Schimbatorul de Caldura

INTRODUCERE

Schimbătoarele de căldura întâlnite fie ca unități independente, fie ca părți componente ale unei instalații complexe sunt utilaje în care se desfașoară schimbul de căldură între doi agenți termici, unul cald care cedează căldura și unul rece care primește căldura cedată de agentul cald. Astfel schimbatoarele de căldură au un rol important din punct de vedere economic, eliminand cheltuielile suplimentare necesare încălzirii unui agent rece prin folosirea eficientă a căldurii cedate de un agent cald. Cunoașterea în detaliu a factorilor principali care determină dimensionarea și utilizarea aparatelor de schimb de căldură (parametrii termici, hidraulici, mecanici nominali și maximi admisibili, tipul constructiv și materialele folosite, regimul de functionare, condițiile de amplasare, montaj, exploatare și întretinere, caracterul și evolutia în timp a depunerilor) este absolut necesară la adoptarea unor decizii tehnice și economice adecvate.

Prezenta lucrare examinează problema optimizării termice a unui schimbător de căldură cu cap mobil și probleme de bază folosite în proiectarea mecanică a acestuia dar și aspecte economice privind stabilirea pretului de livrare a schimbătorului, planificarea și conducerea lucrărilor de montaj. Memoriul de calcul contine capitole referitoare la calculul termic și de dimensionare a schimbătorului, calculul mecanic de proiectare , posibilitățile de fixare a țevilor în placa tubulară, calculul economic și planificarea operațiilor de montaj.

Schimbătorul de căldură – racitor final TAME, este un aparat tip AES cu are rolul de a răci produsul final TAME de la 172 la 40 , folosind ca agent termic apa de răcire. Tipul constructiv al aparatului este AES ( A = capac plat, E = tipul mantalei, S = capac mobil ) .

Schimbătorul de căldură – racitor final TAME este un utilaj ce se gaseste în Instalatia de Obtinere TAME. (Tertial Amil Metil Eter este un compus organic oxigenat care îmbunatateste cifra octanică a benzinei fără efecte majore de poluare a atmosferei ).

Metil eterii sunt perfect compatibili cu hidrocarburile și sunt componenți cheie în procesul de reformulare a benzinei .

TAME are nivel octanic ridicat, volatilitate scazută și actionează ca purtator de oxigen într-o formă perfect compatibilă cu hidrocarburile .

Fig 1. Schema amplasării schimbătorului de căldura în instalatia de prducre TAME

În realitate insalația este mult mai complexă și o schemă reală de amplasare este mult mai ramnificată. Un exemplu real de amplasare este prezentat în figura 2.

Fig 2. Schema de amplasare a schimbătorului de căldură. Caz real de utilizare.

CONSIDERAȚII GENERALE ASUPRA SCHIMBĂTORULUI DE CĂLDURA CU CAP FLOTANT ȘI MANTA EXTERIOARĂ

1.1 Considerații generale de proiectare

Alegerea și dimensionarea schimbătoarelor de căldura necesită efectuarea calcului termic, hidraulic, și mecanic al aparatului, precum și stabilirea unor elemente de tehnologie, expoatare și întreținere a acestuia. În continuare se prezintă cele mai importante criterii și recomandări rezultate din experiența de proiectare și expoatare a schimbătoarelor de căldură.

Performanțele transferului de căldură. De regulă datele procesului tehnologic permit fixarea temperaturilor de intrare și de iesire pentru fiecare fluid. Pe baza debitelor agenților termici se aleg vitezele de curgere (0,5-6 m/s pentru lichide și 3-30 m/s pentru gaze) și se dimensionează secțiunile transversale de curgere. Se evită vitezele ridicate care pot produce eroziune, vibrația țevilor, în stabilitatea curgerii (la sistemele cu circulație naturală) sau zgomot (la aparatele cu aer condiționat).

Restricții de dimensiuni (lungime, înaltime, volum, greutate) pot aparea din încadrarea aparatului într-o anumită instalație, din crearea spațiilor necesare pentru întreținere și reparații sau din respectarea unor condiții de securitate.

Factorii economici pot fi decisivi în alegerea schimbătorului de căldură. Aceștia cuprind atât invesțitiile capitale inițiale, cât și cheltuielile anuale ale aparatului compuse din : reparație și intretinere, cheltuieli de amortizare, cheltuieli de curățare.

d ) Solicitari mecanice. Până la presiuni de 15 bar și temperaturi în metal

de 150C solicitările mecanice sunt neimportante. Ele sunt însa hotărâtoare

la presiuni de peste 70 bar sau temperaturi mai mari de 540C.

Compensarea dilatărilor termice poate impune limitări deosebite în

proiectarea aparatului daca diferența de temperatură dintre țevi și manta

depaseste 40C.

e) Condiții de material și de execuție . Problemele de coroziune au practic

întotdeauna importanța în alegerea materialelor pentru un anumit tip

de schimbator de căldură.

Alegerea unui material poate fi condiționată de problemele de fabricație, sub aspectul compatibilitații materialului respectiv cu procedeele tehnologice de execuție.

Condițiile de etansare trebuie specificate pentru cazul concret de utlizare a aparatului atât pentru scurgerile relative între fluide cât și pentru scurgerile de fluide catre mediul ambiant.

g ) Deservire, reparație și întreținere. Aceste operații depind de cazul concret de utilizare a aparatului, impunand limitări specifice proiectării.

Condiții de funcționare și control. În multe cazuri răspunsul dinamic al schimbătorului de căldură la variațiile de sarcină are efecte importante asupra performanțelor instalației. Inertia termică la pornire sau oprire, variațiile de presiune, fiabilitatea aparatului pot influența funcționarea stabilă a sistemului, necesitând un echipament de masură și control automat adecvat.

1.2 Alegerea fluidului din manta

Alegerea fluidului din manta influențează stabilirea tipului de schimbător de căldură ,necesitând un compromis între urmatorii factori :

Posibiliăți de curățire. Spațiul dintre țevi și manta este dificil de curățat ceea ce recomandă utilizarea în acest spațiu a celui mai curat fluid.

Coroziunea. Problemele de coroziune și condițiile de puritate ale fluidelor pot impune folosirea unor aliaje scumpe ; ca urmare este recomandat ca fluidele respective sa curgă prin țevi și să evite astfel construirea unei mantale din oțeluri aliate.

Presiune. Fluidele cu presiune ridicată sunt plasate în țevi ; în caz contrar mantalele solicitate la presiune ridicată datorită diametrelor lor vor avea, din construcție și calcul, pereți groși și costuri mari.

Temperaturi. Fluidele cu temperaturi mai mari trebuie să se gasească în țevi. Temperaturile ridicate reduc eforturile admisibile în materiale, efectul lor fiind similar efectului presiunilor mari ce intervin în stabilirea grosimii pereților mantalelor.

Fluide scumpe sau periculoase. Acestea trebuie inserate în partea cea mai etanșă a schimbătorului de căldură, respectiv în țevi.

Debite. Se obține un design calitativ al aparatului prin plasarea debitului mai mic în manta.

Vâscozitate. Numărul Reynolds critic pentru curgerea turbulentă în manta este de aproximativ 200 iar în țevi de 4000-10000.

Pierderi de presiune. Dacă pierderile de presiune prezintă o importanță deosebită și trebuie determinate precis atunci fluidul respectiv trebuie plasat în țevi. Pierderile de presiuni în țevi pot fi calculate cu erori mai mici decât pierderile de presiune din manta, ultimele se pot abate mult de la valorile teoretice în funcție de scurgerile prin interstițiile din manta prevăzute pentru tipul respectiv de aparat.

TAME este un component cu cifră octamică ridicată. TAME se produce prin reacția izomilenei cu metanolul pe un pat fix de catalizator. Producerea de TAME reduce olefinele C5 din amestecul de benzină, întrucat olefinele volatile nearse sunt reactive în condiții de mediu, aceasta reducere va ajuta la diminuarea formării ozonului la nivelul solului. TAME are presiunea de vapori de amestec coborâtă și afinitate mică fața de apă .

Modul de obținere TAME și a separării eterilor din amestecul de reacție

Generalități privind produsul TAME

Distilarea catalitică a TAME-ului se realizează prin procesarea fracțiilor C5.

Obținerea TAME-ului în rafinăria Brazi

TAME se rezultă prin eterificarea catalitică a izoamilenei cu metanolul. Designul procesului se bazează pe un reactor în două trepte, constând dintr-un reactor (refierbător) urmat de o coloană de distialare catalitică pentru obținerea produsului final. Procesul utilizează o rășină de schimb acid de ioni drept catalizator în refierbator dar și în coloana de distilare.

Efluentul din reactorul T-R2 este tras cu pompa T-P6 A,B la temperatura de 65 °C și la presiunea de 7,5 bar și dirijat pe unul din talerele de alimentare a coloanei T-C3.

Coloana are trei prize de alimentare pe talerele 17, 19, 21.

La vârful coloanei, la temperatura de 119 °C și presiunea de 6 bar ies vaporii de fracție C5-C6 conținând izoamilenele, izohexanele și metanolul nereacționate, precum și o parte de (maxim 0.2%) TAME, care sunt dirijați prin conducta de vapori în condensatorul T-S9.

Dacă la vârful coloanei vom avea produs din bază (TAME,ThxME) în cantitate mai mare decat limita maximă admisă (maxim 0.2%), alimentarea coloanei se va face pe priza de jos, pe talerul 18 sau 21. De asemeni, se va menține constant debitul de reflux cu ajutorul SRA FRC 090, asigurând o rație optimă de 1.5/1.

Presiunea la vârful coloanei T-C3 este menținută constantă la valoarea de 6 bar prin sistemul de reglare automată T-PIC-097, care acționează asupra debitului de vapori prin robinetul de reglare automată T-PV-097, situat pe linia de by-pass a condensatorului T-S9.

Nivelul în vasul de reflux T-V5 este menținut constant prin funcționarea în cascadă a sistemului de reglare automată T-LICA-HL-10S și T-FRC-093 (alimentare T-R3).

În baza coloanei T-C3 la o presiune de 6,5 bar și temperatura de 174°C se separă concentratul eteric.

Temperatura de 174°C se realizează cu ajutorul refierbatorului T-SS : prin fascicolul căruia circulă abur de medie presiune. Temperatura din baza coloanei este menținută constantă prin funcționarea în cascadă a sistemului de reglare automată T-TRC-l13 și T-FRC–09 (ieșire condens din T-SS).

Concentratul de eteri din baza coloanei T-C3 intră în refierbătorul T-SS. Vaporii produși în T-SS se reîntorc în coloana T-C3 sub ultimul taler.

