termoenergetica petrochimica

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

CUPRINS

Prefaţă , , 5

Cuprins , .' 7

Introducere 11

Capitolul 1- Obţinerea şi utilizarea energiei tennice în industriaprelucrării petrolului .13

Capitolul II - Aburul- principalul agent tennoenergetic utilizat îninstalaţiile de prelucrare a petrolului 17

2.1 Caracterizarea sistemelor apă-abur 242.1.1 Diagrama presiune-temperatură .262.1.2 Diagrama volum specific-presiune , 292.1.3 Diagrama entropie-temperatură .322.1.4 Diagrama entalpie-presiune , , , 372.1.5 Diagrama elltalpie-entropie , 382.1.6 Diagrama volum specific-temperatură 392.1. 7 Diagrama entalpie-temperatură .41

2.2 Transfonnările stării aburului prin procese termodinamice 422.2.1 Transformarea izotermă 422.2.2 Transformarea izobară .432.2.3 Transformarea adiabatică 442.2.4 Transformarea izocoră , .45

2.3 Obţinerea aburului la nivelul unei rafinării de petroL , , ..462.3.1 Principalele tipuri de cazane pentru obţinerea aburului,

utilizate în rafinăriile de petrol. " .462.3.2 Tratarea apei pentru alimentarea cazanelor de producere a

aburul ui , 712.4 Instalaţii de forţă cu abur. , 96

2.4.1 Principiul de lucru şi structura instalaţiilor de forţă cuabur 96

7


2.4.2 Fluxurile termice şi puterile specifice instalaţiilor de forţăcu abur '" 103

2.4.3 Randamentele specifice instalaţiilor de forţă cuabur 108

2.4.4 Consumurile specifice instalaţiilor de forţă cu abur 1092.4.5 Etapele de proiectare, construcţie şi optimizare a

instalaţiilor de forţă cu abur 1102.4.6 Influenţa parametrilor de operare asupra randamentului şi

economicităţii instalaţiilor de forţă cu abur 1122.4.7 Utilizări ale instalaţiilor de forţă cu abur '" 129

Capitolul III - Instalaţii frigorifice 141

3.1 Agenţi frigorifici 1443.2 Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori .150

3.2.1 Stabilirea parametrilor de operare şi dimensionareascrumbătoarelor de căldură dintr-o instalaţie frigorificăcu cornprimare mecanică de vapori 155

3.2.2 Calculul puterii necesare rnotorului de antrenare a .compresorului 162

3.2.3 Instalaţii frigorifice cu două trepte de cornprimare 1713.2.4 Instalaţii frigorifice cu trei trepte de comprimare 1753.2.5 Instalaţii frigorifice în cascadă , 179

Capitolul IV - Instalaţii tip pompă de căldură .187

4.1 Instalaţii tip pompă de căldură cu comprimare mecanică devapori 189

4.2 Utilizarea pompelor de căldură pentru recuperarea călduriidintr-un flux telmologic cu nivel tennic scăzut ...............•........ 192

4.3 Utilizarea instalaţiilor tip pompă de căldură cuplate cu coloane defracţi onare 196

Capitolul V - Instalaţii de turbine cu gaze 207

5.1 Instalaţii de turbine cu gaze de ardere 2105.2 Variante practice în realizarea instalaţiilor de turbine cu

gaze 216

8


5.2.1 Instalaţii cu două corpuri de turbine cu gaze deardere 217

5.2.2 Instalaţii de turbine cu gaze de ardere prevăzute cu sistemde regenerare a căldurii 218

5.2.3 Instalaţii de turbină cu gaze de ardere prevăzute cu sistemde recuperare a căldurii 221

5.2.4 Instalaţii de turbine cu gaze de ardere cuplate cu instalaţiide forţă cu abur 223

5.2.5 Instalaţii de turbine cu gaze de ardere cu comprimări şidestinderi succesive " 226

Capitolul VI - Sisteme termoenergetice aplicate în principaleleinstalaţii tehnologice din domeniul prelucrăriipetrolului 231

6.1 Sisteme termoenergetice aplicate în cadrul instalaţiei de DistilareAtmosferică şi sub Vid a ţiţeiului , 2326.1.1 Regenerarea şi recuperarea de căldură la cuptoarele

instalaţiei DAV 2336.1.2 Regenerarea de căldură de la fluxurile de produse calde

din instalaţie 2376.2 Sisteme Tennoenergetice aplicate în cadml instalaţiilor de

hidrofinare 2396.3 Sisteme termoenergetice aplicate în cadml instalaţiilor de

reformare catalitică 2426.4 Sisteme tennoenergetice aplicate în cadml instalaţiilor de

cracare catalitică 2466.5 Sisteme termoenergetice aplicate În cadml instalaţiilor de

piroliză 258

Bibliografie 269

9

TERM:OENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

INTRODUCERE

Tel1110energeticaprelucrării petrolului este o lucrare ce se adreseazăÎn primul rând studenţilor şi inginerilor din domeniul prelucrării ţiţeiului,dar ea poate fi utilă şi specialiştilor din alte ramuri industriale.

Prin aspectele abordate şi prin modul lor de tratare s-a Încercatrealizarea unei lucrări unitare menite să contribuie la dobândirea şiaproftmdarea cunoştinţelor necesare proiectării, operării şi verificăriiperformanţelor tehnologice ale sistemelor termoenergetice.

O parte imp011antă din lucrare (Capitolul II) tratează aspecteletel1110dinamiceale aburului , inclusiv ale transformărilor pe care le suportăacesta În diferite aplicaţii tehnologice.

De asemenea, au fost trecute În revistă şi analizate din punct devedere tehnologic majoritatea aspectelor legate de obţinerea aburului(Subcapitolele 2.3 şi 2.4). Dintre numeroasele utilizări ale aburului Încadrul instalaţiilor tehnologice din rafinării s-a acordat o atenţie deosebităinstalaţiilor de forţă cu abur (Subcapitolul 2.4), datorită perspectivelor deaplicare În viitorul apropiat.

Tel1110energetica instalaţiilor tehnologice din rafinăriile de petrol estecea care abordează aspectele teoretice şi practice din cadrul sistemelorfrigorifice şi ale sistemelor de tip pompă de căldură. Capitolele III şi IV auca obiective noţiunile ftmdamentale şi aplicative referitoare la aceste tipuride sisteme.

Capitolul V analizează sistemele tenlloenergetice de tip Instalaţii deTurbine cu Gaze (ITG) care În prezent sunt puţin Întâlnite În instalaţiiletelmologice de prelucrare a ţiţeiului, dar care prin avantajele pe care le auÎn comparaţie cu alte tipuri de sisteme termoenergetice, cu siguranţăreprezintă o certihldine pentru viitoarea creştere a eficienţei utilizăriienergiei În cadrul rafinăriilor de petrol.

În ultimul capitol al lucrării (Capitolul VI) se trec În revistă aspecteletermoenergetice Întâlnite În principalele instalaţii tehnologice de prelucrarea ţiţeiului, la nivelul de dotare existent În rafinăriile din România Înperioada anilor 2000.

11


Lucrarea se încheie cu o lungă listă de trimiteri bibliografice care Îşipropune să semnaleze principalele apariţii (cărţi şi articole În reviste despecialitate), în special din perioada anilor 1980-2002, disponibile Înbibliotecile naţionale, În domeniul termoenergeticii şi în unele domeniiînrudite.

12


Capitolul I

OBTINEREA ŞI UTILIZAREA ENERGIEI~ ~TERMICE IN INDUSTRIA PRELUCRARII PETROLULUI

Industria de prelucrare a petrolului este lIDa dintre cele mai manconsumatoare de energie la nivelul economiei naţionale.

Procesele tehnologice prin care ţiţeiul este separat în fracţiipetroliere, iar acestea sunt prelucrate până la obţinerea combustibililor autoşi a altor produse necesare economiei, necesită consumuri energetice cuimpact major asupra costurilor de prelucrare.

Principalele forme de energie care se consumă în instalaţiile deprelucrare a petrolului până la obţinerea produselor finale sunt energiaelectrică şi energia termică.

Energia electrică este utilizată în principal pentru antrenareapompelor şi compresoarelor care vehiculează materiile prime şi produselefinite aflate în marea lor majoritate în stare fluidă (lichide, gaze şi vapori).

Energia termică este utilizată în cadrul instalaţiilor tehnologice dindomeniul prelucrării petrolului în funcţie de procesele fizice şi chimice Iacare sunt supuse materiile prime sub diferite forme şi calităţi.

Din PlIDctde vedere cantitativ şi al modalităţilor de utilizare căldurareprezintă principala resursă energetică consumată la nivelul rafinăriilor,combinatelor petrochimice şi al altor unităţi economice cu profil chimic.

Pentru încălzirea sau încălzirea şi vaporizarea materiilor primeenergia termică necesară este preluată de Ia flăcări şi gaze de ardereproduse prin arderea combustibililor petrolieri (gaze j1atmaJe, aaze de-=:--.,rafinărie, combustibili petrolieri lichizi). <

Un alt agent energetic foarte important în toate procesele tehnologice~ste aburul.J]tilizat pentru încălziri tehnologice prin condensare din stareasaturată sau utilizat în stare supraîncălzită Ia striparea de produse uşoare dinamestecuri lichide sau pentru producerea de lucru mecanic prin destinderiîn turbine, aburul este agentul energetic cel mai important în cadrulinstalaţiilor tehnologice.

13


Managementul energetic la nivelul unei rafinării de petrol trebuie săaibă şi o viziune integratoare asupra tuturor consumatorilor de energietennică din cadrul instalaţiilor prelucrătoare şi a resurselor energeticedisponibile.

Din punct de vedere al combustibililor petrolieri rafinăriile suntfoarte avantajate deoarece o bună parte din necesar se produce chiar Încadrul instalaţiilor tehnologice.

Gazele necondensabile rezultate la coloanele de fracţionare suntcolectate şi gestionate la nivelul întregii rafinării.

Dacă rafinăria dispune În schema de prelucrare de o instalaţie deseparare pe componente individuale, cu utilizări în special ca materii primepentru petrochimie, atunci utilizarea gazelor de rafinărie drept combustibileste limitată şi rafinăria este nevoită să-şi completeze necesarul decombustibil prin preluare de gaze naturale din reţeaua naţională.

Dacă gazele de rafinărie nu sunt separate pe componenţi sau Înamestecuri cu compoziţia necesară anumitor utilizatori, atunci ele slmtutilizate drept combustibil În cuptoarele rafinăriei, iar necesarul de gazenaturale ce trebuie preluat din reţeaua naţională este mult mai redus.

Compoziţia gazelor de rafinărie este formată din toate hidrocarburileÎn fază gazoasă În stare normală (C]-Cs), la care se adaugă hidrogenulmolecular, hidrogenul sulfurat şi unii componenţi necombustibili cum suntazotul, diox.idul de carbon şi alţii, În cantităţi variabile În funcţie de naturaţiţeiului prelucrat în rafinărie şi tipul instalaţii lor care funcţionează la unmoment dat.

Tot la nivelul întregii rafmării se gestionează şi combustibilii lichizi,care parţial se utilizează la cuptoarele din cadrul instalaţiilor tehnologice iarrestul se vând unor utilizatori, cum sunt centralele electrice şi determoficare (CET), centralele de termoficare (CT) şi altor consumatoriindustriali, sociali sau casnici.

Combustibilii lichizi provin din reziduurile rezultate în urmaprelucrării fracţiilor petroliere lichide grele. Acestea sunt colectatecentralizat şi sunt condiţionate până se obţin calităţile standardizate în ceeace priveşte puterea calorică, viscozitatea la 50 şi 1000C şi temperatura decongelare.

Necesarul şi disponibilul de combustibili petrolieri lichizi slmt foartevariabile În funcţie de anotimp, tehnologiile disponibile În rafinărie şi tipulţiţeiului prelucrat.

În ceea ce priveşte necesarul de abur la nivelul unei rafmării depetrol, asigurarea lui atât cantitativ cât şi calitativ se face din două surse.

14


Una este reprezentată de furnizori externi, iar cea de-a doua estereprezentată de posibilităţile de producere internă.

Fumizorii externi sunt în majoritatea cazurilor Centralele Electrice şide Iermoficare (CEI) care de regulă sunt amplasate în imediata vecinătatea rafinării lor de petrol. Rafinăriile îşi asigură necesarul de abur de diferitecalităţi prin preluarea de la CEI -uri a 2,3 calităţi de abur de priză laparametri ridicaţi, pe care ulterior, în funcţie de necesităţi le transformă la,parametrii necesari în staţii proprii de laminare şi răcire.

A doua sursă de provenienţă a aburului la nivelul unei rafmării estereprezentată de sistemele proprii de generare.

În instalaţiile tehnologice există două resurse tennice din care sepoate obţine abur în condiţii avantajoase din punct de vedere tehnic 0-economic. Una este reprezentată de gazele de ardere de la cuptoare şi ceade-a doua este reprezentată de fracţiile petroliere, de obicei lichide, cutemperaturi ridicate. Procesul de obţinere a aburuIui din aceste resurse cupotenţial termic ridicat se numeşte recuperare de căldură.

Calităţile şi debitele de abur obţinut din aceste resurse depind detemperaturile şi debitele fluxurilor din care se recuperează căldura.

Decizia de a recupera căldură la nivelul instalaţiilor tehnologice dinrafinării se adoptă doar dacă un studiu de fezabilitate scoate în evidenţărentabilitatea producerii aburului pe această filieră, luând în considerareaspectele tehnico-economice legate de cheltuielile de investiţie şi operare,inclusiv costul tratării apei din care se generează aburul.

Având în vedere faptul că toate rafinăriile din România au fostconstruite sau retelmologizate până în anul 1990 principiile care au stat labaza conceperii sistemului de gestiune a energiei nu au avut la bază legileeconomiei de piaţă (concurenţiale) ci, legi ale economiei socialiste, cucoordonare centralizată.

În condiţiile actuale, când legea cererii şi a ofertei îşi face simţităprezenţa, preţul energiei nu mai este administrat de organisme ale statuluişi are o tendintă de creştere accentuată.

În ace~stă situaţie, rafinăriile de petrol, mari consumatoare deenergie, în special energie termică, tind să devină independente din PlillCtde vedere energetic, pentru a nu mai depinde în măsura în care depind înprezent de fumizorii de abur şi energie electrică.

În momentul în care rafinării le îşi vor realiza independenţaenergetică cheltuielile de operare nu vor mai fi grevate ca în prezent deponderea mare a cheltuielilor cu energie termiCă şi electrică.

Drumul pe care trebuie să-I parcurgă o rafinărie în realizarea unuigrad ridicat de independenţă energetică conţine o serie de etape care

15


presupun realizarea de investiţii, nu de puţine ori foarte mari, pentrurealizarea de cazane proprii pentru producerea aburului necesarconsumului.

Un alt aspect care trebuie avut în vedere de către conducerea tehnico-economică a rafinăriilor este cel legat de retehnologizările instalaţiilor carepresupun şi optimizarea schemelor de transfer de căldură.

Cu cât gradul de regenerare a căldurii Între fluxurile calde şi reci dincadrul unei instalaţii este mai ridicat cu atât necesarul de energie.achizitionată din exterior este mai redus.

'În prezent, tendinţa la nivel mondial pentru crt;şterea gradului deindependenţă energetică În cadrul unităţilor industriale, mari consumatoarede energie termică şi electrică, este construirea de instalaţii de cogenerare,care asigură producerea de energie termică şi electrică prin arderea decombustibil petrolier.

Alături de modificările schemelor tehnologice, astfel Încât să serealizeze grade optime de regenerare şi recuperare a căldurii, construireai~stalaţiilor de cogenerare la nivelul rafinăriilor de petrol reprezintăsoluţiile cele mai eficiente, corespunzătoare tehnologiilor actuale, pentruobţinerea unui grad Înalt de independenţă energetică.

16


Capitolul II

ABURUL - PRINCIPALUL AGENT TERMOENERGETICUTILIZAT ÎN INSTALAŢIILE DE PRELUCRARE A

PETROLULUI

Cel mai utilizat agent termoenergetic în industrie este aburul. Acestas-a impus în c;ompetiţia cu alţi agenţi termici prin numărul mare şiimporţanţa avantajelor pe care le prezintă în comparaţie cu dezavantajele.

In tabelul 2.1 sunt prezentate sintetic principalele avantaje şidezavantaje ale aburului, utilizat ca agent termic în diferite proceseindustriale.

Tabelul 2.1 Avantajele şi dezavantajele utilizării aburului

1 Costul redus datorită costului scăzut al apei din care se produce şi datorită telmologiilorrelativ accesibile.

2Nu ~rezintă pericolul coroziunii datorită caracterului inert până la temperaturi de ordinul a500 C, peste care viteza reaetillor de descompunere cu formare de oxigen devinesemnificativă.

•.. 3 Nu este combustibil.';' 4 Nu este toxic..•.i Capacitatea ridicată de înglobare a energiei datorită căldurii latente de vaporizare şi a~ 5 căldurii snecifice mari.

Coeficienţi de transfer de căldură prin convecţie cu valori ridicate datorită proprietăţilor6 termofizice mari în comparaţie cu hidrocarburile din fracţiile petroliere sau alţi agenţi

termici.

7 Transportul prin conducte se face prin scăderea propriei presiuni. Nu necesită sisteme de; nomnare.

8 Nu roate fi stocat. Producerea si utilizarea aburuIui trebuie să fie cuplate tehnologic.•..Presiunea de vapori ridicată necesită temperaturi înalte pentru obtinere.';' 9

i În timpul transportului datorită pierderilor de căldură spre mediul înconjurător are tendinţa~lj 10 să-şi degradeze calitatea în sensul transformării din abur suprâmcălzit în abur saturat1:1 uscat, iar din abur saturat uscat în abur umed.

Calităţile aburului au făcut ca el să fie utilizat într-o gamă foarteextinsă de situaţii.

17


Clasificarea utilizărilor aburului în industria chimică, respectiv îndomeniul prelucrării ţiţeiului şi domeniul energetic poate fi sintetizatăconform schemei prezentată în figura 2.1.

Datorită stărilor foarte diverse în care se poate găsi şi datoritănumărului mare de utilizări, în timp s-a impus un număr mare de termenispecifici diferiteldicalităţi de abur.

Enumerarea acestor termeni şi definirea lor este utilă în impunereaunei ri~ori inginereşti în comunicarea informaţiilor corecte.

In Tabelul 2.2 se prezintă clasificările consacrate pentru principalele.tipuri de abur utilizat în practica industrială.

Tabelul 2.2 Tipuri de abur

Criteriul de clasificare Tipul de abur Principalii parametrii de stare

Umed t= 1, , xE(O,l)

Abur suturat

Temperatura Uscat t = 1, x=l

. Abur supraîncă1zit t>t,

Abur de joasă presiune P,= 1.12 bar; t=t,-300oC

Presiun_ea Abur de medie presiune P,= 12-50 bar; t=t,-450oC

Abur de înaltă presiune P.=50-370 bar; t=t,-650oC

Abur proaspăt (viu)Abur uzat (mort, evacuat)

Modul de obţinere Abur prelevat (abur de priză)Abur laminatAbur deşeu

În tabelul 2.2 diferitele tipuri de abur Sl.mtcaracterizate prin valorileparametî"ilor de stare: .

. - Temperatura t comparată cu temperatura de saturaţie, tg,

- Titlul de vapori, x, (fracţie masică a vaporilor în amestec cuapa lichidă în condiţii de echilibru),

- Pg - presiunea de saturaţie.Aburul se obţine industrial prin încălzirea şi vaporizarea apei la o

anumită presiune.Cu cât presiunea este mai mare cu atât şi temperatura de fierbere a

apei este mai ridicată.

18

;:g

~f'

~

@

~~ei

~~

ICompresoare

Pompe

Se evită congelarea produselor şi/sau se reduceviscozitatea produselor În vederea creşteriipompabilităţii

Gaz inert pentru reducerea presiunii parţiale a hidrocarburilor

Pulverizarea combustibililor lichizi În focare

I Stingerea incendiilor I

Conducte

Incinte Închise

Destindere În cilindri motori care antrenează

PreÎncălzirea unor fluxuri tehnologice

Rezervoare

Destinderea În turbine care antrenează:

Refierbătoare

Agent deÎncălzirepentru:

Utilizărileaburului

~

Fi~lIra 2. J Principalele utilizări ale aburului


Aburul aflat la temperatura şi presiunea corespunzătoare vaporizăriise numeşte abur saturat. Dacă acesta se găseşte în prezenţa apei lichide înstare de saturaţie sistemul se numeşte abur saturat umed.

Apa lichidă din aburul saturat umed se poate găsi uniform distribuităîn toată masa aburului sub formă de picături cu dimensiuni mai mari şi maimici sau poate fonna o fază separată de apă lichidă aflată în prezenţaaburului saturat.

Aburul saturat uscat este aburul aflat în condiţii de echilibru(temperatura şi presitmea de saturaţie) în absenţa apei lichide.

Aburul saturat uscat corespunde unei stări de echilibru aflate pecurba ptmctelor de rouă în diagramele termodinamice şi se poate obţine dinabur saturat umed prin separare mecanică a apei lichide sau printr-un aportde căldură în sistem, aport care să reprezinte căldura latentă de vaporizare aapei lichide.

Aburul saturat uscat se mai poate obţine şi din abur supraîncălzit prinrăcire până la temperatura de condensare coresptmzătoare presiunii la carese găseşte sistemul termodinamic.

Aburul saturat uscat se găseşte într-o stare instabilă deoarece oricemodificare a temperaturii sau presiunii din sistem îl deplasează în zonaaburului saturat umed sau în zona aburului supraîncălzit.

În practica industrială se utilizează şi o altă noţiune improprie pentruaburul saturat uscat. Acesta este abur supersaturat uscat şi reprezintăaburul considerat în starea limită de trecere de la aburul saturat uscat, cutitlul x= 1 şi aburul supraîncălzit.

Aburul supraÎncălzit este aburul care are temperatura superioarătemperaturii de saturaţie corespunzătoare presiunii la care se găseşte.

Gradul de supraîncălzire se defineşte ca diferenţa dintre temperaturala care se găseşte şi temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii dinsistem.

- °c<Ps - t - ts , (2.1)

Dacă temperatura aburului supraîncălzit este mai mică decâttemperatura critică, t < 374,ISoC, aburul se consideră în fază vapori, iardacă temperatura este mai mare decât temperatura critică, t > 374,lSoC,aburul se consideră în fază gazoasă şi comportarea lui tinde spre cea de gazideal.

În tabelul 2.2 clasificarea aburului din punct de vedere al presiuniieste definită prin trei intervale de valori adoptate prin convenţie.

20


Fiecare dintre cele trei categorii poate fi c1asificată din punct devedere al temperaturii în abur saturat şi abur supraîncălzit.

Aburul de joasă presiune supraîncălzit poate fi utilizat pentrudestinderea în turbine de putere mică şi în cilindrii mot ori ai maşinilor cupiston, încă des întâlnite la pomparea produselor petroliere grele.

Din punct de vedere al eficienţei utilizării energiei nu se recomandăutilizarea acestui tip de abur pentru destindere, mult mai eficient fiindaburul de medie şi înaltă presiune.

Aburul saturat de joasă presiune este utilizat preponderent pentruîncălziri, practic în toate variantele prezentate în figura 2.1.

Aburul de medie şi înaltă presiune este utilizat în special laantrenarea turbinelor de mare capacitate (zeci până la sute de MW) careantrenează compresoare de mare capacitate sau generatoare electrice înCentralele Electrice şi de Tennoficare (CET).

După modul de obţinere, în Tabelul 2.2 sunt prezentate cinci tipuride abur:

ABUR PROASPĂT (VIU), este aburul obţinut dintr-un generator şiîncă nu este utilizat într-un proces tehnologic;

ABUR UZAT (mort, evacuat) reprezintă aburul rezultat în unnaunui proces de destindere sau încălzire;

ABUR PRELEVAT (abur de priză) este în general abtmll destinatutilizării ca agent de încălzire sau altor diverse utilizări şi provinedin abur motor care se destinde într-o turbină. Sistemul esteîntâlnit în special în centralele electrice şi de termoficare (CET)dotate cu turbine în care aburul cu parametrii foarte ridicaţi sedestinde la presiuni scăzute.

Pentru a obţine abur la anumite valori ale parametrilor de stare,plasate între valorile parametrilor de intrare şi cele de ieşire, turbinele pot fidotate cu prize reglabile (echipate cu regulatoare de presiune) sau cu prizenereglabile .

Presiunea aburului prelevat poate fi menţinută constantă în turbineledotate cu prize reglabile (echipate cu reglat oare de presitme) sau semodifică odată cu modificarea sarcinii turbinei la cele cu prize nereglabile.

21


Abur proaspătPi, Ti

Spre con-sUlmitori

Abur de priză (1)

Pj <PiTI <Ti

Abur de priză (2

P2 <PIT2 <TI

Abur uzatp[ < P2

T[ < T2

Figura 2.2 Schema de principiu a unei turbine prevăzute cu două prize de aburprelevat

Posibilitatea prelevării aburului din turbine este foarte avantajoasădin punct de vedere al flexibilităţii utilizării aburului ca agent de încălzireşi ca agent motor, existând posibilitatea să se modifice ponderea celor două-utilizări în funcţie de cerere.

În figura 2.2 este prezentată schema de principiu pentru o turbinăcare produce la ax lucru mecanic, Lt şi din care se prelevează douăcategorii de abur de priză.

ABUR LAMINAT este aburul obţinut la o anumită presiune dintr-un abur cu presiune mai mare prin laminare teoretic izentalpică şiadiabată. Din punct de vedere energetic producerea aburuluilaminat nu este recomandabilă deoarece se produce o degradare aunui abur cu parametrii ridicaţi.

Justificarea utilizării aburului laminat este dată de existenţa anumitorconsumatori cu cerinţe stricte legate de calitatea aburului şi de dispunereadoar de abur cu parametri mai ridicaţi decât cei necesari consumului.

22


Figura 2.3 conţine schema de principiu a unei staţii de reducere -răcire destinată obţinerii de abur laminat, cu anumiţi parametri impuşi,dintr-un abur viu cu parametri mai ridicaţi.

Robinetele de laminare sunt În diverse variante constructive carepennit reducerea presiunii În trepte.

Dacă se doreşte obţinerea În paralel a mai multor calităţi de aburlaminat sau dacă debitul de abur ce trebuie laminat depăşeşte cantitateamaximă a unui reductor (aproximativ 3 t1h) se pot monta mai multerobinete de laminare În paralel.

În cazul În care raportul presiunilor de intrare - ieşire depăşeşte valoride ordinul 15-20 este necesar să se monteze mai multe robinete de laminareîn serie.

Abur viu

:- -- - -- - - ---- -5-~- -4 - --:I

IIIIIII---f--:

Apă de răcire

Abur laminatspre consumatori

1. Robinet de laminare abur;2. Robinet de reglare debit apă de răcire;3. Robinete mecanice de izolare;4. Cameră de amestec;5. Reglator de presiune;6. Reglator de temperatură.

i'lgura 2.3 Schema unei instalaţii de reducere - răcire

În tabelul 2.2 apare şi categoria abur deşeu, care rezultă În numeroaseprocese tehnologice ca produs secundar neutilizabil, care pune probleme

23


bazate de îndepărtarea din instalaţie şi evitarea poluării mediuluiînconjurător.

De exemplu, într-o rafinărie, în instalaţia de cocsare întârziată se obţincantităţi semnificative de abur deşeu la răcirea şi striparea masei de cocsdin camerele de cocsare, înainte de forarea şi tăierea hidraulică.

De asemenea, în instalaţiile în care mai există răcitoare cu apă, tipcadă cu serpentină scufundată, rezultă cantităţi însemnate de abur deşeuprin vaporizare la suprafată.

În general, dacă pi~rderile sunt semnificative din punct de vedereeconomic se pot concepe sisteme de recuperare a condensului provenit dinaburul deşeu.

2.1 Caracterizarea sistemelor apă-abur

Datorită multiplelor aplicaţii, în diferite domenii, sistemul apă-abureste agentul termoenergetic cel mai studiat şi riguros caracterizat.

Valorile parametrilor de stare si ale parametrilor de proces trebuie săfie cunoscute cu exactitate pentru a putea proiecta şi opera sistemeletermoenergetice în condiţii optime din punct de vedere tehnico-economic.

Proprietăţile termoenergetice ale sistemului apă-abur sunt accesibile întrei variante, acestea punând în evidenţă anumite aspecte particulare.

Prima variantă este cea a relaţiilor de calcul pentru proprietăţiletermofizice.

Principalul avantaj al acestei variante este acela că permite utilizareauşoară în programele de calcul. Exactitatea calculelor folosind relaţiileanalitice este cea a preciziei relaţiilor de recurenţă deduse pe baza valorilorexperimentale.

A doua variantă prin care se pot obţine valorile parametrilor de stareale sistemelor apă-abur este cea a tabelelor termodinamice, accesibile Înnumeroase lucrări de specialitate. Avantajul tabelelor este acela că ele potcuprinde valori experimentale sau valori obţinute În urma prelucrăriiprimare a datelor experimentale. Un alt avantaj al utilizării tabelelortermo-dinamice este acela al comodităţii obţinerii valorilor anumitorparametri cu o precizie suficient de ridicată.

24


A treia variantă_de obţinere a parametrilor de stare ai sistemuluiapă-abur şi de evidenţiere a transformărilor pe care le parcurge sistemuleste cea a diagramelor termodinamice.

Dezavantajoase prin imprecizia citirilor subiective pe grafice,diagramele termodinamice prezintă marele avantaj al surprinderiicomportamentului sistemului apă-abur În timpul transformărilortennodinamice.

Deoarece relaţiile de calcul pentru proprietăţile termofizice şitabelele termodinamice specifice sistemului apă-abur sunt accesibile Înnumeroase lucrări de specialitate, În continuare vor fi prezentate În detaliudiagramele termodinamice.

De asemenea vor fi exemplificate şi principalele transformări pe carele suferă sistemul apă-abur în aplicaţiile industriale, cu reprezentărilespecifice În diagramele reprezentative.

25

TERMOENcRGETICA PRELUCRĂRII PETROLULill

2.1.1 Diagrama presiune- temperatură

În figura 2.4 este prezentată diagrama P-t în care se disting douăpuncte, trei curbe şi patru domenii caracteristice.

Punctele caracteristice sunt:- Punctul triplu, T, cu coordonatele: P1=622 N/m2

,

t1=0,01oC, în care coexistă la echilibru cele trei sări deagregare: solidă, lichidă şi vapori.

- Punctul critic, C, cu coordonatele Pc=221.105 N/m2,

te=374°C, definit ca fiind punctul cu temperatura maximăla care se poate face condensarea prin comprimareaizotermică, iar proprietăţile fazei de vapori coincid cu celeale fazei lichide.

Curbele caracteristice sunt cele care despart wnele stărilor deagregare. Curba lichid-vapori este mărginită de punctele triplu şi critic iarcurbele solid-vapori şi solid-lichid sunt semimărginite doar de punctultriplu. Trecerile sistemului peste curbele de echilibru se realizează cuschimb de căldură latentă specifică fiecărei transformări.

Aceste transformări de fază poartă denumiri specifice: a - sublimare,b - desublimare, c - topire, d - solidificare, e - vaporizare, f - condensare.

Pentru stabilirea numărului de parametri care definesc sistemul Într-oanumită stare se utilizează legea fazelor:

L+F =C+2, (2.2)

în care termenii au următoarele semnificaţii:L - numărul de grade de libertate (numărul de parametri

independenţi)F - munărul de faze În echilibru,C - numărul de componenţi din sistem.Aplicată pentru punctul triplu, legea fazelor stabileşte:

L + 3 = 1 + 2 -7 L = O,

ceea ce confinnă că punctul triplu nu are nici un grad de libertate, poziţialui este unic determinată.

26


27

L+2=1+2 ~L=1.

100o tr

]Pc ----------.-----

1,013.105 1 2 ~' 6

@]PŢ

10) @

Zonele caracteristice sistemului corespund stărilor de agregare:

Figura 2.4 Diagrama presiune - temperatură pentru sistemul apă-abur

S - Starea solidă corespunde valorilor ridicate ale presiunii ŞIvalorilor scăzute ale temperaturii.

V - Starea de vapori corespunde valorilor de presiune scăzută ŞItemperaturilor mai mici decât temperatura punctului critic.

G - Starea de gaz corespunde sistemului cu temperaturi mai maridecât temperatura critică.

L - Starea lichi dă corespuride zonei dintre curba de echilibru lichid -solid şi curba de echilibru lichid - vapori

]Pentru un punct aflat pe o curbă specifică (exemplu punctul A de pecurba de echilibru solid - vapori) legea fazelor stabileşte:

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLlJLUI

Rezultă faptul că pentru a stabili lli punct pe una dintre curbele deechilibru este necesar să se stabilească un grad de libertate (un parametru,de exemplu: temperatură sau presiune).

Pentru un punct aflat Într-o zonă specifică unei anumite stări deagregare (exemplu punctul B din zona de vapori) legea fazelor stabileşte:

L + 1= 1+ 2 7 L = 2.

Rezultă necesitatea stabilirii a doi parametri de stare pentru a definipoziţia punctului respectiv.

În diagrama P-t, specifică sistemului apă-abur din figura 2.4, esteprezentată o serie de transfOlmări izobare ale unei cantităţi de apă, m dinstarea solidă (1) până În starea gazoasă (6). Valoarea presiunilor la care seconsideră transformările este presiunea de atmosferă (P = 1,013 .105 N/m2).

În figura 2.5 este prezentată variaţia temperaturii masei de apă, In,supusă transformărilor izobare, În timp. Pe diagramă sunt trecute şi tipurilede căldură schimbate În timpul transformărilor.

t

28

timp

4'4

\ Qlatentă topire

Qsensibilă gheaţă1

~;c -----------------------------------------~;'

Qsenslbilă abur

2

tfierbere= _

IOOoC

6~ ------------------------------------------------

Figura 2.5 Variaţia temperaturii În timp Într-o tl'ansformare izobară, dinstarea solidă (1) În starea vapori (6)


Căldura transferată cantităţii de apă m, pentru a se transforma dinstarea 1 (gheaţă) în starea 6 (gaz) va avea expresia:

Q = Qsensibilăgheaţă+ Qatentătopire+ Qsensibilăapă+Qatentăvaporizare+ Qsensibilăabur=m.[Cgheţă. (4opire-tl)++Lt+Capă-(tfierbere- ttopire)+Lv +Cpabur'(16- tfierbere), (2.3)

în care termenii au următoarele semnificaţii:m - cantitatea de apă supusă transformărilor,cgheţă,Capă- călduri specifice masice pentru apa în stare solidă şi

lichidă,cpabur-căldura specifică izobară a apei în fază vaporiLt, Lv- călduri latente specifice de topire şi vaporizare, pentru apă.t - temperaturi corespunzătoare transformărilor din figurile 2.4, 2.5.

2.1.2 Diagrama presiune - volum specific

În figura 2.6 este prezentată calitativ diagrama p-v pentru sistemulapă- abur.

Diagrama este mult utilizată pentru determinarea proprietăţilor fizicede stare ale aburului şi pentru reprezentarea transformărilor din ciclurilemotoarelor termice.

Punctele A şi B corespund punctului triplu al apei iar punctul Ccorespunde stării critice.

Curba AC se numeşte curba punctelor de fierbere şi corespunde stăriilichide la punct de fierbere, iar curba BC se numeşte curba punctelor derouă şi corespunde stării de vapori (abur) la punct de condensare.

Zonele din diagramă corespund stării de lichid subrăcit, notată L, înstânga curbei AC şi stării de vapori supraîncălziţi, notată V, în dreaptacurbei BC. Deasupra izoterm ei critice (te) sistemul se consideră în staregazoasă. Între curbele AC şi BC sistemul se găseşte în dublă fază, lichid şivapori, L+V, stare cunoscută sub munele de abur umed.

Izotermele au o variaţie diferită în zonele specifice diagramei. Înzona corespunzătoare stării lichide izotermele sunt practic drepte, foarteapropiate de verticală, ceea ce denotă o variaţie foarte mică a volumuluispecific în funcţie de presiune pentru apa lichidă.

29


În zona dublei faze izoterm ele coincid cu izobarele, iar în zona de.vaporiAsupraîncălziţi şi gaz variaţia este hiperbolică.

In diagrama P-v sunt, de asemenea prezentate şi curbele de izotitlu înzona corespunzătoare dublei faze .

. Titlul de valori, corespunzător unui amestec de lichid şi vapori,reprezintă fracţia masică a vaporilor:

vFigura 2.6 Diagrama Presiune -Volum specific pentru sistemul apă-abur

B

(2.4)

T = const.

v"v

I II I, ,, ,, ,\ \, ,\ \\ \\ \I\ \

\

LV\\ \

\ "\ \\ ,\ \\ ,, ,

mvx=----mL +mv

J,,I,III

1

, 'I ,1 '\I \' \

1 ( "I h \I . 1\ \ I

:x=O,25 : \x=O,5 "x=O 151 I \ '". ' II I ' \ I

I 1 I \ \ I~--_.~-------'-_\_--~----~~--------A v'

x=O

L

p

Pc ----- -

P

30

TERMOENERGETICA PRELUcRĂRII PETROLULU1

în care:x - titlu de vapori,mv - masa vaporilor în amestec,mL- masa lichidului în amestec.

Pe curba punctelor de fierbere titlu de vapori are valoarea zero (x=O),iar pe curba punctelor de rouă titlul de vapori va avea valoarea 1 (x= 1).

Pentru un punct oarecare din zona aburului umed, P, titlul de valorise stabileşte geometric pe baza aditivităţii volumului specific amestecului.

Pe cuba AC volumul specific şi toate celelalte proprietăţi (entalpie,entropie) convenţional primesc indicele prim, iar pe curba BC primescindicele secund.

Volumul specific corespunzător stării din punctul P, figura 2.6, va fi:

v = :L/Vi . gJ = v'(l- x) +v".x = v' +x(v"-v') (2.5)

Rezultă:v-v' PM

x=--==V"_V' M.N

(2.6)

r = i" - i' = (u"+ p'v") - (u'+ p.y') = u" - u' + p(v" -v') = ri + r~ (2.10)

În figura 2.7 sunt trasate pentru apă variaţiile căldurilor latentespecifice (r, ri, re) în ftfficţie de temperatură.

Pe baza acestui tip de relaţie se pot scrie şi expresiile entalpieispecifice (i); entropiei specifice (s) şi energiei interne (u), în funcţie devalorile de pe curbele de echilibru şi titlul de vapori:

(2.7)

(2.8)

(2.9)

i = i' + x(i" - i') = i' + x.rrs=s'+ x .(s" -s')=s'+ x.-T

u = u' + x(u"-u') = u' + x.ri

r - reprezintă căldura latentă specifică de yaporizare şi poate fidescompusă în doi termeni: ri - căldură latentă internă de vaporizare,corespunzătoare învingerii forţelor de atracţie dintre molecule (u"-u') şi re-căldura latentă externă de vaporizare, corespunzătoare energiei efectuăriilucrului mecanic de dilatare de la y' la y" , (re = p.( y"-v')).

31


2500

kJlkg

2000

1500

1000

500

oo 100

" )re= v-v

200 300

otcr= 374

Figura 2.7 Variaţia căldurilor latente specifice ale apei cu temperatura

2.1.3 Diagrama temperatură-entropie

Diagrama T-s este una dintre cele mai utile diagrame atât pentrusistemul apă-abur cât şi pentru alte substanţe, deoarece permitereprezentarea foarte sugestivă a ciclurilor termodinamice ale instalaţii lor tippompă de căldură şi instalaţii frigorifice.

În figura 2.8 este prezentată diagrama T-s pentru sistemul apă-abur.Punctele A şi B corespund stării punctului triplu, iar punctul C coresptmdestării punctului critic. Curbele AC şi BC separă zona cuprinsă Întreizotenna punctului triplu şi izoterma punctului critic În trei domeniicorespullzând fazei lichide (L), lichid şi vapori (L+V) şi vapori (V). Înzona aburului umed sunt trasate şi curbele de titlu constant (x= constant).

32

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRfI PETROLULUI

:13

În figura 2.9 sunt trasate calitativ curbele corespunzătoare volumuluispecific şi entalpiei specifice.

Utilitatea deosebită a diagramei T-s derivă din faptul că ariasuprafeţelor dintre curbele transfonnărilor şi abscisă are semnificaţia uneicălduri schimbate În timpul transformărilor.

O problemă delicată În utilizarea diagramei T-s pentru apă este legatăde alegerea bazei de referinţă pentru entropie.

