Studiul Maririi Eficientei Schimbatoarelor de Caldura
REZUMATUL LUCRĂRII
Studiul măririi eficienției schimbătoarelor de căldură începe printr-o analiză a principalelor instalații prezente într-o rafinărie. Principalele procese în care căldura este transferată și recuperată utilizând aceste utilaje sunt distilarea atmosferică și în vid, cracarea catalitică, hidrofinarea și reformarea catalitică.
Dată fiind criticitatea acestor echipamente și impactul însemnat pe care îl au detaliile constructive asupra transferului termic de care sunt capabile, este nevoie de o prezentare succintă a tipurilor de schimbătoare de căldură precum și a aspectelor de design și întreținere. Subiectul principal este reprezentat de clasa schimbătoarelor de căldură cu fascicul tubular și manta. Deși vast, acesta este prezentat într-o manieră ușor de înțeles ce cuprinde detalii constructive și metodologia de operare.
În această lucrare se trec în revistă ultimele noutăți cu privire la operarea optimă și design-ul cel mai eficient al unui schimbător de căldură. Sunt prezentate inovații în ceea ce privește construcția și alegerea materialelor necesare acestor utilaje. Din lucrare nu lipsesc nici prezentări de metode avansate și tehnici de modelare a curgerii fluidelor și a transferului termic cu aplicații în practica industrială. Mijloace de vizualizare și diagnosticare a fenomenelor din interiorul schimbătoarelor de căldură (atât cu plăci cât și clasice) arată potențialul tehnologic de reducere a mentenanței al cercetărilor efectuate.
Pentru a dovedi capabilitățile inginerești acumulate în cei 4 ani parcurși în cadrul ciclului de licență este proiectat un schimbător de căldură cu fascicul tubular și manta. Calculul este unul amănunțit format din alcătuirea bilanțului de masă și termic în jurul utilajului completat prin determinarea teoretică a coeficienților de transfer de căldură. Având aceste informații, se pot stabili atât geometria optimă a schimbătorului cât și dimensiunile racordurilor și a elementelor constructive anexe.
Siguranța în muncă reprezintă cel mai important aspect în ceea ce privește desfășurarea activității în instalație. Detalii referitoare la principalele pericole observate în lucrul cu aceste echipamente pot face diferența în salvarea vieților omenești și operarea de înaltă calitate.
CUPRINS
INTRODUCERE––––––––––––––––––––––––––––––4
CAP. I Prelucrarea hidrocarburilor. Procese din rafinărie–––––––––––––5
I.1 Distilarea atmosferică și în vid––––––––––––––––––––5
I.2 Cracarea catalitică–––––––––––––––––––––––––7
I.3 Hidrofinarea–––––––––––––––––––––––––––10
I.4 Reformarea catalitică–––––––––––––––––––––––-13
CAP. II Schimbătoare de căldură–––––––––––––––––––––––15
II.1 Generalități–––––––––––––––––––––––––––15
II.2 Clasificarea schimbătoarelor de căldură–––––––––––––––15
II.3 Elemente constructive specifice–––––––––––––––––––23
II.4 Schimbătoare de căldură cu plăci––––––––––––––––––25
II.5 Schimbătoare de căldură cu fascicul tubular și manta–––––––––-28
II.5.1 Alegerea principalelor elemente constructive–––––––––-30
II.5.2 Alegerea fluidului care curge prin țevi––––––––––––34
II.5.3 Recomandări privind alegerea schimbătoarelor de căldură–––-35
II.5.4 Întreținerea, revizia și repararea schimbătoarelor de căldură––-39
CAP. III Inovații în studiul măririi eficienței schimbătoarelor de căldură––––––42
III.1 Optimizarea parametrică a schimbătoarelor de căldură
cu șicane elicoidale suprapuse––––––––––––––––––––42
III.2 Efectele parametrilor geometrici asupra caracteristicilor termice
și hidrodinamice ale schimbătoarelor cu fascicul tubular cu șicane elicoidale-44
III.3 Optimizarea ștuțului de intrare a fluidului într-un schimbător
de căldură cu micro-canale–––––––––––––––––––––46
III.4 Optimizarea unui răcitor cu aer prin elaborarea de strategii
de reducere a consumului maxim de putere––––––––––––––-49
III.5 Monitorizarea on-line a depunerii de cenușă și optimizarea îndepărtării acesteia într-un schimbător de căldură integrat într-un boiler pe cărbuni––51
III.6 Optimizarea unui schimbător de căldură tub-în-tub și aripioare
pentru recuperarea căldurii folosind tehnici CFD și CCD––––––––-53
III.7 Optimizarea unei rețele de schimbătoare de căldură cu
capacitate variabilă de schimb de căldură–––––––––––––––55
III.8 Optimizarea globală a unei rețele flexibile de schimbătoare de căldură
într-o instalație de sinteză chimică––––––––––––––––––57
III.9 Optimizarea parametrilor constructivi ai unui
schimbător de căldură în plăci cu suprafețe ondulate––––––––––59
III.10 Vizualizarea și măsurarea curgerii fluxurilor gaz-lichid
printr-un schimbător de călduri în plăci–––––––––––––––-62
CAP. IV Predimensionarea unui schimbător de căldură cu fascicul tubular–––––66
IV.1 Datele de proiectare–––––––––––––––––––––––66
IV.2 Bilanțul termic–––––––––––––––––––––––––-66
IV.3 Stabilirea geometriei schimbătorului––––––––––––––––68
IV.4 Coeficientul de convecție exterior – Metoda Delaware–––––––––69
IV.5 Metoda Donohue pentru calculul coeficientului de convective exterior––72
IV.6 Metoda Kern pentru calculul coeficientului de convecție exterior––––-74
IV.7 Calculul fluidodinamic––––––––––––––––––––––75
IV.8 Calculul diametrului racordurilor–––––––––––––––––-77
CAP. V Norme de protecția muncii și siguranță în muncă––––––––––––-78
CONCLUZII–––––––––––––––––––––––––––––––79
BIBLIOGRAFIE–––––––––––––––––––––––––––––-80
ANEXĂ–––––––––––––––––––––––––––––––––-82
INTRODUCERE
Industria chimică și petrochimică se dezvoltă într-un ritm alert. Condițiile de piață fluctuează intens, iar mediul politic este foarte instabil. Condițiile referitoare la protejarea mediului înconjurător și la atingerea unui nivel cât mai înalt de autosustenabilitate devin din ce în ce mai presante pentru producătorii din acest domeniu.
Pe o piață atât de competitivă supraviețuiește doar acela care poate livra la timp produse de înaltă calitate la un preț rezonabil. Acest lucru poate fi îndeplinit doar prin investiții costisitoare în tehnologia cea mai modernă și optimizarea echipamentelor deja existente.
Rețeaua energetică din cadrul unui combinat petrochimic sau o rafinărie este adesea privită ca o unealtă auxiliară procesului de fabricație, respectiv distilare. Totuși, odată cu înăsprirea mediului economic, se observă cum o rețea de transfer de căldură optim integrată poate face diferența în ceea ce privește costurile de producție pe termen lung. Recuperarea căldurii și cogenerarea sunt alte mijloace avansate de a aduce profit și a tăia din costurile totale. Pentru ca aceste proiecte să funcționeze este nevoie de utilaje de transfer termic construite cu o deosebită atenție și operate în condițiile optime.
Tema aleasă este de o importanță însemnată, concentrându-se pe metode inovative de optimizare a schimbătoarelor de căldură. Atât utilaje industriale cât și instalații pilot au fost subiectul multor cercetări cu rezultate promițătoare aplicabile în practică. Eficientizarea energetică devine pionul principal în industria energetică. Concentrarea eforturilor în această direcție este însoțită de beneficii pe termen lung. Numai prin identificarea și aplicarea corectă a celor mai noi mijloace de optimizare a schimbătoarelor de căldură se pot face progrese însemnate și reduceri de cost semnificative.
CAPITOLUL I
PRELUCRAREA HIDROCARBURILOR. PROCESE DIN RAFINĂRIE
I.1 Distilarea atmosferică și în vid
Instalația de distilare atmosferică și în vid reprezintă prima instalație din lanțul de instalații ale rafinăriei, destinată, în principal, pentru distilarea atmosferică a țițeiului și distilare în vid a produsului rezidual(păcură) rezultat de la distilarea atmosferică, cu obținere de semifabricate: benzină, petrol, motorină, distilat de vid și rezidiu de vid, acestea constituind materii prime pentru celelalte instalații din rafinărie.
Procesul tehnologic de prelucrare primară a țițeiului în rafinărie prin distilare atmosferică și în vid constă în următoarele faze:
– desalinare electrică;
– distilare atmosferică;
– distilare în vid.
Materiile prime care intră în instalația DAV conțin impurificatori cum ar fi apă, săruri dizolvate și particule solide. Cei mai mulți impurificatori din țiței provin din extracția lui sau din timpul transportului pe mare (contaminat cu apă de mare când se transportă în tancuri petroliere sau barje). Sărurile conținute în țiței sunt în general prezente ca saramură (soluție de sare în apă) iar impurificatorii solizi sunt particule fine de nisip, argilă, noroi de forare, rugină [1].
Sistemul de desalinare amestecă apa de spălare (apă cu conținut scăzut de impurificatori) cu țiței, într-un ventil special de amestec, ce dispersează apa în picături extrem de fine. Acest amestec intim de apă-țiței generează picături de apă proaspătă în contact cu picături de saramură și diverse impurități solubile în apă din țiței. Un dezemulsionant poate fi adăugat în țiței prin injecție în aspirația pompei de alimentare țiței, rolul lui fiind acela de a ajuta separarea picăturilor de apa dispersate în țiței, precum și la reducerea conținutului de țiței antrenat (colectat) în apa efluent de la desalinare prin spargerea emulsiei formate.
În câmpul electric, capătul pozitiv al picăturii de apă este atras de partea opusă, polul negativ, și fiecare capăt negativ al picăturii de apă este atras de polul pozitiv. Acțiunea de coalescență creată de atragerea picăturilor de apă între ele, crează picături din ce în ce mai mari, până când în final, picăturile de apă sunt atât de mari încât se separă de țiței prin forța gravitațională. Picăturile mari se scurg, direct din țiței, la fundul desalinatorului. Când desalinatorul este în exploatare, fundul lui, de la o treime la jumătatea vasului este umplut cu apă.
Instalațiile DA sunt proiectate pentru un anumit tip de țiței, dar pot funcționa și cu alte tipuri, obținându-se însă alte randamente și calități ale produselor. Pentru același țiței ele pot funcționa, cu flexibilitate de la 60% până la 110-120% din capacitate, acestea depinzând, în general, de natură țițeiului, a modului de proiectare și a soluțiilor constructive alese. În funcție de natura și calitatea țițeiului prelucrat,instalațiile DA au fost realizate: instalații cu o coloană, cu două coloane, cu vaporizator și o coloană sau cu mai multe coloane.
Coloana de distilare atmosferică este aparatul principal din cadrul instalațiilor DA, și în funcție de modul de dimensionare și de realizare constructivă a acesteia depinde calitatea produselor obținute. Coloanele DA sunt echipate cu talere cu clopoței, sau cu clapeți, numărul lor variind în funcție de sortimentul produselor cerute. Calitățile fracțiilor obținute din coloana DA pot fi modificate, acționând asupra temperaturilor pe talerele de culegere, prin modificarea cantității de reflux intern, coroborate cu variația refluxurilor recirculate sau a refluxurilor subrăcite în cazul coloanelor de tip A sau R. Orice modificare în calitatea unui produs lateral duce la modificări și în calitatea produsului de deasupra sau de sub acesta.
Curba STAS definește, în general, volatilitatea fracției și este una din specificațiile cheie pentru produsele obținute din coloana atmosferică. Al doilea termen, decalajul (5-95%) definește gradul de separare între două fracțiuni vecine. Corectarea inflamabilității produselor laterale și a păcurei,se realizează acționând asupra cantității de abur de stripare dat în stripare și la baza coloanei. Corectarea inflamabilității este urmată de modificarea inițialului produsului respectiv. În funcție de cantitatea de abur de stripare pentru produse DA și păcură cantitatea de abur de stripare variază între 15-28 kg abur/m3 de produs lichid stripat. Cantitatea totală de abur de stripare dată este cuprinsă între 1,6-2,6% masă față de țițeiul supus fracționării într-o instalație DA. Creșterea aburului de stripare este contrabalansată de reducerea temperaturii zonei de vaporizare sau de creșterea sarcinii de căldură a refluxurilor.
Instalațiile DV pot funcționa de la min. 50% din capacitate până la 110% dacă sunt bine proiectate și exploatate și nu intervin modificări mari în calitatea materiei prime prelucrate. În coloana de distilare se realizează, sub vid, separarea amestecului lichid-vapori, care vine din cuptor în distilate și un reziduu, având în vedere limitarea temperaturii la ieșirea din cuptor pentru a preintampla descompunerile termice și deterioararea calității produselor. Pentru o valoare dată a temperaturii în zona de vaporizare a coloanei (în general 380-410oC), scăderea presiunii parțiale a hidrocarburilor are ca efect creșterea procentului vaporizat și deci a cantității de distilate obținute. Scăderea presiunii pe sistem permite reducerea cantității necesare de abur pentru a realiza procentul dorit de vaporizare. Dacă această presiune este destul de scăzută, se poate să nu mai fie necesară introducerea de abur pentru scăderea presiunii parțiale a hidrocarburilor, realizându-se așa-zisul tip de distilare uscată în vid (dry type). În cele ce urmează se vor trata numai coloanele de vid umede (cu injecție de abur). Creșterea presiunii pe sistem conduce la creșterea debitului de abur pe injecție și de asemenea la creșterea secțiunii necesare a coloanei. Scăderea presiunii pe sistem conduce la creșterea energiei și a debitului de abur necesar pentru producerea vidului.
Căldura recuperată din coloana de vid se folosește pentru încălzirea fluxului de țiței rece în instalațiile DAV, integrate termic sau pentru încălzirea altor fluxuri în instalația DV. Inflamabilitatea fracțiilor de uleiuri și a reziduului de vid se corectează prin stripare cu abur supraîncălzit introdus în striperele laterale și la baza coloanei. Construcția interiorului coloanei urmărește mărirea la maximum a suprafeței de contact dintre faze. Umplutura și talerele au în esență acest rol. Lichidul și vaporii circulă în general în contracurent. Utilizarea amenajărilor interioare formate din”glitch grid” și talere coșuri prezintă deci un avantaj. Căderea de presiune între zona de vaporizare și vârful coloanei este cca 13 mmHg, față de sistemul vechi în care valoarea este de 40-50 mmHg.
I.2 Cracarea catalitică
Procesul de cracare catalitică este destinat fabricării de benzine, ca produs principal. Inițial funcționa în instalații cu reactoare în strat fix, urmate de instalații cu catalizator în strat mobil în reactor și regenerator, iar în anii 1941 au apărut instalații de cracare catalitică cu strat fluidizat atât în reactor cât și în regenerator. Prima dată s-au folosit catalizatori sintetici amorfi, iar în 1960 au apărut catalizatorii zeolitici, cu o activitate mult mai mare decât cei amorfi, selectivitate superioară și o rezistență hidrotermică ridicată.
Datorită acestor caracteristici s-a schimbat tehnologia procesului, apărând instalații în care reacția se realizează în faza diluată chiar în conducta de transport a materiei prime, numită “riser”. Astfel s-au obținut conversii ridicate de 70-80% volum, ce au permis diminuarea recirculării, randamente mai mari de benzină, depuneri mai mici de cocs pe catalizator, temperaturi mai ridicate în reactor și regenerator, toate cu efecte tehnice și economice favorabile.
Materia primă de bază utilizată în prezent este distilatul de vid. De asemenea se folosesc motorine grele de DA, distilate grele de la cocsare, de la reducerea de vâscozitate și chiar reziduul de DA [2].
Principalul produs al procesului de cracare catalitică este benzina care reprezintă 50-60% volum, cu un COR 86-93 și cu o cifră de brom de 91-110. Gazele de cracare catalitică conțin 70-80% masă hidrocarburi C2-C4’. Distilatul usor este bogat în hidrocarburi aromatice cu un indice Diesel sub 40, de aceea pentru a fi utilizat drept combustibil, se amestecă cu alte fracțiuni sau este supus procesuluide hidrotratare. Distilatele grele sunt parțial recirculate în reactor. Și ele au un conținut ridicat de hidrocarburi aromatice ceea ce le recomandă ca materii prime pentru fabricarea negrului de fum sau a cocsului de electrozi prin procesul de cocsare.
Catalizatorii pentru cracarea catalitică sunt aluminosilicați cristalini (zeoliții) caracterizați de structuri tetraedrice formate din 4 anioni de oxigen care înconjoară un ion mai mic de siliciu sau aluminiu. Proprietățile catalizatorilor determină performanțele realizate în exploatare și sunt strâns legate de proprietățile lor fizice, de compoziția și structura chimică, de tehnologia de fabricare, etc.
Depunerile de cocs pe suprafața catalizatorului în timpul reacțiilor de cracare se îndepartează prin ardere în curent de aer, în regenerator, însă cocsul din pori având viteza mică de ardere nu poate fi îndepărtat complet (cocs remanent). Catalizatorul utilizat curent în exploatarea instalațiilor de cracare, numit catalizator de echilibru își menține o activitate constantă prin extragerea din sistem a unei părți din catalizatorul uzat și introducerea de catalizator proaspăt.
Reactoarele de tip riser sunt operate la temperaturi medii de 510-540oC, cu variații de 20-40oC între nodul de amestec al materiei prime cu catalizatorul și ieșirea din riser. Scăderea temperaturii în lungul riserului este determinată de exploatarea adiabatică a reactorului și căldura consumată în reacțiile endoterme ce au loc.Cracarea catalitică la temperaturi ridicate, timpi scurți de reacție și conversie constantă are ca efect creșterea randamentului și a cifrei octanice la benzine, creșterea ponderii olefinelor în gaze, scăderea randamentului de cocs.
Raportul de contactare catalizator/ materie primă variază la instalațiile industriale de tip riser între 5-10 kg/kg. Creșterea raportului de contactare determină creșterea aportului de căldură în nodul de amestec. Creșterea raportului catalizatorilor/materie primă are ca efect creșterea conversiei, a randamentului în gaze, a raportului benzină/ gaze, a randamentului de cocs, conținutului de aromate în benzină și în distilatul ușor. Mărirea excesivă duce la creșterea conținutului de cocs remanent pe catalizatorul regenerat.
Pentru timpi de reacție uzuali 2-6 s corespunde o înălțime a riserului de 30-40 m. Reducerea timpului de reacție se face prin mărirea vitezei vaporilor în rieser, care variază între 6-8 m/s sau prin scurtarea înălțimii riserului. La timpi scurți de reacție, selectivitatea în benzină este maximă, deoarece reacțiile secundare de supracracare a benzinei sunt minime. De asemenea se formează mai puțin cocs și are loc o conservare a olefinelor C3-C4 care nu suferă reacțiile de transfer de hidrogen.
În practica industrială, la instalațiile de tip riser au apărut diverse îmbunătățiri:
Sistemul de injecție gaz-lift, care asigură o mai bună dispersare a materiei prime, prin utilizarea mai multor diuze prin care se pulverizează materia primă în fluxul de catalizator aflat în faza diluată de transport, cu ajutorul unui efluent (abur, alt gaz sau vapori);
Controlul temperaturii de ieșire din riser, independent de temperatura de începere a reacției;
Separarea catalizatorului de produsele de reacție printr-un sistem de cicloane montate la ieșirea din riser, evitându-se continuarea reacției în stratul dens de catalizator din vasul de separare.Cuplarea regenerării în faza densă (convențională) cu regenerarea succesivă în riser și recircularea unei părți din catalizatorul fierbinte în zona de începere a reacției. Are loc scurtarea timpului de regenerare, reducerea zestrei de catalizator și diminuarea pierderilor de catalizator prin abraziune.
