fluidul din schimbător, este menționat uneori ca ș i un schimbator

10
sensib il de căldură. În schimbător pot fi surse i nterne de energie termică cum ar fi î ntr-un
încălzitor electric. Reacții chimice ș i chiar combust ia pot avea loc în schimbă toare, cum ar
fi boilerul, cuptorul sau schimbătoare de căldură cu strat fluidizat.

11
CAPITOLUL 1 IMPORTANȚA TRANS FERULUI DE
CĂLDURĂ ÎN PROCESUL DE DISTILARE ATMOSFERICĂ

1.1 Mecanismele transmisiei c ăldurii
Transferul de căldură este un fenomen complex reprezentat de schimbul de energie
termică între două medii (agenți) ce se produce ca un efect al diferențierii de t emperatură
între ele. Schimbul de căldură poate avea loc prin contactul direct între cei doi agenți sau
prin intermediul unui perete care îi separă. Aproape totalitatea aplicațiilor industriale
aparțin cazului în care unul din agenți circulă în interiorul, iar celălalt în contact cu
exteriorul tuburilor. Problema cheie care se pune în proiectare este de a dimensiona
aparatul cu suprafața minimă a tuburilor, capabil să transmită în unitatea de timp o
cantitate de căldură dată, sau altfel spus, aparatul care să permită schimbul maxim de
căldură între cele două medii, în unitatea de timp, prin unitatea de suprafață.
Ca introducere la acest capitol se vo r caracteriza sumar mecanismele: radiație,
conducție și convenție, prin care se pot produce schimbul de căldu ră între doi agenți
termici.
La orice temperatură, o parte a energiei interne a corpurilor se transformă în energie
radiantă, care se propagă în spațiu în toate direcțiile sub formă de unde electromagnetice,
cu viteza constantă, 𝑐 = 3 ∙ 108 𝑚𝑠 , corelată cu frecvența 𝜈 și cu lungimea de undă 𝜆
prin relația:
𝑐 = 𝜆𝜈 [𝑚𝑠 ] (1.1)
unde:
𝑐 – viteza luminii, 𝑚𝑠
𝜈 – frecvenț a, 𝐻𝑧
𝜆 – lungimea de undă, 𝑚
Conducția este un mecanism de transfer al căldurii produs prin contactul între
straturi sau particule, aparent nemișcate, ale corpurilor, aflate la temperaturi diferite. Un
mediu tipic de conducție termică îl oferă sol idele în care căldura se transmite în sensul

12
gradientului termic de la particulă la particulă, sau de la strat la strat. În fluide, conducția se
realizează prin difuzie moleculară sau atomică, iar la metale prin difuzia electronilor liberi.
Legea conducție i termice unidirecționale în regim staționar se exprimă prin
definiția fluxului termic, si este dată d e ecuația legii lui Fourier(1822) :
𝑄= − 𝜆 𝐴∙𝑑𝑡/𝑑𝑥 [W] (1.2)
unde:
𝑄 – fluxul termic, 𝑊
𝐴 – aria secțiuni i, 𝑚2
𝑡 – temperatura, 𝐾
𝑥 – distanța pe care are loc transmisia căldurii, 𝑚
Sau a densității de flux q, prin :
𝑞=− 𝜆 (𝑑𝑡/𝑑𝑥)=− 𝜆 𝑔𝑟𝑎𝑑 𝑇 [𝑊/𝑚2 ] (1.3)
unde:
q – densitatea fluxului, 𝑊/𝑚2
𝜆 – coeficientul de conductibilitate termică sau conductivitatea termică, 𝑊/𝑚 ∙ 𝐾
Se observă că integrarea î n cazul general al ecuației (1.2 ) cere cunoașterea variației
lui 𝜆 cu temperatura și a suprafeței A cu distanța x în direcția conducției.
Proprietatea caracteristică conducției termice este 𝜆 a cărei valoare variază cu
temperatura, cu starea de agregar e și cu natura corpurilor. Sunt date în tabelul 1.1 limitele
în care variază valori le lui 𝜆 pentru un ele grupuri de materiale.
Tabel 1.1 Valori ale conductivității termice ale unor corpuri [1]
Gaze și vapori organici 0,007 -0,030 W / m ∙ K
Materiale de izolare termică 0,020 -0,200 W / m ∙ K
Lichide organice 0,05-0,30 W / m ∙ K
Apa 0,60 W / m ∙ K
Soluții organice azotoase 0,10-0,75 W / m ∙ K

13
Pulberi 0,02-0,13 W / m ∙ K
Materiale de construcție 0,2-2,0 W / m ∙ K
Materiale refractare 0,10-20 W / m ∙ K
Cristale 0,75-60 W / m ∙ K
Metale și aliaje solide și
lichide 6,0-350 W / m ∙ K

Conductivitatea termică a gazelor și a vaporilor crește cu temperatura și variază cu
presiunea. Pentru lichide 𝜆 scade cu creșterea temperaturii; excepție fac unele substanțe cu
apa și glicerina ( 𝜆 pentru apă la 200 = 0,60 și 0,68 la 1000C). La solide, s ituația este mai
complicată. Astfel, cu creșterea temperaturii, 𝜆 la metale scade, iar la aliaje crește; urme de
impurități pot reduce conductivitatea metalelor sub 50%; la materiile poroase, 𝜆 crește cu
densitatea și cu umiditatea. Astfel, 𝜆 pentru căr ămidă uscată este de circa 0,4, iar pentr u
cărămida umedă de circa 1,0 W/( m∙K).
În sens general, noțiunea de convecție într -un mediu fluid se referă, prin distincție
de difuzia moleculară, la deplasarea unor mase mai mari de fluid, asociată cu amestecarea
lor. În schimbul de căldură, noțiunea are uzual un sens concret, referindu -se la mecanismul
prin care se produce schimbul de căldură între un fluid și un perete.
În acest caz, în apropierea imediată, a peretelui, în interiorul stratului limită,
schimbul se produce prin conducție, iar în masa exterioară stratului limită, prin convecția
propriu -zisă. Acest mecanism complex a fost definit de Newton prin relația :
𝑄=𝛼𝐴 (𝑡𝑝 – 𝑡𝑓) 𝑊 (1.4)
în care :
𝑡𝑝 – temperatura peretelui, 𝐾
𝑡𝑓 – temperatura medie a fluidului, 𝐾
𝛼 – coeficientul parțial de transmisie, sau de schimb al căldurii între perete și fluid,
(𝑊/𝑚2∙𝐾)
Nenumărate determinări e xperimentale, într -o perioadă de peste 200 ani, au arătat
că 𝛼 depinde în mod c omplex de numeroși factori și de condițiile de lucru, p rin

14
introducerea analizei dimensionale și prin utilizarea ecuațiilor criteriale, cu caracter mai
general. Totuși mecanis mul procesului nu este nici în prezent elucidat satisfăcător.
Valorile lui 𝛼 pot să varieze cu 4 ordine de mărime, depinzând de agenții termici și
de condițiile de lucru, după cum se poate observa din tabelul 1.2.
Tabelul 1.2 Valori orientative ale coefi cientului parțial de transmisie a căldurii [1]
Abur, condensare în picături 30.000 – 110.000 W / m2∙𝐾
Abur, condensare în peliculă 6.000 – 17.000 W / m2∙𝐾
Vapori, substanțe organice, cond ens 1.000 – 2.300 W / m2∙𝐾
Apă, încălzire 300 – 17.000 W / m2∙𝐾
Apă la fierbere 1.500 – 45.000 W / m2∙𝐾
Lichide organice (hidrocarburi) 60 – 1.700 W / m2∙𝐾
Abur, supraîncălzire 30 – 110 W / m2∙𝐾
Aer, răcire sau încălzire 1 – 60 W / m2∙𝐾

Uneori este convenabil să se exprime fluxul termic în mod analog fluxul ui electric
(intensității curentului) prin raportul între diferența de potențial și rezistența. În cazul
transmisiei de căldură, diferența de potențial este reprezentată de diferența de temperatură
între mediile care schimbă căldura, iar rezistența termică , R t, prin valoarea inversă a
conductibilității sau a coeficientului de transmisie a căldurii. Se poate astfel scrie :
𝑞 = ∆𝑡/𝑅𝑡 [𝑊/𝑚2] (1.5)
unde:
𝑞 – fluxul termic, 𝑊𝑚2
∆𝑡- diferența de temperatură între mediile care schimbă căldura, 𝐾
𝑅𝑡 – rezistența termică, 𝑚2∙𝐾/𝑊
În cazul transmisie i căldurii prin conducție, avem :
𝑞 = ∆𝑡
∆𝑥/𝐴𝜆 [𝑊/𝑚2 ] (1.6)
Iar în cazul transmisie prin convecție :

15
𝑞 = ∆𝑡
1/𝐴𝛼 [𝑊/𝑚2] (1.7)
În aparat ele industriale la transmisia căldurii intervin cel puțin trei rezistențe în
serie: prin convecție de la unul din fluide la perete, prin conducție între fețele opuse ale
peretelui și prin convecție de la perete la al doilea fluid.
În contact cu fluidele, în timpul exploatării, pe suprafețe se formează depozite
(murdării), care constituie rezistența suplimentare, R mi și R mo, la tran sferarea căldurii. În
figura 1.1 se indică modul în care variază temperatura prin secțiunea unui tub, datorită
tuturor rezisten țelor.

Figura 1.1 Variația temperaturii în secțiunea unui tub [1]
Astfel rezistența totală la transmisia căldurii între un fluid care curge prin interiorul
unui tub și un fluid care curge în exteriorul lui – egală cu valoare inversă a coeficientului
global de transmisie a căldurii 1/k – este constituită din suma rezistențelor în serie :
1 / 𝑘 = 1
𝛼𝑖+𝑅𝑚𝑖+ 𝑏
𝜆 + 𝑅𝑚𝑒+ 1
𝛼𝑒 [𝑊/(𝑚2𝐾)] (1.8)
în care:
𝑅𝑚𝑖 – rezistența straturilor de murdărie de la interiorul tubului, 𝑚2∙𝐾/𝑊
𝑅𝑚𝑒 – rezistența straturilor de murdărie de la exteriorul tubului, 𝑚2∙𝐾/𝑊
𝑏 – grosimea tubului, (m)
𝑘 – coeficient global de transmitere a căldurii, (𝑊
𝑚2𝐾)
𝛼𝑖 – coeficient parțial de transmisie între perete și fluid la interior, (𝑊
𝑚2𝐾)

16
𝛼𝑒 – coeficient parțial de transmisie între perete și fluid la exterior, (𝑊
𝑚2𝐾)
Întrucât, convențional, k se raportează la suprafața exterioară a tubu lui, se introduce
pentru 𝛼𝑖, factorul de corecție 𝑑𝑖 / 𝑑𝑒. Deși, mai exact, un factor similar ar trebui să fie
explicat și pentru 𝑅𝑚𝑖 și pentru 𝑅𝑚𝑒. De asemenea, în calculul transmisiei căldurii prin
conductibilitate prin metal ul tubului, se poate neglija influența curburii, considerându -se
tubul ca o placă plană cu grosimea 𝑏 = (𝑑𝑡 – 𝑑𝑖)/2, ținându -se seama de valoarea
scăzută a rezistenței prin metal în comparație cu rezistența prin depozite și straturile limită.
Relația generală de schimb de căldură între două fluide într-o secțiune dată a
tubului (T și t, constante) are forma :
𝑞 = 𝑘∙𝐴 (𝑇1−𝑇2) 𝑊/𝑚2 (1.9)
în care :
k – coeficient global de transmitere a căldurii, (𝑊
𝑚2𝐾)
𝑇1 – temperatură fluid interior, 𝐾
𝑇2 – temperatură fluid exterior, 𝐾
A – este suprafața exterioară cor espunzătoare lungimii tubului în care fluctuația de
temperatură (T -t) poate fi apreciată constantă între fluide , 𝑚2
Felul în care coeficienții 𝛼𝑖 și 𝛼𝑒, respectiv k și diferența temperaturii aparută între
fluide prezintă o fluctuație de -a lungul tubului sau în lungul aparat ului constituie o
problemă esențială în dimensio narea aparatelor de transfer de căldură, care va fi tratată în
detaliu în capitol ul prezent .
Procesul schimbului de căldură între două corpuri cu temperaturi diferite separate
în spațiu are numele de radiație termică . Pentru orice corp, definit în relație ca fiind S, se
emite energie prin radiații electromagnetice. Cu ajutorul fotonilor are loc transferul , care
străbat distanța în spațiu cu viteza luminii. În funcție de lungimea de undă a radiației este și
cantitatea de energie transportată de aceștia . Schimbul de căldură prin radiație termică se
desfășoară de la distanță. Procesul are un sens dublu : un corp are capacitatea de a radia
energie către alte corpuri , dar poate să primească la rândul său energie emisă ori reflectată
de la corpurile ce îl înconjoar ă.

17
În completare, se vor semnala unele caracteristici al celor trei mecanisme de
transmise a căldurii.
Prin conducție, transmisia căldurii este caracteristică solidelor. În cazul lichidelor și
al gazelor, diferența de temperatură între straturile vecine g enerează curenți de convecție,
care deformează și se suprapun modelului conducției, având drept rezultat o intensificare a
schimbului de căldură. Se admite totuși, că, în apropierea imediată a suprafeței solide (a
peretelui tubului), prin stratul limită, s chimbul are loc prin conducție.
Energia radiantă este emisă și absorbită d e la suprafața solidelor și din întreaga
masă a gazelor și a lichidelor. În straturi subțiri, proprietățile radiante în infraroșu ale
fluidelor sunt în general reduse, iar pentru une le fluide sunt nule.
În conducție și convecție, densitatea fluxului termic este determinată unic de
diferența de temperatură și este independentă de nivelul temperaturilor. În cazul radiației,
schimbul de căldură, fiind determinat de diferența între puter ea a patra a temperaturilor
absolute, este puternic influențat de nivelul temperaturilor.
În aparatele de schimb de căldură, în condensatoare și în refierbătoare, mecanismul
dominant al schimbului de căldură îl constituie convecția, iar în cuptoare radiați a gazelor (a
flăcării) și a solidelor (zidăria cuptorului și a tuburilor prin care trece produsul încălzit).
În pulberi, în aglomerări granulare și în corpuri poroase (mase catalitice) intervine
în proporție apreciabilă fiecare din cele trei mecanisme de transmisie a căldurii [1].
1.2 Importanț a transferului de căldură
Mecanismul transferului de căldură se regăsește atât în industria petrochimică cât și
în domenii colaterale fiind dat de diferența de temperatură dintre două medii sau agenți,
fiind un proces ireversibil al propagării căldurii în spațiu în urma schimbului de energie
termică între acestea. Obiectivul acestui mecanism este determinarea cantității de căldură
schimbată în unitatea de timp având date condițiile de temperatură și verificarea
compati bilității materialelor utilizate în realizarea echipamentelor și instalațiilor supuse
anumitor temperaturi.
Procesele de distilare ale țițeiului pot varia, pornind de la o schemă simplă și
ajungând la una complexă, ce includ pe lângă coloană principală de distilare ce poate fi
prevăzută cu talere sau cu umplutură din care ies produse finale cu anumite proprietăți,
pompe de reflux utilizate pentru stabilizarea profilului de temperatură al coloanei, aparate

18
de transfer de căldură dintre care cele mai importa nte sunt enumerate în cele ce urmează,
coloane de fracționare, vase de reflux. Ca și rezultat al unei astfel de scheme tehnologice
complexe, o cantitate importantă de căldură este recuperată din coloană și transportată într –
un tren de preîncălzire, pentru a vaporiza parțial alimentarea. Putem spune că în acest
interval importanța transferului de căldură este bine conturată, în domeniile tehnologice
fiind reliefate mijloacele de economisire, îmbunătățire și modernizare a procesului.
Această alimentare va fi complet vaporizată apoi într -un cuptor ce reprezintă utilajul
esențial de transfer de căldură și trimisă în coloana de distilare.
Practic, procesul de distilare atmosferică a țițeiului cuprinde un tren de preîncălzire
în cazul în care țițeiul este alimenta t de la rezervorul de depozitare, unde are loc primul
transferul de căldura dintre materia primă și fracțiunile petroliere ce au rezultat din coloana
de distilare atmosferică, în schimbătoare de tip recuperativ cu fascicul tubular în manta.
Țițeiul fierbin te parțial vaporizat din schimbătoare intră într -o coloana de dezbenzinare cu
condiții specifice de operare, aici se realizează recuperarea unei părți din benzina conținută
în țiței. Gazele și vaporii ce ies pe la vârful coloanei sunt condensați și răciți în răcitoare cu
aer până la o anumită temperatură apoi în răcitoare cu apă, având loc ulterior o separare a
gazelor necondensabile de lichidul condensat. Regăsim încă o dată transferul termic și
câteva utilaje de schimb de căldură principale, condensator ș i răcitoarele cu aer și apă, ce
se întâlnesc frecvent în instalațiile tehnologice. Apa de răcire după contactul termic este
încălzită și ajunge la turnurile de răcire a apei de recirculare unde este din nou răcită prin
contact cu aerul atmosferic în contra curent, aceste echipamente fiind de asemenea
încadrate în categoria schimbătoarelor de căldură.
Deoarece acest mecanism de răcire este necesar pe lângă clasicele răcitoare cu apă
în unele instalații se utilizează pentru răcirea unor efluenți gazoși coloan e de răcire cu apă,
prin contact direct în contracurent. Țițeiul dezbenzinat este trecut încă o data print -un tren
de schimbătoare în dorința de a crește temperatura materiei prime prin recuperarea căldurii
astfel scade și sarcina cuptorului și este îndepl init un obiectiv economic prin reducerea
combustibilului ce arde în cuptor. Intrarea în cuptor se face eficient pe mai mulți pași,
materia primă este trimisă inițial în zona de convecție a cuptorului, după ieșirea din această
zonă, țițeiul intră în zona de radiație a cuptoarelor prin partea de sus si iese pe partea de jos
a cuptorului. Cuptorul este un utilaj de transfer de căldură de prim ordin în această
industrie care procesează hidrocarburile și un consumator major de energie, reducerea
combustibilului pentru acesta reprezintă un obiectiv pentru fiecare tehnolog de petrol. În

19
cele din urmă, țițeiul încălzit și parțial vaporizat, este alimentat la partea inferioară a
coloanei de distilare. Coloana de distilare este considerată a fi unitatea cea mai impor tantă
deoarece aici au loc diferite tăieri ale țițeiului din care ne rezultă fracția grea de benzină,
fracția ușoară și grea de petrol și motorină, păcură și gaze de reziduu atmosferic ce sunt
mai apoi separate și purificate. O mare cantitate de căldură este transportată la trenul de
preîncălzire prin produsele finite, coloana de stripare și rațiile de reciclu. Aceasta de
asemenea implică o mare cantitate de degradare a energiei și este important studiul
performanței procesului în termeni de scădere a ene rgiei.
Vaporii de benzină ce ies pe la vârful coloanei de distilare atmosferică, suferă și
aici un proces de transfer termic, fiind condensați apoi răciți în răcitorul cu aer și în
răcitoarele cu apă ce ajung cu o anumită temperatură într -un vas de reflux . Putem observa
multitudinea aplicațiilor industriale ale schimbătoarelor, în diverse procese de încălzire sau
de răcire, aceste utilaje formând verigi pute rnice în lanțurile tehnologice [2].
Proiectele de reabilitare au ca scop creșterea profitabilității unui proces prin
maximizarea utilizării echipamentelor existente atunci când obiectivele tehnice de
producție se schimba. Obiectivele proiectelor de consolidare includ creșterea capacității de
producție, reducerea costurilor de exploatare, adăugarea de noi tehnologii, întâlnirea unor
specificații ale produselor noi și reducerea emisiilor de 𝐶𝑂2. Astfel prin introducerea
preîncălzitoarelor costurile pentru combustibilul cuptorului sunt reduse semnificativ, fiind
în același timp îndeplinită și sarcina de răcire a fracțiilor ce ies din coloana de distilare sau
fracționare. Se propun metodologii de consolidare frecvent ce se concentrează pe
facilitatea acestor utilaje ce găzduiesc mai multe rate de transfer, pentru a îmbunătății și
optimiza procesele indust riale, aceste echipamente având un viitor asigurat în orice
instalație chiar și în acelea de mici dimensiuni [5].

20
CAPITOLUL 2 UTILAJE DE TRANSFER DE CĂLDURA
UTILIZATE ÎN PROCESUL DE DISTILARE ATMOSFERICĂ

2.1 Noțiuni generale
O primă etapă esențială din ciclul proceselor de prelucrare a țițeiului este
reprezentată de distilarea atmosferică. Materia primă este astfel separată într -un interval de
fracțiuni înguste ce au bine definite limitele de distilare, acestea fiind benzina, petrolul,
motorina și p ăcura. Ultima fracție, ce reprezintă de fapt reziduul rămas în blazul de
distilare, este ulterior prelucrată în instalația de distilare în vid, când vor rezulta fracțiuni de
uleiuri sau distilate de vid și un reziduu de vid.
Procesele de distilare ale țițe iului pot varia de la o schemă simplă, ce include o
coloană de distilare cu un cuptor și produsele finite, la o schemă complexă ce include o
coloană de distilare cu talere, o coloană de stripare, cuptor tubular, schimbătoare de căldură
și produse finale cu anumite proprietăți, precum și pompe de reflux utilizate pentru
stabilizarea profilului de temperatură al coloanei. Ca și rezultat al unei astfel de scheme
tehnologice complexe, o cantitate importantă de căldură este recuperată din coloană și
transportată într-un tren de preîncălzire, pentru a vaporiza parțial alimentarea. Această
alimentare va fi complet vaporizată apoi într -un cuptor și trimisă în coloana de distilare.
Practic, procesul de distilare atmosferică a țițeiului, ce se arată în figura 2.1,
cuprinde un tren de preîncălzire în cazul în care țițeiul este alimentat de la rezervorul de
susținere; apoi vaporizat în cuptor unde are loc arderea unui combustibil (uzual gaze de
rafinărie sau metan). În cele din urmă este alimentat la partea inferioară a coloanei de
distilare. Coloana de distilare este considerată a fi unitatea cea mai importantă deoarece
aici au loc diferite tăieri ale țițeiului. O mare cantitate de căldura este transportată la trenul
de preîncălzire din produsele finite, coloana de strip are și rațiile de reciclu [3].

