Nicolae Antonescu - Cosuri si instalatii de tiraj.pdf

dr.ing. Niculae ANTONESCU

dr.ing. Paul Dan STANESCU dr.ing. Nicolae N. ANTONESCU

CO~URI ~IINSTALATII DE TIRAJ - procese i metodici de calcul -

MATRIX ROM Bucurefl:i 2000

MATRIX ROM C.P: 16-162

062510 - Bucure~ti

tel. 021.4113617 fax. 021.4114280

e-mail: [email protected] www.matrixrom.ro

ISBN 973-685-194-X

CO~URI ~I INSTALAJII DE TIRAJ - procese ~i metodici de calcul -

1. Definire ~i domeniu de studiu ............................................................................ 5

2. Gazele de ardere .............................................................................................. 1 0

3. Solulii constructive de co~uri simple .............................. , .................................. 21

4. Calculul tirajului pentru co~urile simple .......................................................... 32 4.1. calculul simpificat al co~urilor ................................. , .............................. 32 4.2. calculul exact al co~urilor .................................................................... .42 4.3. calculul co~urilor functionand f~r~ condens.are .................................... 42 4.4. calculul co~urilor functionand cu condensare ....................................... 52 4.5. calculul co~urilor cu procese de condensare

functionand in regim de instabilitate ............................................. 58

5. Optimizarea vitezei gazelor ~i a diametrului co~ului ....................................... 87

6. Co~uri cu ~ma~li exterioarli de aer (co~uri cu douli circuite) ......................... 122 7. Co~uri cu clima~11 exterioar~ de aer (calculul exact pe intervale finite) ........... 155

8. Co~uri recuperatoare preinclilzitoare de aer .................................................. 187 8.1. co~uri preincalzitoare de aer cu gaze de temperaturli joasa ............ 187 8.2. co~uri preincalzitoare de aer cu gaze de temperaturli inaltli ............ 21 0

8.2.1. co~ nervurat preincalzitor de aer .......................................... 211 8.2.2. co~ perete-membranli prein~lzitor de aer .......................... 230

9. Co~uri recuperatoare pentru fumizare de apli caldli ........................................ 249

10. Co~uri cu suprafete de tip panouri desulfurante incorporate ........................ 267

11. lnstalatia de tiraj fortat ................................................................................... 296 12. Bibliografie- clasificare zecimalli .................................................................. 309

ANEXE ............................. ............ , .................................................................. 311

4

DEFINIRE SI DOMENI U DE STUDIU

1. DEFINIRE $1 DOMENIU DE STUDIU

Co~ul este o instalatie pentru dispersia in atmosfer

COSURI SI INSTALATI I DE TIRAJ

Mi;;carea gazelor in interiorul co;;u lui are ca factor determinant densitatea gazelor, densitate care este funcjie de temperatura lor. Temperatura de intrare a gazelor in co;; nu este ;;i temperatura medie in lungul co;;ului, deoarece prin peretele co;;ului se produce un transfer de caldunll de Ia gazele de ardere Ia mediul ambiant exterior, prin peretele co;;ului. Pierderea de clildurli determinata de transferul de caldura produce 0 racire a gazelor de ardere in lungul co;;ului , astfel ca temperatura de evacuare a gazelor nu este cea de Ia intrare ;;i, implicit, temperatura medie este diferita de cea de Ia intrare. Tirajul co;;ului se calculeaza deci cu o temperatura medie a gazelor de ardere ce tine seam a de racirea gazelor pe traseul co;;ului.

Efectul Arhimede, care realizeazli "tirajul brut" al co;;ului nu se regaseste integral in tirajul disponibil pentru instalajie deorece in lungul co;;ului, care este o conducta de curgere, apar pierderi de sarcina care diminueaza efectul de tiraj. $i aceste pierderi de sarcina sunt func~e de densitatea gazelor ;;i de viteza de curgere in co;;, ambele variabile pe inaljimea co;;ului. Astfel, calculul termic ;;i gazodinamic al co;;ului sunt interdependente ;;i trebuie tratate simultan.

ln multe cazuri, mai ales in instalajiile moderne unde temperatura gazelor Ia evacuare este relativ coborata, temperatura peretelui interior al co;;ului poate avea o temperatura mai mica decal temperatura punctului de rouli al gazelor de ardere. Tn acest caz se produce o condensare a vaporilor de apa din gazele de ardere pe peretele co;;ului. Va rezulta, pe de o parte, o intensificare a transferului de caldura de Ia gaze Ia perete, deoarece pe langli coeficientul de convec~e apare ;;i un coeficient de condensare, pe de altc'i parte compozitia gazelor de ardere se modifica in lungul co;;ului datorita scaderii conjinutului de vapori de apli. La asemenea co;;uri cu condensatie, transferul de caldurli este preponderant prin condensatie ;;i in nici un caz nu poate fi neglijat fenomenul.

Dificurtajile de urmlirire a proceselor din co;; se amplifica in situa~i de instabilitate cand, dupa un interval de timp in care se produce condensare, temperatura peretelui interior al co;;ului cre;;te datorita aportului de caldura ;;i depa;;e;;te temperatura punctului de rouli. Condensarea inceteaza dar peretele incepe sa se raceasca datorita diminuarii fluxului de caldura. Dupa un timp, peretele capata din nou o temperaturA sub cea a punctului de roua al gazelor de ardere ;;i procesul de condensare reincepe. Fenomenul continua ciclic cu perioade de condensare ;;i perioade farli condensare; timpul relativ al fiecarei perioade in ciclu este variabil ;;i este detereminat de o serie de parametri de transfer de caldura ;;i masa.

La toate aceste fenomene ;;i procese, analizate pentru o situajie bine definita prin debitul de gaze evacuat, temperatura aerului ambiant, prezenta vantului in mediu etc., se adauga variantele tehnic posibile:

debitul de gaze poate varia intre eel nominal ;;i eel minim; temperatura gazelor de ardere Ia intrare in co;; depinde de sarcina termica a instalatiei; temperatura aerului ambiant poate varia intre minimul de iarna ;;i maximul

6

DEFI NI RE SI DOMENI U DE STUDI O

de vara; - viteza vfmtului poate varia intre calm ~i o viteza maxima.

Co~ul trebuie sa functioneze coree! in toate situatiile, altfel apare un pericol ecologic. Verificarea regimurilor extreme de functionare este absolut necesara intr-un calcul complet de proiectare.

Cele analizate mai sus arata complexitatea calculelor termice ale co~ului ~i utilitatea unor metodologii corecte de calcul. in general se utilizeaza un calcul programat deoarece volumul de calcul este mare ~i. de obicei, necesita ini!ializari ~i iteratii pentru fiecare regim, apoi multiple regimuri analizate, ceea ce face practic imposibila efectuarea printr-un calcul manual.

Co~ul este, din punct de vedere economic, o piesa scumpa, datorita consumului mare de materiale i dificultatilor de montaj. Este justificat de aceia efectuarea unui calcul economic de optimizare care sa determine diametrul optim al

co~ului in condi~i de inal~me impusa i, in cazul co~urilor tara inaltime impusa, un prod us optim intre diametru ~i inaltime.

De multe ori co~ului i se asociaza un exhauster, sau un all sistem de marire a tirajului, co~ul integrandu-se in aces! caz intr-o "instalatie de tiraj" care poate cuprinde mai multe elemente ata~ate co~ului.

ldeia ca tirajul natural al coului este o solutie economica pentru ca evita instalarea unui exhauster este de mull depa~ita ~i in afara instalaliilor mici, Ia care tirajul natural se foloseste, instalatiile termice mijlocii ~i mari impun ca solutie economica instalarea unui exhauster. Consumul de energie electrica al exhaustorului este in general foarte mic ~i costullui relativ redus, ceea ce face ca de cele mai multe ori solutia economica sa impuna co~ul minim necesar pentru evacuarea in atmosfera a gazelor de ardere iar partea principala a pierderilor de sarcina pe traseu sa fie preluata de exhauster. Tn majoritatea acestor cazuri se prevede co~ul cu tiraj nul Ia baza, tirajul propriu al co~ului fiind folosit numai pentru acoperirea propriilor pierderi de sarcina ~i pentru realizarea unei viteze de ie~ire a gazelor care sa favorizeze dispersia i n mediu a coloanei de gaze.

in ultimul limp, chiar ~i instalatiile mici de cazane adopta solutia co~ului cu tiraj nul Ia baza, nu prin instalarea unui exhauster, ci prin punerea i n suprapresiune a intregului cazan prin ventilatorul arzatorului care realizeaza o suprapresiune in focar. Desigur, astfel de focare presurizate impun o etan~eitate perfecta a cazanului i canalelor pfma Ia co~.

Un important deserviciu, 1n tehnica de pfma acum, a facut-o elaborarea unor normative i standarde de calcul a co~urilor, atat de simplist gandite, ~i care due Ia erori atat de mari in dimensionarea co~urilor, incat multe instalalii sunt gre~it proiectate pentru ca normativele ~i standardul nu se pot aplica in cele mai multe cazuri unde s-au aplicat.

Co~ul poate indeplini ~i alte functii ecologice ~i energetice in cadrul unei 7

COSURI SI I NSTALATII DE TIRAJ

instalalii industriale sau energetice. Astfel, legal de posibilitatea de condensare pe pere~i co~ului a vaporilor de

apli din gazele de ardere, se poate efectua o desulfurare a gazelor de ardere pentru reducerea emisiilor.

in cazul combustibililor lichizi grei ~i a lignililor, con~nutul de SOx al gazelor de ardere devine atat de mare inc~ll emisiile depli~esc normele ecologice acceptate. 0 particularitate a gazelor de ardere care contin oxizi de sulf este aceia di au o temperaturli a punctului de roull mull mai ridicat decal a gazelor de ardere flirll oxizi de sulf. Se poate ajunge curent Ia temperaturi de rouli de peste 100 c. atingand chiar 140 c. Cre~terea temperaturii punctului de roull se datoreazli formlirii acizilor de sulf prin reactia vaporilor de apli cu oxizii de sulf, vaporii de acizi avand o temperaturli de saturatie mull mai ridicatli decal vaporii de apli. Acest lucru favorizeazli condensarea pe peretii mai reci ai co~ului sau pe peretii unor panouri rlicite introduse in co~.

Procesul coree! dirijat, ~i utilizand materiale anticorozive, poate fi folosit pentru eliminarea unei apreciabile cantillili de emisii de sulf din gazele de ardere, acizii de sulf fiind separati in co~ ~i apoi neutralizati prin adaose alcaline de calciu. Metoda este mai ieftina ~i mai u~or de instalat decattratlirile chimice de splilare a gazelor de ardere cu soluJii alcaline, in special pe instalatii existente care trebuie modernizate in vederea satisfacerii exigentelor normelor de mediu.

Una din dificultatile initiale constli insli in calculul suprafetelor de condensare ~i a eficacitlitii lor, schimburile de caldura ~i masa intre gazele de ardere ~i suprafete fiind foarte complexe ~i laborios de pus in ecuatii ~i mai ales de rezotvat. Nu trebuia uitat faptul ca toate procesele de condensare in co~ sunt insolile de importante fluxuri de caldura transferate ~i de modificliri permanente in lungul traseului a compozi!iei gazelor de ardere. Punerea Ia punct in ultimii ani, de clitre colectivul nostru, a unor programe exacte ~i detaliate pentru desulfurarea gazelor de ardere prin condensare Ia punctul de rouli aduce Ia indemana proiectan~lor un mijloc simplu de calcul ~i dimensionare.

lnstalalii combinate de co~ pot avea ~i functii energetice. Tn special atunci cand gazele de ardere ies din procese tehnologice Ia temperaturi ridicate, existli posibilitatea ca o parte din clildurli sa fie recuperatli prin preincalzirea aerului de ardere, in contact cu peretii calzi ai co~ului.

Astfel, exemplificand cu cazuri extreme, gazele de ardere de temperatura foarte ridicatli Ia iesire din cuptoare tehnologice pot preinclilzi in parcursul unui tronson de co~. realizat sub forma de co~ nervurat cu manta dubla, co~ perete membrana etc., aerul de ardere care va fi introdus in arzlitor cu temperatura ridicatli, mergand pana Ia 400 c, realizand in acest fel cu ajutorul co~ului o importantli recuperare de clildurli in directie tehnologicli.

