Post on 13-Aug-2015
UNIVERSITATEA „OVIDIUS” CONSTANŢAFACULTATEA DE FIZICǍ, CHIMIE, ELECTRONICǍ ŞI
TEHNOLOGIA PRELUCRǍRII PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE
SPECIALIZAREA – PRELUCRAREA PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE
PROCESE TRANSFER CĂLDURĂ
PROIECT
Îndrumător Student:asist. drd. ing. Anişoara Neagu
ANUL UNIVERSITAR2010-2011
CUPRINSCAPITOLUL I
I.1. Cuptoarele tubulare..............................................................................................3I.2. Calculul termic şi hidraulic al cuptoarelor tubulare.............................................5I.2.1. Caracterizarea termică, uzuală, a cuptoarelor tubulare.....................................5I.2.2. Combustia.........................................................................................................6
I.2.2.1. Combustibili, compozitie, proprităţi fizico-chimice..........................6I.2.2.2. Efectele termice ale reacţiilor de combustie......................................6I.2.2.3. Bilanţul masic pe combustie..............................................................7
I.2.3. Bilanţul termic global şi randamentul termic al cuptorului..............................7I.2.4. Dimensionarea tehnologică a camerei de radiaţie............................................9
I.2.4.1. Generalităţi.........................................................................................9I.2.4.2. Metoda Lobo-Evans, de dimensionare bazată pe modelul de curgere cu amestecare a gazelor de ardere..................................................................9
I.2.5. Dimensionarea tehnologică a camerei de convecţie.......................................10I.2.6. Calculul hidraulic al unui cuptor tubular........................................................10
I.2.6.1. Căderea de presiune la curgerea materiei prime şi a fluxurilor secundare......................................................................................................10
CAPITOLUL IIII.1. Date de proiectare.............................................................................................12II.2. Calculul procesului de combustie. Compoziţia elementară a combustibilului.13II.3. Bilanţul termic global al cuptorului..................................................................14II.4. Bilanţul termic al cuptorului pe secţii...............................................................17II.5. Dimensionarea secţiei de radiaţie.....................................................................19II.6. Verificarea tensiunii termic din secţia de radiaţie............................................21II.7. Dimensionarea secţiei de convecţie..................................................................24II.8. Căderea de presiune pe circuitul materiei prime..............................................29
CAPITOLUL III III.1 .Dimensionarea preîncălzitorului de aer............................................................35 III.2.Căderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere...........................................42 III.3.Verificarea coşului.............................................................................................47 III.4.Calculul circuitului de aer..................................................................................52
CAPITOLUL IVConcluzii..................................................................................................................59
CAPITOLUL VMăsuri de protecţia muncii şi psi pentru cuptoarele tubulare..................................60
BIBLIOGRAFIE:..............................................................................................................62
2
CAPITOLUL I
I.1. Cuptoarele tubulare
Cuptoarele tubulare sunt aparate (utilaje) existente în instalaţiile tehnologice din rafinării şi combinate petrochimice, în care, prin ardere de combustibil, se obţin gaze de ardere cu temperatură ridicată, care transmit căldură materiei prime care circulă prin tuburi. Căldura absorbită de materia primă poate servi la încălzire, la încălzire plus vaporizare sau la realizarea unor reacţii endotermice. În unele cazuri aceste procese sunt simultane şi necesită temperaturi ridicate.
În general cuptoarele conţin o secţie de radiaţie, care este focarul ecranat cu tuburi al cuptorului şi în care modul principal de transfer de căldură este radiaţia, şi o secţie de convecţie, în care gazele de ardere circulă transversal pe un fascicul de tuburi, modul principal de transfer de căldură fiind convecţia.
Există numeroase tipuri constructive de cuptoare tubulare. Dintre tipurile mai vechi, sunt de remarcat cuptoarele tubulare paralelipipedice orizontale, cu arzătoare orizontale, cu o secţie de radiaţie şi o secţie de convecţie sau cu două secţii de radiaţie şi o secţie de convecţie comună (cu tavan orizontal, sau înclinat cu 300) şi cu canal de fum pentru legătura cu baza coşului.
La cuptoarele paralelipipedice orizontale, injectoarele (arzătoarele) pot fi plasate pe peretele frontal, sau eventual pe cei doi pereţi laterali. În secţia de radiaţie tuburile se plasează la perete pe un singur şir. Cele mai solicitate tuburi, din punct de vedere termic, sunt cele din radiaţie de deasupra pragului, unde viteza gazelor de ardere este relativ mare. La cuptoarele cu tavan înclinat, tuburile de pe plafon au o solicitare termică mai uniformă, pentru că tuburile de deasupra pragului, fiind mai îndepărtate de flacără, primesc mai puţină căldură prin radiaţie. Prezenţa canalului de fum şi circulaţia descendentă a gazelor de ardere în secţia de convecţie măresc căderea de presiune pe circuitul gazelor de ardere (dezavantaj).
Cuptoarele au fundaţie, schelet metalic şi suporturi pentru susţinerea tuburilor. Pereţii cuptorului se compun obişnuit dintr-un strat de cărămidă refractară, rezistentă la temperaturi ridicate, la interior, un strat izolator termic şi un strat de cărămidă obişnuită la exterior. [2]
Zidăria cuptorului are rolul de a transmite căldura, prin radiaţie, tuburilor şi de a izola termic aparatul. Peretele cuptorului este construit din mai multe straturi, formate uzual din: torcret, cărămidă refractară (şamotă, magnezită, alumină, crom-magnezită), cărămidă termoizolatoare şi vată minerală sau de sticlă. Alegerea torcretului şi a cărămizii refractare pentru construcţia unui cuptor este dictată de temperatură peretelui şi de greutatea construcţiei cuptorului. Grosimea stratului de izolaţie este determinată de temperatura peretelui şi de nivelul pierderilor de căldură prin pereţi, admise în dimensionarea cuptorului. Liantul dintre cărămizi are rol de etanşare şi de rigidizare. [3]
La cuptoarele mai vechi, legătura dintre tuburi se realizează prin coturi demontabile, pentru a se putea îndepărta stratul de cocs depus în tuburi pe cale mecanică, prin turbinare. În prezent se utilizează coturi sudate, iar decocsarea se face prin circulaţie de abur şi de aer. [2]
3
Figura I.1. Cuptorul tubular de tip paralelipipedic:A – zona (camera) de ardere; R – zona (camera) de radiaţie; C – zona (camera) de convecţie; PA –
zona (camera) preîncălzitorului de aer; 1 – mantaua (carcasa) metalică exterioară; 2 – stâlpii (picioarele) metalice de susţinere, betonate antifoc; 3 – vatra (pardoseala) cuptorului; 4- pereţii structuraţi (cu carcase metalice) ai cuptorului; 5 – bolta cuptorului; 6-sistemul constructive termoizolant şi termoprotector (sistem torcretat); 7 – serpentina tubulară; 8 – ecranul de radiaţie; 9 – tubulatura convecţiei; 10 – tubulatura preîncălzitorului de aer; 11 – conducta de intrare a mediului tehnologic; 12 –c otul racordării serpentinelor de radiaţie şi de convecţie; 13 – conducta de ieşire a mediului tehnologic; 14 – arzătoarele; 15 – coşul; 16 –registrul de coş; 17 – rozetele pentru reglarea debitului de aer; 18 – ventilatorul sau suflanta; 19 – tubulatura de aer preîncălzit; 20 – conducta de gaze combustibile; 21 – robinetul pentru reglarea debitului de gaze combustibile; 22 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii exteriorului cuptorului; 23 – idem pentru zona de ardere a cuptorului; 24 – ibidem pentru coşul cuptorului; 25 – gura de vizitare; 26 – gura de explozie; 27 – gurile de control (inspecţie); 28 – termocuplul montat pe tubulatura ecranului de radiaţie; 29 – termocuplul plasat în zona de radiaţie; 30 – termocuplul plasat în zona de convecţie; 31 – termocuplul plasat în zona preîncălzitorului de aer la coş). [4]
4
Majoritatea tipurilor de cuptoare tubulare utilizate în prezent sunt cuptoare paralelipipedice verticale sau cilindrice verticale, cu arzătoare verticale plasate în podea (flacără ascendentă) şi, pe cât posibil, numai cu circulaţie ascendentă a gazelor de ardere.
Cuptoarele paralelipipedice se întâlnesc în special în instalaţiile de distilare atmosferică, de distilare în vid şi de cocsare şi au capacităţi (sarcini) termice brute (căldura dezvoltată prin arderea combustibilului în unitatea de timp de ordinul (70...300)·106 [kJ/h].
Din căldura total absorbită într-un cuptor, în secţia de radiaţie se absorb 60-85% (din care 75-90% prin radiaţie şi 10-25 prin convecţie), iar în secţia de convecţie 15-40% (din care 50-60% prin convecţie, 30-40% prin radiaţia gazelor şi 5-15% prin radiaţia pereţilor). [2]
I.2. Calculul termic şi hidraulic al cuptoarelor tubulare
Prin temperaturile ridicate ale gazelor de combustie în camera de radiaţie, care permit încălzirea, vaporizarea şi reacţia unor fluide până la temperaturi de 8500C, şi prin debite mari de căldură dezvoltată, cuptorul tubular este principalul aparat de incălzire dintr-un sistem tehnologic. În acelaşi timp este principalul consumator de energie primară (75-80% din consumul total al sistemului tehnologic).