\\\

\\\

I~\I~\

I I \I \

, J \x ; 0,5 J \ x = 0,6 x = 0l~

I I \ \I I I " "_ .t.... __ L- ;". __ ~ _

B

S ,kJ I kg.KFigura 2.8 Diagrama temperatură - entropie pentru apă

A

o

te -- - - - --

lzobarele În zona apei lichide se confundă practic cu curba punctelorde fierbere AC, În zona aburului umed sunt drepte orizontale (coincid cuizotermele) iar În zona aburului supraÎncălzit au o variaţie exponenţială.

Diagramele T-s pentru abur, trasate cantitativ, sunt disponibile ladimensiuni mari şi cuprind practic variaţia celor mai impOiianţi parametriide stare.

t, (0

1ERMOEh'ERGETICA PRELucRĂRII PETROLULUI

În a doua jumătate a secolului al XIX-lea s-a stabilit printr-oconvenţie internaţională (în vigoare şi în prezent) ca entropia apei la OoC(aproximativ temperatura punctului triplu, O,Ol°C) să fie considerată zero .

. În 1911 Planck enunţă principiul al III-lea al termodinamicii, careafrrinăcă pentru un sistem monocomponent în stare cristalină latemperatura de OK entropia sistemului este So = o.

În această situaţie în prezent se utilizează două baze de referinţăpentru entropie, una convenţională, la OOC şi una absolută la OK.. În figura 2.1Ose prezintă diagrama T-s pentru apă, cu cele două bazede referinţă pentru entropie.

T,K

Tr A

o

v, m3lkg __

~

--------~~~----- ------B

s. kJlkg.K

Figura 2.9 Variaţia entalpiei specifice, i şi a volumului specific, v Îndiagrama T-s pentru sistemul apă-abur

34


Transformări~lim0l)""

S=O(absolut)

T,K c

273,16K

oS=O(convenţional) s, kJlkg.K

Figura 2.10 Bazele de referinţă pentru entropie În diagrama T-s pentru apă.

Menţinerea convenţiei cu s = Ola h= O,OloCface ca În diagrama T-scurba de vaporizare să intersecteze ordonata la T = 273,16 K iar entropiaapei În stare solidă să fie negativă, ceea ce nu este În concordanţă cuecuaţia de definire a entropiei unde ambii termeni, 8Q şi T au valoripozitive când energia sistemului creşte.

În practică sistemul apă-abur este utilizat ca agent termic laparametri corespunzători valorilor pozitive pentru entropie.

Aria suprafeţelor cuprinse între curbele transformărilor, izotennaT= O K şi verticalele corespunzătoare stărilor finale şi iniţiale reprezintăcăldura schimbată Între sistem şi mediul Înconjurător.

Figura 2.11 cuprinde o serie de transformări izobare care pornesc dinpunctul triplu (a) până în zona vaporilor supraîncălziţi (d):

- Căldura schimbată de unitatea de masă pentru încălzirea de lapunctul triplu până la temperatura de fierbere Tb va fi :

(2.11 )

-i'. reprezintă entalpia specifică a apei lichide la punctul de fierbere;

35

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRlI PETROLULUI

(2.12)

-r - reprezintă căldura latentă de vaporizare;

T,

c d

Figura 2.11 Reprezentarea În diagrama T-s a căldurilor schimbate de sistemulapă-abur În transformă riie izobare a-b-c-d

36

(2.13)

(2.14)

Se

i"=i'+r,

Căldura primită de unitatea de masă de abur saturat pentrusupraîncălzire:

- Entalpia specifică a vaporilor de apă saturaţi; uscaţi (starea c):

b

Tb .-------------

oo

- Entalpia specifică a vaporilor de apă supraîncălziţi:

(2.15)

2.1.4 Diagrama presiune-entalpie

Figura 2-12 prezintă diagrama presiune-entalpie pentru sistemul apă-abur.

p

Figura 2.12 Diagrama presiune-entalpie pentru sistemul apă-aburPunctele A şi B corespund punctului triplu iar C corespunde

punctului critic.Curba AC reprezintă curba de echilibru pentru lichid iar curba BC

curba de echilibru pentru vapori. Cele două curbe împart diagrama în trei

37


zone corespunzătoare lichidului (L), stării În dublă fază (L+V) şi stării devapori (V).

În zona aburului umed sunt trasate curbele de titlu constant (x -constant).

În diagramă apar şi curbele izotenne şi izoentropice.

2.1.5 Diagrama entalpie-entropie

Cunoscută sub numele de diagrama Mollier diagrama i-s pentru apă-abur este foarte utilizată, deoarece pennite citirea variaţiei entalpiei şientropiei specifice În transformările tennodinamice.

38

Figura 2.13 Diagrama i- s (Mollier) pentru sistemul apă - abur

Pc

AoO. s,kJ/kg-K

1

kJ/k

Diagrama prezentată în figura 2.13, are o serie de particularităţi Încomparaţie cu celelalte tipuri de reprezentări:


- Curba de saturaţie a lichidului Începe În originea axelor(s=O, i=O);

- Punctul critic nu mai corespunde punctului de maxim alcurbei de saturaţie;

- Zona dublei faze, lichid şi vapori este mărginită inferior deizoterm a şi izobara punctului triplu;

- În zona aburului umed izotermele şi izobarele au o variaţieliniară şi se suprapun, iar În zona aburului supraîncălzitvariaţia lor se diferenţiază, izobarele au o variaţie puterniccrescătoare, iar izotennele au o variaţie foarte lentă tÎnzândsă devină orizontale deoarece la presiuni mici gazele realetind spre gaze ideale pentru care temperatură constantăÎnseamnă şi entalpie constantă;

- Curbele de titlu de vapori constant au o variaţie deosebită,impusă de alura curbei de echilibru pentru lichid (AC) şicurbei de echilibru pentru vapori (BC).

În aplicaţiile practice se utilizează în special zona din dreaptaplmctului critic, pentru care slmt trasate diagrame la o scară mărită cepermit citiri suficient de exacte. În aceste diagrame sunt trasate şi curbe devolum specific constant, astfel Îllcât un punct de pe diagramă poate ficaracterizat prin toţi parametrii de stare.

2.1.6 Diagrama temperatură-volum specific

În figura 2.1.4 este trasată curba de variaţie a temperaturii în funcţiede volumul specific pentru sistemul apă - abur.

Deşi diagrama t-v este mai puţin utilizată În calculele instalaţiilor deforţă cu abur, ea este foarte utilă pentru stabilirea efectului Joule -Thomson.

Diagrama conţine şi izobarele care În domeniul stării lichide sesuprapune peste curba de echilibru, în domeniul aburului umed suntorizontale, iar În domeniul aburului suprâmcălzit au o variaţie exponenţială.

39


374,1

300

200

100

Figura 2.14 Diagrama Temperatură - Volum specific pentru sistemul apă-abur

40

oOvcr=0,00315 0,01 0,02 0,03 0,04

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRJI PETROLULUl

2.17 Diagrama Entalpie-Temperatură

Diab'Tama entalpie-temperatură, prezentată În figura 2.15, deşi estemai puţin utilizată în aplicaţii, evidenţiază variaţia entalpiei sistemului apă-abur cu temperatura.

În zona dublei faze, cuprinsă între curba punctelor de fierbere şicurba punctelor de rouă şi În zona stării de vapori şi gaze sunt trasate şicurbele izobare.

În zona dublei faze izobarele sunt drepte veliicale cu lungimeaproporţională cu căldura latentă de vaporizare.

t

Figura 2.15 Diagrama entalpie-temperatură

41


2.2 Transformările stării aburuluiprin procese termodinamice elementare

În diferitele aplicaţii practice aburul îşi poate modifica starea prinprocese tennodinamice specifice .

Prezentarea acestor transformări elementare În diferitele tipuri dediagrame pennite interpretarea şi caracterizarea proceselor întâlnite Înutilizările tennoenergetice la nivel industrial.

Pentru exemplificarea principalelor tipuri de transformăritermodinamice se va analiza cazul trecerii unei cantităţi masice din starea(1) corespunzătoare domeniul aburului umed (titlul XI) Într-o stare (2)corespunzătoare domeniului aburului suprârncălzit .Pe fiecare diagramă vaapare trasată cu linie plină curba de izoproprietate .

2.2.1 Transformarea izotermă

(c)v

(b)s

42

P

II,I,,I

\Xl,,

c

(a)

Figura 2.16. Transformarea izotermă (1)4(2) în (a) T-s, (b) P-v, (c) i-s

T

În figurile 2.16 a,b,c este prezentată transformarea izotennă (1) -(2) Îndiagramele T-s , P-v şi i-s

În funcţie de tipul diagramei transformarea are o anumită variaţie Înzona aburului umed şi o altă variaţie în zona aburului supraîncălzit .


Pe parcursul transformării izoterme (l )~(2) sistemul produce sauconsumă lucru mecanic (în funcţie de sensul de parcurgere) , schimbăcăldură cu mediul înconjurător (qI2) şi îşi modifică energia internă (~u ;tO)

Variaţia energiei interne este:

(2.17)

Căldura schimbată cu mediul înconjurător este:

"'------/iar lucrul mecanic este dat de relaţia :

(2.18)

2.2.2 Transformarea izobară

În figurile 2.17 a,b,c transformarea izobară (p=constantă) (1)~(2) este• reprezentată În diagramele: P-s , T-s , Î-s

43

s(e)

s(b)

v(a)

Figura 2.17. Transformarea izobară (l)~(2) reprezentată În diagramele P-v ,T- s, i-s

p

1ERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

iar căldura schimbată în proces :

Lucrul mecanic schimbat cu mediul va fi :

Variaţia energiei interne poate fi exprimată în funcţie de parametriide stare:

bu = U2 - UI = b+ P2V2- h- PIVI = b - il + P(V2-VI) =bi + pbv

(2.21)

2.2.3 Transformarea adiabatică

Transformarea adiabată sau izoentropică se realizează rară transferde căldură Între sistem şi mediul înconjurător (q12 = O) .

Lucrul mecanic produs sau consumat În timpul procesului estecantitativ egal cu variaţia energiei interne .

În figurile 2.18 a,b,c sunt prezentate variaţiile stării aburului într-o.transformare adiabatică Între punctul (1) şi punctul (2) în cele trei tipuri dediagrame : T-s , i-s , P-v .

(a) (b) (c)Figura 2.18. Transformarea adiabată(1)~(2)reprezentată În diagramele T-s, i-s,

P-v

T

s

p

v

44


Expresiile lucrului mecanic şi ale variaţiei energiei interne pentmtransformarea adiabată sunt următoarele :

(2.22)

(2.23)

2.2.4 Transformarea izocoră

În timpul unei transfermări izocore v = constant , se modificătemperatura şi presiunea , iar lucrul mecanic schimbat cu mediulînconjurător este nul (lI 2= O).

În figurile 2.19 a,b,c, sunt prezentate În diagramele P-v , T-s , i-stransfonnările izocore Între stările (1) şi (2).

P

(a)v s

(b)

2

s(c)

Figura 2.19. Transformarea izocoră (1) ~ (2) reprezentată În diagramele P-v , T-sşi i-s

Se observă în figura 2.19.b (T-s) la trecerea peste curba punctelor derouă (x =1) faptul că izocora înregistrează o schimbare bruscă de pantă şiconcavitate.

Variaţia energiei interne În timpul transformării izocore (v =constant) Între punctele (1) şi (2) va fi :~u = U2 - UI = i2 + P2V - (il + PIV) = i2 - il + V(P2 - PI) = ~i + v~p (2.24)

45


2.3 OBŢINEREA ABURULUI LA NIVELULUNEI RAFINĂRII DE PETROL

Necesarul de abur la nivelul unei rafinării este acoperit În principiudin trei surse :

1. Abur provenit din recuperări de' căldură din fluxuri tehnologice cutemperaturi ridicate.

2. Abur produs în cazane cu focar;3. Abur de "import", provenit de la Centralele Electrice şi de

termoficare ..Primele două surse de abur presupun organizarea la nivelul

rafinăriei a unui sistem de producere de apă demineralizatănecesară alimentării generatoarelor de abur.

Schema de tratare a apei este dependentă de calitatea acesteia,implicit de sursa de provenienţă (puţuri, râuri, lacuri).

2.3.1 Principalele tipuri de cazane pentru obţinereaaburului utilizate În rafinăriile de petrol

Cazanele pentru produs abur se clasifică după numeroase criterii,unele consacrate şi prezentate în normele tehnice, iar altele impuse maimult în practică. .

Câteva tipuri de clasificări ale cazane lor de abur sunt următoarele:- După posibilitatea de deplasare: stabile şi transportabile;- După sursa de energie: cu combustibili fosili (gazoşi, lichizi,

cărbuni), cu energie electrică, cu energie solară etc.;- După modul de circulaţie a apei: cu circulaţie naturală sau cu

circulaţie forţată;- După presiunea aburului produs: de joasă presiune(l-6 bar), de

medie presiune (6-64 bar), de înaltă presiune (peste 64 bar);- După volumul de apă conţinut: cu volum mare sau cu volum mic

de apă (se consideră cazane cu volum mare de apă cazanele lacare raportul dintre volumul de apă conţinut şi suprafaţa deÎncălzire este mai mare de 0,026 m3/m\

- După gradul de pericol în exploatare cazanele se clasifică în patruclase în funcţie de valoarea parametrului

46


x = V(ts-100), (2.25)

în care Veste volumul de apă din cazan, iar 1s este temperatura de saturaţiea aburului, exprimată în °c.

Tabelul 2.3 Clasificarea cazanelor În funcţie de pericolul În exploata re

Parametrul x

Clasa cazanului

Peste 150 75 -150

II

25 -75

li

80025

IV

În funcţie de acest criteriu de clasificare cazanele cu circulaţie forţatăcu debitul nominal mai mic de 10 t/h sau sarcina termică mai mică de 5Gcal/h, precum şi supraîncălzitoarele independente la orice debit intră încategoria a fi-a de clasificare.

De asemenea, sunt incluse automat în categoria a IV-a cazanele cuţevi de fum (ignitubulare) cu suprafaţa de cel mult 30 m2, conţinutul de apămai mic de 50 l/m2 suprafaţa de încălzire şi presiunea nominală mai micăde 6 bar.

Tot în clasa a IV-a sunt incluse direct şi cazanele acvatubulare cusuprafaţa de încălzire de cel mult 50 m2 cu presiunea nominală mai mică de6 bar, construite din ţevi cu diametrul exterior mai mic decât 51 mm.

Cazanele de abur cele mai răspândite în rafinăriile de petrol sunt celecare recuperează căldură din fluxurile tehnologice lichide cu temperaturiridicate, apoi recuperatoarele de căldură din gazele de ardere de lacuptoarele tehnologice (amplasate în secţia de convecţie sau amplasateindependent lângă cuptor).

La rafinăriile care nu au în apropiere o Centrală Electrică şi deTermoficare (CET), de la care să preia o mare parte din aburul necesarproceselor tehnologice, se întâlnesc cazane de abur cu focar, de diferitetipuri şi capacităţi, în funcţie de necesităţi şi în funcţie de perioada în careau fost construite.

În continuare se vor prezenta pe scurt schemele de principiu, modulde lucru şi principalele relaţii pentru calculul termic la cazanelerecuperatoare de căldură din fluxuri telmologice lichide şi din gazele deardere de la cuptoarele tehnologice, precum şi câteva tipuri de cazane cufocar.

47


Cazane recuperatoare de' căldură din fluxurile lichide

În instalaţiile tehnologice sunt fluxuri lichide cu temperaturi ridicatecare trebuie răcite. Dacă nu este posibilă răcirea prin sistem regenerativ sepoate recurge la recuperarea de căldură prin generarea de abur saturat.

În figura 2.20 este prezentată schema de principiu pentru unschimbător de căldură cu spaţiu de vapori tip cazan de abur saturat.

Fasciculul de tuburi este în majoritatea cazurilor construit din tuburitip U sau cu cap mobil.

Mantaua generatorului de abur este prevăzută cu spaţiu de vapori,necesar separării picăturilor fme de apă lichidă din fluxul de abur.

Pentru eliminarea avansată a urmelor de apă lichidă mantauageneratorului este prevăzută cu un dom în care se montează un demister.

Generatorul este prevăzut cu sistem de reglare a debitului apei dealimentare în funcţie de nivelul apei lichide în spaţiul din manta.

De asemenea generatorul este dotat cu o supapă de siguranţă şi unmanometru pentru indicarea' presiunii. Pentru diminuarea pierderilor decăldură de la cazan spre mediul înconjurător atât mantaua cât şi capul dedistribuţie sunt izolate termic.

48

TERMOENERGETICA PRELUcRĂR11 PETROLULUI

Flux tehnologiclichid caldtc,

r-tC2 I

1. supapă de siguranţă2. manometru3. demister4. regulator de nivel

Abur saturatt =t• $

Figura 2.20 Schema de principiu a unui cazan de abur recuperator decăldură dintr-un flux lichid cald

Calculul termic pentru un astfel de cazan cuprinde relaţii de bilanţ şirelaţii de transfer de căldură.

Bilanţul termic global:

Căldura cedată de fluidul cald:

Căldura primită de apă:

49

(2.26)

(2.27)

(2.28)


În relaţiile precedente simbolurile au următoarele semnificaţii:- me, ma - debitele masice ale fluxului cald şi ale apei care setransformă În abur;- Ce,Capă- căldurile specifice ale fluxurilor;- i - entalpia specifică fluxurilor masice;- Lv - latenta de vaporizare a apei la presiunea din circuitul apă-

abur;- te, ts - temperatura aburului la ieşire, egală cu temperatura de

saturaţie corespunzătoare presiunii din circuitul apă-abur;- ti- temperatura apei la intrarea în aparat;

tel' te, - temperaturile fluxului cald la intrarea şi ieşirea din cazan.

Transferul global de căldură Între cele două fluxuri

(2.29)

- Q - sarcina termică a cazanului, egală cu fluxul termic cedat defluidul cald (Qcedat);

- Ked - coeficientul global de transfer de căldură între cele douăfluide.

Acest coeficient global de transfer de căldură poate fi exprimat Înfuncţie de rezistenţele termice care se opun transferului de căldură:

1k d = -------------c (~). de +R .. de +~ln de +R +~

ai di d, di 2Ao di de ae

(2.30)

În figura 2.21 sunt prezentate mecanismele de transfer de căldurăcare se produc la schimbul de căldură dintre cele două fluide.

50

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PElROLULU1

Q

Figura 2.21 Mecanismele transferului de căldură dintre fluidele cald şi receseparate de peretele metalic al tuburilor

Termenii care apar în figura 2.21 şi relaţiile 2.29, 2.30 auurmătoarele semnificaţii:

- a.i - coeficientul de transfer de căldură prin convecţie între fluidulcald şi peretele interior al tuburilor;

- Ac, - conductivitatea termică a oţelului din care slmt confecţionatetuburile;

- <Xe- coeficient de transfer de căldură la exteriorul tuburilor(convecţie la fierbere, corectată pentru fasciculul de tuburi);

- Rli, RIe - rezistenţele termice ale depunerilor pe suprafaţainterioară şi exterioară a tuburilor;

- te, tr - temperaturile medii ale fluidului cald şi rece;- tpi, tpe-; temperaturile medii ale peretelui interior şi exterior ale

tuburilor;- di, de- diametrele interior şi exterior ale tuburilor;- Ae - aria de transfer de căldură a tuburilor din fascicul,

(2.31)

de= diametrul exterior al tuburilor;Lt = lungimea medie a tuburilor;nI= numărul de tuburi din fascicul;

51

TERMOEl'I.'ERGETICA PRELUCRĂRII PETROLuLUI

- ~tmed - diferenţa medie de temperatură dintre fluxurile careschimbă căldură.

Figura 2.22 Variaţia temperaturilor fluxurilor care schimbăcildură în cazan

Din bilanţul termic parţial pe zona vaporizării se calculeazătemperatura fluxului cald tx•corespunzătoare începerii vaporizării apei.

ma.Lvt =t ---x o, mo.co

(2.32)

(2.33)

Căldura corespunzătoare zonei de încălzire a apei de la temperaturade intrare până la temperatura de saturaţie va fi:

(2.34)

Cunoscând temperaturile extreme şi intermediare ale fluxurilor caldşi rece se calculează diferenţele de temperatură ~tm , ~tx ,~tM (Figura 2.22)în funcţie de care se calculează ~tm log pentru fiecare zonă şi ~tmedpentruîntregul aparat:

- pentru zona de încălzire până la temperatura de saturaţie:

(2.35)

52

TERMOEl\i'ERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

- pentru zona de vaporizare:

.M -M~t - M xn~og(v) - ~t

ln--M-~tx

- pentru întregul aparat:

Q~t_d = Q Q__ s_+ __ v_

Mmlog(s) ~tmlog(v)

Generatoare de abur cu recuperare de căldură din gazelede ardere de la cuptoarele tehnologice

(2.36)

(2.37)

În rafinăriile de petrol sunt relativ puţine cazurile în care serecuperează căldură din fluxuri tehnologice gazoase pentru generare deabur. În schimb sunt foarte răspândite situaţiile în care se recupereazăcăldură pentru generare de abur sau supraîncălzire de abur din gazele deardere de la cuptoarele din instalaţiile telmologice.

Aceste recuperări se realizează în secţiile de convecţie alecuptoarelor, la nivele de temperatură ale gazelor de ardere de ordinul600 - 300 Dc.

Variantele constructive sunt foarte numeroase, depinzând În maremăsură de disponibilul de căldură existent în fluxul de gaze de ardere şi denivelul de temperatură la care se găseşte această căldură.

Serpentinele utilizate au dimensiuni impuse de geometria secţiei deconvecţie unde sunt plasate, de sarcina termică şi de temperaturilefluxurilor care schimbă căldură.

Tuburile pot fi normale, cu suprafaţa lisă sau sunt tuburi cu suprafaţaexterioară extinsă prin dispunerea de aripioare transversale confecţionatedin tablă de oţel refractar.

În cadrul instalaţiilor tehnologice mari din rafinăriile de petrol (DAV,Cocsare, CC, Re) cuptoarele de încălzire şi vaporizare a materiei primesunt prevăzute cu recuperatoare de căldură pentru generare de abur saturatşi supraîncălzit. Aburul produs este introdus în reţelele de abur alerafinăriei, corespunzătoare calităţii pe care acesta o are.

53

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRll PETROLULUI

Toate instalaţiile tehnologice din rafinării sunt şi mari consumatoarede abur de diferite calităţi. Aburul produs în cadrul instalaţiei poatecompensa total sau parţial necesarul acesteia.

Dacă se produce mai mult abur decât cel ce se consumă într-oinstalaţie atunci aceasta devine "exportatoare" de abur pentru alte instalaţiidin rafinărie, iar dacă se produce mai puţin decât cel necesar consumuluiatunci instalaţia pe ansamblu este "importatoare de abur".

In figurile 2.23 şi 2.24 sunt prezentate schemele de principiu pentrudouă tipuri clasice de recuperatoare de căldură, cu generare de abur dingazele de ardere ale cuptoarelor tehnologice.

În figura 2.23 este prezentat cel mai simplu sistem de recuperare decăldură din gazele de ardere, prin supraîncălzire de abur saturat mned sauuscat.

Serpentina se poate plasa (în faza de proiectare a cuptorului) întredouă tronsoane ale serpentinei de încălzire a materiei prime sau primaserpentină dinspre secţia de radiaţie a cuptorului.

Serpentina poate fi alimentată cu abur saturat umed sau uscat, cutemperatura şi presiunea corespunzătoare echilibrului. Aburul setransformă până la ieşire în abur supraîncălzit corespunzător presiunii de laintrare, diminuată cu căderea de presiune din serpentină.

În figura 2.24 se prezintă schema unui sistem complet de producere aaburului supraîncălzit pornind de la apă subrăcită.

Sistemul este format din trei pachete se serpentine numite:Economizor, E, Vaporizator, V, şi supraîncălzitor, S, aşezate în aceastăordine la temperat uri crescătoare ale gazelor de ardere.

În serpentina economizorului apa, pompată cu pompa Pp1, esteîncălzită până la temperatura de fierbere corespunzătoare presiunii de larefularea pompei Pp], mai puţin căderea de presiune din serpentină.

54

Sectiede/convectie

SerpentinăsuprâmcâJzitâ

lERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

t91 gaze deardere

Abur saturatts

Abur supraîncă1zit

tas

Figura 2.23 Schema unui recuperator de căldură cu generare deabur supraîncălzit

Dacă suprafaţa de schimb de căldură. a serpentinei nu este suficientăpentru transferul de căldură necesar, apa de alimentare nu ajunge latemperatura de fierbere. În această stare puţin subrăcită, apa este introdusăîn vasul separator unde prin amestec cu apa şi aburul aflate în stare deechilibru produce condensarea unei cantităţi de abur până se încălzeşte latemperatura de fierbere.

Dacă suprafaţa de schimb de căldură a serpentinei Economizor estemai mare decât cea necesară încălzirii până la punctul de fierbere, atuncivaporizarea începe să se producă în ultimile tuburi din serpentină.

A doua serpentină, Vaporizator, se alimentează cu pompa Pp2 sauprin tennosifonare, cu apă la PlillCtde fierbere din baza tamburului.

Circulaţia prin serpentină se realizează ascendent (curgere globalechicurent cu gazele de ardere).

55

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLUU!I

!li,

Pp,Api de alinenlare

0 ma, ta1Abur saturat

ma$at'~al

ta,

Zoni deconvectr Vas separator

(I',ml"••)

Pp,

!li,

(0tg,

Abur suprafuc!lzi

mast(),t~gaze deardere

Figura 2.24 Schema unui recuperator de căldură cu generare de abursaturat şi supraîncălzit din apă subrăcită

Căldura transferată de la gazele de ardere este preluată de apă subformă de căldură latentă de vaporizare, temperatura apei rămâne constantă.

Din debitul de apă care circulă prin serpentină se vaporizează doar oparte (20 - 40 %), astfel încât în amestecul de Ia ieşirea din serpentină fazacontinuă este apa lichidă, iar aburul este faza dispersă. Serpentina nu sedimensiohează pentru o vaporizare completă deoarece în această situaţiedebitul volumic de vapori la ieşire ar fi foarte mare, ceea ce ar presupunesau viteze liniare prea mari, implicit căderi de presiune prea mari, saunecesitatea măririi diametrului tuburilor din zona finală a serpentinei.

Amestecul lichid-vapori (L - V) format în serpentina Vaporizatoreste introdus în tambur unde se separă, vaporii în partea superioară, iarlichidul în partea inferioară de unde se recirculă.

A treia serpentină, Supraîncă1zitorul, este plasată la nivelul detemperatură cel mai ridicat al gazelor de ardere. Alimentarea se face cuabur saturat, sub propria presiune, din partea superioară a tamburului.

56


După preluarea de căldură de la gazele de ardere, aburulsupraîncălzit până la temperaturi de ordinul a 300 - 450 aC, se trimiteconsumatorilor.

Dacă există cerere şi pentru aburul saturat, acesta se poate prelua dinconducta care alimentează supraîncălzitorul şi livra consumatorilor.

Calculul termic al generatorului de abur

Bilanţul termic global:

Qcedat = Qprimjt + Qpicrderi

Qv =m •. L"'P

(2.38)

(2.39)

(2.40)

(2.41)

(2.42)

(2.43)

În relaţiile precedente termenii au următoarele semnificaţii:- ID.ga, ma, masup - debitele masice de gaze de ardere, apă de

alimentare respectiv abur suprârncălzit;

i~ ,i~~, i~ _ entalpia specifică gazelor de ardere, respectiv apei şiaburului, la temperatura t;

- Lvap - căldura latentă de vaporizare a apei la presiunea Ps şitemperatura de saturaţie, ts.

Relaţii de transfer de căldură

Pentru fiecare serpentină din recuperator se poate scrie relaţia detransfer de tip Newton. .

57


(2.44)

Pentru fiecare zonă termenii vor avea indicele corespunzător.- Q - sarcina termică a serpentinei;- kect- coeficientul global de transfer de căldură;- Ae - aria exterioară a tuburilor din serpentină;- Lltmlog- diferenţa de temperatură medie logaritmică pentru

fluidele din zona respectivă.Din relaţiile de bilanţ termic pe serpentine se pot calcula

temperaturile gazelor de ardere În zonele de trecere dintre serpentine(tg2, tg3).

În nmcţie de modul de curgere reciprocă Între fluxurile de gaze deardere şi apă-abur se poate calcula diferenţa medie de temperatură,corespunzătoare pentru contracurent sau echicurent Încrucişat.

În calculele de verificare tehnologică, marcate de eroriexperimentale, se acceptă pentru diferenţa medie de temperatură expresiadiferenţei medii logaritmice Între diferenţele de temperatură de la capeteleserpentinei În cazul curgerii ipotetice În contracurent pur.

Aria de transfer de căldură se calculează în frmcţie de geometriaserpentinei tipul tuburilor, numărul de tuburi, diametrul exterior etc.

Pentru cele trei serpentine relaţiile de transfer de căldură auurmătoarele forme:

Relaţiile de transfer de căldură pentru cele trei serpentine se aplică Înetapa de proiectare prin adaptarea valorilor recomandate pentru coeficiellţiiglobali de transfer de căldură şi calcularea ariei de transfer de căldură Înfuncţie de care se stabileşte geometria serpentinei.

- Pentru ecollomizor(2.45)

~

_tg3

/

12t~ tg3-tgtg4

ta6. 11= tg4-tn

(2.46)

Figura 2.25 Variaţia temperaturilor şi diferenţa de temperaturămedie logaritmică În economizor

58

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRTI PETROLULUI

Pentru vaporizator

(2.47)

_____ " t,Lih = tg2-ts

(2.48)

Figura 2.26 Variaţia temperaturilor şi diferenţa de temperatură medielogaritmică În serpentina vaporizatorului

Pentru supraîncălzitor

(2.49)

(2.50)

Figura 2.27 Variaţia temperaturilor şi diferenţa de temperaturămedie logaritmică În serpentina supraîncălzitorului

59


După realizarea serpentinelor, în timpul funcţionării, când se facverificări tehnologice, din relaţiile de transfer de căldură se calculeazăcoeficienţii globali de transfer de căldură, ale căror valori se apreciază princomparaţie cu valorile considerate optime din punct de vedere tehnico-economlC.

Cazane de abur prevăzute cu focar

Cazane tip ABA (Agregat - Bloc -Abur)

Aceste cazane sunt construite pentru debite de abur saturat de: 0,4; 1;2; 4 t/h.

Ele sunt cazane de tip ignitubulare, cu volum mare de apă (figura2.28).

Constructiv sunt alcătuite dintr-o manta cilindrică orizontală În carese găsesc un arzător continuat cu un tub de flacără, două fascicule de tuburiprin care circulă gazele de ardere şi două cutii de Întoarcere pentru gazelede ardere.

Cazanul conţinând o mare cantitate de apă la satmaţie dispune deinerţie termică mare, ce îi permite să funcţioneze la sarcini variabile deabur produs.

Prin uşoara scădere a presiunii pe circuitul de apă se produce ocantitate suplimentară relativ mare de abur prin creşterea vaporizăriidatorate diferenţei de entalpie care depăşeşte noua stare de saturaţie.

Dezavantajul major al acestui tip de cazan este legat de inerţia marece se manifestă la pornire sau la schimbarea regimului de lucru.

Cazanele tip ABA se construiesc În uzine specializate şi apoi sunttransportate şi montate la locul utilizării. Ele pot funcţiona în săli de cazanesau în aer liber dacă sunt prevăzute cu o cabină de protecţie pentru tabloude comandă.

În tabelul 2.4 sunt prezentate câteva dintre principalele caracteristicifuncţional-constructive pentru cazanele tip ABA.

60


CombllililiilAu

8

/

i Apâddinenlare

1 - Manta cilindrică; 2 - Tub de flacără ondulat; 3 - Tuburi de gaze de ardere; 4 -Arzător; 5 - Cutie de întoarcere (faţă); 6 - Cutie de întoarcere (spate); 7 - Coş deevacuare gaze de ardere; 8 - Izolaţie; 9 - Nivelul apei În cazan; 10 - Supapă desiguranţă; 11 - Manometru; 12 - Dom pentru evacuarea aburului, prevăzut cuseparator de picături.

Figura 2.28 a Schema de principiu pentru un cazan tip ABA (Agregat - Bloc- Abur)

61

TERMOENERGETICA PRELUcRĂRII PETROLULUI

Tabelul 2.4 Caracteristicile cazanelor tip ABA

Debitul nominal, t/hCaracteristica

0,4 1 2 4

Presiunea nominală abur saturat, bar 8 8 8 15Randamentul termic, %

90/88 89/88 90/88 88/86(pentru combustibil gazos/lichid)Temperatura gazelor la coş, Vc

225/230 230/234 230/234 249/258(pentru combustibil gazos/lichid)Diametml tambumlui, m 1,6 1,8 1.8 2,0Lungimea tambum1ui, m 1,6 3,2 3,6 4,6

Diametru! tubului de flacără, m 0,645 0,770 0,800 0,800Temperatura apei de alimentare, °c 40-100 40-100 40-100 40-100

Volmnul de apă, m3 3,28 4,1 4,1 4,82Suprafaţa de schimb de căldură, m2 20 28 32 38

62


Cazane tip locomobil

Cazanele tip locomobil sunt utilizate de către o gamă largă deutilizatori mici şi mijlocii.

Debitul de abur puţin supraîncălzit produs de aceste tipuri de cazaneeste în general sub 3 t/h.

Tipul de combustibil utilizat pentru ardere este în funcţie dedisponibilităţi, de la combustibil solid (cărbuni, lemne) până la combustibilgazos (metan, gaze de schelă, gaze de rafinărie etc.)

Utilajul este construit dintr-o manta metalică izolată termiccorespunzător.

În interior se află plasată o cameră de ardere în care se dezvoltăflăcările produse de arderea combustibilului cu aer insuflat sau aer aspirat.

Peretele camerei de ardere, opus arzătorului joacă rol de placătubulară pentru un fascicul de tuburi cu diametru de 20-60 mm.

Fasciculul de tuburi va fi parcurs de gazele de ardere care ajung încamera de fum de unde sunt eliminate în atmosferă prin intermediul unuicoş.

Fasciculul de tuburi şi camera de ardere sunt menţinute înpermanenţă sub nivelul apei din interiorul mantalei.

Apa de alimentare este introdusă în cazan pe la partea inferioară amantalei, preia căldură de la primele şiruri de tuburi din fascicul şi începesă fiarbă.

Aburul se deplasează ascendent printre tuburile din fascicul până lapartea superioară a mantalei, unde se separă gravitaţional de particulele finede apă antrenate, apoi se evacuează prin domul de la partea superioară încare se află dispus şi un demister pentru înlăturarea celor mai fme picăturide apă lichidă care sunt antrenate împreună cu aburul.

Majoritatea cazanelor au dispusă în camera de fum o serpentină încare aburul saturat se supraîncă1zeşte puţin înainte de a fi livratutilizatorilor.

Camera de ardere are dimensiuni şi formă dependentă de tipul şicantitatea combustibilului ars în cazan.

Sistemul de reglare a nivelului de apă în mantaua cazanului asigurămenţiunea unei zestre de apă la un nivel superior faţă de tavanul camerei deardere şi faţă de fasciculul de tuburi. Ca o măsură suplimentară de protecţie

63

Gaze de ardere

--Jrn;<l3.;:?fi~;<lorn;jn»;gmr-en;<l»,~~;<l?2er-S

~slJPraÎncălzit

.--:

Abur saturat

5

7

3

2

9

Alimentare aDă

11

:"-'4-r$- - --- ~- -

1

10

Combustibi I

Aer

~.•..

1- Arzător; 2- Cameră de ardere; 3- Fascicul de tuburi; 4- Cameră de fum; 5- Demister; 6- Serpentină supraincălzitor;7- Manometru; 8- Supapă de siguranţă; 9- Izolaţie termică; 10- Sticlă de nivel; 11- Pastilă fuzibilă

flgllra 2.28 b Cazane tip Locoll1obil

TERMOENERGETICA PRELUCR.ĂRII PETROLULUI

a camerei de ardere este şi montarea unei pastile fuzibile în pozitia cea maiÎnaltă a tavanului. În cazul În care temperatura În camera de arde;e ar creştepeste temperatura de topire a materialului fuzibil din care esteconfecţionată pastila, aceasta s-ar topi şi ar lăsa deschis un orificiu prin careapa din manta ar pătrunde în camera de ardere stingând În ultimă instanţăflăcările.

Cazanul este dotat cu lm manometru plasat la partea superioară amantalei pentru a indica presiunea aburului produs.

Pentru a evita distrugerea utilajului În cazul unei creşteri accidentalea presiunii, ca sistem de protecţie este prevăzută o supapă de siguranţă carepoate deschide la o presiune prestabilită.

Deoarece în timpul ftmcţionării în apa din cazan se concentreazăsăruri, neeliminate complet prin tratare, este necesar ca periodic să seelimine o parte din această apă concentrată În săruri care depun crustă pesuprafeţele de schimb de căldură sau formează precipitate afânate (nămol).Această evacuare periodică de apă concentrată în săruri se realizează prinpurjare printr-o legătură realizată la cea mai de jos poziţie a mantalei.

Cazanele de tip locomobil sunt avantajoase din Plillct de vedere alsimplităţii construcţiei şi operării, cât şi din punct de vedere al flexibilităţiicombustibililor utilizaţi.

Datorită avantajelor pe care le prezintă ele au o largă utilizare atât înrafinării cât şi în cazul mor utilizatori izolaţi care dispun de combustibil şisursă de apă.

Cazane acvatubulare cu circulaţie naturală

Specific cazane lor acvatubulare este faptul că apa care fierbe segăseşte În interiorul tuburilor lmui fascicul sau al unui perete format dintuburi solidarizate între ele.

Cazanele acvatubulare cu circulaţie naturală au În componenţă unfascicul de formă paralelipipedică, format din tuburi solidarizate în douăplăci tubulare. Un sistem de şicane realizate din tablă are destinaţia sărealizeze un număr redus de treceri (2-5) ale gazelor de ardere pestefasciculul de tuburi.

În figura 2.28 c este prezentată schema de principii a unUl cazanacvatubular cu circulaţia naturală a apei.