Regenerarea în două trepte,în serie, caracterizată prin contactarea succesivă a catalizatorului cu două curente de aer proaspăt, în două compartimente distinct ale regeneratorului.Ca metodă de regenerare se menționează și regenerarea convențională, caracterizată prin arderea parțială a carbonului în monoxid de carbon și se realizează la temperaturi de 650-670oC, cu un conținut de cocs remanent de 0,3- 0,4 % masă și un raport CO2/CO între 0,7-1,5. Mai avem și regenerarea cu arderea completă a C la CO2 unde se produce un excedent de căldură transmis catalizatorului, având drept efect creșterea temperaturii până la 700-740oC.
I.3 Hidrofinarea
Procesele de hidrofinare și hidrotratare sunt procese de tratare cu hidrogen a fracțiunilor petroliere pe catalizatori multifuncționali (sulfuri sau oxizi metalici). Aceste procese au evoluat rapid și s-au dezvoltat în domenii diverse ale industriei de prelucrare, de la rafinarea fracțiunilor petroliere cu hidrogen până la hidrogenarea însoțită de reacții de cracare și disproporționare, sub denumirea de hidrocracare. Între aceste limite s-au dezvoltat mai multe aplicații diversificate prin scopul specific propus, adâncimea pe prelucrare propusă și performanțele catalizatorilor.
Principalele procese de tratare cu hidrogen ce există în rafinării sunt grupate în două categorii, și anume:
– procese de hidrotratare, reacțiile principale fiind cele de hidrogenare a alchenelor și aromatelor, de hidrogenoliza compușilor cu grupări funcționale conținând sulf, azot, oxigen, sau reacții de hidroiezomerizare;
– procese de hidrocracare, reacțiile principale fiind cele de disproporționare pe catalizatori bifuncționali având drept rezultat modificarea sensibilă a masei moleculare a fracțiunilor obținute.
Hidrotratarea se aplică unei game foarte largi de fracțiuni petroliere: benzine, petroluri, motorine, uleiuri, parafine, cerezine, reziduuri și țițeiuri.Procesul de hidrofinare se realizează în special datorită necesității pregătirii benzinelor pentru reformarea catalitică, și astfel pentru evitarea otrăvirii cu sulf a catalizatorului de platină folosit. Acest proces, ce reprezintă prima utilizare industrială a hidrofinării și a cărui folosire este de cele mai multe ori obligatorie pentru a putea realiza reformarea catalitică pe acești catalizatori, a cunoscut în ultimii zece ani o dezvoltare ponderată a cărui ritm este determinat de extinderea procesului de RC [3].
Hidrofinarea urmărește eliminarea heteroatomilor prin reacții de hidrogenoliză, în timp ce prin hidrotratare, folosind un regim mai sever, sunt concomitent hidrogenate hidrocarburile aromatice policiclice.Catalizatorii de hidrofinare și hidrocracare sunt catalizatori bifuncționali, formați din componente active metalice sub formă de oxizi sau sulfuri, depuse pe un suport cu proprietăți acide. Centrele acide ale suportului catalizează reacții de izomerizare și cracare, iar cele metalice, reacții de hidrogenare.
Componentul de hidrogenare ale catalizatorilor de hidrocracare îl reprezintă metalele tranziționale, și anume fierul, cobaltul, nichelul și mai recent platina și paladiul, sau elemente din grupa a V-a, precum molibdenul sau wolframul. Suportul de hidrocracare este format din alumină cu proporții variabile desilice.Catalizatorii de hodrocracare au fost modificați în funcție de anumite obiective majore: activitate catalitică ridicată, posibilitatea funcționării la cicluri mai lungi de lucru la presiuni moderate (mai puțin de 120 – 140 bar), regenerare ușoară și fără implicații privind sintetizarea lor, selectivitate ridicată privind obținerea majoră a produselor importante, rezistență mecanică și la otrăvuri.
Raportul atomic între Co și Mo este aprox. 0,3, cobaltul având defapt rol de promotor, iar cantitatea totală de metale depuse pe suport variază 8 – 13%. Un efect favorabil îl are al doilea element de promotare, în general Ni sau Fe, ajungându-se astfel la catalizatori dublu promotați: Co-Ni-Mo sau Co-Fe-Mo, având rapoartele atomice aprox. 0,3:0,2:1,0.Suprafața specifică ale catalizatorilor de hidrofinare se situează în general între limitele 200 – 300 m 2/g, iar densitatea între 480-800 kg/m3.
Raportul de hidrogen/ materie primă influențează presiunea parțială a hidrogenului, echilibrul vapori – lichid, în cazul fracțiunilor grele și timpul de ședere în zona de reacție, prin efectul asupra volumului mediu de reactanți.În general, creșterea raportului H2/ mp duce la o îndepărtare mai completă a compușilor cu sulf, azot, oxigen, la saturarea olefinelor și aromaticelor și, în același timp, la o încetinire a procesului de depunere a cocsului pe catalizator.Consumul de hidrogen variază în limite largi în funcție de materia primă folosită și de gradul de rafinare dorit. În practica industrială se lucrează cu rapoarte de H2/ materie primă de ordinul 3 – 10 mol/mol respectiv 20 – 100 Nm3/m3.
Temperatura afectează atât viteza de reacție a reacțiilor catalitice cât și viteza de difuzie, ceea ce are importanță în special în cazul proceselor în fază mixtă, vapori-lichid. Industrial, procesul se realizează la temperaturi de ordinul 250 – 400°C, temperatura de lucru fiind determinată de natura materiei prime și de scopul urmărit.Temperaturi la nivelul de 250°C se folosesc pentru hidrogenarea selectivă a dienelor din benzine de piroliză; procesele de rafinare a fracțiilor de benzine, petroluri, motorine se desfășoară la temperaturi de ordinul 350 – 380°C. La temperaturi apropiate de 400°C se lucrează pentru hidrotratarea fracțiilor petroliere grele.
În alegerea presiunii trebuie să se țină cont de faptul că influența presiunii este mai importantă în intervalul 40 – 100 bar, că pentru presiuni mai mari de lucru cresc foarte mult investițiile și cheltuielile de exploatare și că hidrogenul disponibil de la instalațiile și cheltuielile de exploatare și că hidrogenul disponibil de la instalațiile de reformare catalitică are presiuni de 10- 30bar.În procesul de hidrotratare se observă că se pot utiliza presiuni cu limite foarte largi de valori, ceea ce se explică prin diversitatea constituenților ce urmează a fi hidrogenați, prin vitezele lor de reacție diferite și prin gradul de hidrogenare diferit ce se urmărește.
În cazul când se prevede folosirea în reformarea catalitică și a benzinelor rezultate din procesele de cracare, atingerea performanțelor menționate este mult mai dificilă, atât din cauza unui conținut mare de alchene, cât și a unei stabilități mult mai ridicate a compușilor cu sulf și azot. Pentru a atinge mai ușor obiectivele purității, se preferă hidrofinarea acestor benzine în amestec cu benzinele primare. Dacă se respectă limitele unui conținut de max 30-40% benzine cracate în amestec, hidrofinarea se poate face fără a se modifica instalația înăsprind însă regimul tehnologic. Dacă benzinele cracate urmează să alimenteze reformarea catalitică fără a fi în prealabil amestecate cu benzinele primare, este necesar de a se folosi un reactor prevăzut cu injecții de hidrogen de răcire. Pentru a se atinge puritatea finală impusă în cele mai multe cazuri devine necesar un al doilea reactor pentru perfectarea desulfurării și denitrificarii. În cazul când benzinele nu sunt destinate reformării catalitice, cele primare se pot hidrofina folosind o singură treaptă de reacție, fără injecții de hidrogen de răcire. Dacă cele cracate urmează a fi utilizate drept componenți ai benzinelor finite, nu se recurge la o hidrogenare completă a alchenelor, ceea ce ar reduce sensibil cifra octanică, ci la o hidrogenare selectivă a dienelor și a alchenelor celor mai reactive.
O astfel de hidrogenare selectivă se realizează pe un catalizator de paladiu, sau în procedeul Schell de nichel, într-o singură treaptăde reacție. În cazul catalizatorului de nichel temperatura este de 80-130°C, presiunea este 60 bar, viteza de volum este 0,8-1,5 tone/m3catalizator • h, cantitatea de H2 este de 50-100 Nm3/ talimentare, iar cea de gaze de recirculare de2 00-500 Nm3/ talimentare. Pentru catalizatorul de paladiu presiunile sunt ceva mai reduse. Se ajunge la o scădere a valorii dienice de la 20 la 1, a gumelor în mg/ 100 cm3 de la 35 la 4, a cifrei de brom de la75 la 56, cifra octanică și conținutul de sulf rămânând neschimbate [4].
I.4 Reformarea catalitică
Reformarea catalitică este procesul de bază în obținerea benzinelor cu cifră octanică ridicată. De asemenea, joacă un rol important în obținerea de aromate pentru industria chimică și reprezintă o sursă majoră de hidrogen.În reformarea catalitică se prelucrează fracțiuni petroliere ușoare, fracția nafta sau alte fracțiuni cu domenii similare de fierbere, în general amestecuri de hidrocarburi C6-C11. Spre deosebire de procesele de cracare, în reformarea catalitică ponderea reacțiilor de modificare a maselor moleculare este relativ mică, față de cele care conduc la rearanjări structurale. Principalele reacții care au loc sunt: de izomerizare, de ciclizare, de aromatizare și de izomerizare-aromatizare.
Pe lângă aceste reacții utile, au loc o serie de reacții secundare de hidrocracare a alchenelor și naftenelor, hidrodezalchilarea aromatelor, reacții de cracare termică, a căror consecință nedorită este formarea cocsului. Cu excepția reacțiilor de izomerizare, care au un caracter slab exoterm (-4 kJ/mol), restul de reacții implicate preponderent în reformarea catalitică sunt de la moderat la puternic endoterme (+33÷205 kJ/mol), fiind favorizate din punct de vedere termodinamic de temperaturi ridicate. Cum majoritatea reacțiilor se desfășoară cu mărire de volum, vor fi favorizate de presiuni scăzute.
Reacțiile de dehidrogenare și cele de aromatizare sunt catalizate de catalizatori metalici, în timp ce reacțiile de izomerizare și cracare de catalizatori cu funcțiuni acide. Ca urmare, în reformarea catalitică se folosesc catalizatori bifuncționali confecționați din Pt (de unde provine denumirea procesului de platformare) fin dispersată pe suport de Al2O3. Noile generații de catalizatori sunt bimetalici, conținând pe lângă Platină, Reniu sau Iridiu, care cresc stabilitatea catalizatorului. Suportul de alumină are un slab caracter acid, care se amplifică prin tratarea acestuia cu clor. Sensibilitatea catalizatorilor la compuși cu conținut de heteroatomi, impune o hidrofinare prealabilă a materiei prime. În cadrul proceselor industriale cel mai important este stabilirea condițiilor de operare pentru obținerea unui compromis între cifra octanică și randamentul de produs (favorizate de presiuni parțiale ale hidrogenului scăzute) și stabilitatea catalizatorului (formare minimă de cocs, favorizată de presiuni parțiale ale hidrogenului mari).
Procedeele industriale se diferențiază prin modul în care realizează regenerarea catalizatorului de reformare și se pot împărți în trei mari categorii de procedee semiregenerative, regenerative și continuu regenerative.
Procedeele semiregenerative realizează regenerarea catalizatorului după un timp de 0,5-1,5 ani de funcționare. Instalațiile conțin 3 sau 4 reactoare catalitice cu strat fix, cu funcționare adiabatică, legate în serie. Primele instalații au funcționat la o presiune de 25-35 atm, pentru a maximiza durata de funcționare a sistemului catalitic. Odată cu dezvoltarea noilor sisteme catalitice mai stabile, cu tendințe diminuate de formare a cocsului, presiunea de operare s-a redus la 15-20 atm., asigurând aceeași durată de funcționare pentru catalizator. Dezactivarea catalizatorului în timp se compensează cu creșterea temperaturii de operare, ceea ce are însă ca efect reducerea selectivității și creșterea depunerilor de cocs. Regenerarea catalizatorului se realizează prin arderea cocsului într-un curent diluat de aer. Pierderile de clor din etapa de regenerare se compensează prin tratare cu clor.
Instalațiile de reformare regenerative operează tot cu reactoare catalitice cu strat fix, cu funcționare adiabatică, dar au un reactor suplimentar, care pe parcursul funcționării preia sarcina reactorului din flux care necesită regenerarea catalizatorului. În acest fel sunt create condițiile operării continue,la presiuni și temperaturi scăzute, fără a afecta selectivitatea sau productivitatea.
Procedeele continuu regenerative operează cu reactoare catalitice cu strat mobil, care permit regenerarea continuă a catalizatorului. Circulația continuă a catalizatorului este extrem de importantă în obținerea performanțelor impuse. Catalizatorii utilizați sunt condiționați sub formă de particule sferice. Acete tipuri de instalații permit operarea la presiuni mult mai mici. Cu toate că reformarea catalitică se utilizează în principal pentru obținerea de benzine cu cifre octanice ridicate, procesul poate furniza și fracțiuni aromatice, utilizate ca materii prime în industria chimică, caz în care condițiile de operare sunt diferite [5].
CAPITOLUL II
SCHIMBĂTOARE DE CĂLDURĂ
II.1 Generalități
Schimbătoarele de căldură sunt aparate ce realizează transferul de căldură de la un agent termic la fluidul de lucru. Agentul termic este, în general, un fluid (lichid sau gaz) și mult mai rar poate fi un material solid (bucăți sau pulverulent). Cel mai cunoscut schimbător de căldură este caloriferul care face schimbul de căldură între aburul circulat prin țevi și aerul din mediul înconjurător.
În industrie, transmiterea căldurii se poate realiza printr-un perete (schimbătoare de căldură cu recuperare); prin intermediul unui corp solid, aflat între agent și fluidul de lucru (schimbătoare de căldură cu regenerare) sau prin contactul direct dintre un agent și fluidul de lucru (schimbătoarele de căldură prin amestec). Aparatele din prima categorie sunt cel mai frecvent folosite, în timp ce cele din a doua categorie se întâlnesc mai rar. Schimbul de căldură prin contact direct se întâlnește în special în cazul reactoarelor. Agentul termic poate fi mai cald decât fluidul de lucru (încălzitoare) sau poate fi mai rece (răcitoare). Dacă schimbul de căldură are loc cu schimbarea stării de agregare a unuia din fluide sau a ambelor fluide, schimbătoarele se numesc evaporatoare, respectiv condensatoare [6].
II.2 Clasificarea schimbătoarelor de căldură
Aceste utilaje de transfer termic pot funcționa ca agregate independente sau ca aparate în instalațiile complexedestinate transferului de căldură. O clasificare după scopul urmărit este prezentată în Tabelul II.1 [7].
Tabelul II.1 Clasificarea schimbătoarelor de căldură după utilitatea lor
Majoritatea schimbătoarelor de căldură sunt aparate în care sunt delimitate două spații pentru circulația celor două substanțe participante la schimbul de căldură. Peretele care desparte cele două spații este suprafața de transmitere a căldurii sau suprafața de încălzire (ori de răcire). Uneori suprafața despărțitoare nu există, schimbul de căldură între substanțe făcându-se prin contact direct. Dacă în aceste din urmă cazuri, ambele substanțe sunt fluide și formează faze distincte, schimbul de căldură este însoțit și de schimb de materie. Dacă una dintre substanțe este solidă, schimbul de căldură se face – cu excepția sublimării – fără transfer de masă.
Un schimb de căldură trebui să realizeze un schimb cât mai intens de căldură cu o cât mai mică pierdere de presiune a fluidului care circulă prin aparat. O pierdere mare de presiune nu este un inconvenient când fluidul se găsește la presiune ridicată, impusă de condiții tehnologice. De obicei, însă, presiunea lichidelor corespunde înălțimii limitate a rezervorului sau presiunii de pompare și se cere să se găsească compromisul cel mai rațional din punct de vedere economic între un bun schimbător de căldură (de exemplu țevi lungi și subțiri) și un cât mai mic consum de energie la pompă.
Natura agenților termici cu proprietățile lor fizico-termice, impune o corectă alegere amaterialelor utilizate la construcția schimbătoarelor de căldură, ținându-se seama și de acțiunea loragresivă, de depuneri ca și de îndepărtarea acestora de pe suprafețele de schimb.
Agenții termici (mediile sau fluidele purtătoare de căldură) care lucrează în aparatele schimbătoarede căldură au o importanță deosebită în funcționarea acestora, în condițiile unei eficiențe economicecorespunzătoare.Pentru a corespunde din punct de vedere tehnic și economic scopului pentru care sunt folosiți,agenții termici trebuie să îndeplinească următoarele condiții:
să fie corespunzători din punct de vedere termodinamic, și anume să aibă greutate specifică mare, căldură specifică mare, vâscozitate mică și căldură latentă de vaporizare mare, în scopul realizării unui schimb de căldură cât mai intens, la un debit de agent termic cât mai mic, deci la construcții compacte ale aparatelor; de asemenea, agenții termici trebuie să aibătemperaturi mari la presiuni mici, ceea ce ușurează construcția aparatelor;
să fie stabili din punct de vedere termic și să nu aibă influențe defavorabile asupra materialelor din care sunt construite aparatele schimbătoare de căldură; agenții termicitrebuie să fie stabili și neagresivi, chiar sub acțiunea îndelungată a unor temperaturi ridicate;
să nu formeze depuneri pe suprafețele de încălzire, aceasta ducând la micșorarea schimbului de căldură și, prin micșorarea secțiunilor de trecere, la mărirea rezistențelor hidraulice ale instalațiilor; în cazul formării de depuneri, acestea trebuie să poată fi ușor curățite, cumijloace tehnico – economice și cu întreruperi în funcționare cât mai reduse;
să fie ieftini și destul de răspândiți, de o importanță deosebită trebuind să se bucure agenții termici din producția locală, din resurse secundare de energie; de observat că unele cheltuieli majorate în vederea alegerii unor agenții termici deosebiți pot fi ușor recuperate prin micșorarea cheltuielilor pentru construcția aparatelor schimbătoare de căldură și a cheltuielilor de exploatare.
Purtătorii de căldură folosiți în schimbătoare sunt vaporii de apă, apa caldă, gazele provenite dinarderea combustibililor, amestecuri de soluții de săruri cu lichide, metale topite, uleiuri. Cei mairăspândiți agenți termici de încălzire sunt aburul, apa caldă și gazele de ardere iar la răcire apa,aerul și soluțiile în apă ale unor săruri.
Schimbătoarele de căldură propriu-zise se clasifică în două grupe:
Recuperatoare, în care schimbul de căldură se face de la fluidul cald la fluidul rece, printr-un perete despărțitor, în regim staționar (permanent)
Regeneratoare, în care schimbul de căldură se face prin intermediul unui solid care înmagazinează căldură de la fluidul cald și o cedează apoi fluidului rece, în regim nestaționar, periodic.
Schimbătoarele de căldură se clasifică după mai multe criterii:
După direcția de deplasare a agenților termici, schimbătoarele de căldură pot fi: echicurent, contracurent și curent mixt
După materialul din care se execută: metalice, nemetalice, în construcție combinată.
La schimbătoarele de căldură în echicurent, agentul termic cald și fluidul de încălzit au același sens de deplasare, în timp ce pentru cazul contracurent, sensurile sunt opuse. Schimbătoarele de căldură cu țevi în formă de U funcționează în curent mixt.
Curgerea în contracurent presupune ca cei doi agenti termici circulă pe lângă suprafața de schimb de căldura paralel și în sensuri contrarii. Curgerea în contracurent asigură cea mai mare diferență medie de temperatură între agentii termici, însă temperatura peretelui la intrarea fluidului cald este maximă.
Curgerea în echicurent apare în cazul circulației agenților termici, paralel și în același sens, pe lângă suprafața de transfer de căldură. Acest tip de curgere realizează cea mai mică diferență medie de temperatură, însă cea mai bună răcire a pereteluiîn zona de intrare a fluidului primar.
Circulația în curent încrucișat presupune curgerea perpendiculară a celor doiagenți termici. În acest caz se pot distinge trei situații: ambele fluide amestecate, un fluid amestecat și celălalt neamestecat,ambele fluide neamestecate. Un fluid se numește "amestecat" atunci când în orice plan normal pe direcția sa de curgere are aceeași temperatură, deci temperatura sa variază numai în lungul curgerii. Încazul fluidului "neamestecat" există o diferență de temperaturăși în direcția normală lacurgere.