Procesele fizice şi chimice care sunt suportate de materia primă şi concurenţa celor trei mecanisme de transfer de căldură, însoţite de transferul de masă şi de impuls, asociate cu procesele chimice de ardere, conferă acestui aparat caracterul unui reactor deosebit de complex. Calculul lui tehnologic (termic şi hidraulic) – având un grad de complexitate ridicat – cere acurateţe, dată fiind importanţa deosebită a acestui aparat din punctul de vedere economic, al siguranţei şi securităţii în exploatare.
I.2.1. Caracterizarea termică, uzuală, a cuptoarelor tubulare
Din punct de vedere termic, cuptoarele tubulare sunt caracterizate prin mărimi şi performanţe globale sau pe secţiuni ale aparatului.
Încărcarea termică brută este debitul de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului Qd, exprimat în kJ/h, W sau kcal/h.
Încărcarea termică utilă (sarcina utilă) este debitul de căldură Qu preluată de materia prima şi de fluxurile auxiliare de la gazele de ardere, exprimată în kJ/h, W, kcal/h.
Randamentul termic este definit ca raportul între debitele de căldură utilă şi
dezvoltată: .
Tensiunea termică (fluxul termic specific sau densitatea de flux) este debitul de căldură preluată de unitatea de suprafaţă expusă de tub, exprimată în kJ/m2·h.
Tensiunea termică volumică (încărcarea termică volumică) a camerei de ardere reprezintă debitul de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului, raportat la volumul incintei de ardere.
5
I.2.2. Combustia
În calculul cuptoarelor tubulare, combustia interesează prin efectul ei termic, cantitatea de aer necesar arderii, debitul şi compoziţia gazelor de ardere, valorile maximă (temperatura adiabatică a flăcării) şi minimă (temperatura de rouă) între care se înscriu temperaturile gazelor de ardere în cuptor.
I.2.2.1. Combustibili, compozitie, proprităţi fizico-chimice
Combustibilii arşi în cuptoarele tubulare ale combinatelor chimice şi petrochimice sunt gazoşi (gaze naturale, gaze de rafinărie) şi lichizi (rezidii de la DV, produse de la RV sau cocs de petrol mărunţit şi emulsionat).
Pentru efectuarea calculelor de combustie este necesară conoaşterea fracţiilor masice de C şi H. Fracţia masică de carbon c pentru combustibilii conţinând sulf (s este fracţia masică de sulf), umiditate (a este fracţia masică de apă) şi cenuşă (z este fracţia masică de cenuşă) poate fi calculată cu relaţia:
I.2.2.2. Efectele termice ale reacţiilor de combustie
Combustia este un complex de reacţii chimice ale căror produse finale sunt oxizii elementelor combustibilului, având un efect termic global puternic exoterm.
În practica industrială, pentru calculul cantităţii de căldură dezvoltate prin arderea unui combustibil se utilizează puterea calorică.
Puterea calorică a unui combustibil este cantitatea de căldură degajată prin combustia, la presiunea normală, a unităţii de masă, produsele de reacţie (CO2, SO2, H2O, O2, N2) fiind aduse la temperatura de referinţă (00C sau 150C). În funcţie de starea de agregare a apei rezultate din combustie, se disting:
- puterea calorică superioară (Hs), la care se consideră că apa este condensată total;
- puterea calorică inferioară (Hi), la care se consideră că apa este în stare de vapori.
În calculul căldurii dezvoltate în cuptor se utilizează puterea calorică inferioară, întrucât temperatura de ieşire a gazelor de ardere din cuptor este astfel prevăzută încât să se evite apariţia condensării.
Puterea calorică inferioară pentru fracţiuni reziduale (păcură), în cal./kg, se poate calcula cu relaţia:
6
I.2.2.3. Bilanţul masic pe combustie
Arderea combustibililor în cuptoare se sigură cu aer, a cărui compoziţie se admite (tehnic) a fi de 79% vol. N2 şi 21% vol. O2.
Cunoscându-se compoziţia elementară a combustibilului (c, h şi s reprezentând fracţiile masice), cantitatea din fiecare component al produselor de ardere se calculează cu relaţiile deduse stoechiometric:
[kg CO2/kg comb.]
[kg H2O/kg comb.]
[kg H2O/kg comb.]
[kg SO2/kg comb.]
[kg SO2/kg comb.]
[kg N2/kg comb.]
în care:· a este umiditatea iniţială a combustibilului, în kg/kg; · ab – cantitatea de abur de pulverizare a combustibilului lichizi (ab=0,3...0,5
kg/kg comb.);· L0 – cantitatea de aer stoechiometric necesar; · α – coeficientul cantităţii de aer sau coeficientul de exces de aer.
[kg aer/kg comb.]
în care 28,9 este masa molară a aerului.Cantitea de aer practic necesar arderii L este dată de:
L=α·L0
I.2.3. Bilanţul termic global şi randamentul termic al cuptorului
Considerând cuptorul schematizat în figura I.2, bilanţul termic pe întregul contur I indică egalitatea dintre două intrări – debitele de căldură dezvoltată BHi, conţinută de combustibil BCp,ctc, conţinută de aerul de combustie BLCp,ata şi de aburul de combustie Bmabhab – şi ieşiri – debitele de căldură utilă (căldură preluată de materia primă şi de fluxurile secundare), de căldură conţinută de gazele de ardere la coş şi de căldură pierdută prin pereţi Qpp.
Bilanţul termic global, într-o formă generală este:
7
Pornind de la această ecuaţie, se poate deduce expresia randamentului termic al cuptorului. Deoarece termenul BHi este cu mult mai mare, comparativ cu ceilalţi termeni ai membrului stâng din ecuaţie, aceştia pot fi neglijaţi în bilanţurile curente, astfel că:
BHi=Qu+Qcoş+Qpp
Scriind ecuaţia pentru un kilogram de combustibil, rezultă:Hi=qu+qcoş+qpp
care, raportată la Hi, duce la:
Figura I.2. Schema de principiu a unui cuptor tubular, cu principalii parametrii tehnologici
I.2.4. Dimensionarea tehnologică a camerei de radiaţie
I.2.4.1. Generalităţi
8
Camera (secţia, incinta) de radiaţie este componenta cea mai importantă a cuptorului tubular. În ea se dezvoltă flăcările şi se transmite cea mai mare parte din căldura utilă (65-80%). Componentele tubulare din secţia de radiaţie constituie sediul transformărilor pe care le suferă materia primă – încălzire, vaporizare, reacţie.
La transferul de căldură participă trei medii: gazele de ardere (incluzând flacăra), care transmit căldură prin radiaţie şi convecţie componentelor tubulare şi pereţilor, zidăria (pereţi, podea, tavan), care transmite căldură serpentinei tubulare prin radiaţie şi ecranul (serpentina în care curge materia primă). Pentru a dimensiona camera de radiaţie trebuie cunoscute temperaturile acestor medii, în diverse zone ale incintei.
I.2.4.2. Metoda Lobo-Evans, de dimensionare bazată pe modelul de curgere cu amestecare a gazelor de ardere
Prin admiterea amestecării perfecte a gazelor de ardere în curgerea lor în incinta de radiaţie, se admite implicit că fiecare mărime caracteristică a gazului – temperatură, compoziţie, concentraţie – are aceeaşi valoare în orice punct al camerei. Această simplificare permite să se caracterizeze gazele de ardere printr-o temperatură uniformă în întreaga incintă. Mai mult, gazele de ardere sunt considerate ca fiind un corp cenuşiu, al cărui coeficient de emisie are o valoare unică în întreaga cameră, depinzând de temperatura amintită şi de compoziţia gazelor de ardere, corespunzătoare combustiei finale.
Se admite, de asemenea, că ecranul şi pereţii au, fiecare, o temperatură propie, uniformă în întreaga cameră. Ca urmare, fiind considerate corpuri cenuşii, au fiecare câte un coeficient de emisie, constant în totalitatea incintei. Pereţii sunt consideraţi radiatori totali, întreaga cantitate de căldură radiantă primită fiind reradiată către elementele tubulare şi gaze. În aceeaşi idee simplificatoare, se admite egalitatea dintre căldura primită prin convecţie de la gaze de către pereţi şi cea pe care aceştia o pierd spre exterior.
Metoda Lobo-Evans ţine seama de transferul de căldură prin ambele mecanisme, al radiaţiei şi al convecţiei, exprimând debitul de căldură absorbită de tuburi prin:
Considerând că fluxul termic specific, sau tensiunea termică, exprimat(ă) prin:
este constant(ă) pe întreaga suprafaţă a ecranului şi că temperatura gazelor arse este uniformă, şi anume egală cu temperatura la prag (adică temperatura cu care gazele părăsesc camera de radiaţie), Lobo şi Evans stabilesc relaţia de modelare a acestei camere:
[kJ/m2·h]
Metoda Lobo-Evans comportă un calcul iterativ. Cunoscându-se, din bilanţurile termice, sarcina termică a secţiei de radiaţie şi presupunând tensiunea termică a ecranului, se stabileşte suprafaţa acestuia Ar, care determină geometria camerei. Se calculează
9
tensiunea termică pe care camera de radiaţie o poate asigura, valoare care trebuie să corespundă celei presupuse iniţial.