Concentratul de eteri acumulat în compartimentul de lichid al refierbătorului este trimis prin proprie presiune în coloana T-C6 pentru separarea gumelor (oligomerilor).

Nivelul în coloana T-C3 se menține constant prin mentinerea nivelului în compartimentul de lichid al refierbătorului prin funcționarea în cascadă a sistemului de reglare automată T-LICA-HL-107 și T-FRC-092.

La separarea coloanei T-C3 se va urmări ca în produsul de bază sa nu fie metanol, iar TAME sa fie aproximativ 54,4% gr.

Dacă în produsul de bază apare metanol, sau conținutul de TAME este mai mic de 54 % (scade COM a concentratului de eteri), se va proceda astfel:

– se mărește temperatura în baza coloanei mărind cantitatea de abur la refierbătorul T-S8, prin deschiderea T-TRC-113 și T-FRC-091;

– se verifică presiunea aburului de medie presiune, aceasta trebuie sa fie de minim 12 bar pentru a asigura o încalzire corespunzătoare în baza coloanei.

Dacă astfel problema nu se rezolvă, se va schimba alimentarea coloanei pe una din prizele superioare (taler 19 sau 17). Totodată se va avea grijă ca produsul de varf să nu fie impurificat cu TAME.

Este necesar să se faca ocorelare corectă între toți parametrii de lucru ai coloanei, astfel încat coloana sa fie echilibrată din punct de vedere functional.

Tabelul 1.1. Caracteristici fizico-chimice ale TAME 

1.3 Efectele șicanelor

În scopul îmbunatatirii performanțelor termice și hidraulice, schimbătoarele de căldură cu țevi și manta sunt prevăzute cu șicane în spațiul dintre țevi, ăvand urmatoarele funcțiuni : uniformizarea distribuției curgerii și transferului de căldură în fasciculul tubular, obținerea unor diferențe medii de temperatură între cele două fluide cât mai mari, susținerea și ridigizarea sistemului tubular.

În funcție de poziția față de fasciculul tubular, șicanele pot fi longitudinale, transversale, sau combinații ale acestora. Alegerea unui tip sau a altuia depinde de debitul unui fluid, distribuția vitezelor, numărul Reynolds, natura fluidului și caracterul depunerilor. Dintre diversele tipuri de șicane transversale cele segmentate sunt mai utilizate (Fig. 1.1).

La șicanele segmentate pasul și tăietura șicanei sunt marimi variabile care se aleg pe baza recomăndarilor. Astfel, pasul șicanelor trebuie să se găseasca cuprins în intervalul (0,2-1) D, unde D este diametrul mantalei ; pasul minim nu coboară sub valoarea maximă de 50 mm.

Tăietura șicanelor este, de obicei, de (0.2-0.5)D ; tăieturile mai mari sunt asociate cu paăii mai mari ai șicanelor în scopul uniformizării pierderilor de presiune.

În concluzie, configurația fascicolului tubular, structura curgerii, geometria șicanelor, toleranțele de fabricație a țevilor mantelei și șicanelor sunt elemente care influențează curgerea axială prin interstiții și debitele respective.

Fig. 1.1. Schimbător de căldura cu trei șicane segmentate vizibile

ANALIZA TERMOENERGETICĂ A SCHIMBĂTORULUI CU CAP MOBIL

Transferul de căldură . Generalități

Transferul de căldură are loc între două corpuri sau între parți ale aceluiași corp, atunci când se află la temperaturi diferite și încetează cand se atinge echilibrul termic. Radiația termică reprezintă transmiterea căldurii de la un corp la altul prin unde electromagnetice, denumite radiații termice.

Conducția este un mod de transmitere a căldurii specific interiorului corpurilor solide ce se caracterizează prin transferul de energie de la o particulă la alta, din zona cu temperatura mai mare catre zona cu temperatura mai mică.

Convecția este un mod de transmitere a caldurii specifică schimbătorului de căldură dintre un solid și un fluid, ce se caracterizează prin mișcarea macroscopică a fluidului pe langă suprafața solidului cu care schimbă căldură.

Spre deosebire de conducție și convectie, radiația termică se manifestă la orice distantă între corpurile care schimbă căldură.

Cele trei tipuri de transfer termic sunt exemplificate practic în Fig 2.1.

Fig. 2.1. Ilustrarea practică a convecției, conducției și radiației termice

Stabilirea proprietăților termice ale fluidelor de lucru

a) Densitatea unui lichid aflat la o stare termodinamică ce este caracterizată de presiunea p și temperatura T, se determină cu relația :

(2.1)

Funcție numai de temperatură, densitatea unui lichid se exprimă :

  (2.2)

Densitatea apei la saturație poate fi calculată cu aproximație de 1% , în intervalul de temperatură 0t330.

b) Capacitatea calorică masică a fracțiilor de hidrocarburi în stare lichidă în lucrările de specialitate este prezentată ca :

  (2.3)

c) Conductivitatea termică a lichidelor variază în general în intervalul (0,07…0,7) W/mK . Influența temperaturii asupra conductivității termice a lichidelor poate fi exprimată cu relația:

(2.4)

d) Coeficientul de dilatare izobară pentru lichide este :

(2.5)

e) Vâscozitatea lichidelor dă indicații asupra frecării interne a lichidelor și prezintă importanță în legatură cu proiectarea și operarea instalațiilor industriale și cu utilizarea unor produse.

Pentru componenți puri, vâscozitatea se poate calcula astfel :

  (2.6)

,unde T = temperatura absolută, în K

A,B,C,D = constante caracteristice

f)Entalpia unui lichid rezultă prin integrarea capăcitatii calorice specifice :

 (2.7)

Tabelul. 2.1. Proprietăți termofizice ale apei la presiune atmosferică

Tabelul 2.2. Proprietăți ale TAME

Tabelul. 2.3. Circuitele fluidelor în aparat

CALCULUL TERMIC DE DIMENSIONARE A SCHIMBĂTORULUI

Prin calculul termic se întelege determinarea analitică a schimbului de căldură ce se poate realiza într-un schimbător de căldură între doi agenti termici.

Calculul termic se bazează pe doua ecuații :

ecuația de bilanț termic :

  (3.1)

ecuația de transmitere a căldurii :

(3.2)

,în care

– fluxul de căldură cedat de fluidul cald, respectiv primit de fluidul rece ;

– fluxul termic disipat, [ W ] ;

S – suprafața de schimb de căldură, [ ] ;

L – lungimea totală a țevilor schimbatoare de căldură, [ m ] ;

– coeficientul global de schimb de căldură al aparatului cu depuneri pe suprafața de transfer de căldură, raportat la suprafața de încalzire, [] , respectiv la lungimea țevilor la aparatele tubulare [], ambii presupuși constanți de-a lungul aparatului.

– diferența medie de temperatură a fluidelor termice, [ K ] ;

În continuare vor fi prezentate: schema de curgere a celor doi agenti termici prin schimbător (Fig. 3.1) și schema temperaturilor de intrare – ieșire a celor doi agenți termici (Fig. 3.2).

Fig. 3.1 Schema de curgere a celor doi agenti termici prin schimbător

Fig. 3.2 Schema temperaturilor de intrare – ieșire a celor doi agenți termici

,unde :

– temperatura de intrare a produsului cald, în C ;

– temperatura de ieșire a produsului cald, în C ;

– temperatura de intrare a produsului rece, în C ;

– temperatura de ieșire a produsului rece, în C ;

L – lungimea desfășurată a parții active, [mm] ;

Conform schemei temperaturilor vom avea :

(3.3)

(3.4)

(3.5)

(3.6)

Determinarea diferenței medii de temperatură

Din datele inițiale cunoaștem:

=  ; =  ; =  ; =  ;

= ;

=  ;

Rezultă :

=  ;

=

;

3.2. Determinarea coeficientului global de transfer de căldură

Pe baza analogiei termoelectrice a fost determinată rezistența la un perete cilindric ca fiind :

, în []   (3.7)

,în care:

L – lungimea peretelui cilindric , în [m] ;

– conductivitatea termică a peretelui , în [];

– raza exterioară , interioară a peretelui cilindric , în m ;

Căldură schimbată în unitatea de timp între cele două fluide separate de un perete cilindric se poate exprima prin relația (parametrii caracteristici – Fig. 2.2.) :

(3.8)

(3.9)

  (3.10)

Scriind ecuația lui Newton sub forma :

, în [W]  (3.11)

Se constate ca expresia coeficientului de schimb de caldure, corespunzator suprafeței exterioare a peretelui cilindric este :

, în [ ] (3.12)

,unde:

– coeficientul parțial de transfer de căldură pentru fluidul din interiorul tuburilor ;

– convectivitatea fluidului din manta (exterior) , în [] ;

– conductivitatea termică a peretelui tubului , în [] ;

– diametrul exterior, interior al tubului , în[m] ;

Fig. 3.3. Perete cilindric

Factorii care influențează formarea depunerilor sunt :

natura fluidului ;

temperatura fluidului și a peretelui ;

materialul țevilor și rugozitatea suprafeței acestora ;

viteza de circulație a fluidului ;

Rezistențele termice specifice ale depunerilor sunt :

, în [ ]  (3.12)

, în [  ] (3.13)

Ținându-se seama de aceste depuneri, coeficientul global de transfer de căldură se exprimă cu relația :

, în [ ] (3.14)

Pentru aparatul curat coeficientul global se determină cu relația :

 ,în[] (3.14)

Introducând în relația (3.14) datele cunoscute, rezultă :

[] ;

Deci :

=  ;

Valorile pentru numărul Reynolds se calculeaza cu formula:

(3.15)

Introducând în relația (3.15) datele cunoscute, rezultă :

 ;

;

== ;

=0,4·( 5063,291) · (2,605) · (0,720)

= 84,336

= 80,680

Coeficientul global de schimb de căldură al aparatului în funcțiune este :

=  ;

Bilanțuri energetice

Principalul mijloc care stă la îndemana specialiștilor pentru realizarea economisirii energiei îl constitue bilanțul energetic care permite efectuarea atat a analizelor cantitative cât și a celor calitative asupra modului de utilizare a combustibilului și a tuturor formelor de energie în cadrul limitelor unui sistem determinat. Acest cadru limită poarta denumirea de contur, el reprezentând practic suprafața inchisa care include limitele față de care se consideră intrările și ieșirile de energie. Astfel conturul unui bilanț energetic sau exergetic poate coincide cu conturul fizic al unui utilaj, al unei instalații, al unui ansamblu complex sau sistem .