Avantajul mare al acestui tip de recuperare este printre allele c:\1 procesul este autoreglat: un debit mai mare de gaze de ardere produce un debit mai mare de aer

8

DEFINI RE SI DOMENIU DE STUDIU

preincalzit, ~i astfel racordarea intre co~ul-preincalzitor de aer ~i instalajia tehnologic~ se face direct, f~r~ reglaje interpuse. Leg~tura direct~ presupune insa un calcul destul de precis pentru a objine parametri necesari. Pentru co~. transferul de c~ldura prin convectie ~i radiajie de Ia gazele de ardere implica ~i determinarea temperaturii peretelui metalic, deoarece Ia temperaturi ridicate calitatea materialului pentru c~ma~a co~ului este foarte importanta.

in extrema de temperaturi joase ale gazelor de ardere, citam o serie de instalajii modeme cu cazane de inc~lzire Ia care co~ul de evcuare are o dubla

cama~a. prin interior circulmd gazele de ardere ~i prin exterior, in camera inelara, aerul aspirat de ventilatorul de aer al arzatorului. Este o recuperare de caldura in contracurent, pe toat~ in~ltimea co~ului, ~i se poate arata, printr-o metodica specifica de calcul, c~ se pot obtine preinc~lziri de aer de 80 - 120 c. in plus beneficiind ~i de avantajul c~ peretele exterior spre atmosfera al co~ului este in legatura cu aer ;;i nu cu gaze de ardere fierbinti.

in final, dar tara a fi prezentat toate problemele instalatiiilor de co;;uri, amintim ;;i de o posibilitate de recuperare energetic~ a c~lduri gazelor din co~. de exemplu prin intercalarea pe traseul co~ul ui a unui tronson perete- membrana, in care se transfera caldur~ de Ia gazele de ardere Ia apa care se incalze~te. Din punctul de vedere al calculului, dificultaji mai mari apar datorita faptului ca preluarea de c~ldura

recupera~ duce Ia r~cirea gazelor de ardere, ~i deci Ia o diminuare a tirajului, ~i datorita faptului c~ trebuie verificat~ temperatura suprafejei de transfer de caldura pentru ca ~ nu lucreze in domeniul de condensare.

Definirea pe scurt a domeniului de studiu, domeniu in care colectivul nostru de Ia Facultatea de lnstalajii a efectuat cerce~ri de mai bine de 20 de ani, justifica elaborarea unei lucri!lri mari de sintez~. in care aplicarea practica, pana Ia furnizarea de programe de calcul, sa fie realmente de to los energeticienilor.

9

COSURI 51 INSTALATII DE TIRAJ

2. GAZELE DE ARDERE

Combustibilul arde in focarul instalajiei utilizatoare ~i produce gaze de ardere, care in final vor fi evacuate Ia co~.

Gazele de ardere, din punctul de vedere al compozijiei, sunt specifice fieclkui combustibil, de aceia Tn acest capitol se vor preciza proprietajile gazelor de ardere

func~e de combustibilul de Ia care provin. lnformajia, sub aceastili forma, este necesara, deoarece proiectantul de co~ de multe ori prime~te lema in care se precizeaza combustibilul utilizat, excesul de aer ~i temperatura Ia intrare in co~. Foarte rar proiectantului de co~ i se precizeaza compozitia gazelor de ardere.

La majoritatea instalajiilor tehnologice ~~ energetice moderne se utilizeaza combustibilii gazo~i ~i lichizi, mai pujin cei solizi, deoarece ace~tia din urmili se gasesc sub forma de lignit, lemne sau brichete de carbuni, care necesita instalajii complicate de ardere ~~ sunt mai poluante.

2.1. GAZELE DE ARDERE DIN COMBUSTIBILI GAZOSI

Combustibilii gazo~i (tab.2.1) definiji de STAS 3371 sunt combustibili naturali de zacamant, practic metan curat, amestecat intr-o proportie mica cu gaze de sonda

~i gaze de rafinilirie (din cares-au extras hidrocarburile de tip propan ~i butan). La centralele termice cu capacitaji mici se pot utiliza drept combustibil gazele

petroliere lichefiate (GPL): propan ~i bulan. Tn cazul general, combustibilul gazos poate avea in compozijie urmatoarele

componente: componente combustibile (CH,,C2Hs,C3Ha,C,H,0,H2,H~,CO), componente inerte (C0 2,N2) ~i comburant (0 2) . Este important de re~nut ca

propo~ile date in compozijia combustibilului sun! proporjii volumetrice (me de component in 1 me de combustibil.

Volumul de aer unitar necesar arderii stoichiometrice Vo este dat de relajia: vo = o,004 76 ( o.sco + O,S*H2 + 1 ,5*H~ + 2*CH, +

+ 3,5"C2Hs + 5*C3H8 + 6,5"C.H,0 - 0 ) [Nmc/Nmc) 2.1

unde simbolurile chimice reprezinta participajii volumetrice procentuale ale componentelor respective in combustibil (Ia componentele care lipsesc in compozitie se introduce valoarea 0) iar unitatea Nmcc are semnifica~a normal metru cub de combustibil.

Arderea reala se face cu un coeficient de exces de aer a. definit ca raportul dintre aerul real introdus in procesul de ardere V (Nmc/Nmc) ~i aerul stoichiometric

10

GAZELE DE ARDERE

necesar Vo [Nmc/Nmc). Coeficienlii uzuali de excese de aer sunt

- pentru arz~toare cu aer insuflat a = 1,1 - 1,2 - pentru arzatoare cu aer autoaspirat a = 1,2 - 1,4

Coeficientul de exces de aer Ia intrare 1n co~ a poate fi mai mare decl!lt eel din procesul de ardere dalorita infiltrarii de aer prin neetan~eila~le traseului gazelor de ardere.

Pentru calculul paramelrilor co~ului de evacuare a gazelor de ardere, eventual al exhaustorului ~i pentru calculul canalelor de gaze de ardere este necesar sa se determine debitul de gaze de ardere produs de arzator:

Dg = Vg*B [mcN/s) 2.2

unde Beste debitul de combustibil [mcN/s] ~i Vg - volumul unitar (meN pe 1 meN de combustibil) de gaze rezultate din

ardere.

Tn arderea corecta gazele de ardere au in compozi~e C02, S02 H20 , N2 ~i aerul 1n exces (a - 1 )*Vo. Volumul de CO este nesemnificativ, Ia concenlralii maxi me uzuale de 100 ppm Tn gazele de ardere, ~i nu se ia in consideral ie Ia stabilirea

propriet~lilor fizice ale gazelor de ardere, ci numai in calculul emisiilor.

Volumele de gaze de ardere pe componente sunt:

vso2 = 0,01*(H2S) v~ = 0,79*Vo + 0,01*~

VH20 = 0,01*H2+ H~ + 2*CH, + 3*C2Ha+ 4*C3Ha + + 5*C4H10 + 0,016*Vo

Rezulla volulmul de gaze stoichiometric:

[mcN/mcNc)

[mcN/mcNc)

[meN/meN)

[mcN/Nmc]

si volumul real de gaze de ardere pe unitatea de combustibil:

Vg = Vg0 + ( a- 1 )*Vo [mcN/mcNc]

11

2.4

2.5

2.6

2.7

2.8

COSURI SI INSTALATI I DE TIRAJ

2.2. GAZELE DE ARDERE DIN COMBUSTIBILILICHIZI

Combustibilii lichizi utilizaji tehnic se [mpart in mai multe categorii, dupl! caracteristicile fizico-chimice.

Combustibilullichid u~or (CLU) STAS 54 este ob~nut din reziduri provenite de Ia distilarea ~jeiului amestecate cu fracjiuni mai u~oare de distilare (kerosen, motorinl!, petrollampant).

Dupa STAS 54-78, CLU se poate livra in 4 calitati cu caracteristicile prezentate in tabelul 2.2.

Combustibilullichid M, STAS 177, este o motorina cu fracjie largl! de distilare. Are toate caracteristicile motorinei pentru motoarele Diesel. Condijiile de calitate sunt prezentate in tabelul 2.2.

Tn cazul general, combustibilul poate avea in compozijie urmatoarele elemente, in care simbolurile reprezinta substanja existent;!! in combustibil nefiind insa precizat in ce compozitie de substanta intra: componente combustibile (C, H ,S), componente inerte (N, W, A) ~i comburant 0. Conventional se noteaza cu W conjinutul de H20 ~i cu A conjinutul de cenu~l:i.

Este important de retinut ca proportiile date in compozijia combustibilului sunt propo~i gravimetrice (kg de component in 1 kg de combustibil).

Volumul de aer unitar necesar arderii stoichiometrice Vo este dat de relatia:

vo = o,ossgc + o,o333s + o.2ssH - o,o333o (meN/kg) 2.9 La componentele care lipsesc in compozijie se introduce valoarea 0. Arderea reala se face cu un coeficient de exces de aer Ct. definit ca raportul

dintre aerul real introdus in procesul de ardere V (meN/kg) ~i aerul stoichiometric necesar Vo (meN/kg).

Coeficientii uzuali de excese de aer sunt Ct. = 1, 1 ... 1 ,2. Pentru calculul parametrilor co~ului de evacuare a gazelor de ardere, eventual

al exhaustorului ~i pentru calculul canalelor de gaze de ardere este necesar sl:i se determine debitul de gaze de ardere produs de arzl:itor:

Dg = Vg*B (mcN/s) 2.10

unde Vg este volumul unitar (meN pe 1 kg de combustibil) de gaze rezultate din ardere ~i B - debitul de combustibillichid [kg/s).

Tn arderea corecta gazele de ardere au in compozijie C02, S02. H20 , N2 ~i aerul in exces (et. - 1 )vo. Volumul de CO este nesemnificativ Ia concentratii maxime uzuale de 100 ppm in gazele de ardere ~i se ia in considerare numai in calculul emisiilor dar nu ~i Ia determinarea proprietatilor fizice a gazelor de ardere.

12

GAZELE DE ARDERE

Volumele de gaze de ardere pe componente sunt:

vco2 = o,01866*C [meN/kg] 2.11

VS02 = 0,006998*S [meN/kg] 2.12

VN2 = 0,79*Vo + O,OOS*N [meN/kg] 2.13

VH20 = ( 9*H + W) / 80,4 + 0,016*Vo [meN/kg] 2.14 Rezulta volulmul de gaze stoichiometric:

Vg0 = VC02 + VS02 + VN2+ VHzO [meN/kg] 2.15

si volumul real de gaze de ardere pe unitatea de combustibil:

Vg = Vg0+ (a. - 1 )*Vo [meN/kg] 2.16

2.3. GAZELE DE ARDERE DIN COMBUSTIBILI SOLIZI

Din punctul de vedere al utilizllrii Ia cazane, se iau in considerare doua clase de combustibili solizi: combustibili solizi naturali i sombustibili solizi prelucrati. Din prima categorie fac parte lemnele i carbunii iar din a doua categorie carbunii brichetati.

LEMNUL - Lemnul se utilizeaza drept combustibil Ia centralale !ennice din zonele de plldure, unde posibilitatea de aprovizionare locala i costul relativ scazut fac economica utilizarea lor.

Principalele caracteristici ale lemnelor pentru combustibil sunt date in tabelele 2.3a i 2.3b.

CARBUNII - Carbunele disponibilin tara noastra pentru ardere este lignitul. Principalele caracteristici de compozitie i de ardere ale lignitului sunt

prezentate in tabelul 2.4.

BRICHETELE - Prin presarea carbunilor marunti sau praf se obtin brichete de carbune.

0 parte din sterilul continut in cllrbune, rezultat din exploatare, poate fi inlaturat prin flotare in lichide grele i prin aceasta se ridica puterea calorica a brichetelor panii Ia valori de 17000 - 27000 kJ/kg.

Brichetarea se poate face cu liant sau farll liant. Unii carbuni bruni, din clasa carbunilor bruni pllmanloi, se bricheteaza prin presare Ia presiune ridicata. Restul cllrbunilor necesitll pentru brichetare un liant de tip bituminos.

ln tabelul 2.5 se prezinta unele caracteristici ale brichetelor de carbune.

13

COSURI SI INSTALATII DE TIRAJ

ln cazul general, combustibilul solid poate avea in compozitie urmatoarele elemente, in care simbolurile reprezintA participalii gravimetrice in unitatea (kg) de combustibil: componente combustibile (C, H ,S), componente inerte (N, W, A) ~i comburant 0 . Conventional se noteazoll cu W continutul de H20 ;;i cu A continutul de cenusA.

Se remarcil aceia~i structuroll de compozitie cu cea a combustibilului lichid, deci calculul debitului de aer necesar pentru ardere ;;i al debitului de gaze de ardere rezultat se face cu acelea;;i relalii ca pentru combustibilullichid.