21

Rezervor țiței
Tren de schimbătoare de căldurăDesalinator 1 Desalinator 2Pompă
Pompă de alimentareSchimbător de căldură
Coloană de dezbenzinareAerator
Pompă reflux
Pompă Schimbător de căldură
Aerator E-27Intrare țiței desalinatVapori benzină
Intrare cuptor în doi pașiIntrare cuptor în doi pași
Zona de convecție
Zona de radiație
Alimentare țiței dezbenzinatBenzină reflux recirculat
PetrolPompă de reflux
Motorină
Reflux Motorina II300ș Reflux Motorina IBenzină la rezervor 32 ș Reflux Petrol I
160șC
Coloană de DAReflux Petrol II 225șC
Intrare Abur supraîncălzit de la cuptoarePetrol I la schimbătoare
350șC
Păcură la DVPetrol II la schimbătoare
Motorină I la schimbătoareColoană de stripareVas de refluxVas de reflux
Gaze la RGF
Benzină grea
P-106
Motorină II la schimbătoare
Figura.2.1 Instalația de distilare atmosferică

22
2.2 Caracterizarea aparatelor tip coloană
2.2.1 Definire și elemente componente
Aparatele de tip coloană sunt recipiente cilindrice cu diametru mic comparativ cu
înălțimea. Considerarea unui utilaj ca aparat tip coloană, din punct de vedere mecanic,
depinde de zveltețea sa caracterizată de înălțimea relativă.
𝑖𝐻 = 𝐻𝑡
𝐷𝑖 𝑒𝑐𝑕 𝑚 (2.1)
unde:
𝑖𝐻 – înălțimea relativă, (m)
𝐻𝑡 – înălțimea totală a utilajului măsurată de la sol, (m)
𝐷𝑖𝑒𝑐𝑕. – diametrul interior echivalent al coloanei, (m)
Independent de tipul procesului fizic sau fizico – chimic care are l oc, un utilaj de tip
recipient se încadrează în grupa aparatelor tip coloană dacă 𝐻𝑡/𝐷𝑖𝑒𝑐𝑕. > 5 m și 𝐻𝑡 < 10 m ,
sau pentru orice raport 𝐻𝑡/𝐷𝑖𝑒𝑐𝑕. dacă 𝐻𝑡 > 10 m.
Aparatele de tip coloană au ca scop realizarea unui anumi t proces fizic sau fizico –
chimic, caracterizat prin parametri de regim determinați. Se întâlnesc coloane care lucrează
sub vid, la presiune atmosferică sau supra atmosferică (1 -50 at.) și la temperaturi de 500 –
600o C (coloane de funcționare în instalații le de cracare, reactoare și generatoare pentru
reacții catalitice, etc.).
În industria chimică, în majoritatea cazurilor în aparatele de tip coloană au loc
procese de transfer de substanță (absorbție, desorbție, chemosorbție, rectificare, extracție,
adsorb ție), motiv pentru care ideea de aparat tip coloană este asociată cu transferul de
substanță sau de masă [4].
Atunci când crește rata de transfer pentru coloanele de distilare, este important să se
determine capacitatea lor maximă, în scopul de a detecta blocajele. Pentru a determina
blocajele de coloană, poate fi utilizată scanarea gamma a operării ce are loc la momentul
respectiv, sau pot fi utilizate corelații hidraulice disponibile în literatura de specialitate și
simulări ale software -ului [3].
În caz ul proceselor de transfer de substanță este necesar un contact intim între două
faze: gaz – lichid, lichid – lichid și solid – gaz. Spre a asigura timpul de contact necesar

23
realizării procesului dorit, coloana trebuie să aibă o anumită înălțime, care este un multiplu
al diametrului. În majoritatea coloanelor pentru procese de transfer de substanță sau de
masă, lichidul curge de sus în jos, sub acțiunea gravitației, iar gazul sau vaporii de jos în
sus, sub acțiunea presiunii. Interioarele coloanelor au drept scop crearea și mărirea la
maxim a suprafeței de contact între faze. În acest scop se umple coloana cu corpuri de
umplere, peste care curge lichidul supus prelucrării sau se pulverizează lichidul (coloane
cu umplutură). În alte cazuri se compartimentează coloana pe înălțime, cu ajutorul unor
talere, pe care are loc fie barbotarea gazului prin lichid (coloane cu funcționare în regim de
barbotare), fie pulverizarea lichidului de către gaz (coloane cu funcționare în regim de
picături sau de pulverizare). În c oloanele cu umplutură sau cu pulverizare, concentrația
celor două faze variază continuu pe înălțime. În coloanele cu talere variația fazelor se face
în trepte ale caror numar este egal cu cel al talerelor. Există și coloane mixte, cu umplutură
și cu talere , de exemplu în industria sodei caustice pentru recuperarea 𝐶𝑂2 și 𝑁𝐻3. În
figura 2.2 sunt prezentate cele două tipuri de coloane: cu umplutură (figura 2.2a) și cu
talere (figura 2.2b) [4].

Figura 2.2. Schița de principiu a apratelor de tip co loană [4]
a – cu umplutură : 1- corpul coloanei; 2 – straturi de corpuri de umplutură; 3 – suport
pentru rezemare; 4 -dispozitiv pentru redistribuirea lichidului ; 5- grătar; 6 – taler pentru
distribuirea uniformă a gazului de secțiune; 7 – dispozitiv de stropire ; 8- grătar limitator de
strat; b – cu talere: 1- corpul coloanei; 2 – talere; 3- virola de rezemare.
a b

24
În interiorul coloanei cu umplutură se află un număr de grătare pe care se așează
câte un strat de corpuri de umplere. Lichidul L trece prin aceste straturi , curgând de sus în
jos și iese cu compoziția 𝐿1. Gazul G sau vaporii V trec de jos în sus prin stratul de
umplutură și ies cu compoziția 𝐺1. Coloanele cu talere sunt prevăzute în interior cu talere
situate la o anumită distanță H, între ele (figur a 2.2b). Lichidul trece de sus în jos de la un
taler la altul, iar gazul de jos în sus, pe taler schimbându -se atât compoziția lichidului cât și
a gazului.
Construcția interiorului coloanei urmărește mărirea la maxim a suprafeței de
contact dintre faze. U mplutura și talerele au acest rol. Lichidul și vaporii (gazele) circulă în
general în contracurent. Ideea dispunerii pe verticală, în coloană a elementelor componente
ale instalațiilor a fost aplicată și în domeniul proceselor de transfer de căldură (coloa ne de
evaporare).

Figura 2.3 Aparat de tip coloană, pentru operații de transfer de substanță gaz -solid
[4]
1- motor redactor; 2 – arbore; 3 – palete racloare; 4 -talere; 5 -deschideri; 6 – racord; 7 –
jgheab; 8 – sistem de antrenare; 9 – gură de alimentare; 10 – transportor melcat ;
11- racord
De exemplu coloana din figura 2.3 poate fi utilizată pentru operații de transfer de
substanță sau de căldură între un material solid adus pe talerul superior al coloanei și o fază
gazoasă sau de vapori care intră pe la partea inferioară a coloanei, prin racordul 6. Faza

25
solidă este alimentată, dozat, pe talerul superior prin intermediul alimentatorului compus
din sistemul de antrenare 8, gura de alimentare 9, și transportorul melcat 10. Cele 4 talere,
fixate de peretele coloane i sunt prevăzute cu deschiderile 5 prin care faza solidă trece de pe
un taler pe altul, iar faza gazoasă dintr -un compartiment inferior în unul superior.
Deplasarea solidului pe taler se realizează cu ajutorul paletelor racloare 3, prinse pe
arborele 2, an trenat în mișcare de rotație de grupul motor reductor 1. Evacuarea fazei
solide are loc în jgheabul 7, iar a fazei gazoase prin racordul 11. Prin dispunerea
deschiderilor 5, a două talere alăturate la 180ș, timpul de contact gaz –solid pe fiecare taler
este egal cu 1/𝑛, în care n este turația arborelui 2.
Construcțiile de aparate de mare capacitate, prevăzute cu dispozitive de amestecare,
ce se caracterizează prin raport 𝐻/𝐷𝑖 mare se încadrează în categoria aparatelor tip
coloană. În general aparat ul tip coloană este cilindric cu același diametru interior, sau
diametre diferite pe înălțime (figura 2.4).

Figura 2.4 Aparat tip coloană [4]
1,2 și 3 – tronsoane cilindrice ale corpului coloanei; 4 și 5 – tronsoane tronconice ale
corpului coloanei; 6 – fundație; 7 – suport de rezemare (tronconic); 8,9 și 10 – platform; 11 -15
–racorduri; 16 – izolație termică

26
Un aparat tip coloană este construit din următoarele părți principale: corpul
coloanei, inclusiv sistemul de rezemare, amenajările interioare (interioa rele); amenajările
exterioare (exterioarele). Amenajările sau echipamentele interioare favorizează transferul
de substanță, iar amenajările exterioare permit realizarea operațiilor de întreținere curentă,
montarea sau demontarea interioarelor coloanelor. A menajările interioare pot fi: talere,
corpuri de umplere, serpentine, iar cele exterioare: scări, platforme, dispozitive de ridicare.
Corpul coloanei (aparat tip recipient) se realizează prin sudare din virole (cilindrice
sau cilindrice și tronconice) sau se asamblează din virole (sudate sau turnate) prevăzute cu
flanșe. Coloana se rezeamă pe o virolă suport (coloană autoportantă), pe suporturi laterale
sau este rezemată la diverse niveluri. Corpul coloanei se realizează din materiale
corespunzătoare condiț iilor de lucru, ținând seama și de tehnologia de fabricare ce poate fi
aplicată. Grosimea peretelui coloanei în anumite condiții de funcționare (presiuni și
temperaturi mari) poate ajunge până la 120 mm. În funcție de diametrul și înălțimea
coloanei precu m și în funcție de valoarea parametrilor de regim grosimea pereților poate
avea valori ce variază între 4 și 120 mm. Interioarele coloanei au drept scop realizarea
procesului fizic sau fizico -chimic propus. Ele depind de tipul procesului fizic sau fizico –
chimic care are loc în utilaj și trebuie să satisfacă, prin formă și dimensiuni condițiile
pentru realizarea funcționării optime. Alegerea tipului de amenajări interioare se face în
funcție de asigurarea unui debit de lichid ( L), corespunzător unei densită ți de stropire mai
mare decât o valoare minimă de 10 -12 (𝑚3/𝑚2∙ 𝑕). Exterioarele coloanei au drept scop
deservirea elementelor funcționale ale coloanei (armături), accesul la gurile de vizitare și
control, etc. Acestea sunt constituite din: scări, platforme, dispozitive de ridicat, etc.
Aparatele tip coloană pot atinge înălțimi de peste 100 m și diametrul de peste 15 m.
Aparatele tip coloană se montează în instalații fie independent (figura 2.2), fie în grup
(figura 2.5). În acest din urmă caz coloa nele pot avea fundații independente sau comune.

Figura 2. 5 Aparate de tip coloană montate în grup [4]

27
De asemenea platformele de deservire pot fi comune, de exemplu poziția 4 (figura
2.5) sau individuale 5, 6, 7 (figura 2.5). La coloanele montate în gru p, care necesită
deservire la multe niveluri, în locul platformelor prinse la corpul coloanei, se utilizează o
construcție metalică independentă (ca o schelă) care cuprinde toate coloanele, pe laturi și
pe înălțime. Pe partea exterioară coloana este prevăz ută cu inele și cleme pentru fixarea
izolației termice și ignifuge [4].
2.2.2 Tipuri de aparate tip coloană. Domenii de utilizare.
În funcție de variantele constructive ale amenajărilor interioare se deosebesc
următoarele tipuri de aparate tip coloană:
Coloane cu umplutură . Acestea se utilizează îndeosebi la prelucrarea substanțelor
agresive sau de mare vâscozitate, când sunt necesare căderi mici de presiune sau când
cantitatea de lichid din coloană este mică. Coloanele cu umplutură se utilizează de exempl u
la operații de distilare fracționată în vid (cădere mică de presiune), sau în operații de
fracționare discontinuă, în instalațiile pilot și semiindustriale și în lucrări de cercetare în
laborator. Noile tipuri de umplutură de mare eficacitate, permit sep ararea în coloanele cu
umplutură, a componentelor care au temperaturi de fierbere apropiate. Unele coloane cu
umplutură, în care lichidul este pulverizat servesc la curățirea, răcirea sau umezirea
gazelor.
Coloane cu talere . Sunt utilizate în industria chi mică pentru distilări și rectificări,
pentru absorbție, extracție, desorbție, reacții chimice în sistem eterogen, gaz – lichid și
lichid -lichid, etc. Transferul de substanță la aceste coloane are loc în zona de spumare ce se
obține ca urmare a barbotării v aporilor sau gazului prin lichidul de pe taler. Dispersarea
fazelor de pe taler este uniformă. Față de coloanele cu umplutură, coloanele cu talere au
următoarele dezavantaje: căderi de presiune mai mari, construcție mai complicată, preț de
cost mai mare și întreținere mai pretențioasă.
Coloane cu rafturi și cu șicane . Coloanele cu rafturi în cascadă se utilizează în
general la răcirea și umezirea gazelor, sau la absorbția gazelor care se dizolvă ușor în
lichide. Ele sunt mai economice decât coloanele cu ump lutură din punct de vedere al
consumului de apă, au însă gabarite mai mari decât coloanele cu umplutură.
Coloane cu sisteme de injectare a vaporilor prin lichid . Mărirea debitelor
coloanelor de rectificare și de absorbție se poate face pe două cai: prin mă rirea diametrului

28
coloanei sau prin utilizarea unor amenajări interioare care să permită mărirea vitezei
vaporilor și a debitului de lichid. Sistemele de injectare a vaporilor în vederea intensificării
transferului de masă, permit mărirea debitului și real izarea unor construcții compacte.
Coloane cu elemente tubulare . Se utilizează numai pentru operații de transfer de
masă însoțite sau nu de transfer de căldură.
Coloane cu elemente rotative . Unele aparate tip coloană sunt prevăzute cu elemente
rotative: arb ori cu amestecătoare sau cu discuri. La operațiile de extracție lichid – lichid
continue, intensificarea transferului de masă se poate obține prin turbulența care rezultă
din amestecarea sau agitarea lichidelor.[4]

2.3 Cuptoare tubulare
Cuptoarele tubul are sunt aparate cu un nivel de interes maxim pentru instalațiile de
prelucrare a hidrocarburilor, în primul rând datorită investiției necesare ce reprezintă
aproximativ 20% din investiția totală, iar în al doilea rând datorită consumului de energie
ce rep rezintă aproximativ 80% din consumul total de energie al rafinăriei.
Principalul consumator de căldură în industrie este cuptorul tubular datorită
temperaturii crescute în momentul degajării fluxurilor din cuptor ce pot atinge până la
8500C și gama largă d e cantitate de căldură transferată [5].
2.3.1 Caracterizarea cuptoarelor tubulare
Se realizează în urma unor serii de parametrii:
– Tensiunea termică volumică, sau încărcarea termică volumică a camerei de
ardere, ce este marcată de căldura degajată prin ard erea combustibilului, în unitatea de
volum de incintă;
– Fluxul termic specific reprezintă cantitatea de căldură preluată de unitatea
de suprafață de tub; în unitate de timp, astfel în tabelul de mai jos vor fi arătate, pentru
diferite procese, valorile tens iunilor termice din secția de radiație, pentru reducerea
reacțiilor de descompunere în pelicula de fluid din interiorul tubului;
– Randamentul termic, este dat de raportul dintre căldura utilă și cea
dezvoltată;
– Încărcarea termică utilă;

29
– Încărcarea termică b rută, sau căldura dezvoltată prin arderea
combustibilului [5].
2.3.2 Caracteristici și tipuri constructive
Acest tip de utilaj este format din secția de radiație, unde se produce arderea, din
secția de convecție și coșul de evacuare a gazelor de ardere.
Tabelul 2.1 Tensiuni termice uzuale, medii, în secția de radiație [5]
Destinație Tensiune termică Kw/m2
Cuptoare de încălzire pentru:
Încălzirea și vaporizarea fracțiilor ușoare,
primare
Încălzirea și vaporizarea țițeiului
Încălzirea și vaporizarea păcur ii
Încălzirea uleiurilor, distilatelor grele
Reformarea catalitică
Distilarea filtratului de la deparafinare
Extracția cu solvenți
Cazane de abur

Cuptoare de încălzire și reacție pentru:
Cocșare întârziată
Hidrotratare, hidrocracare
Reducere de vâscozitat e – reacție
Piroliză (gaze și lichide)

35-60
30-50
23-30
22-35
29-32
17-23
17-23
120-600

20-26
32-40
19-22
70-93

În secția de radiație, se transmite cea mai mare parte din căldura utilă (65 -80%),
astfel cu ajutorul mecanismului de radiație de la gaze și de la pereții refractari, se transmite
aproximativ 75 -90%, iar prin cel al convecției, 10 -25%. Procentul rămas de 20 -35% din
căldura utilă este transmis în secția de convecție [5].
2.3.3 Construcția cuptorului tubular
Zidăria cuptorului are rolul de a transmite căldură tuburilor și de a izola termic
aparatul. Temperatura pereților neecranați este de 950oC, iar a celor ecranași de 850oC.
Peretele utilajului este format din mai multe straturi alcătuite din: torcret, cărămidă
refractată, cărămidă termoiz olatoare și vată mineral sau de sticlă.
Tuburile din secția de radiație pot fi dispuse orizontal sau vertical, la o distanță de
2d, pentru cele cu diametru mai mic de 100 mm.

30
În preîncălzitorul de aer sunt atașate țevi cu diametrul de 25 -50 mm și lungimea,
mai uzuală de 1,5 -2,5 m. Tuburile sunt așezate în formă de triunghi echilateral în direcția
de curgere a gazelor de ardere.
Coșul de evacuare a gazelor are secțiunea circulară și se prezintă sub formă
cilindrică sau tronconică, fiind alcătuit din tablă de oțel cu inele de rigidizare sau din beton.
Traseul aerului preîncălzit este alcătuit din burlane de secțiune dreptunghiulară.
Ventilatoarele de aer asigură presiuni de refulare de 300 mm col. apă și sunt
acționate de moatoare electrice cu puteri de până l a 100 kW.
Ca și injectoare, sunt folosite arzătoarele pentru gaz, cu lichid sau mixte.
Arzătoarele pentru lichid pot fi de fapt atomizate cu aer, abur sau mecanic [5].

2.4 Schimbătoare de căldură
Transferul de căldură de la o substanță fluidă ce are o t emperatură mai crescută,
către o alta cu o temperature mai mică, efectuat prin procese de vaporizare, condensare,
răcire, încălzire se efectuează cu ajutorul schimbătoarelor de căldură.
Clasificarea acestor aparate având criteriu modalitatea de realizare a l schimbului de
căldură se face în următoarele două categorii: aparat cu contact direct și aparat cu contact
indirect.
Aparatul de căldură cu contact direct este acel schimbător la care agenții termici nu
sunt separați de o suprafață, astfel se pot amestec a între ei. Aceste tipuri de schimbătoare
pot fi aparate fără umplutură unde transferal se formează la suprafața fluidului pulverizat
sub formă de picături fine sau sub formă de curgeri în șuvițe, sau pot fi aparate cu
umplutură unde transferal termic apar e întotdeauna la suprafața unei pelicule ce se
formează pe umplutura acestuia [6].

31

Figura 2.6. Schimbătoare de căldură cu contact direct [6]
(a) fără umplutură (b) cu umplutură

Aparatul de căldură cu contact indirect este schimbătorul unde cei doi agenț i
termici nu intră în contact direct fiind separați de o suprafață de schimb de căldură cu care
interferează permanent sau periodic.
Acest tip de aparat este cel mai răspândit el putând fi realizat în numeroase variante
constructive [6].

Figura 2.7 Schimbător de căldură cu contact indirect [6]

Schimbătoarele de căldură se compun în principiu din două spații, delimitate între
ele, pentru circulația separată a celor două substanțe între care se face schimbul de căldură.
Peretele care separă cele două spa ții reprezintă suprafața de transmitere a căldurii sau
suprafața de încălzire sau răcire . În cazul în care această suprafață separatoare nu există,
schimbul de căldură între substanțe se face prin contact direct.
Schimbătoarele de căldură funcționează independent , sau în cadrul unor instalații
complexe .
Funcție de scopul lor, schimbătoarele de căldură se clasifică în:

32
 schimbător de căldură propriu -zis sau recuperator de căldură – pentru încălzirea
unui fluid rece sau răcirea unui fluid cald;
 preîncălz itor – pentru încălzirea fluidului rece;
 răcitor – pentru răcirea fluidului cald;
 radiator – pentru încălzirea aerului;
 cazan cu abur – pentru obținerea aburului;
 instalație frigorifică – pentru răcirea fluidului;
 uscător – pentru uscarea ma terialelor;
 turn de răcire – pentru răcirea apei calde;
 condensator de suprafață sau de amestec – pentru condensarea vaporilor;
 evaporator – pentru concentrarea soluției lichide;
 coloană de rectificare – pentru separarea unui amestec pe baza di ferenței de
volatilitate.
Funcție de sensul de circulație a fluidelor prin schimbătoarele de căldură, ele
funcționează în echicurent, în contracurent, în curent încrucișat sau în curent mixt.
Funcție de numărul de treceri a fluidelor prin schimbătoarele d e căldură, ele sunt cu
o singură trecere sau cu mai multe treceri.
Schimbătoarele de căldură propriu -zise se clasifică în două mari grupe:
 recuperatoare – schimbul de căldură se face de la fluidul cald la fluidul rece,
printr -un perete despărțitor, în regim staționar (permanent);
 regeneratoare – schimbul de căldură se face prin intermediul unui solid, care
înmagazinează căldura de la fluidul cald și o cedează fluidului rece, în regim nestaționar.
Schimbătoarele de căldură folosite în industria alim entară se pot denumi funcție de
operația care se realizează cu ele: de exemplu opăritor în industria conservelor de legume
și fructe, în industria cărnii, calorizator în industria zahărului.
În ceea ce privesc materialele din care se confecționează părțil e componente ale
schimbătoarelor de căldură, trebuie menționat că produsele care se supun tratamentelor
termic sunt foarte diferite din punct de vedere al compoziției chimice. În majoritatea
cazurilor, produsele alimentare pot avea o reacție acidă sau una alcalină, ceea ce determină
și alegerea materialului din care trebuiesc executate componentele schimbătoarelor de
căldură [7].