Bilantul energetic constituie deci modalitatea de analiză a proceselor de transformare a energiei, procese ce au loc în conturul unei părți componente a lui.

Prin bilantul energetic se determină consumurile de energie din cuprinsul conturului analizat și se evidențiază detaliat aceste consumuri, în componente utile sau pierderi.

Întocmrea bilanțurilor energetice presupune parcurgerea următoarelor etape :

analiza atentă a instalațiilor, agregatelor precum și a proceselor tehnologice de bază și auxiliare, care constitue obiectul bilanțului energetic.

întocmirea schemelor fluxului de materiale și a fluxului energetic.

delimitarea conturului de bilanț și precizarea legăturilor acestuia cu sistemele limitrofe.

identificarea purtătorilor de energie și a codului de circulație a acestora în interiorul sistemului.

precizarea regimurilor de lucru pentru care se întocmesc bilanțurile energetice.

stabilirea caracteristicilor fiecărui element component al sistemului și precizarea mărimilor ce vor fi măsurate, a metodelor și mijloacelor de măsurare, precum și a periodicității citirii pentru fiecare mărime măsurată în intervalul de timp stabilit pentru bilanțul respectiv.

elaborarea bilanțurilor reale și optime.

analiza pierderilor și stabilirea unor măsuri în vederea reducerii acestora.

Bilanțul energetic al schimbătorului

Se vor folosi următoarele formule pentru a efectua calculul de bilanț energetic:

, în [W]  (3.16)

, în [W]  (3.17)

(3.18)

,unde: – debitul de TAME , în [kg/S] :

– căldură specifică a TAME , în [kJ/kg·K] .

– debitul de apa recirculată, în [kg /S] ;

– căldură specifica a apei recirculante , în [kJ/kgK] ;

V – viteza de curgere, în [m/s].

– densitatea fluidului, în []

Daca se cunoaște diametrul racordului mantalei (determinat în funcție de presiunea de lucru), se poate calcula debitul volumic folosind următoare formulă :

, în []   (3.19)

,unde: v – viteza de curgere a fluidului ;

Dacă se cunoaște diametrul racordului de intrare al camerei de distribuție se poate calcula debitul volumic :

  , în []  (3.20)

Ecuația de bilanț energetic este :

  (3.21)

,unde : – randamentul schimbătorului ; =  ;

Se adoptă = pentru că pierderile sunt reduse prin folosirea izolatiei .

Înlocuind în ecuația de bilanț se obține :

 (3.22)

 ;

 ;

 ;

 ;

4. CALCULUL DE DIMENSIONARE A IZOLAȚIEI TERMICE

4.1. Izolarea termică a aparatului de schimb de căldură

Izolația termică se utilizează în scopul micșorării disipărilor de căldură catre mediul ambiant (în cazul instalațiilor termice care funcționează la temperaturi superioare celei ambiante) și a absorbției de căldură din mediul exterior (la instalațiile frigorifice). Se impune izolarea termică pentru evitarea accidentelor de muncă a caror cauza este atingerea suprafețelor fierbinți (se recomandă ca temperatura pe suprafața exterioară sa fie de ) .

Izolația termică poate fi :

– dinamică, atunci cand izolarea termică este asigurată prin circulația unui fluid;

– statică, dacă pentru izolarea termică sunt utilizate materiale care au coeficientul de conductivitate cu valoare cât mai scazută (vată de sticlă, bitum, materiale poroase minerale sau plastice).

Din punct de vedere constructiv izolația termică este realizată dintr-un strat de material izolant și un strat protector executat din foi de tablă, folii de bitum, sau cimenturi termice rezistente .

Materialele izolante trebuie sa îndeplinească urmatoarele condiții :

– sa aibă conductivitatea termică mică(sub 0,23 W/m C) ;

– sa aibă densitate mică pentru a nu se încarca prea mult aparatul izolat(sunt preferate materialele poroase care au și mici);

– sa fie ieftine și să se monteze usor ;

– sa fie rezistente la temperatura de lucru, la umiditatea atmosferică, la acțiuni mecanice

– sa nu fie corozive față de metalele care se izolează

Principalele materiale izolante sunt: vată minerală, vată de zgură și diatomitul. Vata minerală are = 0.058..0,093 W/m C și = 40,80 Kg/m ; se utilizează până la temperatura de 600C sub formă de saltele cu grosimi de 15…60 mm.

Aplicarea stratului izolator pe conducte comportă urmatoarele operațiuni :

– se curăță cu peria de sârmă suprafața de izolat până la metal curat după care se aplică un strat de vopsea de miniu de plumb pentru suprafața a căror temperatura nu depășeste C;

– saltelele din vată minerală gata confecționate la grosimea indicată în specificația de izolatii se vor monta pe conductă prin legare cu sîrmă moale zincată , având distanța între inele de 150 mm unul de altul .

Peste stratul termoizolant propriu-zis se va aplica un strat de tencuială executată din mortar de ipsos, rumeguș și clei în grosime de 10-20 mm.

Izolațiile termice se aplică pentru următoarele cazuri:

– reducerea pierderilor de căldură spre mediul exterior a fluidelor din conductele fără însoțitori sau cu însoțitori;

– prevenirea congelării produselor în conducte;

– prevenirea arsurilor (protecția muncii) la conductele la care nu se urmărește reducerea pierderilor de căldură .

Tabel 4.1 Grosimea izolației funcție de temperatură

4.2. Calculul grosimii izolației termice pentru o pierdere de căldură dată

Datele initiale ale acestui calcul sunt :

-amplasarea conductei și starea mediului ambiant ;

– temperatura agentului termic transportat,  ;

– temperatura aerului înconjurător, t ;

– diametrul, lungimea conductei, modul de susținere, armăturile și compensatoarele

de dilatare ;

– construcția izolatiei termice și caracteristicile materialelor termoizolante ;

– pierderile specifice de căldură, q, sau totale, Q ;

Pentru conductele prăvazute cu un strat de izolație de bază învelit la exterior cu un strat de protecție, rezistența termică totală, R, la trecerea căldurii de la agentul termic la mediul înconjurator se compune din :

R= R+ R+ R+R+R= (4.1)

,în care : -R -rezistența termică la trecerea căldurii prin convecție de la fluid la peretele interior al conductei, în, [mC/W] ;

-, R, R- rezistența termică la trecerea căldurii prin conductivitate respectiv prin peretele conductei, prin stratul de izolație de bază și prin stratul protector, în , [mxC/W] ;

-R – rezistența termică la trecerea căldurii prin convecție de la suprafața exterioară a

conductei izolate la mediul ambiant, in, mxC/W.

Explicitând rezistența termică a izolatiei, R , se obține :

R = ln= R- (R+ R+ R+R) (4.2)

Rezultă:

R= – (R+ R+ R+R)  (4.3)

Relația de dimensionare a izolației este :

ln=   (4.4)

,unde – temperatura fluidului din manta ;

– temperatura aerului ambiant ;

– diametrul izolației termice ;

– diametrul exterior al mantalei ;

– conductivitatea termică a izolației termice ;

– coeficientul de convecție (la exterior) ;

– temperatura medie a stratului de izolație de bază ;

Grosimea izolației, ,se calculează cu formula:

,în [m] (4.5)

Se vor studia două variante de izolare, cu vată minerală și cu vată de sticlă.

Tabel. 4.1. Varianta I Toplan

Tabel. 4.2. Varianta I Toplan

Izolația termică se aplică într-un singur strat, având grosimea de până la 100 mm.

Se vor folosi saltele de vată minerală SP2 cu doua fețe de rabitz (din sârmă zincată) deoarece grosimea izolației este de 80 mm (saltele SP2 cu grosimi > 50…100 mm).

Pentru calculul suprafeței,

3780 mm + 450 mm = 4230 mm,

,la diametrul de 508 mm se vor adăuga două grosimi de izolație, astfel :

Izolația termică are un cost de .

Cunoaștem relația de dimensionare a izolației:

=  ;

,unde s-a considerat că = .

Știm faptul că .

Valoarea recomandată a pierderii de căldură este . Rezistența termică a peretelui metalic al mantalei,, se poate neglija. Când fluidul din manta este abur care condensează, rezistența termică se poate neglija .

Rezultă că:

;

;

;

= ;

Fig. 4.1. Ilustrarea amplasării izolației termice pentru un schimbător de căldura

5. CALCULUL TERMIC DE PROIECTARE A SCHIMBĂTORULUI DE CĂLDURĂ

5.1. Calculul termic de proiectare a schimbătorului de căldură. Generalități.

Pentru calculul termic de proiectare se folosesc urmatoarele date inițiale :

pentru manta și produsul cald (TAME)  :

pentru țevi și produsul rece (apa recirculată) :

Ecuația de bilanț energetic este:

  (5.1)

Cunoscându-se temperaturile de intrare și de ieșire ale ambelor fluide, schema temperaturilor va fi redată în figura (5.1) . Folosind forumla (3.18) rezultă:

Ariă totală de transfer de căldură va fi :

Fig. 5.1 Schema temperaturilor de intrare – ieșire a celor doi agenți termici

,unde :

– temperatura de intrare a produsului cald, în C ;

– temperatura de ieșire a produsului cald, în C ;

– temperatura de intrare a produsului rece, în C ;

– temperatura de ieșire a produsului rece, în C ;

L – lungimea desfășurată a parții active, [mm] ;

Conform schemei temperaturilor vom avea :

(5.2)

(5.3)

(5.4)

(5.5)

Din datele inițiale :

=  ;

=  ;

=  ;

=  ;

= ;

=

=  ;

=

= = ;

5.2. Analiza bilanțului termic real și optim al unui schimbător de căldură

La proiectarea unui schimbător de căldură se realizează și bilantul de proiect. În continuare se va realiza bilanțul de proiect pentru schimbătorul de căldură cu cap mobil, la care prin manta circulă TAME, iar prin țevi circulă apa recirculată. Aparatul are urmatoarele date constructive :

Manta : – diametrul interior :  ;

– pasul între șicane : 100 mm

– numărul de treceri : .