În cazul în care agenții termici au mai multe treceri prin țevi sau manta aparecazul curgerii compuse care este o combinație a celor trei tipuri anterioare decurgere.În cazul curgerii în curent încrucișat și curent mixt, valoarea diferenței medie de temperatură dintre agenții termici se situează între echicurent și contracurent.
Schimbătorul de căldură poate constitui o unitate independentă sau un subansamblu într-o instalație complexă, participând activ la procesul tehnologic, intercalarea sa realizând creșterea randamentului instalației. Substanțele care participă la transferul de căldură, purtătorii de căldură (sau agenții termici), pentru a răspunde cerințelor de funcționare în condiții economice, trebuie să îndeplinească anumite criterii. Deoarece există o gamă variată de schimbătoare de căldură, ele se clasifică în principal ținând seama de principiile funcționale și constructive [8].
După modelul de transfer de căldură, se întâlnesc: schimbătoare de căldură de suprafață, la care propagarea căldurii de la mediul încălzitor la cel încălzit se efectuează prin pereții separatori (suprafață de încălzire), confecționați din materiale cu un coeficient ridicat de conductivitate, transferul de căldură făcându-se de cele mai multe ori în regim staționar, fără ca temperaturile să se modifice în timp și schimbătoare de cpldură de amestec, la care procesul de transfer se realizează prin amestecarea mediilor. La calculul schimbătoarelor de căldură cu amestec se consideră numai acelea care lucrează cu agenți fluid-fluid. Schimbătoarele ce folososc agenți fluid-solid sunt considerate cu suprafață de separație, realizată de însăși suprafața agentului termic încălzit sau răcit.
Schimbătoarele de căldură de amestec sunt mai simple constructiv ca și cele de suprafață și realizează o utilizare mai complexă, de aceea se recomandă în cazurile în care procesele tehnologice permit amestecarea mediilor. Transferul de căldură și masă în agregatele cu amestecare directă are loc continuu, regimul fiind staționar.
Transferul de căldură între agenții termici poate fi continuu sau intermintent. Cu acțiune continuă se realizează schimbătoare de căldură recuperative, cu suprafețe separatoare între agenții purtători și schimbătoare de căldură prin amestecul agenților termici.
Schimbătoarele de căldură cu acțiune discontinuă se realizează fie ca schimbătoare acumulatoare, la care energia termică disponibilă este acumulată, pentru a fi livrată după un regim determinat, fie ca schimbătoare regeneratoare care au o funcționare periodică. În acest ultim caz, în prima parte a ciclului, datorită agentului termic încălzitor se acumulează căldură într-o masă inertă (ceramică) care nu reacționează chimic cu agenții de lucru, ca apoi, în partea finală a ciclului, căldura să fie preluată de agentul încălzit.
Procesul de transfer de căldură în acest caz se realizează în regim nestaționar, temperatura modificându-se în timp. Asemenea agregate se comutează periodic (preîncălzitoare de aer la furnale, regeneratoare la cuptoarele Siemens-Martin, regeneratoarele de tip Linde-Frenkel etc.)
Schimbătoarele de căldură de suprafață se clasifică după:
– utilizarea aparatului – deosebindu-se utilaje la care transmiterea căldurii se realizează prin modificarea stării de agregare a agentului primar ca răcitoare și preîncălzitoare. O a doua grupă în această categorie cuprinde schimbătoarele de căldură cu modificarea stării de agregare a agentului primar (condensatoare). Această a doua grupă cuprinde și schimbătoare de căldură în care se modifică starea de agregare a agentului secundar (vaporizatoarele generatoarelor de abur). Există schimbătoare de căldură în care ambele fluide de lucru își schimbă starea de agregare.
– după starea de agregare a agenților termici se deosebesc: schimbătoare de căldură pentru lichid-lichid; schimbătoare de căldură pentru lichid-vapori; lichid-gaz; vapori-gaz și gaz-gaz.
– după direcția de deplasare a agenților termici. Când ambele medii sunt în mișcare, se deosebesc următoarele tipuri de schimbătoare de căldură: cu echicurent; cu contracurent; cu curent mixt (combinat) și cu curent încrucișat.
– în funcție de numărul de treceri se deosebesc schimbătoare de căldură cu o singură trecere, la care agenții termici vehiculează fără a-și schimba sensul de mișcare și aparate cu mai multe treceri prevăzute cu pereți despărțitori longitudinali sau transversali.
– un criteriu principal de clasificare a schimbătoarelor de căldură este acela al configurației peretelui despărțitor, după care se deosebesc: schimbătoare de căldură cu serpentină; schimbătoare de căldură țeavă în țeavă; cu fascicul tubular, cu plăci tubulare dreptunghiulare, toate acestea fiind formate din țevi. Există de asemenea și schimbătoare de căldură formate din plăci profilate, cu manta. Schimbătoarele de căldură de suprafață pot fi realizate cu plăci, cu nervuri, aripioare, sub formă aciculare, în fagure sau spirale.
Clasificarea schimbătoarelor se poate face și după soluția constructivă aleasă: rigide, acelea care nu asigură compensarea dilatății elementelor componente; elastice și semielastice, care permit compensarea totală sau parțială a dilatării elementelor componente.
Caracterul termic al regimului de funcționare grupează schimbătoarele în aparate cu regim termic staționar (cu acțiune continuă) și schimbătoare cu regim termic nestaționar (cu activitate periodică)
Clasificarea schimbătoarelor poate fi realizată și după procesele desfășurate în aparat, în care ambele medii pot să-și păstreze starea de agregare sau se pot modifica. Schimbătoarele de căldură au o largă răspândire, clasa schimbătoarelor de căldură de suprafață, sub forma aparatelor tubulare metalice, cu mai multe treceri și acțiune continuă fiind cea mai utilizată.
Dată fiind diversitatea rolului pe care un schimbător de căldură îl poate avea într-un ciclu termic oarecare, în cadrul unei clasificări, recuperarea se referă la o recâștigare a căldurii care s-ar fi perdut, iar acumularea și regenerarea reprezintă stocuri ale energiei termice la variațiile fluxurilor termice ale celor doi agenți. Se precizează faptul că pot exista schimbătoare de căldură regeneratoare recuperatoare și schimbătoare de căldură acumulatoare recuperatoare (la preîncălzirea apei într-un boiler cu gaze arse de la coș). Răcitoarele de tot felul nu pot fi încadrate ca recuperatoare (exemplu răcitoarele compresoarelor, radiatoarelor motoarelor cu ardere internă etc.).
Deoarece noțiunea de recuperare este legată de cunoașterea precisă a rolului îndeplinit de schimbătorul de căldură respectiv în cadrul procesului tehnologic (termic) pentru care este destinat [9], gruparea funcțională se poate face după următoarele criterii:
Clasificarea schimbătoarelor de căldură după valorile relative ale fluxurilor termice
Clasificarea schimbătoarelor de căldură după modul de utilizare a căldurii în ciclul termic
Clasificarea schimbătoarelor de căldură după valorile relative ale fluxurilor termice. După valorile relative ale fluxurilor termice ale celor doi agenți termici, se deosebesc:
Schimbătoare de căldură cu fluxuri termice continuu-egale (schimbătoare cu fluxuri egale)
Schimbătoare de căldură cu fluxuri termice obișnuit diferite (schimbătoare de căldură cu fluxuri diferite sau acumulatoare). Această a doua categorie, se poate subdivide în:
Schimbătoare de căldură cu acumulare propriu-zisă, care sunt schimbătoare la care acumularea căldurii este făcută de unul din agenții termici folosiți;
Schimbătoare de căldură cu regenerare, la care acumularea respectiv generarea căldurii este făcută de un element intermediar numit purtător de căldură.
Clasificarea schimbătoarelor de căldură după modul de utilizare a căldurii (energiei) în ciclul termic. Clasificarea aceasta se poate face numai cunoscând rolul îndeplinit de schimbătorul de căldură în circuitul termic în care este utilizat. După modul de utilizare a căldurii se deosebesc:
Schimbătoare de căldură (energie) care introduc căldura (energia) în circuitul termic principal. Acestea se subîmpart în:
Generatoare-inițiale, care sunt aparatele schimbătoare de căldură ce introduc căldura nouă în circuitul termic principal. Acestea pot fi:
– schimbătoare de energie (schimbătoare de căldură cu un singur agent termic)
– schimbătoare de căldură propriu-zise, cu doi agenți termici.
b) Recuperatoare încălzitoare care sunt aparatele schimbătoare de căldură care introduc căldura suplimentară, utilă, recuperată, în circuitul termic principal.
2. Utilizatoare – finale – aparate schimbătoare de căldură ce scot energia utilă din circuitul termic principal și disipatoare – răcitoare – aparatele schimbătoare de căldură care scot căldura suplimentară, dăunătoare, din circuitul termic principal.
3. Schimbătoare de căldură care nu introduc și nu scot căldura din circuitul termic principal, numite intermediare. Schimbătoarele de căldură intermediare folosesc pentru schimbarea din anumite cauze, a agentului termic purtător inițial, în circuitul termic principal.
O sumarizare din punct de vedere constructiv a schimbătoarelor de căldură este făcută în Fig.1.
Fig.1 Clasificarea schimbătoarelor de căldură din punct de vedere constructiv
II.3 Elemente constructive specifice
La schimbătoarele de căldură cu stropire sunt necesare instalații de stropire care să realizeze o repartiție cât mai eficientă a apei pe fasciculul tubular. De asemenea, pentru orientarea peliculei de apă sub fiecare țeavă se montează o placă de repartizare.
Pentru reducerea gabaritului schimbătoarelor de căldură tub-în-tub se realizează racordări cu rază scurtă (R=1,5 dext); se elimină curbura continuă; se îndoaie țevile cu buclă; se suprapun două sau trei serpentine în același plan. Aceste soluții constructive au și dezavantaje, precum conducerea la o creștere a pierderilor hidraulice, a uzării prin eroziune și coroziune, din cauza turbulenței apărute în zona îmbinării.
Pentru a mări suprafața de schimb de căldură s-a recurs la realizarea țevilor cu nervuri, nervurile fiind din același material cu țeava sau din materiale diferite. Diferența de temperatură între cele două fluide care circulă prin aparat conduce la variații dimensionale diferite ale fasciculului tubular în raport cu mantaua, aceasta fiind cauza apariției între cele două elemente a unor deformații mari ce pot conduce la eforturi unitare însemnate. Sub aspect constructiv, există două moduri de a preîntâmpina acest inconvenient. Schimbătorul poate fi construit astfel încât să evite deformațiile dintre cele două elemente; ca de exemplu schimbător cu țevi în U, schimbător cu cap flotant sau poate fi prevăzut cu elemente elastice compensatoare de dilatație pe manta. Compensatorul se montează strâns, dacă temperatura fluidului care circulă prin țevi este mai mare decât temperatura fluidului care circulă prin manta, sau se montează desfăcut, dacă temperaturile celor două fluide sunt invers decât în cazul anterior. Pentru compensarea dilatării se mai poate folosi soluția etanșării fiecărei țevi în placa tubulară. Construcția este simțitor mai scumpă, și în plus pasul dintre țevi trebuie să fie mai mare decât la țevile fixate în placa tubulară. De aceea, această soluție se aplică, în special, la schimbătoare cu un număr redus de țevi [10].
Îmbinarea țevilor cu placa tubulară poate fi realizată nedemontabil prin sudură, lipire sau mandrindare ori demontabilă (cu cutie de etanșare). În ansamblu, îmbinarea dintre țeavă și placă trebuie să fie etanșă și să poată prelua eforturi unitare axiale ce apar datorită dilatărilor diferite din sistem.
Îmbinarea prin mandrinare se realizează cu un dispozitiv mecanic, numit mandrină, care deformează plastic capătul țevii în lăcașul din placa tubulară. Pentru a mări rezistența la smulgere a țevii din placa tubulară se obișnuiește să se prevadă unul sau două canale inelare în peretele găurii din placa tubulară. Gaura din placa tubulară este teșită pe ambele părți. Teșirea de la partea inferioară ușurează montajul țevii în placă, iar teșirea de la partea superioară permite răsfrângerea țevii și ridicarea gradului de rezistență al acesteia la smulgere. Îmbinarea mandrinată are avantajul că țevile defecte pot fi înlocuite ușor, locașul din placa tubulară rămânând în stare bună după îndepărtarea țevii defecte. În schimb, țevile odată deformate nu mai pot fi folosite.
Operația de mandrinare este scumpă și îmbinarea are posibilități limitate de preluare a sarcinilor axiale. Îmbinarea prin suduri dintre placă și țeavă impune ca cele două elemente să fie realizate din materiale sudabile și cu compoziții relativ apropiate. Există mai multe variante de îmbinări sudate în funcție de grosimea de țeavă, presiunea de lucru și variațiile de temperatură.
După caz se pot face suduri cu o degajare inelară în jurul găurii pentru a spori elasticitatea materialului și a reduce eforturile remanente din sudură. O altă variantă, pentru plăcile tubulare subțiri sub 0,004 m se procedează la bordurarea găurilor și realizarea unei suduri pe muchie.
Îmbinarea prin lipitură moale, dintre țeavă și o placă se aplică la schimbătoarele din materiale galbene, care lucrează la presiuni de lucru reduse. În cazul materialelor nemetalice (material grafitic) se poate realiza și lipirea cu adezivi. Dispunerea găurilor în placa tubulară se poate face după cercuri concentrice, în pătrat sau în hexagon.
Îmbinarea dintre placa tubulară și manta poate fi realizată nedemontabilă sau semidemontabilă. Se observă, de asemenea că placa tubulară poate avea rol și de flanșă. Se observă preocupări pentru mărirea elasticității plăcii tubulare în zona sudurii. De asemenea se constată că în cazul plăcilor tubulare de grosime redusă se procedează la bordurarea marginii plăcii.
Pentru a se mări timpul de contact dintre cele fluide și deci a se înlesni schimbul de căldură dintre ele, ridicând astfel randamentul utilajului, se procedează la mărirea traseului unuia sau a ambelor fluide. Trasel fluidului care circulă prin țevi poate fi mărit prin împărțirea unuia sau ambelor capace în compartimente. Se deosebesc schimbătoare cu două, 4, 6, 8 sau chiar 12 treceri. Împărțirea capacului în compartimente se realizează prin intermediul unor pereți despărțitori suspendați în capac și prevăzuți cu etanșare în placă tubulară.
Pentru fluidul care circulă printre țevi, prelungirea traseului se face cu ajutorul unor șicane care pot fi sub formă de segment sau sub formă de disc sau inel. Șicanele, în afara rolului lor funcțional de a îmbunătăți transferul de căldură, permit totodată reducerea vibrațiilor fasciculului tubular, datorită vitezei de intrare a fluidului în țevi. Poziția șicanelor este menținutor cu ajutorul unor elemente distanțiere (din țeavă) montate pe o tijă filetată și strânse cu piuliță sau sudate direct pe tijă. Unul dintre capetele tijei este fixat în placa tubulară.
În industria chimică, unde se întâlnesc frecvent fluide puternic corozive sunt utilizate uneori schimbătoare de căldură de o construcție specială. Astfel se pot întâlni schimbătoare de căldură cu elemente componente placate sau acoperite cu duroplaste.
II.4 Schimbătoare de căldură cu plăci
Conceptul de schimbător de căldură cu plăci datează de la începutul acestui secol. Aceste schimbătoare au fost propuse inițial pentru a răspunde necesităților industriei laptelui, utilizarea lor extinzându-se apoi în diverse alte ramuri ale industriei: chimie, tehnică nucleară, etc. Conceptul nu a fost suficient exploatat pâna la Richard Seligman, fondatorul lui APV Internațional Ltd, prima firma ce a introdus în 1923 comercializarea schimbătoarelor de căldură cu plăci și garnituri. Inițial plăcile erau din ”gunmetal”, dar în 1930 acestea au început să fie confecționate din oțel inoxidabil. Primele aparate de acest tip erau limitate din punct de vedere a condițiilor de funcționare la o presiune de 2 bar și o temperatură de aproximativ 60°C. De atunci, schimbătoarele de căldură cu plăci și garnituri au rămas practic neschimbate din punct de vedere constructiv și a tehnologiei de fabricație, dar dezvoltările din ultimii șaizeci de ani au condus la ridicarea parametrilor operaționali, presiune și temperatură, la 30 bar și respectiv 180°C, prin marea varietate existentă la nivelul materialelor din care pot fi realizate plăcile și garniturile de etanșare. În ultimii ani noi tehnologii de fabricație și asamblare a schimbătoarelor de căldură cu plăci au condus la atingerea unor performanțe net superioare celor clasice ce utilizează ca elemente de etanșare garniturile [11].
Exista diferite tehnologii în lume, dintre care unele dezvoltate destul derecent, privind realizarea schimbătoarelor de căldură cu plăci. Putem distinge în acest sens două categorii de astfel de aparate: schimbătoare cu suprafață primară și schimbătoare cu suprafață secundară (Fig.2).
Fig.2 Clasificarea schimbătoarelor cu plăci
Schimbătoarele cu suprafață primară, pot fi realizate sub forma schimbătorul cu plăci și elemente de etanșare (garnituri), acesta fiind tipul cel mai răspândit de aparat, cu plăci lipite sau sudate. Încazul aparatelor cu suprafața secundară între plăci este inserată o umplutură metalică care reprezintă o suprafață suplimentară (secundară) de transfer de căldură.
Schimbătoarele cu plăci și garnituri au utilizarea limitată de presiune maximă de lucru, precum și de diferență de presiune între cele două fluide. Este posibil de conceput și de construit schimbătoare de căldură cu plăci și elemente de etanșare până la o presiune de lucru 25 – 30 bar și o diferență de presiune de 25 bar. Frecvent întâlnite astăzi sunt schimbătoarele cu presiune de lucru de ordinul a 6-20 bar.
Temperatura maximă de lucru limitează deasemenea domeniul de utilizare aparatului. Această temperatură este funcție de materialul elementelor de etanșare și se admite ca o limită superioară uzuală, o temperatură de ordinul a 150°C, putându-se atinge, pentru aplicații speciale și temperaturi de până la 260°C. Suprafața de schimb de căldură este compusă dintr-o serie de plăci metalice, prevăzute cu garnituri și strânse una lânga altă cu ajutorul unor tiranți. Se formează o serie de canale, unul dintre fluide udând una dintre fețele plăcii, iar celălalt fluid cealaltă față.
Plăcile sunt realizate prin ambutisare, în general din oțel inoxidabil sau titan, dar pot există plăci și din alte metale, suficient de ductile, cum sunt Hastelloy, Incoloy, Monel, Cupronichel. Grosimea plăcilor este deobicei de 0,6-0,8 mm și numai foarte rar se depășește 1 mm. O importanță mare o are profilul plăcii care trebuie să asigure turbulența importantă pentru mărirea coeficientului de convecție, dar și o distribuție a fluidelor pe întreaga suprafață a plăcii și puncte de sprijin metal pe metal pentru asigurarea rigidității mecanice a aparatului. Există în prezent peste 60 de geometrii diferite de plăcii brevetate de diferite firme productoare.
Garniturile sunt lipite în caneluri marginale prevăzute în jurul plăcii și orificiilor de alimentare, asigurând etanșeitatea aparatului față de mediul exterior și între fluide, asigurând circulația alternativă a acestora între canale. Mai recent, s-au realizat două tipuri de garnituri nelipite, lucru ce permite reducerea timpului de mentenanță a acestor aparate. Garniturile sunt elemente care limitează nivelul presiunilor și temperaturilor în schimbătoarele de căldură cu plăci.
În ceea ce privește orificiile de alimentare ale unui schimbător de căldură cu plăci, acestea trebuie dimensionate de așa manieră încât pierderile de presiune să fie cât mai mici posibile, deoarece pierderi de presiune importante în secțiunile de alimentare pot antrena probleme deosebite legate de distribuția în aparat, în special în cazul curgerilor bifazice. Ca ordin de mărime, vitezele în aceste secțiuni pot atinge până la 5 m/s. În schimbătoarele de căldură cu plăci există diferite tipuri de circulație ale agenților de lucru.