33
2.4.1 Schimbătoare de căldură tubulare
Cea mai extinsă răspândire în industria de prelucrare a hidrocarburilor o au
schimbătoar ele de căldură modelul fascicul tubular în manta. Dimensiunea comună a
tuburilor este cuprinsă în intervalul 19 și 25 mm pe când cea a mantalei se limitează între
0,2 și 1,5 m. Atunci când diametrul mantalei depășește 1,5 m, deformația mantalei
(ovalizarea ) poate depăși toleranțele constructive admise, ceea ce conduce la o extracție a
fasciculului din manta anevoioasă.
Distanța dintre două țevi alaturate se numește pas, iar raportul între pas și diametrul
exterior al țevilor este de aproximativ 1,3.
Șicanel e din zona intertubulară pot fi sub formă de segment de cerc (figura 2.8. a)
sau pot fi sub formă de inel și disc (figura 2.8. b). Cele dintâi se fixează cu deschiderea
(fereastra) alternativ sus -jos sau, în cazul condensatoarelor, stânga -dreapta. Șicanele
longitudinale de etanșare sunt prevăzute pentru a reduce fluxul ce se abate între fascicul și
manta, acestea constau în atele metalice rezemate pe tuburile exterioare [8].

Figura 2.8 Tipuri de șicane pentru spațiul intertubular [8]
a- șicane segment de ce rc; b- șicane inel și disc
b-
Din punct de vedere economic atunci când este vorba de un schimbător cu diametru
mare este recomandat scoaterea tuburilor din fereastră pentru a eluda vibrațiile în interiorul
acestora.
Pentru a limita căderea de presiune se sp ecifică șicane cu ferestre, în aceste cazuri
curgerea este numai în lungul tuburilor.
Din punct de vedere al distribuirii tuburilor, acestea pot fi în fascicule în trunghi
echilateral, în pătrat rotit sau doar pătrat. Se preferă dispunerea în trunghi deoar ece pune la
dispoziție o arie mai mare de transfer de căldură și un coeficinet mai ridicat în spațiul
intertubular.

34
În realizarea constructivă a schimbătoarelor a fost introdusă o limitare a toleranțelor
constructive datorită curenților secundari de ocolir e ce apar, eliminarea lor ducând la
captarea unor performanțe mai bune [8].
2.4.1.1 Particularități constructiv – funcționale
La schimbătoarele de căldură tubulare, elementele active de transfer termic sunt
țevile.
În figura 2.9 se prezintă schema constru ctiv – funcțională a schimbătorului de
căldură tubular.

Figura 2.9. – Schema schimbătorului de căldură tubular. [7]
1 – capac; 1’ – fund; 2, 2’ – racorduri în legătură cu spațiul intratubular; 3, 3’ – plăci
tubulare; 4, 4’ – racorduri în legătură cu spa țiul intertubular; 5 – fascicul de țevi;6 – manta.

Fascicul de țevi (5) este montat la capete în orificiile practicate în două plăci
tubulare (3), (3’) și închis într -o manta (6) fixată etanș de plăcile tubulare, acoperită la
ambele capete cu capac (1) și fund (1’). La cele două extremități ale fasciculului de țevi se
formează astfel două camere – de distribuție și de colectare – delimitate de capac și
respectiv fund.
Cele două fluide între care se realizează schimbul termic se alimentează și se
evacuează prin racorduri în legătură cu spațiul intertubular (4), (4’), respectiv racorduri în
legătură cu spațiul intratubular (2), (2’). Se formează astfel două spații de circulație a
fluidelor: unul între țevi și manta și altul în interiorul țevilor, împreună cu camerele de
distribuție și de colectare.

35
Țevile se montează în placa tubulară în două variante (figura 2.10): în hexagoane
concentrice (a) sau în cercuri concentrice (b) [7].

a b

Figura 2 .10 – Moduri de dispunere a țevilor în placa tubulară [7]
a- hexagoane concentrice; b – cercuri concentrice

Transferul termic se poate intensifica prin una din următoarele două variante:
– schimbător de căldură cu mai multe treceri – fluidul care circulă prin țevi parcurge
de mai multe ori utilajul, trecând într -un sens și în sens contrar prin câte o fracțiune din
țevile fasiculului. Dirijarea fluidului se face prin pereții despărțitori etanși. În figura 2.11 se
prezintă două scheme ale unor astfel de sch imbătoare de căldură. S -a figurat traseul
fluidului care circulă prin spațiul intratubular, pentru un număr par (a) și impar (b) de
treceri. Datorită dificultăților de etanșare și tehnologice ce apar în cazul unui număr prea
mare de treceri, acesta este li mitat la șase, pentru un număr mai mare recurgându -se la
soluția schimbătoarelor de căldură cu șicane;
– schimbător de căldură cu șicane – șicanele asigură uniformizarea curgerii fluidelor
în spațiul intertubular, eliminarea zonelor de fluid stagnant sau c u viteze reduse de curgere
și asigură participarea întregii suprafețe a fasciculului tubular la transferul de căldură.
Șicanele se dispun transversal pe direcția de curgere a fluidului prin spațiul intertubular. De
asemenea șicanele îndeplinesc și rolul de susținere și rigidizare a fasciculului tubular. În
acest caz transferul de căldură pentru fluidul din spațiul intertubular se intensifică datorită
creșterii vitezei de curgere și a turbulenței.
Din considerente mecanice și de întreținere, pentru evitarea depunerii de crustă pe
suprafețele de încălzire și pentru eliminarea eforturilor mecanice datorită dilatării termice a
țevilor și mantalei, schimbătoarele de căldură pot fi prevăzute cu cap flotant, la care una
dintre plăcile tubulare este fixă, iar cealal tă se poate deplasa în direcția dilatării țevilor [7].

36

a b
Figura 2.11 – Tipuri de schimbătoare de căldură tubulare cu mai multe treceri [7]

O răspândire vastă la utilizarea răcitoarelor cu aer o au fasciculele de tuburi cu
nervuri t ransversale înalte. Exista o gamă largă de astfel de tuburi, datorită profilului
nervurii și a tehnologiilor variate de realizare a acestora.
Se utilizează în mod frecvent în industria petrochimică nervuri plane continue cu
profil triunghiular sau dreptung hiular. În figura 2.12. este descrisă schema unui răcitor cu
aer cu ventilatoarele situate sub fasciculul tubular (cu flux de aer refulat). Ventilatoarele
pot fi însă amplasate și deasupra fasciculului (cu flux de aer aspirat). Aceste posibilități de
ampla sare prezintă anumite avantaje și dezavantaje. Amplasarea ventilatoarelor în poziția
dedesubt are avantajul de a înlocui cu ușurință fasciculul dar și de a monta motorul,
accesibilitatea la ventilatoare este mai ușoară pentru modificarea unghiului de încli nare a
paletelor și pentru întreținerea acestora, încălzirea aerului are loc la o temperatură mai
ridicată. Poziționarea deasupra a acestora are avantajele: protejarea fasciculului de
intemperii, o întreținere ușoară a părților inferioare ale fasciculului, o distribuție a aerului
peste fascicul mai bună. Dimensiunea și numărul de fascicule dar și dimensiunea
ventilatorului sunt importante pentru a putea aprecia numărul necesar de ventilatoare.
Lungimea tuburilor nu este specificată, se alege la proiectare o lungime convenabilă
ținând cont de dimensiunea, numărul și dispunerea economică a ventilatoarelor. Modul de
distribuire a fluidului în tuburi se face prin mai multe treceri. La răcitoarele cu aer se
utilizează ventilatoarele de tip axial și cu pas variabi l [8].

Figura 2.12 Schema unui răcitor cu aer cu flux de aer refulat [8]

37
CAPITOLUL 3 REALIZAREA INDUSTRIALĂ A PROCESULUI DE
DISTILARE ATMOSFERIC Ă A ȚIȚEIULUI

3.1 Noțiuni generale
Distilarea țițeiului este un proces important în prelucrarea petrolului, î n care întrega
cantitate de țiței este separată în produse, fiecare având un interval îngust de fierbere. O
rețea de schimbătoare de căldură asociate recuperează căldura din coloană și preîncălzește
țițeiul. Împreună, coloanele și schimbătoarele cuprind si stemul brut de distilare a materiei
prime. Prin urmare, orice exploatare sau modificare structurală în coloana de distilare va
avea un impact asupra recuperării de căldură a sistemului, ceea ce face consolidarea
sistemelor de distilare de țiței, o problemă complexă, cu mai multe grade de libertate și
constrângeri.
Acest tip de distilare este considerată ca fiind primul pas din derularea proceselor
de prelucrare a țițeiului. Produsul petrolier este separat într-o serie de fracțiuni înguste cu
limite de dist ilare catalogate astfel: benzină, petrol, motorină și păcură, aceasta din urmă
fiind apoi transferată și în instalația de distilare în vid de unde pot apărea fracții de uleiuri
și un reziduu.
Unitățile de distilare brute sunt binecunoscute ca procesoare e nergetice intensive,
consumând 35 -45% din energia totală necesară într -o rafinărie. În consecință, aceste unități
de distilare sunt identificate ca un consumator principal de energie în întregul proces de
rafinare. Apoi, este rezonabil să se aplice princip ii de integrare a căldurii pentru
îmbunătățirea eficienței energetice, reducerea costurilor de exploatare și a emisiilor de
𝐶𝑂2. Pentru a fi specific, alimentarea cu țiței trebuie să fie încălzită de la temperatura
ambiantă la o temperatură de aproxim ativ 360 ° C sau mai mare, moment în care țițeiul
parțial vaporizează pentru a facilita fracționările ulterioare. O fracțiune mare din această
căldură (~ 60 -70%) este recuperată din circuitele de răcire a produsului și din pompele de
căldură în fluxurile c oloanelor de distilare utilizând schimbătoare de căldură. Aceste
schimbătoare sunt combinate ca o rețea de schimbătoare de căldură sau tren de preîncălzire
[9].
Fracțiunile separate formează materii prime pentru procesele catalitice și termice de
prelucrar e ulterioară. Instalația de distilare este formată din următoarele aparate principale:

38
coloana de dezbenzinare, coloana de fracționare, coloana de stripare, cuptorul tubular,
schimbătoarele de căldură, vasele de reflux și pompele.
Se prezintă în acest capi tol problemele importante ale fracționării țițeiului, ale
flexibilității în operare, ale randamentelor și ale consumurilor energetice și se va pune
accent și pe definirea procesului de dezemulsionare a țițeiului înainte de a fi supus
distilării.

3.2 Dezem ulsionarea țițeiului
Țițeiul brut livrat către rafinării are anumite impurități: sulf și apă, compuși ai
metalelor, săruri și părți solide, ce rezultă din zăcământul de unde este extras și manipulat
produsul petrolier.
Sărurile sunt dizolvate în apa emulsi onată în țiței sau mai pot apărea ca niște
cristale fine în suspensie, fiind formate din clorură de sodiu și clorură de magneziu și
calciu.
Un rol determinant în calitatea procesului de distilare atmosferică este deținut de
procesul inițial de desalinare a țițeiului. Menținerea unei eficiențe ridicate la desalinere (de
peste 80%) are impact, în mod special, la tratamentul anticoroziv și protector la utilajele și
conductele din sistemele de vârf ale distilării atmosferice.
Factorii principali care influențea ză procesul de desalinare sunt :
 Debitul și calitatea alimentării
 Debitul și calitatea apei de injecție
 Debitul și calitatea dezemulsionantului
 Temperatura la desalinare
 Gradientul de voltaj
 Căderea de presiune pe vana de amestec
Impuritățile din țiței pot produce depozite pe tuburile schimbătoarelor de căldură și
în tuburile cuptoarelor, iar clorurile de magneziu și într -un raport mai mic de calciu, în

39
prezența apei, la temperaturi mai mari de 130oC, se hidrolizează formând HCl conform
reacțiilor de mai jos :
MgCl2+H2O→Mg OH Cl+HCl (3.1)
Mg OH Cl+H2O→Mg OH 2 +HCl (3.2)
Acidul clorhidric este direct responsabil de coroziunea din zona de condensare a
vaporilor de la coloana de distilare atmosferică.
Compușii organo -metalici As, Fe, Cu, Ni, V, incluși în țiței, se regăsesc în
produsele obținute din prelucrarea primară iar în cazul prelucrării ulterioare a acestora prin
intermediul unor proc ese catalitice, aceștia afectează viața catalizatorilor și măresc
consumul lor.
Substanțele emulgătoare prezente în țiței pot conduce la formarea emulsiilor de
tipul apă/ulei (A -U) sau ulei/apă(U -A).
Agentul emulgator este principalul factor ce acționează pentru reducerea stabilității
emulsiei. Efectul produs poate fi combătut prin folosirea unui emulgător de tip contrar,
dezemulsionantul, ca în cazul aplicării procesului de dezemulsionare chimică, sau printr -o
acțiune mecanică exercitată asupra filmului d e emulgător care protejează picăturile de apă,
ca în cazul procedeelor electrice și prin filtrare [10].
3.2.1 Dezemulsionarea chimică
Acest tip de dezemulsionare reprezintă includerea unui emulgător de tip contrar
celui existent în produsul petrolier, de zemulsionatul, ce se află într -o cantitate exactă, ce
conduce la formarea stării de echilibru în care nu mai pot apărea una din cele două tipuri
de emulsie A -U sau U -A, aceasta divizându -se. Cantitatea necesară de dezemulsionat
țițeiul ce se introduce pent ru a se realiza efectul de separare a emulsiei depinde de tipul de
dezemulsionant și de natura emulsiei, stabilindu -se prin încercări pentru fiecare caz în
parte.
În cadrul rafinăriilor se utilizează instalații de dezemulsionare chimică rapidă, în
sistem î nchis pe fluxul de prelucrare a țițeiului, care lucrează la presiune și la stabilirea
temperaturii între 100 -120oC [10].
În figura 3.1 este prezentată schema unei instalații de dezemulsionare folosită în
rafinărie.

40

Figura 3.1 Schema unei instalații de de zemulsionare folosită în rafinărie [10]
1- Preîncălzitor de țiței; 2 – vas decantor de apă sărată; 3 – pompă dozatoare pentru
dezemulsionat
3.2.2 Dezemulsionarea electrică
Această metodă a evoluat în ultimul timp în rafinării din cauza simplicității și
econom icității.
Divizarea filmului de emulga tor din jurul particulelor fazei disperse se formează
prin acțiunea unui câmp electric de curent alternativ producându -se astfel o deformare și
pulsație a particulelor cu o tensionare a filmului emulgător, ducându -se la contopirea și
depunerea acestora.
Particulele de apă încărcate pozitiv se deplasează spre electronul negativ cu o viteză
dată de formula de mai jos:
ϑ=ξ∙E∙C
6∙π∙η (3.3)
unde:
ξ – potențialul electrocineti c produs când sistemul se află în mișcare, (𝑚𝑉)
E- gradientul de voltaj al câmpului electric în care se deplasează globulele de apă, (𝑉/𝑐𝑚)
C – constanta dielectrică a fazei continue
η – vâscozitatea fazei continue, ( 𝑁∙𝑠/𝑚2)
Forța de atracție di ntre două particule de apă este dată de formula:
𝐹 =𝐾𝐸2𝑟6
𝑠4 (3.4)
Unde:
F – forța de atracție dintre particule, (N)
K – constantă
E – gradientul de voltaj, (V/cm)

41
r – raza particulei, (m)
s – distanța dintre centrele particulelor, (m)
Acest tip de dezemulsionare electrică se aplică numai în cazul emulsiilor de tip A –
U, deoarece la emulsia de tip U -A conductibilitatea electrică are un nivel destul de ridicat
ce poate produce scurt circuitar ea electrozilor.
Figura 3.2 reprezintă schema de flux a unei instalații de desalinare electrică la care
se adaugă și mici cantități de dezemulsionat. Desalinatorul se poziționează în fluxul de
preîncălzire al țițeiului la 120 -130oC [10].

Fig.3.2 Schema d e flux a unei instalații de desalinare electrică [10]
1- desalinator; 2 – preîncălzitor țiței; 3 – răcitor pentru apă sărată; 4 – transformator
electric; 5 – vană de amestec țiței – apă
Principalii factori care influențează desalinarea electrică sunt: calitatea apei de
injecție, căderea de presiune pe vana de amestec, gradientul de voltaj, vâscozitatea țițeiului,
temperatura.
Temperatura la care se formează procesul se află în intervalul 100 -150oC,
stabilindu -se conform calității țițeiului și de stabilitatea emul siei. Fenomenul de desalinare
este favorizat datorită creșterii temperaturii, astfel vâscozitatea fazei ulei se reduce și
permite o precipitare mai facilă a picăturilor de apă, conform legii lui Stokes:
𝑣𝑠=𝑑2 𝜌1−𝜌2 𝑔
18𝜂 (3.5)
unde:

42
𝑣𝑠 – viteza de sedimentare, (𝑚
𝑠)
d- diametrul particulei de apă, (m)
𝜌1 – densitatea apei ,(𝑘𝑔
𝑚3)
𝜌2 – densitatea țițeiului, (𝑘𝑔
𝑚∙𝑠)
𝑔- accelerația gravitațională , (𝑚𝑠2)
În tabelul 3.1 sunt redate valorile variației vitezei de sedimentare a apei cu
temperatura pentru un produs petrolier greu [10].
Tabelul 3.1 Variația vitezei de sedimentare cu temperatura [10]
Temperatura, oC Vâscozitate, cSt 𝑉𝑠 ∗
93
121
149 28
13
7,2 𝑣
2 x 𝑣
3,1 x 𝑣

∗Pentru un țiței cu 𝜌1515=0,965
Gradientul de voltaj la care se realizează procesul este cuprins între 1000 și 2000
V/cm , fiind în funcție de tensiunea curentului alternativ utilizată (12 000 ÷ 40 000 V) și
distanța dintre electrozi.
Cantitatea de apă ș i impurități din țiței se reduc odată cu creșterea gradientului de
voltaj.
Vana de amestec are funcția de a dispersa apa de spălare în țițeiul ce este introdus
în desalinator, realizând solubilizarea clorurilor existente în țiței și diluare lor. Cr eșterea
căderii de presiune pe vană, 0,5 -2 bari crește dispersia particulelor de apă.
Apa de injecție trebuie întotdeauna să fie cât mai curantă, se recomandă să se
foloseasca mai mult apă demineralizată sau condens de abur. Cantitatea poate varia între 4 –
8% volum față de țiței, în funcție de conținutul de săruri și de calitatea țițeiului.
Apa stripată de 𝐻2𝑆 și 𝑁𝐻3 are cele mai bune rezultate de la instalația de stripare a
apelor uzate din rafinării, având o limitare a concentrației de amoniac la 50-100 ppm astfel
încât să nu creeze probleme de coroziune și de depunere în echipamente de condensare și
răcire de la vârful coloanei de distilare atmosferică [10].

43
3.3 Distilarea atmosferică
Prin acest tip de distilare are loc separarea țițeiului, după vaporizare și încălzire,
într-o serie de fracțiuni înguste și reziduu, ce constituie materii prime pentru o serie de
procese de prelucrare ulterioară. Astfel fracția de benzină ușoară 𝐶5 ce distilă la 70oC poate
reprezenta materie primă pentru instala țiile de piroliză, obținându -se hidrocarburi pure 𝐶2,
𝐶3, 𝐶4, utilizate la fabricarea unor produse chimice valoaroase. Fracția ce distila in
intervalul de temperatură 70șC -170șC este reprezentată de benzina grea, aceasta în urma
stabilizării es te fracționată și este trimisă în alimentarea instalațiilor de hidrofinare benzină
și de reformare catalitică.
Fracțiile de petrol și motorină, după hidrofinare, sunt utilizate la fabricarea
combustililor pentru turboreactore, respectiv motoare diesel.
Păcura este trimisă la instalația de distilare în vid. Putem afirma că instalația de
distilare atmosferică repartizează materii prime pentru instalațiile ce se află în cadrul unui
complex petrochimic.
Caracteristicile de calitate și randamentele produselor obținute dintr -un țiței dat,
printre care amintim densitatea, punctual de inflamabilitate, vâzcozitatea, curba de
distilare, sunt dependente de modul de operare al instalațiilor de distilare atmosferică,
putând fi ușor reglate sau modificate.
În tabelul 3.2 sunt redate randamentele în produse de o anumită calitate obținute
într-o instalație de distilare atmosferică din două tipuri de țițeiuri [11].
Tabelul 3.2 Randamentele produselor de distilare atmosferică [11]
Denumirea
produsului Interval de tăiere
PRF, oC Țiței Arabian ușor
𝜌1515=0,850 Țiței Iranian
𝜌1515=0,869
%g 𝜌1515 % masă 𝜌1515
LPG (𝐶3,+ 𝐶4)
Benzină ușoară
Benzină grea
Petrol
Motorină ușoară
Motorină grea
Păcură –
𝐶5-70
70-180
180-240
240-340
340-360
360+ 1,5
5,2
15,8
10,3
18,0
3,5
45,7 –
0,655
0,717
0,793
0,838
0,875
0,956 1,8
3,7
16,4
9,2
16,5
3,0
49,4 –
0,660
0,750
0,810
0,850
0,880
0,971
Total: – 100,0 – 100,0 –

44
Instalațiile de distilare atmosferică sunt proiectate pentru un anumit tip de țiței, dar
ele pot funcționa și pe alte tipuri obținându -se însă alte randamente și calități ale
produselor .
În instalația studiată este prezentă pe langă coloana de distilare atmosferică și o
coloană de dezbenzinare, denumită coloana zero. Această coloană este amplasată după
desalinatoare, inserat în trenul de preîncălzitoare. Țițeiul fierbinte cu o temperatură de
aproximativ 215șC, parțial vaporizat din schimbătoare intră în coloana de dezbenzinare ce
este încorporată cu talere. În interiorul acesteia se realizează recu perarea unei părți din
benzina conținută în țiței. Pe la partea superioară a coloanei vor ieși gazele și vaporii de
benzină ușoară, iar la partea inferioară țițeiul dezbenzinat.
Gazele și vaporii sunt condensați și răciți în răcitorul cu aer până la o anum ită
temperatură, urmând sa fie ulterior răcite și în răcitoare cu apă, iar mai apoi separate intr –
un vas de reflux gazele necondesabile de lichidul condensat. O parte din benzina
nestabilizată din acest vas de reflux este trimisă în coloana de dezbenzinare ca și reflux
pentru a menține temperatura la vârful coloanei, iar restul se dirijează cu ajutorul unei
pompe în alimentarea instalației de hidrofinare benzină.
Țițeiul dezbenzinat preluat cu ajutorul unor pompe din baza coloanei zero, este
trecut print -o serie de schimbătoare în scopul de a îl preîncălzi și trimis în zona de
convecție a cuptorului de încălzire și vaporizare în mai mulți pași. După ieșirea din zona de
convecție, urmează zona de radiație a cuptorului, ieșirile din cuptor se unesc ulterior și
alimentează coloana de fracționare.
Țițeiul încălzit și parțial vaporizat în cuptoare, intră în coloana de distilare
atmosferică rezultând următoarele fracții: benzină grea (produs de vârf), petrol I, petrol II,
motorină I, motorină II, păcură.
Pe la vârf ul coloanei ies vaporii de benzină, fracția 40 -180 șC precum și aburul
introdus la baza coloanei și la striperele de produse laterale din coloana de stripare, aceștia
fiind mai apoi condensați, răciți și separați în vasul de reflux. Apa cu hidrogen sulfura t care
se separă în vasul de reflux, se evacuează din doma de separare cu ajutorul unei pompe.
Lateral din coloana de fracționare se obține petrol I, fracția 180 -250 șC, ce intră în
compartimentul superior al coloanei de stripare. Petrolul stripat este tra s cu o pompă la
schimbătoarele de căldură, unde incepe procesul de răcire, temperatura sa scade în răcitorul