65

e-e-

~Combushbil

~2

Abur saturat

Abursupra1ncălzit

Ap~ trata tă

Gaze de ardere

~~~::2(");J>

~~

~,

rg

~Cr-'S

1- Arzător; 2- Camera de ardere; 3- Fascicul cu ţevi de apă; 4- Tambur separator; 5- Serpentină economizor; 6- Serpentinăsupraîncălzitor. .

Figura 2.28 c Cazane acvatubulare cu circulaţie naturală


Incinta principală, de formă paralelipipedică poate fi realizată înstructură zidită sau din pereţi metalici prevăzuţi cu izolaţie exterioară.

În interiorul incintei se află 'suspendat Într-o poziţie înclinată a ţevilorun fascicul tubular.

În partea inferioară, sub fasciculul de tuburi, se află amenajatăcamera de ardere, în care prin intermediul unui arzător se realizeazăgenerarea de flăcări şi gaze de ardere prin reacţia dintre un combustibilgazos sau lichid şi oxigenul din aerul insuflat sau aspirat.

Circulaţia gazelor de ardere se poate realiza în câteva treceri pestefasciculul de tuburi, după care în drumul lor spre o evacuare cu tiraj naturalsau forţat întâlnesc o serpentină pentru supraîncălzirea aburului şi oserpentină economizor pentru preîncălzirea apei de alimentare.

Deasupra incintei cazanului se află tamburul separator în care sealimentează apa încălzită în economizor. Din tamburul separator se face şialimentare a fasciculului vaporizator. Circulaţia apei la punct de fierbere serealizează prin cădere liberă, datorată energiei potenţiale incluse dediferenta de pozitie, pe verticală, între tambur şi fascicul.

Î~ interi~rul tuburilor din fascicul apa începe să fiarbă,transformându-se parţial în abur. Poziţia înclinată a fasciculului şirealizarea unei singure treceri face ca circulaţia amestecului bifazic să serealizeze uşor până în tambur, unde se realizează separarea celor două faze.

Aburul saturat separat la partea superioară a tamburului, prin propriapresiune, poate alimenta direct consumatorii de abur sau parţial poate fisupraîncălzit într-o serpentină plasată în calea gazelor de ardere dupăieşirea din fasciculul vaporizator.

Dimensionarea acestui tip de cazan se realizează până la capacităţi de30-50 tJh abur saturat şi supraîncălzit coresplllzător unor presiuni deordinul a 30-40 bar.

Cazanele de acest tip se remarcă prin flexibilitate ridicată în operare(avantaj) şi o inerţie ridicată în cazul modificării parametrilor de operare(dezavantaj).

Ele Slllt recomandate pentru conswnatorii medii de abur din punct devedere al debitelor şi parametrilor de stare.

67


Cazane cu ecrane de radiaţie

68


Abur supraÎncă Izit~Abur saturat

fGaIe deardere

~

Aer

armosferic

8

ApăI tratată

• }pII

- f-II- - 7

II

-./

10

Aerpf£1n ă Izit

II\\

3

2

3

Combustibil

1- Arzător; 2- secţie de radiaţie) - ecrane de radiaţie; 4- serpentinasupraîncălzitor;5- serpentina economizor; 6- preîncălzitor de aer; 7- sut1antăpentru aerul de combustie; 8- coş pentru evacuarea gazelor de ardere; 9- tamburseparator; 10- distribuitoare apă; 11- colectoare abur.

Figura 2.28 d Cazane cu ecrane de radiaţie


În funcţie de cerinţele consumatorilor o parte din aburul saturat sesupraîncălzeşte în serpentina plasată între secţiile de radiaţie şi convecţie,iar diferenţa se livrează consumatorilor de abur saturat.

Cazanele cu ecrane de radiaţie acoperă necesităţile marilorconsumatori de energie tennică şi sunt integrate în sisteme complexe carecuprind Centrale Electrice şi de Termoficare, Rafinării şi CombinatePetrochimice, mari consumatori industriali şi sociali.

70

TERMOENERGETICA PRELUCR.\RII PETROLULUI

2.3.2 TRATAREA APEI PENTRU ALIMENTAREACAZANELOR DE PRODUCERE A ABURULUI

În procesul de operare a cazanelor de abur calitatea apei de alimenta-re este o problemă foarte importantă pentru menţinerea condiţiilor optimede lucru.

Apa de alimentare a cazanelor de abur provine din condens returnatde la consumatori şi din apă naturală provenită din puţuri, râuri sau lacuri,În funcţie de disponibilităţi.

Zestrea de apă iniţială precum şi apa de adaos trebuie tratate pentrua se obţine calităţile impuse de normele în vigoare pentru alimentare acazanelor.

Apa naturală conţine În cantităţi variabile, dependente de provenien-ţă, impurităţi clasificate din mai multe puncte de vedere.

a primă clasificare este cea În impurităţi nedizolvate şi impurităţi di-zolvate (solubile). Impurităţile nedizolvate au dimensiuni de ordinul mili-metrilor până la ordinul micronilor şi sunt de natură minerală sau organică.

Impurităţile dizolvate sunt reprezentate de săruri minerale de tipcarbonaţi, cloruri, sulfaţi, fosfaţi şi silicaţi de calciu, magneziu, sodiu,aluminiu, fier etc.

La temperaturi obişnuite toate aceste săruri sunt solubile În apă, iar latemperaturi de ordinul a 50 DC - ] 00 DC o parte dintre ele devin parţial inso-lubile.

Tratarea apei pentru alimentarea cazane lor de abur presupune Înlătu-rarea ambelor categorii de impurităţi (nedizolvate şi solubile) până la anu-mite valori de concentraţii acceptate.

Tratarea apei pentru eliminarea impurităţilor În suspensie

În figura 2.29 sunt prezentate etapele ce trebuie parcurse pentruelimin~ea impurităţi lor aflate În suspensie În apa naturală.

In prima etapă se obţine prin separare gravitaţională eliminarea parti-culelor nedizolvate până la dimensiuni de ordinul zecimilor de milimetru.

71

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRlI PE1ROLULUI

Pentru eliminarea particulelor mai mici se realizează două trepte defiltrare în care pe lângă reţinerea mecanică a particulelor se mai manifestăşi forţe de adsorbţie.

Prima etapă de filtrare se realizează pe straturi de nisip cuarţos,mannură grallulată, dolomită sau cărbune.

Între prima şi a doua treaptă de filtrare se realizează o fază interme-diară de coagulare cu ajutorullillor substanţe floculante cum Slillt:Al(OH)3,Al2(S04)3, FeS04, FeCh etc.

Prin hidroliza coagulanţilor se formează hidroxizii metalelor respec-tive, puţin solubili în apă, cu tendinţa de a forma coloizi încărcaţi electricpozitiv spre deosebire de coloizii din apele naturale încărcaţi electric nega-tiv. Prin neutralizarea sarcinilor dintre cele două categorii de coloizi, aces-tea se unesc înglobând toate particulele coloidale din apă.

Ap!din

sursiimttnLi

~I~

Apii

tratată

Figura 2.29 Etapele de tratare a apei pentru eliminarea impurităţiloraflate În snspensie

Eficienţa procesului depinde în mare măsură de o serie de factoricum Slillt:pH-ul apei, temperatură, cantitatea şi tipul de coagulant.

Coagularea se realizează practic în vase închise sau deschise în carese dozează substanţa coagulantă. Partea coloidală majoritară care se decan-tează la baza vasului se elimină intermitent, iar partea antrenată cu fluxulde apă (nedecantată) se elimină în treapta a doua de filtrare.

După a doua etapă de filtrare apa este tratată prin clorurare pentrueliminarea microorganismelor.

72

73

Tratarea apei pentru eliminarea sirurilor dizolvate

.-.;

TERMOENERGETICA PRELuCRĂRII PETROLULUI

. !n~cţie d~ pro~eni~~ţă aeele na~a1.e cpntit?-canti~ţi v~~bile1~catlom (Ca ,Mi ,Na ,Fe , Al ,It) ŞI amom (CI, HC03 , C03 ~ S04 ,POl-) care în anumite condiţii de concentraţie şi temperatură 'se ..asociazăformând săruri.

Când se depăşeşte limita de solubilitate pentru o anumită sare, aceas-'ta începe să precipite. Prin precipitare rezultă particule solide care semani- ..'festă ca centre de .cristalizare.Precipitareasărurilor se poate realizapeisu- 'prafeţe de încălzire, cu formare de crustefoarte aderentesau în masa de' apă , .:.. ", .,cu formare de depuneri afânate, numite şi nămol. '-", ",: ;'-.;;' -' el' .

. Din analizele chimice-ale depunerilor s-au dedus următoarele:con-"'J.. -i :n;l::"~'; ,1cluzii referitoare lâtipurile de'precipitaţii: . ' ,.: '.: "0' 'f.o'.1' ..:'.":(; •.;.L

Carbonatu1 de:'ca1ciu şi carbonatul de magneziu se depun sub,' "n'" .,', ,,-~ ..forină de crustă densă şi tare din apa care nu fierbe (în condiţiile .;.din economizor), iar din apa care fierbe (în condiţiile din vapori- ,',zator)se depun sub formă de nămol; . '.'

,':

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII. PETROLULUI

- Sulfatul de calciu, silicaţii de calciu, de fier şi de aluminiu şi fos-faţii de sodiu şi de fier precipită sub formă de crustă tare;

- Fosfatul de calciu, silicatul şi hidroxidul de magneziu precipităsub formă de nămol.

Tt(hnologiile de. eliminare a sărurilor dizolvate în apă sunt foarte nu-:meroaseşi diverse ca principii de realizare.

. În raport cu gradul de eliminare a sărurilor din apă se deosebesc teh-nologii pentru dedurizare şi tehnologii pentru demineralizare.

. Duritatea totală a unei ape este formată din suma dintre duritatea. temporară (dată de conţinutul de bicarbonaţi de calciu şi magneziu) şi duri-tatea permanentă (dată de conţinutul de doruri, sulfaţi şi azotaţi de calciu şimagneziu).

Pentru exprimarea durităţii unei ape se utilizează unitatea de măsurănumită grad de duritate al apei (ld), defmit diferit În anumite ţări (Franţa,Germania etc.)

În România se utilizează modul de defmire german şi se folosesc ur-mătoarele echivalente: .lOd = 7,15 mg Ca2+/l =;..10mg CaO Il =17,25 .mgCaC03/l = 4,33 mgMi+/I = 7,2 mg MgOll = 15,04 mgMgC031l (2.51)

o altă modalitate de exprimare a durităţii apei este cea care foloseşte

noţiunea de masă echivalentă mval = masa atonucă a ionuluiValenţa atomului În combinaţie)

, .~'

. 40081mval = -' - = 20 04 mg Ca2+

2 '

1. al 24,312 12156 M 2+mv =--= . mg g.2'

. '.'. 715,lOd == 7,15 mg Ca2+/l = -' ,- == 0,357mva1ll

. 20,04 ..

(2.52)

(2.53)

(2.54)

lOd = 4,33 mgMg2+/l = 4,33 ~ 0,357 mvalll (2.55). 12,156

Duritatea totală se poate exprima în cele două unităţi de măsură ast-fel:

74


D = mg Ca2+/J + mgMg2+/J (od)T 7,15 4,33'

D = mgCa2+/J + mgMg2+/J (mval)T 20,04 12,156' 1

(2.56)

(2.57)

Procedeele pentru dedurizarea apei se clasifică în trei categorii: fizi-ce, chimice şi fizico-chimice.

Procedee pentru dedurizarea apei destinatăalimentării cazanelor de abur

Procedeele pentru dedurizarea apei , în funcţie de principiile pe carele au la bază, se clasifică uf procedee fizice, procedee chimice şi procedeefizico - chimice.

Procedee fizice

În principiu, aceste procedee constau în încălzirea apei la temperaturide aproximativ lOOoe.

Duritatea temporară a apei, dată de bicarbonaţii de calciu şi magne-ziu dispare la temperaturi de ordinul a 900e - 1000e datorită transformăriiacestor compuşi în carbonaţi insolubili:

(2.58)

(2.59)

Reacţiile de tip monomolecular, se desfăşoară cu viteze dependentede temperatură şi de starea de agitare din masa de apă (fierberea accelerea-ză foarte mult vitezele de reactie).

În figura 2.31 se prezintă variaţia concentraţiei carbonaţilor de calciuîn funcţie de temperatură.

75


Carbonatul de calciu rezultat prin descompunerea bicarbonatului areo solubilitate foarte mică (la 120 °c sub 0,25 mvaIll).

Bicarbonatul de magneziu se descompune În acelaşi mod, însă cutimp de reacţie aproape dublu, Ia aceleaşi temperaturi, în comparaţie cu bi-carbonatul de calciu.

Concentratiecal'bonati, ppm

2000 11500

1000

500

50 100 150 200

Figura 2.31 Variaţia concentraţiei carbonaţilor de calciu În apă În funcţie detemperatura de Încălzire

În plus carbonatul de magneziu are tendinţa să hidrolizeze cu forma-rea În final de hidroxid de magneziu care are o solubilitate foarte mică (5ppm la 100 DC).

(2.60)

(2.61)

(2.62)

După încălzirea apei la temperaturi de aproximativ 100 °c duritateatemporară este practic eliminată, rămânând duritatea permanentă (aproxi-mativ 2 °d).

În aceste condiţii apa nu poate fi folosită pentru generare de abur, eanecesitând şi tratare prin procedee chimice sau fizico-chimice.

76

lERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PElROLULUI

Procedee chimice

Pracedeele chimice de dedurizare a apei au la bază reacţii chimicecare conduc la farmare de campuşi precipitaţi.

Cele mai aplicate procedee din această categarie sunt:

a) Procedeul cu var

În acest pracedeu se utilizează ca reactiv a saluţie saturată de hidra-xid de calciu(apă de var).

Reacţiile sunt de farma:

(2.63)

(2.64)

Pracedeul se caracterizează prin simplitate tehnalagică şi ecanamici-tate (reactivul are un cast scăzut).

b) Procedeul cu sodă

Reactivul utilizat în acest procedeu este a saluţie de hidraxid de sa-diu (sadă caustică) cu a cancentraţie de 10 % .

Reacţiile ce se produc în cazul acestui pracedeu sunt:

CO2 + NaOH ~ Na2C03 ,J" +H20 (2.65)

Avantajele acestui procedeu sunt reprezentate de:- simplitatea realizării tehnalagice;- dedurizarea mai avansată în camparaţie cu pracedeul precedent;

77

lERMOENERGETICA PRELucRĂRII PETROLULUI

c) Procedeul cu var şi sodă

Prin acest procedeu se reuşeşte eliminarea durităţii totale a apei. Re-acţiile chimice care se produc între sărurile dizolvate în apă şi reactanţi sunturmătoarele:

(2.67)

(2.68)

(2.69)

(2.70)

(2.71)

(2.72)

(2.73)

(2.74)

(2.75)

În figura 2.32 este prezentată schema de principiu pentru instalaţia dedeCITizare a apei prin procedeul cu var şi sodă.

Avantajele procedeului sunt următoarele:- poate fi aplicat pentru apă brută (netratată în prealabil termic);- reactivii sunt ieftini şi accesibili.Procedeul are şi o serie de dezavantaje dintre care cele mai importan-

te sunt: .- apa tratată rămâne alcalină şi mai bogată în săruri decât apa brută;- instalaţi a are gabarit mare şi necesită întreţinere laborioasă datori-

tă depunerilor de săruri atât în vase cât şi în pompe şi conducte.Pierderile de apă cu nămolul eliminat sunt majore.Instalaţia a fost îmbunătăţită prin utilizarea unui alt tip de reactor

numit Reactor Wirbos (cu agitare şi fără nămol).

78

TERMOE!'iERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULOI

PreiJCil1irorde apa

Nod de.,",,!eelOOOC

Do",(ordesOOâ

Rezer'!ortJlmpon

Abur

79

Domforde var

Precipiilil

]<igura 2.32 Schema instalaţiei de dedurizare a apei prin procedeul cu var şisodă

Apabruta

Reactoml de formă conică este prezentat principal În figura 2.33. Înpartea inferioară apa menţine În suspensie particule fine de nisip (d < 0,3mm).

Carbonatul de calciu care se formează În urma reacţiilor specifice sedepune pe particulele de nisip până ce diametml acestora ajunge la aproxi-mativ 1 mm, după care sunt Înlocuite.

La acest tip de reactor timpul de reacţie se reduce la aproximativ 15minute iar duritatea reziduală a apei este Între 0,3 - 2 °d.

În cazul când este necesară eliminarea avansată a durităţii perma-nente, după aplicarea procedeului cu var şi sodă apa poate fi tratată în con-tinuare cu fosfat trisodic. Compuşii de calciu şi magneziu reacţionează cufosfatul trisodic rezultând fosfaţi de calciu şi magneziu, care au solubilitatefoarte mică.


aerisire

Apâ

Apâ brută+reactanti

, ,,

, "

, '

" ,

nisip fluidizat

rzgura 2.33 Reactorul Wirbos pentru dedurizarea apei

Reacţiile pentru compuşii de calciu sunt următoarele:

Pentru compuşii cu magneziu reacţiile sunt asemănătoare.

80

(2.76)

(2.77)

(2.78)

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PE1ROLULUI

Procedee fIzico-chimice

Procedeele fizico-chimice utilizează pentru dedurizarea apei maseionice formate din răşini sintetice care înglobează grupe de cationi (Na+,It) sau anioni (OH-, CI}

Acestea se prezintă sub formă de granule cu duritate ridicată, cu po- .rozitate internă mare şi insolubile în apă. Ele se ob~n din cărbuni sau răşinisintetice pe care se fixează chimic grupe active cum sunt: HS03-, HCOO-care re~ ulterior cationii de schimb (Na+, I-t).

Pentru dedurizare se utilizează mase cationice de sodiu sau mase ca-tionice de hidrogen încărcate în vase cilindrice verticale, cu volumul impusde fluxul de apă supus tratării. În figura 2.34 este prezentată schema unuiastfel de sistem, în care sunt trecute şi legăturile corespunzătoare fluxurilorce trec prin el.

Operarea este în sistem discontinuu, practic existând o succesiune deetape. Intrările şi ieşirile de fluxuri sunt simbolizate prin intermediul cifre-lor şi săge~lor corespunzătoare:

1-1 Intrarea apei brute care face schimb de ioni cu masa cationicăşi ieşirea apei dedurizate.

2-2 Circuit de apă curată pentru afânare a stratului de umplutură şiîndepărtarea particulelor fine rezultate din eroziunea granule-lor de schimbători de ioni.

3-3 Circuit de soluţie de NaCl pentru regenerarea masei cationice4-4 Circuit de apă curată pentru spălarea urmelor de NaCl din

start, după regenerarea masei cationice.Cea mai importantă fază este cea corespunzătoare schimbului ionic

di~tre apa brută şi masa cationică (1-1).Procesul de schimb ionic constă în transferul ionilor de Ca2+ şi Mi+

din apa brută În masa cationică În locul ionilor de Na+ sau It.În timp, ma-sa cationică îşi pierde activitatea când se saturează cu ioni de Ca2+ şi Mg2+.Regenerarea se face prin tratarea peste strat a unei solu~i de NaCl din careNa+ este preluat de strat iar cr extrage ionii adsorbiţi din apă, formând să-ruri solubile de CaCh şi MgCh, care se spală cu apă curată.

Prin aplicarea acestui procedeu apele au în final o duritate remanentăcuprinsă Între 0,01 - 0,1 °d.

81


Solutie de Naei

Apă brută

-r*1

Apa curată 0~

Aerisiresistem Apa curată pentru spalare

Figura 2.34 Schema legăturilor la vasul cu schimbători de ioni masecationice

82

(2.80)

(2.79)

(2.81)

(2.82)

(2.83)

MasaNa-cationica

CaM2 +2NaCl ~ 2Na - M +CaCl2

MgM2 + 2NaCl ~ 2Na - M +MgCl2

CaClz + 2Na - M ~ CaM2 + 2NaCl

83

Ca(HCOJ + 2Na - M ~ CaMz + 2NaHC03


Figura 2.35 Instalaţie de dedurizare a apei În sistemul cu masă H-cationicăşi neutralizare finală

Reprezentarea schimbului ionic Între apa brută şi masa cationică seface utilizând pentru radicalul masei ionice simbolul M-.

Reacţiile sărurilor de calciu sunt unnătoarele:

Pentru sărurile de magneziu reacţiile sunt asemănătoare. În faza deregenerare a masei cationice reacţiile se desfăşoară în sens invers:


În cazul utilizării maselor H-cationice, reacţiile sunt asemănătoare caformă cu cele în cazul utilizării maselor Na-cationice. Diferenţa esenţialăcare se manifestă este cea legată de caracterul acid al apei dedurizate:

CaCl2 + 2H - M ~ CaM2 + 2HCl

(2.84)

(2.85)

(2.86)

Pentru a putea fi utilizată, rară intensificarea coroziunii, apa tratatănecesită o neutralizare care se poate realiza prin trecerea ei Într-o a douaetapă peste un strat de masă Na-cationică, eventual după o decarbonatarecu ajutorul aerului atmosferic barbotat prin apă (figura 2.35).

Demineralizarea apei

Cazanele care produc abur de înaltă presiune necesită apă din care s-au eliminat În totalitate sărurile.

Dacă apă brută are un conţinut ridicat de săruri atunci este necesar.ă odedurizare preliminară urmată de demineralizarea propriu-zisă.

Procedeele de demineralizare se clasifică după principiile de realiza-re în procedee fizico-chimice (cu mase ionice) şi procedee fizice (termice).

Procedee de demineralizare a apei cu mase ionice

Aceste procedee conţin în principiu două categorii de mase H-cationice şi mase OH-anionice.

Prin trecerea fluxului de apă brută sau pretratată peste schimbătorulcationic sunt reţinuţi în ordinea reactivităţii următorii ioni: Al3+, Fe2+, Ca2+,Mi+, K+, Na+ şi rămân în apă acizii corespunzători sărurilor conţinute ini-ţial.

Schimbătorul anionic reţine radic:;llii acizilor după reacţii de forma:

84

85

(2.88)

(2.90)

(2.89)

(2.87)

HCI+R-OH -+R-CI+H20


Masele anionice sunt de bazicitate slabă, medie sau puternică înfuncţie de acizii care trebuie neutralizaţi.

Masele cu bazicitate slabă sunt utilizate pentru neutralizarea acizilortari (fhS04, HCI), iar masele cu aciditate puternică se folosesc pentru neu-tralizarea acizilor slabi (HzC03, HzSi03).

Masele anionice se regenerează asemănător cu masele cationice, uti-lizând soluţii de hidroxid de sodiu.

Alegerea schemei pentru demineralizarea unui flux de apă se alege înfuncţie de conţinutul şi tipul de săruri la intrare în instalaţie şi de conţinutulde săruri dorit la ieşire.

Se iau, de asemenea, în considerare şi aspecte economice legate decostul operării şi în mod deosebit costul regenerării maselor anionice.

În funcţie de aceste criterii sunt realizate scheme pentru deminerali-zare cu una sau două trepte în diferite combinaţii între schimbătoarele cati-onice şi anionice (figurile 2.36,2.37,2.38,2.39).

Toate variantele conţin şi un sistem pentru decarbonatarea fluxuluide apă cu ajutorul unui flux de aer barbotat prin acesta într-un vas prevăzutcu şicane orizontale.

Figura 2.39 prezintă principial schema cea mai complexă, aplicatăpentru apa cu un conţinvt ridicat de săruri ce se doreşte eliminat în totalita-te.


cu masecalDnice(H-R)

Decarbonalor

Scbinili!tor cumase anionice

R-OH

SdJiIiJiilcraJnmcilIlilIDepliEmio~(RtOm

Figura 2.36 Schema instalaţiei de demineralizare a apei cu o singură treaptăde mase cationice şi anionice

Figura 2. 37 Schema instalaţiei de demineralizare a apei cu un conţinutridicat de săruri, dotată cu două schimbătoare anionice

86

,,

lERivlDENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

Aoâbrulii

\.~---- ) \. )y---- ---y---~Treaplal(siJlbă) Ternplaall-a (puterin.ii)

Figura 2.38 Schema instalaţiei de demineralizare avansată a apei cu douătrepte de tratare

Schimbătorcationi:(H-R,)

Schimbatoroationic(H-R,)

Aeri-CO,

Shimbiitor-cu~ecde

mase oatDnicesiamnDe

(H-R+R-Oll)

amn»c(R,-oll)

Figura 2.39 Schemă complexă de demineralizare totală a apei

87

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULill

Schema cuprinde patru schimbătoare de ioni (două cationice şi două

anionice).Tăria acidităţii şi bazicităţii maselor schimbătoare de ioni se alege în

funcţie de tipurile şi cantităţile de săruri existente în apa de alimentare.Schema are o mare flexibilitate de operare şi costuri de regenerare

mai mici decât alte variante.Se remarcă în această variantă existenţa unui schimbător de ioni fi-

nal, care conţine un pat mixt, format dintr-un amestec de mase cationice şianionice.

Teoretic acest schimbător se comportă ca o succesiune infinită deschimbătoare cationice şi anionice. Schimbătorul final, cu amestec de maseionice asigură o puritate avansată, o salinitate constantă pentru apa tratată şio mare flexibilitate în operare.

Alături de avantajele evidente aduse de schimbătorul final cu ames-tec de mase ionice, acesta prezintă şi unele dezavantaje legate de:

_ Capacitatea de schimb ionic puţin mai mică în comparaţie cuschimbătoarele cu mase ionice de un singur tip;

_ Regenerarea maselor ionice se face mai greu, fiind necesară o se-parare a maselor cationice de cele anionice (prin aÎanare şi sepa-rare gravitaţională în curent de apă ~ masa cationică având den-sitate mai mare).

După separare, regenerarea se face independent, pentru fiecare tip demasă ionică utilizând reactivul specific, urmează spălarea pentru înlăturareaexcesului de reactiv şi în fmal reamestecarea maselor cationice şi anioniceprin agitare într-un curent intens de aer.

Procedee fIzice pentru demineralizarea apei

Procedeele fizice pentru demineralizarea apei sunt cunoscute şi subdenumirea de procedee termice.

Eliminarea sărurilor dizolvate în apă se face prin vaporizarea apeiurmată de condensarea aburului rezultat. Săruriie dizolvate în apă se con-centrează în apa lichidă din vaporizator de unde se elimină prin purjare.

Procedeul se aplică în special în centralele electrice de termoficare,pentru apa de completare, dar se poate aplica şi la cazane independente dinrafinăriile şi schelele de petrol.

88


Aburul primar, utilizat pentru vaporizarea apei ce trebuie deminerali-zată poate proveni direct de la cazan (la presitmea nonnală sau redusă) saupoate proveni de la turbină, ca abur de priză sau abur final În cazul turbine-lor cu contrapresiune.

Abur primar Abur secundar

ApabnJtîi

Condens

Apa de răcire

Apa demÎl1eraJizata

Apiideriicire

Apapmjataconcentrata În săruri

Figura 2.40 Schema de principiu pentru o instalaţie de dedurizare a apeiprin procedeul termic

În timpul vaporizării există posibilitatea antrenării de picături careconţin săruri dizolvate. Acest fenomen face ca În apa condensată din aburulsecundar să se afle cantităţi mai mari sau mai mici de săruri dizolvate.

Pentm a obţine apă total demineralizată se realizează instalaţii dedemineralizare termică cu două sau trei trepte legate În serie.

Figura 2.41 Schema unei instalaţii de demineralizare termică cu două treptede vaporizare

89


Pentru condensarea aburului secundar 2 se pot utiliza diferite fluxuride apă rece cum sunt:

- apa brută care alimentează instalaţia;- condensul de la turbina unei instalaţii de forţă cu abur;- apa de alimentare a cazanului din care provine aburul primar.

Degazarea apei de alimentare a cazanelor de abur

Apa de alimentare a cazane lor de abur provenită din condensul re-turnat de la consumatori şi din apa de adaos conţine dizolvate în ea gazecum sunt oxigenul şi bioxidul de carbon care produc coroziuni pe întregulcircuit termic.

Eliminarea acestor gaze din apa de alimentare a cazanelor de abur senumeşte degazare, iar aparatele în care se realizează procesul se numescdegazoare.

Degazarea apei se poate realiza prin procedee chimice şi fizice.Degazarea chimică presupune realizarea unor reacţii care să lege

oxigenul liber din apă în compuşi stabili, fără corozitivitate.Cei mai utilizaţi reactivi utilizaţi pentru legarea oxigenului dizolvat

în apă Sili}tsulfitul de sodiu (Na2S03) şi hidrazina (N2~).Reacţiile specifice sunt următoarele:

(2.91)

(2.92)

Reactanţii se dozează la concentraţii de ordinul 0,02 - 0,03 mg/kgapă. Viteza reacţiilor este dependentă de cantitatea de oxigen şi reactanţi,de temperatură şi de pH-ul apei.

Reacţia hidrazinei este lentă în medii acide, fiind intensificată decreşterea temperaturii şi prezenţa unor catalizatori, cuprul fiind cel mai efi-cace dintre toate metalele din structura catalizatorilor.

Degazarea termiCă are la bază principiul desorbţiei gazelor dizolvateîn lichide.

90


Cantitatea de gaz dizolvată într-un lichid este, conform legii lui Hen-ry, dată de relaţia:

m = k'Pg = k(P-pJ ,mglkg apă (2.93)

unde mărimile au unnătoarele. semnificaţii:- k - coeficient de solubilitate al gazului În lichid, mglkg' bar;- Pg - presiunea parţială a gazului În spaţiul de deasupra lichidului,

bar;- p - presiunea totală a gazelor şi vaporilor deasupra lichidului, bar;- pv - presiunea parţială a vaporilor în spaţiul de deasupra lichidului,

bar.

Din expresia legii lui Henry se deduce că solubilitatea oricărui gazdizolvat într-un lichid este nulă (m=O) atunci când lichidul se află în condi-ţii de fierbere (P=Pv).

Starea de fierbere pentru un lichid se poate obţine prin încălzirea li-chidului până se realizează egalitatea dintre presiunea de vapori şi presiu-nea din sistem sau prin scăderea presiunii pe sistem până când aceasta ega-lează presiunea de vapori la o anumită temperatură.

Cantitatea de gaz desorbită dintr-un flux de apă se calculează cu rela-ţia:

(2.94)

L

în care termenii au următoarele semnificaţii: md - cantitatea de gazdesorbit; Da - debitul de apă supus degazării; Ci, Cf - concentraţiile iniţială,respectiv finală a gazului dizolvat în lichid; ~ - coeficient de absorbţie; S -aria suprafeţei de contact între lichidul supus degazării şi spaţiul de vapori;L'1p- diferenţa medie logaritmică între diferenţele de presiune (iniţial şi fi-nal) dintre presiunea gazului din lichid şi presiunea parţială a aceluiaşi gazaflat în amestecul din spaţiul de vapori.

Agentul de încălzire cel mai economic pentru a fi utilizat este repre-zentat chiar de vaporii lichidului care se degazează (aburul în cazul apeipentru alimentarea cazanelor).

Din punct de vedere constructiv degazoarele termice sunt de o marediversitate.

Clasificarea acestora se face după modul de curgere în utilaj a fluxu-lui de apă care se degazează şi a fluxului de abur pentru încălzire.

Cele mai răspândite tipuri de degazoare pentru apa de alimentare acazanelor sunt: degazorul cu şuviţe de apă, (figura 2.40), degazorul cu

91


peliculă de apă, (figura 2.43), degazorul cu tuburi, site şi umplutură, (figura2.44) şi degazorul tip Stork, (figura 2.45).

Degazorul cu şuviţe de apă

În interiorul degazorului se află talere perforate cu diametrul orificii-lor 4-6 mm, care asigură scurgerea apei sub formă de şuviţe continue. Abu-rul de încălzire, distribuit la partea inferioară, străbate degazorul ascendent,venind în contact apa care se încălzeşte, gazele absorbite se desorb şi trecîn fluxul de abur care părăseşte desorberul pe la partea superioară.

Abur si gaze desorbite

1. Mantaua degazorului2. Distribuitor abur3. Intrare apă4. Talere perforate5. Ieşire apă degazată6. Ieşire abur şi gaze desorbite - -

Apădega2ată

5

Figura 2.42 Degazorul cu şuviţe de apă

92

TERMOENERGETICA PRELucRĂRII PETROLULUI

Degazorul cu peliculă de apă

În cazul acestui tip de degazor apa este distribuită la partea superioa-ră de unde se scurge gravitaţional spre partea inferioară a aparatului subformă de peliculă pe suprafeţele unor plăci de tablă dispuse concentric ver~tical în zona centrală a degazorului.

Aburul de încălzire se introduce printr-lm distribuitor la partea infe-rioară a degazorului şi se deplasează ascendent prin zona plăcilor acoperitecu pelicula de apă. În timpul acestei curgeri în contracurent se produce de-sorbţia gazelor absorbite în apă.

1. Corpul degazorului2. Plăcile verticale pe suprafaţacărora se scurge apa în peliculă3. Distribuitor de abur4. Rozetă pentruîmprăştierea apei pe plăci

Abur si !gaze desOltite

4

1Abur si

gaze desorbite

2

bur

Figura 2.43 Degazorul cu peliculă de apă

93


Oegazorul CU tuburi, site şi umplutură

Acest tip de degazor combină cele două sisteme de scurgere pentruapă. În partea superioară apa se scurge pelicular pe suprafeţele cilindriceale unor ţevi plasate orizontal. În zona centrală apa se distribuie printr-o si-tă peste o umplutură formată din plăci de tablă profilate, prin care apa cur-ge şi pelicular şi sub formă de şuviţe.

De la ieşirea din zona cu umplutură până la partea inferioară, unde seacumulează, apa curge sub formă de picături şi şuviţe continue.

Abu.ru.1de desorbţie se distribuie la partea inferioară a degazorului,străbate zona cu picături, zonele cu umplutură şi părăseşte degazorul pe lapartea superioară Împreună cu gazele desorbite.

1 Abur sigaze desorbite

1. Distribuitor de apă2. Tuburi pentru curgereapeliculară a apei3. Sită4 Umplutură de plăcimetalice ondulate5. Distribuitor de abur

1Apă

2

4

5Abur

Apa degazata

Figura 2.44 Degazorul cu tuburi, site şi umplutură

94

"."."".--~==._.7--._._.- ~

_' -",_ -_o _. _ . ...:~ _

".

lAmr

"."..

-'._._._.:,....._._._--;._.

_ ._. -~----- -- _.~. - -_. - -_. -:.-==:-::-:-_.~-

Figura 2.45 Degazorul tip Stork

95


( Distribuitoml de abur se află plasat la baza rezervorului În ambelecompartimente.

Apa de alimentare se introduce în compartimentul mic la partea su-perioară, prin pulverizare intensă, iar apa degazată iese din rezervor la par-tea inferioară din compartimentul mare.

Aburul distribuit la partea inferioară a celor două compartimentebarbotează prin apa din rezervor, contribuie la desorbţia gazelor absorbiteîn apă şi iese din rezervor prin partea superioară a compartimentului maimIC.

Degazorul tip Stork

Iă.

La degazoarele tip Stork sistemele de amestecare se găsesc chiar înrezervoml de alimentare al cazanului.

Rezervoml este împărţit în două zone inegale printr-o şicană vertica-


2.4. INSTALAŢII DE FORŢĂ CU ABUR

2.4.1 Principiul de lucru şi structura instalaţiilor de forţă cu abur

Instalaţiile de forţă cu abur fac parte din categoria motoarelortermice. Din punct de vedere al transformărilor parcurse de agentul delucru (apă - abur) instalaţiile de fOrţă cu abur sunt împărţite în trei categorii:

• Instalaţii de forţă cu abur În circuit închis,• Instalaţii de forţă cu abur în circuit deschis,• Instalaţii de forţă cu abur în circuit combinat (parţial închis şi

parţial deschis).În acest capitol se vor analiza principiile de lucru doar pentru

instalaţiile de forţă din prima categorie (cu agentul de lucru în circuitulînchis).

În Figura 2.46 este prezentată schema principalelor utilaje dintr-oinstalaţie de forţă cu abur ce lucrează după transformările unui cicluClausius-Rankine.

Reprezentarea acestui ciclu în diagramele T - s, P - i şi i - s esterealizată în figurile 2.47, 2.48,2.49.

Stările specifice agentului de lucru sunt simbolizate prin cifreÎncercuite atât în schema de principiu (Figura 2.46) cât şi În ciclul Clausius- Rankine. În cele patru figuri aceeaşi cifră indică aceeaşi stare pentruagentul de lucru.

Instalaţia conţine o cantitate de apă demineralizată care parcurge oserie de transformări termodinamice.

Între stările (1) şi (4) apa este încălzită, vaporizată, iar vaporii suntsupraîncălziţi în cazanul format în principiu din trei categorii de serpentine.

În economizor apa se încălzeşte de la temperatura cu care estepompată de la condensator până la temperatura de fierberecorespunzătoare presiunii ridicate din instalaţie.

Practic, cazanul este prevăzut cu r"'mbur (vas separator) care poateprelua abaterile de sarcină ale economizorului.

A doua serpentină realizează vaporizarea izoterm - izobară a apei,iar a treia serpentină supraîncălzeşte izobar aburul saturat până laparametrii ridicaţi necesari destinderii în turbină.

96


Fluidul cald care cedează În cazan căldură agentului de lucru(necesară Încălzirii şi vaporizării) este În majoritatea cazurilor reprezentatde către gaze de ardere provenite din combustia unui combustibil lichid saugazos.

Aburul cu temperatura şi presiunea ridicate este destins Într-o turbinăpână la parametrii scăzuţi din instalaţie.

În urma destinderii aburului produce lucru mecanic tehnic care esteutilizat pentru antrenări mecanice de pompe şi compresoare de marecapacitate.

Într-o altă variantă lucrul mecanic produs de turbină poate fi utilizatpentru antrenarea unui generator care produce energie electrică livratăsistemului energetic.

Această situaţie este reprezentată şi În schema din Figura 2.46.Presiunea finală la care se destinde aburul În turbină este impusă de

tipul schemei aplicate şi de temperatura agentului de răcire utilizat Încondensator.

La turbinele cu contrapresiune destinderea se face până la o presiunemai mare de o atmosferă ceea ce pennite Încălzirea agentului de răcire pânăla temperaturi de peste 100° C.

Dacă agentul de răcire nu se poate Încălzi la temperaturi mai mari de30 - 40° C, atunci presiunea de destindere trebuie să fie de ordinul a 0,1 -0,2 bar (presiune absolută). Această variantă de operare impune ca Încondensator să se realizeze o depresiune (impropriu numită vid)corespunzătoare, cu ajutorul sistemelor de ejecţie - condensare cuplate.

Condensul realizat În schimbătorul de căldură este pompat cuajutorul pompei p] spre cazanul recuperator de unde se reia circuitul.

Într-o instalaţie de forţă, neglijând căderile de presiune înregistrate lacurgerea apei şi aburului prin conducte, se constată existenţa a douăniveluri de presiune:

- Presiune ridicată, Între stările 1 - 2 - 3 - 4 şi- Presilme scăzută, între stările 4 - 5 - 6

Transformările termodinamice pe care le parcurge agentul de lucruÎntr-un ciclu Rankine sunt următoarele:

- 1 - 2 ~ încălzire izobară până la temperatura corespunzătoarecurbei punctelor de fierbere;

- 2 - 3 ~ Vaporizare izoterm - izobară, starea 3 aflându-se pecurba punctelor de rouă;3 - 4 ~ încălzire izobară a vaporilor;

97


- 4 - 5 ~ Destinderea adiabatică (izoentropică) a vaporilorsupraîncălziţi, de la presiunea ridicată până la presiuneascăzută din sistem;

- 5 - 6 ~ Condensarea izobar - izotermică a vaporilor rezultaţidin turbină;

- 6 -1 ~ Comprimarea izotermă a condensului, de la presiuneascăzută la presiunea ridicată specifică sistemului;

Dacă se neglijează pierderile de căldură de la utilaje şi conducte spremediul înconjurător şi pierderile de presiune prin frecare, transformările potfi. considerate ideale, reversibile. În realitate, transformarea care se abatecel mai mult de la idealitate este destindere a agentului de lucru în turbină.

gaze de ardere

Cazan deV abur

supraÎncălzit

5Apă de

E răcireCondensator

1Pompă

1 6 6-Figura 2.46 Schema de principiu pentru o instalaţie de forţă cu abur

98


Datorită frecărilor dintre abur şi turbină (corp, palete, ajutaje) întimpul destinderii se produce o uşoară creştere de entropie.

În calculele tehnice referitoare la ciclurile de forţă se obişnuieşte săse neglijeze puterea consumată de motorul pompei utilizate pentrucomprimarea condensului.

De asemenea se obişnuieşte ca punctele l şi 6 în diagramele T-s şi i-ssă se reprezinte confundate, deoarece la comprimarea lichidelortempet:atura, entalpia specifică şi volumul specific se modifică foarte puţin.

In Figurile 2.47, 2.48 şi 2.49 este reprezentat ciclul Clausius -Rankine în diagramele T - s, P - i şi i - s.

T

c

J

~-----------------------------------------------------------------B

s

Figura 2.47 Ciclul Clausius-Rankine reprezentat În diagrama T-s

99


pc

s

Figura 2.48 Ciclul Clausius-Rankine reprezentat În diagrama P-i

s

Figura 2.49 Ciclul Clausius- Rankine reprezentat În diagrama i-s

100


Utilitatea reprezentării ciclului Clausius - Rankine În diagramele T-s,P-i şi i-s constă În faptul că fiecare surprinde mai bine anumiteparticularităţi ale modificărilor parametrilor de stare.

Ciclul Clausius - Rankine parcurs de agentul de lucru în sensultrigonometric negativ (sensul acelor de ceasornic), reprezintă ciclul unuimotor termic în care sursa caldă este reprezentată de gazele de ardere dincazan, sursa rece este agentul de răcire utilizat la condensator, iar lucrumecanic este obţinut la axul turbinei.