2.4. DENSITATEA GAZELOR DE ARDERE

Densitatea normalil a gazelor de ardere se calculeaza cu rela~ile :

- pentru combustibil gazos:

P

GAZELE DE ARDERE

VCO. = VC02 + VSOz (NmcJNmc sau NmcJkg) 2.20 Cu aceste precizliri, in gazele de ardere se iau in considerare pentru calculul

clildurii specifice 4 componenti: Vco2. VH20 , VNz ~i aerul in exces in gazele de ardere ( a- 1 J"Vo- Volumul unitar Ia care se referli compozi~a gazelor de ardere este:

Vg = vco2 + VH20 + VN2 + (a - 1 )*Vo [NmcJNmc sau NmcJkg) 2.21 Media ponderatli a clildurilor specifice rezultli din rela~a:

Cp9 = VCO-/Vg*c0C02 + VH0 2/ Vg*cpH20 + VN2/ Vg*cpN2 + + ( a- 1 )"Vo I Vgc.aer [kJ/Nmc) 2.22

Clildura specificli a fieclirui component depinde de temperaturli ~i se glise~te tabelat. Pentru comoditatea calculului, dar ~i pentru a fi posibil calculul programat, s-au determinat relatii de regresie pentru fiecare functie de clildura specifica. Deoarece s-a impus o eroare de sub 1 o/o nu se poate da o relatie unicli pe tot intervalul de temperaturi.

pentru t < 300 c.aer = 1.297 + 1.0555E-06 t1"7268 epC02 = 1.6 + 0.0017363 to.8802 CpN2 = 1.299 + 2.9942E-08 t2.2!519 CpH20 = 1.494 + 2.287E-05. t13411

pentru 1800 epaer = 1.384 + 5.2764E-04 ( t- 800 t 7618 epC02 = 2.131+ 0.0025315 ( t- 800 ) .669'2 epN2 = 1.372 + 5.2764E-04 ( t - 800 )07618 epH20 = 1.668 + 5.6494E-04 ( t- 800 )0.8828

catdura specificli mediata

[kJ/Nmc) [kJ/Nmc) [kJ/Nmc) (kJ/Nmc)

[kJ/Nmc) [kJ/Nmc) [kJ/Nmc) [kJ/Nmc)

[kJ/Nmc) (kJ/Nmc) [kJ/Nmc) [kJ/Nmc)

e.g= 1000*( vco2c.C02 + VN2*epN2+ VH2oc.H20 + (a - 1 )*Vo*c.aer)/ /( VC0 2 + VN2 + VH20 + (a - 1 )*Vo ) (J/Nmc) 2.23

Pentru combustibilii uzuali, gazo~i ~i lichizi, cu varia~i neinsemnate de compozitie, se pot glisi valorile de caldura specific~! ln diagramele din anexele 1 ~i 2.

15


2.6. AL Tl PARAMETRI FIZICI AI GAZELOR DE ARDERE

Tn cursul calculelor de procese sunt necesare ~i valorile altor parametri fizici ai gazelor de ardere, dali in oontinuare tot sub forma de relapi de regresie functie de temperaturl! :

- visoozitatea cinematicl! N - oonductibilitatea termicl! L - invariantul Prandtl Pr

Pentru t

GAZELE DE AADERE

volumetrice raportate Ia gazele de ardere: exprimate in prooente (pc), par1i pe milion (ppm), sau in propor1ii grvimetrice, exprimate in mg/Nmc sau mg/kWh aceasta din urma fiind raportata Ia gazele rezultate din cantitatea de combustibil a carui erect termic este 1 kWh.

Deoarece rezultatele trebuie sa fie comparabile, iar gazele de ardere pot fi diluate intr-o propor1ie direrita cu excesul de aer, masurarile se recalculeaza pentru una din cele 3 referinte standard: 02=0% , 02=3% sau 02=6%.

Parametrul masurat X in gazele de ardere care aveau concentratie masurata Ia 02mas (%) se transforma in parametrul recalculat X Ia (02norm) cu relatia de calcul:

X(O~orm) = X(O~as)*(21 - O~orm)/(21 - 0 2mas) 2.25 Emisiile poluante (CO, S02, NO, N02) se exprima, functie de unil~!ile dorite,

utilizand urmatoarele rela!ii:

1 ppm CO = 1,072 mg/kWh; 1 ppm NOx = 1 ,575 mg/kWh;

1 mg/Nmc CO = 1,25 ppm 1 mg/Nmc NOx = 2,05 ppm 1mg/Nmc S02 = 2,93 ppm 2.26

Prametrii care trebuie determinati Ia o instala~e de ardere si care definesc calitatea arderii sunt: excesul de aer a. pierderea prin ardere incompleUI

propor1ional~ cu CO, emisiile poluante: CO, NOx=(NO+N02), S02, a . Excesul de aer se determinfl din masurarea de 0 2:

2.27

Continutul de C02 se determinfl indirect tot din mOsurarea 02

C02 = CO~ax( 21 - 0 2) / 21 2.28 Valoarea con~nutului maxim de C02 in arderea stoichiometricli, C02max, este

stocatfl in memoria aparatului de masurfl cu valorile: 15,5% pentru combustibillichid u~or, 12,0 o/o pentru gaz natural, 20,7 o/o pentru clirbune energetic.

In consecinta structura unui aparat complet de analzfl a gazelor de ardere sunt sistema de masurare a fiecarui component in parte.

Sonda de prelevare a gazelor de ardere, amplasata Ia iesirea gazelor din cazan, este completat~ cu un termocuplu de m~surare a temperaturii gazelor de ardere si cu o sonda de m~surare a presiunii. Filtrul primar si eel fin , prev~zut cu capilare de regularizare a curgerii, asigur~ retinerea particulelor in suspensie. Separatorul de umiditate reline condensul ~i vaporii de apa din gazele de analiza. Pompa cu membrana asigurl!l un debit constant de gaze prelevate, de ordinul 0,511/min. Blocul de celule de masura are celule de mflsura pentru concentratiile de 0 2, CO, NO, N02 si S01.

In aparatele modeme se utilizeaza numai celule electrochimice de mflsurfl, 17


caracterizate prin dimensiuni mici, precizie ridicaU\ si fiablitate mare. Analizoarele de gaze clasice, cu absorbtie chimi~ selectiv~ (de tip ORSAT), cu detectare magneti~ de 0 2, cu mlisurare de conductibilitate termicli pentru C02 etc. au fost in mare parte abandonate odatli cu introducerea celulelor electrochimice, incepand din anul1985.

Principiul celulei de 0 2 este eel al bateriei metal I aer cu difuzie limitati'l . Oxigenul ajunge in celula prin difuzie, debitul fiind controlat de bariera de difuzie, ~i este total absorbit p02cat=O. In consecint~ debitul de oxigen absorbit de celuli'l este proportional cu presiunea partialli p02 din gazele analizate, deci proportional cu concentratia de 0 2 in gaze. La catodul de aer 0 2 este redus Ia ioni de OH care oxideazli anodul metalic cu producere de sarcini electrice. Curentul general este proportional cu absorbtia de 0 2 (legea lui Faraday): I = f(02). Semnalul de iesire este curentul sau tensiunea masurat~ pe o rezistenti'l cunoscutli.

Principiul celulei de CO este acela al bateriei cu 3 electrozi: electrodul de masurli, electrodul de referintli si contraelectrodul. Ca si Ia celula precedenta exista o bariera de difuzie. La anod este o reactie de reducere a apei prin efectul CO, cu generare de ioni de hidrogen si sarcini electrice. La catod se reconstituie H20 din radicalii H si oxigenul, adus prin difuzie controlata din aerul ambiant, cu eliberare de sarcini electrice. Contraelectrodul are rolul de a inchide circulatia electrochimi~ prin electrolitul Hz$0, + H20 . Electrodul de referintll controleazli functionarea celulei avand un nivel negativ mai mare decat contraelectrodul. Concentratia de CO din mediul masurat este proportionalli cu intensitatea curentului general. Se poate in continuare masura curentul sau tensiunea pe o rezistentA cunoscutli.

Celelalte celule de mlisuri'l sunt similare cu cea de CO, cu alte reactii specifice.

2.8. MASURAREA CONTINUTULUI DE FUNINGINE IN GAZELE DE ARDERE

Mlisurarea continutului de funingine al gazelor de ardere se face cu o sondli prin care se absoarbe o cantitate precisa de gaze (1,63 I) in decurs de 1 minut. Gazele sunt trecute peste un material filtrant. lnegrirea materialului filtrant se echivaleazi'l cu o scarli standard cu valori cuprinse intre 1 ... 9. Pompa de absorbtie este protejatli printr-un filtru de praf ~i un separator de apli.

Tabelul2.1

18

GAZELE DE ARDERE

Combustibillichid u~or (CLU) tipul 1 2 3 4

densitate Ia 20 C (max) 0,900 0,930 0,935 0,940 viscozitate E Ia 20 C (max) 2,0 3,0 4,5

Ia 50 C (max) 1,4 2,0 3 6,0 Ia 80 C (max) 3,0

punct de congelare C (max) iarna -15 -15 -10 0 vara +5 +5 +5 +5

punct de inflamabilitate C (min) 50 55 60 65

apa o/o (max) 0,1 0,5 0,5 0,5

cenu~a o/o (max) 0,05 0,1 0,1 0,2

sulf% (max) 0,5 1,0 2,0 2,0 cifra de cocs % (max) 1 4 5 8

putere caloric~ inferioara kJ/kg (min) 41800 40550 40350 39700

Tabelul 2.2.a Lemn - compozitie

Coompozitia [%) c H 0 N A w Ia masa organic~ 50 6 43 1

cenu~a Ia masa uscat~ 2 umiditatea Ia masa brut~

-lemn verde 30-50 - lemn uscat 15-30 - uscat artificial 5-10

Lemne- putere calorica functie de umiditate Tabelul2.2.b

umiditatea [%] 0 10 20 30 40 50 19

COSURI SI INSTALATII DE TI RAJ

putere caloricii inferioara (kJikg) 18800 16600 14500 12300 10300 8120

Co!lrbuni - compozitie si earaeteristiei de ardere Tabelu12.3

BAZIN W% A% S% Hi(kJfkg) lei tel tee Motru 41 .0 42.5 1.4-1.5 6490-6910 Rovinari 41 .0 40.5 1.2-1.5 6590-7120 960 1195 1295 An ina 9.0 54.0 1.7 13400 Cozia 10.2 54.8 1.6 12560 1051 1090 1141 Clmpulung 31 .0 36.2 1.0 10460

Filipe~ti 28.5 41 .0 2.5 8372 1027 1110 1160 Soling a 36.1 40.0 2.5 8580

Como!lne~ti 11.5 46.5 2.3 13000 948 1118 1181

Briehete - compozitie si caraeteristici de ardere Tabelul2.4

Mina de provenientli Aninoasa Comane~ti Cod lea a elirbunelui Petri Ia

Forma briehetelor ovoid a ovoid a ovoid a

Dimensiui lungime 54-59 49-54 56-60 [mm) lo!ltime 45-48 44-48 43-48

grosime 34-36 30-34 32-40

Masa [gfbue] 47-60 40-50 45-65

Liant bituminos [%] 6,5-7 10,5-11 ,5

Compozi~e volatile [%) 35-38 23-25 30-32 umiditate [%] 34 3-4 6-7 eenu~o!l [%] 14-17,3 17,5-21 36-38,5 sulf [%) 3 3,7 1,5

Putere caloricii (kJ/kg) 24700 . 2670 0 23600 25500 17200 - 17600

20

SOLUTI I CONSTRUCTIVE DE COSURI

3. SOLUTII CONSTRUCTIVE DE COSURI

Sistemele constructive de co~uri de evacuare a gazelor de arder trebuie sa corespunda exigentelor impuse de normele europene si romane~ti de eficienta. siguranta ln exploatare ~i durabilitate. Astfel, cele mai importante exigente Ia care trebuie sa raspunda sistemele de co;;uri sunt:

a. Exigente de rezistenta mecanica si stabilitate :

Co~ul trebuie proiectat ~i realizat in a;;a fel i ncat sarcinile ce apar Ia punerea in opera sau in functionare sa nu antreneze nici unul din efectele urmatoare:

daramarea partiala sau totala a co;;ului; aparitia unor deformatii peste limitele admise;

- deteriorarea partilor componente ale co;;ului sau ale altor echipamente ca urmare a deformarii unor elemente de structura; aparitia unor efecte negative majore in urma unor cauze accidentale minore.

b. Exigente de securitate in caz de incendiu :

Co~ul trebuie proiectat ~i realizat in a~a felincat in caz de incendiu : stabilitatea elementelor portante ale co;;u lui sa fie garantata pentru o perioada determinata de timp; aparitia ~i propagarea focului prin co~ sa fie limitata; extinderea focului Ia constructiile vecine sa fie limitata; sa nu ingreuneze evacuarea locatarilor imobilului; sa nu afecteze securitatea echipelor de interven~e.

c. Exigente de igiena, ~natate ~i mediu :

Co~ul trebuie proiectat ~i realizat in a;;a fel incat sa nu reprezinte un pericol pentru igiena sau sanatatea ocupantilor ~i a vecinilor, in principal din urmatoarele considerente:

degajari de gaze toxice; prezenta in aer a particulelor sau gazelor periculoase; poluarea sau contaminarea apei sau solului; defecte de eliminare a gazelor de ardere sau a deseurilor solide sau lichide.