Țevi : – material : OLT35K ; (P235GH, conform SR EN 10216-2:2003)

– diametrul exterior :  ;

– pasul între țevi :  ;

– numărul de țevi :  ;

– numărul de treceri :  ;

– lungimea : ;

Ecuatia de bilant termic, prezentată în formula (3.1) este :

 ;

Conform formulelor (3.16) și (3.17) calculăm:

 ;

;

 ;

,unde:

– debitul de căldură cedat de agentul cald, în [W] ;

– debitul de căldură primit de agentul rece, în [W] ;

– debitul de căldură pierdut în mediul ambiant, în [W] ;

Fig. 5.2. Reprezentarea grafică a ecuației de bilanț

Ecuația de bilanț este :

 , în [W] ; (5.5)

Rezultă :

, în [W]  ; (5.6)

, în [W] ; (5.7)

, în [W] ; (5.8)

 , în [W] ; (5.9)

Calculăm fiecare termen:

= = W ;

= = W ;

= = W ;

= = W ;

Diferența medie de temperatură :

 în (5.10)

– diferența dintre temperatura maximă a fluidului cald și temperatura maximă a fluidului rece, în .

=  ;

=  ;

 ;

Calculăm :

,în   (5.11)

,unde:- diferența dintre temperatura minimă a fluidului cald ș temperatura minimă a fluidului rece .

=  ;

=  ;

 .

Calculăm și :

în (5.12)

în (5.13)

,unde: – diferența dintre temperatura maximă și temperatura minimă a fluidului cald;

– diferenta dintre temperatura maximă și temperatura minimă a fluidului rece.

Rezultă:

=

=

Diferența de temperatură medie logaritmică pentru aparatul în contracurent este :

(5.14)

= .

Se calculează parametrii P și R cu formulele următoare :

(5.15)

(5.16)

Coeficientul de corecție se determină cu relația :

(5.17)

Rezultă:

= =

Diferența medie de temperatură :

(5.18)

Deci:

=

Secțiunea de trecere în țevi se calculează cu formula :

(5.19)

,unde: n- numărul de țevi.

=

Secțiunea de trecere între țevi se calculează cu formula :

(5.20)

=

Diametrul echivalent al secțiunii dintre țevi se calculează cu relația :

(5.21)

,unde : – perimetrul exterior al țevilor .

(5.22)

,unde: n- numărul de țevi.

=

Știind că :

 ;

 ;

=  ;

=  ;

=  ;

=  ;

 ;

 ;

,unde :- debitul masic de TAME ;

– debitul masic de apă recirculată .

Călculăm entalpiile cu formula generală:

, în [kJ/kg] (5.23)

,unde : – entalpia , în [];

– căldura specifică , în [];

t – temperatura fluidului, în [].

Toate aceste mărimi vor fi însoțite de :

‘ – pentru agent la intrare ;

‘’ – pentru agent la ieșire ;

1 – pentru agentul cald (TAME) ;

2 – pentru agentul rece (apă recirculată) ;

 ;

 ;

 ;

 ;

Calculul componentelor bilanțului se face pe baza relației generale :

  (5.24)

,unde : – entalpia , în [];

m – debitul masic de fluid, în [kg/s].

Rezultând :

kW ;

kW ;

kW ;

kW ;

Căldura totală intrată este :

Pierderea de căldură în mediul ambiant :

kW ;

Tabelul 5.1. Bilanțul termic de proiect

Pe baza datelor din bilanț se calculează :

căldura cedată de agentul primar :

(5.25)

=  ;

căldura retinută de agentul secundar :

(5.26)

= ;

randamentele termice brut și net :

=  ;

coeficientul de reținere :

.

Schimbătorul de căldură – răcitor final TAME, este un aparat tip AES ce are rolul de a răci produsul final TAME de la 172 la 40, folosind ca agent termic apa de racire. Acest aparat de schimb de căldură fiind un racitor final TAME va avea un randament termic brut și un coeficient de reținere destul de mari .

Calculul coeficientului de convecție pentru fluidul cald :

viteza de curgere :

 ;

regimul de curgere 

(5.27)

=

,unde : v – viteza de curgere a fluidului, în [m/s];

de – diamentrul exterior al țevilor a fluidului, în [m];

– debitul volumic de TAME , în [].

– coeficientul de convectie la curgerea transversala peste țevi :

  (5.28)

  (5.29)

 ;

 ;

  (2.30)

 ;

 ;

 ;

 ;

 ;

Calculul coeficientului de convectie pentru fluidul rece :

viteza de curgere :

 ;

regimul de curgere :

(5.31)

,unde : v – viteza de curgere a fluidului, în [m/s];

de – diamentrul exterior al țevilor a fluidului, în [m];

– debitul volumic de apă recirculată , în [].

 (5.32)

  (5.33)

 ;

 ;

Coeficientul global de schimb de căldură , raportat la suprafața exterioară a țevilor pentru aparatul curat este dat de relația :

(5.33)

Rezultă :

 ;

 ;

Coeficientul global de schimb de căldură al aparatului în funcțiune rezultă din relația :

  (5.34)

=  ;

Rezistența termică a depunerilor, , se obtțne din expresia :

  (5.45)

Rezultă:

(5.46)

 ;

Indicii de calitate ai schimbătorului de caldură depind de pierderile acestuia.

Un schimbător de căldură are trei categorii de pierderi :

pierderi de temperatură în procesul de transfer de căldură datorită diferenței finite de temperatură între agenții termici ;

pierderi de presiune datorită împingerii rezistențelor hidraulice la curgerea agenților termici prin aparat ;

pierderi de căldură în mediul ambiant prin pereții sau izolația termică a aparatului

În continuare se prezintă cei mai importanți dintre acesti indici :

Randamentul termodinamic :

= (5.47)

,unde:- debitul de căldură primit de agentul rece , în [W] ;

– debitul de căldură pe care fluidul cald îl poate transmite într-un proces de schimb de căldură pana la echilibrul cu mediul ambiant la care fluidul cald are temperatura și entalpia , în [W] .

– temperatura de referință a mediului ambiant. Se consideră = .

= =

6. CALCULUL MECANIC DE PROIECTARE A PRINCIPALELOR ELEMENTE COMPONENTE ALE UNUI SCHIMBĂTOR DE CĂLDURĂ CU CAP MOBIL

6.1. Alegerea pe criterii tehnico – economice a materialelor, determinarea caracteristicilor mecanice, elastice și fizice ale acestora

Materialele utilizate în construcția utilajului petrochimic trebuie sa satisfacă cerințele tehnice și cele ale tehnologiei de execuție, alături de cele economice .

Pentru elementele componente ale schimbătorului de căldură ales pentru optimizarea energetică și proiectare mecanică, mărcile materialelor folosite, standardele ce reglementează compoziția chimică și caracteristicile mecanice ale acestora sunt date în tabelele : 6.1 ; 6.2 ; 6.3.

Tabelul 6.1. Materialele, mărcile și standardele elementelor componente ale schimbătorului de căldură.

Tabelul 6.2. Compozitia chimica , (%)

Tabelul 6.3. Caracteristici mecanice

6.2. Calculul rezistentei admisibile

6.2.1. Calculul rezistenței admisibile la temperatura de 20 0 C

Formula folosită va fi:

  (6.1)

,în care: – coeficient global de siguranță la rupere , =  ;

– coeficient global de siguranță la curgere , =  ;

– rezistență la rupere a materialului la tracțiune ,  ;

– limită tehnică convențională de curgere la ,  ;

Astfel, vom avea :

pentru oțelul K410.2b :

=  ;

pentru oțelul OLT35k (P235GH):

=  ;

pentru oțelul OLC25N :

=  ;

pentru oțelul 41MoCr11 :

=  ;

6.2.2. Calculul rezistenței admisibile la temperatura de 280 0 C

Calculul tensiunilor admisibile la temperatura de calcul se realizează cu expresia :

  (6.2)

,unde : – tensiunea admisibilă a oțelului stabilită la temperatura t pe baza încercarilor de scurtă durată , în [];

– tensiunea admisibilă a materialului stabilită la temperatura de calcul pe baza încercarilor de lungă durată (ce țin cont de fenomenul de fluaj ce apare la temperaturi ), în [];

Deci :

[]  (6.3)

[]  (6.4)

[] (6.5)

,unde: – limita tehnică de fluaj , în [];

– limita tehnică de durata , în [];

– coeficient de siguranta față de limita tehnică de fluaj , =  ;

– coeficient global de siguranță față de rezistența tehnică de durată , =  ;

Vom avea urmato[rele tensiuni admisibile :

pentru oțelul K410.2b :

 ;

Pentru  ;

 ;

 ;

pentru oțelul OLT35k (P235GH):

 ;

pentru  ;

 ;

 ;

pentru oțelul OLC25N :

 ;

 ;

pentru oțelul 41MoCr11 :

 ;

 ;

Modulul de elasticitate longitudinal , E va fi :

– pentru oțelul K410.2b : – la  ;

– la  ;

– pentru oțelul OLT 35 k(P235GH) : – la  ;

Ținând cont de faptul ca fenomenul de fluaj apare la o temperatură ,

în care este un coeficient cu valorile de 0,4 pentru oțelurile carbon și de 0,6 pentru oțelurile aliate, iar este temperatura de topire a metalului sau aliajului considerat, care pentru oțelurile carbon obisnuite are valorile cuprinse între , deci mai mare decat temperatura de regim, se pot sintetiza următoarele tensiuni admisibile :

pentru oțelul K410.2b :  ;

pentru oțelul OLT35K (P235GH) :  ;

pentru oțelul OLC25N :  ;

pentru oțelul 41MoCr11 :  ;

6.2.3. Calculul rezistenței admisibile a cordonului de sudură

Pentru micsorarea pierderilor de căldură spre exterior pe mantaua schimbătorului de căldură se aplică un strat de izolație termică, în cazul de față folosindu-se vată minerală, grosimea acesteia rezultând pe baza pierderilor de energie termică admisă prin izolatie.

În cazul utilajelor de rafinărie, la care îmbinarea elementelor componente se realizează prin sudare, pentru determinarea și alegerea rezistenței admisibile este necesar să se țină cont de coeficientul de rezistență, numit și cifră de calitate a cordonului de sudura, notat cu . Coeficientul de rezistență al îmbinarii sudate depinde de o serie de factori între care cei mai importanți sunt :

tipul îmbinarii sudate ;

modul și mijloacele de control ale cordonului (radiografiere , ultrasunete) ;

proprietățile fizico-mecanice ale îmbinării prin sudare ;

Rezistența admisibilă a unui cordon de sudură se calculează cu relația :

  (6.6)

,unde : – coeficientul de rezistență al îmbinării sudate ;

– rezistența admisibilă la temperatura t , în [] ;

– tensiunea admisibilă a materialului cordonului de sudură ;

Coeficientul de rezistență al îmbinării sudate se calculează cu urmatoarea expresie :

  (6.7)

,unde : – coeficient teoretic de rezistență ce este dat în funcție de procedeul de sudare , de modul de prelucrare a marginilor tablei și se alege conform [1], tabelul 4.19

– coeficient de corecție ce ține seama de sudabilitatea materialului , se alege din [1] , tabelul 4.20, dupa ce în prealabil oțelul s-a încadrat într-o grupa de sudabilitate conform [1], tabelul 4.18;

– coeficient de corecție ce ține seama de tratamentul termic de detensionare al cordonului de sudură , se alege conform [1], tabelul 4.18;

– coeficient de corecție ce tine seama de examinarea defectoscopiei nedistructivă prin radiografiere sau gamagrafiere a cordonului de sudură, se alege conform [1], tabelul 4.20.