45
cu aer și în final în răcitorul cu apă. Este trimis la rezervoare sau direct în alimentarea
instalației de hidrofinare petrol reactor.
Fracția secu ndară ce iese de pe lateralul coloanei este petrol II, cu un interval de
250-280 șC, care intră în compartimetul II al coloanei de stripare. După stripare acesta intră
în circuitul de motorină I.
Cu câteva talere mai jos de petrol II se obține motorina I, fracția 280 -360 șC, ce se
stripează în al treilea compartiment al coloanei de stripare. Impreună cu fracția anterioară
este trimisă în schimbătoare pentru a preîncălzi materia primă, după care este răcită atât cu
aer cât și cu apă și trimisă în parc. Exist a posibilitatea și de a dirija motorina I direct în
alimentarea instalației de hidrofinare petrol -motorină.
Tot lateral din coloana de distilare se preia motorina II, fracția 346 -370 șC, care se
trimite în compartimentul inferior al coloanei de stripare.
Păcura de la baza coloanei de distilare este evacuată cu pompa direct la cuptorul din
instalația de distilare în vid în cazul în care aceasta este cuplată cu instalația de distilare
atmosferică, altfel aceasta este trimisă spre schimbătoare, după care este răcită și trimisă la
depozit.[2]
Calitățile fracțiunilor obținute din coloana de distilare atmosferică pot fi modificate,
acționând asupra temperaturilor pe talerele de culegere, prin modificarea cantității de
reflux intern și a refluxurilor recirculate sa u subrăcite în cazul coloanelor de tip A sau R.
Se utilizează informațiile despre volatilitate, intervalul de distilare și gradul de
separare între două fracțiuni adiacente pentru a aprecia criteriul de separare.
Curba STAS definește volatilitatea fracției și este uzual una din specificațiile cheie
pentru produsele obținute din coloana atmosferică.
Decalajul (5−95)definește gradul de separare între două fracțiuni tangente astfel [11]:
𝑑𝑒𝑐𝑎𝑙𝑎𝑗(5−95) =(𝑡5%𝑃𝐺 −𝑡95%𝑃𝑈)𝑆𝑇𝐴𝑆 (3.6)

46
CAPITOLUL 4 TENDINȚE MODERNE ÎN PROCESUL DE DISTILARE
ATMOSFERICĂ

Pentru a face față declinului materiilor prime de combustibili fosili și a creșterii de
gaze de seră, pe lângă energia din surse regenerabile ce este cercetată, optimizarea
proceselor d eja existente încă are un potenț ial important. Multe metode de optimizare pot fi
aplicate pentru a reduce consumul de energie în astfel de procese, de multe ori crescând și
complexitatea lor. Cu toate acestea, în unele cazuri, modificări minore și ieftine în fluxul
tehnologic al procesului de energie intensivă, cum ar fi cele din rafinarea țițeiului sau din
instalațiile petrochimice se poate să genereze o îmbunătă țire importantă în ceea ce privește
economia de energie.

4.1 Progrese în instalația de distilare atmosferică
Instalația de distilare a țițeiului este prima unitate de proces dintr -o rafinărie, unde
țițeiul este separat în diverse fracțiuni de produse ut ile și intermediare, fiecare dintre
acestea fiind prelucrate ulterior în altă parte a rafinăriei pentru a satisface specificațiile de
pe piață. Această instalație poate fi clasificată în diverse subunități pe baza domeniului de
aplicare al producției. Secț ia de distilare include unitatea de preînc ălzire ș i separare a fazei
de vapori din materia primă, un itatea de distilare atmosferică , unitatea de distilare în vid,
unitatea de fracționare, unitatea de stabilizare și rețeaua de schimbătoare de căldură.
Opera rea instalației de distilare consumă aproximativ 35 -45% din energia utilizată
în rafinării, și prin urmare, este una dintre cele mai cruciale verigi din lanțul de conservar e
a energiei din rafinărie. Mulți cercetă tori și ingineri s -au concentrat asupra mod ului de
îmbunătățire a eficienței instalației în cauză prin utilizarea diferitelor tehnici tradiționale de
economisire a energiei care vor reduce costurile de operare și impactul asupra mediului.
Cele mai comune tehnici sunt optimizarea condițiilor de func ționare a procesului și/ sau
analize de integrare a căldurii în conformitate cu constrângerile de calitate a produselor
specifica te și a factorilor de siguranță [3].
Conform articolului ce dezbate îmbunătățiri ale performanț ei unei astfel de instalații
[3], atunci când eficiența energetică și exergetică ale unei instalații sunt scăzute, se

47
stabilește o oportunitate de îmbunătățire a acesteia. Se dorește o metodologie adoptată
pentru î mbunătățirea performanței insta lației ce utilizează tehnici de simulare a p rocesului,
precum și combinarea exergiei și a metodelor tradiționale de reabilitare pentru a arăta ceea
ce procesul este capabil să atingă având însă în vedere cheltuieli considerabile privind
investițiile de capital necesare. Astfe l s-a ajuns la o îmbunăt ățire a procesului ce a condus
la creșterea e ficienței globale de energie și exergie în instalația de distilare atmosferică de
4% și respectiv, 1,6%, reducând emisiile cu 14,2% și economii în factura de utilități .
Discutând pe larg cercetătorii [3] au arăt at cum cuptorul a contribuit la o pierdere
totală de exergie în sistem de 86%. Modificarea efectuată este adresată reducerii de
combustibil prin instalarea unui dispozitiv de recuperare a căldurii în coșul cuptorului și
programului global de curățare a sch imbătoarelor de căldură. Aceștia au propus o
modalitate de a îmbunătăți unitatea de distilare atmosferică folosind o metoda exergetică
prin vizualizarea energiei pierdute din coloană. Principalii parametri care pot influența
reducerea de exergie ireversib ilă sunt curgerea fluxului de stripare și temperatura sa,
precum și debitul de pompare al refluxului și temperatura refluxului. De asemenea au
investigat potențialul de economisire a energiei al unei tehnologii de recuperare a propriei
călduri . Avantajul p rincipal ar fi acela că acesta poate fi implementat pe diferite procese de
distilare. Cu toate acestea, pentru procesul de distilare al țițeiului, tehn ologia propusă
necesită un compresor care poate face față unor temperaturi ridicate, unor cantități mari de
vapori și un raport relativ ridicat de compresie.
Figura 4.1. prezintă diagrama schematică a unității de distilare a țițeiului (după
modelul unei instalații din Nigeria) cu cele cinci subunități –unitatea de îndepărtare a
vaporilor ușori, unitatea de st abilizare, unitatea de distilare atmosferică, unitatea de
fracționare, unitatea de distilare în vid – și rețeaua de schimbătoare de căldură. Țițeiul brut
din rezervoarele de stocare este preîncălzit prin schimbătorul de căldură utilizând produse
din coloana de distilare fierbinți înainte de a intra în unitatea de desalinizare. Țițeiul este
apoi pompat printr -un alt tren de preîncălzire și este direcționat către unitatea de
îndepartare a fracției ușoare. Produsul de vârf este recuperat din coloana și este dir ecționat
către unitatea de stabilizare. Produsul din baza coloanei de îndepărtare a fracției ușaore este
direcționat printr -un tren de preîncălzire, unde este încălzit cu produse de vid fierbinți și
apoi în cuptor.

48

Figura 4.1 Diagrama fluxurilor a unei unități de distilare a țițeiului Nigerian [3 ]
Țițeiul brut încălzit este separat în coloana de distilare atmosferică în nafta
nestabilizată, kerosen, motorină ușoară, motorină greu și reziduu. Fracțiunea nafta
nestabilizată este direcționată spre unitatea de fracționare unde este separată în fracțiuni
petroliere ușoare și grele. Reziduul de la coloana de distilare atmosferică este direcționat
către unitatea de distilare în vid unde este separat în trei tăieturi diferite, și anume unei
ușor, ulei greu și rez iduul de vid [3].
O altă lucrare ce are ca scop descrierea unei aplicații specifice de îmbunătățire a
integrării energiei realizate prin modificarea fluxului tehnologic al procesului de distilare
atmosferică a țițeiului este descrisă în cele ce urmează [ 12]. Aceasta diferă de alte metode
prin aplicarea analizei exergetice pentru a vizualiza și a înțelege mai bine dis tribuția de
energie pierdută în coloana de distilare, în scopul de a găsi o soluție adecvată pentru a o
reduce.
O privire atentă la această di stribuție pentru un model de proces simplu arată
prezența inutilă a produselor ușoare pe întreaga coloană, în timp ce acestea pot fi separate
înainte de a fi alimentate în cuptor și trimise direct la partea superioară a coloanei.
Deoarece țițeiul este vapo rizat cont inuu, instalarea vaselor tambur în trenul de preîncălzire

49
asigură această separare, evitându -se astfel supraîncălzirea inutilă a fazei vaporizate și
oferă un potențial considerabil în reducerea consumului de combustibil în cuptor. Cu toate
aceste a, această reducere potențială este obținută sub o simplificare ce trebuie să fie
revizuită în cadrul unei scheme tehnologice mai realiste și mai complexă.
În figura 4.2 este prezentată schema unui proces de distilare atmosferică
simplificată.

Figura 4 .2. Un procedeu simplificat al instalației de distilare atmosferică [ 12]
Coloana de distilare este considerată a fi unitatea cea mai importantă deoarece aici
au loc diferite tăieri ale țițeiului, o mare cantitate de căldura este apoi transportată la trenu l
de preîncălzire. Acesta de asemenea implică o mare cantitate de degradare a energiei și
este important studiul performanței procesului în termeni de scădere a exergiei.
Această schema tehnologică însă poate fi îmbunătățită prin introducerea unui vas
separator așa cum este exemplificat în figura 4.3.

50

Figura 4.3 Schema simplificată a unei distilări atmosferice îmbunătățite prin
adăugarea unui vas separator [ 12]
Se pot menționa trei observații:
1. Cu o experiență practică, este clar că volumul de energie pi erdută crește din
partea superioară până la partea de jos a coloanei de distilare a țițeiului, deoarece numărul
componenților crește, iar diferența de temperatură dintre talere este, de asemenea, în
creștere.
2. Coeficienții ce corespund speciilor grele din p artea superioară a coloanei
sunt nesemnificativi sau inexistenți.
3. Coeficienții ce corespund speciilor ușoare care se află în partea de jo s a
coloanei nu sunt neglijabili, deoarece țițeiul este alimentat aproape de fundul coloanei și
trebuie să trave rseze t oată coloana până la talerul corespunzător de extracție. Amintim că
aceste fracții sunt deja parțial sau total vaporizate înainte ca țițeiul să intre în cuptor, astfel
poate fi exprimat ă următoarea ipoteză:

51
 Dacă aceste fracțiile ușoare sunt separate înainte de a fi vaporizate în cuptor
printr -un vas separator adiabatic, de exemplu, și trimise direct în coloană , contribuția lor la
reducerea exergiei în baza coloanei va fi nesemnificativă.
Concluzionând, s -a demonstrat pe motive termodinamice că introducerea unui vas
separator în trenul de preîncălzitoare al unui proces de distilare atmosferică a țițeiului,
împreună cu o introducere adecvată a vaporilor rezultați în coloană, ar putea aduce
economii substanțiale de energie, prin reducerea sarcinii cuptorului, prin realizarea unei
pre-fracționări și prin reduc erea ireversibilității coloanei [12].
Aceeași autori revin însă cu partea a II -a [13] ce se extinde cu privire la această
idee, arătând modul în care acest lucru poate fi realizat păstrând în același timp debit ul, iar
caracteristicile produsului neschimbate. Rezultatul ne arată că introducerea de mai multe
vase separatoare după schimbătoarele de căldură și alimentarea corespunzătoare a
fluxurilor de vapori la talerele adecvate coloanei, reduce fluxurile de reci rculare și căldura
adusă la trenul de preîncălzire. Deficitul de căldură rezultat poate fi apoi compensat într –
un schimbător de căldură suplimentar prin utilizarea a unui nivel scăzut de căldură
recuperată din produsele distilate și / sau importată din al te procese.
Utilizarea acestei călduri reziduale reduce sarcina pe cuptor cu aproximativ o
cantitate echivalentă. Prin urmare energia la nivel înalt (combustibil gazos ars în cuptor) se
înlocuiește cu reziduu de căldură de nivel scăzut. Simularea cu un ex emplu de schemă
tehnologică arată că economiile de combustibil ar putea crește pana la un procent de 21%.
O altă îmbunătățir e în prelucrarea țițeiului a fost făcută de către DeGraff [ 13] prin
introducerea p rocedeul prezentat în figura 4.4 , în cazul în care țițeiul este mai întâi spălat
cu apă într -un vas tambur cu detentă pentru a se îndepărta contaminanții solubili. Faza de
vapori este trimisă la partea de jos a coloanei de distilare, în timp ce apa de spălare și faza
lichidă se desărează, fiind apoi preîn călzită și separată din nou într -un alt vas tambur. Faza
lichidă rezultată este încălzită în cuptor și se amestecă cu faza de vapori pentru a constitui
alimentarea în coloana de distilare. Această schemă tehnologică are ca scop furnizarea unui
design al sc himbătorului de căldură mai economic prin optimizarea în ceea ce privește
transferul și distribuirea eficientă a căldurii. De asemenea, permite un control mai bun al
presiunii, reduce căderea de presiune și crește recuperarea căldurii din țiței prin sistem ul de
schimb de căldură.

52

Figura 4. 4 Procesul lui DeGraff pentru distilarea atmosferică [ 13]

O altă inovație adusă acestui proces de distilare este procesul patentat de Bannon
[13] și ilustrat în figura 4.5 compusă din două coloane de distilare. Prima c oloană prezintă
un fel de divizor în partea inferioară a acesteia, unde se și alimentează cu țiței preîncălzit,
care este separat într -o fracțiune ușoară (separată, ulterior, ca nafta ușoară și grea), și o
fracțiune de țiței greu, acesta din urmă fiind ali mentat în cuptor și trimis apoi la a doua
coloană. Prima coloană este de asemenea alimentată cu lichid din partea superioară a
coloanei secundare de distilare. Este susț inut că un astfel de proces depășeș te lichidul de
reflux insuficient de pe talerele col oanei de distilare, evită picăturile de țiței negru
antrenate din zona de spălare și îmbunătățește randamentul de distilat și eficiența termică.

53

Figura 4.5 Procesul lui Bannon pentru distilarea atmosferică a țițeiului. [ 13]
Se presupune, așa cum se arat ă în figura 4.6 , că 100MW sunt schimbați cu țițeiul în
cazul în care 35 MW sunt transportați de către pompele de reflux, iar cei 65MW rămași
provin de la ceilalți efluenți, în special de la produsele finite. În acest caz, consumul
cuptorului este de 90 MW și temperatura sa de intrare este de 230 °C. În cazul în care
țițeiul brut este separat la această temperatura, consumul cuptorului se reduce la 75 MW
(adică o reducere de 17%), din cauza fluxului redus de alimentare datorat vasului de
separare. Cu toate a cestea, vaporii alimentați în coloană de vasul separator implică o
scădere a căldurii extrase din coloana de pompele de reflux la numai 27 MW, în loc de 35
MW ce i -am avut inițial. Acest înseamnă că numai 92 MW sunt disponibili pentru trenul
de preî ncălzire în loc de 100 MW ( figura 4. 7). Temperatura la ieșire din trenul de
preîncălzitoare este apoi doar de 220 șC în loc de 230 șC iar consumul pe cuptor este apoi
de circa 86 MW, care este o reducere de doar 4,4% în ceea ce privește cazul de referinț ă,
fără vas separator.

54
Acest exemplu arată două caracteristici ce ar trebui subliniate:
– Temperatura d e separare este crucială pentru evaluarea potențialului de
economisire a energiei și nu se pot presupune doar unele valori; acesta este rezultatul
întregului tren de preîncălzitoare și cuplaj ului său din punct de vedere termic cu coloana.
– Cu o producție specificată și cu proprietăți ale produselor, prezența vasului de
separare presupune un deficit de energie în trenul de preîncălzire ( acest lu cru se d atorează
faptului că se impun constrângerile unei producții constante și a u nor proprietăți ale
produselor) [13].

Proiectele de reabilitare au ca scop creșterea profitabilității unui proces prin
maximizarea utilizării echipamentelor existente atunci cand obiectivele tehnice de
producție se schimba. Obiectivele proiectelor de conso lidare includ creșterea capacității de
producție, reducerea costurilor de exploatare, adăugarea de noi tehnologii, întâlnirea unor
specificații ale produselor noi și reducerea emisiilor de 𝐶𝑂2.

Figura 4. 6 Schimbul de căldură
prin rația de reflux în procesul
de distilare atmosferică [13] Figura 4.7 Schimbul de căldură
prin rația de reflux în procesul
de distilare atmosferică cu un
vas separator [13]

55
4.2 Progrese aduse coloanei de distilare atmosferică
Proiectele de inginerie ce urmăresc creșterea capacității existente a coloanei de
distilare a țițeiului integrate termic, sunt frecvente. Proiectele de reabilitare vizează
exploatarea capacității de procesare a unităților existente prin schimbarea parametri lor de
funcționare și/ sau modificarea echipamentelor. Modificările operaționale pot fi eficace și
suportă de obicei puține cheltuieli de capital, dar pot fi, de asemenea, necesare modificări
de echipamente pentru realizarea obiectivelor de consolidare. Met odologiile de consolidare
existente pentru sistemele de distilare a țițeiului se concentrează în principal pe creșterea
căldurii recuperate, pe creșterea debitului de țiței și/ sau pe creș terea randamentului de
produse valoroase prin optimizarea parametrilo r de funcționare pe coloană. Cu toate
acestea, metodologiile ce iau în considerare modificările de hardware, lipsesc. Există
articole ca “ Modernizarea procesului termic integrat în coloana de distilare atmosferică ”
[14] ce își propun o metodologie de conso lidare sistematică bazată pe o coloană de distilare
și o rețea de schimbătoare de căldură prin simulare. Corelațiile hidraulice sunt folosite
pentru a lua în considerare înlocuirea unei coloane de distilare existente, ce are în
componența sa talere de mare capacitate și/ sau talere cu umplutură. Studii de caz relevante
la scară industrial, ilustrează avantajele metodologiei propuse pentru analiza și evaluarea
modificărilor hardware pentru reabilitarea sistemelor de distilare, atunci când crește
capacitatea.
Lucrarea de cercetare denumită „Modernizarea procesului termic integrat în
coloana de distilare atmosferică ” [14] se concentrează pe facilitarea sistemelor de distilare
de țiței, pentru a găzdui mai multe rate de transfer. Sunt de preferat modificări
opera ționale, deoarece acestea necesită investiții, de obicei, puține sau chiar niciun capital
de investiție. Cu toate acestea, extinderea capacității nu poate fi întotdeauna realizată prin
schimbarea parametrilor de funcționare, astfel încât pot fi, de asemene a, necesare
modificări structurale de hardware. Operarea și constrângerile fizice care limitează
capacitatea sistemului sunt numite blocaje.
Cu toate acestea, metodologiile de consolidare publicate în acesastă lucrare sunt
numai pentru inundarea în jet ca o constrângere hidraulică a coloanei de distilare (legate de
fluxurile interne de vapori) pentru a evalua fezabilitatea modificărilor de consolidare,
neglijând constrângerile hidraulice ale preaplinului.

56
Această lucrare [ 14] propune o metodologie de reabil itare a siste melor de distilare
pentru țiței pentru extinderea capacității luând in considerare modificări structurale și
constrângeri ale sistemului. Corelațiile hidraulice sunt folosite pentru a estima inundațiile
în jet, viteza de ieșire prin deversor și încărcarea lichidului pe lungimea pentru tăvi
convenționale și de mare capacitate.
Este cunoscut faptul că proiectele de reabilitare pot fi mai rentabile decât instalarea
de noi modele de echipamente la creșterea capacității de procesare a sistemelor de distilare
de țiței. Din acest motiv, metodologiile de consolidare, care au ca scop creșterea capacității
sistemelor de distilare de țiței sunt obișnuite. Este propusă o metodologie de consolidare
bazată pe optimizare, luând în considerare interacțiunile d intre coloana de distilare și
schimbător. Modelele de comenzi rapide pentru proiectele de consolidare, sunt folosite
pentru a lua în considerare o coloană existentă de distilare a țițeiului, cu un număr fix de
talere. Pentru schimbător este propus un "mode l de modernizare a suprafaței", și se referă
la suprafața suplimentară a schimbătorului de căldură și la consumul de energie al
coloanei de distilare. Constrângerile hidraulice legate de inundații cu jet în coloana de
distilare sunt luate în considerare î n timpul optimizării. Cu toate acestea, inundația
deversorului nu este luată în considerare, neglijează efectul încărcăturilor lichide în
interiorul coloanei de distilare. Specificațiile modelelor de comenzi rapide utilizate pentru
consolidare sunt exprima te în termeni de recuperare a componentelor cheie, deci nu sunt
clar definite. Proprietățile termice constante au fost asumate în modelul schimbătorului
modernizat.
Este prezentată metodologia de modernizare propusă pentru evaluarea modificărilor
hardware a coloanei de distilare atmosferică atunci când crește capacitatea în schema 4.8 .
Impactul asupra schimbătorului este de asemenea luat în considerare în metodologie.
Folosind o interfață MATLAB, debitul și parametrii de funcționare corespunzători (de
exemp lu, debitele din jurul pompei și debitul de abur) sunt cresc ute progr esiv și sunt
introduși în Aspen HYSYS(2012), un simulator de proces, unde este simulată coloana de
distilare. Rezultatele de la simulare sunt utilizate ca intrări pentru corelațiile hid raulice
pentru coloane, pentru a verifica blocajele hidraulice, și la un model de simulare a
schimbătorului, pentru a estima zona de transfer de căldură necesară și cantitatea de
căldură cedată necesară. Atât corelațiile hidraulice cât și modelul de simula re a
schimbătorului sunt codificate în MATLAB. Performanța hidraulică este evaluată ținând
cont de inundare a în jet , viteza de ieșire din deversor și inundații le pentru zona inferioară a

57
coloanei în care apar talere cu supapă și talere de mare capacitate. Această metodologie
permite, cu eforturi de inginerie relativ puține, analizele unor multiple scenarii de
consolidare, cum ar fi găsirea capacității maxime a coloanei de distilare, fără a fi nevoie de
modificări de consolidare și înlocuirea unor componente interne existente cu talere de mare
capacitate [14].