Schimbătoarele de căldură cu plăci lipite sau sudate, dezvoltate în ultimiiani, permit o utilizare a suprafeței de schimb de căldură la nivele de presiuni șitemperaturi mai mari ca la schimbătoarele prezentate anterior, datorită absențeielementelor de etanșare. În astfel de aparate se pot atinge presiuni de 40 ÷ 50 bar șitemperaturi de 450 ÷ 500 °C. Schimbătoarele de căldură cu plăci sudate sau lipite reprezintă o variantă a schimbătoarelor cu plăci și garnituri, deoarece suprafața de schimb de căldură este constituită, tot dintr-o serie de plăci metalice cu caneluri înclinate, dar ele nu posedă nici elemente de etanșare, nici tiranți de strângere. Etanșeitatea este asigurată prin sudura în jurul fiecărei placi. Canalele formate între plăci sunt dispuse în așa fel ca cele două fluide să circule alternativ în curențiparaleli.
Compactitatea și grosimea redusă a plăcilor permit ca aceste aparate, foarte ușoare să fie montate direct pe tubulatura de racordare a schimbătorului, fără suport metalic sau fundație. În ultimii ani au apărut și alte tipuri de schimbătoare cu suprafața primară (asamblaje speciale) sunt fabricate din materiale nemetalice (plastice, ceramice, grafit) și utilizează un alt mod de asamblare. Schimbătoarele cu suprafața secundară sunt constituite dintr-un set de tole (maides întâlnite tip “fagure”), separate de plăci plane. Pentru aplicații în care unul dintre agenți este aerul atmosferic, aceste schimbătoare sunt fabricate din materiale ușoare (aluminiu) iar pentru aplicații în criogenie sau în aeronautica,materialele utilizate sunt aluminiul sau oțelul inoxidabil. Pentru a caracteriza performanțele și a alege tipul de plăci pentru un schimbător de căldura se utilizează în general următorii parametri:
• Debitele primare și secundare care determină dimensiunile tubulaturii de racordare a schimbătorului și permit alegerea tipului de placă și stabilirea numărului de plăci;
• Numărul de unități de Transfer de Căldură (NTC), care caracterizează performanțele termice ale aparatului ;
• Pierderile de presiune care sunt, în general, impuse de utilizator și care impunîn unele cazuri alegerea dimensiunilor plăcilor.
II.5 Schimbătoare de căldură cu fascicul tubular și manta
Schimbătoarele de căldură cu țevi și manta reprezintă tipul cel mai răspândit în industrie datorită simplității sale constructive, fiabilității ridicate și costului relativ coborât. Deși în ultimii ani ritmul de creștere a pieței mondiale de astfel de aparate a scăzut, ea reprezintă înca între 60-80% din piață schimbătoarelor de căldură [12].
Clasificarea constructivă a schimbătoarelor cu țevi și manta, care și-a găsit cea mai largă răspândire, este cea propusă de Asociația Constructorilor de Schimbătoare de Căldură Tubulare TEMĂ (Tubular Exchanger Manufacturers Asociation). Ea clasifică cu litere aceste aparate în funcție de trei criterii: construcția capacului de distribuție fix al aparatului; construcția și modul de circulație al agentului termic în spațiul dintre țevi și manta și tipul capacului de capăt (Fig.3).În Fig.4 (Anexă) se pot vedea detaliat aceste tipuri de schimbătoare și componentele lor.
Fig.3 Clasificarea TEMA pentru schimbătoarele de căldură cu fascicul tubular
Acestea prezintă o arie specifică de transfer de căldură relativ mare și un consum specific de metal relativ redus. Se compun dintr-o manta cilindrică prevăzută la extremități cu flanșe, două capace prevăzute cu flanșe spre interior, două plăci tubulare care se fixează între flanșele mantalei și a capacelor. Schimbătorul este rigid pentru că nu permite o dilatare sau contractare independența a tuburilor. Racordurile pentru fluidul care circulă în tuburi (fluid ce circulă în paralel prin toate tuburile într-un singur sens) se află la capace. Mantaua conține tot două racorduri fluidul corespunzător circulând longitudional prin spațiul intertubular, în contracurent cu fluidul din tuburi. În partea superioară a schimbătorului, atât la manta cât și la capace, există dopuri cu filet pentru evacuarea inițială a aerului.
La o condensare vaporii intră în partea superioară, iar condensul este evacuat la partea inferioară. Pentru fluidele fără transformare de fază, intrarea poate fi jos sau sus iar ieșirea fie pe partea opusă fie pe aceeași parte. Creșterea coeficientului de convecție în interiorul tuburilor se poate obține prin creșterea vitezei fluidului. Pentru aceasta se introduc în camerele de distribuție, șicane, pentru a obține două sau mai multe treceri prin tuburi. Pentru creșterea vitezei fluidului din manta putrem utiliza atât șicane longitudionale cât și șicane transversale segment de cerc. Șicanele segment de cerc lasă libere ferestre orizontale, alternativ sus și jos. Pentru a reduce șocurile datorate intrării fluidului în manta se utilizează o placă deflectoare. În Fig.5 este prezentată schema unui schimbător de căldură cu fascicul tubular în manta.
Fig.5 Detaliu constructiv al unui schimbător de căldură cu fascicul tubular; 1-Flanșă plată a camerei de distribuție, 2-Camera de distribuție, 3-Manta exterioară schimbător, 4-Compensatoare de dilatație, 5-Manometru presiune manta, 6-Cameră de întoarcere, 7-Manometru presiune manta, 8-Ștuț întrare fluid rece, 9-Perete separator, 10-Ștuț intrare fluid cald, 11-Ștuț ieșire agent cald, 12-Suporți de rezemare, 13-Fundație, 14-Șicane
II.5.1 Alegerea principalelor elemente constructive
Capacele de distribuție sunt subansambluri care închid un spațiu limitat [13]. Capacele schimbătoarelor de căldură pot fi orizontale și verticale. Unele capace se prevăd cu racorduri (de alimentare și golire) și mufe utilizate în diferite scopuri. Capacele destinate distribuirii lichidului din spațiul tubular al schimbătoarelor de căldură cu o singură trecere, care funcționează în echicurent sau în contracurent, vor fi prevăzute cu un singur racord. În general, capacele
Primul racord servește pentru introducerea lichidului în spațiul tubular, pe când al doilea este folosit pentru evacuarea acestuia. Racordurile sunt amplasate pe fundul eliptic, în scopul micșorării rezistențelor hidraulice care trebuie învinse de lichidul în mișcare. Capacul de distribuție este compus din virola sudată de flanșa plată și fundul eliptic. Sunt prevăzute mufe pentru aerisire și evacuare totală a lichidului în vederea efectuării reviziei.
Capacele de distribuție mai grele sunt prevăzute cu dispozitive de rotire montate pe aparat. În general, capacele de distribuție sunt prevăzute cu ochi de ridicare, asamblat direct pe partea circulară a capacului, permițând ridicarea și manevrarea acestora cu multă ușurință.
La unele capace, fundul eliptic se sudează direct pe flanșa de capăt, caz în care, se vor monta numai pe fundul eliptic. La schimbătoarele de căldură în poziție verticală, racordurile de alimentare și golire ale capacelor se montează în partea cealaltă a fundului eliptic pentru a realiza o distribuire uniformă a lichidului în spațiul tubular, asigurând o funcționare optimă.
Camerele de distribuție sunt subansambluri componente ale schimbătoarelor de căldură cu plăci rigide sau ale schimbătoarelor cu cap flotant. Corpul schimbătorului și camera de distribuție realizează, de fapt, prin intermediul fasciculului tubular, unul dintre cele două spații distincte ale schimbătorului de căldură. La schimbătoarele cu o singură trecere, care funcționează în echicurent sau în contracurent, camerele de distribuție vor fi prevăzute cu un singur racord.
Camerele de distribuție folosite la schimbătoarele de căldură cu două sau mai multe treceri vor fi prevăzute cu șicane longitudinale și două racorduri. Părțile sunt asamblate prin sudare la cap cu flanșele cu gât prevăzute cu suprafețe de etanșare netedă.
Corpul camerei de distribuție este prevăzut la interior cu șicane longitudinale, în vederea compartimentării spațiului respectiv. Suprafețele frontale ale șicanelor longitudinale sunt prevăzute cu diagonale ce servesc la asigurarea etanșeității suprafețelor șicanelor și capacul camerei.
În cazul schimbătoarelor de căldură la care presiunea agentului termic din țevi este mai mare de 4 MPa, se recomandă ca la asamblarea cu prezoane și piulițe să se prevadă rondele prelucrate conform standardelor, care se vor monta între flanșele de capăt și piulițe. În general camerele de distribuție seprevăd cu capac de distribuție. Flanșele racordurilor de alimentare și golire se prelucrează complet în uzina constructoare. Prelucrarea completă se aplică flanșelor cu gât cu dimensiuni mari, la care după sudare și răcire nu apar deformații ale suprafețelor de etanșare. În cazul flanșelor de diametru mare și grosimi relativi mici, în procesul de sudare al acestora de virolă apar deformații ale flanșei. Pentru aceasta este indicat să se prevadă uzinarea lor eșalonată astfel: flanșa se execută la dimensiunile finite ale cotelor de legătură, cu excepția cotei care indică grosimea flanșei, care se va prelucra astfel încât să se lase un adaos de material la suprafața de etanșare. În acest fel, după asamblarea completă a camerei de distribuție se vor prelucra suprafețele de etanșare, asigurându-se o suprafață plană corespunzătoare.
Fasciculele tubulare sunt subansambluri ale schimbătoarelor de căldură care asigură realizarea transferului caloric cu ajutorul fluidelor. De menționat că o serie de procese tehnologice din cadrul instalațiilor chimice au loc numai în anumite condiții de temperatură date, temperaturile constante fiind menținute cu ajutorul fasciculelor tubulare, care asigură formarea a două spații: unul tubular (în țevi), iar celălalt intertubular (între țevi), prin care circulă agenții termici, purtători de căldură. Fasciculele tubulare sunt constituite din ansamblul de țevi paralele, montate la capete în plăcile tubulare și sprijinite pe șicanele transversale.
Asamblarea fasciculelor tubulare drepte. Părțile componente ale fascicului tubular drept sunt: țevile, șicanele, plăcile tubulare, tiranți și distanțierele. La schimbătoarele de căldură cu cap flotant fasciculul tubular este prevăzut cu dispozitiv de sprijinire a capului mobil pe două patine. Înainte de asamblare se verifică existența tuturor pieselor componente ale fasciculului tubular, dacă sunt poansonate de controlul tehnic de calitate și dacă s-a respectat materialul indicat. După filetarea găurilor pentru tiranți, plăcile tubulare se montează vertical într-un dispozitiv de susținere corectându-se paralelismul între ele, precum și distanțele indicate în desen. După montarea șicanelor și curățirea găurilor se introduc 6-8 țevi în fascicul pentru a fixa poziția definitivă a șicanelor, după care se asamblează suportul ce susține rolele fixate pe ax. Suportul cu role, împreună cu patina de la placa tubulară mobilă vor susține fasciculul în corpul schimbătorului. Se introduc în plăcile tubulare șicanele, respectându-se cotele din desen de la capătul țevilor.
Fasciculele schimbătoarelor de căldură au pereții despărțitori longitudinali montați paralel cu axele țevilor. Pereții aceștia servesc la transformarea schimbătoarelor de căldură cu o singură trecere în schimbătoare de căldură cu mai multe treceri și pot fi amplasați atât în spațiul dintre țevi cât și în spațiul tubular. După terminarea operațiilor de asamblare, fasciculul se pregătește pentru proba hidraulică.
În timpul mandrinării se va evita apariția fenomenului de mandrinare incompletă și supramandrinarea, deoarece în ambele cazuri se va produce scurgerea fluidului între cele două spații tubulare.
Fasciculul tubular în formă de U se compune din țevile întoarse în formă de U asamblate prin mandrinare în placa tubulară, șicanele transversale, tiranți și distanțiere (pentru fascicule tubulare lungi).
Acest tip de schimbătoare au o singură placă tubulară. Prezintă dezavantaje precum: execuția complicată, curățirea greoaie a țevilor, umplerea incompletă a plăcilor tubulare și montarea dificilă a șicanelor transversale.
Înainte de asamblare, placa tubulară se fixează într-un dispozitiv întocmai ca la fasciculul tubular drept; după centrare se asamblează tiranții și șicanele transversale. Șicanele superioare au formă semirotundă, iar șicanele inferioare sunt sprijinite pe suporturi. Prin acest mod de așezare se păstrează orizontabilitatea tiranților și poziția lor perpendiculară pe placa tubulară. După verificarea pozițiilor are loc montajul țevilor, de la mijloc spre exterior. Țevile trec prin șicane și ies prin găurile centrale ale plăcii tubulare. Capetele țevilor ies din placa tubulară cu o anumită lungime necesară operației de mandrinare.
Asamblarea elementelor de țeavă în vederea obținerii lungimii totale necesare schimbătorului se realizează prin sudura electrică cu electrod de 2 mm. După asamblarea țevilor urmează mandrinarea definitivă a acestora. Pentru verificarea etanșeității asamblării țevilor cu placa tubulară se face proba hidraulică a fasciculului.
Mandrinarea țevilor fasciculelor tubulare se efectuează numai după introducerea tuturor țevilor fasciculului în plăcile tubulare și curățirea zonelor situate în regiunea găurilor. Distanța dintre șicane și lungimea părții libere de la capetele țevilor trebuie să fie minimum 7 mm. Lungimea părții libere de la capetele țevilor se verifică cu ajutorul unui șablon. Operația de mandrinare începe prin ungerea interiorului capetelor țevilor, a rolelor și a dornului aparatului de mandrinat cu ulei. Se introduce aparatul de mandrinat în interiorul țevii, pe o adâncime mai mare cu cel puțin 10 mm decât lungimea porțiunii de mandrinat. Se începe rotirea dornului central cu ajutorului aparatului de mandrinat manual cu șurub, asigurându-se astfel presarea inițială a țevii și fixarea acesteia pe peretele găurii. Urmează mandrinarea propriu-zisă executată cu ajutorul aparatului de mandrinat cu avans automat.
După încheierea procesului de mandrinare se execută retezarea capetelor țevilor la cota de 5 mm de la suprafața plăcii tubulare, luând în considerație și abaterea superioară, a cărei valoare este de 2 mm.
Compensatoarele de dilatație micșorează solicitările suplimentare apărute în cazul diferențelor mari de temperatură. Compensarea alungirilor se poate realiza prin utilizarea unui compensator toroidal, asemănător cu procedeul folosit la compensarea dilatării țevilor.
Șicanele transversale au rolul de susținere a țevilor, de a preveni vibrațiile acestora și mai ales de a mări viteza de curgere a fluidului peste țevi, însoțită de intensificarea transferului de căldură convectiv, dar și de mărirea pierderilor de presiune. Șicanele simplu segment sunt cele mai folosite. ele amplasându-se de obicei la o distanță minimă de 0,1 Ds (unde Ds este diametrul mantalei) , dar nu mai puțin de 50 mm, iar distanța maximă dintre ele nu trebuie să depașească 1 Ds. La alegerea distanței între șicane trebuie să se țină seama și că, pentru prevenirea vibratiilor țevilor, distanta între doua sustineri succesive ale acestora trebuie sa fie între 50 si 80 de diametre. Dacă pierderile de presiune sunt prea mari sau sunt necesare mai multe suporturi pentru țevi se pot utiliza șicanele dublu sau triplu segment sau să se elimine țevile din fereastra șicanei, cu mărirea corespunzătoare a diametruluimantalei.
Numărul de treceri este impus de debitul care circulă prin țevi și viteza acestuia, astfel încât să se obțină un raport între lungimea și diametrul aparatului în limite acceptabile (L/D <12). Prin mărirea numărului de treceri pentru un debit și o viteză dată prin țevi, se mărește numărul total de țevi și astfel diametrul fasciculului și al mantalei. În același timp însă, cresc pierderile de presiune și scade diferența medie de temperatură în aparat.
II.5.2 Alegerea fluidului care curge prin țevi
La alegerea fluidului care va curge prin țevi se va ține seama de câteva proprietăți și mărimi fizice ale agenților termici:
1) Gradul de murdărire. Fluidul mai murdar și mai greu de curățat se va introduce prin interiorul țevilor drepte care se poate ușor și eficient curată mecanic. Spațiuldintre țevi și manta este greu de curățat mecanic, utilizându-se de obicei, dacă este necesară, curățirea chimică.
2) Coroziunea. Fluidul coroziv va circula de regulă prin interiorul țevilor, pentru ca numai acestea să fie necesar să se execute dintr-un material anticoroziv. În cazul în care pentru protecția anticorozivă este necesară cauciucarea, aceasta nu se poate deobicei realiza la interiorul țevilor și în acest caz agentul coroziv (acid) va circula în manta.
3) Presiunea. Fluidul cu presiune mai mare este indicat să circule prin țevi, care având diametrul mic rezistă la presiuni ridicate fără a fi necesare grosimi mari ale peretelui. Încazul în care fluidul cu presiune ridicată ar circula prin manta,grosimea acesteia, deci și costul ei ar crește considerabil.
4) Temperatura. Înmod asemănător, fluidul fierbinte este indicat să circule prin țevi pentru a reduce tensiunile termice din material și a micșora grosimea izolației mantalei.
5) Toxicitatea. Fluidele toxice, inflamabile, explozive sau scumpe se vor introduce în partea cea mai etanșe a aparatului, de obicei în interiorul țevilor, luându-se măsuri speciale de etanșare.
6) Debit. Fluidul cu cel mai mic debit este indicat să se introducă în manta, pentru a obține un număr mai mic de treceri prin țevi și deoarece la curgerea peste țevi regimul turbulent apare la valori mai mici ale criteriului Reynolds ( Re limita= 103).
7) Vâscozitate. Fluidul mai vâscos se va introduce în manta pentru că în această zonă se poate obține regimul turbulent de curgere la valori mai mici ale criteriului Reynolds.
8) Pierderile de presiune. Dacă pentru un fluid pierderile de presiune sunt strict limitate, acesta va fi introdus în țevi, unde calculul pierderilor este mai exact și putem lua măsuri pentru limitarea pierderilor de presiune, în special prin micșorarea vitezelor.
II.5.3 Recomandări privind alegerea schimbătoarelor de căldură
Alegerea tipului de schimbător de căldură pentru un anumit proces tehnologic depinde de foarte mulți factori, din care se pot menționa: intervale de temperaturi și presiuni de lucru, proprietățile agenților termici, condițiile de exploatare și întreținere, eficiența și randamentul exergetic, precum și cheltuielile totale raportate la unitatea de căldură transferată [14].
În ceea ce privește materialul, schimbătoarele de căldură clasice, din țevi și manta, cât și cele în spirală, se pot realiza din orice material compatibil cu circulația agenților termici, în timp ce aparatele compacte de tip lamelar sau cu plăci nu se pot executa din materialele care nu se pretează la formare la rece precum: oțelurile cu conținut ridicat de crom, aliaje de zirconiu și titan. Datorită intensității ridicate a schimbului de căldură, care caracterizează aparatele schimbătoare de căldură compacte, suprafața de schimb de căldură este atât de mult redusă, încât, chiar dacă este confecționată din oțel inoxidabil, costul lor este comparabil sau uneori mai mic, decât alunui schimbător convențional cu manta și țevi din oțel. Un motiv în plus, pentru alegerea unui asemenea tip de schimbător îl constituie și rezistența oțelului inoxidabil la acțiunea corozivă a lichidelor folosite uzual pentru curățarea suprafeței de schimb de căldură.
Dacă în ceea ce privește presiunea de lucru, schimbătoarele de căldură clasice pot fi proiectate pentru orice presiune (limitările fiind determinate de dificultățile tehnologice și greutatea aparatului), temperatura impune o serie de restricții datorate, în special, tensiunilor care apar la îmbinarea țevilor, în timpul pornirii și opririi. Schimbătoarele de căldură compacte realizate din materiale subțiri, pe lângă faptul că sunt mai ușoare și flexibile, grosimea suprafeței de schimb de căldură limitează gama de presiuni la care pot fi utilizate.