– coeficient de corecție ce tine seama de examinarea mecanică a cordonului de sudură și de examinarea aspectului exterior, se alege conform [1] , tabelul 4.20. Pentru materialele alese se determină coeficienții de rezistență ai îmbinarilor sudate astfel :

– pentru oțelul K410.2b :

grupa I de sudabilitate ;

grupa I de sudabilitate ;

nu se face tratament termic de detensionare ;

examinare defectoscopică nedistructivă parțială ;

încercări mecanice parțiale ;

sudare automată sub strat de flux ;

– pentru oțelul OLT35K (P235GH) :

grupa I de sudabilitate ;

grupa I de sudabilitate ;

nu se face tratament termic de detensionare , sudură placa tubulară ;

control cu lichide penetrante ;

încercări mecanice totale ;

sudură incompletă pe o singură parte fară completare la radacină WIG manuală .

6.3. Principiile constructive și elementele componente ale schimbătorului de căldură

În cadrul fluxului tehnologic în care este inclus schimbătorul de căldură , acesta trebuie sa îndeplinească o serie de condiții de natură funcțională, tehnică, economică și constructivă.

În scopul îmbunatățirii transferului de căldură în aparat, precum și a preîntămpinării avariilor datorate vibrațiilor țevilor, ca urmare a vitezei de pătrundere a agentului termic în spațiul dintre țevi, se prevăd șicane transversale.

Forma acestora poate sa fie diferită, cel mai uzual fiind folosită șicana segment de cerc (fig. 6.1 ) .

Fig. 6.1. Ilustrarea amplasării șicanelor transversale segment de cerc

și curgerea fluidului printre acestea

Alegerea șicanelor transversale și longitudinale :

șicane transversale : jocul între șicane și corp la diametre peste 600 mm este de 5 mm ; șicanele transversale montate la capătul fasciculului tubalar al schimbătorului de căldură cu cap mobil se numesc șicane suport de căpat ;

Recomandări :

diametrul șicanelor suport de capăt sa fie cu 0,5 mm mai mic decat diametrul interior al corpului ;

șicana sa fie decupată pentru asigurarea curgerii fluidului, dar sa susțină cel putin 20% din țevile schimbătorului ;

grosimea minimă a șicanelor suport de capat cuprinzând și adaosul de coroziune pentru mm este prezentată în tabelul 6.4

Tabelul 6.4. Grosimea minimă a șicanelor

Diametrele găurilor pentru țevile fasciculului tubular din șicanele transversale precum și din șicanele suport de capăt, trebuie sa fie cu maxim 0,8 mm mai mare decât diametrul exterior pentru țevile cu lungime nesprijinită de pana la 900 mm .

Distanța minimă între șicanele transversale trebuie sa fie .

Distanțarea șicanelor transversale se face astfel ca lungimea maximă de țeavă nesprijinită să nu depăsească valoarea de 1800 mm .

Șicanele longitudinale au forma de placi dreptunghiulare, grosimea minimă se recomandă sa fie de 7 mm, cuprinzând și un adaos de coroziune de 1 mm .

Eficiența șicanelor este bună dacă tolerantele gaurilor prin care trec țevile fasciculului tubular nu sunt prea mari. Șicana trebuie sa fie ajustată pe manta, evîtandu-se astfel curgerile necontrolate, care nu participă efectiv la transferul de căldură.

Modul de fixare a șicanelor de-a lungul fasciculului tubular este reprezentat în figura 6.2.

Fig. 6.2. Asigurarea poziției relative între șicane : 1- placă tubulară , 2- tirant ,

3- distanțiere , 4- șicană , 5- piuliță

În scopul evitării vârfurilor locale ale vitezei agentului termic din circuitul manta, se prevăd placi deflectoare în zona racordului de intrare .

Fig. 6.3. Montarea placii deflectoare : 1- manta , 2- racord intrare agent termic în manta ,

3- fascicul tubular , 4- placa deflectoare , 5- nervuri prindere

Fig. 6.4. Detaliu cap mobil : 1- virola capacului mare , 2- capacul mic , 3- inel din doua bucati , 4- placa de ghidare , 5- placa tubulară mobilă , 6- capacul mare

Fig. 6.5. Sistem de etanșare : 1- șicană transversală , 2- șicană longitudinală , 3- bandă elastică din material rezistent la mediu

6.4. Calculul și alegerea dimensiunilor tehnologice și de gabarit ale schimbătorului de căldură

Din tema de proiect a schimbătorului de căldură se cunosc datele inițiale care au fost prezentate. Din calculul de dimensionare al schimbătorului de căldură s-a stabilit suprafața de schimb de căldură ca fiind , iar pentru materialul tubular s-au ales țevi cu urmatoarele caracteristici :

diametrul interior :  ;

diametrul exterior :  ;

lungimea țevii :  ;

Pentru determinarea pasului dintre țevi se poate folosi relația :

 [mm] (6.8)

cu condția ca : , în [mm];

Rezultă :

Fig. 6.6. Dimensiunile constructive ale corpului schimbătorului de căldură

Aria din placa tubulară cuprinsă între patru țevi vecine, în cazul reparțitiei în triunghi va fi :

[m2] (6.9)

Fig. 6.7. Schema de calcul a dimensiunilor constructive în cazul repartiției în triunghi echilateral

Repartitia țevilor dupa triunghiuri echilaterale corespunde utilizării optime a suprafeței plăcii tubulare. Amplasarea țevilor în triunghi echilateral se recomandă pentru fasciculele tubulare nedemontabile și demontabile, la care fluidul care circulă prin manta nu depune impurități în spatiul intertubular.

Numărul de țevi se determină cu urmatoarea relație :

(6.9)

,unde : – coeficient de corecție ce ține seama de adoptarea unui număr întreg de țevi ;

. Se adopta țevi.

Diametrul interior al mantalei schimbătorului de căldură cu cap mobil , va fi :

[mm]  (6.10)

,unde: – diametrul circumferinței ce trece prin centrul țevilor așezate în colțurile hexagonului marginal ;

– diametrul exterior al țevii , = 20 mm ;

a – jocul dintre peretele țevii extreme și corpul aparatului ;

[mm]  (6.11)

= coeficient de umplere a placii tubulare,  ;

Se adoptă = 0,8 ;

 ; Se adopta  ;

Se adoptă =  ; conform [2] , tabelul 3.1. ,pag. 174 ;

Alegerea presiunilor nominale și a dimensiunilor racordurilor :

[Pa]  (6.12)

,unde : – presiunea nominala ;

– presiunea de calcul , în [bar] ;

– pentru circuitul manta Pa ;

– pentru circuitul țevi Pa ;

– rezistența admisibilă la temperatura de , în [];

– rezistența admisibilă la temperatura de în [];

– pentru circuitul manta :

·105 bar ;

Se adoptă :

bar ;

– circuitul țevi :

bar ;

Se adoptă:

bar ;

La aranjarea țevilor pe placa tubulară, se recomandă ca spațiile exterioare între fasciculul tubular și mantaua schimbătorului de căldură sa fie reduse la minimum .

De asemenea, în cazul mai multor treceri în spatiul tubular, țevile din imediata apropiere a canalelor de garnitură , pentru șicanele longitudinale, din placa tubulara, vor fi amplasate la o astfel de distanță încat dupa mandrinare sau sudarea țevilor în placa tubulara să nu se deformeze pereții canalelor .

6.5. Calculul de rezistență al principalelor elemente componente supuse acțiunii presiunii

6.5.1. Dimensionarea mantalei

Dimensionarea mantalei presupune determinarea grosimii de perete , .

Se cunosc urmatoărele :

diametrul interior al mantalei :  ;

temperatura de calcul :  ;

presiunea de calcul :  ;

coeficientul de rezistență al îmbinărilor :  ;

adaosul de coroziune :  ;

mantaua este confecționată din materialul K410.2b cu următoarele caracteristici :

 ;  ;

 ;  ;

Pentru calculul grosimii mantalei (Fig. 6.8.) se folosește urmatoarea relație :

[mm] (6.12)

Fig 6.8. Virola mantalei

Vom calcula grosimea necesară de tablă pentru confecționarea mantalei cu formula :

[mm] (6.13)

,unde: c1 – adaos de grosime pentru coroziune, c1 = 3mmș

– adaos de grosime ce ține cont de abaterea negativă a tablelor ; este determinat în funcție de grosimea tablelor ;

[mm] (6.14)

 ;

 ;

Presiunea de calcul la verificarea mantalei conform ISCIR , este data de relația :

[MPa] (6.15)

 ;

6.5.2. Dimensionarea virolei capacului fix (capac mare)

Grosimea virolei constituie elementul de dimensionare al acesteia. Se cunosc :

materialul ales : K410.2b ;

diametrul interior al virolei capacului fix (capac mare),  ;

temperatura de calcul,  ;

presiunea de calcul :  ;

coeficientul de rezistență al îmbinărilor :  ;

– adaosul de coroziune , = 3mm ;

Pentru calculul grosimii de perete a virolei capacului fix (Fig. 6.9.) se folosește urmatoărea relație :

[mm] (6.16)

mm ;

Fig. 6.9. Virola capacului fix

[mm] (6.17)

,unde: – grosimea necesară de tabla pentru confecționarea virolei capacului fix (mare) ;

– adaos de grosime pentru coroziune , = 3mm ;

– adaos de grosime ce ține cont de abaterea negativă a tablelor ; este determinat în funcție de grosimea tablelor ;

[mm] (6.18)

mm 

mm 

Se adoptă  .

6.5.3 Dimensionarea fundului capacului fix (capac mare)

Pentru fundul capacului fix se cunosc :

fund sferic cu racordare ;

diametrul interior al fundului capacului fix (capac mare) ,  ;

temperatura de calcul ,  ;

presiunea de calcul :  ;

coeficientul de rezistență al îmbinărilor :  ;

adaosul de coroziune , = 3mm ;

Pentru calculul grosimii fundului capacului fix se folosește relația :

[mm]  (6.18)

,unde: coeficient de formă ;  ;

– coeficient de elipticitate ; = 2 ;

Fig. 6.10. Fundul capacului mare

mm ;

[mm]  (6.19)

[mm]  (6.18)

mm

mm

Se adoptă [mm] .