Figura 4.8 Metodologia de modernizare propusă [ 14]
Talerele convenționale pot fi modificate pentru a obține o mai mare capacitate
și/sau eficiență. Aceste tipuri de talere sunt cunoscute ca talere de mare capacitate.
Majoritatea talerelor de înaltă capacitate sunt desene brevetate și pot fi găsite puține
informații despre geom etria lor în literatura de specialitate . Cu toate acestea, pentru talerele
cu supape înclinate, aceleași corelații pot fi folos ite pentru a prezice comportamentul lor
hidraulic dacă zona de activare a fasciculului este corectată, luând în considerare zona
câștigată prin înclinarea părții descendente, așa cum se arată în figura 4. 9.
Figura 4.9 Extinderea suprafaței activ e folosin d deversoare înclinate [14]

58
În concluzie literatura de specialitate a argumentat că cele mai multe metodologii
de reabilitare iau în considerare numai inundarea cu jet ca și o limita hidraulică a coloanei
de distilare, și nici unul nu ia în considerare în mod sistematic înlocuirea talerelor existente
cu unele de mare capacitate. S -a observat că, pentru sistemele de distilare a țițeiului, atât
coloana de distilare cât și schimbătorul trebuie să fie luate în considerare, și că, folosind
software -ul de proiect are comercial pentru a simula coloana de distilare și schimbătorul și
a estima sistemele hidraulice ale coloanei de distilare este necesar un efort semnificativ de
inginerie [14].
Pe plan intern s -a studiat coloana de distilare integrată termic [ 15] ce est e abordarea
cea mai radicală a unui desen sau model de pompe de căldură, făcând eficientă utilizarea
căldurii interne integrate: secțiunea de rectificare a unei coloane de distilare de exploatare
la o presiune mai mare devine sursa de căldură, în timp ce partea de stripare a coloanei
acționează ca un radiator de căldură. Remarcabil, o astfel de coloană poate aduce până la
70% economii de energie în comparație cu coloanele de distilare convenționale. Acest
lucru este extrem de atrăgător luând în considerare faptul că distilarea este una dintre
operațiunile cu consum de energie intensiv în industria chimică, reprezentând peste 40%
din consumul de energie. Această lucrare de revizuire descrie cele mai recente evoluții în
ceea ce privește această tehnologie de intensificare a procesului, promițătoare, dar dificil
de implementat, acoperind toate aspectele majore legate de principiul de lucru, analiza
termodinamică, economii de energie potențiale, diverse configurații de proiectare și opțiuni
de construcție (varii nd de la coloane cuplate sau concentrice, schimbătoare de căldură tub
în manta și schimbătoare de căldură cu placi la super coloana de distilare integrată intern
termic), optimizare de proiectare, probleme de control de proces și de funcționare, precum
și la scară pilot și la apl icații cu potențial industrial. D ezvoltarea acestei tehnologii pentru
separarea unui amestec multicomponent este un subiect de cercetare extrem de dificil, mai
ales atunci când acestă tehnologie se asociază cu alte tehnologii, cum ar fi coloana cu
perete se parator sau distilarea reactivă [15].
Deși distilarea este de departe cea mai larg aplicată tehnologie de separare,
dezavantajul său major este inevitabila pierdere a energiei asociată cu diferența de
temperatură între refierbător și condensator – ceea ce duce la un nivel scăzut de eficiență
termodinamic generală a unei coloane de distilare, de exemplu, sub 10%.

59
Primele eforturi concrete de îmbunătățire a eficienței termice a coloanei de distilare
au fost prin punerea în aplicare l a o scală industrial largă, pompa de căldură asistată
distilării, care în mod eficient reduce pierderile de exe rgie prin micșorarea diferenței de
temperatură între căldura de intrare și de ieșire.
În loc de a folosi o singură sursa de căldură (refierbătoru l) și un condensator,
întreaga secțiune de rectificare a unei coloane de distilare devine sursa de căldură, în timp
ce partea de separare a coloanei de dist ilare acționează ca un radiator [15].
În figura 4.10 este prezentat schematic un sistem de recompres ie al vaporilor cu
configurarea coloanei de distilare integrate termic.
Figur a 4.10 Sistemul de recompresie al vaporior (stânga) și configurația coloanei de
distilare integrate termic (dreapta) [15]
Această tehnologie oferă câteva caracteristici foarte a tractive. Acestea sunt
enumerate în cele ce urmează:
1. Eficiență energetică ridicată . Cel mai înalt grad de integrare internă a
căldurii în cadrul coloanei oferă în mod obișnuit o eficiență energetică mai mare
comparativ cu distilarea convențională sau alte tipuri de coloane de di stilare integrate prin
căldură.
2. Zero reflux extern și operații de fierbere . Practica obișnuită în procesul de
distilare este utilizarea unui condensator și a unui refierbător pentru a genera refluxul
extern și încălzirea pentru funcț ionare. În cazul coloanei integrate termic, integrarea
căldurii interne joacă acest rol și generează aceste două refluxuri interne, astfel încât, în
cazul ideal, nu este necesar nici un condensator, nici un reboiler.

60
3. Potențial sporit al tehnicilor interne de integrare a căldurii . Utilizarea
integrării termice interne este foarte eficientă pentru a îmbunătăți eficiența energetică a
procesului și pot găsi multe aplicații în cadrul proceselor de distilare, cum ar fi: separarea
cu mai multe componente, distilar ea în șarje, distilarea sub presiune și chiar distilarea
reactivă. Mai mult decât atât, integrarea internă a căldurii poate fi luată în considerare între
două coloane de distilare care nu pot avea conexiuni directe.
În studiile moderne de design, două colo ane au fost conectate prin schimbătoare de
căldur ă după cum se arată in figura 4.11 .

Figura 4.11 Schema a două coloane integrate [ 15]
Configurațiile coloanei integrate propuse sunt ilustrate schematic în figura 4.12 .
(stânga), în timp ce în figura 4.12 .(dreapta), se ilustreză de asemenea, amplasarea plăcilor
de transfer de căldură în secțiunea de rectificare sau stripare pentru o coloană concentrică.

Figura 4.12 Configurații propuse pentru o coloană integrată(stânga). Plasarea
panourilor de transfer t ermic în secțiunea de rectificare sau stripare pentru o coloană
concentrică (dreapta) [15]

61
Singurul proiect al coloanei de distilare integarte termic care a ajuns la etapa de
comercializare până în prezent este în esență o singură coloană cu două presiuni, introdusă
recent de un contractor de inginerie jap onez, descrisă în detaliu în cel mai recent brevet de
invenție (US 2012/ 0125761) [15].

Figura 4.1 3.Super coloana integrată termic dezvoltată de Toyo Engineering Corp.
În colaborare cu Institutul Naționa l al Tehnologiei și științei industriale avansate
(Tokyo,Japonia). [15]
Conform lucrării de cercetare elaborate de Amiya K. Jana [ 16], o nouă coloană de
distilare integrată termic pentru procesare poate fi aceea în care în cadrul aceleiași scheme,
întrega m anta cilindrică, se propune să se împartă pe verticală, pri ntr-un perete de metal în
două zone închise. Cu scopul de a genera o sursă de căldură internă, un sistem de pompe
de căldură este folosit pe partea stângă divizată pentru a ridica presiunea părții din dreapta
cu aplicarea conceptului coloanei de distilare integrate termic.

62

Figura 4.14 . Schema reprezentativă a coloanei integrate termic divizate propuse
pentru proces [16]
Această nouă coloană ce este divizată printr -un perete, utilizează propria s ursă de
energie prin transferul de căldură de la partea cu presiune ridicată la partea de joasă
presiune, reducând astfel consumul de utilități în distilator și condensator. Pentru a face
această tehnologie de integrare termică mai eficientă, o configurați e tipică a talerelor este
propusă ambelor părți ale peretelui divizat. Spre deosebire de distilarea în flux continuu,
coloana de proces arată caracteristicile procesului neconstante ceea ce face ca funcționarea
sa să fie mai provocatoare. Cu aceasta, o bu clă deschisă variabilă politicii de manipulare
este formulată în așa fel încât dinamica coloanei integrate sa rămân asemănătoare, în cazul
în care nu poate rămâne aceeași, cu omologul său convențional. Aceasta este o condiție
necesară pentru o comparație e chitabilă între ele. În final, configurația propusă este
ilustrată printr -o coloană binară, prezentând o îmbunătățire a economiilor de energie,
generării de entropie și a costului în raport cu coloana analog convențională. Această
configurație integrată t ermic este relativ mai simplă decât coloana de distilare integrată
termic tradițională în termeni de design și operație.
În conformitate cu această c onfigurație propusă (figura 4.14 ), coloana este împărțită
pe verticală în doi semi -cilindrii închiși printr -un perete de metal. Partea din stânga
păstrează recipientul de distilare în continuare, în timp ce condensatorul este integrat în
partea din dreapta a coloanei. Pentru a genera o sursă de căldură internă, se face o încercare

63
prin a rula în partea dreaptă de semi -cilindru la presiuni mai mari decât cea din stânga.
Pentru aceasta, este instalat un compresor pentru a crește presiunea vaporilor ce ies pe la
varful semi -cilindrului stâng. Apoi intră în partea de jos a părții drepte. Din nou fluxul de
jos din s emi-cilindrul drept este depresurizat înainte de reciclarea în semi -cilindrul stâng.
Cu acest aranjament, căldura se poate transfera de pe partea cu presiune înaltă unde este
sursa de căldură la partea cu presiune scăzută prin perete, reducându -se astfel c onsumul de
utilități în ambii cilindrii dar și în condensator [16].

Figura 4.15 Configurația coloanei cu perete de divizare. [ 16]

4.3 Optimizări aduse schimbătorului de căldură de tip fascicul tubular în
manta
Vom dezbate în continuare schimbătorul de căldură de tipul tub în manta, ce este
unul dintre aparatele de schimb de căldură cele mai utilizate pe scară largă în diverse
procese industriale și fronturi de cercetare. Putem afirma că selecția de șicane este esențială
pentru a controla și a îmbunătăț i performanțele termohidraulice ale acestui tip de
schimbător de căldură.
În următoarea lucrare de cercetare discutată se compară numeric performanța gurii
mantalei pentru schimbătoarele de căldură de tip tub în manta cu șicane segmentare,

64

elicoidale și cu orificiile șicanei de tip trifoi [ 17]. Astfel a fost simulat un calcul tri –
dimensional al dinamicii fluidului, folosind software -ul comercial ANSYS FLUENT, a
fost efectuat pentru a studia și a compara distribuția fluxului la gura mantalei, coeficientul
de transfer termic și căderea de presiune între recent dezvoltatele șicane cu orificii în formă
trifoi, șicanele elicoidale și șicanele segmentale convenționale, la debite joase în gura
mantalei. În această comparație numerică, numeroase schimbătoare de căl dură care sunt
formate din manta, tuburi, șicanele și ștuț sunt modelate, modelul numeric prezice
performanța termo -hidraulică cu o precizie considerabilă, prin compararea cu datele
experimentale pentru șicane segmentale singulare. Modelul este apoi folosi t pentru a
calcula și compara performanța termo -hidraulică pentru același schimbător de căldură dar
cu șicane elicoidale și orificiu în formă de trifoi.

Figura 4.1 6 Modele de fascicule tubulare cu diferite tipuri de șicane: (a) șicane
segmentale, ( b) șicane elicoidale, și (c) șicane cu orificiu trifoi. [ 17]
Conform rezultatelor experimentale, utilizarea continuă a șicanelor elicoidale a dus
la creșterea cu aproape 10% a coeficientului de transferul de căldură, comparativ cu cel al
șicanelor convenți onale bazate pe aceeași cădere de presiune la gura mantalei.
Șicanele cu orificiu în formă de trifoi (figura 4.16 c) sunt un tip nou de dispozitive
de transfer de căldură și nici o publicație care compară performanța lor cu șicanele
tradiționale nu a putu t fi găsită anterior lucrării cercetătorilor din Maroc [ 17].
Rezultatele arată că utilizarea șicanelor elicoidale dau performanțe termo -hidraulice
superioare în timp ce șicanele cu orificiul în formă de trifoi au o performanță mai mare în
transferul de căl dură cu o cădere de presiune mare în co mparație cu șicanele segmentare
[17].

65

Figura 4.17 Vederea izometrică a domeniilor de calcul pentru schimbătoarele de căldura
tub în manta cu: a) șicane segmentare, b) șicane elicoidale și c) șicane cu orificiul tr ifoi
[17]
În studiul prezentat de Davood Panahi și Kamiar Zamzamian [ 18], este analizat
experimental un schimbător de căldură de tip tub elicoidal în manta, în care se află un fir
elicoidal ce a fost plasat în interiorul tubului spiralat elicoidal ca agita tor. Metoda de
fabricare a tubului spiralat elicoidal care conține un agitator și, de a semenea, efectele
acestuia asupra caracteristicilor termice și de frecare a schimbătorului de căldură sunt
prezentate în această lucrare [ 18]. Experimentele au fost efec tuate în două moduri
principale. În primul mod, fluidul tubului cu bobină a fost apă, iar în cel de -al doilea mod
lichidul tubului coloidal a fost aer. Fiecare mod a fost studiat atât pentru tub tubular gol
(fără agitator), cât și pentru agitator sub fluid cu diferite debite. Fluidul din partea mantalei
era apă fierbinte pentru toate cazurile. Rezultatele au a rătat că acest tip de agitator poate fi
utilizat în tuburi elicoidale, care au dus la creșterea semnificativ ă a coeficientul global de
transfer de căl dură și în mod evident a căderii de presiune. Se evaluează și se discută

66
coeficientul total de transfer de căldură, scăderea presiunii, eficiența și numărul de unități
termice.
În ultimii ani, cercetătorii încearcă să reducă dimensiunea și greutatea
schimb ătoarelor de căldură fără reducerea ratei de transfer de căldură. În legătură cu acest
punct de vedere, tuburile elicoidale sunt considerate ca fiind una dintre cele mai interesante
din cauza dimensiunilor lor mai mici și a performanțelor mai ridicate. Cu toate acestea, alte
tehnici de îmbunătățire a transferului de căldură cum ar fi nanofluidele, tuburile conice și
injecția cu bule sunt utilizate pentru a spori performanțele termice ale tuburilor coloidale.
În definitiv , agitatorii nu erau folosiți pe scar ă largă ca o metodă de îmbunătățire a
transferului de căldură pentru tuburile elicoidale în studiile anterioare. Astfel, în această
lucrare, sârma elicoidală a fost utilizată ca un agitator pentru tubul elicoidal al unui
schimbător de căldură de tip tub elicoloidal în manta [18].

Figura 4.18 Vedere generală a unui tub coloidal ce conține sârmă elicoidală [18]
A fost propus însă și un schimbător de căldură combinat cu două treceri cu șicane
elicoidale continue pentru a îmbunătăți performanța transferului de căldură în lucrarea de
cercetare elaborată de cadrele didactice de specialitate ce aparțin unor universități din
China [ 19]. Acesta separă partea mantalei în două treceri individuale. Trecerea interioară a
mantalei este în mod obișnuit segmentată de șic ane, iar trecerea exterioară se face prin
șicană elicoidală continuă. Fluidul de lucru curge prin partea exterioară și interioară a
trecerilor în succesiune. Performanțele termo -hidraulice ale acestui schimbător sunt
comparate experimental cu schimbătorul de căldură cu două treceri cu șicane segmentale.
Rezultatele arată că schimbătorul de căldură cu două treceri cu șicană continuă elicoidală
are un coeficient de transfer al căldurii mai mare și o pierdere de presiune mai mare, în
plus are un coeficient mai bun de transfer de căldură sub aceeași presiune de presiune decât
cele ale schimbătorului de căldură cu șicana segmentală. În cele din urmă, trebuie subliniat
faptul că scurgerea pe separatorul inelar trebuie să fie cât mai redusă posibil. Studiile de

67
față sunt benefice pentru proiectarea și funcționarea practică a schimbătorului de căldură
cu două treceri cu șicana continuă e licoidală [19].
Schimbătoarele de căldură convenționale cu șicane segmentale sunt utilizate pe
scară largă în diferite procese indus triale. Cu toate acestea, dezavantajele devin din ce în ce
mai evidente: (1) cădere de presiune ridicată pe partea mantalei; (2) eficiența scăzută a
transferului de căldură și zgârierea în zonele moarte; (3) risc ridicat de eșec al vibrațiilor pe
fasciculu l de tuburi. Pentru a depăși inconvenientele menționate mai sus ale șicanelor
segmentelor convenționale, șanțurile elicoidale au fost propuse pentru a obține un
coeficient mai mare de transfer de căldură, o scădere a presiunii scăzută, un factor de
atenuar e redus și posibilitatea vibrațiilor de tuburi. Au fost făcute o mulțime de lucrări
minuțioase de cercetare originale asupra schimbătoarelor de căldură cu șicane elicoidale.
Apoi "HELIXCHANGER" a fost comercial produs de ABB Heat Transfer. Au fost
realizat e numeroase studii de cercetare privind schimbătorul de căldură cu manta ș i șicane
elicoidale discontinue [19].
Suprafața șicanelor elicoidale devine relativ abruptă la porțiuni apropiate de axa
centrală atunci când înălțimea este mare, în special în schim bătorul de căldură de tip tub în
manta cu diametre mari ale învelișului. În astfel de situații, șicanele elicoidale continue
sunt destul de greu de realizat. Pentru a rezolva această problemă, trebuie folosit un tub cu
manșon central (figura 4.19 ) pentru a monta structura elicoidală în interiorul carcasei. Pe
de o parte, tuburile nu pot fi aranjate în locul unde este localizat tubul central, astfel încât
zona de transfer de căldură a schimbătorului de căldură va fi redusă; pe de altă parte, o
parte din volu mul schimbătorului de căldură este ocupată de tubul central și nu poate fi
utilizată pentru schimbul de căldură, ceea ce va duce la scăderea compactării. Prin urmare,
problemele deja menționate au încetat să popularizeze schimbătoarele de căldură de tip tu b
în manta cu șicană elicoidală [19].

68

Figura 4.19 Tubul central al un schimbător de caldură cu șicană continuă elicoidală
[19]
Figura 4.20 Schema unui schimbător de căldură de tip tub în manta cu șicană continuă
elicoidală [19]

În analiza experimental ă a exergiei prin intermediul unui schimbătorul de căldură
de tip tub în manta [20], s-au folosit un corp ondulat și un tub ondulat în locul mantalei
netede și a tubului neted. Au fost investigate aranjamente distincte ale tipurilor concave și
convexe de t uburi ondulate. Într -adevăr, studiile anterioare s -au concentrat doar asupra
caracteristicilor termice ale tuburilor ondulate, iar efectul onduleurilor asupra
caracteristicilor exergetice nu a fost cercetat. Prin urmare, în lucrarea discutată [20] s-au
studiat experimental parametrii exergetici pentru un schimbător de căldură de tip tub în

69
manta, din manta ondulată și tubul ondulat. Acești parametri au fost evaluați pentru
aranjamente diferite ale tuburilor ondulate. Tuburile ondulate au fost produse printr -o
mașină specială care a fost dezvoltată în acest scop. Rezultatele au aratat că onduleurile
provoacă creșterea pierderii de exergie și a numărului de unități termice. Dacă tubul și
mantaua sunt ondulate, pierderea de exergie și numărului de unități termi ce cresc în jur de
17% – 81% și, respectiv, 34% – 60%. S -a observat o pierdere maximă de exergie pentru
schimbătorul de căldură realizat din tubul ondulat con vex și carcasă concavă ondulată [20].