I.2.5. Dimensionarea tehnologică a camerei de convecţie
Camera de convecţie este componenta cuptorului în care gazele de ardere cedează tuburilor 20...30% din totalul căldurii utile a cuptorului. Transferul de căldură are loc prin mecanismul combinat al convecţiei de la gaze (60-75% din sarcina camerei) şi al radiaţiei de la gaze (10...30%) şi de la pereţi (5...15%).
Dimensionarea tehnologică (termică) a camerei de convecţie are ca scop stabilirea suprafeţei expuse a tuburilor Ac, necesară pentru a se transfera fluidelor care curg în interirul tuburilor debitul de căldură Qc, calculat prin bilanţul termic, fiind cunoscute: temperaturile de intrare a gazelor de ardere în secţia de convecţie, tp şi de ieşire, tip; temperaturile fluidului care se încălzeşte în tuburile la intrare, t ic şi la ieşire, tir, şi debitele de gaze de ardere şi de fluid.
În cazul cuptoarelor paralelipipedice, lungimea camerei de convecţie se prevede, uzual, egală cu cea a secţiei de radiaţie, iar lăţimea este fixată prin numărul de tuburi prevăzute pe un şir (4 până la 12) şi prin distanţa, pe orizontală, dintre două tuburi vecine (obişnuit, s1=1,8·de).
Debitul total de căldură, primit de aceste două şiruri de tuburi, este dat de relaţia:
Căldura primită prin radiaţia gazelor este dată de ecuaţia:
Căldura preluată prin convecţie de la cele două şiruri este dată de expresia:
I.2.6. Calculul hidraulic al unui cuptor tubular
În vederea cunoaşterii puterilor instalate la motoarele electrice ale maşinilor hidraulice–pompa de materie primă, cea de lichid purtător de căldură şi ventilatorul de aer–şi pentru dotarea cuptorului cu un coş care să asigure tirajul gazelor de ardere în cuptor, este necesară stabilirea căderilor de presiune pe fluxurile respective.
I.2.6.1. Căderea de presiune la curgerea materiei prime şi a fluxurilor secundare
În cazul încălzirii cu vaporizare, întâlnită în cuptoarele DA, DV, CC, la calculul căderii de presiune trebuie să se ţină seama de faptul că, prin apariţia vaporilor, are loc o mărire apreciabilă a volumului specific, care majorează viteza de curgere şi, ca urmare, căderea de presiune. Metoda Ludwig admite că presiunea, temperatura, entalpia şi fracţia vaporizată variază în lungul serpentinei cuptorului după curbe strict unimodale-valorile lor
10
la ieşire, per, ter, hter şi ef, corespunzând minimului (presiunea) şi maximului, fiind cunoscute din bilanţurile termice pe cuptor, iar absorbţia de căldură pe unitatea de lungime de serpentina este aceeaşi în sectorul calculat. De asemenea, metoda cere prezumarea valorii presiunii piv în punctul (secţiunea) de începere a vaporizării materiei prime, în funcţie de care se stabilesc temperatura de echilibru la începutul vaporizării, tiv şi, ca urmare, entalpia htiv.
Relaţia lui Ludwig pentru verificarea presiunii presupuse:
Căderea de presiune în zona de vaporizare se calculează cu relaţia:
Diferenţa de presiune dinamică a ţiţeiului în cuptor se calculează cu metoda Lockhart-Martinelli:
;
Yl = f(X0; Yv=1-Yl
Parametrul Lockhart-Martinelli:
[4]
11
CAPITOLUL II
II.1. Date de proiectare:
Să se dimensioneze un cuptor de încălzire şi vaporizare parţială a ţiţeiului distilat din instalaţia de Distilare Atmosferică.
1. Capacitatea cuptorului: 1.5·106 [t/an]
2. Tipul cuptorului: paralelipipedic cu secţie de radiaţie, convecţie şi preîncălzitor de aer
3. Presiunea absoluta la iesirea din cuptor: p = 1,6bar
4. Procente evaporat la intrarea în coloană: 65
5. Temperatura de intrare a ţiţeiului în cuptor: ti = 2000C
6. Combustibil util - păcură cu caracteristicile:
- ; K = 11,2;
7. Temperatura de ieşire a ţiţeiului din cuptor :t= 3100C
8. Caracteristici ţiţei: ; K=12
9.Caracteristicile vaporizatului: ; K=11,7
10.Temperatura iniţială de vaporizare a ţiţeiului pe curba de vaporizare în echilibru în funcţie de presiune(temperatura în zona de vaporizare – proiect TD
12
II.2.Calculul procesului de combustie
d3
0.960
c 0.15d3
0.74 0.884
h 1 c 0.116
Consumul de aerSe admite coeficientul cantitatii de aer : 1.25
L
0.21
c
12
h
4
0.611kmol
kgcomb
Se admite consumul de abur de pulverizare :
a 0.4
kgabur
kgcomb
Cantitatea molara de gaze de ardere:Notez: n
CO2 n1 ,n
H2On
2 ,n
N2 n3 ,
nO2 n
4
n
1c
120.074
kmol
kgcomb
n2
h
2
a
18 0.08
kmol
kgcomb
n3
0.79L 0.483kmol
kgcomb
n4
0.21 1
L 0.026kmol
kgcomb
n5
n1
n2
n3
n4
0.662kmol
kgcomb
Cantitatea masica de gaze de ardere :
Notez:m
CO2 m1 ,m
H2Om
2 ,m
N2 m3 ,
mO2 m
4
m1
44 n1
3.241kg
kgcomb
m2
18 n2
1.444kg
kgcomb
m3
28 n3
13.518kg
kgcomb
m4
32 n4
0.821kg
kgcomb
m5
m1
m2
m3
m4
19.024kg
kgcomb
13
Masa molara medie a gazelor de ardere :
Mm
5
n5
28.723 kg
kmol
Puterea calorica inferioara a combustibilului :H
15623
d3
24300 4.057 104 kJ
kg
II.3.Bilantul termic global al cuptorului Caldura preluata de materia prima in cuptor :Q
mpm
mpe i
vt 2 1 e( ) ilt2 i
lt1
e 0.65 -fractia masica a vaporizatului
Relatii de calcul a entalpiilor specifice ale fractiunilor petroliere:Densitatea lichidului rezidual:d
10.850 , d
20.815
d4
35
100
d1
65
d2
0.924
t1
200 °Ct2
310 °Ck1
12 k2
11.7
Notez: k1
kmp ,k
2kvap
ilt2 i
2 ,i
lt1 i1 ,
ivt 2 i
3
Entalpia lichidului rezidual la iesirea din cuptor:
i2
2.964 1.332d4
t2 0.003074 0.001154d
4 t
2 2
0.0538k
1 0.3544 730.417
kJ
kmol
Entalpia titeiului la intrare in cuptor:
i1
2.964 1.332d1
t1
0.003074 0.001154d1
t1 2
0.0538k
1 0.3544 450.084
kJ
kmol
Entalpia vaporizatului la iesirea din cuptor:i3
532.17 210.61d2
1.8213 0.45638d2
t2
0.0023447 0.00059037d2
t2 2 4.187t
2 837.4 0.07k
2 0.84 979.236
kJ
kmol
14
m6
mmp
m7
m6
1.5 106
t
an
m7
m6
1000
8760 1.712 10
5kg
hQ
1Q
mpQ
2
Q1
m7
e i3 1 e( ) i
2 i
1 7.57 10
7kJ
h
Q2
Q1
36001000 2.103 10
7W
Entalpia amestecului combustibil,cu aerul in conditii atmosferice:Notez: i
aci4 , i
combi5 , i
aeri6 , i
aburi7
k3
kcomb ,k
311.2
Se admite tcomb
t3 , t
380 °C
Entalpia combustibilului se afla cu relatia anterioara a lui ilt
i5
2.964 1.332d3
t3
0.003074 0.001154d3
t3 2
0.0538k
3 0.3544 141.061
kJ
kgcomb
Se admite: taer
t4 , t
410 °C
Cp
aer Cp
C0
29.07
i6
L C0
t4
177.65kJ
kgcomb
Se admite pentru pulverizare abur saturat uscat cu presiunea absoluta 5 bar.Pentru abur saturat uscat de 5 bar :
i 2749kJ
kg
Latenta de vaporizare a apei la 0 °C :
r0
2501kJ
kg
i7
a i r0
99.2kJ
kgcomb
15
i5
141.061kJ
kgcomb , i6
177.65 kJ
kgcomb , i7
99.2kJ
kgcomb
i4
i5
i6
i7
417.911kJ
kgcomb
Se admit pierderile de caldura ale cuptorului:in sectia de radiatie 3,in sectia de convectie1,in preincalzitorul de aer 1,% din caldura introdusa si dezvoltata in cuptor (total 5%). Se admite temperatura gazelor de ardere la cos:t5
tcos , t
5180 °C
Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:i8
igc
ni
Cpi
1
C1
40 , C2
33.92 , C3
29.28 ,C4
29.86
1
n1
C1
n2