Presiunea de calcul la verificarea elementului este :

[MPa]  (6.19)

MPa

 ;

6.5.4 Dimensionarea virolei camerei de distribuție

Pentru dimensionarea virolei camerei de distribuție se cunosc :

materialul ales : k410.2b ;

diametrul interior al virolei capacului fix (capac mare) ,  ;

presiunea de calcul , Mpa ;

coeficientul de rezistență al îmbinărilor :  ;

adaosul de coroziune , = 3mm ;

materialul k410.2b are caracteristicile :

 ;  ;

 ;  ;

Pentru calculul grosimii virolei de distribuție se folosește relația :

[mm] (6.20)

mm ;

[mm] (6.21)

mm ;

mm ;

Se adoptă ;

6.6. Dimensionarea asamblării prin flanșe dintre virola camerei de

distribuție și capacul plat

Din STAS 9801/6 – 90 se alege flanșa cu gât pentru sudare, cu suprafața de etanșare plană cu umăr. Schița flanșei, împreună cu principalele dimensiuni este dată în figura următoare:

Fig. 3.12 Schița flanșei

Notațiile folosite în calcul sunt urmatoarele :

– diametrul interior al elementului cilindric , [mm] ;

– diametrul de calcul , [mm] ;

– diametrul de așezare al șuruburilor sau prezoanelor , [mm] ;

– diametrul cercului pe care actionează reacțiunea garniturii , [mm] ;

– grosimea de proiectare a fundului sau capacului plat , [mm] ;

– grosimea de proiectare a capacului plat în zona de strângere a garniturii , [mm] ;

– coeficient de slăbire pentru funduri cu găuri ;

– factori de formă ai fundurilor ;

n – numărul de șuruburi sau prezoane care îmbină capacul plan cu flanșele ;

– forța de calcul din șuruburi, [N] ;

F – forța rezultantă totală din aplicarea presiunii, [N] ;

d – diametrul orificiului, [mm] ;

– aria totală efectivă a secțiunilor transversale ale șuruburilor determinate la fundul filetului sau în zona celui mai mic diametru, [];

– aria necesară totală a secțiunii transversale ale șuruburilor , determinată la fundul filetului sau în zona celui mai mic diametru, [];

– aria totală a secțiunii transversale ale șuruburilor, determinată la fundul filetului sau în zona celui mai mic diametru, necesară în condiții de strângere a garniturii, [];

– totală a secțiunii transversale ale șuruburilor, determinată la fundul filetului sau în zona celui mai mic diametru, necesară în conditii de exploatare, [].

– lățimea efectivă a garniturii, [mm] ;

B – lățimea de strângere a garniturii, [mm] ;

– valoarea minimă a lățimii de străngere a garniturii, [mm] ;

– lățimea de referință a garniturii, [mm] ;

b – lățimea eficace de calcul a garniturii, [mm] ;

– diametrul de contact simultan exterior al garniturii, [mm] ;

F – forța rezultantă totală din aplicarea presiunii pe aria determinată de diametrul , [N] ;

– forța rezultantă totală din aplicarea presiunii pe aria determinată de diametrul D, [N] ;

– forța totală de compresiune aplicată pe zone eficace de calcul a suprafeței de etansare, [N] ;

– forța totală necesară pentru realizarea presiunii de strângere a garniturii, [N] ;

– tensiunea admisibilă pentru materialul flanșei la temperatura de , respectiv la temperatura de calcul, [];

Efortul admisibil în flanșe :

 ;

Efortul admisibil în prezoane :

Se alege garnitura din placa tip marsit cu dimensiunile din fig. 6.12 și caracteristicile conform [4].

m – coeficient specific ; m = 3,8 ;

q – tensiunea minimă de proiectare la strângere ;  ;

Fig. 6.12 Garnitura B8-M27 STAS 9801/3-79

 ;

 ;

 ;

Determinarea valorilor forțelor ce actionează asupra îmbinărilor :

;

;

;

;

Ariile secțiunilor șuruburilor :

;

;

;

6.7 Dimensionarea asamblarii prin flanșe dintre virola camerei de distribuție și manta

Pentru circuitul țevi , presiunea nominala este de 16 bar și în acest caz se alege flanșa cu gat tip PA2 cu suprafața de etansare cu adancitura ca în fig . 6.13 .

Fig. 6.13. Asamblarea prin flanșe dintre manta și camera de distribuție

Se folosesc șuruburi M27 și garnitura tip marsit cu urmatoarele caracteristici și dimensiuni : și .

Notațiile folosite în calcul sunt următoarele :

m- coeficient specific ; m = 3,5 ;

q – tensiunea minimă de proiectare la strângere , q = 44,8  ;

Calculul flanșei se face conform [4] , noțatiile fiind cele folosite la paragraful anterior cît și următoarele :

– distanța radială dintre cercul de asezare al șuruburilor și cercul pe care este repartizată forța [mm] ;

– distanța radială dintre cercul de asezare al șuruburilor și cercul pe care este repartizată forța , [mm] ;

– distanța radială dintre cercul de asezare al șuruburilor și cercul pe care este repartizata forța , [mm] ;

– adaos pentru condițiile de exploatare , [mm] ;

– diametrul exterior al flanșei , [mm] ;

– diametrul nominal al șuruburilor , [mm] ;

– tensiunea admisibilă pentru materialul șuruburilor la temperatura de respectiv la temperatura de calcul , în  ;

– tensiunea normală în direcția axială , în ;

– tensiunea normală în direcția radială , în  ;

– tensiunea normală în direcția tangențială , în  ;

h – grosimea talerului flanșei , [mm] ;

k – raportul dintre diametrele exterior și interior al flanșei ;

– factori de formă ai flanșei ;

– factori de formă pentru flanșele tip integral ;

– factor de corecție în direcția axială ;

– diferența între forțele totale F și , [N] ;

– factor de corecție a momentului Mc ;

L – lungimea gâtului flanșei , [mm] .

– factor linear ;

Mc – valoarea de calcul a momentului de încovoiere din flanșa , [];

– moment de încovoiere total ce apare în conditiile de exploatare , [];

Ms – moment de încovoiere rezultat din acțiunea forței P , [];

n – numărul de șuruburi ;

– presiunea de calcul pentru flanșe , [MPa] ;

-grosimea de proiectare a gâtului flanșei la capătul dinspre elementul de recipient , [mm] ;

– grosimea garniturii , [mm] ;

– grosimea de proiectare a gatului flanșei la capatul dinspre taler , [mm] ;

T,U,Y,Z – factori de formă ai flanșei ;

Condițiile de proiectare :

presiunea de calcul  ;

temperatura de calcul  ;

temperatura mediului ambiant  ;

materialul flanșei OLC 25 N , STAS 880-88 ;

adaosul de coroziune ;

Efortul admisibil în prezoane :

la temperatura de calcul :

;

la temperatura mediului ambiant :

;

Efortul admisibil în flanșa :

la temperatura de calcul :

= ;

temperatura mediului ambiant :

;

 ;

 ;

 ;

;

;

;

;

(6.22)

;

6.8 Dimensionarea plăcilor tubulare

6.8.1 Placa tubulară rigidă

Figura 6.14. Placa tubulară rigidă

Pentru schimbătorul cu cap mobil grosimea placii tubulare fixe se determină cu urmatoarea relație :

  (6.23)

  (6.24)

 ;

 ;

 ;

 ;

unde: – rezistența admisibilă a materialului plăcii la încovoiere.

.

Se adoptă  ;

6.8.2 Placa tubulară mobilă

Pentru schimbătoarele de căldură cu cap mobil , grosimea plăcilor tubulare mobile se determină cu relația :

  (6.25)

[mm]  (6.26)

,unde : – ;

– diametrul de calcul al capacului mic ;

– rezistența admisibilă a materialului plăcii la încovoiere

 ;

Fig. 6.15. Placa tubulară mobilă 

6.9 Calculul elementelor capacului mobil (Calota sferică, flanșă, inel de strângere)

În figura 6.16. este prezentat capacul mobil cu elementele ce îl compun și dimensiunile caracteristice .

Fig. 6.16. Capacul mobil

Calculul calotei sferice

, [mm]  (6.27)

 ;  ;

Material : K410.2b conform STAS 2883/3-3 cu caracteristicile :

 ;

,unde:- presiunea de calcul la interior , 0,6 MPa ;

 ;

 ;

 ;

Se adoptă:  .

Calculul flanșei capacului mobil

Flanșa capacului mobil se confectioneaza din oțel K410 .2b . Efortul admisibil în flanșa la temperatura de calcul  ;

Fig . 6.17 Flanșa capacului mobil

Garnitura se confectionează din placă tip marsit cu următoarele catracteristici :

 ;  ;  ;

  (6.28)

(6.29)

(6.30)

(6.31)

(6.32)

(6.33)

(6.34)

Efortul admisibil în prezoane :

la temperatura de calcul

 ;

la temperatura mediul ambiant :

 ;

  (6.34)

  (6.35)

Grosimea de proiectare a flanșei

  (6.36)

  (6.37)

  (6.38)

Calculul inelului de strângere al capacului mobil

Inelul de strângere al capacului mobil este realizat din oțel OLC25N, ale cărui caracteristici au fost determinate conform STAS 880-88 .

Fig. 6.18. Inelul de strângere al capacului mobil

Dimensiunile inelului de strângere al capacului mobil sunt alese constructiv , funcție de dimensiunile flanșei capacului mobil .

Determinarea presiunilor de încercare hidraulică în circuitele

manta și țevi

6.10.1 Circuitul manta

Presiunea de încercare hidraulică și calculul de verificare al mantalei :

 ; (pentru încercare hidraulică ) ;

 ;  ;  ;

  (6.39)

Calculul de verificare al mantalei :

  (6.40)

  (6.41)

  ;

6.10.2 Circuitul țevi

Presiunea de încercare și calculul de verificare al camerei de întoarcere :

(pentru încarcare hidraulică ) ;  ;  ;

Materialul din care este confecționată camera este oțel K41.2b .

(6.42)

(6.43)

;

;

6.12. Calculul solicitărilor din presiune

În evitarea solicitărilor din presiune trebuie studiate cazurile cele mai dezavantajoase posibile ce pot aparea în condiții de probă sau funcționare. Putem găsi situațiile:

1) ; ;

2) ; ;

Vom studia cazul 1, când și .