Schimbătoarele de căldură lamelare, spirale sau cu plăci, montate în contracurent, datorită eficienței lor ridicate, sunt indicate, în mod special atunci când diferența de temperatură între agenții termici utilizați este mică. Aparatele compacte de schimb de căldură sunt economice și avantajoase până la anumite debite ale agenților termici. Schimbătoarele de căldură cu plăci sunt recomandate pentru debite care nu depășesc 500 m3/h lichid sau 5000 m3/h gaz; cele cu circulație spirală în ambele părți, până la 400 m3/h, respectiv 4000 m3/h gaz, în timp ce schimbătoarele în spirală cu circulație transversală pe o parte pot admite debite de până la 7000 m3/h lichid. Schimbătoarele lamelare sunt recomandate pentru debite de până la 3500 m3/h lichid. De menționat este faptul că în cazul schimbătoarelor de căldură clasice cu manta și țevi nu apar limitări din punctul de vedere al debitelor.
Asigurarea unei repartiții cât mai uniforme a debitelor agenților termici pe întreaga secțiune a suprafeței de schimb de căldură constituie o condiție importantă care trebuie să fie satisfăcută prin alegerea tipului schimbătorului de căldură. Aceasta, deoarece o distribuție uniformă înseamnă viteze de circulație, turbulență, grosimea stratului laminar, timpul de rămânere în apropierea suprafeței uniforme, evitarea stagnărilor și a dopurilor care favorizează depunerile și înrăutățesc transferul de căldură. Din acest punct de vedere, schimbătoarele de căldură compacte sunt recomandate, în comparație cu aparatele clasice cu manta și cu țevi, care necesită unele adaptări constructive suplimentare, în special, pentru evitarea stagnărilor în spatele deflectoarelor. Și în ce privește înlăturarea eventualelor depuneri, schimbătoarele de căldură compacte sunt avantajate.
Pentru schimbul de căldură între două lichide nevâscoase schimbătoarele de căldură cu plăci necesită suprafața cea mai mică. În cazul lichidelor corozive, pe lângă acest tip de aparat, se pot folosi și schimbătoare în spirală sau lamelare. Pentru debite volumetrice foarte mari sau temperaturi și presiuni ridicate se recomandă folosirea schimbătoarelor de căldură clasice cu manta și țevi.
În cazul încălzirii unui lichid nevâscos cu abur, schimbătorul clasic construit din oțel carbon sau aliaje de cupru poate constitui cea mai economică soluție. Dacă condițiile de lucru impun folosirea oțelului inoxidabil sau a altor materiale înalt aliate, se recomandă alegerea unui schimbător în spirală sau lamelar. Uneori, din motive sanitare sau datorită posibilității de curățire manuală, se folosesc schimbătoarele cu plăci, care prezintă și avantajul unui transfer mai mare de căldură pe partea lichidului.
În multe cazuri, schimbătorul de căldură cu fascicul tubular constituie cea mai economică soluție pentru procesele de schimb de căldură de la un lichid vâscos către apă sau abur. Atunci când procesul tehnologic impune evitarea riscului unor stagnări sau o accesibilitate ușoară la suprafața de schimb de căldură, precum și atunci când spațiul de amplasare a aparatului este limitat, se recurge la folosirea schimbătoarelor cu plăci sau spirale.
Pentru procesele de schimb de căldură între două lichide vâscoase, schimbătorul de căldură cu plăci este cel mai eficient, permițând obținerea unor valori mari ale coeficienților de transfer de căldură, datorită realizării unei turbulențe ridicate la numere Reynolds reduse și a unei repartiții uniforme a fluidelor pe plăci. Pentru lichidele newtoniene, turbulența ridicată constituie un factor foarte important de menținere a unei curgeri mai ușoare a lichidului. Această condiție devine cu atât mai importantă cu cât lichidul este mai vâscos. Experiențele efectuate au demonstrat că schimbătoarele cu plăci pot funcționa în condiții corespunzătoare la vâscozități cinematice ale lichidelor de până la 400-500 m2/s. Pentru lichidele cu vâscozități foarte mari, până la 4000 m2/s, se poate alege un schimbător de căldură în spirală.
Atunci când se lucrează cu lichide sensibile la căldură menținerea temperaturii ridicate și a timpului de încălzire sunt factori decisivi în alegerea tipului de schimbător de căldură. Condițiile pe care trebuie să le satisfacă aparatul în asemenea aplicații sunt: volume cât mai mici ale canalelor, coeficienți ridicați de transfer de căldură și o repartiție a agentului termic cât mai uniformă pe secțiunea suprafeței de schimb de căldură. Schimbătorul de căldură cu plăci îndeplinește cel mai bine aceste condiții. Schimbătorul de căldură în spirală are dimensiuni mia mari ale canalelor de trecere și coeficienți mai reduși de transfer de căldură, ceea ce face ca timpul de reținere a agentului termic în aparat să fie ceva mai lung. Condițiile menținerii strict controlate a temperaturii pe suprafața de schimb de căldură pot fi respectate, datorită stagnării minime și vitezei uniforme în canalul unic de curgere pe fiecare parte. Pentru ambele tipuri de schimbătoare de căldură menționate, temperatura peretelui se poate calcula foarte precis înainte de utilizare.
La încălzirea sau răcirea aerului cu ajutorul unui lichid, abur sau vapori se recomandă folosirea schimbătoarelor de căldură clasice, în care aerul circulă printre țevi. În vederea ridicării coeficienților de transfer de căldură se folosesc tot mai frecvent țevi cu aripioare, ceea ce determină o reducere sensibilă a greutății aparatului.
În cazul în care agenții termici între care se realizează schimb de căldură sunt gaze (aer), alegerea unui schimbător de căldură lamelar constituie, de cele mai multe ori, soluția cea mai economică, deoarece acest tip permite alegerea secțiunilor transversale cele mai compatibile cu volumele de curgere, dând astfel o utilizare completă a căderii de presiune admisibile și posibilitatea obținerii unei eficiențe termice ridicate. Când presiunea unui agent termic este mult mai mare decât a celuilalt, se poate opta pentru un schimbător de căldură cu manta și țevi cu aripioare.
Pentru temperaturi foarte joase, cum ar fi răcirea gazelor până la faza lichidă, se recomandă alegerea schimbătoarelor de căldură compacte cu plăci nervurate. Atunci când pericolul coroziunii este redus, se pot folosi materiale ieftine, ca de exemplu aluminiu.
Pentru condensarea vaporilor, dacă se pot folosi oțelul carbon sau aliajele de cupru, se recomandă luarea în considerație a schimbătoarelor de căldură cu manta și țevi. În cazul în care se impune folosirea oțelurilor inoxidabile sau a materialelor înalt aliate, schimbătoarele de căldură lamelare sau în spirală oferă o soluție mai avantajoasă.
Condensarea vaporilor dintr-un amestec gaz-vapori se poate realiza în condiții avantajoase într-un schimbător de căldură în spirală prevăzut în partea sa superioară cu un condensator. În acest tip de aparat, pe măsură ce concentrația de gaz crește, amestecului i se asigură o circulație în contracurent, ceea ce îmbunătățește transferul de căldură. La ventilul de evacuare se poate obține un gaz aproape uscat. Pentru debite mari se folosesc, aproape în exclusivitate schimbătoarele de căldură cu manta și țevi.
Pentru instalațiile de evaporare, distilare și rectificare se folosesc schimbătoare de căldură compacte, care permit o îndepărtare relativ ușoară și economică a depunerilor de pe suprafețele de schimb de căldură. Majoritatea schimbătoarelor pentru temperaturi înalte sunt proiectate în funcție de condițiile speciale în care vor fi utilizate. Pentru asemenea aplicații, țevile dintr-un material corespunzător constituie suprafața de schimb de căldură cea mai fiabilă, cu condiția ca îmbinările țevilor să fie protejate de fluidul cu temperatura cea mai ridicată (de obicei, gazele de ardere). Pentru aceste condiții dure de funcționare, când temperatura peretelui este foarte apropiată de temperatura de fluaj a materialului, o atenție deosebită trebuie acordată asigurării unei grosimi cât mai uniforme a suprafeței de schimb de căldură.
II.5.4Întreținerea, revizia și repararea schimbătoarelor de căldură
Întreținerea planificată a schimbătoarelor de căldură este prevăzută în graficul ciclului de reparații, întocmit în funcție de tipul constructiv și de condițiile de lucru ale acestora. Reparația cuprinde: demontarea aparatului; curățirea de o parte sau din ambele părți a suprafețelor tubulare și stabilirea gradului de uzură; proba de etanșeitate, depistarea țevilor uzate și înlocuirea sau închiderea lor; Schimbarea garniturilor la îmbinările demontabile; asamblarea și probarea aparatului [15].
Reparația capitală însumează toate operațiile de mai sus, la care se adaugă posibilitatea de schimbare a unui număr mare de țevi (uneori întreg fasciculul), recondiționarea corpului, repararea plăcilor tubulare. Operațiile de reparare cuprind proba de etanșeitate, repararea plăcii tubulare cât și curățarea schimbătorului.
Proba de etanșeitate a țevilor în plăcile tubulare, efectuată înainte de reparație, constituie o parte importantă a procesului tehnologic de reparație, ea furnizând date asupra gradului de uzură al țevilor. Uzarea țevilor și lipsa de etanșare la îmbinarea acestora cu placa tubulară constituie cele mai frecvente cauze care determină reparațiile și se pot stabili corect numai pe baza încercărilor.
Verificarea etanșeității și precizarea locului de scurgere se realizează în felul următor: după demontarea capacelor, în spațiul intertubular se creează o presiune de probă hidraulică egală cu presiunea maximă nominală. Etanșeitatea se verifică vizual, prin examinarea ambelor plăci tubulare. Uzarea țevilor este marcată prin scurgerea apei din țeavă; defectul de mandrinare sau sudare se observă prin scurgerea apei în jurul capătului țevii.
Înainte de proba de etanșeitate, este necesară verificarea formei țevilor: apariția încovoierilor la țevi, deformările locale de secțiune și starea suprafeței țevii. Țevile degradate sau cu pereții subțiați nu pot fi utilizate în continuare la regim de lucru sub presiune. La reviziile tehnici și la reparațiile curente, țevile deteriorate descoperite, al căror număr nu depășește 10% din nr. total al țevilor pot fi lăsate neînlocuite, fiind închise la ambele capete cu sudură sau cu dopuri metalice de conocitate de 3-5%. La reparațiile capitale nu este indicat să se lase țevi degradate, deoarece acestea scad productivitatea aparatului și reduc coeficientul de transfer termic.
Îndepărtarea șevilor uzate (mandrinate) de placa tubulară se face dăltuirea manuală a cordonului de sudură sau prin tăierea capului țevii cu o freză specială acționată de unarbore flexibil sau cu mașini electrice de găurit. După îndepărtarea țevilor uzate, găurile din placa tubulară se curăță și se alezează.
La reparațiile curente de gradul al doilea se admite utilizarea porțiunilor sănătoase ale țevilor demontate pentru a se confecționa din ele, prin sudare cap la cap, țevi compuse, pe lungimea fascicului tubular, cu condiția ca pe o lungime de 2 m să nu existe mai mult de o sudură și ca distanța cusăturii de compunere de la suprafața interioară a plăcii tubulare să fie minim 50 mm.
O formă des întâlnită de uzură a plăcilor tubulare o reprezintă fisurile care apar în timpul exploatării ca urmare a tensiunilor termice sau datorită tensiunilor interne remanente, de natură tehnologică. Aceste fisuri apar în general între două orificii învecinate sau cuprind o suprafață mai mare a plăcii tubulare. Se admite sudarea acestor fisuri, dacă lungimea lor nu depășește 10% din lungimea puntiței (suprafața înscrisă între patru găuri vecine) în sensul fisurării. Recondiționarea plăcilor tubulare cu asemenea fisuri se face prin sudarea unei bucșe de întăire ăn gaură (care în prealabil se lărgește), bucșa având o înălțime de trei ori mai mare decât grosimea plăcii tubulare sau prin sudare, fără introducerea bucșei de întărire.
Operația obligatorie de curățire a schimbătoarelor de căldură are loc în cadrul reparațiilor periodice, având ca scop eliminarea depunerilor provenite din impuritățile fluidelor prelucrate sau din efecte de coroziune. Prezența depunerilor înrăutățește transferul termic din aparat. Metodele de eliminare a depunerilor sunt variate și depinde de caracterul acestora (depozite tari, poroase sau moi) și de construcția aparatului. Cele mai uzuale procedee sunt: curățarea mecanică cu apă și suflare cu abur sau aer comprimat, curățarea chimică, curățarea mecanică, curățarea fizico-chimică și curățarea prin șoc termic.
Curățarea prin spălare cu apă se aplică la depozitele moi (nămol, cocs, smoală, materiale vegetale) și constă în trecerea unui curent de apă caldă sau abur cu viteză mare prin țevi, urmată de uscarea cu abur sau aer.
Curățarea chimică se aplică la îndeplinirea depozitelor de săruri, piatră sau alte depozite tari. În acest scop se utilizează soluții alcaline, soluții cu acid clorhidric diluat, soluții de metafosfați. Se preciează că țevile din metale neferoase impun folosirea inhibitorilor introduși în soluția de spălare. Curățarea chimică este un procedeu scump și prezintă pericolul de degradare a suprafețelor metalice.
Curățarea mecanic, utilizată pe scară largă în industria chimică esete eficientă pentru îndepărtarea depozitelor de naturi diferite, având însă dezavantajul unei manopere ridicate și a inaplicabilității la anumite tipuri de schimbătoare de căldură. Metoda constă în îndepărtarea depozitelor cu ajutorul unor scule așchietoare, acționate manual sau mecanic. În vederea curățării mecanice, aparatul se demontează total sau parțial. Curățarea la exterior a țevilor se realizează prin rașchetare sau prin ciocănire. Când țevile sunt distribuite pe vârfurile pătratelor, rașchetarea se face după două direcții perpendiculare; când țevile sunt distribuite pe vârfurile triunghiurilor echilaterale, rașchetarea se execută după trei direcții.
Curățarea interioară a țevilor se execută cu scule și dispozitive speciale: perii spirale confecționate din sârmă sau fibre sintetice acționate de fluid sub presiune, ciocane.
CAPITOLUL III
INOVAȚII ÎN STUDIUL MĂRIRII EFICIENȚEI SCHIMBĂTOARELOR DE CĂLDURĂ
III.1 Optimizarea parametrică a schimbătoarelor de căldură cu șicane elicoidale suprapuse
Schimbătoarele cu șicane elicoidale sunt construite pe baza schimbătoarelor de căldură cu șicane segmentate. Curgerea ia forma unui helix și are avantajul de a egaliza transferul de căldură, micșorează rata depunerilor și eroziunea indusă de curgerea în ”zone moarte” și scade căderea de presiune la nivelul mantalei. Acestea sunt folosite pentru fluide cu vâscozitate ridicată, găsindu-și aplicații în rafinarea țițeiului, a ingineriei chimice și a domeniului nuclear.
Încă de la inventarea acestui tip de schimbătoare de către ABB LUMMUS în anii ”90, s-au condus cercetări în scopul optimizării performanței lor. Cu ajutorul metodelor numerice au fost cunoscute efectele diferitelor unghiuri ale helixului și nr. întrepătrunderilor asupra rezistenței la curgere și a transferului termic. O eficiență mărită a fost observată la creșterea unghiului de helix, pe când căderea de presiune a fost influențată de creșterea suprafeței de suprapunere. Tuburi eliptice cu aripioare au fost aplicate de-a lungul șicanelor pentru a mări coeficientul de transfer de căldură.
Fiecare din aceste studii a avut ca scop urmărirea variației unui singur parametru, fără a ține cont de interacțiunea lor, principalul motiv fiind complexitatea simulării necesare. Metoda Taguchi este folosită cu succes în optimizarea design-ului din ingineria mecanică, fiind un sistem robust de optimizare a parametrilor. În cazul de față, aceasta este aplicată în analiza a 5 parametrii critici: unghiul helixului, lungimea suprapunerilor, diametrul țevilor, distanța de la centru la țevi și dispunerea țevilor [16].
Modelul fizic este simulat, iar rezultatele obținute sunt comparate cu cele experimentale. Pentru modelarea numerică se folosesc metode computaționale care împart șicanele în matrici (9,8×106 celule) ale căror valori sunt analizate (Fig.6). Se observă cum deviația căderii de presiune este cuprinsă între 14,7-21,5% și deviația coeficientului de transfer de căldură a peretelui 9,0-14,8%, fapt ce confirmă o acuratețe potrivită a simulării numerice. Parametrii geometrici reali, precum și cei luați în calcul de-a lungul studiului sunt prezentați în Tabelul III.1.
Metoda Taguchi este folosită pentru a determina impactul generat de toți parametrii considerați asupra configurației optime. Căderea de presiune și transferul de căldură sunt caracterizate de un factor adimensional JF care va fi folosit pentru a caracteriza rezultatele obținute. Funcția obiectiv este maximizarea acestui factor luând în calcul geometria schimbătorului. Pentru validarea rezultatelor se folosesc două metode: una intuitivă și alta statistică. În cazul metodei intuitive se observă contribuția majoră a lungimii de suprapunere a șicanelor (24,83%). Diametrele tuburilor și unghiul de helix scad alternativ. Însumată, contribuția acestor trei factori de control este de peste 60% (Fig.7). În cadrul metodei statistice se aplică analiza de variație (ANOVA) și se obțin rezultate asemănătoare, confirmând strânsa legătură dintre suprafața de întrepătrundere și eficiența ridicată. De asemenea se recomandă folosirea dispunerii țevilor din fasciculul tubular în configurație de triunghi. Pentru același debit, factorul JF optimizat poate fi analizat în Fig.6.
Tabelul III.1 Parametrii geometrici considerați în simulare
Fig.6 Contribuția parametrilor și Factorul JF la debit constant
Fig.7 Modelul computațional; Suprapunerea datelor experimental vs simulare
III.2 Efectele parametrilor geometrici asupra caracteristicilor termice și hidrodinamice ale schimbătoarelor cu fascicul tubular cu șicane elicoidale
Schimbătoarele cu fascicul tubular reprezintă cel mai întâlnit tip de utilaje de transfer termic folosit în industrie. Mai mult de 35-40% din schimbătoarele din industria chimică, petrolieră și alimentară fac parte din această categorie. Cu o piață diversificată, doar configurațiile optime își pot face loc în compețiția producătorilor de utilaje industriale.
Astfel au fost dezvoltate diverse metode de îmbunătățire a transferului termic și a reducerii căderilor de presiune la nivelul mantalei. Una dintre ele este introducerea de șicane la nivelul mantalei cu scopul de a crește circulația în schimbător. Configurația cu șicane în zig-zag are ca dezavantaj existența unei ”zone moarte” în spatele fiecărei șicane, ceea ce determină depuneri, apariția unei căderi de presiune mare și generarea de vibrații la trecerea fluidului. Șicanele elicoidale au fost introduse pentru a evita aceste probleme. Studiile au arătat că un unghi de 40o are cea mai bună comportare, aducând îmbunătățiri de peste 10% chiar și față de șicanele segmentate.
Desigur, aceasta nu este ultimul pas al inovației. Prin analiza numerică și computerizată a curgerii în 3D prin tehnici CFD (Computational Flow Dynamics) s-a descoperit că se pot adăuga mai multe straturi de șicane care se întrepătrund. Eficiența termică crește cu 25% la adăugarea celui de-al doilea strat, iar căderea de presiune devine din ce în ce mai accentuată odată cu variația lungimii de suprapunere.
Pentru a stabili configurația optimă, diferite metode au fost propuse. În cazul de față este folosită o rețea de artificială de neuroni (ANN) pentru a găsi optimul în valorile parametrilor: unghiul de helix, pasul șicanelor, căderea de presiune și coeficientul convectiv de transfer de căldură. Proprietățile fluidului și caracteristicile constructive ale schimbătorului sunt prezentate în Tabelul III.2. Fluidul este considerat a fi Newtonian și incompresibil. Problema este discutată în regim staționar, temperatura medie de intrare în manta este de 318.5K, iar materialul ales atât pentru șicane cât și pentru manta este oțel inoxidabil cu o conductivitate termică de 15,2 W/mK. Dispunerea șicanelor și modelul de curgere determinat sunt prezentate în Fig.8.