C2
n3
C3
n4
C4
20.57
i8
t5
1 3.703 10
3kJ
kgcomb
Randamentul cuptorului:
xq
p
H i4
x 0.05
1i8
H i4
x 0.86
Debitul de combustibil
BQ
1
H i4
2.148 10
3 kg
h
Debitul de aer utilizat
y 28.84B L 3.786 104
kg
h
Debitul gazelor de ardere
16
z B m5
4.087 104
kg
h
Debitul de aabur de pulverizare:B
aB
0
B0
B a 859.215kg
h
II.4.Bilantul termic al cuptorului pe sectiiSe admite temperatura gazelor de ardere la intrarea in preincalzitorul de aer :ti
t6 , t
6400 °C
Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:
igi
i9
i9
t6
n1
43.54 n2
34.92 n3
29.69 n4
30.90 8.454 103
kJ
kgcomb
Pierderile de caldura in preincalzitorul de aer:Q
3Q
pp
B 2.148103
kg
h
Q3
0.01B H i4
8.805 105
kJ
h
Caldura preluata de aer in preincalzitor:Q
aerQ
4
qaer
q0
Q4
B i9
i8
Q3
9.326 106
kJ
h
q0
Q4
B4.342 10
3kJ
kgcomb
Entalpia aerului preincalzit:iap
i10
i10
i6
q0
4.519 103
kJ
kgcomb
Temperatura aerului preincalzit:tap
t7
Cpaer C
C 29.46 (se ia pentru o temperatura de 250°C)
17
t7
i10
L C251.03
°C
Se admite temperatura gazelor de ardere la trecerea din sectia de radiatie in sectia de convectie (la prag):tp
t8 , t
8900
Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:igp
i11
i11
t8
n1
48.99 n2
37.85 n3
31.07 n4
32.87 2.024 104
kJ
kgcomb
Pierderile de caldura in sectia de convectie:Q
pcQ
5
Q5
Q3
8.805 105
kJ
h
Caldura preluata de materia prima in sectia de convectie:Q
cQ
6Q
7
Q6
B i11
i9
Q5
2.444 107
kJ
h
Q7
Q6
36001000 6.788 10
6W
Caldura preluata de materia prima in sectia de radiatie:Q
rQ
8Q
9
Q8
Q1
Q6
5.126 107
kJ
h
Q9
Q8
36001000 1.424 10
7W
Entalpia titeiului la intrarea in radiatie:
i3
979.236kJ
kmol , i2
730.417kJ
kmol
iir
i12
i12
0.65 i3 0.35 i
2
Q8
m7
592.786 kJ
kg
Temperatura titeiului la intrarea in radiatie (se considera total lichid):tir
t
18
i12
2.964 1.332d1
t 0.003074 0.001154d1
t( )2
0.0538k
1 0.3544
t( )2
0.0020931 1.8318t i12
0
1.83182
4 0.0020931 i12
8.3362
t01
252.126 °Ct02
60665.42 °C
Entalpia amestecului combustibil corespunzatoare aerului preincalzit:i13
iac 1
i13
i10
i5
i7
4.76 103
kJ
kgcomb
Caldura totala introdusa si dezvoltata in focarul cuptorului:
Q0
B H i13
9.738 107
kJ
h
Q01
Q0
36001000 2.705 10
7W
II.5.Dimensionarea sectiei de radiatie Se aleg tuburi cu de=168 mm;di=148 mm si s=305 mm,atat pentru sectia de radiatie cat si pentru sectia de convectie.Tuburile vor avea lungimea efectiva 14.2 m si lungimea totala 14.8 m (coturi exterioare).In radiatie tuburile se plaseaza numai pe peretii laterali.Debitul volumic de titei rece
m7
36008500.056
m3
s
Viteza titeiului rece in tuburi,pentru 2 circuite:w
0.0564
2 3.14 0.1482
1.628 m
s
Sectia de radiatie se dimensioneaza pentru o tensiune termica de 42000
T0
42000
W
m2
19
A0
Q9
T0
339.026m
2
Numarul de tuburiA
0
3.140.168 14.245.259
Recalcularea luiA
0siT0
A0
46 3.14 0.168 14.2 344.576 m2
T0
Q9
A0
4.132 104
W
m2
Se admite latimea sectiei de radiatie 4 m.Se admit in sectia de convectie 6 tuburi pe sir,care ocupa latimea:n 6
s 0.305
l0
n 0.65( ) s 2.028 m
Pentru o inclinare a umerilor sectiei de radiatie de 45 de grade ,lungimea unui umar este egala cu:
1 1 1.414 m
Numarul de tuburi pe un umar :1.41
s4.623
Numarul de tuburi pe un perete lateral:46
24 19
Inaltimea peretelui lateral:19 s 5.795 m
Inaltimea sectiei de radiatie:5.8 1 6.8 m
Volumul sectiei de radiatie:V 4 5.8
4 22
1
14.2 372.04m
3
Tensiunea volumetrica:T
cT
01
T01
Q01
V7.27 10
4W
m3
20
Numarul de injectoare,cu capaciatatea de 200 kg comb/h:B
20010.74
pentru siguranta se iau 13 injectoare
Injectoarele se plaseaza intercalat,pe 2 linii distantate cu 0.6 m.Distanta intre 2 injectoare alaturate,de pe aceeasi linie:s0
14.2
7 0.651.856
m
Distanta intre 2 injectoare alaturate,de pe linii diferite:s0
2
2
0.652 1.133
m
Tuburile se plaseaza cu axul la 1.4*de=1.4*0.168 m de perete.Distanta de la injectoare la fata tuburilor:4
2
0.6
2 1.4 0.65( ) 0.168 1.356
m
II.6.Verificarea tensiunii termice din sectia de radiatie Se ia temperatura medie in focar :tmf
t9
t9
t8
40 940 °C
Coeficientul de convectie din sectia de radiatie,dupa Lobo si Evans,are valoarea:
c
0
0
11.37
W
m2
C
Numarul sirurilor de tuburi:n
sn
0
n0
1
Coeficientul relativ de radiatie,pentru un singur sir de tuburi plasat la perete,se calculeaza cu relatia: kr
k4
21
de
d01
d01
0.168 m
x1
1d
01
s
s
d01
2
1 arctgs
d01
2
1
x1
0.709
k4
2 x1
x1 2
k4
0.915
Presiunile partiale ale H2O si CO2 se calculeaza pentru presiunea
totala egala cu presiunea normala atmosferica
.p
1p
CO2 p2
pH2O
p 1.01325 bar
p1
pn
1
n5
0.113bar
p2
pn
2
n5
0.122bar
p0
p1
p2
0.235 bar
Coeficientul de emisie al gazelor se calculeaza cu relatia:eg
eo
e0
0.6433 0.00017t9
0.1886ln p2
p1
l
Aria totala a peretilor sectiei de radiatie:A
tA
0
A0
2 1.41 2 5.8 4( ) 14.2 2 4 5.84 2
21
313.964m
2
Aria echivalenta a ecranului(se neglijeaza prezenta tuburilor din sectia de convectie):A
eeA
1
Ap
A2
A2
46 0.305 14.2 199.226 m2
A1
A2
k4
182.355m
2
22
Gradul de ecranare are expresia:
A
1
A0
0.581
Coeficientul de radiatie reciproca rezulta din expresia:F
1
1.1111 e
0
e0
Pentru dimensiunile relative ale sectiei de radiatie: l-H-L=4.8-6.8-14.2=1-2-3se ia:l
2
3
3V 4.795
m
e0
0.6433 0.00017t9
0.1886ln p2
p1
l 0.506
F1
1.1111 e
0
e0
0.596
Temperatura medie a materiei prime in sectia de radiatie:tmp
t11
t01
252.261 °C
t2
310 °C
t11
t01
t2
2281.13
°C
In serpentina din radiatie are loc vaporizarea si se poate admite temperatura ecranului:te
t10
t10
t11
1
20t9
t11
314.074°C
Tmf
T9
Te
T10
T9
t9
273 1.213 103 K
23
T10
t10
273 587.074 K
Tensiunea termica in sectia de radiatie:T
tT
02
s 0.305
d01
0.168 m
T02
5.67Fk
4s
d01
n0
T9
100
4T
10
100
4
0
t9
t10
4.371 104
W
m2
II.7.Dimensionarea sectiei de convectie Sectia de convectie are dimensiunile interioare:lungimea 14.2 m si latimea 2 m.Tuburile utilizate au diametrul exterior 168 mm,diametrul interior 148 mm si s1=305 mm.Ele sunt asezate in
triunghi echilateral si deci s2
3
2s1
,s2=264 mm.Se plaseaza cate 6 tuburi pe sir si se utilizeaza 2 circuite.Tuburile au lungime totala dreapta 14.8 m,coturile fiind exterioare. Coeficientul de emisie al ecranului:e1
ee
e1
0.9
Temperatura medie a gazelor de ardere in sectia de convectie:t12
tg
T12
Tg
t12
t8
t6
2650
°C
T12
t12
273 923 K
Temperatura medie a materiei prime in sectia de convectie: t01
252.126 °C
t1
200 °C
24
200 252.1262
226.063°C
Temperatura medie a ecranului:t13
te
T13
Te
t13
2261
30650 226( ) 240.133
°C
T13
273 t13
513.133 K
Grosimea medie a stratului de gaze:l l
1
de
d s1
s
d 0.168 m s 0.305 m
l1
d 0.9924s
d
2
0.9
0.398m
CO2
1
1
10.35e1
p1
l1 0.4
t12
t13
T12
100
3.2T
13
100
3.2T
12
T13
0.65
6.259W
m2
C
x2
2.32 1.37 p2
l1 0.3333 2.82
H2O
2
2
e1
46.52 81.9p2
l1 p
2l1 0.6
t12
t13
T12
100
x2 T13
100
x2
6.489W
m2
C
Calculul coeficientului de transfer de caldura prin radiatia gazelor de ardere:
rg
01
01
1
2
12.748
W
m2
C
Calculul coeficientului de convectie pentru gazele de ardere se face cu relatia:
c
3
25
3
0.292
d0.4
0.6
Pentru mai mult de 10 siruri de tuburi: 1
Sectiunea minima de curgere:14.2 2 6 0.168( ) 14.086 m
2
Viteza de masa a gazelor de ardere in sectiunea minima:w
wB m
5
360014.0860.806
kg
m2
s
La t12
650 °C gazele de ardere au:
0.07835
W
m2
C
38.274106
kg
m s
3
0.292
d0.4
w
0.6
18.336W
m2
C
Calculul coeficientului de transfer de caldura prin radiatia peretilor:
rp
02
AA
01
A02
02
A
1
3
01
1
0.227e01
T
13
100
3
Coeficientul de emisie al peretilor:ep
e01
e01
0.95
Se presupune numarul sirurilor de tuburi 12.A
02A
ecran
A02
12 6 d 14.2 539.336m
2
Inaltimea ocupata de fascicul:
26
s2 s02
ns
n0-numarul sirurilor
n0
12
s02
0.264 m
h n0
1 s02
d 3.072 m
A01
Apereti laterali
A01
2 14.2 h 87.245m
2
AA
01
A02
0.162m
2
02
A
1
3
01
1
0.227e01
T
13
100
3
2.433
W
m2
C
Coeficientul global de transfer de caldura:ked
k5
e
03
k5
03
03
3
01
02
33.517
W
m2
C
Calculul diferentei medii de temperatura: 900400
252 200
648 200
27
t. t( )
01
N ln 1t
01
t02
lnt
01t
02
t01
t02
t03
t04
1
N
Numarul de incrucisari:N n
0
N 12
Diferenta de temperatura pentru fluidul din interiorul tuburilor: t
intt
01
t01
252 200 52 °C
Diferenta de temperatura pentru fluidul din exteriorul tuburilor: t
extt
02
t02
900 400 500 °C
Diferenta de temperatura la capatul rece al sistemului: tcr
t03
t03
200 °C
Diferenta de temperatura la capatul cald al sistemului: tcc
t04
t04
648 °C
tt
01
N ln 1t
01
t02
lnt
01t
02
t01
t02
t03
t04
1
N
381.009
°C
Aria de transfer de caldura necesara:A
eA
3
k5
33.517
W
m2
C
A3
Q7
k5t
531.515m
2
Numarul de siruri de tuburi:L 14.2 m
28
d 0.168
A3
531.515
n0
A3
6 d L11.826
n0
12 (s-a verificat presupunerea facuta)Tensiunea termica in convectie:T
tT
03
T03
Q7
A3
1.277 104
W
m2
II.8.Caderile de presiune pe circuitul materiei prime Pentru a se stabili presiunea necesara a titeiului la intrarea in cuptor,trebuie calculate:caderea de presiune a titeiului in zona de vaporizare,caderea de presiune a titeiului in zona de incalzire si diferenta de presiune dinamica a titeiului. Calculul caderii de presiune a titeiului in zona de vaporizare se face cu ajutorul relatiei lui Ludwing.Entalpia amestecului final:if
i01
i01
0.65 i3 0.35 i
2 892.149
kJ
kg
Entalpia titeiului la intrarea in radiatie:iir
i03
i03
594.897kJ
kg
Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de radiatie,pentru un circuit:L
erL
02
nc
nt
n00-coturi de 180
o
nt =numar tuburi din sectia de radiatie pentru un circuit
n00
23
Lt
L1
Lt =lungimea totala geometrica a unui tub
L1
14.8 m
C 30 50 -pentru coturi de 180o
29
C 50
di
d02
d02
0.148 mL
02n
00L
1 n
00C d
02 510.6 m
Se presupune presiunea la inceputul zonei de vaporizare:p
ip
01
p01
18 bar
La aceasta presiune temperatura initiala de vaporizare pe CVE este:tiv
t12
t12
270 °C
Entalpia titeiului total lichid la inceputul zonei de vaporizare:iiv
i02
d1
0.850
i02
2.964 1.332d1
t12
0.003074 0.001154d1
t12 2
0.0538k
1 0.3544 647.173
kJ
kg
Lungimea echivalenta a serpentinei in care are loc vaporizarea:L
evL
01
L01
L02
i01
i02
i01
i03
420.804
m
Pentru ca Lev
Ler
vaporizarea incepe in sectia de radiatieRelatia de verificare a presiunii presupune:
p0
p1 2 f
w0 2
d01
p
01
01
p1
1
L01
Presiunea la iesirea din cuptor:p
fp
1
p1
1.6 105
N
m2
Se admite coeficientul de frecare:f 0.0205
Viteza de masa a titeiului: w
0
w0
m7
4
2 3600 0.1482
1.383 103
kg
m2
s Densitatea amestecului la iesirea din cuptor:
30
f
1
1
1
e
3
1 e
2
Din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C se citeste densitatea amestecului lichid:
l
2
2
f d4
t2
2
790
kg
m3
Masa molara a vaporizatului se citeste din graficul din fig.16 de la pagina 33 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C:M f d
2k2
M 165kg
mol
v
3
3
p1
M
8314 t2
273 5.447
kg
m3
e 0.65
1
1
e
3
1 e
2
8.348
kg
m3
Densitatea titeiului total lichid la intrarea in zona de vaporizare se citeste din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C:
i
01
01
f d1
t12
01
690
kg
m3
p01
18 105
N
m2
31
p0
p1 2 f
w0 2
d02
p
01
01
p1
1
L01
1.955 106
p0
19.9 bar
Caderea de presiune in zona de vaporizare:p
vp
3
p1
1.6bar
p3
p0
p1
18.3 bar
Caderea de presiune a titeiului in zona de incalzire:p
ip
0
p0
f1 w
22
L
03
d02
F
F 1
Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de radiatie in care are loc incalzirea:L
02L
01 89.796 m
Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de convectie pentru un circuit:L
ecL
04
L04
12 62
14.8 50 0.148( ) 799.2m
Lungimea echivalenta a serpentinei in care are loc incalzirea:L
eiL
03
L03
89.796 L04
888.996 m
Temperatura medie a titeiului in zona de incalzire:200 270
2235
°C
Densitatea titeiului in zona de incalzire se citeste din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C: f d
1t 235
740
kg
m3
Viteza medie a titeiului:
32
wm
74
2 3600 d02 2
1.869 m
s
(se citeste din graficele de la pagina 320 din "Procese de transfer termic si utilaje specifice",Dobrinescu D) f k
1d
1 t 235
0.329106
m
s
Red
02w
8.408 10
5
Coeficientul de frecare corespunzator:f1
0.1694
Re0.164
0.018
p0
f1 w
22
L
03
d02
F 1.404 105
N
m2
p0
1.404 bar
Diferenta de presiune dinamica a titeiului in cuptor se calculeaza cu metoda Lockhart-Martinelli.p
dp
4
wl2 w
4
l2 4
wv2 w
5
v2 5
wl1 w
6
l1 6
Yv
Y2 Y
lY
1
p4
4
w4 2
2Y
1
5
w5 2
2Y
2
6
w6 2
2
m8
ml2
m9
mv2
w4
m8
4
Y1
d02
Y1
f X( )
33
w5
m9
5
Y2
d02
Y2
1 Y1
Parametrul Lockhart-Martinelli:
X1 e
e
0.9 5
4
0.5
4
5
0.1
v2
5
l2 4
Pentru titei la intrare in cuptor:
6f d
1t1
6
775
kg
m3
w6
m7
4
2 3600 6
d02 2
1.785 m
s
Densitatea lichidului la iesire din cuptor:
4f d
4t2
4
790
kg
m3
Densitatea vaporilor la iesirea din cuptor:
5
5.4466
kg
m3
Vascozitatea lichidelor la iesirea din cuptor:
l2 4
4
f k2
d4
t2
4
0.425106
m2
s
4
4
4 3.357 10
4kg
m s
Vascozitatea vaporilor la iesirea din cuptor:
5f M t
2
5
8.7 106
kg
m s
X1 e
e
0.9 5
4
0.5
4
5
0.1
0.069
Fractia volumica a lichidului la iesire:Y
1f X( )
34
Y1
0.04
Y2
1 Y1
0.96
Viteza lichidului la iesire din cuptor:
w4
m7
0.35 4
2 3600 4
Y1
d02 2
15.319 m
s
Viteza vaporilor la iesire din cuptor:
w5
m7
0.65 4
2 3600 5
Y2
d02 2
171.941 m
s
Aceasta viteza trebuie sa fie mai mica decat viteza sunetului in conditiile corespunzatoare:w
sw
0
w0
kR
M T
2
w0
1.33338314
165 310 273( ) 197.907
m
s
Se constata caw
5w
0
p4
4
w4 2
2Y
1
5
w5 2
2Y
2
6
w6 2
2 7.976 10
4N
m2
p4
0.7976 bar
Diferenta de presiune de pozitie se neglijeaza.Presiunea necesara a titeiului la intrarea in cuptor:p p
1p
3 p
0 p
4 22.102 bar
Capitolul III III.1.Dimensionarea preincalzitorului de aer Se admite lungimea preincalzitorului 6 m;latimea preincalzitorului 2 m(egala cu latimea sectiei de convectie);tuburi cu diametrul exterior 42,2 mm si diamtrul interior 32,5 mm asezati