Solu!iile constructive exemplifiCate 1n acest capitol sunt preluate, cu autorizarea firmelor, din cataloagele "SCHIEOEL" (Austria-Romania) ~I "POUJOULAT" (Franta) .

21


d. Exigente de securitate in exploatare :

Co~ul trebuie proiectat ~i realizat in a~a feline~! utilizarea sa in functionare sa nu prezinte riscuri inacceptabile de accidente cum ar fi alunecari, caderi,

~ocuri, arsuri, electrocutari, raniri in urma unor explozii.

e. Exigente de protectie impotriva zgomotului :

Co~ul trebuie proiectat ~i realizat in a~a fel inca! zgomotul perceput de ocupantii cladirii sau de catre persoanele din vecinatate sa fie mentinut Ia un nivel care sa nu le afecteze sanatatea ~i care sa le perm ita desfasurarea activitatilor de lucru, relaxare ~i odihna in condilii bune.

f. Exigente de economie energetica ~i izolare termica :

Co~ul ~i instalatiile aferente nu trebuie sa implice consumuri sau pierderi de caldura ridicate, in masura insa in care nu se aduce atingere confortului ocupantilor.

Dezvoltarea tehnicii de colectare ~i eliminare a gazelor de ardere este in general, str~ns legata de evolutia sistemelor energetice iar solutiile constructive prezentate in continuare sunt cele mai moderne in acest domeniu.

3.1. COS M ETALIC SIMPLU IZOLAT LA EXTERIOR

La realizarea co~urilor de evacuare a gazelor de ardere se utilizeaza in general, Ia interior, tabla de otel inoxidabil, pentru a se asigura o durata de viata mai lunga, iar Ia exterior se poate utiliza fie tot tabla de inox fie, intr-o solutie mai ieftina tabla de otel galvanizata.

Solutia constructiva a sistemului consta in asamblarea de tronsoane confectionate dintr-un perete interior din otel inoxidabil de 0.4 - 0.6mm. grosime, cu sudura longitudinala pe generatoare, un perete exterior din otel inox de acceasi grosime (sau tabla galvanizaUI} intre care se gase~te un strat termoizolant din vata minerala ignifuga de 25 + 60 mm. grosime (pentru dimensiuni si caracteristici termoizolante exacte se vor consulta cataloagele de ofertare ale producatorilor).

Tronsoanele de co~ astfel realizate, cu lungimi cuprinse inre 0,3 ~I 1,0 m. (Fig.3.1.), se asambleaza cu ajutorul unor coliere cu clema de inchidere iar profilul sectiunii de imbinare se a~eaza astfel incat sa se asigure scurgerea Ia interior a condensului, tara posibilitate de infiltrare catre termoizolatie.

22

SOLUTII CONSTRUCTIVE DE COSURI

Fig.3.1. Tronson de co~ izolat, de tabl!l

Pentru a se putea realiza schimbarile de direc~e necesare adapt~rii co~ului Ia elementele de constructie ~i arhitectur~. in aceast~ solutie constructivo\1, se pot realiza tronsoane prefabricate curbe cu unghiuri de 15, 30 si 45 grade (Fig 3.2.a.), sau combinatii ale acestora di:mdu-se astfel posibilitatea de a se urmari traseele dorite. Se pot realiza tronsoane prefabricate de racordare cu aparatul produco\\tor de gaze de ardere sau cu piesele de curatire, timpul de realizare al co~ului reducandu-se foarte mult (Fig. 3.2.b.).

Rigiditatea co~ului este realizata prin prinderi de elementele de rezistenta ale constructiei, cu ajutorul unor piese prefabricate speciale, pentru traverso\\ri de plan~ee orizontale sau ~arpante, suporti cu prindere pe perete exterior etc.

Aces! tip de co~ este destinat evacuarii gazelor de ardere in regim de depresiune sau suprapresiune din cazane, centrale si motoare termice, care

functionea~ cu combustibili solizi, gazo~i sau lichizi, av~nd temperatura gazelor de ardere de max. 600 C (a se vedea specificatiile tehnice ale fabricantului).

23

C{.


--------+---1-1'

' l ' '

. '

Fig. 3.2. a. detaliu asamblare coturi prefabricate. b. ansamblu sistem cos individual!.

Co~urile de fum metalice au o greutate propria foarte redusa si prezintll avantajul unui montaj simplu si rapid.

24

SOLUTII CONSTRUCTIVE DE COSURI Co~urile metalice simple termoizolate pot fi montate foarte usor in baterii de co~uri cu prindere de constructie (Fig. 3.3.a.) sau autoportante (Fig. 3.3.b.), avanduse astfel posibilitatea ca fiecare aparat generator de gaze de ardere sll funcjioneze independent de celelalte din punctul de vedere al evacullrii gazelor,

~i aceasta Ia

... 't'

' : .. . . . '

OIO~~ @ 6.

Fig.3.3. a. baterie de c~uri metalice cu prindere de construcjie. b. baterie autoportantil de COUri metalice.

prejuri comparabile dacll nu chiar mai mici dedit solu~ile cu un singur co~ mare de evacuare ~i canale de fum cu sisteme de echilibrare.

25


3.2. COS CERAMIC SIMPLU

Aceste sisteme fac parte din categoria co~urilor de evacuare a gazelor de ardere cu solulie constructivi'i simpli'i, executate in doua straturi :

stratul interior, canalul de fum propriu- zis, realizat din tuburi de ~amoti'i;

invel i~ul exterior din zidi'irie de ci'iramidi'i plini'i presati'i sau din mantale prefabricate din beton u~or (Fig. 3.4.).

P~ (JO ~Ne din bt!tLVI _ fub de 9VOCU0 19 C\1 con de !!'11'~----- __ ..

R.:u;.OIJIJI ,;w,,...JoltJI dd /urn ---

Pr.d ft();if,.U dtl ~~~ -----

~1 ell Ccl.lt,tru .11 ''.1#411: lllfoYtllf

~1~~ .!&!_molzqla_!l!__ .... -

kwoli) do bel on cu cnnok'> dG OQiislG erl ~pol?

J"'oco 1101'11010 dn fib< a mr ""'*'

U$('1 de cuOJie cv eopoc rn1e1b

Y1]J2_ d2 ~*!~-Piolro de soclJ cv JCUrgere de condens

Fig. 3.4 . Co~ ceramic simplu 26


In ambele situatii, intre cele doua straturi constitutive se realizeazA un strat de aer de 1,5 - 2cm grosime cu rol termoizolant, prin folosirea unor distan~eri de centra], ignifugi, de lAnA mineral


Umiditatea fermata sau acumulata In masa materialelor de constructii poate duce Ia compromiterea calitatilor sau Ia distrugerea completa a acestora. Prin ventilarea permanenta a termoizolatiei, realizata datorita canalelor de ventilare ale mantalelor, se impiedica acumularea, prin difuzie, a umiditatii In placile de vata minerala. Umiditatea de difuzie provine din condensarea vaporilor de apa In interiorul co~ului de evacuare a gazelor de ardere, pe toata inaltimea in cazul evacuarii gazelor de ardere de Ia cazale cu functionare in condensatie sau, in zone mai inalte in cazul evacuarii gazelor de ardere de Ia cazane obi~nuite. Acest aspect este foarte important deoarece, asigurand termoizolarea corespunzatoare a sistemului, se previne racirea accentuata a gazelor de ardere evacuate prin co~ ~i deci, un tiraj corespunzator.

7Ub d8~ra

in>"eOs d8 betOil

vara nwta.'b

l'ad!61 de baz;l

O.Rector

t RacorrJuJ us/I"J Plooo lrontO'O l':lln J

_diJan~'re tble rntMlle RacarotJ llocordJI lubuM dPtvm

Praca _gufer

Pracade acope

SOLUTII CONSTRUCTIVE DE COSURI Calitatea de executie a co~ului de evacuare a gazelor de ardere are rol

predominant in evaluarea performantelor cladirii respective cu privire Ia siguranta Ia foe astfel, in conformitate cu reglementarile tehnice de specialitate, sistemele de evacuare a gazelor de ardere trebuie sil se incadreze in clasa de combustibilitate CO ~i lim ita de rezistentllla foe de 1 orll.

Ca urmare a termoizolilrii adecvate, rezistenta Ia transfer termic a unui co~ de acest tip av~nd valoarea R = 0.65+0.70 m2K I W, temperatura Ia fata exterioarn a mantalei de beton, in regim normal de exploatare nu va depA~i 50 C. Datoritil solutiei constructive adoptate (sistem tristrat) ~i folosirii materialelor ignifuge, sistemul prezintil rezistentll ~i stabil itate Ia foe limp de 90 de minute, impiedi~nd astfel propagarea unui eventual incendiu Ia nivelele superioare.

In cazuri exceptionale, c~nd instalaliile de ardere nu au fast reglate corepunziltor ~i nici controlate in limp, depunerile de funingine din canalul de fum se pot autoaprinde, procesul de ardere desfil~ur~ndu-se Ia temperaturi de peste 1000 C. Tubul de ~amotil avand proprietil~ refractare, temperaturile ridicate nu au efecte negative asupra acestuia, prevenindu-se astfel fisurarea ~i producerea unor scapari de gaze cu urmilri posibile deosebit de grave. Plllcile din vatil mineralil permit~nd dilatarea liberil a canalului de fum in sens transversal ~i longitudinal, deteriorarea sau crilparea tubulaturii din variatii de temperaturil este practic imposibilil, Ia o montare corectil a sistemului.

Producatorii de astfel de sisteme de co~uri livreaza accesorii specifice fiecllrui sistem in parte, cum ar fi u~a de vizitare etan~ll. termorezistentil ~i piesa numitil piatril de soclu, ce serve~te Ia colectarea ~i evacuarea condensatului.

Co~ul ceramic cu aerisire, tristrat are o arie de aplicabilitate foarte largil, put~nd fi utilizat at~t in cazul aparatelor termice individuale (centrale termice de apartament, sobe, seminee, etc.) c~t ~i in cazul cazanelor pentru instalalii de Tnclllzire centralil ~i instalatii termice industriale (cazane de abur, cuptoare, incineratoare, etc.), previlzute cu arziltoare pentru combustibili solizi, lichizi sau gazo~i. Temperatura gazelor de ardere trebuie sil se incadreze in general, intre 80 ~i 600 C (a se vedea indicaliile produclltorului).

Folosirea componentelor modulate face ca montajul co~ului sA fie u~or asigur~nsu-se in acela~l l imp, avantajul preciziei dimensionale ~i corelilrii elementelor, reduc~ndu-se astfel timpul de executie. Mantaua de belen este compatibilil cu aile materiale de construc~i. fiind posibilil tencuirea ~i placarea fetelor exterioare ale co~ului astfel in~t se peale realiza integrarea co~ului in arhitectura clildirii.

3.4. COS CERAMIC CU ASPIRATIE PERIFERICA DE AER

Acest sistem de co~ specializat, cu destinatie bine definitil, se adreseazll Tn general anumitor tipuri de cazane ~i anume, celor de tip "cameril etan~11. La aceste tipuri de cazane tot sistemul de ardere este amplasat in interiorul unui velum foarte bine determinat iar captarea aerului de ardere se face dirijat, prin intermediul unui stut racord special direct din exteriorul clildirii, tirajul cazanului fiind de tip for1at.

29


Avanlajul important al acestor tipuri de cazane Ia care aspiraVa de aer ~i evacuarea de gaze de ardere se face prin intermediul aoeluia~i co~. este aceta cil numai astfel de cazane de incillzire centralil se pot amplasa in incilperi cu alte destinajii decal "centralil termicil" (baie, cilmaril, etc.).

Acest tip de co~ mai prezintil avantajul posibilitajii realizarii racordilrilor multiple multinivel, fiind recomandat mai ales in cazul blocurilor de locuinje, noi sau existente unde existil tendinja trecerii Ia centrale de apartament.