Agentul de lucru este reprezentat de zestrea de apă - abur care preiacăldura de la sursa caldă, cedează energie sub formă de lucru mecanic prindestindere În turbină şi cedează căldură sursei reci, după care Îşi reia ciclultransformărilor.

În figurile 2.50, 2.51 şi 2.52 sunt indicate elementele principale caredemonstrează apartenenţa instalaţiilor de forţă cu abur la categoriamotoarelor termice.

Sursa caldă

Lucru mecanic

Sursa rece

Figura 2.50 Schimbul de energie aferent unuimotor termic

101

Condens


Instalaţia de forţăcu abur

Lucrumecanic

Figura 2.51 Elementele motorului termic la o instalaţie de forţă cu abur

102


T ,,

Gaze de ardere (sursa caldă)

.--

Apă de răcire (sursa rece)

s

Figura 2.52 Schimbul de energie aferent unui motor termic la o instalaţiede forţă cu abur, În diagrama T-s

2.4.2 Fluxurile termice şi puterilespecifice instalaţiilor de forţă cu abur

parametrii de lucru pentru o instalaţie de forţă cu abur se stabilesc înfuncţie de puterea efectivă necesar a fi obţinută la axul turbinei şicaracteristicile agentului de lucru în stările specifice ciclului Rankine.

Dacă se notează cu ma debitul masic (kgls) de agent de lucru (apă -abur) şi cu i entalpia specifică (kJ!kg) conform figurii 2.53 se pot exprimaexpresiile puterilor teoretică şi efectivă:

103

P

Pinf


Puterea teoretică:

Puterea efectivă:

Pe = Pt • l')i . l')m,

În care _ i4 - i5,17; --.--.'4 -15

reprezintă expresia randamentului intern al turbinei.

is

(2.95)

(2.96)

(2.97)

Figura 2.53 Entalpiile specifice necesare pentru calculul performanţelor instalaţieide forţă cu abur

Randamentul intern este o măsură a ireversibilităţii transformării 4 -5 care reprezintă destinderea aburului În turbină.

104

105


Căldura dezvoltată În cazan, Q dezv

(2.98)Q dezv =B{ H i + iac) ,

Căldura absorbită de agentul de lucru, Q a

unde termenii au următoarele semnificaţii:B - debitul de combustibil;H i - puterea calorică inferioară a combustibilului;iac - entalpia amestecului combustibil la intrarea în cazan,

dependentă la rândul ei de tipul combustibilului şi cantitatea de aer utilizatăpentru ardere.

Reprezintă căldura obţinută prin arderea unui combustibil în focarulcazan ului şi se calculează cu relaţia:

- TIm reprezintă randamentul mecanic al turbinei şi este o măsură apierderilor de energie prin frecare între părţile mobile şi fixe aleturbinei,

Randamentele specifice unei instalaţii de forţă se definesc carapoarte între cantităţile de energie transferate succesiv între sursa caldă şisursa rece.

Aceste schimburi de energie se realizează sub formă de căldură (fluxtermic) şi sub formă de lucru mecanic (putere).

Pornind de la cazanul de abur până la axul turbinei acestetransformări de energie sunt următoarele:

Datorită frecărilor care se produc în timpul destinderii în masa deabur şi între aburul care se destinde şi corpul turbinei transformarea 4 - 5nu este în realitate izoentropică (adiabată), ci se desrnşoară pe traseul 4 _5', cu o uşoară creştere a entropiei şi entalpiei specifice, Ai = i

5, - il'

Reprezintă căldura preluată de agentul de lucru de la sursa caldă(flacără şi gazele de ardere), Q c.

Acest flux termic este fonnat din trei termeni corespunzători celortrei tipuri de serpentine din cazane : economizor, vaporizator şisupraîncălzitor .

unde:


Q a = Q c = Q E + Q v + Q s = ro a ( i4 - il),

Q E = ro a ( i 2 - i 1)

(2.99)

(2.100)

(2.101)

(2.102)

Căldura preluată de agentul de raclre ( sursa rece pentrumotorul termic) în condensatorul instalaţiei, Q R.

Neglijând pierderile de căldură pe condensatorul instalaţiei bilanţultermic aferent acestuia va fi:

Q R = m a ( i5' - i6 ) = mar' C pr ( t r2 - t rl) (2.103)

Condens

Agent de răcire

Abur de laturbină

Figura 2.54 Condensatorul instalaţiei de forţă cu abur

Agentul rece poate fi apă de puţ sau apă recirculată dacă presiuneainferioară din instalaţie este de ordinul 0,1 bar (presiune absolută) sau unagent termic utilizat pentru termoficare dacă turbina lucrează cucontrapresiune la ieşire (P in[ > 1 atm).

106


Puterea teoretică la axul turbinei, N t

Puterea teoretică, Nt, reprezintă energia obţinută la axul turbinei subformă de lucru mecanic tehnic în unitatea de timp, neglijând toatepierderile de natură mecanică şi fluidodinamică.

(2.104)

Puterea internă, N i

Puterea internă, Ni, reprezintă energia obţinută la axul turbineiconsiderând destinderea reală 4 - 5'.

Diferenţa dintre puterea teoretică şi puterea internă reprezintăpierderile de energie de presiune datorate frecărilor În masa de abur care sedestinde şi frecărilor dintre abur şi corpul turbinei.

(2.105)

Puterea efectivă, N e

Puterea efectivă, Ne, reprezintă puterea care se obţine efectiv la axulturbinei. Diferenţa dintre puterea internă şi puterea efectivă reprezintăpierderile de energie datorită frecărilor mecanice dintre părţile În mişcare şistatice ale turbinei.

Relaţiile cantitative dintre aceşti termeni sunt următoarele:

Qabs>Qa=Qc>Nt>Ni>Ne (2.106)

(2.107)

Ultimul termen, Llli reprezintă pierderile fluidodinamice şi mecanicedin turbină.

În analiza prezentată se neglijează, datorită valorilor foarte mici Încomparaţie cu ceilalţi termeni, consumul de energie al pompei decomprimare a condensului de la p inf la p sup şi pierderile de presiune lacurgerea agentului de lucru prin conductele dintre utilajele componente şiprin serpentinele din cazanul de abur.

De asemenea se neglijează pierderile de căldură prin pereţiiconductelor şi utilajelor de la acestea la mediul Înconjurător.

107

TERMOENERGETICA PRELUcRĂRll PETROLULUI

2.4.3 Randamentele specifice instalaţiilor de forţă cu abur

Performanţele instalaţiilor de forţă cu abur sunt evidenţiate prinvalorile randamentelor cu care lucrează acestea. ,

Raportând termenii energetici specifici transformărilor agentului delucru din instalaţia de forţă cu abur rezultă următoarele randamente şiordinele lor de mărime:

Randamentul cazanului :

17 =~.100=75+90%< Qdezv

Randamentul termodinamic:

N1]1=-1.100=20+50%

Qa

Randamentul intern al turbinei:

N1] = -' . 100= 85+ 90%• NI

Randamentul mecanic al turbinei:

N1] = -' . 100= 90 + 98%

m NI

Randamentul efectiv (total) al instalaţiei:

77. =QN •. }00=11< . "It • "li '''lm =10+40%dezv

(2.108)

(2.109)

(2.110)

(2.111)

(2.112)

Valorile randamentelor în intervalele indicate depind de nivelulpresiunilor Pinfşi Psup , de temperaturile de suprâmcălzire şi condensare ale

108


aburului precum şi de caracteristicile constructiv mecanice ale cazanului şiturbinei.

Dintre toate randamentele enumerate doar randamentultermodinamic se calculează teoretic, toate celelalte depind de caracteristiciconstructive ale instalaţiei de forţă.

2.4.4 Consumurile specifice instalaţiilor de forţă cu abur

Pentru a realiza comparaţii tehnico - economice Între instalaţii deforţă cu abur, apropiate ca performanţe se calculează şi se compară o seriede indicatori specifici cum sunt:

- Consum specific efectiv de abur:

a =ma ,kgabur/kWhse Ne

- Consum specific efectiv de combustibil:

bse =!!- , kg combustibili kW hNe

_Consum specific efectiv de agent de răcire la condensator:

arse = ~v , kg agent răcire / kW he

- Consum specific efectiv de căldură:

(2.113)

(2.114)

(2.115)

qse = ~a , kJ / kW h (2.116)e

Prin valorile consumurilor specifice o instalaţie de forţă cu abur oferăindicaţii asupra modului În care s-a proiectat tehnologic şi mecanicinstalaţi a precmn şi asupra modului în care ea este operată.

109


2.4.5 Etapele de proiectare, construcţie şi optimizarea instalaţiilor de forţă cu abur

Realizarea unei instalaţii de forţă cu abur apare de la necesitateaobţinerii de lucru mecanic pentm antrenarea unor utilaje dinamice decapacităţi mari ( compresoare, generatoare electrice, pompe etc. ) şi înunele situaţii şi pentru obţinerea de energie termică sub formă de abur sauapă caldă de anumite calităţi.

Din momentul deciziei realizării unei astfel de instalaţii până laoperarea ei trebuie să fie parcursă o serie de etape prezentate sintetizat înschema din figura 2.55.

Odată realizată instalaţia ea poate fi modificată între anumite limiteori de câte ori este necesar, datorită eventual schimbării criteriilor deoptimizare, schimbării condiţiilor iniţiale, când a fost concepută saudatorită apariţiei unor cerinţe suplimentare ce trebuie îndeplinite.

Legăturile de feed - beak existente între etapele fmale şi cele deînceput, prin intermediul etapei de "Optimizare" , permit realizarea demodificări ale căror efecte se doresc profitabile.

Capacitatea unei instalaţii de forţă cu abur este impusă de necesarulde putere la axul turbinei şi de disponibilul de combustibil.

De multe ori instalaţiile de forţă cu abur stau la baza sistemelor decogenerare, care produc pe lângă energie electrică (obţinută la generatorulantrenat de turbină în care se destinde abur) şi energie termică sub formă deabur sau apă caldă.

Instalaţiile de forţă cu abur pot fi construite şi operate în condiţiieconomice oriunde este disponibil combustibil şi există cerere pentruenergie electrică şi/sau energie termică.

Pot fi utilizate În condiţii de eficienţă ridicată în cadrul rafinăriilor. depetrol, schelelor de producţie petrolieră, platformelor marine de exploatarea ţîţeiului şi chiar pe vase maritime de mare capacitate.

110


Necesităţi: -Putere efectivă••-Energie termică

~Analiza disponibilităţilor de: ,

-Combustibil-Utilaje (Turbină, Cazan, Pompe, Cmidensator)-Agent de răcire

I+

Se stabilesc:-Variante de scheme tehnologice-Parametrii de stare pentru punctele caracteristice-Mărimile caracteristice de proces

~Se calculează:-Zestrea de agent de lucru-Debitul de combustibil-Debitul de agent de răcire

~Proiectarea tehnologică a utilajelor ) Optimizarea schemei

+ şi/sau utilajelor

Construirea instalaţiei(modificări constructiv-funcţionale)

~-Realizarea testelor de performanţă pentrustabilirea randamentelor şi consumurilorspecifice reale.-Analize tehnico-economice.

iOperarea instalaţiei 1 -

Figura 2.55 Etapele de calcul, construcţie, operare şi modificare pentru o instalaţiede forţă cu abur

III

TER.\10ENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

2.4.6 Influenţa parametrilor de operare asuprarandamentului şi economicităţii instalaţiiIor de forţă cu abur

Randamentul termodinamic al instalaţiilor de forţă cu abur esteproporţional cu suprafaţa ciclului Clausius - Rankine ( Figurile 2.47,2.48,2.49).

Modificarea parametrilor de operare în sensul măririi suprafeţeiînchise de transformările agentului de lucru se poate face până la anumitevalori când intervin alte efecte cu influenţă negativă mai mare decât efectulpozitiv urmărit.

Principalele posibilităţi de creştere a randamentului termodinamic lao instalaţie de forţă cu abur sunt:

~ Creşterea presiunii ridicate din instalaţie;~ Creşterea temperaturii de suprâmcălzire a aburului la ieşirea din

cazan;~ .$căderea .temperaturiidecondensare. a;aburului incondensator;~ Realizarea de destinderi succesive şi supraîncălziri intermediare;~ Realizarea preîncălzirii regenerative a condensului .

• Pentru primele două posibilităţi de creştere a randamentuluitermodinamic allmei instalaţii de forţă cu abur, creşterea presiunii ridicatedin instalaţie şi creşterea temperaturii de supraincălzire a aburului, seanalizează efectele urmărind consecinţele modificărilor în Figura 2.56.

Ciclul iniţial corespunde transformărilor dintre stările 1,2,3,4,5,6~Prin mărirea presiunii superioare din instalaţie de la valoarea p] la valoareaP2 vaporizarea izoterm - izobară 2 - 3 devine 2' - 3', cu latenta devaporizare mai mică.

Pentru a înlătura acest inconvenient este necesar ca odată cu ridicareapresilillii superioare din instalaţie la nivelul P2 să se mărească şitemperatura de supraîncălzire până la temperatura corespunzătoare stării4" , astfel încît la sfrşitul destinderii 4" - 5 aburul să se găsească pecurba de echilibru ( abur saturat uscat) sau ţinând cont şi de frecările dinturbină să fie la ieşire puţin supraîncălzit ( 4" - 5")

Problemele care apar odată cu creşterea presiunii superioare dininstalaţie şi a temperaturii de supraîncălzire sunt în general de ordinmecanic şi tennic. '--

112


Creşterea presiunii până la valori de ordinul a 150 bari necesităgrosimi mari de perete pentru conducte, serpentine de încălzire, turbină şipompă de condens. Acest fapt necesită o creştere semnificativă acheltuielilor cu investiţia instalaţiei.

T

s

Figura 2.56 Efectele modificării presiunii ridicate şi a temperaturii desupraÎncălzire Într-o instalaţie de forţă cu abur

Referitor la creşterea temperaturii de supraîncălzire a aburului,aceasta trebuie să se limiteze la nivelul valorilor de 500 - 600 °c, deoarecepeste 600 °c viteza de descompunere "a apei în elementele componentecreşte semnificativ.

Inconvenientele legate de creşterea temperaturii de supraîncălzire ţinde caracterul corosiv al oxigenului rezultat din descompunerea apei şi desuprasolicitarea tennică a serpentinei din supraîncălzitor.

• A treia posibilitate de creştere a randamentului unei instalaţii deforţă cu abur este scăderea temperaturii de condensare a aburului destinsin turbină.

113


În figura 2.57 se observă uşor creşterea suprafeţei ciclului Clausius -Rankine prin scăderea presiunii inferioare din instalaţie de la valoarea POlla POl .

T 4

c

A B

s

Figura 2.57 Influenţa scăderii presiunii reduse din instalaţi a de forţă asuprarandamentului termodinamic al ciclului Clausius - Rankine

Scăderea presiunii în condensatorul instalaţiei, dacă nu se va creştecorespunzător şi temperatura de supraîncălzire (14), va conduce laintrarea în domeniul dublei faze ( 5 ' ) , ceea ce creează probleme legate deeroziunea paletelor turbinei.

Nivelul presiunii reduse din instalaţie este impus de temperaturaagentului rece disponibil pentru realizarea condensării aburului la ieşireadin turbină. Dacă agentul rece este apa recirculată, disponibilă în rafinării lanivelul de temperatură de aproximativ 30 °c pe timpul verii, temperatura decondensare este de ordinul a 50 aC, căreia îi corespunde o presiune deechilibru Pa = 0,12 bari (Figura 2.58).

114


tC=50De }

iltmin =10 DetT=40 De,

.ilte =10 De

tT=30 De

1

iltr =20 De

Figura 2.58 Nivelul temperaturilor fluidelor care schimbă căldură Încondensatorul instalaţiei de forţă cu abur

Dacă disponibilul de apă de răcire este la temperaturi de 10 - 15 DC(apă recirculată în timpul iernii sau apă de puţ) temperatura de condensarepentru aburul provenit din turbină este de ordinul 20 - 25 DC, căreia îicorespunde o presiune de echilibru între 0,024 - 0,032 bari.. Depresiunea din condensatorul instalaţiei de forţă cu abur se poate

realiza prin mai multe variante, cea mai des aplicată fiind cea careutilizează un sistem de baterii cu ejectoare şi condensatoare cu două trepte(Figura 2.59 ).

Sistemul de producere a vidului extrage din zona inferioară acondensatorului gazele necondensabile, formate în principal din oxigen şihidrogen provenite din descompunerea apei, aer pătruns în condensatorprin eventualele neetanşeităţi şi nu în ultimul rând cantităţi reduse de aburnecondensat.

Sistemul este flexibil, putând fi operat eficient în diferite condiţiiimpuse de parametrii aburului viu utilizat la ejectoare şi de apa de răcire dela condensatoarele acestora .

• A patra posibilitate de creştere a randamentului unei instalaţii deforţă cu abur este aplicarea schemei cu destinderi succesive în mai multecorpuri de turbină urmate de supraîncălziri intermediare.

Când s-a analizat varianta creşterii presiunii superioare din instalaţieJ

s-a găsit ca un dezavantaj major destindere a aburului până în zona aburuluiumed ( starea 5' din figura 2.57).

Pentru a evita acest inconvenient s-a găsit soluţia destinderiisuccesive în mai multe corpuri de turbină ( trepte) urmate de supraîncălziriintermediare.

115

•....•....o,

Apă recirculată

ti Condens ISpre cazan

1. CondensatoruI instalaţiei de forţă cu abur2. Ejectoare3. Condensatoarele sistemului de vid4. Picioare barometrice

Abur viu

~Apă de răcire

~@~

I~

~,

~;df2~s

Figura 2.59 Producerea depresiunii În condensatorul instalaţieide forţă cu abur


În figurile 2.60 şi 2.61 se prezintă cazul destinderii aburului doar îndouă trepte de turbină cu o singură supraîncălzire intennediară

În primul corp de turbină (TI) aburul se destinde de la starea iniţială4 până la starea 5, corespunzătoare curbei punctelor de rouă, unneazăsupraîncălzirea intermediară 5 - 6 în supramcălzitoru1 S2 din cazan şi înfinal destinderea 6 - 7 În cel de- al doilea corp de turbină (T2) .

În figura 2.60 se observă că prin acest procedeu suprafaţa cicluluitransfonnărilor se măreşte cu suprafaţa 5,6,7,5' ,5, iar căldura evacuată lacondensator creşte proporţional cu suprafaţa 5,7,b, a,5.

Randamentul tennodinamic al ciclului cu destindere în două corpuride turbină şi o supraîncălzire intermediară se calculează cu relaţia:

(2.117)

În care entalpiile specifice corespund stărilor caracteristice din figura 2.60.Asemănător cu exemplul analizat se pot realiza instalaţii de forţă cu

abur la care destinderea se face în 3 sau 4 corpuri de turbină, Între acesteaaburul fiind supraîncălzit de 2 respectiv 3 ori în cazanul instalaţi ei.

117


T 4 6

5':•,,I.,a b s

Figura 2.60 Destinderea aburului În două trepte şi o Încălzire intermediară

Metoda preîncălzirii regenerative a condensului este cea maieficientă cale pentru creşterea randamentu1ui unei instalaţii de forţă cuabur.

Principiul metodei constă în prelevarea unui debit de abur de prizădin turbină şi preîncălzirea cu el a condensului care alimentează cazanul.

118

Cazan

4


4

5

67

Figura 2.61 Schema instalaţiei de forţă cu abur cu două corpuri de turbină şi oÎncălzire intermediară

Schimbul de căldură se poate realiza direct, prin amestec sau prininterm~diul unei suprafeţe metalice ( schimb de căldură de suprafaţă ).

In figura 2.62 se prezintă varianta constructivă care utilizează unschimbător de căldură de tip fascicul tubular în manta. Deoarece condensulformat din aburul de priză trebuie să intre în aspiraţia pompei de condens ,P , este necesar să se utilizeze un ventil de laminare , VL, care să reducăpresiunea de la valoarea presiunii aburului de priză la presiuneacondensului rezultat din condensatorul turbinei.

În figura 2.63 este prezentată varianta utilizării încălzirii condensuluiprin amestec direct cu aburul de priză. Montajul presupune existenţa unuivas de amestec , VA şi a două pompe de condens, una înainte de nodul deamestec şi una după nodul de amestec.

Pompa Ppl creşte presiunea condensului de la presiuneacorespunzătoare stării 7 ( ieşirea din condensator) până la nivelul presiuniiaburului de priză extras din turbină ( P5 ). A doua pompă Pp2 ridicăpresiunea condensului preîncălzit de la presiunea corespunzătoare aburuluide priză până la presiunea superioară din instalaţie, Pl.

119

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULID

4

3Cazan

2

VL

Figura 2.62 Instalaţie de forţă cu abur cu regenerarea căldurii prinschimbător de suprafaţă ( SR)

m.4

3Cazan2

VA

ts, Ps, is5

T

Figura 2.63 Instalaţie de forţă cu abur cu regenerarea căldurii prin contactdirect Între condens şi aburul de priză

Indiferent de varianta constructivă, din debitul de abur care intră înturbină, ma, O parte se extrage ca abur de priză , mp, cu parametriicorespunzători stării 5, iar restul debitului de abur, mr, se destinde până laieşirea din turbină, în starea [mală 6.

120

121

(2.118)

(2.119)

(2.120)

ciclului cu preîncălzire~. Randamentul termodinamic alregenerativă a condensului :

Preîncălzirea regenerativă a condensului într-o instalaţie de forţă cuabur are ca efect final creşterea randamentului termodinamic prin scădereasarcinii condensatorului cu fluxul termic mp.( i6 - h ) şi prin scădereasarcinii cazanului de abur cu fluxul termic mp.( is -is).

Aceste efecte pozitive sunt diminuate de scăderea puterii obţinute laaxul turbinei, corespunzătoare destinderii aburului prelevat de la priză pânăla starea finală 6 :

În expresia acestui randament se iau În considerare reducerea deputere la turbină şi reducerea necesarului de căldură la cazan.

Notând cu <pp raportul debitelor de abur scos la priza turbinei ŞI

aburul la intrarea în turbină (rp = mp {I) expresia randamentului devine:ma

_ i4 -i6 -rp(ij -i6) > i4 -i6 = (2.121)"lip -. . (. . ) . . "l,

14-17 -rpl!, -11 14-17

Inegalitatea dintre cele două randamente este uşor de demonstratmatematic.

Efectul final al preîncălzirii regenerative a condensului, definit ca odiferenţă între influenţe favorabile şi nefavorabile se cuantifică prindiferenţa dintre randamentul termodinamic în varianta cu preîncălzire şivarianta clasică, Iară preîncălzirea condensului.

Utilizând notaţiile din figura 2.63 se pot calcula cele douărandamente termodinamice :

~ Randamentul termodinamic al ciclului Iară preîncălzireregenerativă a condensului:



Din bilanţul termic pe nodul de amestec se poate calcula valoarearaportului debitelor, <p p. ca raport de diferenţe de entalpii specifice.

m[= llla-mp

ig=h

(2.122)

(2.123)

(2.124)

(2.125)

Un aspect teoretic şi practic deosebit de interesant este acela că prinmetoda încălzirii regenerative a condensului care alimentează cazanul deabur randamentul creşte spre randamentul ciclului Carnot echivalent ( Sepoate utiliza sintagma " Odată cu creşterea numărului de preîncălziriregenerative ciclul Clausius - Rankine se carnotÎ2ează" ).

În figura 2.64 se reprezintă ciclul Clausius-Rankine cu o treaptă depreîncălzire regenerativă, în diagrama T-s.

Notaţiile utilizate în figura 2.64 coincid parţial cu cele din figura2.63.

Un kilogram de abur care se destinde total în turbină, transformarea4-6, efectuează un lucru mecanic proporţional cu suprafaţa 1-2-3-4-6-1 şicedează în condensatoru1 insta1aţiei cantitatea de căldură proporţională cusuprafaţa 1-6-s6-sl.

Un kilogram de abur, care se extrage la priza laterală a turbinei, sedestinde pe transformarea 4-5 şi produce un lucru mecanic proporţional cusuprafaţa a-2-3-4-5-b-a, cedând condensului care alimentează cazanulcăldura proporţională cu suprafaţa sl-1-a-b-5-s6-S1.

Se menţionează că această căldură nu este cedată sursei reci dininstalaţie(agentul de răcire de la condensator).

122

123

Figura 2.64 Ciclul Clausius-Rankine cu o treaptă de preîncălzire regenerativă Îndiagrama T-s

s

4


T

Dacă se face raportul dintre debitul aburului extras la priza turbinei,m p, la debitul de abur intrat în turbină, m a, atunci suprafeţelecorespunzătoare se micşorează în raportul (j)p=mpilIla. Pentru a trasa acestesuprafeţe se păstrează ordonatele neschimbate şi se modifică dimensiunilede pe abscisă în raportul dat, (j)p, luând ca poziţii fixe extremităţilesegmentelor de pe verticala 4-6-s6•

Segmentul a - c redus devine d - c .Segmentul b - c redus devine e -- c .Segmentul 1 - 6 redus devine f - 6 .În această variantă căldura cedată de aburul de priză, m p, unui

kilogram de apă de alimentare este proporţională cu aria suprafeţei s f- f -d - e - 5 - S 6 - S f, egală prin construcţie cu aria suprafeţei s 1- 1 - a - S a-

SI. Această suprafaţă este proporţională cu căldura care nu mai trebuie săfie cedată în cazanul instalaţiei apei de alimentare.

1ERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PElROLULUI

Prin prelevarea debitului de abur de priză m p, datorită nedestinderiilui până În starea 6, nu se mai produce, raportat la 1 kg abur intrat Înturbin~, lucrul mecanic proporţional cu aria suprafeţei f - d - e - 5 - 6 - f

In cazul în care s-ar putea realiza un număr foarte mare depreîncălziri regenerative poziţia conturului d - f - s[ ar tinde spre poziţia c-g-s,{l'

In figura 2.65 se ajunge la o poziţie asemănătoare printr-o singurăpreîncălzire regenerativă într-un ciclu plasat total în domeniul vaporilorsaturaţi umezi.

Ciclul rezultat prin preîncălzire regenerativă este 1 - 2 - 3 - 4 - 1 şiare practic aceeaşi suprafaţă (este echivalent) cu ciclul Carnot 6 - 2 - 3 - 5-6.

T

s

Figura 2.65 Ciclul Clausius-Rankine, În diagrama T - s, carnotizat printr-opreîncălzire regenerativă În domeniul aburnlui umed

Teoretic această apropiere de ciclul Carnot este cu atât mai mare cucât numărul de preîncălziri regenerative este mai ridicat.

Din considerente tehnica-economice numărul maxim de preîncălzirise limitează la 8.

În tabelul 2.5 sunt prezentate câteva caracteristici funcţionale lainstalaţii de forţă cu abur dotate cu preÎncălziri regenerative.

124

125

(2.126)

(2.128)

(2.127)

Aburul la ieşirea din cazanNr. Temperatura Număr decrt. Puterea Turbinei MW apei de Presiunea, bar Temperatura preÎllcălziri

alimentare °ccazan, °c

1 4-12 170-180 35-40 450 32 10.25 190-200 65 475-500 43 25-60 215.220 100-125 500-530 64 100-300 235-250 140-180 530-540 85 200-800 250-280 > 180 540-570 86 220-1500 200-250 40-70 saturaţie 6

În figura 2.66 este prezentată schema unei instalaţii de forţă cu aburdotată cu 4 preîncălziri regenerative (2 schimbătoare pe circuitul de joasăpresiune, un degazor plasat de asemenea pe circuitul de joasă presiune şi unschimbător plasat pe circuitul de înaltă presiune).

Relaţia randamentului ciclului Clausius-Rankine cu n preîncălziriregenerative se poate scrie prin dezvoltarea relaţiei

Rezultă expresia:


Tabelul 2.5 Caracteristici ale unor instalaţii de forţă cu abur dotate cupreÎncălziri regenerative

La instalaţiile de forţă cu abur dotate cu preîncălziri regenerative semodifică odată cu creşterea numămlui de preîncălziri şi consumul specificde căldură

unde entalpiile il, i 4, i 6, i 7 corespund stărilor respective, din figura 4.14 iarentalpiile i p k corespund stării aburului extras prin priza k din corpulturbinei. Coeficientul de debit <p p k reprezintă raportul dintre debiteleextrase pe priza k şi debitul de la intrarea în turbină.


o 1q =.:=!'-=-S N, "l,

(2.129)

Dacă se notează cu qso consumul specific de căldură pentru oinstalaţie Iară preîncălzire regenerativă şi cu q s p consumul specific decăldură al unui ciclu cu aceeaşi parametri, dar cu preîncălziri regenerative acondensului care alimentează cazanul, reducerea relativă a consumuluispecific de căldură 8 p se poate calcula cu relaţia:

li = qso -qsP = 1- qsP = 1-~P qsP qso "ltnp

(2.130)

Reducerea. relativă a consumului specific de căldură 8 p depinde cums-au ales nivelurile de prelevare a prizelor de abur din turbină şi detemperatura de preîncălzire, care la rândul ei depinde semnificativ şi denumărul de preîncălziri regenerative.

126


m

Cazan deabur

Figura 2.66 Schema unei instalaţii de forţă cu abur dotată cu patrupreîncălziri regenerative

Teoretic pentru un ciclu cu o singură treaptă de regenerare cel maiscăzut nivel energetic ar fi când s-ar prelua abur de la ieşirea din turbină. Înacest caz 8 p = O deoarece condensul nu s-ar încălzi neexistând nici odiferenţă de temperatură între abur şi condens.

La nivel energetic superior, dacă s-ar face preîncălzirea cu abursupraîncălzit, nedestins în turbină s-ar obţine o temperatură de preîncălzirea apei egală cu temperatura de vaporizare, dar 8 p = Odeoarece aburul nu aprodus lucru mecanic prin destindere.

Dacă 8 p este nul la cazurile extreme, rezultă că există între acestea ovaloare optimă a temperaturii condensului care alimentează cazanul.

În figura 2.67 se prezintă pentru un exemplu numeric variaţiareducerii relative a consumului de căldură în funcţie de temperatura depreîncălzire, t a şi de numărul de trepte de supraîncălziri regenerative n.

127

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRlJ PETROLULUI

14

12

10

8

6

4

2

o 100 150 200 7SJ 300 ta I DC

Figura 2.67 Variaţia reducerii relative a consumului specific de căldură În funcţiede temperatura apei de alimentare şi numărul de trepte de preÎncălziriregenerative

Analizând variaţia coeficientului de reducere relativă a consumuluispecific de căldură se constată faptul că fiecare curbă care corespunde unuianumit număr de recuperări regenerative are un maxim, iar valorile maximese situează pe o dreaptă a cărei ecuaţie se poate stabili pentru fiecare caz Înparte.

128


2.4.7 Utilizări ale instalaţilor de forţă cu abur

Instalaţiile de forţă cu abur stau la baza unui număr mare de aplicaţiipractice care răspund diferitelor cerinţe termoenergetice.

Aceste sisteme pot produce diferiţi agenţitennici, cum sunt: abursupraîncălzit sau saturat de anumite calităţi, fluxuri de apă caldă cuanumite temperaturi, pe lângă lucrul mecanic utilizat la antrenarea degeneratoare electrice, compresoare sau pompe de mare capacitate.

În alegerea unui anumit tip de instalaţie de forţă cu abur se porneştede la necesităţile calitative şi cantitative de agenţi tennici aleconsumatorilor.

Există posibilitatea să se aleagă diferite variante de turbine care săpermită obţinerea de agenţi termici doriţi. Dintre acestea se enumeră celemai răspândi te tipuri:

a) Turbine cu contrapresiuneLa acest tip de turbină presiunea aburului la ieşire este mai maredecât presiunea atmosferică. Temperatura aburului poate fi ceacorespunzătoare stării saturate (uscat sau umed) sau poate săcorespundă unui anumit grad de supraîncălzire.

În funcţie de necesităţile de agent tennic, aburul rezultat din turbinăpoate fi livrat direct consumatorilor (figura 2.68) sau poate fi condensat,căldura de condensare fiind utilizată pentru încălzirea unui agent termiclichid (figura 2.69).

Pz ,. Patmo s feri că

linie de aw r tetnologic

Fi~ura 2.68 Turbină cu contra presiune cu livrare de abur tehnologic

129

TERMOENERGETfCA PRELUCI{ĂRII PETROLULUI

p

b) Turbine CU prize de abur şi presiune mică la ieşireAceastă categorie de turbine permite obţinerea de abur de anumite

calităţi, În funcţie de cerinţele consumatorilor, prin intermediul unor prizeamplasate În corpul turbinei la poziţii coresplillzătoare calităţii dorite(Figura 2.70 ).

A ent termic lichidta::> 1000(2

A ent termic lichidta,

(ondenstC2 "'100° (

Turbină cu contrapresiune cu condensator şi Iivraloede agent termic llichid

Figura 2.69

: 15bar

Condensator

Spr:ecazan

Condens

Apă de completare

Figura 2.70 Turbină cu două prize pentru abur tehnologic

130

TERMOENERGETfCA PRELUCRĂRII PETROLULUl

Figura 2.73 Diagrama transformărilor agentului de lucru apă - abur În instalaţiade cogenerare

s

1 2,3T

Sistemul are o flexibilitate de operare foarte ridicată putând lucra Înoricare regim Între cel de producere doar de energie termică şi cel deproducere doar de energie electrică. Regimul de funcţionare se adapteazăÎn principiu după necesarul consumatorilor de energie termică.

Energia electrică produsă Într-un astfel de sistem are un cost multmai scăzut În comparaţie cu cel al energiei preluate din sistemul energeticnaţional.

Cifrele care delimitează transformările corespund cu cele din figura2.72.Diagrama permite calculul parametrilor tehnico - economici În funcţie destarea agentului de lucru În fiecare punct caracteristic.

Dimensionarea instalaţiei se face În funcţie de sarcinaconsumatorilor de energie termică şi În funcţie de cantitatea de energieelectrică ce se doreşte a fi produsă.


În plus, această energie electrică obţinută Într-o instalaţie decogenerare poate fi consumată în apropierea locului producerii ei, ceea cepresuptme eliminarea pierderilor din reţelele de transport şi din staţiile detransformare.

Centrale electrice şi de termoficare

:Centralele electrice şi de tennoficare (CEI) sunt unităţitermoenergetice de mare capacitate care produc combinat energie electricăşi energie termică În funcţie de solicitările beneficiarilor, pe bazaprincipiului instalaţiei de forţă cu abur.

O centrală electrică de termoficare cuprinde două părţi principale.Prima parte este numită zona termică şi este formată din cazanele deprodus abur, partea de turbine şi condensatoare, sistemul de răcire a apeirecirculate şi sistemul de livrare a energiei termice spre consumatori. Adoua parte este formată din zona electrică şi cuprinde generatoareleelectrice, schema de transformare şi livrare a energiei electrice.

Centralele electrice de termoficare sunt amplasate de obicei Înapropierea marilor consumatori de energie tennică. Aceştia suntrepre~entaţi de mari unităţi industriale (rafinăriile şi combinatelepetroehimice se află pe primele locuri din acest punct de vedere) sere cusuprafeţe mari şi cartiere de locuinţe.

'Necesarul de energie termică este fluctuant în funcţie de anotimp şide perioa~ din zi.

Centralele electrice de termoficare au marele avantaj că Îşi potstabili raportul optim dintre energia electrică şi energia termică În funcţiede ceripţele consumatorilor .

. In principiu, schema termică a unei centrale electrice de termoficarecuprinde un număr de 4-10 impuri energetice formate fiecare dintr-uncazan În care se arde combustibil şi se produce abur supraîncălzit, oturbină. formată din unul sau mai multe corpuri şi condensatorul pentruaburul final destins în turbine.

Aburul prelevat la trecerea dintre corpurile turbinei (abur de priză)este livrat consumatorilor sau este condensat pentru a încălzi agentultennic utilizat pentru tennoficare.

134

TERMOENERGETlCA PRELUCRĂRII PETROLULUI

Dacă se doreşte obţinerea de agent tennic lichid acesta se poateobţine prin răcirea şi condensarea unui flux de abur de priză (Figura 2.71).Condensul rezultat se amestecă Împreună cu condensul rezultat din aburuldestins total În turbină şi reiau circuitul În instalaţie. ~

Spre ca!an

CondS1S Con dens

Figura 2.71 Turbină cu priză de abur pentru Încălzirea de agent termic lichid

Cu cele patru tipuri de turbine analizate se pot concepe diferiteinstalaţii de forţă cu abur care să asigure satisfacerea anumitor cerinţelegate de furnizarea energiei.

În continuare se vor prezenta principal trei aplicaţii care au la bazăprincipiile instalaţiilor de forţă cu abur.

Instalaţii de cogenerare

Instalaţiile de cogenerare reprezintă sisteme care produc mai multeforme de energie (energie termică sub formă de abur tehnologic sau agenţitermici lichizi şi lucru mecanic) utilizând o singură sursă de energie (deobicei combustibil). .

131


În figura 2.72 se prezintă schema de principiu pentru o instalaţie decogenerare.

Sistemul este format dintr-un cazan care produce abur supraîncălzitde Înaltă presiune. O parte din acest abur este laminat din starea 2 În starea4, În robinetul de laminare RL, În funcţie de necesarul consmnatorilor.Diferenţa faţă de aburul produs În cazan se introduce În turbină(starea 3)unde o parte se destinde până la starea 5, cu care este evacuat ca abur depriză şi livrat consumatorilor(eventual poate fi utilizat pentru producereade agent termic lichid). Restul aburului faţă de cel introdus În turbină sedestinde până la starea 6, la o presiune de ordinul a 0.1 bar. Turbinaproduce la ax lucru mecanic tehnic utilizat pentru antrenarea unuigenerator electric.

Condensul rezultat de la consumatorii de căldură Împreună cu celprovenit de la condensatorul turbinei se comprimă În pompele Ppl şi P p2

după care se reia circuitul.

13

CAZAN

12

2

RL

4

5

11

APA DE ADAOS

CONDENS

10

CONSUMATORI DECALDURA

9

ABUR DEPRIZA

C

6

Figura 2. 72 Schema unei instalaţii de cogenerare

Figura 2.73 conţine reprezentarea transformărilor din instalaţia decogenerare În diagrama Temperatură - Entropie.

132

..,rTJ

~1iiz~elrTJ..,F3?'1:1;>;JrTJrc:::n;>;J?'~.

~;>;JPps.::

termofie31l! ~retur 50-600(Agent te nnoficareTUR 140 -160°C

Abur satur.; 1. 5 bar

Abur 1Zbar

Abur saturat 3Sbar

Abur ZObar

c..,'J.

Condens

Figura 2.74 Schema zonei termice la o Centrală Electrică de Tel"moficare

-JtT1;os:OtT1ZtT1;ootT1-JFi>-o;otT1r-~;o>.;o

;şj-J;oOr-erS

iIBLOCURi

DELocuiNŢE

-,IJIIIIII

~

. I

• J. :. IL_~

,I

IIIIII

-J

• ZiRE CALORiFE RE TUR 1 900( rAGENTÎ~CALZiRECALORiFERE RETUR

( 60 -)O.C 1

APA HENAjERÂ ( 50 - 60.C)

------------

Pp

-1--- 1--- -------

rp;;T ~R~C -; ~RTj; - - --

Pp

AliENTTERMOFicARg ITUR). 120 -14O°C

AGENT TERHOFrCARE ( RO U~)70.80.C

SCAH

"j

C\

APA RECE TRATATĂ I POTABiLĂI

Figura 2.75 Stwctura unui punct termic de cartier dintr-o reţea de termoficarc


Condensul rezultat din condensatoarele de abur destins în ultimilecorpuri de turbină este recirculat pentru alimentarea cazanelor.

În figura 2.74 este prezentată schema de principiu pentru zonatermică a unei centrale electrice de termoficare cu 6 grupuri energeticecare produc:

- Abur de 4 calităţi,- Agent termic pentru termoficare,- Energie electrică: 5x50MW + lxl00MW

Semnificaţia simbolurilor din figura 2.74 este următoarea:- P p}, , p p6 - pompe de condens- C zI. , C ro - cazanele de abur- G I. , G 6 - generatoare electrice- C d}' , C d6 - condensatoare pentru aburul final- S TI , S T2 , S TI - schimbătoare de căldură pentru încălzit

agentul de termoficareFluxurile de abur produse în Centrala Electrică şi de

Termoficare sunt livrate beneficiarilor, de la care în principiu se primeştecondensul rezultat în urma utilizării abUrului.

Agentul de termoficare este un flux de apă tratată, aflat la presiunide peste 5 bari, care se încălzeşte până la temperaturi de ordinul 140 o C -160 o C, după care estt! pompat în cartierele de locuinţe pentru termoficare.După ce se răceşte prin cedare de căldură agentul termic cu temperaturi deordinul 50 o C -70 o C se returnează la Centrala Electrică de Termoficare,unde îşi reia circuitul.

În figura 2.75 este prezentată schema de principiu pentru un puncttermic din structura reţelei de termoficare a unui cartier de locuinţe.

Agentul termic care vine de la Centrala Termică de Termoficare cu. temperaturi de ordinul a 120 o C-140 o C este utilizat în cadrul punctelortermice pentru două încălziri. Prima, care se realizează pe tot parcursulunui an, este încălzirea apei menajere care se consumă la robinetele dinlocuinţe. A doua se realizează doar în timpul friguros din perioada toamnă,iarnă, primăvară şi are ca obiectiv încălzirea agentului termic secundarcare circulă prin caloriferele din apartamente.