Fig.8 Dispunerea șicanelor și modelul de curgere simulat
Tabelul III.2 Proprietățile fluidului vehiculat și caracteristicile schimbătorului
Simularea se face considerând secțiunea transversală prin schimbător ca fiind o matrice cu 1,8×106 celule pentru care se aplică ecuațiile de transfer termic. Pentru un unghi de helix de 40% și un pas al șicanelor de 250 mm (suprapunere 50%), modelul prezintă date concordante cu cele înregistrate experimental. O rețea artificială de neuroni este folosită pentru a stabili optimul prin variația unghiului de helix (β) de la 30-32-34-…-50o și a distanței de suprapunere de la 0-65%.
Diferența între maximul și minimul de presiune pe ciclu este de 158,1 Pa, ceea ce sugerează că folosirea șicanelor elicoidale distribuie uniform presiunea și temperatura în fluidul vehiculat. Coeficientul de transfer termic convectiv este mai mare pentru valori mici ale unghiului de helix crescând cu 9% de la 50o la 30o, fapt datorat unei amestecări intense. La schimbarea lungimii de suprapunere coeficientul termic crește cu 10% pentru 30o și cu doar 2,5% la un unghi de 50o, acesta începând să scadă drastic după valoarea de 50%. În ceea ce privește căderea de presiune, pentru un unghi de 30o, la variația pasului șicanelor de la 120 mm la 346 mm se observă o scădere de la 1300 Pa/m la 600 Pa/m. Considerând unghiul de helix și pasul șicanelor ca fiind principalele variabile, o rețea de neuroni cu 2 straturi și 12 neuroni pe strat a fost folosită pentru a determina valorile optime.
În funcție de cerințele constructive, au fost alese mai multe seturi de date prezentate în Tabelul III.3. La compararea rezultatelor numerice cu cele determinate experimental s-au obținut erori mai mici de 0,1%. Pentru validarea datelor s-a folosit diagrama Pareto prezentată în Fig.9.
Tabelul III.3 Rezultatele optime obținute
Fig.9 Diagrama Pareto a rezultatelor obținute; Variația coeficientului de transfer termic și a căderii de presiune cu unghiul helixului și pasul șicanelor
III.3 Optimizarea ștuțului de intrare a fluidului într-un schimbător de căldură cu micro-canale
Odată cu avansarea tehnologiei, densitățile fluxurilor de căldură întâlnite la nivelul microelectronicelor devin din ce în ce mai mari. Pe de-o parte este necesară o răcire activă a elementelor care produc căldură pentru a le asigura buna funcționare. Pe de altă parte este nevoie de îmbunătățire considerabilă a uniformității temperaturii obiectelor răcite.
În momentul de față cele mai întâlnite metode sunt acelea de folosire a microcanalelor în schimbătoare cu plăci. Acestea pot reduce creșterea temperaturii doar prin creșterea debitului de refrigerent, fapt care generează o creștere a puterii sistemului de recirculare a agentului de răcire, adăugând costuri suplimentare. Pentru a crea un gradient de temperatură constant se folosește o nouă tehnică de răcire cu jet de fluid (jet impingement). Această nouă metodă poate folosi fie aer sau apă drept fluid răcitor vehiculat prin numeroase ștuțuri direct pe suprafața obiectului de la care se dorește a se transfera căldura [17].
Un factor de mare impact este diametrul (d) și poziționarea ștuțurilor (z) față de placă, subiect de cercetare pe care întreaga comunitate științifică de specialitate se concentrează în momentul de față. În lucrarea de față se folosește un schimbător de căldură hibrid ce îmbină aceste două tehnologii. Fiind dependentă de nr. Reynolds și Nusselt, această tehnică va fi analizată experimental cu o instalație pilot ca în Fig.10. Apa este agentul de răcire și este stocată într-un rezervor la temperatură constantă (t=20o). Viteza în bucla de circulare poate fi variată, dar se preferă un debit constant. Apa trece printr-un filtru de 5 microni, urmând a intra în test. Fluxul de căldură este generat de un încălzitor pe bază de plăci ceramice setat la 50 W/cm2.
Distanța până la placa fierbinte a ștuțurilor de intrare a fluxurilor de răcire poate fi ajustată, iar diametrul acestora poate varia de la 50 µm până la 1,5 mm. Lățimile microcanalelor scad de la 1,53 mm la 140 µm. Folosind termocuple și un computer conectat la buclă pentru analize se poate determina un model teoretic care diferă cu 9% față de grosimea reală a peretelui și 6% față de lățimea microcanalelor. Este de precizat că pentru fabricarea lor s-a folosit poli(dimetil-siloxan) degazat (PDMS) turnat, iar pentru diferitele diametre ale ștuțurilor s-a folosit un tăietor LASER cu o putere de 5 W controlat de un computer.
La variația debitului și a parametrilor mai sus amintiți se observă valoarea optimă fiind: rezistență termică scăzută (mai mică de 2×10-5 Km2/W) pentru debit scăzut (672 ml/min), respectiv o valoare a nr. Reynolds de 2218. Căderea de presiune este măsurată de un senzor de presiune diferențial cu o eroare de 0,25%.
Fig.10 Sistemul pilot folosit; Detaliu microcanale
Reducerea diametrului ștuțurilor determină o creștere mare a căderii de presiune. Pentru un raport z/d = 1 și z/d = 6 valoarea căderii de presiune este de până la 9 ori mai mare în funcție de debitul agentului de răcire. O diferență mai mică de 0,7oC per 5 cm arată un gradient de temperatură uniform, fapt urmărit de studiu. Rezultatele sunt prezentate în Fig.11, în funcție de debitul ales [18].
Fig.11 Variațiile parametrilor ajustați
III.4 Optimizarea unui răcitor cu aer prin elaborarea de strategii de reducere a consumului maxim de putere
Schimbătoarele de căldură folosite în prezent devine din ce în ce mai necesar să aibă, pe lângă proprietăți bune de transfer termic și un raport calitate/preț cât mai potrivit, și un sistem de înmagazinare a energiei calorice. La nivel mondial se observă cum numai pentru încălzirea spațiului locuibil, între orele de vârf 18:00-20:00, se consumă mai mult de o treime din energia folosită într-o clădire. Acest fapt este legat direct de folosirea sistemelor de încălzire prin ventilație.
Pentru a rezolva aceste probleme sistemele de ventilație, care nu sunt altceva decât schimbătoare de căldură cu aer, au integrat aplicații de stocare a căldurii latente. Aceste noi tehnologii permit îmbunătățirea răcirii/încălzirii cu un nivel minim de consum energetic. Cel mai bun candidat pentru aceste noi metode este reprezentat de materialele cu schimbare de fază (PCM). Acestea înmagazinează căldura mediului ambiant oferind un surplus de putere la pornirea schimbătorului.
În acest studiu se prezintă ca material cu schimbare de fază folosit un multistrat de stiren cu parafină macroencapsulată ce răspunde adecvat la schimbările termice. Modelul numeric a fost construit în Matlab/Simulink primindu-și datele de intrare de la mai multe termocuple și senzori de presiune pentru debitul de aer vehiculat. Senzorii au fost montați într-o clădire de 80 m2 cu dispunere rectangulară (10x8x3), iar datele au fost culese pentru o perioadă de un an. Scopul experimentului este acela de a menține o temperatură constantă de 20oC. Dacă structura luată în calcul necesită mai puțin de 50 kW/m2/an, atunci este una eficientă din punct de vedere energetic. Folosind un sistem clasic de încălzire s-a găsit un necesar de 652,23 kWh, ceea ce înseamnă 48,9 kWh/m2/an. Consumul maxim a fost înregistrat între orele 18:00-20:00 variind de la 1,37-2,77 kWh [19].
Au fost folosite 3 configurații (Tabelul III.4) în care s-au variat parametrii constructivi ai schimbătorului, inclusiv cantitatea de PCM încorporată. Cu o toleranță de 0,5oC și un debit maxim de aer circulat de 720 m3/h rezultatele sunt prezentate în Fig.12 și Tabelul III.5. În scopul micșorării facturii la electricitate, cu datele culese s-a construit un model matematic optimizat prin algoritmi iterativ Newton-Raphson (4860 simulări). Fără a interveni în modificarea structurii constructive a schimbătorului, modelul a avut ca scop optimizarea intervalelor de funcționare. Astfel a fost creată o strategie de lucru care să asigure cel mai scăzut cost de operare (Fig.12).
Tabelul III.4 Caracteristicile constructive ale configurațiilor propuse
Tabelul III.5 Rezultatele obținute
Știind prețul consumului pentru perioada de zi (0,1510 EUR/kWh) și cel pentru perioada de noapte (0,1044 EUR/kWh), configurația clasică de operare a dat un necesar de 740,8-780 kWh și costuri lunare cuprinse între 90,08-102,51 EUR. Aplicând strategia de funcționare în cicluri optime se observă o nevoie de energie de 469,86-529,30 kWh cu un cost lunar de până la 63 EUR.
Fig.12 Diagrama optimă a ciclurilor de funcționare pentru un cost minim
III.5 Monitorizarea on-line a depunerii de cenușă și optimizarea îndepărtării acesteia într-un schimbător de căldură integrat într-un boiler pe cărbuni
Deși combinatele energetice bazate pe surse regenerabile au înregistrat o dezvoltare puternică în ultimul deceniu, combustibilul fosil rămâne principala sursă de energie la nivel mondial. Odată cu înăsprirea condițiilor de emisie a gazelor de seră atenția a fost atrasă asupra termocentralelor ce funcționează pe bază de cărbuni. Boilerul este unul dintre elementele cheie ale acestei instalații. Deși optimizarea performanței acestuia a fost intens studiată, depunerile de cenușă pe suprafețele de transfer de căldură au reprezentat dintotdeauna o problemă.
Cenușa depusă este înlăturată cu ajutorul unor fluxuri de abur suflate pe suprafețele unde se petrece transferum termic. Deși eficiența este îmbunătățită metoda prezintă dezavantaje în privința pierderii de abur, creșterea costului de mentenanță și accentuarea eroziunii și coroziunii. Studiul de față își propune să analizeze lungimea optimă a suflătoarelor de cenușă în cicluri care asigură un cost redus și o eficiență de transfer termic maximă.
Studiul de caz prezintă un boiler de tip HG-1025/17,3-WM18 cu circulație naturală și 4 pulverizatoare care funcționează împerecheat (2 cu 2). Acesta este alimentat cu antracit și are o configurație a flăcării de tip W. Specificațiile utilajului sunt prezentate în Tabelul III.6. Măsurarea on-line a depunerii cenușii se face analizând gazele arse. Un model matematic este alcătuit pentru a compara rezultatele identificate cu cele măsurate. Gazele arse trec printr-o serie de senzori fiindu-le urmărite temperatura, conținutul de CO2 și transparența (cantitatea de funingine). În funcție de acești parametri se modifică volumele de aer introduse și debitele de apă supuse procesului. Schimbătorul de căldură este de tip economizor și are rolul de a recupera căldura rămasă în gazele arse [20].
Fără a ști gradul de depunere a cenușii sistemul de suflare cu abur supraîncălzit nu poate fi folosit într-un regim variabil, specific fiecărei părți a schimbătorului. Acest lucru face ca sistemul de îndepărtare a cenușii să fie folosit într-un regim fix, cu condiții de operare care nu sunt modificate. Analizând nivelul de depuneri, acesta poate fi ajustat în cicluri de funcționare astfel încât să asigure un minim de consum. Rezultatele sunt prezentate în Tabelul III.7 și Fig.13.
Tabelul III.7 Optimizarea duratei ciclurilor de funcționare a suflătoarelor de cenușă
Fig.13 Progresul eficienței termice în urma utilizării ciclurilor optimizate de suflare a cenușii
III.6 Optimizarea unui schimbător de căldură tub-în-tub și aripioare pentru recuperarea căldurii folosind tehnici CFD și CCD
Pe lângă principala funcție de transfer de căldură (încălzire/răcire), schimbătoarele pot fi folosite pentru recuperarea de căldură din diverse procese cu efect caloric. În cazul motoarelor cu ardere internă, de pildă cazul motoarelor diesel, mai mult de 30-40% din energia dată de combustia carburantului se pierde în gazele de eșapament, doar 12-25% fiind transformată în lucru mecanic util. Se dorește înmagazinarea unei cantități cât mai mari de energie generată și o diminuare a gazelor de seră. În această idee s-au dezvoltat tehnologii bazate pe materiale cu schimbare de fază ce pot stoca până la 10-15% din căldura gazelor de eșapament.
Un studiu de caz cu rezultate promițătoare este acela a integrării pe tronsonul de eșapare a gazelor a unui schimbător tub-în-tub cu aripioare. Având un design special (Fig.14) care-i oferă o cădere de presiune scăzută și un grad ridicat de recuperare termică. În acest scop se folosesc metode numerice de modelare pentru a reprezenta cât mai bine modelul de transfer termic, tehnici computaționale de curgere dinamică a fluidului (CFD) și o metodologie de design centrată pe rezultate (CCD).
Tehnica CFD a fost discutată în articolele de mai sus, așa că rămâne o introducere în folosirea design-ului centrat (CCD). În cadrul acestei metodologii se atribuie puncte de interes cu față de un obiectiv absolut, numit și rezultatul central sau centrul de greutate, de unde vine și numele. Restul de parametri modificați sunt centrați în jurul acestei valori într-o rețea interconectată. Fără a lăsa diferențe prea mari față de centru se obțin modele stabile și robuste. Proprietățile agentului de răcire folosit (apa) și a materialului de construcție a schimbătorului (oțel carbon) și factorii pentru metoda centrată sunt prezentate în Tabelul III.8. Rețeaua de celule folosită de metoda CFD este prezentată în Fig.15 [21].
Tabelul III.8 Parametrii folosiți în optimizare
Fig.14 Design-ul clasic folosit în simulare și curgerea optimizată
În toate cazurile de optimizare lungimea schimbătorului este de 70 cm, având un diametru interior de 12 cm și unul exterior de 14 cm, în timp ce diametrul intern prin care circulă gazele arse este de 48 mm. De asemenea se consideră o izolare perfectă fără pierderi în mediul înconjurător, iar proprietățile gazelor de eșapament sunt considerate a fi asemănătoare cu cele ale aerului. Rețeaua 3D a fost făcută folosind SolidWorks și ANSYS-WORBENCH fiind simulate de la 200000 până la 800000 celule (Fig.15).
Fig.15 Rețeaua de celule din matricea secțiunii schimbătorului și distribuția temperaturilor
Folosirea de soft-uri de simulare a ușurat munca, dar pentru completarea optimizării a fost nevoie de aplicarea unei metodologii bazată pe răspunsul la suprafață (RSM). Această tehnologie poate face scanări de temperatură amănunțite la nivelul schimbătorului. Confruntând datele obținute din model cu cele culese prin măsurare acestea pot fi validate și optimizate.Variind parametrii constructivi mai sus amintiți și ținând cont de metoda de design centrat, s-au determinat mai multe cazuri optime prezentate în Fig.16. Cel mai bun caz recuperează 261,048 W, având o cădere de presiune de 232,647 Pa pentru 10 aripioare de înălțime 39,27 mm și grosime 4 mm.
Fig.16 Rezultatele obținute la optimizare
III.7 Optimizarea unei rețele de schimbătoare de căldură cu capacitate variabilă de schimb de căldură
O rețea de schimbătoare de căldură bine construită scade necesarul de energie dintr-o instalație aducând profituri și susținând mediul înconjurător. Cu trecerea timpului rețelele de schimbătoare construite cu un deceniu în urmă devin ineficiente când li se aplică standardele curente. Prin modernizarea unui tren de încălzire a unei instalații de distilare se pot obține reduceri de 12% în energia folosită și 10% a emisiilor de CO2.
În literatură, când se rezolvă astfel de probleme de optimizare, se consideră întotdeauna un regim staționar și o capacitate constantă de schimb de căldură (debit constant). Deși se obțin rezultate promițătoare, încă se lucrează la metode capabile să determine schimbul de căldură în rețea la un debit variabil. Soluția identificată este folosirea unui algoritm de optimizare multi-obiectiv (MOO).
Metoda este aplicată pentru un tren de preîncălzire a țițeiului brut, cu 9 fluxuri calde și 3 fluxuri reci. Rețeaua existentă este prezentată în Fig.17. Pentru început se aplică o metodă clasică de optimizare cu un singur obiectiv în care se folosesc 60 de variabile structurale și 27 de variabile continue. Rezultatele obținute sunt promițătoare în ceea ce privește costul utilităților, fiind redus cu 11%. În schimb, metoda se dovedește a fi cu 17% mai scumpă decât cazul existent. Cu investiție de aproape 20% este de înțeles nevoia de soluții mai bune, găsite cu ajutorul optimizării multi-obiectiv.
Fig.17 Rețeaua clasică vs. Rețeaua optimizată
În cazul optimizării multi-obiectiv, aceasta este executată în Matlab și necesită un timp de 18000 s pentru fiecare schimbător din rețea. Se observă o scădere a investiției cu peste 8% și o redistribuție a suprafețelor de schimb de căldură. De exemplu, de la 1073,6 m2 versus 776,4 m2 sau 276,2 m2 la 486,6 m2. Rețeaua optimizată se poate vedea în figura precedentă, iar o comparație dintre metode este făcută în Fig.18.
Fig.18 Comparație între metodele de optimizare din punct de vedere economic
Pentru cele trei structuri identificate (clasică, simplu-obiectiv și multi-obiectiv) se face și o evaluare pentru cazurile cu debit variabil. Acest lucru permite exploatarea maximă a rețelei de transfer de căldură. Suprafața de transfer termic adăugată este cu până la 30% mai mică, iar economiile făcute prin reducerea costului de operare ajung până la 7,18 mil. $/an, comparativ cu metoda clasică – 2,57 mil. $/an. Tabelul III.9 oferă o privire de ansamblu asupra rezultatelor obținute [22].
Tabelul III.9 Rezultatele obținute prin optimizare
III.8 Optimizarea globală a unei rețele flexibile de schimbătoare de căldură într-o instalație de sinteză chimică
Integrarea energetică este motivată prin beneficii economice. Impactul rețelei de schimbătoare de căldură într-o instalație este unul puternic în ceea ce privește dificultatea în operare. În completare, configurația acestor utilaje poate impune limitări de operare provocând ”gâtuituri” ale fluxului instalației. Schimbările sunt posibile numai după ce o strategie riguroasă a fost analizată utilizând modele de optimizare cu o șanse ridicate de reușită.
Unul dintre aceste sisteme este modelul SynFlex care are ca scop transformarea matricei parametrilor considerați în calcul într-o funcție convexă. Pentru această funcție se poate găsi domeniul optim folosind o strategie globală de optimizare (GOS) care are ca scop atașarea cerințelor economice la funcția dată. Luând în calcul toate aceste constrângeri se obține o serie de sisteme de ecuații care trebuie rezolvate simultan pentru rezultate precise. Funcția obiectiv a modelului definit este aceea a micșorării costului total anual (TAC).
Pentru a verifica stabilitatea modelului acesta este aplicat pe două studii de caz ce vizează rețele de schimbătoare de căldură dintr-o instalație de sinteză chimică. Este definit un index de flexibilitate care are rolul de a arăta cât de multe îmbunătățiri se pot face cu configurația existentă. În primul studiu de caz limita de flexibilitate este crescută cu 20oC pentru o rețea de 5 schimbătoare. Optimul global produce o investiție rezonabilă și un cost de operare mai mare, fezabil pentru o perioadă de 5 ani (Tabelul III.10).
Tabelul III.10 Rezultatele optimizării pentru primul studiu de caz
În cazul al doilea este prezentată o rețea de schimbătoare într-o instalație care produce bio-etanol. Reactorul este unul de tip piston unde se face conversia etanului în etanol prin reformare cu abur. Reacția este una endotermă, având o selectivitate ridicată. Un bun sistem de schimbătoare de căldură are un rol important, deoarece poate mări semnificativ eficiența procesului, scăzând totodată costul de operare. Indicele de flexibilitate este mărit cu 15oC [23].
Simultan cu identificarea domeniului optim pentru ansamblul de utilaje de transfer termic se determină și limite atât superioare cât și inferioare pentru investițiile făcute. Rezultatele sunt prezentate în Tabelul III.11.