Sistemul de evacuare a gazelor de ardere cu aspira~e perifericil de aer de ardere, esle oompus dintr-un tub colector interior de ~amotil pentru gazele de ardere

~i inveli~ul exterior din mantale prefabricate, intre care se dispun distanjieri metalici, realizandu-se astfel un spajiu intre cele doua straturi (Fig. 3.6.). Acest spajiu

serve~te Ia aspirarea aerului din exterior, Ia nivelul gurii de evacuare a co~ului printr un cap de co~ special oonceput ~i executat.

inveh~ de beton

de

Man~ta de legaturo

Fig. 3.6. Co~ ceramic cu aspirajie perifericil de aer. Stujurile de aspirajie pentru aer sunl racordale elan~ Ia colectorul de aer, iar

stujurile de evacuare ale gazelor de ardere sunl racordale elan~ Ia canalul central, prin intermediul unei aceleia~i piese speciale de racord.

30


Capul de co~ pentru aceste sisteme, este conceput astfel incat sli fie posibilli o aspiratie suficientli de aer necesar arderii in acela~l limp cu refularea gazelor de ardere flirn ca cele douli functiuni sli se influenteze.

Prin utilizarea sistemului descris se asigurli o evacuare completa a gazelor de ardere ~i. prin preincalzirea coloanei de aer rece (exterior) aspirat, se asigurli un randament mai ridicat de function are pentru centra Ia tennicli.

3.5. REABILITAREA COSURILOR DE EVACUARE A GAZELOR DE ARDERE DEGRADATE

In majoritatea cazurilor, co~urile de evacuare a gazelor de ardere existente, executate din zidlirie sau aile materiale de constructie, insuficient de rezistente Ia coroziune chimicli, se deterioreazli din cauza atacului acid al condensului fonnat pe peretii interiori ai co~ului.

Prin unnare mlisurile de reabilitare ce unneazli a fi luate trebuie sli vizeze eliminarea cauzei ce a dus Ia degradarea co~ului, consttlnd din captu~irea canalului de fum existent ~i izolarea termicli suplimentarli, daca este cazul.

Aceste operatii vor fi precedate de inspectarea co~ului de evacuare a gazelor de ardere degradat Ia fata locului in vederea culegerii de date despre solu~a constructivli existentli, materialele folosite, sectiunea canalului de fum ~i caracteristicile tehnice ale sursei de gaze de ardere.

In unna efectulirii unui calcul tennotehnic, ce vizeazli detenninarea secyunii minime necesare a co~ului, se pot stabili mlisurile de asanare ce se impun pentru fiecare caz in parte.

Cliptu~irea Ia interior a canalelor de fum realizate din zidarie se poate realiza prin mai multe procedee:

Una dintre solutiile tehnice posibile constli in introducerea in canalul de fum existent a unor tuburi din ~amotli, folosite Ia executia co~urilor de evacuare a gazelor de ardere ceramice prefabricate, cu care se rezolvli in totalitate problema rezistentei Ia temperaturi ridicate si cea a coroziunii chimice.

In cazul in care tubul de ~motli nu Tncape in sectiunea canalului de fum existent, se poate proceda Ia mlirirea dimensiunilor acestuia folosind o freza specialli, care opereaza de sus in jos. Tuburile de ~amotli se pot introduce in canalul de fum prin lansarea acestora de sus in jos, de Ia nivelul gurii de evacuare a co~ului, cu ajutorul unui dispozitiv special sau prin desfacerea unei laturi a zidliriei de carlimidli ~i refacerea acesteia dupli tenninarea lucrlirilor de cliptu~ire.

31


4 . CALCULUL TIRAJULUI PENTRU COSURILE SIMPLE

Definim co~l simplu ca fiind o condu

CALCULUL TIRAJULUI PENTRU COSURILE SIMPLE

Corecpa de densitate funcpe de altitudine tabelul4.1

altitudine 0 500 1000 1500 2000 presiune atmosfericli medie 760 716 674 634 596

corec~e de presiune 1 0,942 0,868 0,834 0,784

dacli se pne seama de corectia de presiune relapa 4.1 devine:

H =l (P -p ) g Pm br 0 gm 760 [Pa] 4.4

;;i punand in evidenta influenta temperaturilor:

H -l ( 273 273 J Pm br-. PoN"273+ 1 - PgN273+1 Q760

a gm [Pa) 4.5

Deoarece relapa este neliniar~ cu temperaturile, influenta temperaturii fiind de ordinul-1, relapa este valabil~ numai pentru in~lpmi mici de co;;. Pentru co;;urile 7nalte nu este corecta o mediere aritmeticli in condijiile in care lg este variabil~ pe ln~ijimea co;;ului.

Pentru o clidere uniform~ de temperatur~ pe in~lpmea co;;ului D.l1 (grade pe 1 m de co;;) relapa cared~ temperatura local~ Ia o in~lpme l a co;;ului este:

[c] 4.6

in metodele exacte de calcul se foloseste relapa (4.1) integrata:

4.7

;;i explicitand p9:

H - p dl - g Q- [Pa] (1 Jl 273dl ) Pm br - 0 O gN 273 + !g; - l 8!1 760 4.8 273 rl dl pm

Hl>r =p. L+Li"tPgN "Jo ( 273 +I J9760 [Pa) ' L- v

at, 4.9

cu solupa:

( 273 L{1 L D.t, )) Pm H = p L + p - - Q-"'

0 gN h,! tg + 273 760 1 I [Pa) 4.10

33

COSURI SI INSTALATII DE TIRAJ 2

in care: g=9,81 [m/ s ] , PN - densitatea normal~ a gazelor de ardere, f>t, - caderea de temperatum a gazelor de ardere pe unitatea de lungime a col}ului.

Densitatea aerului, functie de temperatura exterioar~ de calcul, este:

= 1293 . 273 (Kg/rn'] Pa ' 273 + t .

4.11

Temperatura aerului ambiant t,. se ia, in diferitele variante de calcul, cu valoarea maxim~ de var~. caz in care tirajul va fi minim sau cu valoarea minim~ de iam~. ceea ce corespunde unui tiraj maxim.

Dificultatea in aplicarea rela~ei (4.2) consta in faptul ca nu se cunoal}te densitatea medie a gazelor in COl} pgm care este functie de temperatura medie a gazelor in COl}, t_ iar dificultatea de aplicare a relapei (4.10) este ca nu se cunoal}te caderea de temperatum pe unitatea de lungime a CO!}Uiui.

La baza CO!}Uiui, gazele de ardere au temperatura lg; l}i prin transferul de caldur~ de Ia COl} Ia mediul exterior temperatura gazelor scade in lungul col}ului ajungand Ia valoarea tge Ia iel}irea din COl}. Calculul exact al mcirii gazelor in COl} se face calcullmd transferul de caldum, a~a cum se va ar~ta Ia calculul exact al co~ului; pentru un calcul aproximativ se pot lua urm~toarele valori de caderi de temperaturi unitare, pe un metru de co~. dependente de structura co~ului ~i de sarcina termica a instalapilor racordate Ia

co~. Q [MWJ, :

- pentru col}uri metalice neizolate:

4.12

- pentru co~uri metalice izolate:

4.13

- pentru co~uri de material de construqii cu grosime de 120 mm:

[ cJ 4.14

34


- pentru co~uri de material de construc~i cu grosime de 240 mm:

l!.t = 0,3 ' JQ [ oc l

Temperatura medie a gazelor in co~ se calculeazi!i cu rela~a:

61, t = I - L-.., gf 2 [ oc l

Densitatea normali!i a gazelor de ardere se calculeazi!i cu relajiile : pentru combustibil gazos de tip gaz natural:

0,717 + 1,293 (I +a) V0 Pv -~ V,. +(a - l) V0

pentru combustibillichid sau solid:

I + 1,293 (I + a) V0 ptl' = V,. + (a-I)V0

[kg/m' J

[ kg/m 1

4.15

4.16

4.17

4.18

unde V0 este volumul stoichiometric de aer necesar arderii [Nm'/Nm' sau Nm'/kg], Vgo volumul stoichiometric de gaze rezultate din ardere [Nm'/Nm sau Nm'lkg), A - excesul de aer Ia co~.

Densitatea reala a gazelor de adere, Ia temperatura t,. va fi:

273 Pgm = ptl'. 273 + /

.. ,

4.1.2. CALCULUL TIRAJULUI NET

[ kg/m3 J 4.19

Pentru a calcula tirajul net (efectiv) se ~ne seama de faptul cli in co~ gazele de ardere au unele pierderi de sarcini!i care reduc tirajul brut.

Deoarece pierderile de sarcini!i sunt func~e de viteza gazelor de ardere, ea trebuie sa fie determinata.

Una din posibiliti!i~ este de a alege viteza medie a gazelor in co~ in funcye de prescrip~i sau de date practice.

35


Astfel in STAS 3417-85 se recomand~ urm~toarele viteze pe domenii de inal~me de co:

Wm. (mfs)

I Lmin - 15m 20 I Lmax- 30m 2,7 II Lmin =30m 2,7 II Lmax- 80 m 7,0 Ill Lmin = 80 m 7,0 Ill Lmax-100m 7,0

Rezulta astfel urm~toarele regresii:

L = 15 .. 30 m L = 30 .. 80 m L = 85 .. 100 m

W* = I + 0,0667 L W_ =O,lL w = 8 M

w""" cmrsi 2,5 4,5 4,5 8,0 8,0 8,0

[m/s] [m/s ) [m/s )

w_ (mrs>

2 3 3 8 8 8

4.20 4.21 4.22

Datele practice, folosite pentru a realiza construcpi economice de COUri, recomanda viteze mai mali, intre 4 i 16 mls.

Solupa coree~ este calcularea unei viteze optime in CO, conform metodologiei care se va prezenta Ia optimizarea COului.

AJegerea vitezei medii in CO permite determinarea diametrului interior al coului Di:

D = ( 1,273 D ,v (273 + t,,..)J0"5 ' 273-W*

[m] 4.23

unde DgN este debitul normal de gaze de ardere evacuat pe CO in Nm'/s.

Diametrul interior al COului se rotunjeste Ia o valoare intreag~ de em, da~ nu exis~ alte condi~i impuse, cum ar fi dimensiuni de fabricape date in prospecte.

In domeniul COului gazele de ardere au pierderi de sarcin~ locale i liniare.

4.1 .3. PIERDERI DE SARCINA LOCALE IN COS

Pentru pierderile locale situate Ia intrare sau Ia ie~ire din co~ se adop~ vitezele i densi~~le de gaze respective. Pentru pierderile locale de pe traseul COului i pentru pierderile distribuite se adop~ viteze i densi~ti medii.

36


Rela~ile de calcul pentru cele trei situatii sunt

w. = ..,..D,...,tnc:.......:. {_27.,--3_+..,'.:.;):.... ' 273-0,785D=,

D"" (273 +t,,) w = ----""---'--...,....:.:_ ~ 273-0,785D~~

W = _D_,g~~"'- (.:...2_73_+_1-"'""--l ' 2730,785-D.,..,

~i densita~le respective pentru gazele de ardere:

273 Pg; = p"". 273 +I Ill

273 P,m = 273 +/

g~

273 p =

/1# 273 + /g<

[m/s)

[m/s1

[m/s1

[ kg/rn3 1

[ kg/rn' 1

[ kg/m' 1

4.24

4.25

4.26

4.27

4.28

4.29

Daca intrarea in co~ se face printr-o ingustare brusca de sec~une, de exemplu o camera colectoare de gaze din care pleaca co~ul, unde sec~unea mare este s .. ~i secpune co;;ului este cea mica S..., coeficientul de pierdere de sarcina local este:

4.30

iar viteza caracteristica este viteza corespunzatoare secpunii mici Sm , deci viteza in secpunea de intrare a co~ului w1

Tn aceasta zona gazele au temperatura de intrare in co;; lg;. Pierderea !ocala de sarcina este:

w2 6P. =" , Pg~

I ~~ 2 (Pa 1

unde pg; este densitatea gazelor ~i w, viteza gazelor Ia temperatura ~ .

4.31

Daca Ia intrare in co~ exista un cot brusc, ca urmare a trecerii de Ia un canal inclinat cu un unghi a. fata de verticala, sau de Ia un canal orizontalla co;;ul vertical, caz in care unghiul a.= 90 grd., atunci apare o pierdere locala de sarcina caracterizata printr-un coeficient local de pierdere de sarcina Xe.,.