in triunghi echilateral cu latura s1= 1.5 d
e
Sarcina termica a preincalzitorului:Q
aerQ
9
35
Q9
9.4639106
kJ
h
Q10
Q9
1000
36002.629 10
6W
Preincalzitorul se realizeaza cu 2 pasuri pentru aer si cu circulatia aerului transversala pe lungimea preincalzitorului.Calculul diferentei medii de temperatura: 400 180
250 10
150170
tc
t1
t1
170 150
ln170
150
159.791
°C
t0
t1
11
N0
t2
ln1
1t
2
t3
ln 1t
3
t4
1
N0
N0
2
tint
t2
text
t3
tintrari
t4
t2
400 180 220 °C
t3
250 10 240 °C
t4
400 10 390 °C
36
t0
t1
11
N0
t2
ln1
1t
2
t3
ln 1t
3
t4
1
N0
129.8
°C
Aceasta valoare este mai defavorabila decat cea obtinuta cu relatia generala.Se presupune:k
edk
01
k01
12
W
m2
C
Tensiunea termica:T
tT
11
T11
k01
t0
1.558 103
W
m2
Aria de transfer de caldura necesara:A
eA
11
A11
Q10
k01
t0
1.688 10
3m
2
Numarul de tuburi pe un sir transversal pe directia curgerii(pe lungimea de 6 m):l 6 m
d11
0.0422 ms1
1.5 d11
0.063 m
nl
s1
0.5 94.287
Numarul de siruri de tuburi(pe latimea de 2 m):
l0
2 ms
23
2s1
0.055
n0
l0
s2
36.483
37
Numarul total de tuburi:94 36 3.384 10
3
Lungimea tuburilor:
L0
A11
3384 d11
3.764
m
In cele ce urmeaza se vor calculaisie,pentru a se verifica ked
presupus
Calculul luii,pentru gazele de ardere care circula prin interiorul tuburilor:
i
11
c
12
rg
13
11
12
13
Debitul volumic de gaze de ardere,la temperatura medie:tg
t13
t13
400 1802
290°C
V0
B n5
360022.4
t13
273
273 18.247
m3
s
Sectiunea de curgere:d
ed
12
d12
0.0325 m
3384 d
12 2
4 2.806
m2
Viteza medie a gazelor de ardere:
wV
0
2.8066.503
m
s
Proprietatile fizice medii pentru gazele de ardere la 290°C
0
0.04747W
m C
0
27.156106
kg
m sPr 0.652
p 1.0132105
N
m2
38
M 28.723
kg
kmolR 8314
T13
t13
273 563 °C
0
p MR T
13
0.622kg
m3
Red
12w
0
0
4.839 103
Nu 0.023Re0.8 Pr
0.4 1600000
Re1.8
14.784
12
Nu 0
d12
21.593W
m2
C
13
CO2
H2O
l 0.9 d12
0.029 mp
CO2 0.113bar
pCO2 l 3.305 10
3bar m
pH2O
0.122 bar
pH2O
l 3.568 103
bar m
ee
e0
e0
0.9
Se admite temperatura medie a ecranului:te
t14
ta
t15
t15
10 2502
130°C
t14
t13
2
3t13
t15
183.333°C
T14
t14
273 456.333 K
39
CO2
10.35e0
pCO2 l
0.4
t13
t14
T13
100
3.2T
14
100
3.2T
13
T14
0.65
0.958W
m2
C
x 2.32 1.37 pH2O
l 0.3333 2.529
H2O
14
14
e0
46.52 84.9pH2O
l pH2O
l 0.6
t13
t14
T13
100
xT
14
100
x
0.432W
m2
C
13
CO2
14 1.391
W
m2
C
i
15
W
m2
C
15
12
13 22.984
Calculul luie,pentru aerul care circula prin spatiul intertubular.Sectiunea minima de curgere:S
minS
0
S0
6 94 0.042( )L
0
2 3.862
m2
Debitul volumic de aer la temperatura medie si presiunea normala atmosferica:L
10.6111
VB L
1
360022.4
t15
273
273 9.644
m3
s
Viteza aerului:w
0V
S0
2.497 m
s
Nu C Re0.6 Pr
1
3
Pentru asezare in triunghi:C 0.33
Pentru un numar de siruri mai mare decat 10 1 (in acest caz sunt 2*36=72 siruri).
40
Proprietatile fizice ale aerului la 130 de grade si presiune atmosferica:
0.03415
W
m2
C
26.63106
m2
s
Pr 0.685
Red
11w
0
3.957 10
3
Nu C Re0.6 Pr
0.3333 41.898
e
16
W
m2
C
16
Nu d
11
33.905
Coeficientul global de transfer de caldura:k
edk
02
k02
1
d11
15
d12
R
1
d11
d12
d
11
2 0
ln
d11
d12
R2
1
16
Pentru gaze de ardere:R
di R1
R1
0.00172m
2C
W
Pentru aer:R
de R2
R2
0.000344m
2C
W
Pentru otel carbon la:t14
183.333 °C
0
42W
m C
k02
1
d11
15
d12
R
1
d11
d12
d
11
2 0
ln
d11
d12
R2
1
16
11.274W
m2
C
41
(S-a propus Ked=12 W/m2*C )Verificarea temperaturii ecranului:
t t13
k02
t13
t15
d11
15
d12
188.09
°C
(S-a propus te=183 C) III.2.Caderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere Tirajul necesar la baza cosului se obtin prin insumarea tuturor caderilor de presiune de pe circuitul gazelor de ardere,pana la baza cosului.Se admite caderea de presiune a gazelor de ardere,prin frecare,in sectia de radiatie:
p1
5
N
m2
Caderea de presiune cauzata de reducerea sectiunii de curgere,la trecerea din sectia de radiatie in sectia de convectie:
p2
0.53334 0.51667A
2
A1
w2 2
2
(se calculeaza acoperitor,cu neglijarea unghiului de convergenta)A
114.24 56.8 m
2
A2
14.22 28.4 m2
Densitatea gazelor de ardere lat8
900 °C
T8
900 273 1.173 103 K
R 8314
p 1.0132105
N
m2
M 28.723kg
kmol
p MR T
8
0.298kg
m3
Viteza gazelor de ardere in sectiunea finala:
42
w2
B m5
3600 A2
1.339 m
s
p2
0.53334 0.51667A
2
A1
w2 2
2 0.074
N
m2
Caderea de presiune cauzata de frecare,in sectia de convectie(asezare in triunghi s1/de<1,885):
p3
1.931
w2 n
01
d01
s1
Re0.25
(w se ia in sectiunea minima de curgere)Densitatea gazelor de ardere,in sectia de convectie:T
14923 K
1
p MR T
14
0.379kg
m3
x 1
w
x 0.8177
kg
m2
s
wx
1
2.156 m
sd
010.168 m
38.274106
kg
m s
Red
01x
3.589 10
3
s1
0.305
n0
12
N
m2
p3
1.931
w2 n
01
d01
s1
Re0.25
4.242
Caderile de presiune cauzata de reducerea sectiunii de curgere,la
43
trecerea din sectia de convectie in tevile preincalzitorului:
p4
0.53334 0.51667A
02
A01
2
w02 2
2
A01
14.22 28.4 m2
A02
2.807 m2(aria sectiunii interioare a tuburilor)
Densitatea gazelor de ardere la 400C.T 673 °C
2
p MR T
0.52kg
m3
w02
B m5
36002
A02
7.775 m
s
p4
0.53334 0.51667A
02
A01
2
w02 2
2 7.582
N
m2
Căderea de presiune prin frecare în ţevile preîncălzitorului:Re 5177
0.6227kg
m3
w 6.947 m
s
L 3.956 m
Pentru Re= 103
...105
f0.4205
Re0.243
0.053
p5
f w
22
L
d12
96.263N
m2
Căderea de presiune cauzată de mărirea secţiunii de curgere la ieşirea din ţevile preîncălzitorului:A
12.807 m
2
A2=12 m2
Densitatea gazelor de ardere la 180oC
p M
83144580.764
kg
m3
44
Viteza gazelor de ardere în tuburile preîncălzitorului,la ieşire:
w1
B m5
3600 A1
5.291 m
s
p6
1A
1
A2
2 w1 2
2 6.279
N
m2
Căderea de presiune cauzată de reducerea secţiunii de curgere,la intrarea în coş:
p7
0.53334 0.51667A
2
A1
w2 2
2
2
(se calculează acoperitor,cu neglijarea unghiului de convergenţă)A
112 m
2
Debitul volumic de gaze de ardere la 180oC
VB m
5
360014.852
m3
s
Se admite diametrul interior al coşului:Di 1.5 m
Viteza gazelor de ardere în coş(la intrare):w
2V 4
Di2
8.409 m
s
p7
0.53334 0.51667A
2
A1
w2 2
2 12.357
N
m2
Căderea de presiune cauzată de registrul de gaze de ardere:
p8
27 10 0.6
w2 2
2 54.042
N
m2
Se admite x=0,6(fracţia secţiunii libere) Înainte de a se calcula diferenţele de presiune statică,se stabilesc cotele spaţiilor libere caracteristice:
A2
Di2
41.766 m
2
45
-distanţa de la sol până la podeaua de radiaţie 2,8 m -distanţa de la partea superioară a radiaţiei până la fasciculul de tuburi din convecţie 0,6 m -distanţa de la fasciculul convecţiei până la spaţiul de racordare convecţie-preîncălzitor 0,4 m -înălţimea spaţiului de racordare convecţie-preîncălzitor,pentru
un unghi de 30oC
14.2 62
tg 30o 2.367
m
-distanţa de la tuburile preîncălzitorului până la spaţiul de racordare preincalzitor-cos 0,4 m -înălţimea spaţiului de racordare preincalzitor-cos,pentru un
unghi de 30oC
6 1.52