Pe schemă sunt trecute orientativ şi temperaturile teoretice la care artrebui să funcţioneze sistemul.

În practică există dificultăţi legate de obţinerea acestor temperaturidin cauza pierderilor de căldură care se înregistrează pe conductele delegătură Între Centrala Electrică şi de Termoficare (CET) şi puncteletermice din cartiere.

137


Instalaţii de forţă cu abur cuplate cuinstalaţii de desaliriare a apei de mare

În zonele geografice lipsite de surse naturale de apă potabilă şi Încare există disponibil de combustibil s-au construit instalaţii de forţă cuabur care furnizează energie termică, lucru mecanic pentru generare deenergie electrică şi energie pentru realizarea vaporizării apei de mare Învederea desalinizării ei.

65bar 4750 (38 ti h

-- - -- --------- ---_.- -- - --

Apădesa lini'zată4500 m3/z'l

Figura 2.76 Instalaţii de forţă cu abur cuplată cu instalaţie de desalinare a apei demare (varianta 1)

138


În figura 2.76 este prezentată o instalaţie de desalinizare a apei demare cuplată cu o instalaţie de forţă cu abur.

Partea de desalinizare este formată dintr-o incintă Închisă ermetic,VD, În care' se realizează o presiune absolută de ordinul a 0,3 bar, cuajutorul unui sistem de ejectoare. Aburul motor la ejectoare provine de laturbin~ instalaţiei de forţă, ca abur de priză.

In interiorul vasului de desalinizare se găsesc serpentine prininteriorul cărora circulă apa de mare ca agent rece. În partea inferioară avasului se află apa de mare încălzită final în condensatoarele instalaţiei deforţă cu abur, C d , până la temperatura de aproximativ 70 o C.

La presiunea şi temperatura din sistem apa de mare Începe să fiarbă,iar vaporii de la partea superioară vin În contact cu serpentinele cutemperatura de rouă. În aceste condiţii se produce condensarea vaporilor,condensul care se scurge de pe serpentine este colectat de pâlniile aşezatesub fiecare serpentină, şi eliminat prin pompare.

Această apă "distilată" este condiţionată ulterior prin adăugare desăruri astfel încât ea devine potabilă.

Aproximativ 60 % din apa de alimentare este eliminată din vasul dedesalinizare ca pmjă În care s-au concentrat sărurile din apa de mare.

În figura 2.76 apar unele valori pentru debite, temperaturi şi presiunicores1?uozătoare unei instalaţii în funcţiune În Statele Unite ale Americii.

In figura 2.77 este prezentată o altă variantă de cuplare a uneiinstalaţii de forţă cu abur cu un sistem de desalinizare a apei de mare.

Vasul de desalinizare, VD, are în zona centrală un fascicul tubular. Înexteriorul tuburilor condensează aburul comprimat în condensatorul C şiformează apa distilată. În interiorul tuburilor apa de mare În prealabilpreîncălzită se vaporizează parţial, vaporii fiind aspiraţi de la parteasuperioară a vasului de condensatorul C. De la partea inferioară a vasuluise elimină sub formă de purjă apă concentrată în săruri.

Partea de instalaţie de forţă cu abur lucrează În circuit deschis.Turbina lucrează în sistem de contrapresiune şi livrează consumatorilorabur tehnologic.

Pe axul turbinei este montat alături de generatorul de energieelectrică şi compresorul care serveşte partea de desalinare.

Consumul specific realizat de compresor este la instalaţiile de acesttip de ordinul a 12-15kWh/m3 apă distilată obţinută.

139

TERMOENERGETICA PRELUCRARII PETROLULUI

Abur saturat

GVO

sAbur su raÎncălzit

Abur te hnologic

Condens +apă de adaus

Pur"ă A. demare

Figura 2.77 Instalaţie de forţă cu abur cuplată cu instalaţie de desalinare a apei demare (varianta 2)

140


Capitolul III

INSTALAŢII FRIGORIFICE

In instalaţiile de prelucrare a produselor petroliere sunt unele procesecare se desfăşoară la temperaturi mai mici decât temperatura mediuluiambiant.

Pentru a obţine astfel de temperaturi se utilizează diverse sistemenumite generic "Instalaţii frigorifice".

Dacă temperaturile realizate de aceste sisteme sunt cuprinse întretemperatura ambiantă şi temperatura de -150 °c domeniul se numeştefrigorific, iar la valori de temperatură sub -150 °c domeniul se numeştecflogemc.

In domeniile frigorific şi criogenic cantitatea de căldură schimbată,echivalentă cu caloria din domeniul temperaturilor peste temperaturamediului ambiant, se numeşte frigorie.

Instalaţiile frigorifice sunt realizate pe diferite principii, cu diferitecapacităţi frigorifice, în funcţie de destinaţie.

Pe lângă domeniul prelucrării petrolului, instalaţiile frigorifice suntfoarte răspândite şi în celelalte ramuri ale industriei. chimice (industriaalimentară, fabricarea medicamentelor, lichefierea gazelor etc.).

Generic, prin noţiunea de instalaţie frigorifică se defineşte oricesistem care preia căldura de la o sursă rece şi cedează căldură Unei sursecalde, prin consum de energie din exteriorul sistemului.

Scopul sistemului este transferul de căldură de la sursa rece carepoate fi un flux tehnologic sau o incintă în interiorul căreia trebuie să serealizeze o temperatură scăzută.

Deoarece sensul transferului de căldură de la sursa rece (cutemperatura mică) spre sursa caldă (cu temperatura mai mare) este opussensului natural de transfer de căldură (de la sursa caldă spre sursa rece),acesta nu se poate realiza decât consumând energie din exteriorulsistemului.

In figura 3.1 este prezentat principiul de funcţionare al unei instalatiifrigorifice.

141

TERMOENERGETICA PRELUcRĂRll PETROLULUI

ENERGIE

Figura 3.1 Structura unei instalatii frigorifice.

Clasificarea instalaţiilor frigorifice se face după mai multe criteriicare surprind o mare parte dintre caracteristicile definitorii. In tabelul 3.1este prezentat" un mod de clasificare a procedeelor de obţinere atemperaturilor scăzute şi diferite tipuri de instalaţii frigorifice.

Cele mai numeroase instalaţii frigorifice sunt cele care au la bază unciclu termodinamic închis, cu comprimare mecanică de vapori ai unui agentfrigorific.

Principiile de funcţionare ale acestor categorii de instalaţii frigorificefac obiectul acestui capitol.

142

.......w

Tabelul3.1 Procedee de obţinere a temperaturilor scăzute şi tipuri de instalaţii frigorifice

Prin utilizare de gheată de aDă

Prin utilizarea de gheaţă uscată (Ceh-solid)

În circuit deschis Prin utilizarea de gheată eutectică (obtinută prin congelarea unor solutii cu compozitie eutectică)

Prin utilizarea arnestecurilor refrigcrente

Prin destindere turbionară de gaze În tuburi Vortex-Ranaue

PROCEDEE Prin destindere de gilZeÎn tuburi oulsatoareCU AGENTFRIGOIUFIC Cu coml)rimare mecauică de vapori

Cu vapori Cu adsorbtie

În circuit închis Cu absorbtie (comprimare tenno-cmmică)

Cu ejectie (cu comprimare termică În eiectoare)

Cu g<lZe Prin laminare (Efect Joule-Thompsoll pozitiv)

Prin destindere adiabatică În detentoare

Prin efect termoelectric (efect Peltier)PROCEDEEFĂRĂ Prin demagnetizare adiabatică a substantelor param,agneticeAGENTFRIGOIUFIC Prin efect Etlinghaus

Prin alte procedee tennomagnetoelectrice

@

~

I&?

~

~,

;g~~S

~c::-"""'(el

~


3.1 Agenţi frigorifici.

Agenţii frigorifici din instalaţiile cu comprimare mecanică de vaporisunt substanţe pure sau amestecuri cu compoziţie determinată care parcurgo serie de transformări termodinamice, în circuit închis.

Alegerea unui anumit agent frigorific se face în funcţie de nivelul detemperatură impus în vaporizatorul instalaţiei şi de caracteristicile fizico-chimice ale respectivului agent.

Calităţile necesare unui bun agent frigorific sunt următoarele:• Temperatura critică mare;• Temperatura de solidificare mică;• Presiunea de vapori mică la temperaturile de condensare ŞI

vaponzare;• Căldura latentă de vaporizare mare;• Viscozitate mică;• Volumul specific al vaporilor mic;• Valoarea exponentului adiabatic mică;• Să nu reacţioneze cu lubrifianţii din compresoare;• Să fie inert, necoroziv, netoxic şi neinflamabil;• Să fie disponibil la un preţ rezonabil;

Agenţii de lucru din instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanicăde vapori se aleg dintre următoarele categorii:

-Substanţe organice: amoniac, Dioxid de sulf, Dioxid de carbon,Azot,

Hidrogen;-Substanţe organice: Metan, Etan, Etilenă, Propan, Propilenă, Butan,

Izobutan;-Freoni.Ultima categorie de agenţi frigorifici, freonii, este formată din

compuşi halogenaţi ai metanului sau etanului.Freonii reprezintă cea mai răspândită clasă de agenţi frigorifici.Codificarea lor se face prin simbolul F (de la freon) sau R (de la

refrigerant) urmat de un indice format din două sau trei cifre conformfonnulei:

F(x-I)(y-tl)Zsau Rcx-l)(y-tl)z (3.1)Corespondenţa dintre codul freonului şi formula sa chimică esteurmătoarea:

144


IIII II IL J

mar, is

r---------------II '1Agent de răcire I I mar, tar2

mar, tarI IIIIIIII Agent frigorific

Figura 3.8 Conturul de bilanţ termic pe răcitor-condensatorulinstalaţi ei frigorifice

În relaţia de bilanţ termic termenii referitori la agentul frigorific suntcunoscuţi din ciclul transformărilor, iar pentru agentul de răciretemperatura de intrare tar1este cea la care este disponibil. Temperatura tm2

se impune în funcţie de tipul şi caracteristicile agentului de răcire.Din relaţia de bilanţ termic pe răcitor-condensatoru1 instalaţiei

frigorifice rezultă debitul necesar de agent de răcire:

(3.16)

Estimarea suprafeţei de schimb de căldură pentru răcitor-condensatorul instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de vapori

Relaţia de transfer de căldură între fluxurile din răcitor-condensatoreste:

(3.17)

Coeficientul global de transfer de căldură, kedRc se alege cu valorimici (10-100 W/m2. 0c) dacă agentul de răcire este aerul atmosferic şi cuvalori mai mari (400-800 W Im2 °C) dacă agentul de răcire este apa.

159

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PE1ROLULUl

Diferenţa medie de temperatură din aparat, t:..tmedRC' se calculează camedie ponderală Între diferenţele de temperatură logaritmice pentru fiecarezonă de schimb de căldură.

(3.18)

Figura 3.9 Variaţia temperaturilor şi diferenţele de temperaturăspecifice În răcitor-condensatorul instalaţiilor frigorifice

Din expresiile bilanţurilor termice scrise pentru fiecare zonă dinaparat se calculează temperaturile intermediare txl şi tjQ de pe fluxul deagent de răcire:

Rezultă :

Rezultă:

t = t _ Qracirevapari •x2 ar2 c'

mar' pr

t = t _ Qcondensarexl x2 C

mar' P"

(3.19)

(3.20)

(3.21)

Pentru zona de răcire a condensului se calculează fluxul termictransferat:

160

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULlH

(3.2)

Dacă în compoziţia freonului se găseşte şi Brom, atunci în formulăapare şi simbolul Bt, unde t reprezintă numărul de atomi de Brom.

In acest caz formula generală este:F(x-IXy+I)zBtsau

iar formula chimică va fi:

(3.3)

(3.4)

(3.5)

Pentru stabilirea formulei chimice când se cunoaşte codul freonuluise aplică următoarele reguli:

-Dacă indicele freonului este format din două cifre, prin convenţie sestabileşte că prima cifră este în realitate o, ~ x-l=O, ~x=l~ compusul areun singur atom de carbon în moleculă, deci este un derivat al metanului;

-Dacă în formula freonului nu apare simbolul Bt, rezultă că freonulnu conţine atomi de brom.

-Numărul de atomi de Clor (w) rezultă din condiţia de completare avalenţelor atomului sau atomilor de carbon.

In continuare se exemplifică deducerea formulei chimice pentru treifreoni:

1. Freonul F22

{

X - 1 = O => x = 1 }y+l=2=>y=1

Fn => -)o CHECIz = 2 •

w=4-2-1=1

Freonul codificat F22 reprezintă compusul CHF2CI (monoclor -difluor-metan)

145


2. Freonul R1I4

R(x-l )(y+ l)z -+CxHyF zClw

Freonul codificat R114 reprezintă compusul C2F4Cb (Diclor-.tetrafluor-etan).

3. Freonul R12B.

x-l=O-+x=ly+l=l-+y=O

R12Bl-+ Z = 2 -+ CF2CIBrt = 1

w=4-2-1=1

Freonul codificat R12B] reprezintă compusul CF2CIBr (Brom-Clor-Difluor metan).

In tabelul 3.2 sunt prezentate principalele caracteristici ale celor maiutilizate substanţe ca agenţi frigorifici, iar în tabelul 3.3 sunt definitclasele de toxicitate pentru agenţii frigorifici.

O problemă deosebită legată de utilizarea freonilor în instalaţiilfrigorifice este cea referitoare la impactul unora dintre freoni asuprmediului înconjurător.

S-a constatat, începând din anii '70 o diminuare accentuatăstratului de ozon din troposferă. Acest fenomen a fost explicat prin acţiuneclorului asupra moleculelor de ozon. Clorul poate proveni din compoziţifreonilor cloruraţi sub influenţa radiaţiilor ultraviolete, prin disocierfotolitică.

Reacţiile de formare a clorului din freoni şi de distrugeremoleculelor de ozon sunt următoarele:

146


uvR-CI ---. R+CICl+03----. CIO+02

CI 0+0

Deoarece atomul de clor se regenerează după distrugerea uneimolecule de ozon, el îşi poate continua ciclul de transformări de un numărfoarte mare de ori (zeci şi sute de mii de ori) distrugând un numărechivalent de molecule de ozon.

Acţiunea dorului provenit din freoni asupra ozonului a condus întimp la diminuarea concentraţiei stratului de ozon din troposferă. Acestefect are consecinţe nefavorabile, prin faptul că radiaţiile ultraviolete numai sunt diminuate la nivelul troposferei,. ajungerea lor la suprafaţapământului având influenţe nefavorabile asupra climei şi asupra tuturorformelor de viaţă.

147

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULm

Tabelul 3.2 Proprietăţi fizice ale principalilor agenţi frigorifici.

Temp. Temp. Căldura Limitele ClasaNr Agent normală Normală latentăîn Presiunea Temp. de decrt .. frigoritic Fonnula de topire de C.N. critică °c Critică explozie toxicit

°c tierbere KJlKg °c În aer ate°c %vol.

Bioxidde

1. carbon ca, -56,6 -78,5 573 73,7 31 - 5

2. Amoniac l::lli3 -77,9 -33,3 1368 113 132 15,3-27 2Bioxid

3. de sulf sa' -75,5 -100 390 78,8 157 - 1

4. Ana H,O 0,00 100 2258 221 374 - 6

5. Metan CfI, -182 -161 510 46,4 82,5 5-15,0 5-6

6. Etilena C,H4 -170 -103 483 51,2 9,5 3,0-33 5-6

7. Etanul C,Hc -184 -89 485 48,9 32,2 2,9-13 5-6

8. Propilen CA -185 -48 438 46,0 91,4 2-11 5-6a

9. Pronanul C,Hg -189 -43 428 42,6 96,8 2,1-9,5 5-6

10. Butanul C.Hlo -160 -12 367 36,7 134 1,6-8,5 5-6Freon

II. F-14 CF. -187 -128 135 37,5 45,5 - 6Freon

12. F-13 CF,C1 -181 -82 150 38,6 28,8 - 6Freon

13. F-22 CHF,CI -160 -41 234 49,3 96 Nee).-plo 5ziv

Freon14. F-12 CF,C1, -155 -30 167 41,2 112 - 6

Freoll15. F-40 CH,CI -98 -24 429 66,8 143 8-18 3-4

Freon16. F-114 C,F.CJ, -94 3,5 146 32,8 146 - 6

Freon17. F-21 CHFCI2 -135 8,9 243 51.6 179 Neex-plo 4-5

zivFreon

18. F-II CFCI, -III 23,7 182 43,7 198 - 5Freon

19. F-113 C,F,CI, -37 47,7 144 34,1 214 - 4-5

148


Pe parcursul transformării 2-3 agentul frigorific preia de la sursa recefluxul QR, la temperatura scăzută T2, iar pe parcursul transformării 4-1cedează sursei reci fluxul Qc, la temperatura ridicată T}.

Fluxurile de căldură preluată, QR şi cedată, Qc sunt proporţionale cuariile suprafeţelor cuprinse între segmentele de drepte corespunzătoaretransformărilor şi abscisa entropiei.

Lucrul mecanic tehnic preluat de sistem din exterior esteproporţional cu suprafaţa dreptunghiului definit de stările 1,2,3,4.

La instalaţiile frigorifice nu se foloseşte noţiunea de randament, cuvalori cuprinse Între O şi 1 şi se foloseşte noţiunea de eficienţă frigorificădefinită ca raport între căldura preluată de la sursa rece şi lucrul mecanicconsumat.

(3.6)

În cazurile extreme, când, la limită temperatura inferioară T2 tindespre OK valoarea eficienţei frigorifice tinde spre O. Dacă temperatura T2

tinde spre temperatura T} atunci eficienţa frigorifică tinde spre 00.

In concluzie, la un ciclu ideal, de tip Carnot, pentru o instalaţiefrigorifică eficienţa variază între zero şi infinit (EIFE (0,00)).

În figurile 3.3; 3.4 şi 3.5 sunt prezentate pentru o instalaţie frigorificăcu comprimare mecanică de vapori schema de principiu şi transformărileagentului de lucfţl În diagramele T-s şi P-i.

În cele trei figuri numerele corespund aceloraşi stări.

151

TERMOENERGETICA PRELUCRÂRll PE1ROLULUI

Răcitor condensator

Robinetde111.minllre

Agent de răcire (apă, aer)

2

1

Flux răcit

Figura 3.3 Schema de principiu pentru o instalaţie frigorifid.

T

G

2

s

Figura 3.4 Ciclu) transformărilor dintr-o instalaţie frigorifică cucomprimare mecanică de vapori În coordonatele T-s

152


Tabelul 3.3. Clasele de toxicitate pentru agenţii de lucru din instalaţiile frigorifice.

Clasa detoxicitate

12

34

5

6

Caracterizarea clasei de toxicitateConcentra .. volumice între 0,5 -;.1% În aerul as . t au efect mortal du 5 minuteConcentra.i volumice între 0,5 -;.1% în aerul as . at au efect mortal du ă o orăConcentraţii volumice între 2-2,5% în aerul aspirat au efect mortal după o oră sau efectaralizant ireversibilConcentra .i volumice 2-2,5% În aerul as irat au efect vătămător du două oreConcentraţii volumice până la 20% ÎIl aerul aspirat nu produc vătămări ireversibile dupădouă oreConcentraţii volumice până la 20% În aerul aspirat nu produc nici un efect după douăore

Comunitatea internaţională, încă din 1985, a început să emitărecomandări producătorilor şi utilizatorilor de freoni să elimine progresivfreonii c1oruraţi.

Ultima directivă în acest sens a fost emisă la Copenhaga înnoiembrie 1992 şi ea impune oprirea producţiei de freoni cloruraţi până laînceputul anului 1996, iar pentru freonii fluoroc1oruraţi se recomandă:diminuarea producţiei până în anul 2004 la nivelul anului 1989; între anii2004-2009 reducerea producţiei cu 35%; între anii 2009-2014 reducereaproducţiei cu 90%, iar eliminarea lor completă fiind estimată până în anul2030.

Aceste directive creează probleme tehnico- ştiinţifice proiectanţilorşi constructori10r de instalaţii frigorifice şi instalaţii pompe de căldurădeoarece ei trebuie găsească soluţiile ştiinţifice şi tehnico-economicepentru înlocuirea freoni10r cu alţi agenţi de lucru rară efecte poluantemajore asupra mediului înconjurător.

149


3.2 Instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vapori

Instalaţiile frigorifice cu comprimare mecanică de vapori suntsisteme complexe care realizează o serie de transformări ale lllui agent delucru, într-un circuit închis. Sensul de parcurgere a transformărilor estesensul trigonometric pozitiv, ceea ce presupune'realizarea lllui consum delucru mecanic din exteriorul sistemului.

În figura 3.2 se prezintă ciclul Carnot (ciclul ideal) pentru o instalaţiefrigorifică. Transformările parcurse în sens trigonometric pozitiv sunturmătoarele:

1-2 destindere izoentropică (adiabatică);2-3 destindere izotermică;3-4 comprimare izoentropică (adiabatică);4-1 comprimare izotermică.

T

TI 1 4

T2 - - - - - - - - - - - - - .•••• --- •••••-+----2 3

,,:..•,

,,.. :,s

Figura 3.2 Ciclul Carnot pentru o instalaţie frigorifică

150


p

5

c

.1

Figura 3.5 Ciclul transformărilor agentului de lucru Într-o instalaţie frigorificăcu comprimaremecanică de vapori, În coordonatele P-i

Transformările parcurse de agentul frigorific sunt următoarele:• 1-2 comprimare mecanică a vaporilor saturaţi, În compresorul

instalaţi ei;• 2-3 răcirea vaporilor supramcălziţi, până la temperatura de echilibru• corespunzătoare presiunii ridicate din instalaţie;• 3-4 condensarea izoterm-izobară a vaporilor saturaţi de agent frigorific;• 4-5 răcirea condensului sub temperatura corespunzătoare echilibrului

presiunii ridicate din instalaţie;• 5-6 destinderea izoentalpică În robinetul de laminare;• 6-1 vaporizarea izotenn izobară a lichidului din amestecul În dublă fază

corespunzător stării 6.Utilajele În care se realizează transformările agentului frigorific sunt:

vaporizatorul, compresorul, răcitor-condensatorul şi ventilul de laminare.Vaporizatorul instalaţiei frigorifice este utilajul în care se transferă

fluxul tennic QR de la sursa rece la agentul frigorific. Din punct de vedereconstructiv este un schimbător de căldură clasic (tip fascicul tubular Înmanta) În care fluidul care trebuie răcit circulă prin tuburi iar agentulfrigorific se vaporizează în manta.

153


La unele tipuri de instalaţii frigorifice, destinate să răcească sau sămenţină la temperaturi scăzute anumite produse (cum este cazulfrigiderelor şi vitrinelor frigorifice cu comprimare mecanică de vapori),vaporizatorul este o incintă prevăzută cu o serpentină înglobată în pereţi,prin interiorul căreia circulă agentul frigorific care se vaporizează.

Al doilea schimbător de căldură din structura unei instalaţiifrigorifice este răcitor condensatorul. Acesta are rolul de a transfera fluxultermic Qc de la agentul frigorific la fluxul de răcire care este în majoritateacazurilor apa recirculată, apa de puţ sau aerul atmosferic.

Vaporii suprâlllcălziţi, rezultaţi la refularea compresorului, suferă îninteriorul răcitor-condensatorului iniţial o răcire până la temperaturapunctului de rouă corespunzătoare presiunii ridicate din instalaţie, apoicondensarea izoterm-izobară, iar condensul se subrăceşte puţin subtemperatura de fierbere.

Robinetul de laminare , din structura unei instalaţii frigorifice,reprezintă un dispozitiv care produce pe fluxul de agent frigorific lichid,rezultat din răcitor-condensatorul instalaţiei, o cădere de presiune. Dinpunct de vedere termodinamic, transformarea din robinetul de laminare esteo destindere izoentalpică. Fluxul de agent frigorific rezultat la ieşirea dinsistemul de destindere are presiunea scăzută, temperatura, de asemenea maimică decât cea de la intrare, iar starea de agregare este de dublă fază, cutitlu de vapori de ordinul de mărime x = 0,2-0,4.

Constructiv, sistemul de laminare la instalaţiile de tip industrial estepractic un sistem de reglare automată format dintr-un traductor, regulator şielementul de execuţie robinetul de reglare automată.

La instalaţiile frigorifice de tip casnic (frigidere, congelatoare, lăzifrigorifice, vitrine frigorifice) sistemul de laminare este reprezentat de ocoloană capilară, corespunzător dimensionată pentru a realiza destindereafluxului de agent frigorific.

Cel mai important utilaj din punct de vedere constructiv şi funcţionalîn structura unei instalaţii frigorifice cu comprimare mecanică de vaporieste compresorul.

În majoritatea instalaţiilor, deoarece raportul de comprimare arevalori ridicate, tipul compresorului este cu piston (mai rar centrifuge axialesau radiale).

Antrenarea compresorului este realizată cu motoare electrice, uneori,la instalaţiile frigorifice industriale se utilizează şi antrenare cu turbine cuabur.

154


3.2.1 Stabilirea parametrilor de operare şi dimensionareascbimbătoarelor de căldură dintr-o

instalaţie frigorifică cu comprimare mecanică de vapori

Dimensionarea tehnologică a unei instalaţii frigorifice cucomprimare mecanică de vapori se realizează pornind de la sarcinafrigorifică necesară a fi transferată de la fluxul ce trebuie răcit şi de lanivelul de temperatură la care se realizează acest transfer.

Bilanţul termic pe vaporizator.

Neglijând schimbul de căldură cu mediul înconjurător, bilanţultermic pe vaporizatorul unei instalaţii frigorifice are următoarea expresie:

QR = Q""dat = Qprimil , (3.7)

în care:Qceti>t= msolli ,CpsO/ă(tS!-t,z)= mSOlă~t'l -i",) (3.8)

Semnificaţiile termenilor în expresiile precedente sunt următoarele:-QR -sarcina frigorifică a instalaţiei;-Qcedat -căldura cedată de fluxul care se răceşte (soIă);-Qprimit -căldura preluată de agentul frigorific;-msollbIllaf -debitele masice de flux care se răceşte, respectiv agent

frigorific;-Cp solă-căldura specifică medie a fluxului de solă;-ÎsI,Îs2-temperaturile de intrare şi ieşire ale solei;-it ,it -entalpiile fluxului de solă care se răceşte, la temperaturile de

.11 J'2

intrare respective ieşire din aparat;-Î],Î6 -entalpiile agentului frigorific în stările corespunzătoare

punctelor 1 şi 6 din.ciclul transformărilor din instalaţie.

155


I lIlaf, itIIIII

Agent frigorificlIlaf, Î6

rnsolă, tsl

,------------------1I II II II II I1 II I

1IIIIII

L J ffisloll, ts2

Figura 3.6 Conturul de bilanţ termic pe vaporizatorul instalaţiei frigorifice

În funcţie de valoarea temperaturii necesare solei la ieşirea din aparat( ta,) se stabileşte nivelul temperaturii de vaporizare pentru agentulfrigorific (respectiv presiunea la care se realizează vaporizarea).

ts,tI = t6

!!tmin = ts, - tI

______ ~_t6_

Mmv;. = tSI - tI

Figura 3.7 Variaţia temperaturii În vaporizatorul instalaţiei frigorifice

Acceptându-se valori de 5-7 °e pentru Mmin (Figura 3.7) rezultătemperatura de vaporizare pentru agentul frigorific:tt = t6 = ts, - Mmin

Din diagramele termodinamice ale agentului frigorific rezultăpresiunea corespunzătoare acestui nivel al temperaturiide vaporizare.

156


Această presiune reprezintă presiunea inferioară din instalaţi a frigorifică,presiunea agentului frigorific de la ieşirea din robinetul de laminare până înaspiraţia compresorului.

În funcţie de nivelul de temperaturi şi presiuni din instalaţiafrigorifică şi în funcţie de alte criterii analizate în capitolul 3.1 se alegeagentul frigorific ce va fi utilizat în instalaţie.

Debitul de agent frigorific care va fi circulat în instalaţie se vacalcula în funcţie sarcina frigorifică:

(3.10)

Pentru acest debit în funcţie de stare şi proprietăţi fizice se vordimensiona toate utilajele instalaţiei (schimbătoarele de căldură, conductelede legătură, vasele tampon şi compresorul).

Estimarea suprafeţei de schimb de călduri pentruvaporizatorul instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică de vapori

Relaţia de transfer de căldură între fluxurile din vaporizator este:

(3.11)

Diferenţa medie de temperatură din aparat se calculează ca medielogaritmică între diferenţele de temperatură de la capetele aparatului(Figura 3.7), deoarece agentul frigorific schimbă căldură în condiţiiizoterme:

ltJ = ltJ-., - ltJmm (3.12)med, I1t

ln~ltJmm

Coeficientul global de transfer de căldură ked vap se adoptă cu valoride ordinul 300-500 W Im2•O C, în funcţie de natura fluxului care trebuierăcit şi de natura agentului frigorific.

Din relaţia de transfer rezultă valoarea ariei de schimb de căldură, Aevap în funcţie de care se determină toate detaliile geometrice ale aparatului.

157


Bilanţul termic pe răcitor-condensatorul instalaţieifrigorifice cu comprimare mecanică de vapori

Răcitor-condensatorul instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanicăde vapori este schimbătorul de căldură care transferă fluxul tennic Qc de laagentul frigorific la un agent de răcire, care este în majoritatea cazurilor apasau aerul atmosferic.

Nivelul tennic la care este disponibil agentul de răcire impuneperechile de valori presiune-temperatură de răcire şi condensare, pentruagentul frigorific.

Dacă se neglijează schimbul de căldură cu mediul înconjurătorexpresia relaţiei de bilanţ termic este următoarea:

Qc == Qcedat == Q primit

unde termenii au următoarele semnificaţii:

(3.13)

(3.14)

(3.15)

-h -entalpia vaporilor de agent frigorific, supraîncălziţi în urmacomprimării la presiunea ridicată din instalaţie;

-is -entalpia condensului subrăcit;-lTIar-debitul masic de agent de răcire (apă sau aer);-Cpr -căldura specifică medie între temperatura de lucru, pentru

agentul de răcire;-tarI,tar2-temperaturile de intrare şi ieşire ale agentului de răcire.

158


(3.22)

În funcţie de diferenţele de temperatură calculate la extremităţilefiecărei zone se calculează diferenţele medii logaritmice corespunzătoarecelor trei zone din aparat: răcire vapori, condensare şi răcire condens:

(3.23)

(3.24)

(3.25)

Expresia diferenţei medii de temperatură pentru întregul aparat este:

(3.26)

Sarcina termică pentru întreg răcitor condensator este suma sarcinilorcorespunzătoare fiecărei zone:

Qc = Qrăcire vapori + Qcondensare + Qrăcire condens (3.27)

Din relaţia (3.17) se explicitează expresia suprafeţei de schimb decăldură, necesară întregului aparat, în funcţie de care se vor stabiliprincipalele detalii geometrice.

(3.28)

161

TERMOEr-.'ERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

3.2.2 Calculul puterii necesare motoruluide antrenare a compresorului

Compresorul instalaţiei frigorifice cu comprimare mecanică devapori este utilajul cel mai important şi mai pretenţios din punct de vedereal operării.

Majoritatea instalaţiilor frigorifice din această categorie suntprevăzute cu compresoare cu piston, În diferite variante constructive.

Antrenarea compresoarelor se realizează de obicei cu motoareelectrice, dar sunt şi cazuri în care se utilizează turbine În care se destindeabur sau gaze de ardere.

În figura 3.1Oalături de transformarea ideală 1-2 (comprimareizoentropică) este prezentată şi comprimarea reală, cvasiizoentropică 1-2'.

p

il h iFigura 3.10 Comprimarea c\'asiizoentropică a vaporilor de agent frigorific

reprezentată În coordonatele P-i (Transformarea l-i) ..

Această transformare ia În considerare pierderile de energie produseprin frecările în masa de agent frigorific în timpul comprimării şi prinfrecările dintre agentul frigorific şi componentele compresorului cu carevine în contact.

162


Din cauza disipării energiei sub formă de căldură, starea vaporilorcomprimaţi de agent frigorific se deplasează din poziţia 2 în poziţia i Încare entropia, entalpia şi temperatura au valori puţin mai mari decât înstarea 2.

Puterea teoretică necesară comprimării vaporilor de agent frigorificse calculează În funcţie de debitul de vapori de agent frigorific şi entalpiileÎn starea finală şi iniţială:

(3.29)

Puterea internă, necesară compresorului pentru a realiza starea finalăi,cu acoperirea pierderilor energetice datorate frecărilor, se calculează curelaţia:

(3.30)

Raportul dintre puterea teoretică ŞI puterea internă reprezintărandamentul intern al compresorului

(3.31)

Valorile acestui randament depind de tipul compresorului, tipulagentului frigorific comprimat şi de parametrii de operare.

Pentru instalaţiile industriale, de mare capacitate, valoarea acestuirandament intern este cuprinsă În domeniul 0,8-0,98

Dacă se iau în considerare şi pierderile energetice datorate frecărilordintre componentele compresorului aflate în mişcare şi cele staţionare(segmenţii de etanşare şi ungere ai pistoanelor cu pereţii cilindrilor,lagărele sau rulmenţii de la axul cotit şi de la sistemele bielă-manivelă etc.)puterea efectivă necesară funcţionării compresorului se poate exprima înfuncţie de puterea indicată sau în funcţie de puterea teoretică şi derandamentul mecanic:

p = P, =~ = mat .(i2 -it)e "lm "l;". "li "lm • "li

163

(3.32)

J


Randamentele mecanice ale compresoarelor instalaţiilor industrialedepind de soluţiile constructive de natură mecanică şi au valori în domeniul0,7-0,95.

Puterea teoretică necesară compresorului se poate calcula şi înfuncţie de. exponentului adiabatic al gazului comprimat şi presiunile dinaspiraţie şi refulare.

[

k-J ]

P. =m .C .(r -T.)=m _k_.!!-.r.(1;-1)=m .~.p'v. (~)T -1t al p 2 1 al k-1 M J r. . al k-1 J 1 P. .

1 1

(3.33)

Exponentul adiabatic, k se calculează pentru gazele perfecte ca raportîntre căldura specifică la presiune constantă, Cp şi căldura specifică lavolum constant, Cv:

k= Cp

Cv

Având în vedere relaţiile:

RC -C=-

p v M

(pv) = constant

k RC =_.-p k-1 M

(3.34)

(3.35)

(3.36)

(3.37)

se pot demonstra uşor egalităţile din relaţia (3.33), în care termeniiau semnificaţiile:

R - constanta universală a gazelor;VI - volumul specific al gazului comprimat în condiţiile din

aspiraţie;PI - presiunea în aspiraţie;P2 - presiunea în refulare;P2/P1 - raport de comprimare.

164

TERMOENERGETlCA PRELucRĂRII PETROLULUI

Instalaţii frigorifice cu subrăcirea condensului

Pentru creşterea eficacităţii unei instalaţii frigorifice se poate utilizasubrăcirea agentului frigorific lichid provenit din condensator.

Un grad redus de subrăcire se poate obţine chiar în condensatorulinstalaţiei prin supradimensionarea suprafeţei de schimb de căldură sau prinutilizarea unui agent de răcire cu temperatura la intrare mai scăzută decâtcea considerată la proiectare (înlocuirea apei recirculate cu apă de puţpentru o instalaţie cu agentul de lucru amoniac).

Pentru o subrăcire mai avansată a agentului frigorific lichid se potfolosi două variante.

Prima variantă presupune utilizarea unui răcitor suplimentar, SR,pentru agentul frigorific în stare lichidă, provenit din condensatoru1instalaFei.

In figura 3.11 se prezintă schema de principiu pentru instalaţiafrigorifică prevăzută cu subrăcitor de condens, iar în figurile 3.12, 3.13 suntprezentate transformările agentului frigorific în diagramele T-s şi P-i.

Eficienţa frigorifică a instalaţiei prevăzută cu subrăcitor de condens,6~fI"' este mai mare decât la instalaţia fără subrăcitor, 61F, datorită reduceriipierderilor energetice cauzate de ireversibilitatea procesului de laminare,figura 3.12

(3.38)

Mărimile care apar în relaţiile (3.38), corespund simbolurilor dinfigura (3.12).

Pentru a doua variantă de subrăcire a condensului se utilizează unschimb de căldură regenerativ cu vaporii rezultaţi din vaporizatorulinstalaţiei.

165

TER.MDENERGETICA PRELUCRĂRIT PE1ROLULUI

Figura 3.14 prezintă schema instalaţiei frigorifice care cuprinde şischimbătorul de căldură regenerativ, în care condensul se subrăceşte iarvaporii se supraîncălzesc.

În figura 3.15 sunt prezentate transformările agentului frigorific îndiagrama T-s pentru cazul schimbului de căldură regenerativ.

Prin schimbul de căldură regenerativ se transferă un flux termic qsproporţional cu suprafeţele: 5,6,S6,S5 şi 1,2,S2,Sl.

Agent de răcire

5 SR - Subrăcitor Cd - Condensator

2

5'

RL - Robinet de laminare

V -Vaporizator

2Compresor

Solă răcită

Figura 3.11 Schema unei instalaţii frigorifice care cuprinde un subrăcitorde condens

1'6 1'2q, = Ttk = TdssS sI

(3.39)

Legătura dintre subrăcirea condensului, /1T., = ~ - 1;, şi supraîncă1zireavaporilor, /11; = 1; -1; este realizată prin raportul căldurilor specificeizobare ale vaporilor, Cpv şi condensului, CI

166


(3.40)

s

Figura 3.12 Ciclul transformărilor dintr-o instalaţie frigorificăcu subrăcirea condensului, În diagrama T-s

p

5

:5' :4', ,, ,, ,, ,, ,

(

Figura 3. J 3 Ciclul tTansformărilor dintr-o instalaţie frigorifică cusubrăcirea condensului, În diagrama P.i

167


Agent de răcire

Compresor

3

R

4Cd - condensator

5 2

Schimbătorde căldurăregenerativ

6

2

Robinet delaminare

Solă răcită

Figura 3.14 Schema unei instalaţii frigorifice cu schimbător decăldură regenerativ

168

TERMOEl\'ERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

Căldură regenerată

Figura 3. J5 Ciclul transformărilor dintr-o instalaţie frigorifică prevăzutăcu schimbător de căldură regenerativ, în diagrama T-s

169


p

Figura 3.16 Ciclul transformărilor dintr-o instalaţie frigorifică prevăzută cuschimbător de căldură regenerativ, În diagrama P-i

În figura 3.16 sunt prezentate transformările agentului frigorific Îndiagrama P-i. În funcţie de entalpiile specifice fiecărei stări se defineşteexpresia eficienţi frigorifice, e;F' pentru instalaţia prevăzută cu schimbătorregenerativ.

(3.41)

170

lERMOENERGETICA PRELucRĂRII PETROLULUI

3.2.3 Instalaţii frigorifice cu două trepte de comprimare

Dacă diferenţa dintre temperatura agentului de răcire din condensatorşi temperatura solei răcite, impune presiuni al căror raport este mai mare devalori cuprinse între 6-8, este mai economic să se conceapă instalaţiifrigorifice În două trepte de comprimare.

Fiecare treaptă de comprimare presupune existenţa unui compresor şia unui ventil de laminare. Compresoare1e sunt în majoritatea cazurilorcoaxiale şi au un sistem de antrenare unic.

În cazul necesităţii realizării unor temperaturi cu ordinul de mărimecuprins între -30 şi -35 °c şi când disponibilul de agent de răcire lacondensator este la temperatura de aproximativ 300C se poate concepe oinstalaţie frigorifică în două trepte (Figura 3.17).

Prima treaptă a instalaţiei frigorifice cuprinde vaporizatorul în carese răceşte o solă până la temperatura impusă, un compresor şi un ventil deIamin are, iar treapta a doua cuprinde răcitor-condensatorul instalaţiei, uncompresor şi un robinet de laminare.

Legătura dintre cele două trepte ale instalaţiei frigorificeeste:realizată'printr-unwas separator de faze.

Specific instalaţiilor frigorifice În două trepte este existenţa a treipreslUm:

_ Presiunea scăzută, PI, în circuitul de la ieşirea din robinetul delaminare al treptei r, vaporizator, până în aspiraţia compresoruluidin treapta 1.

_ Presiunea intermediară, P2, În circuitul dintre refulareacompresorului din treapta r, vasul separator, aspiraţiacompresorului din treapta II, ieşirea din robinetul de laminare altreptei II şi intrarea în robinetul de laminarealtreptei 1.

- Presiunea ridicată, P3, între refularea compresoruluidintreapta IT,răcitor condensator şi intrarea în robinetul de laminaLe.al trepteiII.

Din punct de vedere al consumurilor energetice la compresoarele dincele două trepte se poate demonstra că valoarea optimă pentru presiuneaintermediară este media geometriCă a presiunilor reduse şi ridicate,corectată cu un coeficient C = 1... 1,6, dependent de natura agentuluifrigorific şi de regimul de funcţionare. /

P2 == c.J~ .p; (3.42)

171

.~

fil~.""al~~

~;il~

~

Agent derăcire

Qc

9

9

Răcitorcondensator

TREAPTA Il

Robinet de laminaretreapta II

5

103

5

~ 10

L t Vas____ separa-::.::-...::---tor2

3

Robinet de laminaretreapta 1

TREAPTAI

2, {

Compresor treapta I

Vaporizator

4

4Solă răcită•....

;:j

Figura 3.17 Schema unei instalaţii frigorifice cu două trepte de comprima re

T


6

TREAPTA II

10

TREAPTAI

s

Figura 3.18 Ciclul transformărilor Într-o instalaţie frigorifică Îndouă trepte reprezentat În diagrama T-s

p

4

TREAPTA II

TREAPTAI