37


Ct. 5 10 15 22,5 30 45 60 90 Xcn 0,016 0,034 0,042 0,066 0,130 0,236 0,471 1,129

Dacil este un cot fillcut cu o razill de racordare R, millsura~ pe axa diametrului co~ului D. coeficientul de pierdere localill de sarcinill este funcpe ~ide raportul RID:

RID 0,5 0,75 1 1,25 1,5 2 F. 1 05 0,25 0,20 0,175 0,15

~i X.,=Xc, F. Deoarece in zona de intrare gazele au temperatura lg;. pierderea localill de

sarcina este: W'. 6P =" . I P,;

c t:loc 2 [Pal 4.32

Pe traseul co~ului pot apare 1ngus~ri progresive de secpune: - ln zona de baza a co~ului dato~ unor necesi~li constructive (baza co~ului cu

un diametru mai mare decal restul co~ului); - ln zona de ie~ire a co~ului pentru ell printr-o viteza mai mare a gazelor de

ardere sa se realizeze o suprainaltare mai mare a jetului de gaze In atmosfera.

Coeficienpi locali de pierdere de sarcinill Ia o cre~tere progresiva a secpunii, X. . referili Ia viteza din secliunea micil, au urmatoarele valori, funcpe de unghiul o. de i nclinare a laturii fata de axul co~ului (jumatate din unghiul conului): Coeficiep X. Ia cre~tere progresiva a secpunii :

Ct. -> 5 10 15 20 25 30 35 40 ----------

(I{,/ I)} 0,1 0,06 0,11 0,17 0,22 0,28 0,33 0,38 0,44 0,2 0,06 0,11 0,16 021 026 0,32 0 37 0,42 0,3 0,05 0,10 0,14 0,19 0,23 0,28 0,33 0,37 0,4 0,05 0,08 0,13 0,17 0,21 0,25 0,29 0,33 0,5 0,04 0,07 0,11 0,14 0,18 0,22 0,25 0,28 0,6 0,03 0,06 0,08 0,12 0,14 0,17 0,20 0,23 0,7 0,03 0,04 O,Q7 0,09 0,11 0,13 0,16 0,18 0,8 002 0,03 0,05 0,06 0,07 008 0,10 0,12 0,9 0,01 0,02 0,02 0,03 0,03 0,04 0,05 0,05

Pentru raportul diametrelor co~ului, Om = Du I Dm , diametrul mare raportat Ia diametrul mi~rat, se stabilesc urmatoarele relapi de regresie, necesare in calculul programat .

38


a = 5 X;= 0.0123 + 0.1676 (DiNG2-1.11)1.Cl8400 4 .33 a = 10 X;= 0.0246 + 0.3028 (DiNG2-1 . 11)1"~ 4.34 a= 15 .)(; = 0.0246 + 0.4793 (DiNG2-1.11)1"22711 4.35 a = 20 X,= 0.0370 + 0.6046 (D1NG2 -1 .11) '-24074 4.36 a=25 X, = 0.0370 + 0.7911 (DING2-1 .1 1{ 26117 4.37

a = 30 .)(; = 0.0493 + 0.9681 (DiNG2-1.11)1"31367 4.38

Tn functie de locul de amplasare a ingustluii de sectiune viteza caracteristica este viteza ini1ialil W;. viteza medie in oo~ Wm sau viteza de i~ire din oo~ w. ~i oorespunziltor temperaturile gazelorde intrare tg;, medie !g.,., sau de ie~ire lg. .

Pierderile locale de sarcinil sunt:

r. M>. = J:. -~ ~ W' -p) l ~"' 2 (Pal 4.39 unde pg este densitatea gazelor Ia temperatura caracteristica.

La ie~ire din oo~ in atmosfera gazele de ardere au o lilrgire brusca de sectiune ~i in oonsecintil o pierdere localil de sarcinil cu ooeficientul de pierdere X.=1 . Tn aceastil zonil gazele au temperatura de i~ire din oo~. lg..

W' tJ> =; . . P .. ~ ~~ 2 (Pal 4.40

unde pg. este densitatea gazelor ~i w. viteza gazelor Ia temperatura t..

4.1.4. PIERDERILE DE SARCINA LINIARE IN COS

Tn interiorul oo~ului, gazele care circuli! au o pierdere de sarcinil de tip liniar:

(Pal 4.41

in care Z este ooeficientul de pierdere liniarn de sarcinil, Wm ~i pgm - viteza ~i densitatea Ia temperatura medie a gazelor de ardere.

39


Tn cazul dmd exista portiuni de co~ cu diametre diferite pe Tn~ltimea co~ului, vor rezulta viteze diferite de curgere Wmo In acest caz se face o insumare a pierderilor liniare de sarcin~ calculate separat pe fiecare tronson de diametru diferit. Tn cazul cand exista o ingustare progresiv~ de sectiune pe o portiune de co~. se calculea~ pierderea de

sarcin~ liniar~ cu valorile medii ale vitezei ~i diametrului. Pierderea de sarcin~ local~ pentru aces! caz s-a calculat anterior ~i in final se insumeaz~ Ia pierderea de sarcin~

liniar~o

[Pa l 4.42

Pentru co~urile f~rn variatie de sectiune pe in~lpme se poate utiliza ~i o alta relatie, in care sunt expilicitate Wm ~i J)rpl funqie de conditiile de intrare inca~. temperatura 1g; ~i viteza gazelor w .. precum ~ide cilderea unitarn de temperaturn in co~ 611 :

1:JP = ).oL OW:2 0 0 273 o(t +273- 6 110 L) [Pal ' D ' p aN (273+1 )2 Sl 2

' gl

4.43

Coeficientul de pierdere liniarn de sarcin~ Z pentru canale Iinse, este dependent de criteriul Reynolds:

A,= 64 R,

A,= 0,04

). = 0,3 164 ROo 'IS

A.= I (1,8 LOG(Re) - 1,50) 2

pentru Re < 2300 4o44

pentru 2300 < Re < 4000 4045

pentru 4000 < Re < 1 00000 4.46

pentru Re > 100000 4047

Pentru canale rugoase m~rimea caracteristica este raportul D, , in care K este K in~lpmea asperitaplor ~i D, diametrul hidraulic al co~uluio

Domeniul turbulent rugos se consider~ pentru R, > 23 ( i) ~i are dou~ domenii: Pentru domeniul rugos in zona prepatratidl, definita de 2{ i) < R,


A {2. [-LOG( 2.: I + K ) ]}2 R . .fi 3,7J. D

4.48

iar pentru domeniul rugos in zona patraticll, definitl!i de

rela~a:

R, > 500 { i) se utilizeatil 4.49

4.1.5. TIRAJUL NET AL CO$ULUI

Tirajul net al co~ului va fi:

[Pal 4.50

sau in cazul ctmd sunt mai multe pierderi insumate din tipurile arl!itate:

[Pal 4.51

Tirajul net trebuie s1!i fie mai mare decal depresiunea necesam Ia ie~irea gazelor de ardere din cazan sau din instala~a tehnologicll, 6Pno (Pa]:

Hmt =1,2~"' [Pal 4.52

coeficientul 1,2 jinand seama de posibilitatea de funcjionare a instalajiei de ardere in suprasarcinl!i ;;i de murdl!irirea co;;ului.

Din relajiile prezentate se determinl!i inl!ilpmea L necesam a co;;ului pentru realizarea tirajului H001.

Deoarece cazanul poate funcjiona in sarcini parpale ~i temperatura aerului exterior poate fi mai micll decal temperatura maxim~!~, co~ul va produce un tiraj mai mare decal eel necesar Ia un moment dat de funcjionare, ceea ce duce Ia o depresiune mai mare in focar decal cea normal~!~. Din aceas!A cauza este obligatoriu s1!i se instaleze Ia baza co~ului o clape!A de reglaj care s1!i producll o clldere de presiune necesam compensl!irii suplimentului de tiraj. in funcjionarea cazanului se regleaza clapeta astfel ca in focar sa se stabileascll presiunea de lucru prescrisl!i.

II 41


4.2. CALCULUL EXACT Al CO~URlLOR

Parametrul care s.-a aproximat in calculele prezentate anterior este variatia temperaturii in lungul co~lui, respectiv cllderea unitarc\ de temperaturt\ a gazelor in co~ at1. S-a acceptat de asemenea c1 o/o, ~i

4.55

t , = (92 + 4,52 (a-1,05)0"85 )S+ (40+61,93(PH,O - 0,0738~506 ).(1 - S) [ "C) 4.56 pentru un continut de sulf S


experimentale prelucrate statistic:

t, = 101+ 4,383(S - 1)0"' + 53,13 (a - 1)0"'"""011 %, ~i

t, = (101 + 58,3. (a - 1,15)0"79' ) s + (- 82,24+ 182 1~~;~2 ) . (1- s) ( " C] 4.58 pentru un con~nut de sulf 5

COSURI SI INSTALATII DE TI RAJ

Cazul prezentat este eel mai general, cu un perete dintr-un material "1" in interior ~i un material "2" in exterior. In cazul cand co~ul este dintr-un singur material, parametrii

lega~ de materialul "2" se iau nuli. Pentru co~uri inalte, sau care au structura constructivil diferitil pe inill~me, calculul co~ului se face pe intervale de lungime de co~ tiL pentru a nu efectua medieri cu erori prea mari.

Se alege o viteza de curgere a gazelor de ardere wm ~i se determinil cu rela~a (4.23) diametrul co~ului d1

Se alege apoi solu~a de structura a co~ului prin grosimile de material 61 si 62 , dupil care rezultil diametrele:

D, = D, + 28,siD. = D, +2 (8, + 82 ) [m) 4.59

Schimbul de cilldura de Ia gazele de ardere Ia peretele interior al co~ului este un schimb de cilldura prin convec~e ~i radia~e.

Schimbul de cillduril prin convec~e age este 1ntotdeauna in regim turbulent, deci se aplica relapa de calcul:

A. ( (D )113] a = 0 024 - I+ -!.. Re08 . Pr033 . J: a L ~~

'

4.60

Pentru calculul rela~ei trebuie cunoscute proprietilple fizice ale gazelor de ardere pentru temperatura medie din co~ lgm Acestea se calculeazil pe baza unor relatii determinate cu valori din tabelele de date termodinamice sau din relalii numerice:

vascozitatea v

* conductivitatea termicil 1..

* criteriul Prandtl Pr ( - )

Pentru t8 :S 100

y = 0,0000122+4,71810 . 1"1473

A. = 0,0228 + 7,5674 .IQ-$ t""'l$1

p = 072-00010074/0'137 ' ' '

[ ":'] [n~K]

44

4.61

4.62

4.63


Pentru HX> < 1,_ < 350

v = 0,0000215 + 6,3909 I O-" (1 - I 00)1113

..1. = 0,02283 1-8,529 I o-5 I

p =089151~---, .

Pentru 1 > 3 50

v = 6,368110 1''"'73

A. = 0,022504 + 8,610110-5 I

P, = 0,68 - 0,0001 t

Criteriul de turbulent{~ Re rezui!A:

R = W.D, v

Corec~a 6 se ia tn calcul dacll valoarea criteriului Re este Re


Cu aceste date rezul~ cxmstan~ de radia~e a gazelor de ardere kg :

1- 038 R + P T"-0~,8_+_1:._,6_ R..:.:JH,t:;O """"" ( tgm + 273) ~ ) [(PH,O + Pco, ) sf5 ' 1000 H,o co, 4.75 ~i coeficientul de emisie &g :

E g = f - EXP(- K 9 S) 4.76

Coeficientul de schimb de cilldura prin radiatie se calculeaza cu relatia:

[m~K ] 4.77 unde ep este coeficientul de emisie al peretelui interior, ep=0,82 ~i &p este corectia de radiape inversa a peretelui:

( )

J.6 t pi+ 273

l - /gm + 273 G -

, 1-( ' "+ 273) ' .. + 273

4.78

Temperatura interioara a peretelui co~ului, tpo. se inipalizeaza, urmand sa se corecteze prin itera~i succesive:

- pentru co~ cu izolalie termicillpi = lgm-1 0 - pentru co~uri metalice fara izola~e 1p; = ( lgm + la)/2

in final se calculeaza:

[m~KJ 4.79

TRANSFERUL DE Ck.DURA DE LA PERETELE EXTERIOR AL CO$ULUI LA MEDIUL AMBIANT

Transferul de cilldura de Ia peretele exterior al co~ului spre mediul ambiant este un schimb de dlldura prin convectie ~i prin radia~e. Se au in vedere urmatoarele fenomene:

46


Convec~a:

in abseta vantului este o convec~e Iibera in prezenta vantului este o convec~e forta!A * viteza v1intului este variabil~ cu in~ltimea CO!iului dup~ o lege exponen~ala cunoscu!A !ii se ia ca bm viteza vantului Wv1o Ia in~ltimea de H = 10 m

* viteza v1intului wv1o este cunoscu!A pentu o anumi!A amplasare a coului

* v1intul actioneaz~ numai in portiunile expuse exteriorului

Radiapa:

coul radia~ spre mediul ambiant pe toa!A suprafata sa exterioar~.