Figura. 4.2 1 a) Schema ilustrată a tuburilor și b) Reprez entarea fotografică a
tuburilor [20]
Este evidentă importanța dezvoltării sistemelor termice care utilizează eficient
resursele nerentabile, cum ar fi petrolul, gazele naturale și cărbunele. Metoda de analiză a
exergiei este potrivită în special pentru pro movarea scopului unei utilizări mai eficiente a
resurselor, deoarece permite determinarea locațiilor, tipurilor și mărimilor adevărate ale
deșeurilor și pierderilor. Aceste informații pot fi utilizate pentru a proiecta sisteme termice,
pentru a orienta efo rturile de reducere a surselor de ineficiență în sistemele existente și
pentru a evalua economia sistemelor.
În ciuda importanței conceptului de exergie și a utilizării la scară largă a tuburilor
ondulate pentru schimbătoarele de căldură cu carcasă și tub , nu sa efectuat nici un
experiment cu privire la parametrii exergetici ai schimbătoarelor de căldură cu manta și
tuburi ondulate. Mai mult decât atât, în majoritatea studiilor anterioare, tubul ondulat a fost
folosit doar ca tubul interior al unui schimbă tor de căldură cu carcasă și tub; și nu există

70
ancheta privind analiza exergiei a schimbătorului de căldură cu tub dublu, realizat din tubul
interior și tubul exterior ondulat.
Importanța dezvoltării sistemelor termice care utilizează în mod eficient
carac teristicile termice ale tuburilor ondulate sunt rezumate după cum urmează. A fost
efectuată o comparație între tuburile cu perete ondulat și elicoidal într -un schimbător de
căldură de tip tub în manta. Ei au observat că în regimul complet dezvoltat al turb ulențelor
se poate obține o îmbunătățire moderată a transferului de căldură. S -au studiat
experimental efectele pasului de ondulare asupra transferului de căldură de condensare și a
căderii de presiune în interiorul tubului ondulat orizontal. Constatările cercetătorilor au
demonstrat un coeficient mai mare de transfer al căldurii și o scădere a presiunii a tubului
ondulat în comparație cu tubul neted pentru toate condițiile experimentale. [20]

Figura 4.2 2 Manta netedă si manta ondulata [25]

Figura 4.2 3 Schimbător de căldură de tip tub în manta cu înveliș si tub ondulat [26]

71
Lucrarea ce vizează optimizarea economică a schimbătorului d e căldură de tip tub
în manta [2 1] explorează utilizarea algoritmului Jaya pentru optimizarea economică a
mantalei schimăto rului de căldură și a tubului. Consistența și întreținerea din cauza
depunerilor sunt de asemenea luate în considerare. Problemele de optimizare au fost
încercate anterior de alți cercetători folosind algoritmul genetic (GA), optimizarea roiurilor
de parti cule (PSO) și optimizarea civilizată a roiurilor (CSO). Rezultatele obținute de
studiile computaționale sunt mai bune și superioritatea algoritmului Jaya este dovedită în
cele mai recente metode raportate utilizate pentru optimizarea acestuia probleme.
Un inginer de sistem își aplică cunoștințele, experiența și judecata pentru atribuirea
acestor parametri și proiectarea unui sistem ingineresc eficient. Cu toate acestea, este
dificil chiar și pentru proiectantul experimentat să ia în considerare toți acești parametri
împreună datorită mărimii și complicațiilor sarcinii de proiectare. Pentru a asigura cea mai
bună performanță, utilizare, fiabilitate și costuri reduse ale produsului dezvoltat, ar trebui
folosite metode de optimizare a designului în timpul etape i de dezvoltare a produsului.
Sunt efectuate diverse studii de optimizare pentru minimizarea costului total, a zonei de
transfer termic și a maximizării eficienței, în căutarea unor modele optime. Rezolvarea
problemelor complexe de optimizare în timp limit at este o problemă indispensabilă în
domeniul optimizării ingineriei. Datorită complexității problemelor, metodele
convenționale devin plictisitoare și consumatoare de timp și aceste abordări nu garantează
obținerea soluției optime. Prin urmare, sunt dezvo ltate metode avansate de optimizare.
Aceste metode sunt capabile să atingă soluția optimă globală sau aproape globală, cu mai
puține informații despre problem [21].
Procesele industriale generează cantități mari de căldură care t rebuie transferate.
Schimbă toarele de căldură de tip tub în manta sunt utilizate pe scară largă în industrii
pentru utilizarea energiei termice generate de diferite procese. Pentru utilizarea definitivă a
acestei energii, temperaturile lichidelor fierbinți și reci, trecând prin schi mbătorul de
căldură, trebuie monitorizate și controlate eficient. Un model adecvat de schimbător de
căldură este necesar în scopul monitorizării și controlului. Obiect ivul lucrării [2 2] este de a
modela matematic modelul schimbătorului de căldură utilizând metodele de identificare a
sistemului și de a evalua experimental eficacitatea a două metode de reglare a controlerului
PID, cum ar fi controlul modelului intern (IMC) și auto -reglarea releului pentru controlul
temperaturii. Temperatura de ieșire a lichid ului rece este considerată variabilă controlată.
Pe baza modelului obținut, setările PID sunt proiectate utilizând cele două metode de

72
reglare, iar răspunsurile în buclă închisă, sunt comparate experimental. Se observă din
rezultatele experimentale că cont rolerul bazat pe controlul modelului intern IMC prezintă
rezultate mai bune decât metoda de reglare automată a releului.
Echipamentele pentru transferul de căldură sunt parte integrantă a industriilor
prelucrătoare, deoarece o cantitatea mare de căldură es te generată zilnic și trebuie utilizată
eficient pentru a economisi costurile energiei. Provocarea este să o folosim cât mai eficient
posibil pentru a reduce pierderile de energie. Schimbătorul de căldură de tip tub în manta
este utilizat în mod extensiv î n industriile de procesare, și prezintă tuburi rotunde montate
într-o carcasă cilindrică. Controlul temperaturii este imperativ pentru utilizarea eficientă a
unui schimbător de căldură.
Proiectarea controlorilor pentru schimbătorul de căldură este o provo care datorită
nelinearității prezente în sistem [22].
Numeroase metode au fost propuse și pentru sinteza rețelei de schimbător de
căldură cu mai multe treceri. Având în vedere că fluxurile paralele și în contracurent sunt
implicate în schimbătoarele de căldură cu multiple treceri, este utilizat în mod obișnuit
coeficientul de corecție a diferenței de temperatură. Cu toate acestea, factorul de corecție
este întotdeauna ob ținut prin iterații de încercare și eroare, care sunt dificil de calculat. Pe
de altă parte, valoarea pragului pentru proiectarea schimbătorului de căldură cu mai multe
treceri și sinteza acestuia se poate schimba cu condițiile de funcționare, deși se dă o regulă
de bază pentru factorul de corecție pentru a evita depășirea temperaturii. Această lucrare
[23] prezintă o nouă abordare pentru sinteza optimă a rețelei de schimbătoare de căldură,
bazată pe tehnologia pinch, având în vedere schimbătoarele de căldu ră cu mai multe
treceri. În acest scop, relațiile dintre numărul de treceri pentru manta și tuburi și caracterul
de strângere sunt analizate prin utilizarea curbelor compuse modificate. Apoi, diferența de
temperatură minimă ∆𝑇𝑚𝑖𝑛 și numărul de tubur i sunt optimizate pe baza tehnologiei pinch.
Metodologia propusă permite gestionarea corectă a compromisurilor care implică
consumul de energie, numărul de unități și treceri pentru manta și tuburi și zona de rețea
pentru a furniza o rețea cu costul total anual minim. Pentru a arăta fiabilitatea acestei
abordări, aceasta este utilizată pentru sinteza a două probleme de rețea de schimbătoare de
căldură de la literatura deschisă și rezultatele sunt comparate cu cele pr ognozate din
metodele publicate [2 3].

73
În instalațiile de procesare, cum ar fi centralele petrochimice și rafinăriile, care sunt
principalii consumatori de energie, rețeaua de schimbător de căldură a schimbătorului de
căldură este un subiect important. Schimbătorul de căldură de tip tub în manta e ste cel mai
des întâlnit tip de echipament de transfer de căldură utilizat în rețea de schimb de căldură
de către industria chimică a proceselor. În general, schimbătorul de căldură cu mai multe
treceri este folosit pentru a face față constrângerilor spați ului și a investițiilor.
Schimbătorul cu mai multe treceri implică parțial fluxul de contracurent și parțial
echicurent, iar fiecare potrivire într -o rețea cu schimbător cu trecere multiplă poate solicita
mai mult decât un singur înveliș. Putem sublinia fa ptul că un singur înveliș este rar folosit
în industrie, deoarece construcția schimbătoarelor cu multiple treceri este utilizată pentr u a
reduce temperatura în curent încrucișat [23].

Figura 4.25 Schema unui schimbător de căldura cu o trecere în manta ș i două
treceri în tub [23]

Figura 4.26 Schema unui schimbător de căldură cu multiple treceri în manta și tub
[23]
Se va discuta în continuare designul de optimizare a schimbătoarelor de căldură de
tip tub în manta, considerând ca obiectiv minimizarea co stului total anual prin evoluția
diferențiala, exprimată ca evoluția diferențială a lui Tsallis. Schimbătoarele de căldură tub

74
în manta sunt cele mai larg utilizate schimbătoare în procesele industriale, iar designul său
implică mai multe etape, inclusiv s electarea parametrilor geometrici și de funcționare.
Variabilele folosite pentru optimizare au fost diametrul interior al mantalei, diametrul
exterior al tubului și distanța între șicane. Reducerea costului total anual a fost de
aproximativ 26, 99%, în com parație cu literatura de speciali tate, dar poate ajunge si la
54,60% [2 4].
Designul acestui tip de schimbător de căldură implică mai multe etape, inclusiv
alegerea parametrilor geometrici și operaționali care trebuie să atingă o anumită cantitate
de căldur ă în conformitate cu anumite constrângeri. Conform literaturii de specialitate [24]
aceasta prezintă abordări pentru optimizarea de schimbătoare de căldură, care constă în
două idei principale, prima este dimensionarea optimă bazată în mod obișnuit în
minimizarea costului, iar a doua este maximizarea unor performanțe termice.
A fost efectuat un studiu la Facultatea de Inginerie Chimică și Tehnologie din
China ce s -a fondat pe analiza pinch a trei trenuri de preîncălzire, separate, din unitățile
industriale de distilare a țițeiului. Analiza Pinch este o tehnică care a fost dezvoltată pentru
a identifica posibila recuperare a energiei prin schimbul de căldură contra -curent între
fluxurile fierbinți care trebuie răcite și fluxurile reci de încălzire într -un sis tem [9].
S-a constatat că, deși fiecare tren de preîncălzire individual se apropia de
recuperarea maximă a energiei, cuplajul interunit ar putea fi considerat ca făcând progrese
suplimentare. Studiile simulative au constatat că un consum suplimentar de ener gie de
9,58% a fost redus prin includerea optimizării a unei unități interne într -un design interior
unit. O evaluare economică necesară a verificat că minimizarea costului energiei a
recuperat investiția într -o perioadă rezonabilă de amortizare. Acest stu diu de caz a luminat
o gândire pentru o cale inovatoare – surse mai bune de căldură – rezervoare care se
potrivesc cu cele mai mici revizuiri într -un sistem extins de energie – ceea ce ar putea
permite unor numeroase rafinării similare a -și îmbunătăți apro vizionarea cu energie. În
esență, acest studiu prezintă, de asemenea, o propunere de optimizare a întregii rețele de
schimbătoare de căldură a trei unități de distilare separate într -o întreprin dere de bitum din
nordul Chinei [9].
În concluzie acest studiu se ocupă de o strategie de economisire a energiei într -o
instalație existentă de distilare a țițeiului. Analiza Pinch a fost aplicată ca metodă
sistematică pentru rezolvarea problemei de economisire a energiei și reducerii costurilor.

75
După analizarea proce sului actual, s -a observat din analiza curbelor temperatură -entalpie
că mai multă energie ar putea fi recuperată prin cuplaj interunit a trenurilor de
schimbătoare . De asemenea, au fost atinse în detaliu următoarele concluzii:
 Interconectarea cuplajului sa u integrarea termică a celor trei subsisteme a
indicat o reducere suplimentară a costurilor de operare de până la 9,58%, comparativ cu
suma celor trei schimbătoare actuale.
 Acest studiu de caz a introdus o metodă inovatoare pentru numeroase
rafinării prin optimizarea aprovizionării lor cu energie prin mai multe subsisteme pentru a
produce beneficii economice considerabile.
 Rezultatele acestui studiu vor fi utile atât pentru procesul de modernizare
cât și pentru procesul de bază. Progresul oferit de această lucrare ar putea fi considerat o
cale pentru strategiile industriale de modernizare pentru rezolvarea condițiilor de furnizare
de energie [9].

76
Capitolul 5 Dimensionarea schim bătorului de căldură cu fascicul tubular
în manta

Introducere

În schimbătorul de căldură cercetat în acest proiect se preîncălzește țițeiul desalinat
având un debit de 605 t/h ce circulă prin manta, de la temperatura de 213șC până la
temperatura de ieșire de 223șC. Preîncălzirea se face cu un debit de produs petrolier și
anume moto rină de reflux recirculat, ce circulă prin țevi având un debit de 189 t \h, și
temperatura la intrare în schimbător de 288șC iar temperatura de ieșire de 230șC. S -a
calculat dimensionarea schimbătorului de căldură având datele de proiectare precizate în
subcapitolul 5.1.
Debitele celor două fluide fiind relativ mari, se alege un schimbător de căldură de
tip tubular cu suprafața de încălzire formată dintr -un fascicul de țevi montat în interiorul
unei mantale cilindrice.
La acest tip de aparat, prin interiorul țevilor se dirijează fluidul care conține o
cantitate mai mare de impurități pentru a se asigura o curățire mai ușoară a depunerilor
care se formează pe țevi. Dacă posibilitatea de formare a depunerilor este aceeași pentru
ambele fluide și posibilitatea d e curățire nu mai constituie un criteriu, se preferă să se
dirijeze prin intermediul țevilor, fluidul al cărui debit e mai mic (secțiunea din înteriorul
țevilor este mai mică decat secțiunea de curgere dintre țevi și manta).
Fluidul cald ce se răcește circ ulă prin interiorul țevilor în patru treceri iar fluidul ce
dorim să îl preîncălzim circulă printre țevi paralel cu axul acestora.

77
5.1 Tema și datele de proiectare
Se va dimensiona un schimbător de căldură cu fascicul tubular în manta folosit la
preîn călzirea țițeiului desalinat cu motorină fierbinte. Principalele date de proiectare sunt
prezentate în tabelul 5.1.
Tabelul 5.1 Principalele date de poiectare a schimbătorului de căldură
Nr.crt Fluid Țiței (în manta) Motorină (în țevi)
1 Debit t/h 605,022 189
2 Temperatura de intrare ℃ 213 288
3 Temperatura de ieșire ℃ 223 230
4 Densitatea d420g/cm3 0,85398 0,809827
5 Factor de caracterizare Kc 12 12

Principalele date constructive ale schimătorului de căldură cu fascicul tubular în
manta sunt următoarele:
 Tuburile fasciculului au următoarele dimensiuni :
– L = 6 m – lungimea tuburilor
– 𝑑𝑖=0,02 m – diametrul interior
– 𝑑𝑒=0,025 m – diametrul exterior
– grosimea peretelui tubului = 0,0025 m
 Număr de treceri: 1 pentru țiței în manta și 4 pentru motorină în tuburi. Așezarea
tuburilor în fasciculul tubular este în forma de triunghi echilateral.
 Șicane tip segment de cerc, aprox. 20% din diametrul interior al mantalei.
-numărul perechilor de șicane = 1
-înălțimea șicanei = 0,9 m
-distanța dintre șicane = 0,5 m
 Unghi la centru 𝜑=120 °
 Tuburile sunt așezate în triunghi echilateral cu latura triunghiului =32mm

78

5.2 Bilanțul termic al schimbătorului de căldură cu fascicul tubular în manta
Bilanțul termic pe schimbătorul de căldură cu fascicul tubular se execută în vederea
calculării temperaturii de ieșire a motorinei și ulterior în vederea determinării
temperaturilor medii calorice ale celor două produse.
Bilanțul termic pe întreg schimbătorul de căldură se determină cu ajutorul relației :
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡=𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡+𝑄𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 𝑊 (5.1)
în care :
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡 – reprezintă fluxul de căldură cedat de țiței din mantaua schimbătorului de căldură ,
[W]
𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡- reprezin tă fluxul de căldură primit de motorina din țevile schimbătorului de
căldură, [W]
𝑄𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 – reprezintă fluxul de căldură ce se pierde prin pereții schimbătorului de căldură,
[W]
Într-un schimbătorul de căldură dat se consideră că pierderile sunt de 5% din
totalul de căldură cedată. Fluxul termic pierdut se calculează cu relația următoare:
𝑄𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑢𝑡 = 5
100 𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡 [𝑊] (5.2)
Pentru a calcula fluxul de c ăldură trebuie să cunoaștem valorile debitelor și entalpia
produselor în schimbătorul de căldură.
Formula de calcul pentru entalpia specifica a fractiunilor petroliere în faza lichidă
este:
𝑖𝑇= 2,964 –1,332𝑑1515 𝑡+ 0,003074 – 0,00115𝑑1515 𝑡2 0,0538𝐾+0,3544 𝑘𝐽
𝑘𝑔 (5.3)
Se calculează fluxul termic pentru țiței cu relația:
𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡(ț𝑖ț𝑒𝑖)=𝑚𝑇∙∆𝑖𝑇 = 𝑚𝑇(𝑖𝑇2−𝑖𝑇1) [W] (5.4)
unde:
𝑚𝑇 – debitul masic de țiței, [𝑘𝑔/𝑠]

79
∆𝑖𝑇 – variațiile de entalpie pentru țiței, [𝑘𝐽/𝑘𝑔]
𝑖𝑇1 – entalpia țițeiului la intrare, [𝑘𝐽/𝑘𝑔]
𝑖𝑇2 – entalpia țițe iului la ieșire, [𝑘𝐽/𝑘𝑔]
Pentru a calcula fluxul termic cedat se folosește relația:
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡(𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟𝑖𝑛𝑎)=𝑚𝑀∙∆𝑖𝑀 [W] (5.5)
unde:
𝑚𝑀- debitul m asic de motorină, [𝑘𝑔/𝑠]
∆𝑖𝑀 – variațiile de entalpie pentru motorină, [𝑘𝐽/𝑘𝑔]
Se va calcula densitatea relativă a țițeiului și a motorinei cu relația:
𝑑1515 ț𝑖ț𝑒𝑖=0,9952∙𝑑420+0,00806 𝑔/𝑐𝑚3 (5.6)
𝑑1515 ț𝑖ț𝑒𝑖=0,85 𝑔/𝑐𝑚3
𝑑1515 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟𝑖𝑛ă=0,814 𝑔/𝑐𝑚3
Entalpia fluidului rece la temperatura de ieșire din schimbător se determina cu
relația (5.3):
𝑖𝑇2= 2,964−1,332∙0,85 223 + 0,003074−0,001154∙0,85 ∙2132 ∙
0,0538𝐾∙0,3544 =505 ,9028 [𝑘𝐽
𝑘𝑔]
Entalpia fluidului rece la temperatura de intrare în schimbător se calculează cu
relația (5.3):
𝑖𝑇1= 2,964−1,332∙0,85 213 + 0,003074−0,001154∙0,85 ∙2232 ∙
0,0538𝐾∙0,354 4 =479 ,7626 [𝑘𝐽
𝑘𝑔]
Se va determina variația de entalpie pentru țiței:
∆𝑖𝑇= 𝑖𝑇2−𝑖𝑇2 (5.7)
Se vor calcula fluxurile primate si cedate pe baza relatilor (5.4) – (5.5):
𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡=4393 ,175 [𝑘𝑊]

80
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡=4624 ,395 [𝑘𝑊]
Conform relației (5.5) de calcul al fluxului cedat:
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡=𝑚𝑀 𝑖𝑀1− 𝑖𝑀2
4624 ,395 =52,01 𝑖𝑀1− 𝑖𝑀2
𝑖𝑀1− 𝑖𝑀2=88,7995 [𝑘𝐽
𝑘𝑔]
Entalpia fluidului cald la intrarea în schimbător este calculată cu relația (5.3):
𝑖𝑀1= 2,964−1,332∙0,814 288 + 0,003074−0,001154∙0,814 ∙2882 ∙
0,0538 K∙0,3544 =710 ,9614 [kJ
kg]
Entalpia fluidului cald la ieșirea din schimbător este calculată cu relația (5.3):
𝑖𝑀2= 2,964−1,332∙0,814 230 + 0,003074−0,001154∙0,814 ∙2302 ∙
0,0538𝐾∙0,3544 =626 ,8815 [𝑘𝐽
𝑘𝑔]
𝑖𝑀1−𝑖𝑀2=710 ,9614−626 ,8815 =84,0799 [𝑘𝐽
𝑘]
𝑄𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖=0,05 ∙𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡=231 ,2198 [𝑘𝑊]

5.3 Calculul temperaturilor calorice și a proprietăților fizice ale fluidelor
5.3.1 Calculul temperaturilor calorice ale fluidelor
În această etapă se vor determina temperaturile ca lorice ale țițeiului și ale
motorinei, urmând anumite etape ce vor fi descrise în continuare.
Se determin ă diferența de temperatură medie logaritmică între cele două fluide:
∆𝑡=∆𝑡𝑀−∆𝑡𝑚
𝑙𝑛∆𝑡𝑀
∆𝑡𝑚 [𝑔𝑟𝑑] (5.8)
Se face diferența Δt între temperatura fluidelor la cele două capete și se observă că
o diferență este mai mare și una este mai mică, această determinare se face din bil anțul de
temperaturi astfel :

81

∆𝑡𝑐𝑎𝑝ă𝑡 𝑟𝑒𝑐𝑒=𝑡𝑐2−𝑡𝑟1 ∆𝑡𝑐𝑎𝑝ă𝑡 𝑐𝑎𝑙𝑑=𝑡𝑐1−𝑡𝑟2
Figura 5.1 Schema simplificată a schimbului de căldură într -un schimbător [6]
∆tM=288−223 =65 [℃]
∆tm=230−213 =17 [℃]
unde:
∆tm – diferenț ă de temperatură minimă, ℃
∆tM – diferență de temperatură maximă, ℃
Ținând cont că fluxurile circulă în contracurent se calculează diferența medie de
temperatură conform relației (5.8):
∆𝑡𝑚𝑒=65−17
𝑙𝑛65
17=48
1,341=35,7895 [℃]
Se calculeaz ă factorul de corecție specific în funcție de parametrii P si R și factorul
caloric 𝐹𝑐 cu relația :
𝐹𝑐=∆𝑡𝑚𝑒−∆𝑡𝑚
∆𝑡𝑀−∆𝑡𝑚 (5.9)
unde:
𝐹𝑐 – factorul caloric ce are valori subunitare F<1
𝐹𝑐=35,7954−17℃
65℃−17℃=18,7954℃
48℃=0,391449℃
𝑃=𝑡𝑟2−𝑡𝑟1
𝑡𝑐1−𝑡𝑟1 (5.10)
unde:
𝑃 – parametru ce are valori cuprinse în intervalul 0 -1 tc2 tc1
tr2
tr1