Cazul 1) ; ;

Fig. 6.20. Solicitarea din presiune atunci când și ;

; țevi ; ; ;

6.13 Calculul suporturilor de rezemare ale schimbătorului de căldură

Suporturile de rezemare ale unui schimbător de căldură cu cap mobil ce are Di < 1100 mm sunt de tip N1 – șa. Un astfel de suport este prezentat în figura 6.22 .

Fig. 6.22. Suport de rezemare

La acest tip de suport se prevede o placă metalică intermediară pentru suporturile mobile, ca în figura 6.23 .

Fig. 6.23. Placa metalica intermediară pentru suporturile mobile

La amplasarea aparatului pe suporturi trebuie facut un calcul de verificare de rezistentei și stabilității corpului aparatului sub acțiunea greutății proprii și a conținutului din el.

Greutatea aparatului plin cu apă este :

  (6.44)

,unde: – greutatea aparatului gol ;

– greutatea lichidului ;

  (6.45)

,unde: = densitatea apei ; =  ;

  (6.46)

Greutatea aparatului gol este

  (6.47)

Se cunoa;te densitatea oțelului .

Masa aparatului se compune din :

– masa capacului plat al camerei de distribuție :

  (6.48)

masa flanșelor :

  (6.49)

masa virolei camerei de distribuție :

 (6.50)

masa plăcilor tubulare :

  (6.51)

masa fasciculului tubular :

  (6.52)

masa mantalei :

  (6.53)

masa virolei camerei de întoarcere :

(6.53)

masa fundului elipsoidal :

  (6.54)

Masa aparatului va fi :

  (6.55)

Această masă va fi corectată cu un coeficient k ce ține seama de greutatea celorlalte componente ale schimbătorului .

  (6.56)

 ;

  (6.57)

Se consideră ca recipientul rezemat pe cele două suporturi este o grindă rezemată, așa cum se arată în figura 6.24 .

Fig. 6.24. Schema de calcul a solicitărilor din acțiunea forțelor de greutate

(6.58)

(6.59)

(6.60)

(6.61)

(6.62)

,unde: – efortul unitar de încovoiere în învelisul mantalei în dreptul suportului A ;

(6.63)

În cazul acesta, când suportul a fost sudat direct de manta, condiția nu se verifică și deci este necesară ridigizarea zonei pe care mantaua se sprijină. Acesta se poate realiza prin introducerea unei placi intermediare între șaua suportului și manta asa cum se prezintă în figura 6.25 .

Fig. 6.25. Placa intermediară între șaua suportului și manta

Se va adopta grosimea plăcii intermediare egală cu grosimea mantalei aparatului .

 ;

Când suportul necesită placa de întarire se verifică condiția :

  (6.64)

,unde: – modulul de rezistență efectiv , [];

  (6.65)

,unde: – modulul de rezistență necesar , [];

  (6.66)

,unde: – momentul de inerție al secțiunii transversale a elementului de manta aflat în zona sprijinirii, [];

  (6.67)

,unde: aria secțiunii transversale elementului de manta aflat în zona sprijinirii, [].

(6.68)

,unde: – aria secțiunii transversale a plăcii intermediare, [];

  (6.69)

,unde: Ip – momentul de inerție al secțiunii transversale a plăcii intermediare ;

  (6.70)

,unde: – distanța de la fibra extremă a secțiunii compuse pana la axa ce trece prin centrul de greutate al acestei secțiuni , [mm] ;

z – distanța între axa ce trece prin centrul de greutate al acestei secțiuni (elementului de manta ) și axa ce trece prin centrul de greutate al secțiunii compuse ;

 ;

 ; (6.71)

  (6.72)

  (6.73)

  (6.74)

  (6.75)

  este verificată, deci corpul este stabil sub acțiunea greutății proprii și a conținutului numai prin ridigizarea zonei pe care mantaua se sprijină.

În tabelele 6.5 și 6.6 sunt prezentate caracteristicile dimensionale, respectiv parametrii funcționali ai schimbătorului de căldură cu cap mobil .

Tabelul 6.5. Parametrii funcționali ai schimbătorului de căldură cu cap mobil

Tabelul 6.6. Caracteristicile dimensionale ale schimbătorului de căldură cu cap mobil

7. REZULTATE ASUPRA SCHIMBĂTORULUI DE CĂLDURĂ FOLOSIND PROGRAMUL HTRI

În era tehnologiei calculele clasice pot fi verificate sau completate cu succes cu rezultatele obținute de anumite programe de specialitate. În continuare vom prezenta rezultatele obținute folosind programul HTRI Xchanger Suite.

8. INSTRUCȚIUNI PRIVIND CONTROLUL CALITĂȚII, RECEPȚIA,

EXECUȚIA, MONTAJUL, ÎNTREȚINEREA ȘI EXPLOATAREA

APARATULUI DE SCHIMB DE CALDURĂ

Conform prescripțiilor tehnice I.S.C.I.R. C4 – 90, verificarea recipientelor sub presiune în timpul construirii, montajului și reparării cuprinde :

a) controlul îndeplinirii condițiilor stabilite de I.S.C.I.R. cu privire la verificarea și avizarea proiectelor de executie ;

b) controlul calității materialelor utilizate ;.

c) controlul calității îmbinărilor sudate ;

d) controlul calității recipientelor asamblate .

Verificarea calității fiecarui material se face pentru fiecare element al recipientului, stabilindu-se dacă materialul corespunde calitativ prescripțiilor din cartea recipientului. Controlul visual este obligatoriu, fiind prima etapă de control ce trebuie efectuată și constă în examinarea aspectului exterior și al dimensiunilor cu ochiul liber, instrumente de masură. Controlul nedistructiv are ca scop determinarea defectelor ascunse ce pot apărea în interiorul cordonului de sudură.

Verificarea marcării constă în a stabili dacă recipientul este prevazut cu o placă de timbru, conform STAS, conținând caracteristicile tehnice ale tuturor spațiilor de lucru și dacă sunt marcate prin poansoane langa placa de timbru denumirea întreprinderii constructoare, numărul de fabricație, anul de fabricație al recipientului. Pentru materialele ce pot suferi degradări în timp, verificarea calității se face atăt la recepția lor, de către producător, cât și la livrare, de către producator .

Cartea recipientului trebuie sa cuprindă toate datele tehnice ale acestuia : calculul de rezistență, condiții tehnice, instrucțiuni de exploatare. Verificările și încercările se execută de către organele I.S.C.I.R. sau de către personal autorizat I.S.C.I.R..

NORME DE TEHNICA SECURITĂȚII MUNCII

Securitatea tehnică se definește ca fiind starea raporturilor relative dintre diferitele elemente sau sisteme tehnice, respectiv dintre un anumit element sau sistem tehnic și mediul înconjurator ori om. Problemele privind securitatea tehnică de ansamblu urmează a fi rezolvate, în mod corespunzator, în stadiul de proiectare, când calculele de rezistență se vor efectua cu luarea în considerare a acțiunii probabile a tuturor sarcinilor permanente și accidentale .

Printre cele mai importante masuri tehnice privind prevenirea exploziilor la aparatele utilizate în industria petrochimica, se mentioneaza :

eliminarea sau diminuarea degajarilor de gaze sau vapori de hidrocarburi ;

determinarea și cunoasterea exacta a conditiilor metrologice și topografice, caracteristice locului ;

Normele tehnice de securitate a muncii ce trebuie respectate atat la executia, montarea cat și exploatarea schimbătorului de căldură au în vedere pe de-o parte conditiile în care se executa reperele, subansamblele componente și pe de alta parte conditiile de siguranta în exploatare .

Pentru faza de executie trebuie prevazute prescriptiile de protectia muncii specifice compartimentelor de cazangerie, prelucrari prin aschiere, forja și sudura . Pentru faza de montaj trebuie prevazute norme speciale de protectia muncii, avandu-se în vedere ca executia și montajul schimbătorului presupune manipularea cu utilaje de ridicat piese mari. Pentru faza de exploatare se impun conditiile care asigura siguranta utilizarii aparatului. Pentru evitarea accidentelor datorate descarcarilor electrice, schimbătorul de căldură este prevazut cu un dispozitiv de legare la pamant.

Normele privitoare la munca și la securitatea muncii au scopul de a asigura apararea și pastrarea sanatatii celor ce muncesc, prin crearea unor conditii sigure de munca .

Una din principalele sarcini ale tehnicii securitatii muncii este organizarea corespunzatoare a muncii, în toate sectoarele de productie și astfel pe langa productivitatea mare se asigura și inlaturarea accidentelor .

9. MĂSURI PENTRU PROTECȚIA MEDIULUI ÎNCONJURATOR

Proiectul recipientului a fost întocmit în concordanță cu dispozițiile legale cu privire la protejarea mediului înconjurator cuprinse în Legea nr. 137 din 1995 .

In condițiile unui montaj corect și a unei exploatări corespunzătoare, utilajul nu poluează mediul înconjurator. În sensul legii protecției mediului nr . 137 / 96 sunt supuse protecției mediul ,aerul, apa, solul și subsolul .

În vederea respectării prescripțiilor legale s-au luat urmatoărele măsuri :

recipientul a fost proiectat astfel încat în timpul funcționării în condiții normale nu apar neeteanșeități ;

materialele sunt alese corespunzator condițiilor impuse de mediul de lucru ;

îmbinarile sunt dimensionate corespunzator ;

în timpul montajului este necesar să se realizeze strângerea astfel încat să se asigure o comportare corespunzătoare în timpul funcționării ;

recipientul a fost prevăzut cu racorduri de scurgere și aerisire ;

apele contaminate cu produse rezultate de la spălarea utilajului sunt colectate prin pâlnii montate la racordurile de scurgere ale utilajului și sunt dirijate la canalizarea de ape industriale ;

întreaga platformă a instalației unde este montat recipientul este betonată spre a preveni situația în care eventualele scăpari de produse să se infiltreze în sol ;

Principiile de prevenire a incendiilor :

evitarea formării atmosferelor explozive a unor medii apte pentru propagarea făcării ;

îndepartarea oricăror surse de aprindere a flăcării generatoare de explozie ;

limitarea propagării frontului incendiar al exploziei și a daunelor cauzate de explozie .

10. LEGISLAȚIA PRIVIND UTILIZAREA EFICIENTĂ A ENERGIEI

10.1 Considerații generale

Legea nr.199 privind utilizarea eficienta a energiei

Art.1- (1) Scopul prezentei legi este creearea cadrului legal necesar pentru elaborarea și aplicarea unei politici naționale de utilizare eficientp a energiei. În conformitate cu prevederile Tratatului Cartei energiei, ale Protocolului Cartei energiei privind eficiența energetică și aspectele legate de mediu și cu principiile care stau la baza dezvoltării durabile.