Temperatura exterioar~ a peretelui coului se initializea~. urm1ind ~ se corecteze prin itera~i succesive.

- pentru CO cu izolape termi~ lpe=la-t-10 - pentru COUri meta lice f~r~ izolatie lpe =(lgm -tla)/2

Tn absenta vantului schimbul de ~ldura prin convecpe ac este o convec~e liber~ de Ia CO Ia aerul ambiant. Pentru calcul se apli~ relatia:

a, =C ~ (Gr Prt '

L~K] 4.80 unde C !ii m sunt constante in funcpe de regimul de curgere, Gr este criteriul Grashoff i Pr- Cfiteriul PrandU.

Deoarece Cfiteriile Gr i Pr se calculeaz~ pentru aer Ia o temperatura medie a stratului limi!A lam se va calcula aceas!A temperatur~ cu rela~a:

4.81

Pentru a calcula in continuare rela~ile trebuie cunoscute proprie!Atile fizice ale aerului. Acestea se calculeaz~ pe baza unor rela~i determinate cu valori din tabelele de date termodinamice:

v1iscozitatea

v = I33 -to-' "'" 4 90 . 10- . t 11433 at ' 411'

4 .82

47


conductivitatea termicll

..t ="44810 2 +7 43710s/ -. t .. [,:]

criteriul Prandtl

Pr = 0,71

* coeficientul termic de dilatare

1 11 - (1 ... + 273) [~]

Criteriul Grashoff rezultli:

G fJ.I]g (t,..- t ,.) r - "'-"-___::.......;..:;;:_----'= v.

unde L este inlllpmea co~ului (m) in zona conveqiei libere.

Constantele C ~i m se determinll functie de produsul (Gr.Pr):

pentru (Gr.Pr) < 5.102 pentru 5.1 02 < ~Gr.Pr) < 2.107 pentru 2.10 < (Gr"Pr)

C = 1,18 ~i m=1/8 C = 0,54 ~i m=1/4 C = 0,153 ~ m=1/3

4.83

4.84

4.85

4.86

ln prezenta vantului transferul de cllldum prin conveqie fo$16 este preponderenl dacll viteza vantului Ia inllftimea de 10 m este w.10, Ia o inllllime medie a co~ului

Lm = L/2 viteza se recalculeazA cu relatiCJ:

(L )o.n

W, =W,10 I~ [:] 4.87 Criteriul de turbulentll Re ~i crileriul Pr se calculeazll pentru paramelrii aerului

ambiant, deci in rela~ile constantelor fiZice se introduce valoarea ta.

R = W, D,

4.88 v.

49


Coeficientul de schimb de caldurifl prin convec~e fortatifl este:

A a = 0 21 - Re0'62 Pr0' 36 = , D

[m~K] 4.89

Tn cazul vantului de intensitate mica transferul de caldurifl prin convectie fortatifl poate fi mai mic decal eel prin conv~e naturals. Tn acest caz se ia in considerare

convec~a naturala.

Schimbul de caldura prin radiatie, de Ia peretele exterior Ia mediul ambiant se calculeaza cu relajia:

[m~K] 4.90 in care, coeficienlul de emisie al peretelui exterior se ia &p = 0,82.

Coeficie~i de transfer de caldura prin conve~e ~i prin radiajie se insumeaza ~i se obtine coeficientul exterior de schimb de caldurn:

[m~K] 4.91 TRANSFERULGLOBALDECALDURA

Coeficientul global de schimb de caldura, k , de Ia gazele de ardere Ia mediul ambiant, ~ne seama de coeficielii interiori ~i exteriori de schimb de caldura ~i de rezistenta termica a perejilor co~ului.

Se ia ca suprafata de control suprafata interioara a co~ului, cu diametrul d1

Toate diametrele, d; , d1 ~i de au fost stabilite Ia alegerea solu~ei constructive.

Conductivitatea termica A [W/m/K) a. straturilor care formeaza co~ul se giflsesc in tabelele de marimi termodinamice. Valorile uzuale sunt date in continuare:

pentru otel carbon

pentru otel inoxidabil (Cr+Ni=30%)

oc 100C 300C

oc 100C 300C

A. = 59,3 52,3 46,5

A, =11 ,6 11 ,6 12,2

49


* pentru caramidcl cu densitate

* pentru beton armat

* pentru beton cu densitate

* pentru izola~e de valcl mineralcl cu densitatea

800 kgfmc 1000 1200 1400 1600 1800 2000

20C

500 kg/me 1000 1500 2000 2250

.

50 kglmc 100 200 300 400

A = 0,279 0.326 0,384 0,442 0,523 0,733 1,233

A, = 1,51

A= 0,186 0.361 0,593 0,896 1,105

A = 0.037 0,036 0,040 0,043 0,055

Pentru cele doucl materiale, acceptate ca exemplu in metodologia de calcul, grosimile de material sunt , ~i & cu coductivilclple term ice respective At ~i A2

Cu aceste date coeficientul de global de schimb de cllldurcl k se calculeazcl cu relapa:

K =~--~~~--~--~~--~~ I o, 2D, 02 2D, I D, -+- +- +--a, A1 (D,+D,) A2 (D, +D,) a. D,

VERIFICAREA TEMPEATURILOR INITIALIZATE

[m~K] 4 .92

in final urmeazcl verificarea datelor inipalizate in calcul: te. tp;, lpe ~i ~t1. Temperatura de ie~ire a gazelor de ardere 1e se calculeazcl cu relapa de verificare:

4.93

petru determinarea cclldurii specifice a gazelor de ardere se pot utiliza diagramele din anexa sau relapile:

50


pentru gaze din combustibil gazos :

c,, = 1,335+1,565104 I, 4.94

pentru gaze din combustibillichid :

c,. = 1,344+ 1,59510 ... I 4.95

pentru gaze din combustibil solid :

c,. = 1,351 + 1,86310-' I , 4.96

Cl:iderea de temperaturl:i pe 1 m de co~ rezultl:i:

61, t,. -f ..

L 4.97

Temperatura peretelui interior se calculeazl:i cu rela~a:

4.98

si temperatura peretelui exterior cu relatia:

t =I _.!_ .f, -t) ptl Q ~ ~"' ol

a. 4.99

.

lnipalizl:irile trebuie sl:i aibl:i o eroare de eel mult 3% fall:~ de valorile finale. Dacl:i eroarea este mai mare se fac iterapi, lufmd ca valori de inipalizare valorile finale de calcul, panl:i ce valorile inijiale ~i cele finale indeplinesc condi~a de eroare.

Cu valorile finale, care sunt corecte, se calculeazl:i tirajul co~ului H081 ~i se verificl:i dacl:i ipoteza initialfl ca sl:i nu se producl:i condensare in co~ este adevaratl:i, adicl:i !pi>~

Dacl:i lpi


4.2.2. CALCULUL CO$URILOR FUNCJIONAND CU CONDENSARE

Condi~a ca in co~ s/:1 apar/:1 condens este ca temperatura peretelui interior al co~ului lp; s/:1 fie mai micl:\ decal temperatura de rou/:1 a gazelor de ardere t,..

Tn aces! caz apare un flux de cl:\ldur/:1 suplimentar pe peretele interior al co~ului reprezentat de cl:\ldura transmis/:1 in procesul de condensare.

Se define~te diferenta de temperatur/:1 caracteristicl:\ condensl:lrii ~lie = frtp. Este de mentK>nat cl:\ aceast/:1 diferentl:l de te'!lperatur/:1 este variabil/:1 pe inl:lltimea co~ului deoarece, pe de o parte gazele de ardere se rl:\cesc ~i temperatura peretelui interior lp; scade, pe de alt/:1 parte prin condensare scade continutul de H20 din gazele de ardere ceea ce duce Ia modificarea temperaturii de rou/:1. De aceea Ia co~urile inalte, sau Ia

co~uri cu structuri diferite pe inl:'illime, calculul co~ului in regim de condensare se face pe intervale de lungime de co~ Ill pentru a nu efectua medieri cu erori prea mari.

Fenomenul fizic real de condensare cuprinde deplasarea prin difuzie a vaporilor de ap/:1 din gazele de ardere spre perete ~i apoi condensarea lor pe perete. Fiecare din aceste procese inseriate au o rezistetll termicl:\ echivalent/:1 ~i procesul in ansamblu este definit de suma rezistentelor !ennice:

4.100

Rezistenta termicl:\ Ia difuzie este dati:\ de relatia:

l gm- 1,. r 4.101 J.

unde J8 este debitul unitar de abur transferal prin difuzie [kg/nl"/s) ~i r cl:\ldura de condensare [J/kg).

in calculul debitului unitar masic de abur se utilizeaz/:1 urmlltoarele rela~i:

4.102

cu M = 18 [kg/kmol) masa molar/:\ a apei, R = 8314 [J/kmoUK),

PH,o - presiunea pa~al/:1 a vaporilor de ap/:1 din gazele de ardere, exprimat in [Pa) :

52


v Po~ 0 = H,O 98066 , p" 0 - presiunea partiaiA a vaporilor pe pelicula de ' Vg + (a - 1) V0 '

condens ~i se poate neglija fiind sub 1 o/o din Ptt,o; explicapa este aceea cA viteza de condensare a vaporilor de ap;ll este c:u mult mai mare (de ordinul sutelor) dedit viteza de deplasare a vaporilor de apA prin difuzie. Tn consednt;ll vaporii de apA Ia perele condenseatii cu vitetil atat de mare indlt presiunea apei in stare de vapori este apropia!A de 0.

Coeficientul de schimb de masa p se calculeatil din relapa de similitudine:

0 [ Kg ] ll = s. -0, m2 SPS 4.103

Criteriul Sherwood se determina din relalia de similitudine:

S = 0 023 R 0'8 S 0'33 h t 0 4.104

unde criteriul Reynolds este calculat penlru curgerea gazelor din interiorul co~ului:

R = Wm D, v

si criteriul Schmidt din rela~a:

v s =-< D

Coeficientul de difuzie al vaporilor de apA in gazele de ardere are valoarea:

CAidura de condensare a vaporilor de apA r se poate calcula din regresia:

y = 2,506 106 - 2483 . t, [~g]

4.105

4.106

4.107

4.108

Rezistenta termicA Ia condensare se calculeatii ca inversul coeficientului de schimb de cAidurA ln condensare:

1 [ ms2

] R..,=-aod

4.109

53


Coeficientul de schimb de ~ldum in condensare:

A [ W] a.., = 0,943 ( )025 - 2-AL Ale ' m K 4.110 Pentru valoarea lungimii caracteristice AL se ia lungimea de co~ (m) pe care se

produce condensarea sau lungimea criticll Ia care pelicula se desprinde sub formlrl de pi~turi.

Constanta de condensare A are expresia:

4.111

cu valorile Ia temperatura de saturatie t,..

Tn tabelul4.2. se dau valorile numerice caracteristicilor fizk:e ~ale constantei A. C racteristici fizi I t tie . Ia Ia A a ce a sa ura 1 ~ cons n bell42 Ia u

t,. rcJ A. [:K] r [k~] ~ [~~ ] Pob [~; ] v [ ~2] A[-) 40 0,6338 2406000 992,16 0,05115 6,59E-7 9752,67 50 0,6478 2383000 98804 0,08306 5,56E-7 10308,5 60 0,6594 2358000 983,19 0,1302 4,79E-7 10801,3 70 0,6676 2333000 9n.71 0,1982 415E-7 11253,8 80 0,6745 2308000 971,82 0,2934 3,66E-7 11653,5 90 0,6804 2282000 96534 04235 3 26E-7 12019,5

100 0,6827 2257000 958,31 o,59n 2,95E-7 12297,7

Pentru calcule programate se pot utiliza rela~ile de regresie exponentiallrl:

A.= 0,6338 + 5,519-10 3 (t,- 40)0.5328

.., = 2,5058-106 - 2483,3 . t,

p..,. = 1015,6 - 0,565 t,

pol>= 0,5115 + 2,343 10. (t, - 40)\SOOl

[! ] [~g]

[~~ ] [~~ ]

54

4.112

4.113

4.114

4.115


v = 0,659 10 6 - 3,4277 10-8 (t, - 40)05771 [ : 2 ] 4.116

A = 9752,8 + 112,55 {t, - 40)0'7616 4.117

Efectullnd calcule numerice pentru orice caracteristici de co~ se constaUI cA Rro Ret ceea ce inseamnll cA procesul de condensare pe co~ este fitlnat de rez.isteta Ia difuzie.