82
𝑡𝑟1 – temperature fluidului rece la intrare, ℃
𝑡𝑟2 – temperature fluidului rece la ieșire, ℃
𝑡𝑐1 – temperature fluidului cald la intrare, ℃
𝑃=10
75=0,1333 ℃
𝑅=𝑡𝑐1−𝑡𝑐2
𝑡𝑟2−𝑡𝑟1 (5.11)
unde:
𝑅 – parametru ce are valori sub și supraunitare, ℃
𝑡𝑐2 – temperature fluidului cald la ieșire, ℃
𝑅=58
10=5,8 ℃
Factorul de corecție F se citește din diagrama corespunzătoare tipului de curent din
Anexă, în funcție de parametrii calculați P și R, în cazul de față F=0,83.
În acest caz diferența medie de temperatură corectată este:
∆𝑡𝑚𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑒𝑐𝑡𝑎𝑡 𝑐𝑢 𝐹=0,83∙35,7895 =29,7 [℃]
Se calculează temperaturile calorice ale celor două fluide :
– pentru motorină
𝑡𝑐=𝑡𝑐2+𝐹𝑐 𝑡𝑐1−𝑡𝑐2 [℃] (5.12)
𝑡𝑐=252 ,704 ℃
− pentru țiței
𝑡𝑟=𝑡𝑟1+𝐹𝑐 𝑡𝑟2−𝑡𝑟1 [℃] (5.13)
𝑡𝑟=216 ,914 [℃]
5.3.2 Caracteristici fizico -chimice ale fluidelor
Cu ajutorul temperaturilor calorice se pot determina proprietățile fizice medii a
celor două fluide, densitatea, căldura specifică, conductivitatea termică, vâscozita tea
cinematică și vâscozitatea dinamică. Pentru determinarea acestora avem relațiile:

83
 densitate
𝜌=103∙𝑑204 1−𝑡−20
2290−6340∙𝑑204+5965 𝑑204 ² [𝑘𝑔
𝑚3] (5.14)
Pentru țiței și motorină densitatea este calculată cu relația (5.14):
𝜌=103∙0,85398 1−216 ,9145−20
2290−6340∙0,85398 +5965 0,85398 ² =846 [𝑘𝑔
𝑚3]
𝜌=103∙0,809827 1−252 ,704−20
2290−6340∙0,809827 +5965 0,809827 ² =810 [𝑘𝑔
𝑚3]
 căldură specifică
𝑐𝑝= 2,964−1,332∙𝑑1515 + 0,006148−0,002308 𝑑1515∙𝑡 0,0538𝐾+
0,3544 [𝑘𝐽/𝑘𝑔∙℃] (5.15)
Pentru țiței căldura specifică este:
𝑐𝑝= 2,964−1,332∙0,85 + 0,006148−0,002308 0,85∙216 ,9145 0,0538𝐾+
0,3544 =2,710367 [ 𝑘𝐽/𝑘𝑔∙℃]
Pentru motorină căldura specifică este:
𝑐𝑝= 2,964−1,332∙0,814 + 0,006148−0,002308 0,814∙252 ,704 0,0538𝐾+
0,3544 =2,926784 [ 𝑘𝐽/𝑘𝑔∙℃
 conductivitate termic ă
𝜆=0,1172−6,33∙10−5∙𝑡
𝑑1515 [𝑊/𝑚∙℃] (5.16)
Pentru țiței conductivitatea termică este calculată în relația:
𝜆=0,1172−6,33∙10−5∙216 ,9145
0,85=0,121729 [𝑊/𝑚∙℃]
Pentru motorină conductivitatea termică este calculată în relația:
𝜆=0,1172−6,33∙10−5∙252 ,704
0,814=0,124329 [𝑊/𝑚∙℃]
 vâscozitatea dinamică apreciată cu ajutorul diagramelor de determinare a
vâscozității produselor petroliere la diferi te valori ale factorului de caracterizare
-pentru țiței 𝑣𝑇=4 ∙10−6 [𝑚2/𝑠]

84
-pentru motorină 𝑣𝑀=3,5∙10−6 [𝑚²𝑠 ]
 vâscozitate cinematică
-pentru țiței µT=ρ∙vT (5.17)
µT=846 kgm3 ∙4∙10−6 m²s =0,003384 [kg
m∙s]
-pentru motorină µ𝑀=𝜌∙𝑣𝑇 (5.18)
µ𝑀=810 𝑘𝑔𝑚3 ∙3,5∙10−6 𝑚²𝑠 =0,002835 [𝑘𝑔
𝑚∙𝑠]
În tabelul 5.2 sunt redate valorile proprietăților fizico -chimice ale fluidelor.
Tabelul 5.2 Valori ale caracteristicilor fizico -chimice ale fluidelor
Caracteristici fizico -chimice Țiței Motorină
Debit [kg/s] 168,062 55
Debit [t/h] 605,022 189
Temperatură intrare [ ℃] 213 288
Temperatură ieșire [ ℃] 223 230
𝑄𝑐𝑒𝑑𝑎𝑡[kW] – 4624,4
𝑄𝑝𝑟𝑖𝑚𝑖𝑡[kW] 4393 ,175 –
Temp. calorice [ ℃] – 252,704
Temp. calorice [ ℃] 216,914 –
ρ [kgm3 ] 846 810
Cp [kj/ kg∙℃] 2,71037 2,92678
λ [Wm∙℃] 0,1217 0,1243
v [ m2s] 4∙ 10−6 3,5 ∙ 10−6
μ [kgm∙s] 3,384∙10−3 2,835∙10−3

5.4 Stabilirea geometriei schimb ătorului de căldură
Se va stabilii geometria unui schimbător de căldură cu patru pasuri în țevi și unul în
manta, fluidul care circulă prin tuburi fiind țițeiul, caracterizat de datele constructive
specificate în subcapitolul 5.1.

85
5.4.1 Calculul pentru stabilirea geometriei schimbatorului de caldură
Stabilirea geometriei pornește de la determinarea diferenței medii de temperatură
între cele două fluide din schimbător. Pentru a determina aria de transfer necesară se
presupune valoarea coeficientului global de transfer termic, care variază în limetele 200 –
400 𝑊
𝑚2∙℃ [27].
Se calculeaz ă aria de transfer de căldură necesară, 𝐴𝑒 cu relația:
Ae=Q
ked∙∆t m2 (5.19)
unde:
𝐴𝑒 – aria de transfer de căldură necesară
𝑄 – flux termic [W]
𝑘𝑒𝑑 – coeficientul global de transfer de căldură, [𝑊 / (𝑚2∙℃) ]
Δt – diferența de temperatură , (℃)
Se calculează nr total de tuburi necesare cu relația:
𝑛𝑡=𝐴𝑒
𝜋∙𝑑𝑒∙𝐿 (5.20)
Se va calcula diferența de temperatură medie logaritmică cu relația:
∆t=M
n∙ln∆tx+M
∆tx−M [℃] (5.21)
unde:
M – constantă
∆tx – este diferența de temperatură într -un punct, ( ℃)
n – numărul de treceri prin manta = 1
Această constantă M, se calculează pe baza relației:
M = Δt𝑐2+Δt𝑟2, (5.22)
unde:
Δtc este diferența de temperatură pe circuitul fluidului cald
Δtr este diferența de temperatură pe circuitul fluidului rece

86
Diferența de temperatur ă pe circuitul de fluid cald se calculează cu relația:
∆tc=tc1−tc2 [℃] (5.23)
∆tc=288−230 =58 [℃]
Diferența de temperatură pe circuitul de f luid rece se calculează cu relația:
∆tr=tr2−tr1 [℃] (5.24)
∆tr=223−213 =10 [℃]
Cu ajutorul relației 5.25 se va determina temperatura într -un anumit punct.
∆tx= ΔtM− Δtm Δt𝑀1
𝑛+Δt𝑚1
𝑛
Δt𝑀1
𝑛−Δt𝑚1
4 [℃] (5.25)
∆tx=82 [℃]
M= 582+102=58,885 [℃]
Diferența de temper atură se calculează cu ajutorul relației (5.21):
∆t=58,885
ln82+58,885
82−58,885=32,589 [℃]
Pentru a obține o bună determinare a ariei de transfer de căldură necesară se
presupune ked=295 [Wm2∙℃ ] [27].
Revenind asupra relației (5.19) se calcu lează aria de transfer de căldură:
Ae=481 ,0158 [m2]
Revenind asupra relației (5.20) numaurl de tuburi necesare va fi:
𝑛𝑡=481 ,0158
3,14∙0,025∙6=1021 ,2650
Aria recalculat ă va fi astfel:
𝐴𝑒=451 ,218 [𝑚2]
𝑘𝑒𝑑=314 ,4814 [𝑊𝑚2∙℃ ]

87
5.5 Verificarea coeficientului global de transfer de căldură prin diferite
metode de calcul
5.5.1 Verificarea prin metoda Universității “Delaware”
Pentru ca schimbătorul de caldură să fie perfect funcțional, trebuie să se determine
cu exactitate va loarea coeficientului global de transfer de căldură. Aceasta se face prin
verificarea valorii coeficientului ked prin metoda elaborată de Universitatea Delaware.
Metoda constă în determinarea coeficienților parțiali de transfer de căldură 𝛼𝑖 și αe și în
recalcularea lui kc și ked.
5.5.1.1 Calcularea lui 𝛂𝐢
Se va calcula coeficientul de convecție interior αi, pentru țiței, funcție de
proprietățile fizice ale acestora și utilizând relația lui E.N. Sieder și G.E. Tate:
𝑁𝑢=0,027 ∙𝑅𝑒0,8∙𝑃𝑟1
3 𝜇𝑝
𝜇 0,14
(5.26)
unde:
𝑁𝑢 – coeficient parțial de transfer de căldură,
𝑅𝑒- valoarea criteriului Reynolds,
𝑃𝑟 – valoarea criteriului Prandtl ,
𝜇𝑝
𝜇 – factorul de corecție care ține seama de variația vâscozității în imediata apropiere a
peretului, (𝑃𝑎∙𝑠)
Criteriul de curgere Reynolds se definește cu relația:
𝑅𝑒=𝑑𝑖∙𝑤∙𝜌
𝜇 (5.27)
Criteriul Prandtl se calculează cu relația:
𝑃𝑟=𝑐𝑝∙𝜇
𝜆 (5.28)
Prin reformulare se obține:
𝛼𝑖 𝜇𝑝
𝜇 0,14
=𝜆
𝑑𝑖∙0,027∙𝑅𝑒0,8∙𝑃𝑟13 (5.29)
Se determin ă viteza de curgere a țițeiului prin tuburi cu relația :

88
w=mr∙4∙NP
ρ∙π∙di2∙ni [ms] (5.30)
w=1,558833 [ms]
Densitatea se va lua la temperatura medie aritmetică, între intrare și ieșire, sa u chiar
la temperatura calorică, dacă între aceste temperaturi diferența este mare.
𝑅𝑒=10750 ,58
𝛼𝑖 𝜇𝑝
𝜇 0,14
=976 ,9641
5.5.1.2 Calcularea lui 𝛂𝐞
Se va calcula coeficientul de convecție exterior αe, este pe baza proprietăților fi zice
ale motorinei.
Pentru motorină coeficientul de convecție exterior αe pentru așezarea tuburilor în
triunghi echilateral se determină din relația :
𝑁𝑢=0,285∙𝐶1∙𝐶2∙𝐶3∙𝑅𝑒0.629∙𝑃𝑟13 𝜇
𝜇𝑝 0,14
(5.31)
Secțiunea de curgere liberă S, este data de relația:
𝑆=𝑥 𝐷𝑖−𝐷𝑓+𝐷𝑓−𝑑𝑒
𝑠 𝑠−𝑑𝑒 [𝑚2] (5.32)
Se admite 𝐷𝑖−𝐷𝑓 =40mm, ecuație din care se află 𝐷𝑓, diametrul exterior al
fasciculului :
𝑆=0,130078 [𝑚2]
Cu ajutorul lui S se determin ă viteza fluidului care circulă în exteriorul tuburilor,
prin secțiunea centrală liberă dintre două șicane alăturate.
Vitez a fluidului se determină cu relația :
𝑤=𝑚𝑐
3600∙𝜌∙𝑆 [𝑚/𝑠] (5.33)
𝑤=1,8024 [𝑚/𝑠]
Prin aplicarea relației de calcul (5.27) se obține număr ul lui Reynolds:
𝑅𝑒=8192 ,905

89
Cu relația de calcul (5.28) se calculează criteriul lui Prandtl:
𝑃𝑟=87,7813
Se determin ă valorile celor trei factori de corecție, factorul 𝐶1 ține seama de
înalțimea relativă a șicanei. Cu cât raportul 𝑕/𝐷𝑖 este mai mare, curgerea transversală pe
tuburi este mai eficientă și 𝐶1are o valoare mai mare.
Factorul 𝐶1se calculează astfel :
C1=z+ 0,524 1−z 0,32 S
Aef 0,03
(5.34)
unde:
Aef- aria liber ă a ferestrei șicanei, ce se calculează conform relației:
Aef=Af−nf∙π∙de2
4 (5.35)
unde:
Af – aria totala a ferestrei
𝑛𝑓 – numărul de tuburi din fereastra
Se calculează numărul de tuburi din fereastră cu relația:
𝑛𝑓=𝑛𝑡1−𝑧
2 (5.36)
𝑛𝑓=1021 ,26501−0,64
2=172 ,44
𝐴𝑒𝑓=0,17020−72,443,14∙0,0252
4=0,085605
𝐶1=𝑧+ 0,524 1−𝑧 0,32 𝑆
𝐴𝑒𝑓 0,03
=0,64+ 0,524 1−0,64 0,32 0,1300
0,08560 0,03
=
= 1,02264
Factorul C2ține seama de curger ile longitudinale secundare printre șicană și manta
și printre tuburi și orificiile din șicană și se calculează conform ecuației :
𝐶2=𝑓 𝑎𝑠𝑚+𝑎𝑡0
𝑆∙𝑎𝑠𝑚
𝑎𝑠𝑚+𝑎𝑡0 (5.37)

90
unde:
asm – aria de curgere între șicană și manta
at0 – aria de curgere între orificii și tuburi
Aria de curgere dintre șicană și manta se calculează cu relația:
𝑎𝑠𝑚=𝜋
4 𝐷𝑖2−𝐷𝑠2 360−𝜑
360[𝑚] (5.38)
𝑎𝑠𝑚=0,006267 [𝑚]
unde:
Ds-diametrul șicanei, 𝑚
𝜑 – unghi la centru, °
Aria de curgere între orificii și tuburi se calculează cu relația:
𝑎𝑡0=0,3927 𝑑𝑖2−𝑑𝑒2 1−𝑧 𝑛𝑡 [𝑚2] (5.39)
𝑎𝑡0=0,03466 [𝑚2]
Se calculează cu relația (5.37) și se obține factorul 𝐶2.
𝐶2=0,82
Factorul 𝐶3 ține seama de curgerile transversale laterale printre fascicul și manta și
se calculează conform expresiei matematice :
𝐶3=𝑒𝑥𝑝 −1,25 𝐷𝑖−𝐷𝑓 𝑥
𝑆 1− 2𝑁𝑠𝑙
𝑁𝑖𝑓 1
3 (5.40)
în care:
𝑁𝑠𝑙 – numărul perechilor de șicane longitudinale de etanșare
𝑁𝑖𝑓 – numărul șirurilor de tuburi plasate între marginile ferestrelor
𝑁𝑖𝑓=𝐷𝑖 2∙𝑕
𝐷𝑖−1
𝑠` (5.41)
în care:
𝑠`-pasul șirurilor de tuburi

91
La așezarea în triunghi echilateral vom avea:
𝑠`= 3
2∙𝑠⟹𝑠`= 3
2∙0,032 =0,0277
𝑁𝑖𝑓=21,65064
𝐶3=0,989593
Cuno scându -se toate aceste valori se determină αe cu relația:
𝛼𝑒= 𝜇𝑝
𝜇 0,14
=𝜆𝑐
𝑑𝑒∙0,285∙𝐶1∙𝐶2∙𝐶3∙𝑅𝑒0,629∙𝑃𝑟13 [𝑊/𝑚2∙℃] (5.42)
𝛼𝑒=4,8691∙0,285∙0,829844∙8192 ,905∙87,7813 =257 74,64 [𝑊/𝑚2∙℃]
5.5.1.3 Calcularea coeficientului global de transfer de căldură fară depuneri ,
𝐤𝐥
Calculul acestui coeficient global de transfer de căldură se realizează cu relația :
𝑘𝑙=1
1
𝛼𝑖∙ 𝜇
𝜇𝑝 0,14
∙𝑑𝑒
𝑑𝑖+1
𝛼𝑒 [𝑊/𝑚2∙℃] (5.43)
Pentru a ușura calculele se pot face următoarele presupuneri: tpi=tpe=tp și
μ
μp 0,14
=1
𝑘𝑙=674 ,8931 [𝑊/𝑚2∙℃]
Se calculează diferența de temperatur ă la nivelul tuburilor cu relația:
∆𝑡𝑒=𝑘 𝑡𝑐𝑐−𝑡𝑐𝑟
𝛼𝑒 𝜇𝑝
𝜇 0,14 ℃ (5.44)
∆𝑡𝑒=9,3815 ℃
Se determină temperatura peretelui din relația :
𝑡𝑝=𝑡𝑐−∆𝑡𝑒 ℃ (5.45)
𝑡𝑝=243 ,322 ℃
Pentru calcularea lui μpeste n ecesar ă determinarea proprietăților fizice la
temperatura peretelui.

92
𝜌𝑡𝑝=𝑑420∙103 1−𝑡𝑝−20
2290−6340∙𝑑420+5965∙ 𝑑420 2 (5.46)
Valorile proprietăților fizice pentr u țiței sunt următoarele:
𝜌𝑡𝑝=0,8539∙103 1−243 ,322−20
2290−6340∙0,8539 +5965∙ 0,8539 2 =698 ,414 [𝑘𝑔
𝑚3] )
𝜗𝑡𝑝= 101 ,766
𝐾∙𝑑1515 0,525−29,263 ∙10−6∙𝐾
𝑥∙𝑒𝑥𝑝 𝑥
𝑡𝑝+273 [𝑚2
𝑠] (5.47)
𝜗𝑡𝑝=0,000004 [𝑚2/𝑠]
𝜇=𝜌𝑡𝑝∙𝜗𝑡𝑝 [𝑘𝑔/𝑚∙𝑠] (5.48)
𝜇=698 ,414∙0,000004 =0,0279 [𝑘𝑔/𝑚∙𝑠]
Valorile propr ietăților fizice pentru motorină sunt următoarele:
𝜌𝑡𝑝=0,8098∙103 1−243 ,322−20
2290−6340∙0,8098 +5965∙ 0,8098 2 =640 ,463 [𝑘𝑔
𝑚3]
𝜗𝑡𝑝 =0,0000025 [𝑚2/𝑠]
𝜇=640 ,463∙0,0000025 =0,016 [𝑘𝑔/𝑚∙𝑠]
𝛼𝑒𝑓=𝛼𝑒= 𝜇𝑝
𝜇 0,14
[𝑊/𝑚3∙℃] (5.49)
𝛼𝑒𝑓=2453 ,42 [𝑊/𝑚3∙℃]
𝛼𝑖𝑓=𝛼𝑖= 𝜇𝑝
𝜇 0,14
[𝑊/𝑚3∙℃] (5.50)
𝛼𝑖𝑓=958 ,371 [𝑊/𝑚3∙℃]
Cu aceste valori se recalculeaza 𝑘𝑒𝑑 cu relatia:
𝑘𝑒𝑑=1
1
𝛼𝑖∙𝑑𝑒
𝑑𝑖+𝑅𝑑𝑖𝑑𝑒
𝑑𝑖+𝑑𝑒
2𝜆0𝑙𝑛𝑑𝑒
𝑑𝑖+𝑅𝑑𝑒1
𝛼𝑒 [𝑊/𝑚2∙℃] (5.51)
𝑘𝑒𝑑=1
0,00104∙1,25+0,00035∙1,25+0,00031∙0,2231 +0,00088∙0,00041=1
0,0031=322 ,672 [𝑊/𝑚2∙℃]
Se calculeaza eroarea cu relația:
𝐸=𝑘𝑒𝑑 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑡−𝑘𝑒𝑑 𝑝𝑟𝑒𝑠
𝑘𝑒𝑑 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑡 [%] (5.52)

93
𝐸=322 ,672−295
322 ,672=8,5759 [%]
5.5.2 Verificarea prin metoda Donohue
Se face calculul lui αe consider ând secțiunea liberă de curgere în lungul tuburilor
dintr -o fereastră.
𝑆𝑓=𝑆𝑡−𝑆𝑡𝑓 (5.53)
în care:
Sf – aria liberă a ferestrei [m2]
St – aria totală a ferestrei [m2]
Stf – aria din fereastra ocupată de tuburi [m2]
Aria totală a ferestrei se determină cu relația:
𝑆𝑡=0,25∙𝐷𝑖2 2𝜋
360𝑎𝑟𝑐𝑜𝑠 1−2𝑕𝑓
𝐷𝑖 − 1−2𝑕𝑓
𝐷𝑖 ∙ 1− 1−2𝑕𝑓
𝐷𝑖 2
0,5
(5.54 )
𝑕𝑓=30
100∙𝐷𝑖 [𝑚] (5.55
𝑕𝑓=0,36 [𝑚]
unde:
𝑕𝑓 – înălțimea ferestrei, [𝑚]
𝑆𝑡=0,25032 [𝑚2]
Se calculează inițial fracțiunea din numărul total de tuburi aflate între două
deschideri succesive ale șicanelor și aria din fereastră ocupată de tuburi.
𝐹𝑛= 1
𝜋 𝜋+2𝐷𝑖−2𝑕𝑓
𝐷𝑓∙𝑠𝑖𝑛 𝑐𝑜𝑠−1 𝐷𝑖−2𝑕𝑓
𝐷𝑓 −4𝜋
360𝑐𝑜𝑠−1 𝐷𝑖−2𝑕𝑓
𝐷𝑓 (5.56)
în care:
𝐹𝑛 – fracțiunea din numărul total de tuburi aflate între două deschideri succesive ale
șicanelor
𝐷𝑓=𝐷𝑖−0,04=1,16 [𝑚²]