tg 30o 1.299
m
Diferenţa de presiune statică în secţia de radiaţie:p
9H
01
02 g
Densitatea aerului atmosferic la 10oC
Ma
M01
a
01
M01
28.84
01
M01
22.4
273
283 1.242
kg
m3
Înălţimea secţiei de radiaţie:H 5.8 1 6.8 m
Temperatura medie în focart9
940 °C
Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:
g
02
M 28.723
02
M
22.4
273
1213 0.289
kg
m3
46
g 9.81
p9
H 01
02
g 63.6
N
m2
Diferenţa de presiune statică în secţia de convecţie se calculează asemănător:H 0.6 3.072 0.4 4.072 m
02
M 27322.4923
0.379kg
m3
la650oC
p10
H 01
02
g 34.463
N
m2
Diferenţa de presiune statică în preîncălzitor,inclusiv cele 2 spaţii de racordare:H 2.367 3.956 0.4 1.299 8.022 m
02
M 27322.4563
0.622kg
m3
la 290oC
p11
H 01
02
g 48.809
N
m2
Tirajul necesar la baza coşului:
P p1
p2
p3
p4
p5
p6
p7
p8
p9
p10
p11
38.966
III.3.Verificarea coşului Din calculele anterioare,se poate constata că,lăsându-se deschis registrul de gaze,nu este necesarul pentru a se asigura circulaţia gazelor de ardere.Din motive de securitate, s-a impus că evacuarea gazelor de ardere în atmosfera să se facă la cota de 45 de m faţă de sol.Cota bazei coşului are valoarea:2.8 6.8 4.072 8.022 21.694 m
Înălţimea necesară a coşului:H 45 21.694 23.306 m
47
Tirajul realizat de coş:
P1
H a
g
g f
gw
2
2
H
Di
v
wv 2
2
Se presupune o cădere de temperatura a gazelor de ardere în coş de 14 grade,deci temperatura la vârful coşului:tc
t01
Densitatea gazelor de ardere la vârful coşului:
v
03
03
M 27322.4439
0.797kg
m3
Viteza gazelor de ardere la vârful coşului:w
vw
3
w3
B m5
4
360003
1.52
8.06 m
s
Temperatura medie a gazelor de ardere în coş:
Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:
g
02
02
M 27322.4446
0.785kg
m3
Viteza medie a gazelor de ardere în coş:
wB m
5 4
3600 1.52
02 210.432 m
s
Vâscozitatea gazelor de ardere la 173°C
22.787106
kg
m s
ReDi w
02
5.39 10
5
f0.1694
Re0.164
0.019
t01
180 14 166 °C
t0
180 1662
173 °C
48
Acest tiraj realizat de coş fiind mai mare decât tirajul necesar se poate reduce deschiderea registrului de gaze de ardere pentru a se majora tirajul necesar.Calculul deschiderii necesare a registrului de gaze de ardere:
P1
P 65.987 38.966 27.021P1
P
N
m2
Căderea de presiune pe care trebuie să o realizeze registrul:
p 27.021 p8
81.063
n
m2
p 27 10 x
0.764 8.4092 2
7 10 xln
2 p0.7648.409
ln 2( )7
x7 2.769
100.423
În cele ce urmează se verifică temperatura de la vârful coşului,presupusa.Căldura pierdută prin peretele coşului:Q k
eA
e t
t t0
10 163 °C
Coşul este construit din tabla de oţel cu grosimea de 12 mm.De Di 2 0.012 1.524 m
Aria exterioară a coşului:A
eA
1
De 1.524 m
Coeficientul global de transfer de căldură:ke
k0
k0
1
De
i
DiDe
2 p
ln
De
Di
1
e
p
0
N
m2P
123.306 1.242 0.785( ) 9.81 0.019
0.78510.4322
2
23.306
1.5
0.797 8.06( )2
2 65.987
A1
De H 111.528 m2
49
0
43W
m C
Pentru oţel carbon se iaCoeficienţii parţiali de transfer de căldură au expresiile:
i
cf
rg
e
ce
rp
Calculul coeficientului de convecţie forţată pentru gazele de ardere.Gazele de ardere au la 173°C
0.037624W
m2
C
Pr 0.6754Re 429316.56
Nu 0.023Re0.8 Pr
0.4 630.63
cf
01
01
Nu Di
15.818W
m2
C
Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţia gazelor de ardere.
rg
02
02
CO2
H2 O
m
l 0.9 Di 1.35 m
pCO
2 p01
pH2O
p02
p01
0.113 bar p02
0.122 bar
p01
l 0.153 bar m
p02
l 0.165 bar m
t0
173 °C T0
t0
273 446 K
50
Se presupunete
t1
t1
t0
2
5t0
10 107.8°C
T1
t1
273 380.8K
CO2
03
03
10.35e0
p01
l 0.4
t0
t1
T0
100
3.2T
1
100
3.2T
0
T1
0.6
2.715W
m2
C
x 2.32 1.37 p02
l 0.3333 3.071
H2O
04
04
e0
46.52 8.49p02
l p02
l 0.6
t0
t1
T0
100
xT
1
100
x
8.006W
m2
C
02
03
04
10.721
W
m2
C
i
1
1
01
02
26.539W
m2
C
Calculul coeficientului de convecţie liberă pentru aer,cu relaţia simplificată:
ce
05
05
2.56 tp
ta
0.25
Temperatura peretelui la exterior:tp
t1
t1
107.8 °C
05
2.56 t1
10 0.25 8.051
W
m2
C
Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţia peretelui:
rp
06
51
e1
0.95
06
5.67e1
t1
10
T1
100
4283
100
4
8.048W
m2
C
e
2
2
05
06
16.099
W
m2
C
0
43W
m C
k0
1
De
1
DiDe
2 0
ln
De
Di
1
2
9.932
W
m2
C
Verificarea temperaturilor te şi t
p
te
t01
t01
t0
k0
t0
10
1
De
Di 111.02
°C faţa de 107.8°C
tp
t02
t02
10k0
t0
10
2
110.564
°C faţa de 107.8°C
Căldura pierdută de gazele de ardere în coş: Q k
0A
1 t 1.806 10
5 W
Q1
Q3600
1000 6.5 10
5kJ
h
Entalpia gazelor de ardere la vârful coşului:itv
i0
i0
i8
Q1
B 3.4 10
3kJ
kgcomb
Temperatura gazelor de ardere la vârful coşului;tv
t2
52
t2
i0
n1
39.72 n2
33.87 n3
29.27 n4
29.8165.36
°C
III.4.Calculul circuitului de aer Se stabilesc diametrele şi lungimile tubulaturii de aer şi se calculează căderile de presiune pe circuitul de aer şi puterea consumată de ventilator. Căderea de presiune pe conducta de aer rece dintre ventilator şi preîncălzitor. Lungimea tronsonului vertical al conductei:
2.8 1.5( ) 5.8 1 0.6 3.072 0.4 2.3673
43.956 17.506
m
Lungimea tronsonului orizontal al conductei:3 m.Lungimea totală a conductei:17.506 3 20.506 m
Debitul volumic de aer rece (se neglijează încălzirea în ventilator;presiunea este practic egală cu presiunea atmosferică):
VB n
5 22.4
3600
273 10273
9.172m
3
s
Se admite
w 12
m
s
Diametrul interior al conductei:d
id
0
d0
4 V w
0.987m
Lungimea echivalentă a conductei(un cot de 90):Le 20.506 20 d
0 40.241
m
Pentru aer la 10°C
14.16106
m2
s
1.242
kg
m3
53
Red
0w
8.362 10
5
f0.1694
Re0.164
0.018
p01
f w
22
Le
d0
66.004N
m2
Secţiunea preîncălzitorului alimentată cu aer are lungimea de 6 m şi înălţimea de 3,956/2=1,978 m.Se admit,pentru o mai bună repartizare a aerului,trei intrări,fiecare alimentând o secţiune de 2*1,978 m^2.Cutia de distribuţie este alimentată de conducta unică de aer rece şi distribuie aerul pe trei conducte.Pentru că viteza de ieşire să fie egală cu viteza de intrare,aceste conducte vor avea diametrul interior:d
id
01
d01
4 V3 12
0.57m
Ele pot fi cuplate la preîncălzitor prin trunchiul de con.Căderea de presiune în cutia de distribuţie(intrarea frontală):
yA
1
A2
y 1
Căderea de presiune cauzată de mărirea secţiunii de curgere la intrarea în preîncălzitor:
p03
1A
1
A2
2 w
22
p03
13 d
01 2
4 6 1.978
2
w2
2 78.277
N
m2
Căderea de presiune la trecerea dublă peste fasciculul de tuburi.
p02
1.1 0.7 y2 w
22
160.963N
m2
54
Pentru aşezarea în triunghi echilateral şis1
de
1.885
p04
1.93 n0
1 1
w1 2
s1
de
0.5
Re0.25
Numărul total de şiruri de tuburi:n
02 36 72
La temperatura medie a aerului 130°C
w1
3.216m
s (în secţiunea minimă)Re 5096
1
M
22.4
273
273 130 0.869
zs
1
de
z 1.5
p04
1.93 n0
1 1
w1 2
z( )0.5
Re0.25
122.32N
m2
Căderea de presiune la întoarcerea de 180 din preîncălzitor:
p05
C
1w
2 2
2
C 2
Debitul volumic de aer 12.933 m^3/s.Se ia lăţimea cutiei de întoarcere 0.4 m.w
212.933
6 0.45.389
m
s
Se admite viteză în conducta de aer cald 12 m/s.