Coeficientul de transfer de cAidurn datori!A condensllrii rezuiUI din rela~a

[m~KJ 4.118 Tn metoda de calcul a co~lui fllrn condensare schimbul de cAlcium Ia peretele

interior al co~lui era (4.79):

La co~ul cu condensare aceasUI relatie se inlocuie~te cu fonna care cuprinde ~i transferul de cAidurn prin condensare:

Tn continuare des~rarea calculului nu difern de eel prezentat anterior: - TRANSFERUL DE CAI..DURA DE LA PERETELE EXTERIOR AL CO$ULUI LA

MEDIUL AMBIANT: rela~ile (4.80) - (4.91)

- TRANSFERUL GLOBAL DE CALDURA: rela~a (4.92) - VERIFICAREA TEMPERATURILOR INITIALIZATE: rela~ile (4.93)- (4.99)

4.119

MODIFICAREA COMPOZITIEI GAZELOR DE ARDERE DATORITA CONDENsARII VAPORILOR DE APA

ScAderea con~nutului de vapori de a~ al gazelor de ardere ca unnare a conden~rii pe peretele co~ului se calculeazl! in felul unnl!tor:

55


pentru condipile inijiale concentrapa de vapori de a~ in gazele de ardere este datfl de relapa:

co _ o . M _ o . 2o16510-3 H,O - p H,O R T - p II,O (tgm + 273} [~~ ] 4.120

cu P' t> in [Pa):

v o 11' 0 98066 PH,o = vg, + (a - 1) Vo [Pa] 4.121

Se considerl! ell Ia anumite intervale de co~ aL se face o drenare a condensului pe toatfl cicumferint.a co~lui. Este recomandat, de exempluo ca drenarea sl! se facl! pe intervale de 10 m inl!ftime de co~.

Dacll nu se fac drenl!ri intermediareo aL reprezintfllungimea de co~ pe care are toe condensarea (deci din locul in care tp devine mai mic decal t,.) iar dacl! intregul co~ lucreazl! in condensare aL este chiar L~o inllltimea totall! a co~ului.

Un interval de co~ are suprafat.a:

4.122

Debitul de apl! condensat pe interval este:

[~g] 4.123 La intrare Tn intervalul considerat debitul de apl! este:

G0,..,o = DgN. coH,O [ Ksg ] 4.124

Cantitatea de apa rl!masl! dupl! condensare va fi:

[~g ] 4.125 Aceasta determinl! o concentralie finall! a apei in gaze:

4.126

56


Se poate determina Tn continuare presiunea vaporilor de a~ in gazele de ardere Ia ~rea din co~. sau din intervalul de condensare al co~ului 11,L:

4.127

Exprimarea lui P..,o ln [bar] sau in valori relative, deoarece presiunea atmosfericll este considera!A 1 bar, se face prin impflrlirea valorii rezultate in (Pa] cu constants de transformare 98066:

p"..,o 98066

(bar] 4.128

Cu aceas!A valoare se intrfl in treapta urmfltoare de calcul t~L.

Debitul de apirl condensat pe peretele co~ului este relativ mare, de ordinul 10 kg/m2/h, ceea ce duce Ia o reducere importan!A a presiunii parliale a vaporilor de a~ de Ia o treap!A Ia alta in calculul co~ului. Reducerea valorii P..,o duce, a~ cum se poate urmllri in relalia (4 .120), Ia reducerea concentraliei de vapori de a~ Tn gazele de ardere. ceea ce antreneazll pentru intervalul urmAtor o sclldere a debitului masic unitar .ia care condenseazirl (rela~a 4.102). in consecin!A calculul co~urilor cu condensare trebuie sA se facll pe intervale de lungime deoarece pe langirl ceilal~ parametri variabili in lungul co~ului, mai apare variabilfl ~i presiunea vaporilor de apA P..,o care antreneazli o modi1icare a transferului de cllldurA in interiorul co~ului.

APRECIERI FINALE

Dupll efeotuarea calculului exact al co~ului, din punctul de vedere al proceselor termice, se continuA calculul de determinare a tirajului brut ~i a tirajului nel Aceste calcule au fost expuse Tn capitolele:

4.1.1 CALCULUL TIRAJULUI BRUT Cu relaliile de calcul (4.4)- (4.19)

4.1.2 CALCULUL TlRAJULUI NET Cu relaliiile de calcul (4.23) - (4.52)

Calculul tirajului unui co~ este foarte laborios ~~ in plus trebuie fAcute un numlir mare de iteratii plinA Ia oblinerea erorilor admisibile. De aceea se rec:omandA utilizarea unui program de calcul pentru efectuarea intregului calcul computerizat. ln program se utilized un calcul pe intervale de co~. ceea ce asigurA oblinerea preciziei necesare soluliei.

57


Un all avantaj al calculului computerizat este acela cil intr-un timp scurt se pot studia mai multe variante de co~uri, ceea ce permite o optimizare a solutiei.

ln continuare trebuie remarcat ~i faptul cil unele co~uri func~oneaz~ in regim de instabilitate, adicil cu perioade de condensare urmate de perioade uscate.

Astfel de regimuri instabile se manifestfl prin faptul cil in rularea programului, dup~ stabilizarea solu~ei, apare o repetare altemantfl de solutii f~m condensare ~i de solu~e cu condensare. Aceste regimuri se pot calcula cu o metodicil special~. expu~ 7n capitolul "CO$URI CU CONDENSARE TN REGIM DE INSTABILITATE" ~i numai cu programul de calcul C0$_1NST.

4.2.3. CALCULUL CO$URILOR CU PROCESE DE CONDENSARE FUNCTIONAND TN REGIM DE INSTABILITATE

Co~urile de evacuare a gazelor de ardere pot functiona in douli regimuri stabile:

regimul flira condensare pe peretii interiori ai co~ului a vaporilor de apli din gazele de ardere; in acest caz temperatura peretelui interior al co~ului este tot timpul mai mare

decal temperatura de roua a gazelor de ardere,

regimul cu condensare permanentli pe perejii interiori ai co~ului a vaporilor de apli din gazele de ardere; i n aces! caz temperatura peretelui interior al co~ului este tot timpul mai micil

decal temperatura de rouli a gazelor de ardere.

Temperatura peretelui interior al co~ului fiind determinata de condi~ile de transfer de cilldura ~i de temperatura exterioam a aerului ambiant, variatia temperaturii exterioare duce Ia variatii mari de temperatura a peretelui interior al

co~ului ~i deci, in anumite domenii de temperaturli exterioarli, co~ul va functiona uscat ~i in all domeniu (de temperaturi scazute) co~ul va functiona cu condensare permanentfl.

Ca exemplificare a celor douli regimuri de stabilitate se da in tabelul 4.3. variatia temperaturilor peretelui interior al unui co~ functie de temperatura exterioarli. R . . t t b.l eo1mun erm1ce s a 1 e Tbll43 a e u .. combustibil: gaz natural / temperatura de roufl I, = 56,6 c I diametrul co~ului D = 100 mm I temperatura oazelor t, =230 c I cos din tablli neizolat

regimul de function are stabil cu regimul de functionare stabil flirli condensare condensare

T t,. lei T t,. In; -6 56,64 54,52 +21 56,64 57,09 -5 5664 55,19 +22 56,64 57 88 -4 56,64 55,86 +23 56,64 58,68

58


Tntre cele dou~ regimuri stabile, adic~ in intervalul din exemplul ar~tat, -3 -7 +20 oc. apare regimul de instabilitate.

Regimul de funcjionare instabil se intinde pe un interval relativ mare de conditii termice ale co~ului:

regimul cu condensare intermitent~ pe perejii interiori ai co~ului a vaporilor de ap~ din gazele de ardere.

Ca fenomen termic, aces! regim nestationar se manifest~ in felul urmator:

1) La momentul c1 temperatura peretelui interior al co~ului este mai mic~ deciU temperatura de rou~ a gazelor de ardere; se produce o condensare a vaporilor de

ap~ cu o intensitate foarte mare (se va ar~ta c~ practic debitul masic unitar de ap~ care condenseaz~ nu este funcjie de diferenta de temperatur~ !J. T cond dintre temperatura de rou~ T,oua ~i temperatura peretelui T per)

Ca urmare a acestui proces de condensare peretele co~ului prime~te un flux mare de ~ldur~ ~i temperatura lui se ridi~ pfm~ Ia o valoare mai ridica~ dedit temperatura punctului de rou~ T per> T rouli

2) La momentul c2 temperatura peretelui interior al co~ului este mai mare decal temperatura de rou~ a gazelor de ardere, nu se mai produce condensare ~i co~ul

prime~te din interior un flux de c~ldur~ mull mai mic. Condijiile de r~cire exterioar~ a co~ului fac ca piederea de ~ldur~ s~ produ~ o r~cire a co~ului ~i dupi'i un limp oarecare temperatura peretelui interior scade din nou Ia o valoare mai mica decal temperatura de rou~. Se creiaz~ astfel din nou conditia T ""'


de capacitatea lui de acumulare de cl!ildurl!i . Cu cllt inertia termicl!i va fi mai mare cu atilt perioadele de ciclu vor fi mai lungi.

Ceea ce nu depinde de inertia termicl!i a co~ului este raportul dintre timpul de functionare in regim de condensare ~i timpul de functionare in regim uscal Acest raport depinde numai de intensitatea pierderilor de cl!ildurl!i spre exteriorul co~ului.

Debit specific de condens combustbil = gaz natural temperatura de rouA T rou11 = 56,64035 c diametru co~ D = 1000 mm temperatra gazelor Ia intrare in co~ t.., = 130 c exces de aer A = 1 2

'

coeficientul de temperatum perete diferen!a de transfer de cl!ildurl!i

t,.; temperaturA nt..... in condensatie W/mp/K

10 46,64035 21 ,2026 15 41 ,64035 22,1730 20 36,64035 23,2318 25 31 ,64035 24,3919 30 26,64035 25,6686 35 21 ,64035 27 0811 40 16 64035 28,6529 45 11,64035 30,4142 50 6,64035 32,4062 55 1,64035 34,7029 56 0, 64035 35,2236

56,1 0,54035 35,2787 56,2 0,44035 35,3349 56,3 0,34035 35,3925 56,4 0,24035 35,4525 56,5 0,14035 35,5166 56,6 0,04035 35,5935 56,61 0,03035 35,6036 56,62 0,02035 35,6152 56,63 0,01035 35,6298 56,64 0,00035 35,6648

Tabelul 4.4.

debit unitar de condensat kg/mp/

3,9118 3,9209 3,9299 3,9390 3,9480 3,9571 3,9661 3,9751 3,9841 3,9931 3,9950 3,9952 3,9953 3,9955 3,9957 3,9959 3,9961 3,9961 3,9961 3,9961 3,9961

Calculul func~onarii co~ului in regim real, cu schimb de caldura ~i masa Ia perete, a fost prezentat in cap.4.4. Un astfel de calcul este indicat sa se faca cu un program de calcul pe computer; sistemul de ecua!ii care define~te functionarea

co~ului este foarte incet convergent, din cauza necesitatii inchiderii simultane a trei bilanturi energetice: al temperaturii gazelor de ardere Ia evacuare din co~. al temperaturii peretelui interior al co~ului, al temperaturii peretelui exterior al co~ului. Uneori sunt necesare ~i 50 de iteratii pentru a ob!ine o precizie buna.

60


Pentru exemplificarea calculului regimurilor nestationare de condensare Tn co~uri se vor pre.zenta rezultatele ob~nute in calculul unui co~ metalic in diferite regimuri de rt!cire exterioar1i.

Datele initiale ale co~ului sunt urm1itoarele:

combustibil - gaz natural temperatura de rou1i (condi~i reale), l,.w = 56,64035 c debit de combustibil B = 300 Nm2/h temperatura gazelor de ardere Ia intrare in co~

~""' = 130 ... 250 c (cu pas de 20 grd.) excesul de aer A = 1,2 diametrul co~ului D~cot = 1000 mm grosimea tablei 0 81 = 8 mm lungimea tronsonului studiat L = 10m temperatura aerului exterior variabil1i in

Nicolae Antonescu - Cosuri si instalatii de tiraj.pdf

Documents

Transcript of Nicolae Antonescu - Cosuri si instalatii de tiraj.pdf