94
𝐹𝑛= 1
3,14 3,14+21,2−2∙0,36
1,16∙𝑠𝑖𝑛 𝑐𝑜𝑠−1 1,2−2∙0,36
1,16 −4∙3,14
360𝑐𝑜𝑠−1 1,2−2∙0,36
1,16 =
= 0,056321 [𝑚2]
𝑆𝑡𝑓=0,3925∙ 1−𝐹𝑛 𝑁𝑡∙𝑑𝑒2 [𝑚2] (5.57)
𝑆𝑡𝑓=0,2364 [𝑚2]
𝑆𝑓=0,013908 [𝑚2]
Se calculează secțiunea liberă de curgere de -a lungul axului aparatului astfel:
𝑆𝑓𝑎=𝑠𝑠 𝐷𝑖−𝐷𝑓+ 𝐷𝑓−𝑑𝑒 2∆𝑡−𝑑𝑒
2𝑆𝑡𝑟 𝑚2 (5.58)
în care:
ss – distanța dintre șicane, 𝑚
Str – pasul transversal, 𝑚
Se va calcula coeficientul de căldură exterior cu relația:
𝛼𝑒=0,22𝜆
𝑑𝑒𝑅𝑒0,6∙𝑃𝑟13 ∙ 𝜇
𝜇𝑝 0,14
[𝑊/𝑚2∙℃] (5.59)
𝛼𝑒=1129 ,287 [𝑊/𝑚2∙℃]
𝑆𝑓𝑎=0,5 1,2−1,16+ 1,16−0,025 2∙0,9−0,025
2∙0,9 =1,155 [𝑚2]
Se calculează o secțiune medie cu ajutorul relației:
𝑆𝑚= 𝑆𝑓𝑎∙𝑆𝑓 [𝑚2] (5.60)
𝑆𝑚= 1,155∙0,013908 =0,1267 [𝑚2]
Se calculează viteza masică a motorinei prin raportul masic dintre debitul masic și
Sm astfel:
𝐺𝑛=𝑚𝑐
𝑆𝑚[𝑘𝑔/𝑚² ∙𝑠] (5.61)
𝐺𝑛=1326 ,016 [𝑘𝑔/𝑚² ∙𝑠]
Se calculează valoarea criteriului Reynolds cu relația:

95
𝑅𝑒=𝑑𝑒∙𝐺𝑛
𝜇 (5.62)
𝑅𝑒=8408 ,564
Se calculează 𝑘𝑒𝑑 cu relația (5.51):
𝑘𝑒𝑑=305 ,5605 [𝑊/𝑚2∙℃]
Se calculeaza eroarea cu relația (5.52):
𝐸=0,0345 [%]
5.5.3 Verificare prin metoda Kern
La aceast ă metodă se calculează tot 𝛼𝑒 dar luând în seamă diametrul echivalent al
secțiunii de curgere iar secțiunea de curgere se calculează diferit față de cel elalte metode.
𝑆𝑓𝑎=𝑥 𝐷𝑖−𝐷𝑓+ (𝐷𝑓−𝑑𝑒) 𝑆−𝑑𝑒
𝑠 [𝑚2] (5.63)
𝑆𝑓𝑎=0,14414 [𝑚2]
Se calculează viteza masică a motorinei:
𝐺𝑓𝑎=𝑚𝑐
𝑆𝑓𝑎 [𝑘𝑔/𝑚2∙𝑠] (5.64)
𝐺𝑓𝑎=1165 ,957 [𝑘𝑔/𝑚2∙𝑠]
Se calculează criteriul Reynolds cu relația:
𝑅𝑒=𝑑𝑒∙𝐺𝑓𝑎
𝜇 (5.65)
𝑅𝑒=7393 ,597
Coeficientul exterior de transfer de căldură se calculează din relația (5.59) prin
înlocuirea diametrului exterior cu cel echivalent cu relația:
𝛼𝑒=0,22𝜆
𝑑𝑒𝑐𝑕𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑅𝑒0,6∙𝑃𝑟13 ∙ 𝜇
𝜇𝑝 0,14
[𝑊/𝑚2∙℃] (5.66)
𝛼𝑒=399 ,7694 [𝑊/𝑚2∙℃]
Se determină diametrul echivalent cu relația:

96
𝑑𝑒𝑐𝑕𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡=4 𝑠2∙ 3
2−𝜋𝑑𝑒2
8
𝜋
2𝑑𝑒[𝑚] (5.67)
𝑑𝑒𝑐𝑕𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡=0,065376 [𝑚]
Apoi cu relația (5.51) se calculeaza 𝑘𝑒𝑑, care tr ebuie să fie egal sau mai mare cu 10
% față de valoarea presupusă.
𝑘𝑒𝑑=354 ,672 [𝑊/𝑚2∙℃]
Se calculeaza eroarea cu relația (5.52):
𝐸=354 ,672−295
354 ,672=0,168 [%]

5.6 Concluzii parțiale
În urma calculului tehnologic pentru dimensionarea sc himbătorului de căldură cu
fascicul tubular în manta, având dat regimul termic al schimbătorului, s -a determinat în
primul rând dimensiunea suprafeței de transfer termic al aparatului.
În a doua etapă s -a efectuat calculul termic de verificare pentru schim bătorul cu
dimensiunile și condițiile de funcționare specificate în primul subcapitol. S -a verificat
coeficientul de transfer de căldură prin diferite metode de calcul, acestea fiind: verificarea
prin metoda Universității „Delaware ”, verificarea prin metod a Donohue și verificarea prin
metoda Kern. În urma acestor calcule s -a observat ca eroarea cea mai mică a fost obținută
prin folosirea metodei de verificare Donohue, urmată de metoda de verificare Kern,
metoda Universității „Delaware ” având cel mai mare pr ocentaj al erorii.
Scopul acestui calcul termic de verificare este de a alege condițiile care le asigură
funcționarea într -un regim optim.

97
CAPITOLUL 6. NORME DE PROTECȚIA MUNCII ȘI PSI ÎN
INSTALAȚIA DE DISTILARE ATMOSFERICĂ
6.1. FACTORI DE RISC
Noțiunea de risc este caracterizată prin cuplul de "probabilitate de
apariție/gravitatea consecințelor" aplicată unui eveniment aleator.
 FACTORI DE RISC CHIMIC
Un important factor de risc care apare în mediul fizic ambiant îl constituie noxele
chimice, repre zentate de substanțele nocive care se degajă în atmosfera locurilor de muncă.
Pătrunderea toxicelor pe cale respiratorie este cazul cel mai frecvent în industrie (circa
90% din intoxicații) și cu consecințele cele mai grave, deoarece absorbirea lor la nive l
celular și molecular se face mai rapid. Pe cale respiratorie, pătrund în organism substanțele
toxice sub formă de gaze, vapori, fum, ceață, aerosoli sau praf.
Principalele pericole generate de noxele chimice sunt: intoxicațiile, arsurile
chimice, incendi ile și exploziile. În funcție de aceste pericole, noxele chimice se pot
împărți în toxice, caustice, inflamabile și explozive.
Substanțe toxice
Substanțele toxice sunt acele substanțe care, patrunzând în organism, au o acțiune
dăunătoare, tulburând funcț iile acestuia și provocând intoxicații acute sau cronice. Acestea
pot patrunde în organism pe cale respiratorie (inhalare), prin piele (cutanat) sau prin tubul
digestiv (ingerare).
Pătrunderea toxicelor prin piele are loc, în special în cazul substanțelor toxice
lichide (benzen, toluen, xilen, derivați halogenați ai metanului și benzenului). Ingerarea
substanțelor toxice este mai rar întâlnită și se produce, de obicei, din neglijență.
Substanțe caustice
Se numesc caustice acele substanțe care în contact c u organismul provoacă arsuri.
În contact cu țesuturile, substanțele caustice prezintă:
– o acțiune de deshidratare, determinată de higroscopicitatea substanței caustice;

98
– o acțiune biologică de inactivare prin degradarea enzimelor celulare esențiale
proceselor vitale.
Substanțe inflamabile
Inflamarea este o ardere de scurtă durată a amestecului de vapori al unui lichid
combustibil cu oxigenul din aer și se produce în urma creșterii locale a temperaturii
datorită unei surse externe de căldură. Pe lânga pericolul de incendiu datorat substanțelor
inflamabile, în industrie se pot produce incendii ca urmare a autoaprinderilor produse de
acumulările de căldură provenite din procese chimice sau biochimice care au loc în însăși
masa substanțelor.
Substanțe exp lozive
Substanțele explozive se descompun sub acțiunea temperaturii, cu formare de
cantități mari de gaze. Numeroase substanțe, în contact cu aerul, formează amestecuri
explozive.
Focul deschis, fumatul și orice sursă de scântei sau flamă sunt interzise, exceptând
locurile special amenajate.
Toate utilajele în care se execută operații sau se vehiculează substanțe inflamabile
și explozive vor fi legate la pământ și vor avea legături echipotențiale pentru evitarea
acumulării de electricitate statică.
Subs tanțe periculoase
În instalație se vehiculează, sau apar în diferitele faze ale procesului tehnologic,
următoarele produse lichide sau gazoase care au efect dăunător asupra organismului:
HIDROGEN SULFURAT; BENZINĂ; PETROL; MOTORINĂ; PĂCURĂ; DISTILAT
DE VI D; REZIDIU DE VID; GAZE ARSE; GAZE ( 𝐶2-𝐶5).
În cazul apariției unor neetanșeități, accidente mecanice, greșeli de operare, pot
apărea scăpări de produse.
Măsuri de prim ajutor
Accidentatul se scoate la aer curat și se cheamă de urgență ambulanț a, iar dacă a
încetat să mai respire i se face respirație artificială. Î n cazul contactului cu ochii, aceș tia
trebuie sp ălați imediat cu multă apă timp de 15 -20 minute.

99
 FACTORI DE RISC MECANIC
 Riscuri datorate existenței de utilaje cu piese în mișcare (pomp e,
compresoare, mijloace de ridicat).
Toate pompele vor fi prevăzute cu apărători și carcase, conforme organelor în
mișcare. Lucrările de intervenție se vor executa numai după oprirea acestora și în cazul
celor actionațe electric, după scoaterea de sub te nsiune și eliberarea permisului de lucru.
 Riscuri datorate existenței de mijloace de ridicat – transportat (cărucior
manual, macara pivotantă).
Toate mecanismele de ridicat vor fi prevăzute cu plăcuțe indicatoare de sarcină
maximă și plăcuțe ISCIR. Este i nterzisă funcționarea mecanismelor de ridicat care au fost
descompletate.
Se interzice staționarea personalului sub dispozitivele de ridicat aflate sub sarcină.
 Riscul de desprindere si proiectare de materiale impune portul căștii de
protecție.
 Deplasare a se va face numai pe căile de acces, podețe, scări amenajate.
Se vor lua măsuri pentru îndepărtarea produselor alunecoase (ulei, produs petrolier)
și a materialelor depozitate pe jos.
Se vor lua măsuri pentru îndepărtarea gheții de pe căile de acces.
Se vor lua măsuri pentru îngrădirea șanțurilor și gropilor.
 Existența de utilaje și conducte care lucrează la suprapresiune și cu fluide
inflamabile și explozive crează riscul de explozie.
 FACTORI DE RISC ELECTRIC
Intervențiile la utilajele acționate elect ric se vor face cu respectarea procedurilor și
instrucțiunilor.
În cazul intervenției la un utilaj acționat electric, sursa de energie va fi întreruptă.

100

Prezintă pericol deosebit folosirea altor armături, fitinguri, garnituri, ringuri,
prezoane, decât ce le prevăzute în documentație. Nu sunt admise modificări pe utilaje,
conducte, aparate și schimburi de armături și materiale fără avizul proiectantului.
6.2. INSTRUCȚIUNI GENERALE DE APĂRARE ÎMPOTRIVA INCENDIILOR
Apărarea împotriva incendiilor, ca parte in tegrantă a activității productive, cuprinde
totalitatea măsurilor ce trebuie luate pentru prevenirea incendiilor și exploziilor și
asigurarea condițiilor optime de muncă.
Incendiile care se produc la instalațiile electrice se sting numai cu stingătoare cu
zăpadă carbonică sau cu praf și 𝐶𝑂2.
Incendiile provocate de substanțe combustibile sau inflamabile se sting, în funcție
de amploarea lor, cu cârpă, pătură de lână, nisip, stingător cu spumă chimică.
În funcție de natura materialelor sau substanțelo r combustibile, care pot fi implicate
în procesul de ardere, incendiile au fost clasificate astfel:
clasa A -incendii care au la bază materiale solide obișnuite,
precum lemnul, hârtia, hainele, gunoiul și plasticul.
clasa B -incendii care au la bază lic hidele inflamabile, precum
gazolina, petrolul, grăsimile și vopseaua.
clasa C -incendii care au la bază gazele inflamabile, precum
gazul metan, propan, hidrogen, acetalina și gazele naturale.
clasa D -incendii care au la bază metalele, precum aluminiu l,
magneziu, litiu, sodiu, potasiu si aliaje ale acestora.
clasa E -incendii care au la bază materiale solide obișnuite,
precum lemnul, hârtia, hainele, gunoiul și plasticul [28].

ATENȚIE!
Portul echipamentului individual de protecție este obligatoriu.

101
CONCLUZII

Schimbătoarele de căldură au o utilizare amplă în fluxurile tehnologice ale
instalațiilor industriale și dețin un rol important în domeniul petrochimic. În prezenta
lucrare de diplomă sunt redate liniile generale privind tematica utilajelor de tra nsfer de
căldură utilizate într -un proces de disilare atmosferică, și a avut tendința de a arăta și
demonstra rolul acestora în instalație, cum funcționează în fluxul tehnologic descris
precum și inovațiile ce se pot aplica pentru optimizarea atât a echipa mentelor cât și a
fluxului tehnologic.
Scopul propus de această lucrare este de a releva o informație mai largă cu privire
la posibilitățile utilizării echipamentelor de transfer termic și avantajele ce acestea le
posedă mai ales din punct de vedere econom ic.
În cadrul primului capitol au fost caracterizate sumar mecanismele transmisiei
căldurii: radiație, conducție și convecție, prin care se poate produce schimbul de căldură
între doi agenți. În cel de al doilea subcapitol a fost pusă în evidență importanț a
transferului de căldură prin descrierea succintă a fluxului tehnologic de distilare
atmosferică a țițeiului, în care s -a observat unde se gasesc aceste schimbătoare și ce rol au.
În cel de al doilea capitol a fost descrisă instalația de distilare atmosfe rică și
echipamentele ce aceasta le cuprinde. Au fost caracterizate mai apoi toate aceste utilaje ce
sunt utilizate în instalație: aparatele de tip coloană, cuptoarele tubulare și schimbătoarele
de căldură.
În cel de al treilea capitol a fost descrisă real izarea industrială a celui mai important
proces în prelucrarea țițeiului acela de distilare atmosferică. Capitolul începe cu noțiunile
generale și se continuă cu descrierea procesului de dezemulsionare a țițeiului și modurile în
care aceast poate avea loc: dezemulsionarea chimică și dezemulsionarea electrică.
Capitolul se încheie prin descrierea procesului de distilare atmosferică ce cuprine pe lângă
descrierea fluxului tehnologic și unele caracteristici ale produselor ce se obțin în urma
acestui proces.
În cadrul capitolului patru au fost reliefate tendințele moderne în procesul de
distilare atmosferică. Acesta este divizat în trei subcapitole. În primul subcapitol denumit –

102
Progrese moderne în instalația de distilare atmosferică, sau arătat modalitățile pri n care se
pot realiza aceste îmbunătățiri prin modificări aduse parametrilor de operare, introducerea
unor noi utilaje, modificarea fluxului tehnologic și prin utilizarea unor echipamente noi ce
au demonstrat pe motive termodinamice că ar putea aduce econo mii substanțiale. În cel de
al doilea subcapitol au fost relatate proiectele de inginerie ce urmăresc îmbunătățiri aduse
coloanei de distilare atmosferică. Ultimul subcapitol vizează optimizările aduse
schimbătorului de căldură de tip fascicul tubular în m anta ce se utilizează în instalația de
distilare atmosferică.
În capitolul cinci tehnologic s -a urmărit dimensionarea unui schimbător de căldură
ce preîncălzește un debit de țiței desalinat ce circulă prin manta cu un produs petrolier
fierbinte și anume motorina care circulă prin țevi. Debitele celor două fluide fiind relativ
mari, s -a ales un schimbător de căldură de tip tubular cu suprafața de încălzire formată
dintr -un fascicul de țevi montat în interiorul unei mantale cilindrice. În urma aplică rii celor
trei metode de calcul a coeficienților parțiali ș i globali de transfer termic, a rezultat faptul
că metoda Donohue este metoda cea mai bună de calcul cu un procent scăzut de eroare
fiind urmată de metoda Kern, iar metoda cea mai puțin rentabilă este metod a Universității
„Delaware ”.
Lucrarea se încheie cu un capitol în care sunt descrise principalele idei privind
normele de protecția muncii și prevenirea stingerii incendiilor. Sunt prezentați principalii
factori de risc chimic: substanțele toxice, substanțe le caustice, substanțele inflamabile,
substanțele explozive și periculoase. De asemenea sunt prezentați și factorii de risc
mecanic și modalitățile de prevenire precum și factorii de risc electric. Capitolul se închide
cu instrucțiunile generale de apărare împotriva incendiilor și clasificarea acestora.

103
BIBLIOGRAFIE
1. Gheorghe C. Suciu, Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Volumul II, Editura Tehnică,
București, 1985, Capitolul 6.1.3. Mecanismele transmisiei căldurii, paginile 133 -138
2. Anca Sterpu, Tehnologia distilarii petrolului, note de curs, 2015
3. M.A. Waheed, A.O. Oni; Research paper : “Performance improvement of a crude oil
distillation unit” ; Applied Thermal Engineering ,2014, revista numărul 75, paginile
315-324
4. Corina Teodorescu, Uti laje și echipamente în industria petrolului și petrochimiei, note
de curs, 2014
5. Gheorghe C. Suciu, Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Volumul II, Editura Tehnică,
București, 1985, Capitolul 6.4. Cuptoare tubulare, paginile 255 -260
6. Anișoara -Arleziana Ne agu, Procese de transfer de căldură. Îndrumar de proiectare,
Ovidius University Press, Constanta 2012, Capitolul 1. Schimbătoare de căldură,
paginile 9 -16
7. Teodor Ioan Trașcă, Operații, aparate și utilaje în industria alimentară. Operații
mecanice , hidrodin amice și aerodinamice, Editura. Agroprint , Timișoara, 2003
8. Gheorghe C. Suciu, Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Volumul II, Editura Tehnică,
București, 1985, Capitolul 6.3.1. Tipuri constructive și dimensiuni uzuale de aparate
de schimb de căldură , paginile 189 -195
9. Chengtian Cui, Jinsheng Sun; Research paper: “Coupling design of interunit heat
integration in an industrial crude distillation plant using pinch analysis”; Applied
Thermal Engineering, 2017 , revista numărul 117, paginile 145 -154
10. Gheorghe C. Suciu, Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Vol umul IV , Editura
Tehnică, București, 1993 , Capitolul 2.2. Dezemulsionarea țițeiului , paginile 34 -40
11. Gheorghe C. Suciu, Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Vol umul IV , Editura
Tehnică, București, 1993 , Capitolul 2.3. Distilarea atmosferică , paginile 40 -50

104
12. Tahar Benali, Da niel Tondeur, Jean Noël Jaubert; Research paper : “An improved
crude oil atmospheric distillation process for energy integration:Part I: Energy and
exergy analyses of the process when a fla sh is installed in the preheating train” ;
Applied Thermal Engineering , 2011, revista numărul 32, paginile 125 -131
13. Tahar Benali, Daniel Tondeur, Jean Noël J aubert; Research paper : “An improved
crude oil atmospheric distillation process for energy integratio n: Part II: New approach
for energy saving by use of residual heat ”; Applied Thermal Engineering , 2012,
revista numărul 40, paginile 132 -144
14. M. Enríquez -Gutiérrez ∗, M. Jobson, L.M. Ochoa -Estopier, R. Smith ; Research paper:
“Retrofit of heat -integrated crud e oil distillation columns ”; Chemical Engineering
Research and Design , 2015, revista numărul 99, paginile 185 -198
15. Anton A. Kiss, Žarko Oluji ; Research paper: “ A review on process intensification in
internally heat -integrated distillation columns ”; Chemical Engineering and Processing:
Process Intensification , 2014, revista numărul 86, paginile 125 -144
16. Amiya K. Jana; Research paper : “A new divided -wall heat integrated distillation
column (HIDiC) for batch processing: Feasibility and analysis” ; Applied Energy ,
2016, revista numărul 172, paginile 199 -206
17. Anas El Maakoul, Azzedine Laknizi, Said Saadeddine, Mustapha El Metoui,
Abdelkabir Zaite, Mohamed Meziane, Abdelatif Ben Abdellah; Research paper :
“Numerical comparison of shell -side performance for shell and tu be heat exchangers
with trefoil -hole, helical and segmental baffles ”; Applied Thermal Engineering , 2016,
Nr. 109, paginile 175 -185
18. Davood Panahi, Kamiar Zamzamian ; Research paper : “Heat transfer enhancement of
shell -and-coiled tube heat exchanger utilizing helical wire turbulator” ; Applied
Thermal Engineering, 2016, revista numărul 115, paginile 607 -615
19. Jian-Feng Yang, Yuan -Sheng Lin, Han -Bing Ke, Min Zeng, Qiu -Wang Wang;
Research paper: “Investigation on combined multiple shell -pass shell -and-tube heat
exchanger with continuous helical baffles” ; Energy , 2016, revista numărul 115,
paginile 1572 -1579

105
20. Hamed Sadighi Dizaji, Samad Jafarmadar, Soheil Asaadi; Research paper:
“Experimental exergy analysis for shell and tube heat exchanger made of corrugated shell a nd
corrugated tube ”; Experimental Thermal and Fluid Science , 2017, volumul 81, paginile
475-481
21. R. Venkata Rao, Ankit Saroj; Research paper: ” Economic optimization of shell -and-tube
heat exchanger using Jaya algorithm with maintenance consideration ”; Appl ied Thermal
Engineering , 2017, volumul 116, paginile 473 -487
22. A.Sahoo, T.K. Radhakrishnan, C. Sankar Rao; Research paper: “Modeling and control
of a real time shell and tube heat exchanger”; Resour ce-Efficient Technologies, 2017,
volumul 3, paginile 124 -132
23. Lin Sun , Xionglin Luo, Ye Zhao ; Research paper: “ Synthesis of multipass heat
exchanger network with the optimal number of shells and tubes based on pinch
technology ”; Chemical Engineering Research and Design , 2014, revista numărul 93,
paginile 185 -193
24. Emerson Hochsteiner de Vasconcelos Segundo, Anderson Levati Amoroso, Viviana
Cocco Mariani, Leandro dos Santos Coelho; Research paper: ”Economic optimization
design for shell -and-tube heat exchangers by a Tsallis differential evolution ”; Applied
Thermal Engin eering , 2016, revista numărul 111, paginile 143 -151
25. http://www.sacome.com/en/corrugated -shell -and-tube-heat-exchanger/
26. http://usefulmarketingtips.com/finding -a-high-quality -heat-exchanger -is-not-difficult/
27. Dumitru Dobrinescu, Procese de transfer termic și utilaje specifice, Editura Didactică
și Pedagogică, București, 1983
28. https://www.iprotectiamuncii.ro/norme -protectia -muncii

106

ANEXĂ