Tabelul III.11 Rezultatele obținute pentru cazul II
III.9 Optimizarea parametrilor constructivi ai unui schimbător de căldură în plăci cu suprafețe ondulate
Nevoia de proiectare a echipamentului pentru procese valabile din punct de vedere economic și al durabilității ecologice a acționat că un impuls în dezvoltarea proiectării schimbătoarelor de căldură în plăci (SCP). Avantajele unui SCP față de echipamentul convențional de transfer de căldură au ușurat folosirea acestora în aplicațiile cu două faze lichide. Acestea sunt folosite de obicei în procesele industriale unde se întâlnește un spectru mare de temperatură datorat compactității lor, temperatură scăzută de lucru și ușurința curățirii și a reviziei. Plăcile acestor schimbătoare de căldură cuprind forme aproximativ sinusoidale aplicate într-un șablon în formă de coadă de pește, considerat de asemenea și cel mai eficient. Este cunoscut faptul că sunt folosite două mecanisme pentru creșterea schimbului de căldură, însoțite de pierdere de presiune; inducția turbulenței și creșterea frecării. Când două astfel de plăci sunt suprapuse, se formează un canal cu pasaje complicate. Datorită întreruperii și reatașării straturilor, fluxurilor secundare și a pasajelor de mici dimensiuni, apar coeficienți mari de transfer de căldură. Acest fapt permite o suprafața redusă, până la o treime din suprafața unui schimbător de căldură tub-în-tub, astfel reducând costul, volumul total și spațiul necesar schimbătorului.
Într-un studiu se folosesc tehnici computaționale de tip CFD pentru a determina caracteristicile optime ale parametrilor constructivi găsiți la nivelul plăcilor schimbătorului. Se consideră o serie de canale tridimensionale triunghiulare așezate în forma literei V. Plăcile sunt identice și sunt în șablon încrucișat ca în Fig.19. Principalii factori geometrici sunt înălțimea (d) și lățimea corugațiilor (z); înălțimea (2H) și lățimea canalelor (2W) și unghiul de atac (θ).
Fig.19 Dispunerea plăcilor în schimbător și distribuția temperaturii și a presiunii după optimizare
În definirea modelului a fost folosit un cod CFD comercial furnizat de programul ANSYS CFX, specializat în a simula fluxurile de căldură și pentru a obține valori ale căderilor de presiune din interiorul canalelor. Este cunoscut cum căderea de presiune într-un SCP este foarte ridicată comparativ cu un schimbător de căldură cu fascicul tubular. Datele din literatură arată că nr. Reynolds influențează căderea de presiune. Valoarea limită acceptată în simulare este de 120 kPa, pentru care se urmărește ca nr. Reynolds să fie în intervalul 500-600. Fluidul de lucru este apa, având o temperatură de 40oC. Temperatura suprafețelor ondulate este setată la 20oC, iar schimbătorul se consideră a fi foarte bine izolat.
În general, valorile celor patru variabile geometrice de proiectare și a numărului Re ce corespunde cu design-ul optim sunt calculate prin metoda exprimată anterior. Menținând Re constant, funcția obiect este optimizată în repetate rânduri pentru cei patru parametrii geometrici folosiți ca variabile de proiectare pentru diferitele valori ale Re. Aceasta permite proiectantului să folosească relații derivate din acest studiu pentru a verifica efectul numărului Re pentru valorile parametrilor optimă spre a proiecta cel mai bun SCP după fiecare caz.
Valorile optime ale ChanAR, variabila ce exprimă cât de îngust/larg este canalul SPC, descrește cu Re (pentru intervalul Re studiat). Acest parametru reprezintă efectul pereților canalului asupra SPC-ului. Este cunoscut că două tipuri de flux apar într-un SPC: fluxul ain cruce” și fluxul în zig-zag”. În timpul curgerii încrucișate mici sub-fluxuri urmează brazdele plăcilor modelate, schimbându-și rapid direcția. Se știe că peretele exercită o forță maximă de forfecare în vârfurile crestelor pliurilor, rezultând un flux cu o căldură mai mare, iar acest studio confirmă acest comportament. Pe de altă parte, când fluxul este forțat să urmeze cursul în zig-zag” frecarea se diminuează. Existența fluxului încrucișat în acest tip de utilaje este unul dintre rezultatele studiilor asupra curgerii fluidului prin brazdele plăcilor.
Pentru un canal cu o valoare scăzută a ChanAR (ex.: un canal larg”) efectul pereților laterali devine mai puțin frecvent, deoarece pentru pliurile lungi, o parte din fluxul interior lor tinde să-și schimbe direcția și să urmeze drumul în zig-zag”. Pe măsură ce factorul de greutate crește, valoarea optimă a ChanAR atinge valori mai mari, rezultând canale mai înguste, unde căderea de presiune scade.
Validarea datelor simulate se face prin folosirea metodologiei de răspuns de suprafață (RMS), iar optimizarea celor obținute este făcută cu ajutorul unei funcții obiectiv care ia în calcul atât parametrii constructivi cât și minimizarea costului. Datele pentru corugațiile triunghiulare folosite în acest studiu sunt comparate cu alte studii din literatură. Efectul forței de frecare se poate observa în Fig.20. Distanța dintre plăci (0,5-0,9 mm) are un impact puternic asupra vitezei, efectul acesteia cumulat cu variația unghiului de atac de la (25-75oC) poate fi observat în Fig.21 (Anexă).
Fig.20 Efectul forței de frecare la variația secțiunii canalelor
Mai specific, este arătat că performanța optimă este obținută atât timp cât plăcile canalului sunt în contact și pentru pliuri cu un unghi mai puțin obtuz (ascuțit), în timp ce performanță SCP-ului poate fi îmbunătățită pentru valori mai mici ale raței de aspect a canalului (ex.: canal larg) și pentru valori mari ale unghiului de atac, în timp ce Re crește. În toate cazurile, proiectantul poate fi condus la o configurație geometrică a unui SCP cu valorile parametrilor de design care creează un flux intens în pliuri, un caz unde fluxurile secundare datorate brazdelor este dominant. Acest flux secundar crește numărul de separări și reatasari, care este un cunoscut mecanism ce îmbunătățește transferul de căldură. Cu cât factorul de greutate crește, dimiuarea frecării joacă un rol foarte important, proiectarea optimă a unui SCP indică distanțe mari între plăci și distanțe mai mici între plisările ascuțite, pentru valori mari ale lui Re [24].
III.10 Vizualizarea și măsurarea curgerii fluxurilor gaz-lichid printr-un schimbător de călduri în plăci
Un schimbător de căldură cu plăci este adesea folosit în aparatele de aer condiționat și frigidere pt compactitate și îmbunătățirea trasferului de căldură. Un schimbător de căldură cu plăci este confecționat prin lipirea a 20-280 foi ondulate subțiri de oțel inox. Lichidele de lucru curg prin spațial dintre aceste plăci. Canalele pentru fiecare fluid sunt aranjate alternativ, astfel un schimbător de căldură cu plăci are mai multe canale paralele. În cazul în care lichidele de lucru curg prin schimbătorul de căldură ca gaz-lichid adică un amestec de două faze, comportamentul dinamic de culgere al celor 2 faze afectează foarte mult randamentul transferului de căldură. Este important ca designul să facă distribuția fazelor corect nu doar în canalele paralele și în fiecare canal. În mod particular în cazul în care fluidul de lucru la admisie este un amestec gaz-lichid, modelul de curgere la admisie în schimbătorul de căldură va afecta distribuția fazelor.
Pentru a face curgerea eficientă a celor două faze într-un schimbător de căldură cu plăci este importantă vizualizarea curgerii. Totuși, deoarece schimbătoarele de căldură sunt de obicei confecționate din materiale metalice, este dificil să poată și observate cu ochiul liber. Radiografia este tehnica prin care structura unui obiect este vizualizată prin diferența ratei de atenuare a razei radio prin materialele obiectului testat. Razele X, razele Gamma și cele termale sunt razele ce sunt folosite în această metodă. Atenuarea coeficientului neutronului termal este destul de diferit față de cel al razelor X și celor Gamma. În mod special atenuarea coeficientului neutronului razei termale este mare pt hidrogen, constantă în majoritatea lichidelor de lucru și mică pentru elemntele metalice, cum ar fi aluminiu, cupru și fier. Prin urmare radiografia cu neutron este foarte folositoare pentru vizualizarea curgerii unui gaz-lichid în două faze într-un vas metalic.
Acest studiu se referă la distribuția fazelor a unui gaz-lichid ce curge într-un schimbător de căldură cu un singur canal simulat. Comportamentul dinamic al curgerii a fost observat cu ajutorul radiografiei cu raze termale cu neutron, iar fracțiile au fost obținute bidimensional cu ajutorul unor motode de procesare a imaginii.
Experimentele ce priveau vizualizarea curgerii au fost făcute utilizând JRR-3M La Institutul de energie atomic din Japonia. A fost folosită camera SIT pentru a vizualiza comportarea dinamică . Au fost fotografiate continuu la 30 de cadre/s. Pe de altă parte a fost folosită o cameră CCD pentru măsurători foarte exacte a distribuției fractiilor. Poze cu rezoluția de 1000×1018 a elementelor au fost fotografiate cu o expunere de 4secunde, și au fost digitalizate cu 14-bit nivele de intensitate. Mărimea câmpului vizual a fost de 180mm x 180mm, astfel încât rezoluția fractiilor distribuite obținute de system au fost estimate la aproximativ 180 µm ca și mărimea câmpului vizual per element de imagine.
Apa și aerul au fost folosite ca fluide de lucru. Aerul a fost condus la secțiunea de amestecare din compresorul de aer printr-o valvă regulatoare și printr-un debitmetru de gaz. Apa din rezervorul a fost condusă cu ajutorul unei pompe la secțiunea de amestecare printr-un debitmetru de apă. În secțiunea de amestecare s-a format un amestec de 2 faze, acesta a fost condus în partea inferior fiind plasat vertical în camera de iradiere. A fost folosit un schimbător de căldură de aluminiu în secțiunea de testare. Secțiunea de testare constă în 2 plăci de aluminiu cu nervuri de 8 mmlunigime și 2.5 mm înălțime. Modelul nervurilor pe cele 2 plăci este în oglindă (unul în formă de V și unul în formă de A). Aceste nervuri arată ca o plasă. Diametrul hidraulic mediiu prin acest canal este de aproximativ 4,65mm. Amestecul gaz-lichid vine din zona inferioară și este eliminate prin zona superioară.
Condițiile experimentului au fost volumele de lichid 0,02-0,04m/s și volumele de gaz 0,9-8m/s. În măsurarea comportamentului dinamic al distribuției celor 2 faze curentul întunecat al camerei a fost folosit ca valoare de plecare și au fost obținute imagini ale distribuției fractiilor de calitate. Pe de altă parte în măsuratorile cantitative a distribuției fractiilor valorile de plecare au fost estimate cu ajutorul metodei umbră cu izotop B4C ca absorbant de neutron. Figura arată imaginea apei ca fază curgând în secțiunea de testare cu absorbantul de neutron. Grila a fost plasată între sursa de neutron și obiect. Grila constă din tije absorbante din B4C pulbere în mici conducte pătrate de 3x3mm2. Intervalul tijelor este de 3 mm. La pozițiile acoperite cu B4C raza este absorbită de B4C. Prin urmare intensitatea luminoasă din spatele tijelor de B4C este datorată curentului întunecat, neutronii și împrăștierea optică , intensitatea arată valoarea de plecare (Fig.21).
Fig.21 Secțiunea de testare
Distribuția celor 2 faze la punctual de fierbere este arătat în Fig.22(a) și (b). În Fig.22(a), fluidul de lucru a fost introdus în secțiunea de testare că un amestec gaz-lichid cu calitatea de 0,3. Figura 22 (b) arată cazul unde fluxul la admisie a fost un lichid răcit la 17 K. Poate fi văzut în aceste figuri ca distribuția fazelor pe canalul cu nervuri a fost destul de diferite față de condițiile de la admisie. În cazul în care fluidele de lucru a fost un amestec gaz-lichid la admisie distribuția lichidului a fost nesimetrică, fracția lichidă din partea dreaptă a fost mai mare decât cea din stânga în canalul cu nervuri. Poate fi observat că rezerva de lichid în secțiunea de admisie afectează foarte mult distribuția cu aceeiasi tendința că la curgerea a două faze aer-apă. Pe de altă parte pentru curgerea unei faze lichide la admisie, partea neagră a fost mai mare în centru decât în părțile laterale. Configurarea adecvată a admisiei unui schimbător de căldură este necesară pentru fiecare condiție de admisie. Poate fi spus că pentru a proiecta zona de alimentare a unui schimbător de căldură este impreios necesară evitarea formării de pungi de gaz în tubulatura acestuia [25].
Fig.22 Detaliu schimbător – comportarea la flux bifazic și monofazic
CAPITOLUL IV
PREDIMENSIONAREA UNUI SCHIMBĂTOR DE CĂLDURĂ CU FASCICUL TUBULAR
În acest capitol se va predimensiona un schimbător de căldură cu fascicul tubular care are ca scop preîncălzirea țițeiului ce urmează a fi alimentat în coloana de distilare atmosferică utilizând un produs lateral al acesteia (petrol).
Se vor stabili prin calcul ingeneresc bilanțurile materiale pe acest utilaj, precum și geometria acestuia, urmată de determinarea coeficienților globali de transfer de căldură. Se vor folosi trei metode în stabilirea coeficienților de transfer termic: Delaware (clasică), Donohue și Kern. De asemenea se va efectua și calculul fluidodinamic pentru aflarea căderilor de presiune. În ultimă instanță se vor dimensiona racordurile schimbătorului, ținând cont de standardele mecanice aflate în vigoare pe teritoriul țării [26].
IV.1 Datele de proiectare
Petrolul se va răci de la tc1 = 160oC la tc2 = 130oC, încălzind țițeiul de la tr1 = 102oC la tr2 = 112oC.
Factorul de caracterizare al petrolului este Kpetrol = 12, apropiat de cel al țițeiului Kțiței = 11,8.
Debitul masic orar de petrol este de mc = 0,155 ktone/h, pe când cel al țițeiului are valoarea de
mr = 0,55 ktone/h.
Proprietățile fizice la temperaturile de lucru sunt luate din literatura de specialitate.
IV.2 Bilanțul termic
Efectuarea bilanțului termic în jurul utilajului este necesară pentru aflarea eficienței acestuia, precum și a abordării constructive ce trebuie considerată.
Entalpia țițeiului și a fracțiunilor petroliere lichide se calculează cu relația:
i = (IV.1)
la tc1=160℃
i=⇒ic1=361,468
la tc2 = 130℃
i=⇒ ic2=285,25
Fluxul termic schimbat:
Q = ⇒ Q=11,8∙106 ⇔ Q=3,27∙106 W (IV.2)
Pentru țiței
ir=
La tr1 = 102℃ ⇒ ir1 =203,739
Entalpia țițeiului la ieșire:
ir2 = ⇒ ir2 = 225,19 (IV.3)
Temperatura țițeiului la ieșire:
225,19 =
tr2 = 111,46oC (valoarea negativă nu se alege)
Temperaturile calorice și proprietățile fizice ale fluidelor se calculează după cum urmează:
130 160
102 111
⇒
Factorul caloric:
⇒ Fc = 0,4847 (IV.4)
Temperaturile calorice
tc = tc1 + Fc (tc1 – tc2) = 130 + 0,4847(160 – 130) ⇒ tc = 144,54℃ (IV.5)
tr = tr1 + Fc (tr2 – tr1) = 102 + 0,4847 (111 – 102) ⇒ tr = 106,36℃
Proprietățile fizice sunt luate din literatura de specialitate.
pentru petrol la tc = 145℃
ρ=767,06 kg/m3; c=2,54 kJ/kg∙℃; λ=0,1369 W/m∙℃; μ=6,13∙10-4 kg/m∙s
pentru țiței la tr = 106,36℃
ρ=858,04 kg/m3; c=2,2135 kJ/kg∙℃; λ=0,1264 W/m∙℃; μ=25.74∙10-4 kg/m∙s
Densitățile pot fi citite din diagrama ρ = f(t, ), dar și calculate:
-petrol
⇒ (IV.6)
ρ = 103∙ ρ=767,06 kg/m3 (IV.7)
-țiței
⇒
ρ = 103∙ ρ=858,04 kg/m3
Căldurile specifice sunt calculate cu relația:
c = (IV.8)
petrol c = 2,54 kJ/kg∙℃
țiței c = 2,2135 kJ/kg∙℃
Conductivitatile termice au fost calculate cu relația:
λ = (IV.9)
petrol: λ = 0,1369 W/m∙℃
țiței: λ = 0,1264 W/m∙℃
Din diagramele ν= f(K, , t) s-au citit vâscozitățile cinematice și apoi, pin relația μ= ν ∙ ρ, s-au obținut vâscozitățile dinamice.
IV.3 Stabilirea geometriei schimbătorului
Se admite un schimbător cu cap mobil, cu un pas în manta și două pasuri în tuburi, fluidul care circulă prin tuburi fiind țițeiul [27].
Diferența medie de temperatură dintre fluide:
M = = ⇒ M=31,456 (IV.10)
∆t= ⇒ ∆t = 36,256
Se presupune coeficientul global de transfer de căldură cu depuneri ked=250W/m2℃
Aria de transfer de căldură necesară:
Ae = = ⇒ Ae = 360,76 m2 (IV.11)
Se aleg tuburi cu L = 9m, di = 18mm, de = 20mm, grosime șicane δ = 5mm, așezate in triunghi echilateral cu latura s = 26mm.
Numărul total de tuburi:
nt = ⇒ nt = 638,28 (IV.12)
Din tabelele de tipizare a schimbătoarelor de căldură, se alege schimbătorul cu:
nt = 666 tuburi și Di = 0,800 m
Recalcularea ariei și coeficientului global:
Ae = nt∙π∙de∙L ⇒ Ae = 376,42 m2
ked = ⇒ ked = 239,604 W/m2∙℃
Coeficientul de convecție interior
Viteza țițeiului in tuburi:
w= ⇒ w = 2,102 m/s (IV.13)
Re = ⇒ Re = 12612,58 >105 (IV.14)
Se aplică relația:
Nu = 0,027 (IV.15)
Pr = ⇒ Pr = 45,065
Nu=183,35
= = 1287,52 W/m2℃ (IV.16)
IV.4 Coeficientul de convecție exterior – Metoda Delaware
Pentru așezarea în triunghi echilateral:
Nu = 0,285*C1*C2*C3 (IV.17)
Secțiunea de curgere pentru care se calculează viteza:
S = x (IV.18)
Se admite Di – Df = 40 mm; Df = 0,800 – 0,04 = 0,76 mm
Se admite distanța între șicane x = 0,5 m (șicane transversale segment de cerc)
S = 0,5
S = 0,10538 m2
w = = ⇒ w=0,5326 m/s
Re = ⇒ Re = 13329,07
Pr = ⇒ Pr = 11,373
Se admite înălțimea relativă a șicanelor h/Di = 0,8
Se citește din tabel z = f(Di, h/Di) = 0,76
Primul factor de corecție ține seama de înălțimea relativă a șicanei. Cu cât raportul h/Di este mai mare cu atât este mai eficace curgerea transversală pe tuburi și C1 are o valoare mai mare.