6

Figura 3.19 Ciclul transformărilor dintr-o instalaţie frigorificăÎn două trepte reprezentat În diagrama P-i

173


Debitul de agent frigorific din treapta r, mI, se calculează în funcţiede sarcina frigorifică Qr şi entalpiile corespunzătoare stărilor 1 şi 4.

(3.43)

Din bilanţul termic realizat pe un contur în jurul vasului separatorrezultă debitul de agent frigorific din treapta a II-a, m2:

(3.44)

(3.45)

Puterile efective necesare pentru antrenarea compresoarelor dintreapta r şi II vor fi:

(3.46)

(3.47)

La numitorii relaţiilor (3.46), (3.47) apar randamentele interne şimecanice pentru cele două compresoare .

Eficienţa frigorifică teoretică pentru o instalaţie frigorifică cu douătrepte are expresia:

(3.48)

174


3.2.4 Instalaţii frigorifice cu trei trepte de comprimare

Pentru a realiza temperaturi de vaporizare mai mici de -50oC fără acreşte raportul de comprimare peste valorile optime se recomandăinstalaţiile frigorifice cu trei trepte . de comprimare a vaporilor de agentfrigorific.

În figurile 3.20 şi 3.21 sunt prezentate schema şi ciclultransformărilor în diagrama P-i pentru o instalaţie frigorifică cu trei treptede comprimare.

Instalaţia este formată din trei compresoare independente sau treitrepte ale aceluiaşi compresor, antrenate de un singur motor.

Alături de schimbătoarele de căldură, clasice oricărui tip de instalaţiefrigorifică cu comprimare mecanică de vapori, vaporizatoru1 în care serăceşte o solă şi răcitor condensatorul în care se răcesc şi condensează r

vaporii de agent frigorific, instalaţia mai cuprinde trei robinete de laminare,unul pentru fiecare treaptă şi două vase separatoare care fac legătura întretreptele de comprimare.

În instalaţie există patru presiuni specifice:-p] - presiunea scăzută, care asigură vaporizarea agentului frigorific

la temperatura minimă din instalaţie. Această presiune se află între ieşireadin ventilul de laminare 1, vaporizator şi intrarea în aspiraţia compresorului1.

-P2 - presiunea intermediară scăzută, între refularea compresorului 1,vasul V], intrarea în robinetul de laminare 1, conducta de aspiraţie acompresorului II şi conducta dintre robinetul de laminare II şi vasul V].

-P3 - presiunea intermediară ridicată, între refularea compresoruluiII, vasul V2, conducta dintre vasul V2 şi robinetul de laminare II, conductade aspiraţie a compresorului TII şi conducta dintre robinetul de laminare TIIşi vasul V2.

-P4 - presiunea ridicată din instalaţie, între refularea compresoruluiTII,răcitor condensator până la intrarea în robinetul de laminare TII.

Presiunile extreme p] şi P4 sunt stabilite în funcţie de diagramaspecifică agentului frigorific ales şi de temperaturile impuse în vaporizatorşi condensator răcitor.

175


Presiunile intermediare P2 şi P3 sunt calculate pentru rapoartele decomprimare egale pe fiecare treaptă:

(3.49)

Debitele de agent frigorific vehiculate prin cele trei trepte decomprimare sunt stabilite în funcţie de sarcina frigorifică transferată învaporizator şi de bilanţurile termice pe vasele separatoare V] şi V2.

, Notând cu m], m2, m3 debitele masice de freon corespunzătoarefiecărei trepte de comprimare se pot scrie următoarele relaţii în funcţie deentalpiile specifice corespunzătoare stărilor din figurile 3.20 şi 3.21.

-Sarcina termică a vaporizatorului:

(3.50)

-Bilanţul termic pe vasul separator V]:

(3.51)

-Bilanţul termic pe vasul separator V2:

(3.52)

-Sarcina termică a răcitor-condensatorului:

(3.53)

Eficienţa frigorifică pentru instalaţia cu trei trepte de comprimareCIFl+ll+l1I se exprimă ca raport între sarcina termică a vaporizatorului şiputerea necesară antrenării celor trei compresoare:

(3.54)

În concluzie, instalaţiile frigorifice cu trei trepte de comprimare auapărut ca necesitate de a obţine temperaturi foarte scăzute rezolvândproblemele legate de operarea compresoarelor la raporturi de comprimarefoarte ridicate.

]76

3 --r-- 5 --r 1&'1

4 6 ~

CompresorI

~

Compre"" IIl Compresor III~

Solă I trl

răcită. ::l

("l

5 ;l>

::.il \. ~) Vaporizator ~V' L.-~ V,Răcitor ~

l Rob;"'" lam;o'" II ==l condensator t;Robinet laminare 1 ~,

13 121__ I 11 10'""

Treapta 1 Treapta II Treapta III I~~o-<

Figura 3.20 Schema instalaţiei frigorifice cu trei trepte de comprimare


Dificultăţile operării unei astfel de instalaţii SImt rezolvate pnnautomatizarea corespunzătoare.

Deşi mai complexe din punct de vedere constructiv, decât instalaţiilefrigorifice cu una sau două trepte de comprimare, instalaţiile frigorifice cutrei trepte de comprimare îşi găsesc domenii de aplicare în realizareafrigului mediu şi înaintat în unele instalaţii tehnologice din rafinării şipentru producerea zăpezii carbonice, la temperatura de sublimare a CO2

care este de -78°C.

p

P4 ----------------------------

P31;0III II,,I,,

P2 I

112,I, 1II,I

14 ,P1 --

,

6

Figura 3.21 Ciclul transformărilor agentului frigorific Într-o instalaţiecu trei trepte de comprimare, reprezentat În diagrama P-i

178


3.2.5 Instalaţii frigorifice în cascadă

Obţinerea temperaturilor cu ordinul de mărime -100 °c nu esteposibil să se realizeze în instalaţii frigorifice care să utilizeze doar UlI'

singur agent frigorific, deoarece distanţa dintre punctele critic şi triplu aleacestuia nu este suficient de mare încât să acopere întregul domeniu delucru. Această problemă se poate rezolva prin cuplarea în cascadă a douăsau mai multe instalaţii frigorifice cu agenţi de lucru diferiţi.

Cuplarea instalaţiilar în cascadă se realizează prin schimbătoare decăldură comune: condensatorul instalaţiei cu nivelul inferior de temperaturăeste vaporizatorul instalaţiei cu nivelul superior de temperatură. Fiecarenivel al cascadei poate fi realizat dintr-o instalaţie frigorifică cucomprimare de vapori simplă, cu una sau cu două trepte de comprimare, înfuncţie de rapoartele dintre presiunile de refulare şi aspiraţie de la fiecarecompresor.

Într-o instalaţie frigorifică în cascadă, în două niveluri se recomandăutilizarea în treapta inferioară a unui agent de lucru cu temperatura devaporizare foarte scăzută la presiunea atmosferică, de exemplu freonii F13,F14, F23, hidrocarburi cum sunt: etanul, etilena, propanul, propilena,metanu1 sau chiar azotul. În instalaţia corespunzătoare nivelului superior detemperatură se pot utiliza ca agenţi de lucru amoniacul sau freoni de tipul:F12, F22, F141.

În figura 3.22 este prezentată schema de principiu a unei instalaţiifrigorifice în cascadă, cu două niveluri. Legătura dintre cele două părţicomponente ale "cascadei" frigorifice se realizează prin scmmbătorul CVcare este condensator pentru nivelul inferior de temperatură şi vaporizatorpentru nivelul superior de temperatură.

Reprezentările transformărilor celor doi agenţi de lucru dintr-oinstalaţie frigorifică în cascadă cu două niveluri se realizează în diagramepe care sunt trasate cele două curbe caracteristice agenţilor de lucru.

În figura 3.23 se prezintă ciclurile agenţilor de lucru în diagrama T-sdin instalaţia în cascadă cu două niveluri, punctele caracteristicetransformărilor corespund cu cele din figura 3.22.

Ciclurile transformărilor celor doi agenţi de lucru trebuie să facăposibile pe lângă transferurile de căldură de la sursa rece şi sursa caldă şitransferul dintre cele două niveluri ale cascadei.

179


Nivel 1 (Temperatura scăzută) Nivel II (Temperatura ridicată)

6

2Compresor Compresor

nivel 1 nivel II2 7

Solă Condensatorrtlcită1a 3 Vaporizator nivel 1 Condensator

-50, _100oC nivel 1 nivel II

Robinet laminare 5 9 Robinet laminarenivel 1 nivel II

4 5 9 10

Figura).22 Schema unei instalaţii frigorifice În cascadă, cu două niveluri detemperatură

Acest din urmă schimb de căldură se realizează în schimbătorulcomun celor două niveluri ale cascadei, CV. Agentul frigorific din nivelul 1condensează la temperatura Tci, iar agentul frigorific din nivelul II sevaporizează la temperatura Tvs (Figura 3.23).

180


Alegerea celor doi agenţi frigorifici se face astfel Încât diferenţa detemperatură:

(3.55)

să fie de ordinul de mărime 5-10 Dc.Principalii parametri de lucru ai unei instalaţii frigorifice În cascadă,

cu două niveluri se exprimă din relaţiile de bilanţ efectuate pe utilajelespecifice (Figurile 3.22 şi 3.23):

s

Figura 3.23 Ciclurile agenţilor frigorifici Într-o instalaţie tip cascadă cu douăniveluri de temperatură

181


- sarcina frigorifică a instalaţiei:

(3.56)

Din relaţia (3.56) se calculează debitul de agent frigorific din primulnivel al cascadei, m) În funcţie de caracteristicile solei ce trebuie răcită.

- sarcina termică a schimbătorului condensator-vaporizator (CV):

(3.57)

Din relaţia (3.57) se calculează debitul de agent frigorific din aldoilea nivel al cascadei, m2.

- Sarcina termică a condensatorului din nivelul II al cascadei

(3.58)

Din relaţia (3.58) se calculează debitul apei de răcire, mapă.Eficienţa frigorifică pentru instalaţia frigorifică exemplificată se

calculează cu relaţia:

(3.59)

În numeroase aplicaţii practice nivelurile cascadei sunt realizate cuinstalaţii frigorifice în două sau chiar trei trepte.

În figura 3.24 se prezintă schema unui instalaţii frigorifice cu douăniveluri, fiecare având câte trei trepte de comprimare.

Instalaţia este destinată răcirii unui flux de metanol până latemperatura de -70oC, necesar în cadrul tehnologiei de separare aparaxilenului prin cristalizare.

În primul nivel al cascadei agentul de lucru este etilena, iar în cel de-al doilea nivel agentul de lucru este propanul.

Schema prezentată în figura 3.24 reprezintă lill exemplu elocvent decombinare a instalaţii lor frigorifice în cascadă cu comprimarea în trepte.

În tabelul 3.4 sunt prezentate valorile principalilor parametri de lucruai instalaţiei din figura 3.24.

182


Instalaţia cuprinde toate elementele specifice comprimării în treitrepte, iar legătura Între cele două niveluri ale cascadei este realizată înschimbătorul condensator-vaporizator, În care etilena condensează la,temperatura de -30oC, iar propanul se vaporizează la -3SoC.

Instalaţiile frigorifice în cascadă pot asigura atingerea unortemperaturi foarte scăzute, (sub -150°C), prin cuplarea În cascadă a 3 sau 4niveluri.

183

-00...

Metanol-70oC

RLI]

Compresor 1

Vaporizator

RLI2Nivelul 1 al cascadei(agent de lucru etilenă)

-,--

Compresor IT

2

Nivelul IT al cascadei(agent de lucru propan)

~?il

I~

~'

[il~~S

Figura 3.24 Schema unei instalaţii frigorifice În cascadă cu două niveluri şi câte trei trepte de comprimare pe fiecare nivel


Tabelul 3.4 Parametrii de lucru pentru instalaţia În cascadă din figura 3.24.

Nivelul cascadei Nivelul 1 Nivelul IIA ent de lucru Etilena Pr

Vapori- CondensatorPoz' .e în schemă zatorul SI. VTI Va rizator S IIz VTIIPresiunea, bar 2,95 7,7 20 1,34 5,1 14,4

Tem ratura, C -83 -30 .35 1 40Raport de 1,56 2,60 1,90 2,82corn rimare

Dificultatea realizării unor astfel de cascade este alegerea agenţilorde lucru cei mai potriviţi, astfel încât să se acopere întreg domeniul detemperaturi între vaporizatorul primei trepte şi condensatoru1 ultimei treptela rapoarte de compriIDare optime.

Figura 3.25 cuprinde schema unei instalaţii frigorifice în cascadă cu4 niveluri.

Agenţii de lucru pentru cele 4 niveluri sunt în ordinea crescătoare atemperaturilor: azotul, metanul, etilena şi amoniacul.

În cadrul schemei sunt trecute şi temperaturile fluxurilor pecondensator-vaporizatoarele care fac legătura între cele patru nivele alecascadei.

Instalaţia cuprinde pentru fiecare nivel câte un compresor şi un ventilde laminare.

Stabilirea presiunilor de lucru intermediare pentru nivelurile 2 şi 3este realizată printr-un algoritm de optimizare tehnico-economică.

185

~fi]~Si::l~

~

~,

t¥l~

~

RL4RL3

tvl = -1 940C ~'~_lrW~I_161"C td~rWiI04"C tC3= -280C1"4 == 33

0C ~ Apă

tC4= 600C de.răclIe

~I Solă ( ~v, Cd) V2 Cd2 V3 Cd3 V4 Cd4

Nivel 1(agent de lucru azot)

Nivel 2(agent de lucru metan)

Nivel 3(agent de lucru etilenă)

Nivel 4(agent de lucru amoniac)

Figura 3.25 Schema unei instalaţii frigorifice În cascadă cu 4 niveluri


Capitolul IV

INSTALAŢII TIP POMPĂ DE CĂLDURĂ

Instalaţiile tip pompă de căldură sunt principial identice cuinstalaţiile frigorifice, diferenţele constând în domeniul parametrilor delucru şi scopul instalaţi~i.

Asemănător cu instalaţiile frigorifice,. instalaţiile tip pompă decăldură sunt sisteme complexe care realizează transferul de căldură de la osursă cu temperatură scăzută, sursa rece, la un mediu cu temperatură mairidicată, sursa caldă, consumând pentru aceasta lucru mecanic.

Scopul instalaţiilor tip pompă de căldură este transferul de căldurărealizat spre s~a caldă, spre deosebire de instalaţiile frigorifice care audestinaţia realizării transferului de căldură de la sursa rece (Figurile 4.1 şi3.1).

Sursa caldă

Energie

Figura 4.1 Structura unei instalaţii tip pompă de căldură

187


Având în vedere destinaţia instalaţiilor tip pompă de căldurăeficienţa ciclului ideal (Carnot) are expresia (Figura 4.2):

În care termenii au următoarele semnificaţii:- Qc - fluxul termic cedat sursei calde;- L - lucrul mecanic consumat de pompa de căldură;- TI - temperatura sursei reci;- Tz - temperatura sursei calde.

T

(4.1)

T2 ----------~. Qc

2

TI •• 4.:..-. __ .••..•_!-- ...•- QR

,}4,

s

Figura 4.2 Ciclul Carnot pentru o instalaţie tip pompă de căldură

Teoretic, eficienţa unei pompe de căldură ia valori cuprinse Înintervalul (1,00); (când temperatura TI tinde spre OK, Spe tinde sprevaloarea 1, iar când temperatura TI tinde spre temperatura Tz, &pc tindespre infinit).

Instalaţiile tip pompă de căldură sunt realizate într-o gamă extrem demare de tipodimensiuni, destinate unor diverse aplicaţii la nivel social şiindustrial.

188


Clasificarea pompelor de căldură se realizează după diverse criterii,cum Slmt:

- După principiul de funcţionare cele mai importante pompe decăldură sunt: cu comprimare mecanică de vapori, cu comprimare degaze, cu absorbţie şi cu ejec~e de abur.După puterea consumată instalaţiile tip pompă de căldură sunt decapacitate mică, (sub 1 kW), de capacitate medie, (l-lOkW) şi decapacitate mare (peste 100 kW).După destinaţie, pompele de căldură sunt realizate pentru încălzireaunor obiective social - economice, pentru creşterea nivelului termical unor resurse energetice secundare cu potenţial termic scăzut saupentru realizarea unor obiective tehnologice specifice unor ramuriindustriale.

În funcţie de principiul de funcţionare şi destinaţia pompei de căldurăsursa rece poate fi reprezentată de:

- mediul înconjurător (aerul atmosferic, apa unor lacuri, râuri, apafreatică, apa de mare sau chiar solul în unele variante);- apa de răcire utilizată în unele domenii industriale (rafinării depetrol, centrale electrice de termoficare etc.).- fluxuri telmologice cu nivel termic scăzut, în domenii industriale

cum sunt (industria chimică, industria alimentară, industria farmaceuticăetc.).

4.1 Instalaţii tip pompă de căldurăcu comprimare mecanică de vapori

În domeniile industriale cele mai răspândite tipuri de instalaţii pompede căldură sunt cele cu comprimare mecanică de vapori, de mare capacitatecare realizează transferuri de căldură în scop regenerativ sau recuperativ dela fluxuri tehnologice cu nivel termic scăzut.

Agenţii de lucru în cadrul acestor pompe de căldură sunt freonii cuparametrii critici ridicaţi cum sunt amoniacul sau unele hidrocarburi încazul în care acestea există disponibile în instalaţii, la concentraţiiadecvate.

189


Schema instalaţiilor şi ciclul transformărilor agenţilor de lucru suntprincipial identice cu cele prezentate la instalaţiile frigorifice (figurile 3.3,3.4,3.5).

5

6

Robinet delaminare

6

Răcitor condensator

Compresor

Vaporizator

2

Sursa rece(flux cu nivel termic scăzut)

Figura 4.3 Schema de principiu pentru o instalaţie tip pompă de căldură

În figura 4.3 sunt prezentate utilajele principale din schema uneiinstalaţii tip pompă de căldură.

. Vaporizatorul instalaţiei este schimbătorul de căldură în care serealizează transferul de căldură de la sursa rece, reprezentată de fluxuritehnologice cu nivel termic scăzut, sau 'elementele mediului ambiant (aer,apă de râu, apa din lacuri etc.).

190

T


2

s

Figura 4.4 Ciclul transformărilor agentului de lucru dintr-oinstalaţie tip pompă de căldură, În coordonate T-s

p

2

Figura 4.5 Ciclul transformăriIor agentului de lucru dintr-o instalaţietip pompă de căldură, în coordpnate P-i

191


Răcitor-condensatorul instalaţiei este schimbătorul de căldură carrealizează răcirea vaporilor supraîncălziţi până la starea de saturaţiecondensarea acestora şi o uşoară subrăcire a condensului. Transferul dcăldură din răcitor-condensator, în care "sursa caldă" îşi măreşttemperatura, este scopul întregii instalatii.

În figurile 4.4 şi 4.5 sunt pr~zentate transformările pe care 1realizează agentul de lucru, În diagramele T-s şi P-v.

Toate aspectele care ţin de dimensionarea utilajelor componentestabilirea parametrilor de funcţionare şi celelalte aspecte tehnico-economice sunt asemănătoare cu cele prezentate În subcapitolul 3.2.1pentru )nstalaţiile frigorifice.

In subcapitolele următoare se vor prezenta două aplicaţii aleinstalaţiilor tip pompă de căldură, una referitoare la recuperarea căldurii dinapa reirculată utilizată la răcirea unei fracţii petroliere şi a doua referitoarela cuplarea unei pompe de căldură în schema unei coloane de fracţionare.

4.2 Utilizarea pompelor de căldură pentru recuperareacăldurii dintr-un flux tehnologic cu nivel termic scăzut

Fracţiile petroliere se obţin În instalaţiile tehnologi~e din coloane defracţionare la temperaturi relativ ridicate (120 - 320 0c). Inainte de a fidepozitate ele se răcesc În două etape, prima prin regenerare sau recuperarede căldură, iar a doua prin schimb de căldură spre agenţi de răcire cum suntaerul atmosferic sau apa recirculată.

În această a doua etapă fracţiile petroliere se răcesc până 1temperaturi de depozitare de ordinul a 40-100 aC, impuse de considerentelegate de protecţia muncii, paza contra incendiilor şi de protecţia mediului.

Cantităţile de căldură transferate spre aerul sau apa de răcire, deşisunt foarte mari datorită debitelor mari de fracţii răcite, nu sunt utilizabileîn scopuri utile datorită nivelului de temperatură relativ scăzut. Sistemelede răcire utilizate În prezent pe scară largă Ia nivelul rafinăriilor de petrol şicentralelor electrice şi de termoficare, necesită investiţii şi cheltuieli deoperare majore cu instalaţiile de apă recirculată şi cu răcitoarele cu aerindependente.

O soluţie interesantă din punct de vedere tehnico-economic pentrudiminuarea cheltuielilor cu răcirea fracţiilor petroliere calde este adoptarea

192


sistemelor tip pompă de căldură. Deşi realizarea acestor sisteme necesităinvestiţii şi cheltuieli de operare destul de mari, ele realizează şi veniturisemnificative prin generare de căldură la nivel termic suficient de ridicatpentru unele utilizări social-economice.

Veniturile obţinute prin operarea pompelor de căldură ataşatesistemelor de răcire a fracţiilor petroliere amortizează în câţiva aniinvestiţiile realizate, acoperă cheltuielile de operare şi asigură un profitsemnificativ.

În figura 4.6 este prezentată structura unei pompe de căldură ataşatăsistemului de răcire cu apă recirculată a unei fracţii de distilat de vid dintr-oinstalaţie de Distilate Atmosferică şi sub Vid a ţiţeiului (DAV).

Adaptarea pompei de căldură nu necesită înlăturarea răcirii cu apărecirculată, aceasta putând fi recuplată imediat în cazul apariţiei unordefecţiuni.

Instalaţia pompă de căldură este cuplată la răcitorul de distilat de vid(RDV) prin intermediul circuitului de apă de răcire. Prin Închiderearobinetelor Rl, R3 şi deschiderea robinetelor R2, ~ zestrea de apă din vasultampon VTA realizează transferul de căldură de la distilatul de vid lavaporizatoarele VI, V2 ale pompei de căldură.

Parametrii de lucru pentru răcitorul de distilat de vid, nu se modificăÎn comparaţie cu funcţionarea în varianta fără pompă de căldură, respectiv,pentru cazul analizat distilatul de vid se răceşte de la temperatura de 1750Cpână la temperatura de 70oC, iar apa de răcrre se Încălzeşte de la 30 la40oC.

Această apă de răcire cedează căldura agentului de lucru, freonul F-21, În vaporizatoarele VI şi V2 la nivelul scăzuf de temperatură (20°C).Cele două vaporizatoare VI şi V2 lucrează În sistem înecat prin menţinereaautomatizată a nivelului de freon lichid la punct de fierbere În vasul tamponVTF. Din acest vas tampon în care freonullichid se găseşte la echilibru cuvaporii săi la temperatura de 200C şi presiunea de 1,5 bari, compresorulinstalaţi ei (C) aspiră vaporii şi Îi comprimă În starea de vaporisupraîncălziţi la presiunea de 5,2 bari şi temperatura de 88°C. Aceşti vaporisupraîncălziţi se răcesc şi condensează În răcitoarele - condensatoareleRCD1 şi RCD2. Condensul rezultat se subrăceşte în continuare Înschimbătorul RFL şi trece în vasul tampon VTF. Circuitul freonului seÎnchide prin destinderea izoentalpică În robinetul de laminare RL şi intrareaîn vasul separator de freon, VSF.

193


Apă menajeră, 200CApă menajeră,SSoC

Apărecirculatăe aturnulde răcire

Pompă apă

VTF

Distilat de vid17SuC

Apă recirculat30 C

Figura 4.6 Pompă de căldură destinată recuperării de căldură dintr-un flux de apăcaldă provenită de la răcirea distilatului de vid

Căldura cedată de freon prin răcire şi condensare în schimbătoareleRCD], RCD2 şi RFL este preluată în mod util de către un flux de apămenajeră care se încălzeşte de la temperatura ambiantă de 200C până latemperatura de 550C impusă pentru utilizare casnică.

Această apă menajeră poate fi utilizată pentru necesităţile sociale lanivelul rafmăriei în care este amplasată sau poate fi furnizată zonelorurbane sau altor consumatori din vecinătate. Eficienţa utilizării unui astfel

194


de sistem de recuperare a căldurii este dependentă de nivelul preţurilorpentru utilaje, freon, energie electrică, combustibili şi energie termică.

Tabe/u/4.1 Mărimi caracteristice pompei de căldură prezentată În figura 4.6

I

Nr.clt. Parametrul Valoarea Unitatea demăsură

I Debitul de distilat de vid 140 t/hFlw.w termic preluat de pompa de căldură de Ia apa

2 de răcire 31,39.106 kJlh3 Debitul de aPă de răcire 750 t/h4 Presiunea redusă din circuitul POmpei de căldură 1,5 bar5 Temoeratura de vaporizare la nresiunea redusă 20 °c6 Presiunea ridicată din circuitul pompei de căldură I 5,2 bar7 Temperatura vaooriIor de freon supraîncălziti 88 "c8 Temoeratura de condensare la presiunea ridicată 60 vc9 Raportul de compresie al compresorului 3,45 -10 Debitul de freon în insta1atie 145,5 tlhII Puterea comnresorului 1635 kW

Sarcina termică a condensatoarelor şi răcitorului de12 freon 36,69.106 kJlh13 Debitul de apă menajeră încălzită de la 20 la 55uC 250 t/h14 Suprafaţa de schimb de căldură a condensatoarelor şi 2x510+IIO-

răcitorului de freon 1130 m2

15 Suprafata vaporizatoarelor de freon 2 x 505 - 1010 m"

În tabelul 4.1 sunt prezentate câteva mărimi caracteristice sistemuluianalizat, mărimi care nu sunt dependente de nivelul preţurilor de la unmoment dat.

Sistemul analizat s-a dimensionat în corelaţie cu căldura cedată defracţia de distilat de vid dintr-o instalaţie DAV, dar sistemul poate ficonceput şi independent de fracţiile petroliere care se răcesc, el preluândcăldură direct din returul circuitului de apă de răcire de la o instalaţietehnologică sau direct de la turnul de răcire care serveşte mai multeinstalaţii tehnologice.

195


4.3 Utilizarea instalaţiilor tip pompă decăldură la coloane de fracţionare

c~-Amestecbogat înpropilenă

Reflux

Condensator Răcitor

Unele coloane de fracţionare În care se realizează separarea unoramestecuri binare formate din compuşi cu plmcte de fierbere apropiate(etan - etilenă, propan - propilenă, butan - butene) permit cuplarea cuinstalaţii tip pompă de căldură. Această cuplare se realizează cu scopulreducerii cheltuielilor de operare aferente funcţionării coloanei şi În unelecazuri şi pentru reducerea investiţiei În noua variantă de funcţionare.

Analiza posibilităţilor de cuplare Între o instalaţie tip pompă decăldură şi o coloană de fracţionare se va realiza pentm cazul coloanei defracţionare a unui amestec propan - propilenă.

În varianta clasică pentm condensarea vaporilor de la vârful coloaneişi pentm generarea de vapori la baza coloanei se utilizează douăschimbătoare de căldură, răcitor - condensator şi refierbător şi se consumădouă utilităţi, apă de răcire şi abur saturat a căror disponibilitate la nivelulrafinăriilor nu este foarte mare.

În figura 4.7 se prezintă varianta clasică de dotare a coloanei defracţionare a amestecului propilenă - propan.

Apă de răcire

Amestec propan- ~propilenă

C3 - Amestec bogatÎn propan

};igura 4.7 Varianta clasică a coloanei de separare a amestecului propan -propilenă

196


Deoarece fracţiile de produse obţinute la vârful şi baza coloanei auconcentraţii foarte ridicate În propilenă, respectiv propan şi deoarece aceşticomponenţi au calităţile unor buni agenţi frigorifici se vor analiza alături deo instalaţie de tip pompă de căldură clasică şi două variante mai deosebite,în care agenţii de lucru vor fi chiar produsele de vârf şi bază ale coloanei,În circuite deschise şi semideschise.

Utilizarea instalaţiilor tip pompă de căldură la coloanele defracţionare este justificată de faptul că de la o coloană de fracţionare seelimină căldură la un nivel termic mai scăzut prin condensatorul de la vârfşi se primeşte căldură la un nivel termic mai ridicat prin refierbătorul de labază.

Prin cuplarea coloanei de fracţionare cu o instalaţie tip pompă decăldură clasică (Figura 4.8) se realizează eliminarea apei de răcire de lacondensatoml vaporilor de la vârful coloanei şi a aburului saturat de larefierbătoml din baza coloanei.

În noua variantă. investiţia creşte prin apariţia compresorului,robinetului de laminare şi a vaselor tampon, fără rol tehnologic În schemainstalaliei, dar necesare pentru operarea În condiţii corespunzătoare.

In noua variantă sistemul devine un consumator semnificativ deenergie electrică la compresorul pompei de căldură.

Această situaţie este mai avantajoasă deoarece energia electrică estedisponibilă şi accesibilă la un preţ mai mic decât apa de răcire şi aburulsaturat.

Refierbătorul coloanei reprezintă pentru instalaţia pompă de căldurărăcitor - condensatorul, RC, pentru vaporii supraîncălziţi de freon,proveniţi din refularea compresorului C. Condensul rezultat din răcitor-condensator se destinde izoentalpic în robinetul de laminare, RL, amesteculde freon rezultat În dublă fază se separă În vasul separator de freon, VSF,din care se alimentează vaporizatorul V.

Vaporizatorul pompei de căldură reprezintă condensatorul vaporilorde la vârful coloanei de fracţionare.

Având în vedere faptul că la o coloană de fracţionare presiunea delucru este impusă de temperatura de condensare a vaporilor de la vârf,respectiv de temperatura agentului rece utilizat pentru condensare (apărecirculată, aer, apă de puţ) şi de faptul că presiunea pe coloanăinfluenţează şi dimensiunile coloanei, În cazul proiectării unei coloanecuplate cu o instalaţie pompă de căldură se pot alege tipul de freon utilizatşi parametrii de operare astfel Încât temperatura de condensare a vaporilorde la vârful coloanei să fie mai mică, respectiv presiunea pe coloană să fiemai redusă, cu consecinţe favorabile sub aspectul investiţiei.

197


VSF

Figura 4.8 Coloana separare propilenă-propan cuplată cu o instalaţie tip pompăde căldură clasică

În cazul adaptării unei pompe de căldură la o coloană de fracţionareexistentă stabilirea parametrilor de lucru pentru pompa de căldură trebuiesă se facă astfel încât să nu se afecteze capacitatea de separare prinmodificarea condiţiilor de lucru de la condensatorul de vapori de la vârf saude la refierbătoml din bază.

Decizia cuplării unei pompe de căldură clasice la o coloană defracţionare trebuie să se adopte în urma unei analize tehnico-economicefoarte riguroase. Aceasta trebuie să ia în considerare raportul între costulapei şi aburului utilizate în varianta fără pompă de căldură şi costul energieielectrice consumate la compresoml pompei de căldură.

De asemenea, trebuie să se estimeze. cât mai exact valoareainvestiţiei impuse de realizarea pompei de căldură şi amortizarea acesteia.

Toate calculele trebuie să se realizeze în mai multe variante, pentrudiferite scenarii de evoluţie a preţurilor pe termen scurt, mediu sau lung.

198


În cazul coloanelor de separare a amestecurilor etilenă-etan,propilenă-propan, deoarece produsele separate au concentraţii foarteridicate în etilenă, etan, respectiv propilenă, propan şi deoarece acesteproduse au calităţile necesare a fi utilizate ca agenţi de lucru în instalaţiilefrigorifice şi instalaţiile tip pompă de căldură, s-au conceput scheme depompe de căldură care funcţionează în circuit deschis cu produsele separateîn coloană.

Pompe de căldură care utilizează ca agent de lucrulichidul din baza coloanei de separare

Acest tip de pompă de căldură se exemplifică tot pentru cazul uneicoloane care separă un amestec propilenă-propan.

Agentul de lucru pentru pompa de căldură se consideră o parte dinlichidul din baza coloanei, care are o concentraţie foarte mare în propan.

În figurile 4.9, 4.10 sunt prezentate schema instalaţiei şi ciclultransfonnărilor agentului de lucru în diagrama T-s.a parte din lichidul din baza coloanei este preluat prin acţiunea proprieipresiuni şi destins în robinetul de laminare RL. Propanul în dublă fază, laieşirea din robinetul de laminare este separat în vasul separator VS.

Lichidul din baza vasului separator este vehiculat prin vaporizatorulinstalaţiei pompă de căldură, se transformă în vapori care se reîntorc În VS.De la partea superioară a vasului separator trage compresorul instalaţiei,comprimă şi supraîncălzesc vaporii de propan, care ulterior sunt introduşila baza coloanei. Stările caracteristice sunt notate cu aceleaşi cifre şi înschemă (Figura 4.9) şi în diagrama T-s (Figura 4.10).

Din analiza schemei acestui tip de instalaţie pompă de căldură seconstată faptul că ea conţine un singur schimbător de căldură, V, în care serealizează condensarea vaporilor de la vârful coloanei de fracţionare şivaporizarea agentului de lucru din instalaţia pompă de căldură.

199


3

4

2

vs

5

c'3

Reflux

6

Figura 4.9 Schema instalaţiei tip pompă de căldură care foloseşte ca agent de lucrulichidul din baza coloanei de separare

Datorită faptului că vaporii refulaţi de compresor sunt introduşi înbaza coloanei s-a renunţat la schimbătorul de căldură cu rolul de refierbătordin varianta clasică de dotare a coloanei de fracţionare.

În concluzie cuplarea coloanei de fracţionare cu pompa de căldurăcare utiliz((ază ca agent de lucru lichidul din baza coloanei conduce laeliminarea consumului de apă de răcire la condensatorul de vârf şi aconsumului de abur pentru refierbătorul din baza coloanei.

În schimb instalaţia consumă energie electrică la compresorulinstalaţiei pompă de căldură.

De asemenea, se evidenţiază eliminarea schimbătorului de căldură curol de refierbător la baza coloanei de fracţionare, ceea ce reprezintă oreducere semnificativă a investiţiei aferente realizării schemei.

200


;

Figura 4.10. Ciclul transformărilor agentului de lucru, provenit din baza coloaneide fracţionare, Într-o instalaţie pompă de căldură

Pompe de căldură care utilizează ca agent de lucruvaporii de la vârful coloanei de fracţionare

o altă variantă de pompă de căldură cuplată la o coloană de separarea unui amestec propilenă-propan este cea care utilizează ca agent de lucruvaporii de la vârful coloanei~

În figurile 4.11, 4.12 sunt prezentate schema instalaţiei şitransformările agentului de lucru În diagrama T-s.

După parcurgerea ciclului de transformări fluxul de propilenă Îndublă fază provenit din robinetul de Iamin are intră în vasul separator de lavârful coloanei. Din acest v~s faza lichidă se pompează ca reflux de vârf lacoloană iar diferenţa reprezintă fracţia de propilenă rezultată ca produs dincoloană. Faza vapori din vasul separator este trasă Împreună cu vaporii dela vârful coloanei de către compresoful pompei de căldură."

Deoarece o parte din agentul de lucru se recirculă în instalaţia pompăde căldură (vaporii care provin din vasul separator de la vârful coloanei),

201


iar o parte se înlătură din sistem după o trecere prin ciclul transformărilor(propilena lichi dă din vasul separator), instalaţia se cortsideră cu agentul delucru parţial în .circuit închis şi parţial în circuit deschis.

VS6

7

c'36

C3 +C~

RL

5 25

2

C3

Figura 4.11 Schema instalaţiei tip pompă de căldură care foloseşte ca ?-gent delucru vaporii de la vârful coloanei de separare

Vaporii de Ia vârful coloanei de fracţionare Împreună cu vaporii dinvasul separator, VS, sunt aspiraţi de compresorul C în starea 1, suntcomprimaţi şi supraîncălziţi până în starea 2. În răcitor condensatorul, R-C,vaporii de propilenă supraîncă1ziţi sunt răciţi şi condensaţi, condensulformat este subrăcit până în starea 5, prin cedare de căldură fluxului depropan lichid la punct de fierbere din baza coloanei de fracţionare.

Condensul subrăcit se destinde izoentalpic în robinetul de Iamin areRL, amestecul bifazic rezultat fiind introdus În vasul separator, VS, deunde faza vapori se recirculă în aspiraţia compresorului, iar faza lichidă serecirculă parţial În coloană ca reflux de vârf, iar diferenţa reprezintăprodusul de vârfal coloanei.

202


T2

c

s

Figura 4.12 Ciclul transformărilor agentului de lucru, provenit din vaporii de lavârful coloanei de fracţionare, Într-o instalaţie pompă de căldură cucircuit parţial Închis şi parţial deschis

Sistemul prezentat, în comparaţie cu coloana clasică, rară pompă decăldură, realizează eliminarea apei de răcire pentru vaporii de la vârfulcoloanei şi a aburului de la refierbător. De asemenea, schema conduce laeliminarea răcitor condensatorului din varianta clasică a coloanei, ceea cereprezintă o diminuare a investiţiei necesare. Din ptmct de vedere alconsumurilor, varianta analizată îmegistrează doar consum de energieelectrică la motorul de antrenare a compresorului.

În cazul instalaţiilor tip pompă de căldură cuplate cu coloane defracţionare, în cele trei variante analizate, trebuie să fie îndeplinită condiţiade egalitate dintre sarcina termică a condensatorului de la vârful coloanei şia pierderilor de căldură din întregul sistem cu sarcina termiCă arefierbătorului de la baza coloanei.

În majoritatea situaţiilor practice această condiţie nu este îndeplinităla parametrii de lucru impuşi coloanei de fracţionare.

203


Cazurile cele mai frecvent întâlnite slmt cele la care sarcinarefierbătorului este mai mică decât sarcina condensatorului de la vârfulcolonei.

În această situaţie în schema sistemului se mai prevede dispunereaunui refierbător suplimentar, care va funcţiona În mod clasic, princondensarea de abur saturat (Figura 4.13). Deoarece sarcina termică pentruacest refierbător suplimentar este mică, suprafaţa necesară pentru schimbulde căldură este de asemenea mică (zeci de m2

), iar consumul de abur saturateste redus.

În cazul În care sarcina refierbătorului din baza coloanei este maimare decât sarcina condensatorului de la vârful coloanei, în schema pompeide căldură este necesar să se introducă un răcitor condensator suplimentarplasat între refularea compresorului şi robinetul de laminare (Figura 4.14)sau între robinetul de laminare şi vasul separator de la vârful coloanei(Figura 4.15).

În ambele variante sarcina termică a condensatorului suplimentar nueste foarte mare, ceea ce nu conduce la investiţie sau cheltuielisemnificative cu apa de răcire.

Dispunerea acestor schimbătoare este necesară deoarece asigură oflexibilitate mărită În operarea coloanei de fracţionare cuplată cu instalaţiatip pompă de căldură.

204


Abursaturat

Refierbătorsuplimentar

Răcitor condensatorulpompei de căldură

Agentul de lucrudin pompa decăldură

Produs de bază

Figura 4.13 Schema bazei coloanei de fracţionare prevăzută cu refierbătorsuplimentar

Robinet delaminare

Produs de bază

Figura 4.14 Pompă de căldură prevăzută cu răcitor-condensator suplimentarplasat Înainte de robinetul de laminare

205


Produs de vârfal coloanei

Vasseparator

Figura 4.15 Pompă de căldură prevăzută cu răcitor condensator suplimentarplasat după robinetul de laminare

206


Capitolul V

INSTALAŢII DE TURBINE CU GAZE

Instalaţiile de turbine cu gaze fac parte din categoria motoarelortennice deoarece au la bază principiul transferului de căldură de la o sursăcaldă la o sursă rece, cu producere de lucru mecanic.

Spre deosebire de instalaţiile de forţă cu abur, instalaţiile de turbinecu gaze au o serie de particularităţi legate de fluidele de lucru şi detransfonnările pe care acestea le suportă.

În figura 5.1 este prezentată schema de principiu pentru o instalaţiede turbină cu gaze, teoretică, formată dintr-un compresor În care secomprimă agentul de lucru, un schimbător de căldură care transferă un fluxde căldură de la sursa caldă la agentul de lucru, o turbină În care se destindeagentul de lucru cu producere de lucru mecanic, din care o parte antreneazăcompresorul iar restul este disponibil pentru alte utilizări (exemplu:antrenarea unui generator electric) şi În final un schimbător de căldură caretransferă căldură de la agentul de lucru spre o sursă rece.

În figura 5.2 sunt prezentate transformările agentului de lucru dininstalaţia de turbină cu gaze (Figura 5.1) În coordonatele T-s şi P-v.Punctele caracteristice transformărilor sunt aceleaşi în ambele diagrame şicoincid cu cele din schema instalaţiei.