N
m2p
05C
1w
2 2
2 25.224
55
Temperatura aerului preîncălzit 250°C
Densitatea aburului la această temperatură:
2
M
22.4
273
273 250 0.669
kg
m3
Debitul volumic de aer preîncălzit:
Diametrul interior la conductei de aer cald:
d02
4 V0
121.335
m
Ieşirea aerului din preîncălzitor se face pe trei conducte,care se cuplează printr-o cutie colectoare la conductă unică de aer cald. Diametrul interior al celor trei conducte de evacuare se stabileşte tot pentru w=12 m/s:
d03
4 V0
3 120.771
m
Căderea de presiune cauzată de reducerea secţiunii de curgere la ieşirea din preîncălzitor:
p06
0.53334 0.51667A
2
A1
2
w2
2
Secţiunea preîncălzitorului (pentru un pas):A
16 1.978 11.868 m
2
Secţiunea interioară a celor 3 conducte:
A2
3 d
03 2
4 1.399
m2
w 12
m
s
p06
0.53334 0.51667A
2
A1
2
w2
2 22.768
N
m2
V0
12.933273 250273 130 16.784
m3
s
56
Căderea de presiune în cutia colectoare de aer cald;
yA
1
A2
y 1
Căderea de presiune pe conducta de aer cald.Lungimea tronsonului vertical al conductei:1 5.8 1 0.6 3.072 0.4 2.367
1
43.956 15.228
m
Lungimea tronsoanelor orizontale ale conductei:2 3 6 m
Lungimea totală a conductei:15.228 6 21.228 m
Lungimea echivalentă a conductei(2 coturi de 90):
Pentru aer la 250°C
40.61106
m2
s
f0.1694
Re0.164
0.02
p08
f
2w
2
2
Le
1.334 55.17
N
m2
Legătura între conducta unică de aer cald şi cutia de aer de sub arzătoare se face printr-o cutie de distribuţie cu patru ieşiri.Diametrul acestor conducte de ieşire,pentru w=12 m/s,este:
p07
1.1 0.7 y2 2
w2
2 86.746
N
m2
Le 21.228 2 20 1.334 74.588
Re1.33412
3.942 10
5
57
Căderea de presiune în cutia de distribuţie
Căderea de presiune la intrarea în cutia de aer de sub arzătoare:
Căderea de presiune totală pe circuitul de aer:P p
01p
02 p
03 p
04 p
05 p
06 p
07 p
08 p
09 p
10 752.41
Pentru calculul puterii consumate de ventilator se ia ΔPv=1000 N/m^2 (majorare cu aproximativ 30%;pentru siguranţă,pentru acoperirea căderii de presiune în registrele de aer etc.)Puterea consumată de ventilatorul de aer:
i
1
m
2
Pv 1000
N
m2
1
0.7
2
0.9
PPv V
1
2
1.456 104
W
d03
4 16.7844 12
0.667 m
p09
1.1 0.7 y( )2
2
w2
2 86.746
N
m2
p10
2
w2
248.192
N
m2
58
CAPITOLUL IVConcluzii
Pornind de la datele de proiectare, s-au calculat: căldura preluată de materia primă în cuptor: Qmp=75,7·106 [W]
randamentul cuptorului (randamentele termice ale cuptoarelor tubulare moderne, proiectate îngrijit şi exploatate atent, indică valori de 0,85...0,94 [4])
debitul de combustibil: B=2148[kg/h] căldura preluată de materia primă în secţia de convecţie: Qc=67,8·106 [W] căldura preluată de materia primă în secţia de radiţie: Qr=14,24·106 [W] temperatura ţiţeiului la intrarea în radiaţie: tir=2700C numarul de tuburi din secţia de radiaţie: nt=46 înălţimea secţiei de radiaţie: H=6,8 [m] volumul secţiei de radiaţie: V=372,04[m3] tensiunea volumetrică: Tv=72700 [W/m3]
59
tensiunea termică pentru care s-a dimensionat secţia de radiaţie: Tt=42000 [W/m2], valoare care a fost verificată, rezultând Tt=43700 [W/m2] (această valoare este cu 1% mai mare decât cea admisă)
numărul şirurilor de tuburi din secţia de convecţie: ns=12 (valoare verificată prin calcul ns=11,826)
tensiunea termică în convecţie: Tt=12770[W/m2]
căderea de presiune în zona de încălzire:
presiunea la începutul zonei de vaporizare: pi=18 [bar] diferenţa de presiune dinamică: Δpd=0,7976 [bar]
60
CAPITOLUL VMăsuri de protecţia muncii şi psi pentru cuptoarele tubulare
Amplasarea cuptoarelor se face în conformitate cu prevederile N.D.P.S.I.Ele vor fi prevazute cu:- ferestre de explozie, guri de vizitare, vizoare, podeţe de lucru la cota camerelor
coturilor de întoarcere, scara de acces şi scara de salvare cu balustrade;- puncte de racord pentru linia de abur, pentru montarea furtunurilor de incendiu;- conducta de alimentare cu combustibil lichid sau gaze, după tipul cuptorului;- legături de punere la pamânt;- aparate de măsură şi control;- instalaţie fixă de răcire cu apă în exterior.Punerea în funcţiune a cuptoarelor se va face în conformitate cu instrucţiunile de
lucru şi protecţia muncii şi cu personal autorizat.Este interzisă aprinderea focurilor la cuptor înainte de executarea următoarelor
operaţii:a) verificarea stării construcţiilor şi a legăturilor exterioare;b) controlul canalelor de fum, a registrelor de fum şi a focarelor;c) verificarea interiorului cuptorului şi închiderea gurilor de vizitare şi control a
cuptoarelor;d) verificarea şi închiderea robinetelor de dirijare a gazelor la arzătoare;e) verificarea dispozitivelor de protecţie şi a instalaţiilor de stins incendii;f) verificarea blindelor pe conducta de gaze;g) verificarea ventilatoarelor de aer;h) verificarea stocului de combustibil lichid;i) îndepărtarea condensului din separatorul de pe conducta de gaze.Se interzice aprinderea injectoarelor fără folosirea piloţilor.Folosirea benzinei pentru aprinderea focurilor este interzisă.Creşterea temperaturii în cuptor se face progresiv.Este interzisă funcţionarea cuptoarelor când temperatura pe ţeavă şi presiunea în
circuit depăşesc valorile din fişa tehnologică.Se va respecta regimul de lucru permis, privitor la debite, presiuni şi temperaturi.Nu este permis ca flăcările să atingă tuburile.La controlul vizual al camerei de foc, se vor folosi obligatoriu ochelari de protecţie
cu filtre colorate corespunzător.În timpul funcţionării cuptoarelor, injectoarele de combustibil lichid care nu
funcţionează se vor retrage din locaş, pentru a nu fi deteriorate.Nu este permisă funcţionarea cuptoarelor, când presiunea în circuit depăşeşte
presiunea maximă admisă pentru exploatare şi când temperatura pe ţeavă depăşeşte temperatura admisă pentru calitatea oţelului utilizat.
La oprire scăderea temperaturii se face progresiv, la fel şi alimentarea, până la închiderea completă a ventilelor de alimentare cu combustibil
61
Este interzisă deschiderea serpentinei cuptoarelor înainte de efectuarea operaţiilor de golire, aburire, depresurizare şi blindare a liniilor de alimentare.
Răcirea zidăriei şi a armăturilor se face lent.În timpul lucrului în interiorul cuptorului sau în canalele de gaze, muncitorii vor fi
echipaţi conform normativului şi în mod special vor purta casca de protecţie, ochelari de protecţie şi masca de praf.
Este interzis lucrul în interior şi lucrul cu foc fără permis de lucru special întocmit conform reglementărilor în vigoare şi fără aprobarea maistrului şef de schimb.
Nu este permisă blocarea cu materiale a gurilor de acces în cuptor sau a canalelor de gaze.
Activitatea de exploatare, revizie şi reparaţie executată se va face conform normelor de protecţia muncii şi P.S.I. în vigoare.
62
BIBLIOGRAFIE:
1. Mandalopol, Dan, Îndrumar de proiect de an Procese calorice, Constanţa, 1998
2. Dobrinescu, Dumitru, Procese de transfer termic şi utilaje specifice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983
3. Suciu, Gheorghe, Ingineria Prelucrării Hidrocarburilor, volumul II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1993
4. Pavel, Alexandru; Nicoară, Alexandru, Cuptoare tubulare petrochimice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1995
5. Raznjevic, Kuzman, Tabele şi diagrame termodinamice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1978
6. Proiect TDP anul III7. Koncsag,Irina,Fizico-chimia Petrolului,Ovidius University Press,Constanta
2003
63