C1 = z + 0,524 (IV.19)
Tabelul IV.1 Aflarea valorii Z pentru raporturi h/Di
Aria totală a ferestrei (pentru h/Di = 0,8)
Af = 0,11182 ⇒ Af = 0,07156 m2 (IV.20)
Numărul de tuburi din fereastră:
nf = nt ⇒ nf = 79,92 (IV.21)
Aria liberă a ferestrei:
Alf = Af – nf ⇒ Alf = 0,0464 m2 (IV.22)
C1 = 1,1
Aria de curgere dintre tuburi și orificii:
at0 = 0,3927 (IV.23)
Se admite d0 – de = 1mm; d0 = 0,021 m ⇒at0 = 0,01887 m2
Aria de curgere dintre șicane și manta:
așm = (IV.24)
Se admite Di – Ds = 5mm; Ds = 0,795m
Pentru h/Di = 0,8, corespunde unghiul la centru al coardei șicanei φ = 106o.
așm = ⇒ așm= 0,00441m2
Al doilea factor de corecție se citește din Tabelul IV.2, prin interpolare
C2 = f ⇔ C2 = f(0,280;0,740) (IV.25)
Tabelul IV.2 Valorile factorului Cz
Al treilea factor de corecție:
C3 =exp (IV.26)
Se admite numărul perechilor de șicane longitudinale de etanșare
Numărul șirurilor de tuburi plasate între marginile ferestrelor:
Nif = ⇒ Nif = 21,33 (IV.27)
C2=0,77
C3 = 0,9044
Coeficientul de convecție exterior
W/m2℃
Verificarea coeficientului global de transfer
Coeficientul global de transfer pentru schimbătorul fără depuneri, admițându-se tpi=tpe=tp și =1
ke = ⇒ ke = 617,32W/m2℃ (IV.28)
Diferența de temperatură la exteriorul tuburilor:
⇒ (IV.29)
Temperatura peretelui
tp = tc – ⇒ tp = 127℃
La această temperatură [28] :
pentru țiței : ν = 4,1∙10-6 m2/s ⇒ μ = 4,1∙10-6∙858,04; μ =35,17∙10-4 kg/m∙s
pentru petrol: ν = 1,1∙10-6 m2/s ⇒ μ = 1,1∙10-6∙767,06; μ =8,43∙10-4 kg/m∙s
Valorile coeficienților de conversie:
αi = 1287,52⇒αi = 1232,46 W/m2℃
αe = 1321⇒ αe =1263,37 W/m2℃
Coeficientul global de transfer de căldură cu depuneri:
ked = (IV.30)
Se admit următoarele rezistențe termice specifice ale depunerilor:
Rdi = 0,0011 m2℃/W; Rde = 0,0004m2℃/W
Conductivitatea termică a peretelui (tuburi din hotel carbon) este =40 W/m℃
ked = 258,01 W/m2℃ (valoarea admisa 239 W/m℃)
Aria de transfer de căldură necesară:
Ae = ⇒ Ae = 349,58 m2 (valoarea admisa 376,42 m2)
Supradimensionarea schimbătorului:
(acceptabilă)
IV.5 Metoda Donohue pentru calculul coeficientului de convective exterior
Această metodă se aplică pentru calcularea coeficientului de căldură exterior, considerând secțiunea liberă de curgere în lungul tuburilor dintr-o fereastră tubulară.
Af = – Atf [m2]
unde: – aria totală a ferestrei [m2] Atf – aria din fereastra ocupată de tuburi [m2]
Aria totală a ferestrei se determina cu relația de mai jos:
= 0,25 [m2] (IV.32)
unde:hf – înălțimea ferestrei [m], iar = 0,126 m2
Se calculează apoi aria din fereastră ocupată de tuburi și inițial fracțiunea din numărul total de tuburi aflate între două deschideri succesive ale șicanelor:
Fn = (IV.33)
unde:
Df = Di – 0,004 ⇒ Df = 0,76
atunci ⇒Fn = 0,519
Atf = 0,3925 (1 – Fn) ∙ Nt ∙ (IV.333)
Atf = 0,0502 m2
cum Af = – Atf⇒ Af = 0,0757 m2
Se calculează apoi secțiunea liberă de curgere de-a lungul axului aparatului curelația de mai jos:
Afa = As (IV.34)
Afa = 0,184 m2
St = 0,707∙S ⇒St = 0,0183
Se calculează o secțiune medie cu ajutorul relației următoare:
Am = (IV.35)
Am = 0,118 m2
Se va stabili regimul de curgere cu ajutorul relației lui Reynolds deja cunoscută,după care se va calcula coeficientul de căldură exterior cu relația de mai jos:
; [] (IV.36)
Re = ⇒ Re = 11904,4
Gm = ⇒ Gm = 364,87 kg/m2s
Pr = 11,3731/3= 2,24
⇒ W/m℃
Apoi se calculează coeficientul total de transfer de căldură cu relația deja cunoscută.
ked =
ked = 1/0,0037=270,27W/m2℃
Am presupus k = 250 W/m2℃
Eroarea = ∙100 = 8,108%
IV.6 Metoda Kern pentru calculul coeficientului de convecție exterior
Cu această metodă se calculează tot coeficientul exterior de transfer de căldură, dar luând în considerare diametrul echivalentul al secțiunii de curgere, iar secțiunea de curgere se calculează diferit față de celelalte metode:
; [m2] (IV.37)
m2
Se va determina valoarea criteriului Reynolds cu relația deja cunoscută după care se determină diametrul echivalent cu relația de mai jos:
⇒ dech = 0,0136 m (IV.38)
Re = ⇒ Re = 13378,46
Gfa = ⇒ Gfa = 410,05 kg/m2s
Pr = 11,373
Se calculează coeficientul exterior de transfer de căldură cu relația lui prezentată mai sus înlocuind diametrul exterior cu cel echivalent, după care se poate calcula coeficientul total de transfer de caldură cu relația cunoscută.
⇒ = 1414,03
ked = ⇒ ked = 307,21 W/m2℃
Cu valoarea lui ked calculată se stabilește aria necesară și se exprimă procentualsupradimensionarea aparatului, prin relația
S = [%]
Ae = ⇒ Ae = 293,582 m2
atunci S =
IV.7 Calculul fluidodinamic
Pentru fluidul care circulă în tuburi și pentru fluidul care circulă în manta reprezintă metodele de calcul a căderii de presiune, la curgerea prin schimbătorul de căldură.
Pentru fluidul din tuburi:
În tuburi apare o cădere de presiune la curgerea prin tuburi și o sumă decăderi de presiune locale , cauzate de schimbarile de directive și schimbările desecțiune de curgere din circuitul fluidului. Se folosește relația clasiăa corectată corespunzător curgerii neizotermice:
⇔ ;
unde:Np – numărul de pasuri in tuburi,f – coeficientul de frecare,F – factorul de corecție
Coeficientul de frecare f se poate calcula cu una din următoarele relații in funcție de regimul de curgere:Re<103 ⇒ f = (IV.39)
Re = 103…105 ⇒ f =
Re >2300 ⇒ f=
Re > 105 ⇒ f=
Factorul de corecție F se poate calcula cu relațiile de mai jos:
Re<2300 ⇒ F = (IV.40)
Re>2300 ⇒ F =
unde – vâscozitatea dinamica a fluidului luata la temperatura peretelui
10-4 kg/ms
f: Re>105 ⇒ f = ⇒ f= 0,0360
F: Re>2300 ⇒ F = ⇒ F = 1,044
atunci = 2⇒ = 0,4 ∙105 N/m2
Căderea de presiune în tuburi are valoarea de ordinul (0,1…0,3) 105 N/m2. Daca creste viteza fluidului, creste coeficientul de convecție și implicit căderea de presiune, care duce la un consum mai mare de energie pentru pomparea fluidului. Pentru a reduce această cădere de presiune, trebuie micșorat numărul de pasuri în tuburi.
Pentru regim turbulent de curgere, căderea de presiune a fluidului din tuburi se poate calcula cu relația: (IV.41)
Pentru fluidul din manta
Pentru căderile de presiune din manta se aplică următoarea relație de calcul:
(IV.42)
f = ⇒ f=0,2717
atunci 0,32 ·105 N/m2
In această relație diametrul echivalent și distanta dintre șicane sunt aceleași cu cele de la calcularea coeficientului de convecție exterior.
Căderea de presiune in tuburi
∆p = Np∙ (IV.43)
Re= 12612,58
f = ⇒ f=0,0423
F = ⇒ F = 0,9852
atunci ∆p = 0,941∙105 N/m2
Căderea de presiune în manta
∆p = ∆p’Ct ∆p’CtNs (IV.44)
Numărul de șicane transversale:
Ns = ⇒ Ns = 17
Numărul de șiruri de tuburi dintr-o fereastra
Nf = 0,8 ⇒ Nf = 5,68
∆p’=f
Pentru fasciculul de tuburi admis, la Re=13188,92, se citește din Tabelul IV.3 f=0,68
Tabelul IV.3 Valorile coeficienților pentru aflarea căderii de presiune
∆p’= 1756,63 N/m
∆p’’=⇒∆p’’=3450,46 N/m2
Din Tabelul IV.3 se citește valoarea factorului de corecție pentru aflarea căderii de presiune.
Tabelul IV.3 Valorile factorului de corecție pentru aflarea căderii de presiune
Cl = f(;)⇒Cl = 0,54
Ct = exp⇒ Ct =0,7961 (IV.45)
Căderea de presiune totală
∆p = 1756,63∙0,7961
∆p = 0,57591∙105 N/m2
IV.8 Calculul diametrului racordurilor
Utilizându-se debitele volumice medii, se aleg diametre standardizate, astfel încât vitezele lichidelor sa fie de ordinul 1..2m/s.
Pentru țiței V = ⇒ V=0,178 m3/s (IV.46)
Se aleg de =355,6 mm și di = 333.3 mm w = ⇒ w = 2,04m/s Pentru petrol V = ⇒ V=0,05613m3/s
Se aleg de =273,0 mm și di = 255.5 mm w = ⇒ w = 1,095 m/s
CAPITOLUL V
NORME DE PROTECȚIA MUNCII ȘI SIGURANȚĂ ÎN MUNCĂ
Exploatarea schimbătoarelor de căldură se face în conformitate cu instrucțiunile ISCIR, cu cerințele caietului de sarcini sau a instrucțiunilor tehnice interne și cu normele legale ale protecției muncii. Principalele aspecte ale exploatării raționale a aparatului cer ca acesta să fie utilizat numai de către personal calificat și interzicerea umplerii schimbătoarelor de căldură din stare rece cu abur. Admisia aburului se face cu racordurile de aerisire deschise și numai după ce aparatul este umplut pe partea apei de alimentare. Încălzirea se consideră terminată în momentul apariției aburului saturat la purjă.
Se evită deschiderea bruscă a ventilelor de admisie a aburului sau a fluidului cald (în cazul preîncălzitoarelor) pentru a nu se crea solicitări dinamice (lovituri de berbec) care pot produce avarii grave. Se verifică zilnic strângerile cu șuruburi și asigurările contra deșurubării. Este interzisă strângerea prin ciocănire. În timpul funcționării se interzice efectuarea de reparații sau de înlăturare a deranjamentelor la îmbinările care lucrează sub presiune.
Utilajele se opresc din funcțiune și se izolează de restul instalației dacă se constată: deformări, crăpături, fisuri, curgeri sau scăpări de abur la îmbinări, creșterea nivelului condensatului (produsă de o eventuală spargere a țevilor), avarii la aparatura de măsură și control. Scăderea presiunii din aparat în vederea scoterii din funcțiune se face treptat. Scoaterea din funcțiune a schimbătorului de căldură se face prin închiderea ventilului de admisie abur și în final a celui de admisie apă. Nu se permite umplerea recipientelor în stare caldă cu apă rece. Periodic trebuie verificată buna funcționare a aparaturii de reglaj și protecție[15].
Urmărirea continuă a aparatelor de măsură și control este obligatorie, în ideea de a nu se admite funcționarea utilajelor la parametri superior celori înscriși pe placa de timbru. Urmărirea parametrilor funcționali dă o idee clară asupra cantității de energie calorică consumată în schimbul de căldură, deci asupra eficienței transferului termic. Principalii parametrii funcționali sunt: temperatura lichidului la intrarea și la ieșirea din schimbător, presiunea și temperatura aburului la intrarea în schimbător, debitul de condens în utilaj.
Elementele de întreținere curentă se înscriu în controlul general al utilajului: controlul etanșeității și al tuturor îmbinărilor demontabile, asigurarea ungerii, controlul stării izolației și remedierea micilor degradări ale acesteia. În afara reviziilor și reparațiilor planificate ori de câte ori este posibil, se vor executa demontări și curățiri la indicatoarele de nivel, înlocuiri de garnituri și presetupe, acolo unde este necesar, remedieri la îmbinările demontabile, aparatură de reglaj și protecție, izolație.
CONCLUZII
Procesele consumatoare de energie sunt prezentate într-o manieră concisă în primul capitol al acestei lucrări. Procedee de separare precum distilarea atmosferică și în vid și procedee catalitice de tratare și îmbunătățire a hidrocarburilor (cracare, hidrofinare, reformare) sunt pe deplin detaliate din prespectiva necesității unui schimb eficient de căldură.
După un breviar al principalelor instalații din domeniul prelucrării hidrocarburilor, capitolul al II-lea se concentrează exclusiv pe descrierea cât mai amănunțită a schimbătoarelor de căldură. Începând cu o amplă clasificare după diverse criterii (tehnologice, constructive etc) se trec în revistă tipologiile principale ale acestor utilaje. Sunt amintite diferențele între elementele constructive ale echipamentelor de transfer termic. Se pune accentul pe prezentarea detaliată a schimbătoarelor de căldură cu fascicul tubular și manta, fără a se neglija și celelalte tipuri. Schimbătoarele de căldură cu fascicul tubular și manta sunt descrise din punct de vedere tehnologic, constructiv, al aplicațiilor în rafinărie și posibilitatea integrării lor în rețele energetice. De asemenea se descriu metode de asamblare, întreținere, reparație și se dau recomandări pentru operarea optimă a acestora.
Captiolul al III-lea este rezervat descrierii celor mai noi tehnici de modelare și optimizare pentru schimbătoarele de căldură. Cercetările descrise prezintă inovații din fiecare aspect acestor echipamente. Se prezintă aspecte de operare și modernizare a rețelelor de schimbătoare de căldură. Metode de simulare a echipamentelor permit un design fiabil cu un cost minim. Mijloace CFD și CCD sunt descrise în acest capitol, iar rezultatele obținute sunt comparate cu cele din industrie, arătând erori mici și potențial de aplicabilitate ridicat. De asemenea se dezbate construirea a noi modele folosind materiale cu ”memorie” termică și utilizarea de programe care să reglementeze un regim de porniri-opriri cât mai profitabil. Modificări la nivel microscopic și metode inteligente de diagnosticare a defectelor sunt prezentate pentru schimbătoarele de căldură în plăci, arătând rezultate promițătoare.
Predimensionarea unui schimbător de căldură cu fascicul tubular și manta reprezintă subiectul CAP. IV. Se efectuează calcule inginerești pentru stabilirea bilanțului termic și masic, iar pentru determinarea coeficienților de transfer de căldură sunt folosite trei metode teoretice ale căror rezultate sunt comparate. Geometria utilajului este aleasă în funcție de aceste considerații, obținându-se o supradimensionare acceptabilă de 8,6% a ariei de transfer de căldură. În ultimă instanță se dimensionează racordurile necesare schimbătorului.
Capitolul V descrie normele adecvate de protecția muncii și siguranță în muncă. În plus se dau informații utile cu privire la regulile de întreținere și reparație a schimbătoarelor de căldură cu fascicul tubular și manta.
Având resurse teoretice, dar și baze solide inginerești de aplicare în practică a acestor cunoștințe, această lucrare reprezintă încă un pas în progresul optimizării schimbătoarelor de căldură industriale.
BIBLIOGRAFIE
AsanoH. – Visualization and void fraction measurement of gas–liquid two-phase flow in plate heat exchanger, vol. 61, 2004
BadeaA. – Echipamente specifice instalației termice, București, 2003
BarrauJ.- Nozzle to plate optimization of the jet impingement inlet of a tailored-width microchannel heat exchanger, Experimental Thermal and Fluic Science, 28 nov. 2014
BracciaL. – Global Optimization for Flexible Heat Exchanger Network Synthesis of Chemical Plant, 24th European Symposium on Computer Aided Process Engineering – ESCAPE 24, June 2014
BratuE. – Operații și utilaje în industria chimică, Editura Tehnică București, 1970
BratuE. – Operații unitare în ingineria chimică, Editura Tehnică, București, 1984
CarabogdanI.- Instalații termice industriale, Editura Tehnică, București, 1966
Dobrinescu D. – Procese de transfer termic și utilaje specifice, Editura Didactică și Pdagogică, București, 1988
DuT.- Parametric optimization of overlapped helical baffled heat exchangers by Taguchi method, Applied Thermal Engineering, vol. 85, 2015
El MankibiM. – Optimization of an Air-PCM heat exchanger and elaboration of peak power reduction strategies, Energy and Building, vol. 69, 2015
HatamiM. – Optimization of finned-tube heat exchangers for diesel exhaust waste heat recovery using CFD and CCD techniques, International Communications in Heat and Mass Transfer, vol. 57, 2014
IordacheG. – Utilaje pentru industria chimică și petrochimică, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1982
JinescuV. – Utilaje și tehnologia construcțiilor mecanice. Utilaj tehnologic, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1977
KanarisA. – Optimal design of a plate heat exchanger with undulated surfaces, International Journal of Thermal Sciences, vol. 48, 2009
KicighinM. – Schimbătoare de căldură și instalații de vaporizare, Editura Tehnică București, 1958
MandalopolD. – Îndrumar de proiect de an pentru Procese calorice, Constanța, 1998
MandalopolD. – Tehnologia distilării țițeiului, Editura Zecasin, București, 1999
MihălescuA.- Procese tehnologice. Întreținerea și reparația mașinilor și utilajelor din industria chimică, rafinării și petrochimie, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1977
NeaguA. – Procese de transfer de căldură. Îndrumar de proiectare, Ovidius University Press, Constanța, 2012
PopaB. – Termotehnică, agregate și instalații termice, Editura Tehnică București, 1979
PopescuA. – Procese catalitice în chimia hidrocarburilor, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1976
RajneviciK. – Tabele și diagrame termodinamice, Editura Tehnică, București, 1978
SaeedanM. – Effects of geometrical parameters on hydrothermal characteristics of shell-and-tube heat exchanger with helical baffles – Numerical investigation, modeling and optimization,Chemical Engineering Research and Design, vol. 96, 2015
ShiY. – On-line monitoring of ash fouling and soot-blowing optimization for convective heat exchanger in coal-fired power plant boiler, Applied Thermal Engineering, vol. 78, 2015
SreepathiB. – Retrofitting of heat exchanger networks involving streams with variable heat capacity – Application of single and multi-objective optimization, Applied Thermal Engineering, vol. 75, 2015
StănescuG. – Utilaj chimic și petrochimic, Editura Dobrogea, 2004
SuciuG. – Ingineria prelucrării hidrocarburilor, Editura Tehnică, București, 1970
SuciuG. – Progrese în procesele de prelucrare a hidrocarburilor, Editura Tehnică, București, 1977
ANEXĂ
Fig.4 Schimbătoare de căldură cu fascicul tubular și manta
Fig.4 Tipuri constructive de schimbătoare cu țeviși manta: a) Schimbătoare cu cap mobil (tip AES); b) schimbătoare cu plăci tubulare fixe și compensator de dilatare pe manta (tip BEM); c) schimbător cu capac de capăt mobil, cu etanșare cu presetupă (tip AEP); d) schimbător cu țevi în forma de U (tip CFU); e) boiler orizontal cu cap mobil (tip AKT); f) schimbător cu curgere divizată (tip AJW). 1 – capac tubular fix; 2 – capac elipsoidal sau tronconic fix; 3 – flanșa capacului fix; 4 – placa de capat; 5 – racord fix de legatură; 6 – placa tubulară fixă; 7 – țevi; 8 – manta; 9 – capac de capăt al mantalei; 10,11 – flanșe ale mantalei; 12 – racord al mantalei; 13 – flanșa capacului de capăt; 14 – lira de dilatare; 15 – placă tubulară mobilă; 16 – capac mobil; 17 – flanșa capacului mobil; 18 – flanșe de strângere; 19 – inel de oprire; 20 – flanșe de strângere a plăcii de capăt; 21 – placa de capăt a capacului mobil; 22 – partea cilindrică a plăcii tubulare mobile; 23 – cutia de etanșare; 24 – garnitura de etanșare; 25 – presetupa etanșării; 26 – inel distanțier; 27 – tiranți; 28 – șicane; 29 – placa deflectoare; 30 – șicana longitudinală; 31 – perete despărțitor; 32- aerisire; 33 – drenaj; 34 – racord aparat de măsură; 35 – suport; 36 – inel de ridicare; 37 – suport lateral; 38 – placă de limitare; 39 -racorduri pentru indicatorul de nivel.
Fig.21 Evoluția vitezei în schimbător la variația parametrilor geometrici (cazul C este optim)
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Studiul Maririi Eficientei Schimbatoarelor de Caldura (ID: 163842)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.