(2) Prin prezenta lege se instituie obligații și se stabilesc stimulente pentru producătorii și consumatorii de energie în vederea utilizării eficiente a acesteia.

Art.2- În sensul prezentei legi utilizarea eficientă a energiei înseamnă a acționa pentru realizarea unei unități de produs, bun sau serviciu fară scăderea calității sau performanțelor acestuia, concomitent cu reducerea cantității de enrgie cerute pentru realizarea acestui produs, bun sau serviciu.

10.2 Enumerarea titlurilor de legi specifice

Art. 3- (1) politica națională de utilizare eficientă a energiei este parte integrantă a politicii energetice a statului și se bazează pe urmatoarele principii:

funcționarea normală a mecanismelor de piață în domeniul energiei inclusiv formarea prețurilor dupa criterii concurențiale și o mai bună reflectare a costurilor și beneficiilor legate de mediu ;

reducerea barierelor în calea promovării eficienței enrgetice, stimulandu-se astfel investițiile ;

promovarea unor mecanisme de finanțare a inițiativelor în domeniul eficienței energetice;

educarea și conștientizarea utilizatorilor diferitelor forme de energie privind necesitatea reducerii consumurilor energetice pe unitatea de produs, cooperarea dintre consumatori, producatori, furnizori de energie și autoritățile publice în vederea atingerii obiectivelor stabilite de politica națională de utilizare eficientă a energiei ;

sprijinirea cercetării fundamentale și aplicative în domeniul utilizării eficiente a energiei ;

promovarea inițiativei private și dezvoltarea serviciilor energetice ;

cooperarea cu alte țări în domeniul eficienței energetice și respectarea convențiilor internaționale la care Romania este parte ;

(2) Obiectivul principal al politicii naționale de utilizare eficientă a energiei este obținerea beneficiului maxim în întregul lanț energetic care cuprinde producerea, conversia, stocarea, transportul, distribuția și consumul diferitelor forme de energie ;

(3) Politica națională de utilizare eficientă a energiei definește atât obiectivele privind utilizarea eficientă a energiei cât și căile pentru atingerea acestor obiective cu referiri speciale privind :

a) reducerea consumului de energie al Romaniei pe unitatea de produs intern brut ;

b) cresterea eficienței energetice în toate sectoarele de activitate ale economiei naționale ;

c) introducerea tehnologiilor noi cu eficiența energetică ridicată ;

d) promovarea surselor noi de energie ;

e) reducerea impactului negativ asupra mediului al activităților de producere, transport, distributie și consum al tuturor formelor de energie ;

Decizia nr. 565 din 16.12.2004 referitoare la excepția de neconstituționalitate a Ordonanței de urgență a Guvernului nr . 63/1998 privind energia termică și electrică – Monitorul Oficial nr. 76 din 24 ianuarie 2005.

Legea privind aprobarea Ordonanței nr. 116/2005 pentru modificarea și completarea Legii Gazelor nr. 351 /2004.

Ordin al președintelui ANRDE pentru aprobarea modului de aplicare a tarifelor de către furnizorii de energie termică – Monitorul Oficial nr. 948 din 25 .10.2005.

CONCLUZII

Scopul acestui proiect este optimizarea din punct de vedere termo-energetic a unui schimbator de căldură cu cap mobil, proiectarea mecanica și analiza economico-organizatorica .

In primul capitol intitulat ”Analiza principalelor tipuri de aparate de schimb de căldură utilizate în petrochimie” se prezinta o definire și o clasificare a acestor aparate, cu reprezentari grafice pentru diferite tipuri de schimbatoare de căldură .

Al doilea capitol “Analiza termoenergetica a schimbătorului de căldură cu cap mobil “, se ocupa de expunerea principalelor aspecte ale transferului de căldură dar și de prezentarea modului de determinare a coeficientului global de transfer de căldură, de calcul termic, de dimensionarea schimbătorului de căldură ; de asemenea se prezinta motivele izolarii termice ale aparatului și cele mai folosite materiale izolante, bilantul de proiect, precum și recomandari pentru beneficiari privind functionarea schimbătorului de căldură .

Capitolul referitor la “Calculul mecanic de proiectare a principalelor elemente componente ale unui schimbator de căldură cu cap mobil“, urmareste urmatoarele probleme : alegerea materialelor pe criterii tehnico – economice, determinarea coeficientilor de rezistenta ai imbinarilor sudate, calculul și alegerea dimensiunilor tehnologice și de gabarit, calcule de rezistenta, dimensionari, determinariea presiunilor de proba hidraulică, calculul solicitarilor din presiune, alegerea și verificarea rezistentei pentru suporturile de rezemare ale schimbătorului .

In capitolul ”Analiza posibilitatilor de fixare a țevilor în placa tubulara cu alegerea variantei optime“ preszinta generalitati legate de fixare : fixarea prin mandrinare, prin sudare, hidrodinamica și prin explozie .

In subcapitolul ”Analiza și calculul economic pentru schimbătorul de căldură cu cap mobil”, se pune accent pe urmatoarele probleme :

evaluarea costului de realizare și a pretului cu ridicata ;

prezentarea sistemului factorilor de productie în concordanta cu cerintele actuale ale dinamicii industriale și economice ;

sistemul de fabricatie : model principal, functii, structura minimăla, toate acestea ca abaza pentru optimizarea fluxurilor de materiale, energetice, informationale .

teoria utilitatii ca instrukment al deciziei ;

analiza de sensibilitate asupra investitiei privind achizitionarea unui schimbator de căldură .

Capitolul noua contine instrunctiuni privind controlul calitatii , receptia , executia , montajul , intretinerea și exploatare aparatului de schimb de căldură iar în capitolul zece se expun , norme de tehnica securitatii muncii .

In urma calculului termic de proiectare a schimbătorului de căldură , avand în vedere optimizarea din punct de vedere energetic , s-au stabilit urmatoarele :

pentru o utilizare eficienta a suprafetei placii tubulare sw-a stabilit ca distributia țevilor sa se faca în triunghi ;

suprafața de schimb de căldură este  ;

pasul țevilor sa fie  ;

numărul țevilor buc ;

lungimea țevilor  ;

diametrul exterior al țevilor este  , iar ;

Acest proiect se doreste a fi o imbinare a elementelor de inginerie mecanica și termotehnica , cu elemente ingineria sistemelor de productie și management ; se urmareste astfel obtinerea pentru acest proiect a unei viabilitati nu numai tehnice ci și economico- organizatorice.

BIBLIOGRAFIE

Ingineria sistemelor de productie, de Adrian V. Ghe. Editura Academiei, Bucuresti , 1979 ;

Conducte și retele termice, de Burducea C. Leca A. Editura Tehnica Bucuresti, 1974 ;

C4 – 90 : Prescriptii tehnice pentru proiectarea, executia, instalarea, repararea, verificarea recipientelor metalice sub presiune , Bucuresti 1990 ;

Instalatii termice industriale, Culegere de probleme, Volumul I, de Carabogdan I. Ghe. Editura Tehnica Bucuresti;

Termotehnica, de Cristescu T. Editura Universitatii din Ploiesti, 20004 ;

Procese de transfer termic și utilaje specifice, de Dobrinescu D. E.D.P. Bucuresti, 1981 ;

Tabele și diagrame termodinamice de Kuzman, Raznjevie;

Ridicarea eficientei aparatelor schimbatoare de căldură, de Leca A. Editura Tehnica Bucuresti, 1978 ;

Modelarea și simularea sistemelor de productie, notite curs de Panaitescu C. ;

Elemente de inginerie mecanica, de Pavel A. E.D.P. Bucuresti, 1981 ;

Management, notite curs de Popescu C. :;

Transfer de căldură și masa – Teorie și aplicatii, de Stefanescu D., Leca A., Luca L. , Badea A. ,Marinescu M. E.D.P. Bucuresti ;

Utilajul industriei chimice și petrochimice, Volumul II, de Voicu I. I.P.G. Ploiesti, 1986 ;

Utilajul industriei chimice și pretochimice, Voicu I.: vol.I,II, IPG Ploiesti1981;

Proprietati fizice utilizate în calcule termice și fluidodinamice de Somoghi V. , Patrascu M., Patrascu C. ,Dobrinescu D., ;

Normativ pentru executarea și receptionarea termoizolatiilor la elementele de instalatii la indicativ C-142-85 ;

Utilaje statice petrochimice și de rafinarii, Nicolae V.: Editura , I.P.G. Ploiesti 2007

BIBLIOGRAFIE

Ingineria sistemelor de productie, de Adrian V. Ghe. Editura Academiei, Bucuresti , 1979 ;

Conducte și retele termice, de Burducea C. Leca A. Editura Tehnica Bucuresti, 1974 ;

C4 – 90 : Prescriptii tehnice pentru proiectarea, executia, instalarea, repararea, verificarea recipientelor metalice sub presiune , Bucuresti 1990 ;

Instalatii termice industriale, Culegere de probleme, Volumul I, de Carabogdan I. Ghe. Editura Tehnica Bucuresti;

Termotehnica, de Cristescu T. Editura Universitatii din Ploiesti, 20004 ;

Procese de transfer termic și utilaje specifice, de Dobrinescu D. E.D.P. Bucuresti, 1981 ;

Tabele și diagrame termodinamice de Kuzman, Raznjevie;

Ridicarea eficientei aparatelor schimbatoare de căldură, de Leca A. Editura Tehnica Bucuresti, 1978 ;

Modelarea și simularea sistemelor de productie, notite curs de Panaitescu C. ;

Elemente de inginerie mecanica, de Pavel A. E.D.P. Bucuresti, 1981 ;

Management, notite curs de Popescu C. :;

Transfer de căldură și masa – Teorie și aplicatii, de Stefanescu D., Leca A., Luca L. , Badea A. ,Marinescu M. E.D.P. Bucuresti ;

Utilajul industriei chimice și petrochimice, Volumul II, de Voicu I. I.P.G. Ploiesti, 1986 ;

Utilajul industriei chimice și pretochimice, Voicu I.: vol.I,II, IPG Ploiesti1981;

Proprietati fizice utilizate în calcule termice și fluidodinamice de Somoghi V. , Patrascu M., Patrascu C. ,Dobrinescu D., ;

Normativ pentru executarea și receptionarea termoizolatiilor la elementele de instalatii la indicativ C-142-85 ;

Utilaje statice petrochimice și de rafinarii, Nicolae V.: Editura , I.P.G. Ploiesti 2007