Agentul de lucru din instalaţie se găseşte În stare gazoasă, În zona dedeasupra punctului critic, transformările de stare constând în modificări alepresiunii şi temperaturii, fără schimbarea stării de agregare.

Ciclul transformărilor parcurse de agentul de lucru se numeşte CicluBrayton, după numele lui George Brayton care în anul 1870 a realizatprimele motoare termice bazate pe acest principiu.

207


Compresor

4

T

Figura 5.1 Schema unei instalaţii de turbine cu gaze

3p

PI = constant

s v

Figura 5.2 Ciclul Brayton ideal, pentru transformăriIe agentului de lucru Într-oinstalaţie de turbină cu gaze

208


Ciclul Brayton este format din două izobare, transformările 2-3, 4-1şi două transformări adiabatice (izoentropice), transformările 1-2 şi 3-4.

În cazul unor transformări reale, ambele tipuri de transforinări seabat Într-o mai ffiică sau mai mare măsură de la idealitate.

Pe parcursul transformării izobare 2-3 agentul de lucru preia călduraQc de la sursa caldă iar pe parcursul transfonnăriiizobare 4-1, acestacedează căldura QR sursei reci. .

Pe parcursul comprimării 1-2 agentul de lucru primeşte energie subformă de lucru mecanic de la compresorul instalaţi ei, iar pe parcursuldestinderii 3-4 agentul de lucru furnizează prin intermediul axului turbineilucrul mecanic pentru antrenarea compresorului, iar diferenţa disponibilăpoate fi utilizată pentru antrenarea unui generator electric sau a altorconsumători.

Randamentul termic al ciclului Brayton se defineşte prin raportuldintre luCniI mecanic net, obţinut la axul turbinei pentru utilizare externă şicăldura transferată de la sursa caldă:

Transformările 1-2 şi 3-4 fiind izoentropice (adiabatice), raportultemperaturilor se poate exprima în funcţie de raportul presiunilor şicoeficientul adiabatic al agentului de lucru, k.

(5.2)

După simplificarea relaţiei (5.1) şi înlocuirea raportului presiunilor,

În relaţia (5.2), cu raportul de comprimare Te = ~. expresia randamentului)

termic al ciclului Brayton devine:

. 1T/t.B = 1---:r.:î

TeT

(5.3)

L

Din expresia randamentului termic rezultă că acesta creşte odată cucreşterea raportului de comprimare, re şi cu creşterea coeficientuluiadiabatic al agentului de lucru.

209

:.. ;~,', "


5.1 InStalaţii de turbină cu gaze de ardere, .

, , Instalaţiile de turbine cu gaze cele mai mult aplicate în domeîl~uLil,energeticii utilizează ca agent de lucru gaze de ardere în circuit deschis., ' ' "

În schema unei astfel de instalaţii nu mai apar schimbătoarele decăldură care să realizeze transferul de căldură între un agent de; lucru ,şisursele calde şi reci, în schimb apare un utilaj specific, camera de ardere, în

, 'care se realizează generarea de gaze de ardere prin reacţii de combustieîntre un combustibil şi oxigenul din aer.

În figura 5.3 este prezentată schema instalaţiei de turbină cu gaze deardere.

Practic instalaţia funcţionează în circuit deschis, considerându-senulă probabilitatea ca o parte din gazele de ardere evacuate în atmosferă să",ajungă să fie recirculate în aspiratia compresorului.

oCompresorulinstalaţiei are rolul de a comprima agentul de lucruJapresiunea ridicată din sistem. Lă'rapoartele totale de comprimare,cuvalori :mari se aleg compresoare cu mai multe trepte şi răcire a aerului întreacestea.

''''. !

Combustibil, ; ~.

. .. . ~

'.,. '",' ';;(",.1 Aer ..

atmosferic' ' ..

Gaze de ardere3

,3

4Evacuare "de ardere :În 'atmosferă

Figura 5.3 Schema unei instalaţii de turbinllcu gaze de ardere

210


La instalaţiile de tmbină cu gaze în circuit deschis agentul de lucrupentru compresor este aerul atmosferic. În cazul comprimării acestuia într-o singură treaptă temperatura la refulare se calculează cu relaţia:

(5.4)

unde coeficientul adiabatic pentru aer are valoarea medie k = 1,4.Dacă se face comprimare în n trepte, cu răcire intermediară, raportul

de comprimare se păstrează acelaşi pe fiecare treaptă, ceea ce conduce laegalitatea:

(5.5)

Al doilea utilaj important din componenţa instalaţii lor de tmbină cugaze de ardere este camera de ardere. Deşi sunt de o mare diversitateconstructivă aceste sisteme au la bază aceleaşi principii care asigură oardere completă a combustibilului la presiune ridicată şi o răcire a gazelorde ardere prin diluare cu aer.

În figura 5.4 este prezentată schema de principiu a unei camere deardere din structura unei instalatii de turbine cu gaze de ardere.

În zona centrală a camer~i se găseşte un tub de flacără, confecţionatdin materiale refractare, rezistente la temperaturi de ordinul de mărime a1500-1700°C. În interiorul acestui tub se găsesc flăcările provenite de laarzătorul montat în capătul din partea stângă. Acest arzător este alimentatcu un debit de aer primar, calculat în funcţie de debitul de combustibil,compoziţia acestuia şi coeficientul cantităţii de aer optim (a = 1,05-1,2pentru combustibil gazos şi a= 1,2-1,4 pentru combustibil lichid).

În spaţiul inelar dintre tubul de flacără şi peretele exterior al camereise introduce un debit de aer secundar cu destinaţia de a răci peretele tubuluicentral, iar la ieşire din cameră prin amestecare cu gazele de ardere sărealizeze un amestec cu temperatura de ordinul a 700-900 °c la care săreziste materialele din care este confecţionată turbina.

2II


Aer de 1compresor

Aer secundar

Aer primar

Aer ~ecundar

Combustibil

Gaze deardere rn-cltepnndiluare cuaer

Figura 5.4 Schema unei camere de ardere din structura unei instalaţii de turbinăcu gaze

Debitul de aer secundar introdus în camera de ardere este de 3-4 orimai mare decât debitul de aer primar, ceea ce face ca valoareacoeficientUlui cantităţii de aer total (primar şi secundar) să fie al E (4-5).

Camera de ardere este dimensionată din punct de vedere mecanicpentru presiunea corespunzătoare ultimei trepte de comprimare acompresorului, iar din punct de vedere termic pereţii exteriori sunt izolaţipentru a reduce pierderile de căldură spre mediul înconjurător... Al treilea utilaj important din schema clasică a unei instalaţii deturbină cu gaze de ardere este turbina. Constructiv aceste turbine suntidentice cu cele în care se destinde aburul în instalaţiile de forţă cu abur.

Parametrii de funcţionare pentru instalaţia de turbină cu gaze deardere se calculează cu diagrame T-s, P-v, i-s ale aerului, corectate cuparticiparea componenţilor CO2, H20, O2 şiN2 provenite din gazele deardere.

Fluxul de lucru are o variaţie de compoziţie şi masă foarte redusăîntre intrarea şi ieşirea din instalaţie.

La intrare fluidul de lucru este reprezentat de aerul aspirat decompresor, în camera de ardere debitul masic creşte foarte puţin cu aportulcombustibilului.

În amestecul de gaze, care formează agentul de lucru, componentulmajoritar (peste 75%) este azotul din aer care nu se transformă pe parcursulproceselor de combustie.

212

J


s

Figura 5.5 Transforrnările aerului şi gazelor de ardere În instalaţia de turbină cugaze de ardere

În figura 5.5 sunt reprezentate În diagrama T-s transformările realesuferite de aerul şi gazele de ardere În instalaţia de turbină cu gaze deardere.A Aerul atmosferic În starea iniţială (Ta, Pa) este aspirat de compresor.In conducta de aspiraţie el suferă o laminare uşoară, izotermă, M",p = Po - P.. ,

cu o creştere a entropiei specifice Asi = SI - so"În compresor aerul suportă transformarea 1-2', cvasiizoentropică,

ireversibilă În care entropia specifică se măreşte cu /':;S2= s2' -S1"

Ansamblul transformărilor care se produc În camera de ardererealizează trecerea agentului de lucru din starea 2' în starea 3'. Din punct devedere energetic transformările realizate prin combustie pot fi înlocuite cuÎncălzirea izobară ireversibilă 2'-3 unnată de laminarea izotennă 3-3' care

213


ia' în considerare pierderile de presiune din camera de arderet1P"a == ~ -~, Prin transformările care se produc în camera de ardere gazelede ardere diluate cu aeml de răcire suferă o creştere de entropieAs3 == S3' - s2' '

În turbină gazele de ardere se destind cvasiadiabatic, ireversibil, petraseul 3'-4, cu o creştere de entropie As

4== S4 - S3"

Pierderile de presiune pe traseul de evacuare al gazelor de ardere înatmosferă, APev == ~ - Pa , realizează o laminare pe traseul 4-4', însoţită de ocreştere a entropiei Ass == S4' - S4'

În calculul parametrilor de lucm pentru instalaţiile de turbine cu gazede ardere se utilizează o serie de notaţii specifice definite în funcţie deparametrii de stare ai agentului de lucm pe parcursul transformărilor:

- raportul de comprimare a aerului în compresor re == ~ ;~

- raportul temperaturilor extreme ale agentului deJucru: e == ~, ;To

- raportul de destindere în turbină: rd == ~ ;~

coeficientul pierderilor relative de presiune în aspiraţia

rol, .1.compreso m: fPasp ==....J!!!.:E.;Pa

- coeficientul pierderilor relative de presiune în camera de ardere:fP == ~ea ;

2

- coeficientul pierderilor relative de presiune la evacuarea gazelor ded ' tm c. - . M", .ar ere m a oSJ.era, fPev == - ,

~Pentru transformările care se produc în camera de ardere se au în

vedere următoarele relaţii:-Căldura dezvoltată prin arderea combustibilului în camera de ardere:

Qcar ==B'Hj, (5.6)

unde B reprezintă debitul de combustibil ars, Iar Hi puterea caloricăinferioară a combustibilului.'

Căldura preluată de gazele de ardere amestecate cu aerul seclmdardepinde de randamentul termic al camerei de ardere, l1car:

214


(5.7)

Diferenţa dintre căldura produsă prin arderea combustibilului şicăldura preluată de amestecul gaze de ardere-aer secundar reprezintăcăldura pierdută prin pereţii camerei de ardere (1"]car= 97-98%).

Combinând relaţiile (5,6); (5,7) şi relaţia de bilanţ termic pe camerade ardere rezultă expresia consumului de combustibil În funcţie detemperatura maximă pentru amestecul de gaze de ardere şi aer secundar şiÎn funcţie de cantitatea totală de aer, lllaer:

- Puterea consumată de compresor:

N. =~.m .RI:[(P2)k~:1 -11• k

c-1 aer O ~

(5.8)

(5.9)

unde kc reprezintă exponentul adiabatic mediu al aerului În compresOf, maer- debitul de aer comprimat de la presiunea PI la presiunea P2, iar R esteconstanta generală a gazelor.

- Puterea produsă de turbină prin destinderea gazelor de ardere diluatecu aerul secundar:

N =~m RT'[I_(P4Jk~:I]T k<1 - 1 g" 3 p"

(5.10)

unde kJ reprezintă exponentul adiabatic mediu al gazelor ce se destind Înturbină, iar mga-debitul masic de gaze de ardere (mga=maer+B).

_ Puterea efectivă la axul turbinei, pentru utilizare externă secalculează În funcţie de randamentele interne şi mecanice ale turbineişi compresorului ("1iT, "1mT, 1"]ic,"1111C)

215

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRTI PETROLULUI

- Puterea efectivă specifică la axul turbinei:11 = Ner . 10-3 kWesT m

ga'kgl s

- Consumul specific de gaze destinse în turbină:

(5.11)

(5.12)

kglskW

(5.13)

- Consumul specific de combustibil:

B kgcombustibillsbs=-' kW

Ner(5.14)

- Randamentul efectiv al întregii instalaţii de turbină cu gaze deardere:

NeT 10017e,lTG =_.Qcar

216

(5 :15)


5.2 Variante practice În realizareainstalaţiilor de turbine cu gaze

Soluţiile practice aplicate la realizarea instalaţiilor de turbine cu gazesunt de o mare diversitate şi au în vedere diferite variante care urmăresc săoptimizeze anumite aspecte telmico-economice.

Chiar dacă se Întâlnesc şi instalaţii simple, corespunzătoare schemeiprezentate În figura 5.3, majoritatea instalaţiilor au diferite modificăritehnologice, păstrând neschimbat principiul de flmcţionare.

5.2.1 Instalaţii cu două corpuride tUl"binecu gaze de ardere

Montarea compresomlui de aer de combustie pe acelaşi. ax cu turbinade expansie a gazelor de ardere conduce la apariţia unor dificultăţi deoperare În special În faza de pornire a instalaţiei.

Pentru eliminarea acestor inconveniente s-au realizat instalaţii cudouă corpuri de turbine, legate În serie pe circuitul gazelor de ardere. Primaturbină este destinată antrenării compresomlui pentru aeml de combustie,iar a doua pentru producerea de lucm mecanic destinat consumului extern.

În figura 5.6 sunt prezentate schema şi ciclul transformărilor pentruinstalaţia de turbină cu gaze prevăzută cu două corpuri de turbină.

Gazele provenite din camera de ardere se destind În primul corp deturbină, TI, de la presilmea superioară, Psup, corespunzătoare stării 3 până lapresitmea intennediară, Pint, corespunzătoare stării 4. Nivelul presiuniiintermediare se calculează astfel Încât lucrul mecanic produs În turbina TIsă acopere consumul de lucm mecanic necesar compresorului de aer decombustie şi toate pierderile datorate frecărilor fluidodinamice şi mecanicedin subsistemul Compresor - Turbina 1.

Destinderea 4-5 se realizează În corpul de turbină 2, care poate fioperată independent de restul sistemului.

Această variantă prezintă dezavantajultmei investiţii mai mari decâtîn cazul unui singur corp de turbină, dar flexibilitatea În operare justifiCă pedeplin efortul financiar suplimentar.

217


Combustibil

2

aer

TGaze deardere

53

4

a) Schema instalaţiei b) Ciclul transformărilor idealepentru agentul de lucru

s

Figura 5.6 Instalaţie de turbină cu gaze de ardere prevăzută cu două corpuri deturbină

5.2.2 Instalaţii de tur bine cu gaze de ardereprevăzute cu sistem de regenerare a căldurii

În il1Stalaţiile de turbine cu gaze de ardere temperatura acestora laevacuarea din turbină este de ordinul de mărime 400-500 aC, suficient deridicată pentru a reprezenta pierderi semnificative de energie în mediulînconjurător .

Reducerea acestor evacuări de căldură În atmosferă conduce la ocreştere a randamentului termic pentru întregul sistem.

Posibilităţile de reducere a temperaturii gazelor de ardere Înainte deevacuare În atmosferă slmt prin regenerare şi prin recuperare de căldură.

Regenerarea se realizează prin transferul intern de căldură Întrefluxul de gaze de ardere ieşit din turbină şi aerul de combustie Întrecompresor şi camera de ardere.

La ieşirea din compresor, În funcţie de presiunea până la care s-acomprimat, temperatura aerului este de ordinul 150-200 aC. Prin încălzirea

218

1ERMOENERGET1CA PRELUCRĂRII PETROLULUI

regenerativă de la gazele de ardere, temperatura aerului de coinbustie poatecreşte înainte de intrarea În camera de ardere până la temperaturi de ordinul300-400 aC, ceea ce conduce la o economie de combustibil.. În schema unei instalaţii de turbine cu gaze, prevăzută cu sistem deregenerare a căldurii, (Figura 5.7), se găseşte suplimentar faţă de variantaclasică un schimbător de căldură regenerativ SCR. Acest utilaj conduce lacreşterea investiţiei pentru o astfel de instalaţie, deoarece este dedimensiuni semnificative, el lucrând cu coeficienţi globali scăzuţi datorităstării gazoase a celor două fluxuri care schimbă căldură.

CombustibilAer preîncălzit

3

Camera deardere

4

5

2

1 Aer atmosferic 5 Gaze de ardere

Figura 5. 7 Schema unei instalaţii de turbină cu gaze de ardere prevăzută curegenerare de căldură

219


T

QregenerJt

s

fIgura 5.8 Trsnsformările agentului de lucru În instalaţia de turbină cu gazeprevăzută cu schimbător regenerativ

Gradele de regenerare a căldurii de 60-80 % conduc la o creştere arandamentului cu 8-10 %, deşi puterea obţinută la axul turbinei scadedatorită destinderii la o presiune puţin mai mare necesară acoperirii căderiide presiune a gazelor de ardere la curgerea prin schimbătorul de căldurăregenerativ.

În figura 5.8 slmt prezentate transformările agentului de lucru dininstalaţie. Cantitatea de căldură regenerată, Qregenerah este proporţională cusuprafaţa dintre transformarea izobară 5-6 şi axa abscisei pentru gazele deardere şi suprafaţa dintre transformarea 2-3 şi axa abscisei, pentru aerul decombustie.

Considerând transformările ideale (se neglijează pierderile de energieprin frecare fluidodinamică şi mecanică) expresia căldurii regenerate este:

o - C ( t ) - /../, .'. )_regenerat - Jnaer. -P aer t3 - 2 - nlgazed£ardere . Vga -lga

220

(5.16)

TERMOE!'I'ERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

5.2.3 Instalaţii de turbină cu gaze de ardereprevăzute cu sistem de recuperare a căldurii

În unele situaţii practice, din considerente tehnologice şi economiceeste mai util să se recurgă Ia soluţii de creştere a randamentului uneiinstalaţii de turbină cu gaze de ardere prin recuperare de căldură în loculregenerării de căldură.

În urma aplicării soluţiilor cu recuperare de căldură rezultă un fluxcald, util pentru alte destinaţii din cadrul instalaţiei.

Cea mai răspândită variantă de recuperare de căldură este cea carerealizează generare de abur saturat sau supnimcălzit, care îşi găseştenumeroase utilizări în cadrul instalaţiilor tehnologice.

Realizarea practică a regeneratorului poate fi făcută în numeroasevariante constructive. Cele mai răspândite sunt cele care au în structurăgeneratoare de abur construite în variantă compactă.

Prin interiorul serpentinelor din care sunt realizate recuperatoarelecirculă apa care se vaporizează cu formare de abur saturat sau/şi abursupraîncălzit.

Sistemele pentru generare de abur sunt prevăzute cu vaseseparatoare, asemănătoare celor întâlnite în cazul generatoare lor de abur dela cuptoarele tehnologice din rafinării (Figura 5.9).

În unele variante de generatoare de abur când se doreşte obţinerea decantităţi mari de abur şi Ia parametri ridicaţi se poate apela la soluţiiconstructive speciale mergând până la varianta realizării unor cuptoarespeciale, în care pe lângă gazele de ardere provenite din turbina de expansiese introduce şi se arde o cantitate suplimentară de combustibil. În acest caznu este necesar să se mai introducă şi aer de combustie deoarece oxigenulse găseşte în cantitate suficientă în gazele provenite din camera de ardere.

În figura 5.10 suprafaţa haşurată este proporţională cu fluxul termi crecuperat din gazele de ardere destinse în turbină, corespunzător schemeidin figura 5.9.

Debitul şi parametrii aburului produs prin recuperare depind dedebitul şi temperatura gazelor de ardere.

221

Evacuarea gazelor deardere În atmosferă

Pompă

5

Economizor tai

G

4

Recuperatorulde căldură

Aer atmosferic


2

Combustibil

4

Figura 5.9 Schema unei instalaţii de turbină cu gaze de ardere prevăzută curecuperator de căldură pentru generare de abur saturat

T

s

Figura 5.10 Ciclul transformărilor agentului de lucru din instaIaţia de turbină cugaze de ardere prevăzută cu recuperare de căldură

222


(5.17)Q ('" .', ) (.,., .)recuperare = nlga' ~ga -'ga = ma . \!: -la(1J.

5.2.4 Instalaţii de turbine cu gaze deardere cuplate cu instalaţii de forţă cu abur

În cazul în care aburul produs la instalaţiile de turbine cu gaze deardere prevăzute cu recuperatoare de căldură nu are o utilizare directă sepoate concepe o cuplare cu o instalaţie de forţă cu abur.

Cele două instalaţii au în comun cazanul de abur în care gazele deardere destinse în turbină, prin răcire generează aburul care la rândul său sedestinde într-un alt corp de turbină, montat pe acelaşi ax cu turbina de gazeşi compresorul de aer.

Economicitatea ansamblului celor două instalaţii de turbină este maimare decât a fiecăruia în parte.

În figura 5.11 se prezintă schema instalaţiei de turbină cu gaze deardere cuplată cu instalaţia de forţă cu abur.

Instalaţia de forţă cu abur cuprinde elementele esenţiale: turbina încare se destinde aburul, TA, răcitor condensatorul, RC şi pompa decondens.

Cazanul în care se produce aburul prin răcirea gazelor de ardereprovenite din instalaţia de turbină cu gaze cuprinde cele trei serpentineclasice, economizor, vaporizator şi supraîncălzitor, circuitele lor fiindlegate între ele prin vasul separator de abur (tambur) care nu estereprezentat în schemă.

în cate mgaşi ma sunt debitele masice de gaze de ardere, respectiv apă-abur,iar entalpiile i sunt specifice fiecărui flux în stările corespunzătoareintrărilor şi ieşirilor din recuperator.

Aspectele legate de dimensionare a telmologică şi mecanică a unorastfel de recuperatoare sunt identice cu cele prezentate la generatoarele deabur de la cuptoarele telmologice din rafmării, neexistând particularităţispecifice legate de existenţa lor în cadrul instalaţiei de turbină cu gaze deardere.

Neglijând pierderile de căldură spre mediul înconjurător bilanţultermic pe recuperator va conduce la relaţia:

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRll PETROLULm

Reprezentarea transfonnărilor agenţilor. de lucru se realizează îndouă diagrame separate, una pentru aer-gaze de ardere specifică instalaţieide turbină cu gaze de ardere şi una pentru apă-abur, specifică instalaţiei deforţă cu abur.

Lucrul mecanic produs de cele două turbine 'montate pe acelaşi ax secumulează, Din acesta o parte este utilizat pentru antrenarea compresoruluide aer, iar diferenţa poate antrena un generator electric, G.

Randamentul întregului sistem este dat de raportul dintre puterileefective ale celor două turbine şi căldura dezvoltată în camera de ardere:

_ P"TG + P"TA7JITG+IFA - Q

car

(5.18)

La aceste tipuri de instalaţii investiţiile sunt mai mari datorităutilajelor suplimentare în comparaţie cu instalaţiile simple, De asemeneacheltuielile de operare sunt mai ridicate în primul rând datorită costuluiapei recirculate utilizate la răcitor-condensatorul de abur, Costul energieiconsumate la pompa de condens este nesemnificativ în comparaţie cuenergia obţinută la axul turbinelor.

224•

Pompăcondens

Abursupramcălzit

Cazanrecuperator

Gaze deardere


225

Cuplarea celor două tipuri de instalaţii se constată că este o soluţie cueficienţă termică mai mare decât fiecare dintre cele două luate separat.

Combustibil

Aeratmosferic

Figura 5.J J Instalaţie de turbină cu gaze de ardere cuplată cu o instalaţie de forţăcu abur

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULm

5.2.5 Instalaţii de turbine cu gaze deardere cu comprimări şi destinderi succesive

Pentru a creşte randamentul termodinamic al acestei categorii demotoare termice este necesar să se aleagă parametrii de lucru pentrusistemul aer-gaze de ardere astfel Încât suprafaţa ciclului de subtransformări să fie cât mai mare.

Această tendinţă se realizează prin creşterea presiunii În camera decombustie, ceea ce asigură În turbina de gaze de ardere o destindere de lapresiune mai mare până la presiunea atmosferică.

Comprimarea aerului de la presiunea atmosferică până la presilmi deordinul a 8-15 bari necesită utilizarea a două trepte de comprimare, curăcirea aerului Între trepte.

Se recomandă ca presiunea intermediară Între trepte să se adopteastfel Încât raportul de comprimare să fie egal pe cele două trepte, iarrăcirea intermediară să se facă până la temperatura corespunzătoareaspiraţiei În treapta Întâi de comprimare.

Răcirea aerului Între cele două trepte de comprimare se realizeazăutilizând agent de răcire apă recirculată sau apă qe puţ În cazul În care eaeste disponibilă.

Destinderea gazelor de ardere diluate cu aer se face tot În douătrepte, pentru fiecare destindere fiind prevăzut câte un corp de turbină.

Între cele două destinderi, amestecul de gaze de ardere diluate cuaerul secundar din camera de ardere este reÎncălzit izobar Într-o a douacameră de ardere, În care se introduce doar un anumit debit de combustibilnecesar Încălzirii până la temperatura cu care gazele de ardere intră Înprima turbină. În această a doua cameră de ardere nu se mai introduce şi aerde combustie, deoarece concentraţia oxigen ului este suficient de ridicatădatorită aerului de diluţie din prima cameră de ardere.

Instalaţia poate fi dotată suplimentar cu sistem de regenerare saurecuperare a căldurii.

În figura 5.12 se prezintă schema de principiu pentru o astfel deinstalaţie de turbină cu gaze de ardere, cu două trepte de comprimare şidouă trepte de destindere.

Illstalaţia este prevăzută cu regellerare de căldură din gazele deardere Înainte de evacuare În atmosferă, spre aerul de combustie.

226


În figura 5.13 transfonnările agentului de lucru sunt reprezentate Îndiagrama T-s .

Presiunea intermediară Între treptele de comprimare ale aerului decombustie, Pa int, poate fi egală sau poate fi diferită de presiuneaintermediară a gazelor de ardere Între cele două trepte de destindere, Pgain!'

Pentru aerul de combustie, după prima treaptă de comprimare, 1-2,unnează răcirea cu apă recirculată sau apă de puţ, transformarea 2-3. Adoua treaptă de comprimare, 3-4, este urmată de Încălzirea regenerativă 4-5. încălzirea izobară 5-6 corespunde transfonnărilor care se produc Încamera de ardere principală.

Destinderea gazelor de ardere diluate cu aerul secundar se produce Înprima treaptă a turbinei. Gazele de ardere destinse până la presiuneaintermediară, Pgaint, sunt introduse În camera de ardere secundară, unde prinarderea unei cantităţi suplimentare de combustibil se creşte temperaturapână la nivelul stării 8, aproximativ egală cu temperatura corespunzătoarestării 6. A doua treaptă de destindere, 8-9, este urmată de regenerareacăldurii spre aerul de combustie, transfonnare 9-10.

Pe ansamblu, instalaţiile de turbine cu gaze de ardere prevăzute cucomprimări şi destinderi succesive deşi necesită cheltuieli mai mari datorităinvestiţiei cât şi c,heltuielilor de operare mai ridicate (consum suplimentarde combustibil şi apă recirculată) sunt mai eficiente atât datorită puteriiefective mai mari pe care o furnizează cât şi randamentului termodinamicsuperior unei instalaţii simple, cu o singură treaptă de comprimare şidestindere.

Stabilirea parametrilor de operare şi a numărului de trepte decomprimare pentru aerul de combustie şi a numărului de trepte dedestindere a gazelor de ardere se face având În vedere atât aspectele tehnicecât şi cele economice.

Performanţele telmologice în domeniul construcţiei turbinelor permitcreşterea eficienţei instalaţiilor de turbine cu gaze de ardere prin creştereatemperaturii agentului de lucru la intrare.

Pentru un caz real, o creştere a temperaturii gazelor de ardere laintrarea în turbină de la 900 °c la 12000C conduce la o creştere arandamentului termodinamic de la 19% la 26%.

Progrese semnificative s-au obţinut în ultimele două decenii prindepunerea pe paletele turbinei a lllui strat ceramic cu rezistenţă ridicată latemperaturi înalte.

227

Gaze de ardere 10 9

@

~

I();t>

~r-'R~';il~

~

8

Camera de ar-dere secundară.

Combustibil

6Camera deardereprincipală

Regeneratorde căldură

4

3

Răcitorintermediar

Aeratmosfericţ::l

00

Figura 5.12 Schema instalaţiei de turbine cu gaze de ardere cu comprimare şi destintkreÎn două trepte şi regenerator de căldură

229


s

,,,

,,

,,

,,,,

, ', 8,"6,,1

----------Patmosferică

T

Figura 5.13 Transforrnările ideale ale agentului de lucru În instalaţia de turbine cugaze prevăzută cu Încălzire şi destindere În două trepte

Cele mai performante turbine construite în prezent lucrează cutemperaturi ale gazelor de ardere la intrare de ordinul 1425 DC, ceea cepermite operarea instalaţiei la un randament de peste 30%.

Firma General Electric a realizat recent o instalaţie de turbine cugaze de ardere care furnizează o putere de 135,7 MW la un raport generalde comprimare de 14, realizat într-un compresor axial cu 18 trepte. Gazelede ardere cu temperatura de 1260 DC se destind în trei trepte până lapresiunea atmosferică şi temperatura de 593 DC. Randamentul termic alîntregii instalaţii se ridică până la 33%.

Utilizarea instalaţiilor de turbine cu gaze de ardere a cunoscut douădirecţii de dezvoltare.


Una dintre acestea este reprezentată de turboreactoarele utilizate înpropulsia avioanelor, această direcţie de aplicare nu a tacut obiectul acestuicapitol. Cea de-a doua direcţie de utilizare a instalaţiilor de turbine cu ~ede ardere este cea în domeniul energetic, pentru producerea de energieelectrică. Aceste instalaţii pot fi utilizate pentru acoperirea vârfurilor desarcină în consumul de energie electrică sau ca soluţii de rezervă în cazulapariţiei unor defecţiuni în alimentarea cu energie electrică a unorconsumatori sociali sau industriali.

Spre deosebire de instalaţiile de forţă cu abur instalaţiile de turbinăcu gaze de ardere au un cost specific şi cheltuieli de operare specifice multmai mici. Instalaţiile de turbine cu gaze îşi găsesc numeroase utilizări îndiferite domenii industriale şi sociale.

Funcţionarea lor este condiţionată de disponibilitatea de combustibilşi de existenţa unor consumatori de energie electrică eventual abur produsprin recuperare de căldură.

În ultimul timp instalaţiile de turbine cu gaze sunt foarte utilizate labordul nave lor maritime unde intră jn competiţie cu instalaţiile de forţă cuabur şi cu motoarele diesel, faţă de care au wlele avantaje cum sunt:

- Puterea mai mare raportată la aceeaşi mărime sau greutate;- Fiabilitate superioară;- Inerţie redusă la pornire. Timpul necesar ajungerii la regimul de

lucru pentru o instalaţie de forţă cu abur este de ordinul a 4 ore, iarpentru instalaţia de turbină cu gaze de ardere este mai mic decât 2minute.În numeroase situaţii instalaţiile de turbine cu gaze de ardere

reprezintă soluţii eficiente pentru producerea de lucru mecanic necesarantrenării unor utilaje de mare capacitate sau pentru generarea de energieelectrică.

230

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLffiJJI

Capitolul VI

SISTEME TERMOENERGETICE APLICATE ÎNPRINCIPALELE INSTALAŢII TEHNOLOGICEDIN DOMENIUL PRELUCRĂRII PETROLULUI

Instalaţiile tehnologice din rafinării le de petrol sunt în general mariconsumatoare de energie, în special căldură, datorită capacităţilor deprelucrare foarte mari şi datorită temperaturilor ridicate la care. se productransfonnările fizice şi chimice ale materiilor prime. .

Fiecare instalaţie dispune de un anumit nivel tehnologic impus deperioada în care a fost construită, eventual retehnologizată, nivel careimpune şi o anumită eficienţă cu care este utilizată energia în cadrulinstalapei.

In majoritatea instalaţiilor marii consumatori de energie suntreprezentaţi de cuptoarele tehnologice în care se încălzesc şi eventual sevaporizează materiile prime prin transfer de căldură de la flăcările şi gazelede ardere produse prin arderea de combustibili petrolieri cu oxigenul dinaerul atmosferic.

Disponibilul de căldură existent la cuptoarele tehnologice pennite săse realizeze recuperări şi regenerări de căldură care conduc pe de-o parte lacreşterea randament ului termic al cuptoarelor pe de altă parte la utilizareaeficientă a energiei la nivelul instalatiei sau al întregii rafmării.

În majoritatea cazurilor surplusul de energie existent la cuptoareletehnologice în fluxul gazelor de ardere este utilizat în primul rând pentrupreîncălzirea aerului de combustie (regenerare de căldură) şi în al doilearând pentru generare de abur saturat sau supraîncălzire de abur (recuperarede căldură). La toate instalaţiile tehnologice din rafinării produselerezultate din reactoare sau din coloane de fracţionare au un nivel detemperatură ridicat, impus de procesele respective.

Răcirea fluxurilor tehnologice până la nivelul impus de condiţiile deprelucrare ulterioare sau de depozitare se realizează de la caz la caz prinregenerare sau recuperare de căldură.

Regenerarea de căldură este o recirculare de căldură şi presupunepreîncălzirea unor fluxuri, de obicei materiile prime sau auxiliare cu

231


căldură provenită de la produse cu nivel termic ridicat, rezultate dinreactoare sau coloane de fracţionare.

După răcirea prin regenerare de căldură, temperatura produselor nuscade până la nivelul impus de condiţiile de depozitare în rezervoare, ceeace necesită o răcire suplimentară cu apă sau aer.

Procesul de recuperare de căldură realizează ca şi procesul deregenerare tot o răcire a produselor cu temperaturi ridicate, dar de aceastădată răcirea se face prin transfer de căldură spre un flux relativ independentde fluxurile tehnologice ale instalaţiei.

Cel mai răspândit sistem de recuperare de căldură din fluxurile caldeale unei instalaţii tehnologice este cel prin care se produce abur saturat sausupraîncălzit, de joasă sau medie presiune.

Sistemele termoenergetice aplicate în instalaţiile tehnologice dinrafinăriile de petrol sunt specifice fiecărui proces şi Simt realizate în unelecazuri din faza iniţială de proiectare şi construcţie a instalaţiilor sau înunele cazuri sunt realizate ulterior construcţiei instalaţiei, prinretehnologizări impuse de creşterea eficienţei utilizării energiei în cadrulinstalatiilor respective.

In cadrul acestui capitol se vor enumera şi în unele cazuri se vorprezenta sintetic, principalele sisteme termoenergetice aplicate îninstalaţiile reprezentative pentru o rafmărie de prelucrare a ţiţeiului.

6.1 Sisteme termoenergetice aplicate În cadrulinstalaţiei de Distilare Atmosferică şi sub Vid a ţiţeiului

Instalaţia DAV, din cadrul oricărei rafinării, este cel mai mareconsumator de energie termică dintre toate instalaţiile rafinăriei, deoareceeste cea care prelucrează întreaga cantitate de ţiţei care alimenteazărafmăria şi asigură materiile prime pentru toate celelalte instalaţii.

Consumul mare de energie termiCă este impus de către debitul şitipul ţiţeiului prelucrat precum şi de către nivelul de temperatură şi fracţiavaporizată ale ţiţeiului la ieşirea din cuptorul secţiei de DistilareAtmosferică şi ale păcurii la ieşirea din cuptorul secţiei de Distilare subVid.

232

. TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

6.1.1 Regenerarea şi recuperarea de căldurăla cuptoarele instalaţiei DAV

Disponibilul de căldură din gazele de ardere ale celor două cuptoare,după încălzirile telmologice, este suficient de mare şi la un nivel termicridicat, astfel încât este fezabilă din punct de vedere tehnico-economicrealizarea atât a procesului de regenerare cât şi a celui de recuperare acăldurii.

La cuptorul instalaţiei de Distilare Atmosferică (Figura 6.1)regenerarea căldurii din gazele de ardere, înainte de evacuarea lor înatmosferă, se realizează pe circuitul aerului de combustie. Acesta estevehiculat cu ajutorul suflantei 2 până la preîncălzitorul de aer, se încălzeştede la temperatura mediului ambiant până la temperaturi de ordinul demărime 150-250oC prin răcirea gazelor de ardere de la temperaturi de 300-4000C până la temperaturi de ordinul 250-170oC.

Nivelul de răcire al gazelor de ardere este impus de temperatura derouă acidă a gazelor de ardere, în cazul în care acestea provin dintr-uncombustibil care are în compoziţie şi sulf.


TiTEi PREINCALZIT

ABUR SATURAT

1

ABU R S UPR AÎrlCALZiT

Tin i PARTi AL VAPORizAT

it

CONI3USTisIL AER

ATN OSFE Ri C\ \ / /

1- Preîncăizitor de aer; 2- Suflantă pentru aerul de combustie: 3- Primaserpentină pentru încălzirea ţiţeiului; 4- Serpentina recuperatorului de căldură(Supraîncăizitor abur); 5- A doua serpentină pentru încălzirea ţiţeiului; 6- Serpentinapentru Încălzirea şi vapori zarea ţiţeiuluiîn secţia de radiaţie.

Figura 6. J Cuptorul Instalaţiei de Distilare Atmosfedcă dotat cu p."cÎncălzitor deaer şi recuperator de căldu,"ă pentru supraÎncălzire de abur

2.14


Schimbul de căldură regenerativ realizat în preîncălzitorul de aer esteutil pe ambele circuite. Răcirea gazelor de ardere, înainte de evacuarea înatmosferă, conduce la creşterea randamentului tennic al cuptorului, iarîncălzirea aerului de combustie realizează pe de-o parte reducereaconsumului de combustibil la cuptor, pe de altă parte conduce la creştereatemperaturii flăcărilor, cu efecte pozitive asupra transferului de căldură prinmecanism de radiaţie.

Procesul de recuperare a unei părţi disponibile din căldura gazelor deardere se realizează prin supraîncălzirea unui flux de abur saturat, de obiceide medie sau joasă presiune.

Poziţia serpentinei de supraîncălzire a aburului (serpentina numărul 4- Figura 6.1) între cele două serpentine 3 şi 5 destinate încălzirii ţiţeiului sestabileşte în funcţie de nivelul de temperatură al gazelor de ardere şi deparametrii aburului (presiunea şi temperatura de echilibru pentru intrare şitemperatura de supramcălzire pentru ieşire).

Realizarea recuperării căldurii din gazele de ardere prin generare deabur supraîncă1zit este utilă şi necesară deoarece conduce la creşterearandamentului cuptorului şi la îmbunătăţirea balanţei de abur supraîncă1zitla nivelul instalatiei.

În sectorul instalaţiei de Distilare sub Vid cuptorul care încălzeşte şivaporizează păcura provenită de la baza coloanei de distilare atmosfericăare un potenţial energetic recuperabil mai mare decât cuptorul instalaţieiDA deoarece materia primă cu care se alimentează are la intraretemperaturi ridicate la nivelul 340-350oC.

Păcura este încă1zită şi parţial vaporizată în două serpentine, una înpartea inferioară a secţiei de convecţie şi una în secţia de radiaţie.

Cuptorul instalaţiei DV este prevăzut' cu preîncă1zitor de aerasemănător principial şi constructiv cu cel de la cuptorul instalaţiei DA.

Diferenţele care apar între cuptoarele celor două instalaţii sunt înzona de convecţie unde potenţialul termic disponibil în gazele de ardereeste mai mare şi la nivel termic ridicat la cuptorul instalaţiei de distilare subVid.

Acest fapt permite adoptarea unei variante de producere a aburuluisupraîncă1zit pornind de la apa lichidă şi nu de la aburul saturat.

În figura 6.2 se prezintă schema de principiu pentru cuptorulinstalaţiei DV, prevăzut cu preîncă1zitor de aer pentru regenerare de căldurăşi generator de abur saturat şi supraîncă1zit pentru recuperarea de căldurădin gazele de ardere.

235


ABUR SATURAT

3

APAPREÎNCĂlliTĂ

ABUR SUPRAÎNCĂLZiT

PACURĂ DA

PĂCURĂ -PARTiAL

'lAPORiZATĂ

5

2

1

COMBUSTiBiL

11'\

1- SuOantrlpentru aerul de rombuslie; 2- Preîncălzitor de aer; 3- Vasul (llimbuflll)pentru separare apă-abur: 4- Pompă pentru circulatia fortalii prin vaporizator: 5- Serpentina pentru vaporizare apn: 6-Serpcntina pcnlru suprnîncălzire abur. 7- Se'1,cntina penln] încălzire păcură; 8. Serpentina pentrulncăizirc şi vapori zare păcură ln secria de radiaţie.

Fig7lra 6.2 Cuptorul instalaţiei de Distilare sub Vid, dotat cu preÎncălzitor de aer şirecuperator de căldură pe.J1truproducerea de abur saturat şisupraÎJlcălzit

23"


Efectele pozitive pentru ambele sisteme de regenerare şi recuperaresunt asemănătoare cu cele prezentate la cuptorul instalaţiei de DistilareAtmosferică.

Structura generatorului de abur de la cuptorul instalaţiei DV este maielaborată (Figura 6.2).

Generatorul de abur cuprinde un vas cilindric orizontal, 3, cu diferitetipuri de amenajări interioare, în care se realizează separarea fazelor înechilibru: apa la punctul de fierbere şi aburul saturat. În acest vas separator,numit în practică tambur, se face şialimentarea Întregului sistem cu apalichidă, preîncălzită prin alte recuperări de căldură în funcţie deposibilităţile existente în instalaţie, până la o temperatură mai mică decâttemperatura de echilibru corespunzătoare presiunii din tambur.

Prin amestec cu aburul saturat din tambur, apa se Încălzeşte până latemperatura de saturaţie, producând condensarea unei părţi din aburulsaturat care îi cedează căldura latentă de condensare.

Din partea inferioară a tamburului apa la punct de fierbere estevehiculată cu pompa 4 În serpentina 5, unde se realizează vaporizareaparţială a apei prin preluare de căldură de la gazele de ardere. Amesteculbifazic rezultat din serpentina 5 se introduce În tamburul sistemului unde serealizează separarea celor două faze.

De la partea superioară a tamburului, prin propria presiune, seevacuează aburul saturat care poate fi parţial trimis direct la utilizatori şiparţial În serpentina 7 unde se supraîncălzeşte prin preluare de căldură de lagazele de ardere la un nivel termic mai ridicat.

Sistemul prezentat se caracterizează prin flexibilitate deosebită Înoperare permiţând modificarea raportului între debitele de abur saturat şisupraÎncălzit livrate consumatorilor şi raportul Între căldura preluată depăcură în serpentina 7 şi căldura preluată În serpentinele recuperatorului.

6.1.2 Regenerarea de căldură de lafluxurile de produse calde din instalaţie

Fracţiile lichide, rezultate în coloanele de distilare atmosferică şi subvid au un potenţial termic ridicat datorită debitelor mari şi nivelului înalt detemperatură.

Regenerarea căldurii acestor fracţii lichide se face prin preîncălzire aţiţeiului care alimentează instalaţia.

237


Efectele pozitive ale acestor regenerări de căldură provin din douădirecţii. Una este reprezentată de reducerea consumului de combustibilnecesar la cuptorul instalaţiei de distilare atmosferică, iar cea de-a douaeste reprezentată de reducerea consumurilor de agenţi de răcire (apărecirculată, aer) necesari răcirii fracţiilor calde până la temperatura impusăpentru depozitare.

Regenerarea căldurii fracţiilor lichide spre ţiţeiul care alimenteazăinstalaţi a se realizează cu ajutoml unei reţele de schimbătoare de căldurăcare necesită o investitie semnificativă. .

În funcţie de c~acteristicile ţiţeiului şi ale fracţiilor rezultate din el şiîn funcţie de tipul de instalaţie disponibilă sinteza reţelei de schimbătoarede căldură se realizează prin diferite metode empirice sau fundamentateteoretic astfel încât să se obţină un optim tehnico-economic pentru întregulsistem.

Optimul trebuie să realizeze un compromis între cheltuielile impusede investiţie şi activităţile de întreţinere şi reparaţii pe de-o parte şibeneficiul realizat printr-un grad de regenerare al căldurii cât mai ridicat,pe de altă parte.

Schema reţelei de schimb de căldură trebuie să asigure condiţii deoperare flexibile care să permită modificări de debite, modificări încalităţile ţiţeiului şi produselor şi punctul de funcţionare optimă să fie câtmai puţin sensibil la fluctuaţiile preţurilor în timp.

Conceperea reţelei de schimb de căldură pentru preîncălzirea ţiţeiuluiare la bază principiul creşterii nivelului termic al fluxurilor calde carecedează căldură ţiţeiului. Metoda Pinch reprezintă o varianta aplicată cusucces la proiectarea şi analiza schemelor de schimb de căldură în astfel devariante.

Tipurile constructive de schimbătoare de căldură consacrate înrealizarea reţelelor de preîncălzire regenerativă a ţiţeiului în cadrulinstalaţiilor DAVeste cel al schimbătoarelor fascicul tubular în manta cu otrecere a fluxului din manta şi 2, 4 sau 6 treceri ale fluxului din tuburi.

În unele scheme de schimb de căldură la nivelul instalaţiei DAV potfi întâlnite şi variante de răcire a fracţiilor rezultate din coloanele defracţionare prin generare de abur saturat.

Acest schimb de căldură este de tip recuperativ şi contribuie prinaburul produs la creşterea cantităţii de abur disponibil în instalaţie.

Nivelul de temperatură al fracţiei lichide care cedează căldură apeitrebuie să fie suficient de ridicat astfel încât aburul produs să aibăparametrii impuşi de utilizările ulterioare.

238


Fracţiile recomandate pentru utilizare în scopul răcirii recuperati vecu generare de abur sunt:

_ fracţia de motorină grea de la coloana DA;_ fracţia de distilat de vid de la coloana DV sau fracţiile de uleiuri

grele în cazul în care din coloana DV rezultă fracţii de uleiuri;- gudronul rezultat din baza coloanei DV.Opţiunea alegerii unei anumite scheme de schimb de căldură în

cadrul unei instalaţii DAV revine proiectantului instalaţiei, cu posibilitateaca după un timp de funcţionare când se pot modifica unele condiţii tehnico-economice la nivelul instalaţiei sau rafinăriei să se poată interveni cu unelemodificări în schemă sau la anumite aparate.

6.2 Sisteme termoenergetice aplicateÎn cadrul instalaţiilor de hidrofinare

Procesul de hidrofinare se aplică unei game largi de fracţii petrolierede la benzine până la uleiuri, cu scopul transformării compuşilor nesaturaţiîn compuşi saturaţi şi cu scopul eliminării compuşilor cu sulf, azot şioxigen din compoziţie.

În figura 6.3 este prezentată schema de principiu pentru secţia deîncălzi[e şi reacţie din cadrul unei instalaţii de hidrofinare.

In funcţie de tipul catalizatorilor utilizaţi, de natura şi compoziţiamateriei prime supuse hidrofinării parametrii termoenergetici de operaresunt de ordinul de mărime: 250-400oC pentru temperatura efluentului şipresiuni de ordinul 30-60 bar, la intrarea în reactor.

Încălzirea amestecului format din fracţia petrolieră supusăhidrofinării şi gazele bogate în hidrogen se realizează regenerativ, prinpreluare de căldură de la efluentul de reacţie în unul sau mai multeschimbătoare de căldură de tip fascicul tubular în manta (Schimbătorul RCdin Figura 6.3), până la temperaturi de ordinul a 200oC.

Defmitivarea încălzirii până la temperatura necesară reacţiei serealizează în cuptorul tubular, de tip paralelipipedic vertical sau cilindric.

Cuptorul este format din secţie de convecţie şi secţie de radiaţie, iarpentru creşterea eficienţei termoenergetice este dotat cu preîncălzitor deaer. Preîncălzirea aerului de combustie prezintă toate avantajele sistemelorde încălzire regenerativă.

239


Schema tehnologică în oricare instalaţie de hidrofinare cuprinde şidouă compresoare, unul pentru vehicularea gazelor bogate în hidrogenrecirculate şi unul pentru vehicularea hidrogenului proaspăt necesar pentrucompletarea cons~mului.

Antrenarea acestor compresoare se poate realiza cu motoare electricesau cUAturbineacţionate cu abur.

In funcţie de disponibilităţile de abur la nivelul rafinăriei, variantaantrenării compresoarelor cu turbine în care se destinde abur supraîncălzitpoate deveni o soluţie mai economică în comparaţie cu antrenarea cumotoare electrice. În concluzie, la o instalaţie de hidrofinare sistemele carecontribuie la creşterea eficienţei tennoenergetice sunt regenerarea călduriide la efluentul de reacţie spre materia primă şi regenerarea căldurii de lagazele de ardere spre aerul de combustie în cadrul cuptorului tehnologic.

240

CUPTOR ÎNCĂLZiRE I f\71REAeTOR CATALÎTiC I~HIDROGEN COMPLETARE 1WWr I IMATERiE PRiMĂ 1N c;TRAT "jy

~

~ G~Zţ PENTRUfii

I~

;>:J(OMPRESOR RACIRE C)HIDROGEN

[TI--l

COMPLETARE n~UjA~l »RADiÂŢiE . ;g

[TI

~I I r-e:O;>:J».

AER ATMOSFERic I I ~CO'1BUSTiBll t f AER I ~ SUFLANTĂ

;:gEFLUENT DE REACflE

--l;<:l

...• SPRE SEarA DE oMATERiE PRiMA ~1 «) ICUA~

r-I SEPARARE P

S

E RECÎRCUlATE BOGATE ÎN HiDRlXiEN

ngllFa 6.3 Schema de principiu pentru secţia de Încălzire+reacţie a unei instalatii de hidrofimue


6.3 Sisteme termoenergetice aplicateîn cadrul instalaţiilor de reformare catalitică

Instalaţiile de reformare catalitică prelucrează benzina hidrofinată cuscopul creşterii conţinutului de hidrocarburi aromatice.

Procesul de reformare catalitică se realizează la temperaturi ridicate,cu ordinul de mărime 450-5250C şi presiuni de 10-40 bar.

Deoarece reacţiile de dehidrogenare, dehidrociclizare,dehidroizomerizare au pe ansamblu efect termic endoterm, schema secţieide reacţie cuprinde în majoritatea tipurilor de instalaţii reîncălzireaefluentului de reacţie între cele trei trepte de reacţie.

Această soluţie conduce la scheme de încălzire care cuprind treicuptoare tubulare, unul pentru încălzirea materiei prime şi a gazelorrecirculate înainte de intrarea în primul reactor şi două pentru încălzireaintermediară a efluentului Între reactoare le 1 şi 2 şi Între reactoarele 2 şi 3(Figura 6.4).

Tipul cuptoarelor din instalaţia de Reformare Catalitică este cilindricvertical, independente, la instalaţiile mai vechi, iar la instalaţiile mai noitipul este paralelipipedic vertical cu secţiile de radiaţie alăturate.

Sarcinile termice ale celor trei cuptoare slmt diferite, primul aresarcina termică mai mare, deoarece trebuie să aducă efluentul de reactie lanivelul de temperatură necesar reacţiilor (450-525°C), iar celelalte do~ă ausarcini termice reduse deoarece compensează doar scăderea de temperaturădin reactoarele 1 şi 2. Toate cuptoarele instalaţiei de Refonnare Cataliticărealizează Încălzirea efluentului de reacţie doar În secţiile de radiaţie,secţiile de convecţie fiind destinate doar recuperării de căldură, pringenerare de abur în diferite variante.

În figura 6.5 se prezintă o variantă de soluţie pentru generarea deabur saturat şi supraîncălzit în cele trei secţii de convecţie ale cuptoarelordintr-o instalaţie de Reformare Catalitică.

Toate cele trei secţii de convecţie au dispuse la partea superioară, lanivelul de temperatură scăzut al gazelor de ardere, câte o serpentinăeconomizoare, El, E2, E3, în care apa se încălzeşte până la temperatura desaturaţie. Sistemul este prevăzut cu un vas separator, tambur, în care seintroduce apa încălzită în cele trei economizoare. Din partea inferioară atamburului, prin circulaţie forţată cu ajutorul unei pompe, apa lichidă, latemperatura de fierbere este vehiculată prin vaporizatoarele celor trei secţiide convecţie, VI, V2, V3.

242

GAZE BOGATEîN HiDROGEN

;;i

i;xlClgjn»~rcnS;,~

~cS

SEPARATORGAZE - liCHiD

REfORMAT

SPRE COLOANADESTABilizARE

COHPRESORGAZE BOGATETN HiDROGEN

c:x::::>RA

BENZiNĂ H-IDROFINATĂ G

t".ţ,.

'"

Figura 6_./ Schema secţiei de Încălzire şi reacţie dintr-o instalaţie de Reforma."e Catalitică


Amestecul apă lichidă-abur, în condiţiile de echilibru, provenit dincele trei serpentine este introdus în tambur unde are loc separarea celordouă faze.

De la partea superioară a tamburului se evacuează printr-un sistem dereţinere a picăturilor lichide aburul saturat uscat. Acesta se livrează directconsumatorilor sau se introduce în linia de abur a rafinăriei,corespunzătoare parametrilor disponibili.

Tot de la partea superioară a tamburului se alimentează cu abursaturat şi o serpentină de supraîncălzire, plasată în secţia de convecţie acuptorului 1. Asemănător cu aburul saturat şi aburul supraîncălzit poate filivrat direct consumatorilor sau poate fi introdus în linia rafinăriei,corespunzătoare parametrilor disponibili.

În concluzie cuptoarele tehnologice din instalaţia de ReformareCatalitică sunt dotate cu sistem de recuperare a căldurii pentru generare deabur saturat şi supraîncălzit, sistem care ocupă în totalitate secţiile deconvecţie ale celor trei cuptoare. De asemenea, cuptoarele pot fi prevăzuteşi cu sistem regenerativ de preîncălzire a aerului de combustie, sistemasemănător cu cel descris la cuptoarele instalaţiilor de DistilareAtmosferică şi sub Vid şi instalatiilor de hidrofinare.

În schema instalaţiei de' Refonnare Catalitică pe lângă sistemeletermoenergetice specifice cuptoarelor se mai întâ1neşte şi regenerareacăldurii între efluentul de reacţie care părăseşte cel de-al treilea reactor şimateria primă în amestec cu gazele recirculate, bogate în hidrogen.

Regeneratorul de căldură RC, (Figura6.4), este format din unul saumai multe aparate de tip fascicul tubular în manta.

Instalaţia de Reformare Catalitică are în componentă şi un compresorde mare capacitate care realizează recircularea parţială a gazelor bogate înhidrogen, separate din efluentul de reacţie după răcirea în regeneratoru1 decăldură RC şi răcitoru1 suplimentar, care poate fi răcitor cu aer, RA, sau cuapă recirculată. Antrenarea acestui compresor se poate realiza cu ajutorulunui motor electric sau cu ajutorul unei turbine în care se destinde abursupraîncă1zit, eventual produs în cadrul instalatiei.

În fmal se poate trage concluzia că instalaţiile de ReformareCatalitică realizează o utilizare raţională e energiei termice îmbinândeficient sistemele termoenergetice de regenerare şi recuperare a călduriidisponibile în fluxurile tehnologice.

244

--1[Tl;oSO[Tlz[Tl;oo[Tl--1n»;g[TlrCn;o»,~;jj--1

~C

SAPĂ DE ALiMENTARE

V3

GAZE DEARDERE

E3.

CONVECTiE ICUPTOR 3

V2

GAZE DEARDERE

CONVECTiE, CUPTOR 2

GAZE DEARDERE

E1

IV1

CONVECTÎUCUP10R 1

'".p.v,

AS UR SUPRAÎtlCĂ12IT

Figura 6.5 Schema de generare a abnrului saturat şi supraÎncălzit prin .-ecnperare de căldură de la gazele deardere din secţiile de convecţie ale celor trei cuptoare ale unei instalaţii de Reformare Catalitică


6.4 Sisteme termoenergetice aplicate Încadrul instalaţiilor de cracare catalitică

Instalaţiile de Cracare Catalitică sunt instalaţii cu o complexitateridicată atât din punct de vedere telmologic cât şi termoenergetic.

Schemele de principiu ale instalaţiilor de Cracare Catalitică au înstructură trei module principale. Primul modul cuprinde condiţionarea şipreîncălzirea materiei prime, al doilea modul cuprinde blocul reactor-regenerator şi sistemul de recuperare a energiei din gazele de ardereprovenite de la arderea cocsului depus pe catalizator, iar al treilea modulcuprinde secţia de separare a fracţiilor utile din efluentul de reacţie.

Fiecare dintre cele trei module specifice instalaţiilor de cracarecatalitică au în schemă diverse sisteme termoenergetice.

În primul modul în care se realizează preîncălzire a materiei primeînainte de intrarea în nodul de amestec, în care vine în contact cucatalizatorul regenerat, există sistemul clasic de regenerare de căldură de laprodusele rezultate din coloana de fracţionare a efluentului de reacţie spremateria primă, distilat de vid sau distilat de vid în amestec cu motorinegrele solventate.

În primul modul se află şi cuptorul instalaţi ei destinat preîncălziriimateriei prime: Acest cuptor, de tip paralelipipedic vertical este prevăzut cusistemul regenerativ de preîncălzire a aerului de combustie cu căldurăpreluată de la gazele de ardere înainte de evacuarea prin coş în atmosferă.De asemenea în secţia de convecţie poate fi dispus un recuperator decăldură pentru supraîncălzire de abur.

În modulul trei al instalaţi ei, destinat separării efluentului de reacţieîn produse finite sau semifinite sistemele tennoenergetice aplicate sunt deasemenea clasice, cuprinzând regenerarea căldurii de la fracţiile rezultatedin coloana de fracţionare spre materia primă şi recuperare de căldură de launele frac ţii prin generare de abur saturat.

Deoarece sistemele termoenergetice specifice modulelor unu şi treidin cadrul instalaţiilor de cracare catalitică nu prezintă particularităţideosebite faţă de cele prezentate la tipurile precedente de instalaţii (DAV,Hidrofinări, RC) nu vor mai fi prezentate în detaliu în cadrul acestuisubcapitol.

246


Sistemele termoenergetice specifice instalaţiilor de cracare cataliticăse găsesc în modulul doi al schemei de prelucrare, modul care cuprindesectorul de reacţie şi regenerare a catalizatorului.

Aceste sisteme vor fi prezentate detaliat în cadrul acestui subcapitol.Varianta clasică, cea mai des întâlnită în instalaţiile de Cracare

Catalitică din rafinăriile din România, cuprinde un reactor tip "Riser" şi unregenerator de catalizator într-o singură treaptă.

Deoarece cocsul care se depune pe centrii activi ai catalizatorului, întimpul reacţiilor de cracare, produce diminuarea activităţii catalitice estenecesar să se refacă această activitate catalitică. Eliminarea acestui cocs serealizează prin combustie controlată, în sistem continuu în regeneratorulinstalaţiei.

Dacă arderea cocsului depus pe centrii activi ai catalizatorului s-arrealiza cu lill exces de aer, respectiv oxigen necesar combustiei, călduradezvoltată ar conduce la creşterea temperaturii în sistem în jurul valorii de1000 DC, temperatură care prin valoarea ridicată ar deteriora structuracatalizatorilor putând produce chiar fenomenul de sinterizare (topirea maseisolide a catalizatorului cu formarea unei mase moi, păstoase şi compacte).

Pentru evitarea producerii acestor fenomene deosebit de grave, cuconsecinţe tehnico-economice foarte negative, arderea cocsului depus înstructura catalizatorului se realizează cu un deficit de aer, respectiv oxigen,care asigură o ardere incompletă, degajarea unei cantităţi rezonabile decăldură în sistem, iar temperatura nu depăşeşte valori de ordinul 700-750Dc. Acest regim de operare se asigură prin arderea incompletă a carbonuluidin compoziţia cocsului depus în structura particulelor de catalizator.

Valori subunitare ale coeficientului cantităţii de aer (a = 0,85-0,98)conduc, în funcţie de compoziţia elementară a cocsului, la apariţiamonoxidului de carbon în gazele de ardere formate, cu concentraţii îndomeniul 5-15%.

Aceste gaze de ardere cu conţinut relativ ridicat de monoxid decarbon nu este recomandat să fie evacuate în atmosferă datorităconţinutului de energie de reacţie disponibilă în monoxidul de carbon şidatorită caracterului lor puternic poluant. Potenţialul de energierecuperabilă din gazele de ardere provenite din regeneratorul de catalizatoral instalaţiilor de Cracare Catalitică este utilizat în două direcţii principale,cu numeroase variante de realizare tehnică.

În figurile 6.6 şi 6.7 sunt prezentate două scheme în care serealizează recuperarea potenţialului termic, iar în figura 6.8 se prezintă oschemă în care se realizează recuperarea potenţialului energetic al presiuniialături de recuperarea potenţialului termic.

247


Potenţialul termic este reprezentat de căldura de reacţie amonoxidului de carbon din gazele de ardere provenite din regeneratorul decatalizator al instalaţiei şi de căldura sensibilă disponibilă În aceste gaze latemperaturi de ordinul a 700oC.

Monoxidul de carbon fiind un component combustibil, cu putereacalorică inferioară Hi =10 170 kJ/kg, poate reacţiona cu oxigenul şiformează dioxid de carbon. Reacţia este exotermă şi se poate produce prinmecanism radicalic, cu formare de flacără şi cu degajare de căldură şilumină.

248

\

--lm~~Zm5m--ln;l>

"1J;<lmrcn~<

~;:il--l

brcrS

(onden s de lautilizalori

Abur suoraÎncalilt

v

v

(O

Condens

Aer

Atreia . treade separare

Gaze deardere

Regeneratorcatat.zator

Aer combus lie cocs

(a tali'Zatarf\?generat

(ataii zator uzat

,..>-1'-'"

Apă de răcire

Figura 6.6. Schema recuperării energiei din gazele de ardere provenite dill regeneratorul catalizatorului illstalaţieiCracare Catalitică utilizând 1111 cazan tip CO-Boiler

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRlJ PETROLULUI

De asemenea, reacţia se poate realiza şi prin mecanism carboionic, Înprezenţa catalizatorilor specifici de tipul metale nobile (Pt, Pd) depuse pesuport ceramic. Aceste sistem catalitic se întâlneşte şi În cazul oxidăriimonoxidului de carbon din gazele de ardere provenite de la motoareleautovehiculelor, În vederea diminuării efectului lor poluant.

Schema prezentată În figura 6.6 cuprinde o variantă clasică derecuperare a energiei termice din gazele de ardere provenite dinregeneratorul unei instalaţii de cracare catalitică. Gazele de ardere, cu unconţinut de monoxid de carbon de ordinul 5-15%, după ce parcurg o a treiatreaptă de separare a prafului de catalizator, sunt introduse într-un cazanpentru producerea aburului, numit generic Co-Boiler.

Pentru formarea unui amestec cu compoziţia părţii combustibileîncadrate Între limita inferioară şi limita superioară de inflamabilitate estenecesar să se realizeze o amestecare a gazelor de ardere conţinând monoxidde carbon cu un debit suplimentar de combustibil.

De asemenea, în CO-Boiler este necesar să se introducă şi un flux deaer care să asigure oxigenul destinat arderii atât a monoxidului de carbondin gazele de ardere provenite di.n regenerator cât şi combustibilulsuplimentar.

Din punct de vedere constructiv CO-BoileruJ este format din douăzone paralelipipedice legate Între ele printr-un canal.

(o<nbustib',l su til1efltar

Gaze de ardere cu CO

Aer

Figura 6.7 Distribuţia arzătoarelor şi flăcărilor În secţia de radiaţie a unuicazan CO-Boiler

250


Prima secţie, în care se realizează şi combustia monoxidului decarbon şi a combustibilului suplimentar cu oxigen, se numeşte secţie deradiaţie. Arzătoare le sistemului sunt amplasate în cele patru colţuri alesecţiei astfel încât flăcările să se dezvolte în zona centrală tangenţialla uncerc imagmar.

Pe pereţii lateraii ai secţiei sunt dispuse ecrane de radiaţie formatedin tuburi verticale solidarizate între ele prin membrane de tablă. Tuburilepornesc dintr-un distribuitor plasat în exteriorul cazanului, distribuitoralimentat din tamburului sistemului care este plasat la un nivel superior.

Tuburile care ies din secţia de radiaţie fac legătura prin intermediulunui colector cu tamburul În care se face separarea fazelor.

A doua secţie a cazanului CO-Boiler, secţia de convecţie, este deformă paralelipipedică şi este plasată alături de secţia de radiaţie. În aceastăsecţie se află amplasată serpentina economizor În care se preîncălzeşte apatratată şi condensul returnat de la consumatori. Serpentina este formată dinpachete de tuburi lise sau tuburi cu suprafată exterioară extinsă (tuburi cuaripioare). Între secţia de radiaţie şi secţia 'de convecţie gazele de arderetrec printr-un canal de fum în care este plasată o serpentină destinatăsupraîncălzirii unei părţi din aburul saturat produs în cazan.

Din acest abur supraîncălzit (P = 40 bar, t = 350°C) o parte sedestinde într-o turbină care antrenează compresorul de aer pentrucombustia din regeneratorul de catalizator. După destindere în turbină,aburul mort rezultat este condensat cu apă de răcire, iar condensul rezultateste recirculat în alimentarea cazanului CO-Boiler.

Această variantă de recuperare de energie, prezentată în schema dinfigura 6.6 realizează doar valorificarea potenţialului termic existent îngazele de ardere rezultate din regeneratorul unei instalaţii de crac arecatalitică, energia de presiune disponibilă în fluxul gazelor de ardererămânând neutilizată.

În tabelul 6.1 sunt prezentate valori orientative ale unor parametri deoperare Într-o astfel de schemă.

251

TERMOENERGETICA PRELUCR.ĂRII PETROLULUI

Tabel6.1 Parametrii de operare ai schemei de recuperare a energiei termiceprezentate În figura 6.6.

Uuitate dea măsură

t/h

% voi

°c~

t/h

t/h

t/h

kW

ate fi obţinută fărăa de combustibil

on se poate realizarezenţa unui exces

arbon la dioxid dee care sunt depuse

narea reactorului şia ieşirea din reactorC.are a potenţialuluiunei instalaţii deOXICAT pentru I

1 de catalizator alarare a prafului deecesar conversieie reacţie parcurgeversia monoxiduluiin reactor efluentul

11,4

10

35

5,47

1740

6801400

126,7

ValoareNr.crt. Parametrii de o rare

Debit masic de gaze de ardere la ieşirea dinregenerator

Conţinut de monoxid de carbon în gazele de2 ardere la ieşirea din re enerator

Temperatura gazelor de ardere la intrare în CO-3 Boiler4 Debit combustibil su limentar

Debit de abur saturat livrat consumatorilor (p = 405 bar, t = 250°C)

Debit de abur supraJncălzit livrat consumatorilor6 (p = 40 bar, t = 350°C)

Debit de abur destins în turbina de antrenare a7 corn resomlui de aer

Puterea dezvoltată la axul tuIbinei de antrenare a8 com resorului de aer

Energia de reacţie a monoxidului de carbon poardere cu flacără, sistem care necesită introduceresuplimentar.

Oxidarea monoxidului de carbon la dioxid de carbcatalitic, într-un reactor cu strat fix de catalizator în pfoarte mic de oxigen.

Catalizatorii specifici oxidării monoxidului de ccarbon au o structură fonuată dintr-un suport ceramic pmetale nobile de tipul platin.ei şi paladiului.

Pentru a proteja structura catalizatorului dimensioa debitului de aer suplimentar se realizează astfel încât 1efluen!UI de reacţie să aibă o temperatură de maxim 8500

In figura 6.8 se prezintă o schemă de recupertermic din gazele de ardere provenite din regeneratorulcracare catalitică, în care se utilizează un reactor tipconversia monoxidului de carbon în dioxid de carbon.

Fluxul de gaze de ardere provenit din regeneratoruinstalaţiei, după ce este trecut prin a treia treaptă de sepcatalizator de cracare, este amestecat cu aerul nmonoxidului de carbon în dioxid de carbon. Fluxul dstratul catalitic din reactorul OXICAT, se produce conîn dioxid de carbon cu degajare de căldură. La ieşirea d

252

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRlI PE1ROLULUI

de reacţie are temperatura de aproximativ 850oC, nivel termic suficient deridicat astfel încât să devină eficientă recuperarea de căldură prin generaredirectă de abur.

Generarea de abur se realizează într-un cazan clasic, de formăparalelipipedică în care sunt plasate trei pachete de serpentine: economizor,vaporizator şi supraîncă1zitor în ordinea crescătoare a temperaturii gazelorde ardere. Sistemul este prevăzut şi cu vas separator (tambur) din care selivrează abur saturat consumatorilor şi se alimentează serpentinasupraîncălzitorului.

O parte din aburul supraîncălzit este utilizat pentru antrenareacompresomlui de aer pentru regeneratorul instalaţiei, prin destindere înturbina plasată pe acelaşi ax cu compresorul.

După destindere aburul este condensat cu apă recirculată, iarcondensul rezultat este pompat în alimentarea serpentinei economizor.

Tabelul 6.2 cuprinde valori orientative pentru câţiva parametrispecifici unei instalaţii de cracare catalitică care include conversia cataliticăa monoxidului de carbon şi generare de abur prin transferul călduriisensibile de la gazele de ardere.

Tabelul6.2 Parametrii de operare ai schemei de regenerare a energiei termiceprezentate În figura 6.8

Nr. Unitate de

ert. Parametrii de operare Valoarea măsurăDebitul masie de efluent la ieşirea din reaetorul

kgJsI OXICAT 35,2

2 Debitul de aer suplimentar 10850 m'N!hTemperatura efluentului la ieşirea din reaetorul DC

3 OXICAT 850

Debitul de abur saturat produs în cazanul4 instalatiei (P = 40 bar, t" = 250°C) 7 tIh

Debitul de abur supraîneălzit5 (P = 40 bar, t", = 350°C) 25 tIh

6 Temoeratura lmZelorde ardere la ieşirea din cazan 200 DC

253

Gaze de ardere spre co

Aer atmos feric

u[J1-l;oOr-er-e

;;j;os:OrnZrr1;oorn::Jîl»;grnr-eîl;:Il».i:::

Abur suprdÎncălzit

v

s

Apă tratată

ReaderOXiCAT

tg ,,8500(

Z

A treia treaptăde separareRegenerator

catalizator

Catal;zatorI

regenerat

Ca!'alizator uzat

,-..1U,.•..

Condens

A~ de răcire

hgllra 6.8 Schema recuperării energiei din gazele de ardere provenite din regeneratorul catalizatorului instalaţiei deCraca re Catalitică utilizâlld un reactor tip OXICAT

I


Instalaţiile de Crac are Catalitică retehnologizate sau construite înultimul timp au prevăzut în sistemul de recuperare a energiei din gazele deardere provenite din regeneratoml de catalizator şi recuperarea energiei depresiune. Presiunea absolută a gazelor de ardere la ieşirea din regeneratomlde catalizator are valori de ordinul de mărime 3-3,5 bar.

Prin destinderea acestor gaze până la presiuni de ordinul a 1,5 bar,datorită debitelor foarte mari, se pot obţine cantităţi semnificative deenergie sub formă de lucm mecanic.

Tehnic această recuperare se realizează într-o turbină de gaze al căreiax poate antrena un consumator de lucru mecanic (compresor sau de celemai multe ori un generator de energie electrică).

În figura 6.9 se reprezintă o schemă de recuperare a energiei dingazele de ardere provenite din regeneratoml unei instalaţii de CracareCatalitică, cu cele două direcţii de recuperare: recuperarea energiei depresiune şi recuperarea energiei termice de reacţie şi sensibile.

După ce ies din a treia treaptă de separare a prafului de catalizator decracare, gazele de ardere sunt destinse într-o turbină plasată pe acelaşi axcu compresoml care introduce aeml de combustie în regeneratorul decatalizator şi cu un generator electric. Pe acelaşi ax cu turbina de gaze,compresoml de aer şi generatorul electric se mai găseşte încă o turbină încare se destinde abur supraîncă1zit produs în recuperatoml instalaţiei.

Gazele de ardere după cedarea energiei de presiune prin destindere Înturbina de gaze sunt introduse într-un cazan recuperator, de construcţiespecială unde, asemănător ca la sistemul de recuperare cu CO-Boiler(Figura 6.6) se introduce combustibil suplimentar şi aer de combustie.

Căldura dezvoltată provine atât din arderea monoxidului de carbon ladioxid de carbon cât şi din arderea combustibil ului suplimentar introdus înfocarul cazanului.

În structura cazanului pe lângă serpentinele pentru generarea de abursaturat şi supraîncă1zit în cazan se mai află dispusă şi o serpentină în carese preîncălzeşte materia primă care alimentează reactoml instalaţiei decracare catalitică.

Partea de generare a abumlui are o realizare clasică: cele treiserpelltine economizor, vaporizator, suprâmcălzitor şi tambuml pentrusepararea fazelor.

Din sistem se livrează consumatorilor abur saturat şi abursupraîncă1zit.

255

Aer atmosfe.r ic

;;:j;;;o5i::l(");J>

;gCTl

SQ>,~;:g--3

~~S

Materie primă

Apă de răcire

A treia treaptăde separare

Regeneratorcatalizator

(jaze de ardere cu ca

Catahatorregenerat

Catalizator uzat

IV'J.

'"

CombustibH

Figura 6.9 Schema recuperării enelogiei din gazele de ardere provenite din regeneratoru! cata!izatoru!ui instalaţiei deCraca re Catalitică utilizând o turbină de gaze şi generator de abur

.L

TER-MOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

o parte din aburul supraîncălzit produs în cazan se destinde Înturbina montată coaxial cu turbina de gaze, compresorul de aer şigeneratorul electric. După destindere În turbină aburul mort este condensatcu apă recirculată, condensul rezultat fiind pompat În alimentare aserpentinei economizor.

Gazele de ardere rezultate din cazan, cu temperatura de aproximativ2000C sunt evacuate În atmosferă.

Tabelul 6.3 cuprinde câţiva parametri de operare pentru o instalaţiede Crac are Catalitică prevăzută cu turbinăde gaze la sistemul de recuperarea energiei din gazele de ardere provenite din regeneratorul de catalizator.

Tabelul 6.3 Parametrii de operare ai schemei de recuperare a energiei termiceprezentate În figura 6.9

I Nr. I Unitate de1 crt. Parametrul de operare Valoarea măsură

Debitul volumic de gaze de ardere la ieşirea dinm3/s1 reJ!;eneratoml de catalizator 38,7

Debit de abur saturat2 (P = 40 bar, t = 250°C) 16 tJh

Debit de abur supraîncălzit livrat în reţeaua rafmăriei3 (P = 40 bar, t = 350°C) 46,8 tJh

Presiunea absolută a gazelor de ardere la intrarea în4 turbină 2,75 bar

Presiunea absolută a gazelor de ardere la ieşirea din5 turbină 1,18 bar6 Puterea dezvoltată în turbina de gaze 7260 kW7 Puterea dezvoltată în turbina de abur 2220 kW8 Puterea consumată de compresorului de aer 1340 kW9 Puterea diSpOnibilă generatorului electric 8140 kW

Dintre cele trei scheme de recuperare a energiei din gazele de ardererezultate la regenerarea catalizatorului de cracare catalitică, prezentate înacest subcapitol, a treia variantă este cea care realizează gradul derecuperare cel mai ridicat şi în plus asigură o flexibilitate În operare foartemărită. În funcţie de fluctuaţiile capacităţii de prelucrare a instalaţi ei, demodificările calităţii materiei prime din regeneratorul de catalizator potrezulta cantităţi variabile de gaze de ardere cu compoziţie de asemeneavariabilă. De asemenea necesarul de abur saturat şi suprâmcălzit solicitat deconsumatorii de la nivelul rafinăriei este variabil În limite foarte largi dinnumeroase cauze.

257

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULlH

Toate aceste variaţii ale parametrilor la intrarea şi ieşirea din sistempot fi compensate În cazul schemei de recuperare cu turbină de gaze prinmodificarea raportului Între energia electrică şi energia termică livratăbeneficiarilor.

6.5 Analiza sistemelor termoenergeticespecifice instalaţiilor de piroliză

Instalaţiile de piroliză sunt cele mai complexe instalaţii din cadrulrafinăriilor de petrol care sunt cuplate cu combinate petrochimice.

Complexitatea atât de natură tehnologică cât şi termoenergeticăderivă din diversitatea materiilor prime (de la gaze de tipul amestecurilordintre propan şi butan până la fracţii lichide din categoria petroluri -motorine), de la capacităţile mari de prelucrare şi de la valorile parametrilorde operare.

Pentru realizarea reacţiilor de cracare termică a moleculelor dematerie primă este necesar să se Încălzească efluentul de reacţie latemperaturi de ordinul a 800-850oC, iar pentru separarea compuşilor utilieste necesar să se răcească amestecurile respective până la temperaturi deordinul a -190°C.

De asemenea, din punct de vedere al presiunilor, instalaţiile depiroliză au fluxuri cu presiuni pe domenii foarte Întinse, de la presiuni puţinmai mari decât presiunea atmosferică până la presiuni de zeci de bari,obţinute cu compresoare volumice sau centrifuge acţionate cu motoareelectrice sau cu turbine în care se destinde abur de medie şi Înaltă presiune.

În aceste condiţii consumul foarte mare de energie sub diferite formeşi de anumite calităţi este parţial compensat de numeroase sistemetermoenergetice de recuperare şi regenerare.

În funcţie de tipul de materie primă, respectiv de parametrii deoperare, instalaţiile de piroliză de mare capacitate au prevăzute În schematehnologică un număr relativ mare de cuptoare, peste zece, care au unpotenţial ridicat de energie termică recuperabilă.

Deşi există numeroase variante tehnologice pentru realizarearecuperării de căldură de la cuptoarele de piroliză, În funcţie de firmaproiectantă, toate variantele au În vedere aceleaşi principii:

258


- Pentru întreruperea desfăşurării reacţiilor de piroliză după un timp cât maiscurt, imediat după ieşirea din serpentina secţiei de radiaţie a cuptorului deîncălzire efluentul de reacţie trebuie răcit de la temperaturi de 800-850oCpână la temperaturi sub 6500C

Această răcire se realizează într-un schimbător de construcţiespecială. Efluentul de reacţie circulă prin tuburile răcitorului printr-osingură trecere iar agentul de răcire, circulă prin manta, de obicei, înechicurent cu efluentul.

Dacă prin recuperarea căldurii din efluentul de reacţie se doreşte săse obţină abur de Înaltă presiune atunci agentul de răcire va fi apa lapresiunea respectivă.

În această situaţie răcitorul necesită o proiectare şi construcţiespecială datorită nivelului ridicat de temperatură şi presiune la carelucrează. Dacă se urmăreşte obţinerea de abur de medie presiune atuncirăcirea efluentului de reacţie se realizează spre un agent termic lichidintermediar care, la rândul său cedează căldura într-un generator de abur.

Recuperarea de căldură din gazele de ardere produse în cuptoarele depiroliză se poate realiza prin generare de abur saturat şi suprâmcălzire deabur, la fiecare cuptor în parte sau printr-un sistem unic care serveştesimultan toate cuptoarele instalaţiei.

Specific la cuptoarele de piroliză este utilizarea de arzătoare "fărăflacără" care lucrează cu aer atmosferic nepreîncălzit. În acest caz,neexistând sistem de regenerare a căldurii din gazele de ardere spre aerulde combustie, potenţialul de energie termică recuperabilă din gazele deardere este foarte ridicat.

Instalaţia de piroliză poate avea diverse variante constructive princare se realizează recuperarea energiei termice din gazele de ardere de lacuptoare. În figurile 6.1O şi 6.11 sunt prezentate două scheme, dintre celemai frecvent întâlnite, pentru recuperarea căldurii din efluentul de reacţie şidin gazele de ardere de la cuptoarele de piroliză.

În figura 6.10 se prezintă schema unui cuptor de piroliză care însecţia de convecţie are două serpentine pentru încălzirea materiei prime SI,S2, între acestea fiind intercalată o serpentină S, pentru supraîncălzireaaburului care se introduce în efluentul de reacţie, pentru diluţie, respectivmicşorarea presiunii parţiale a materiei prime.

Efluentul de reacţie, imediat la ieşirea din cuptor, cu temperaturi de800-850oC este introdus Într-un schimbător de căldură pentru răcire bruscăla temperaturi sub 650oC, astfel încât reacţiile de piroliză să Înceteze.

Răcirea se face cu un agent termic lichid, aflat într-un circuit închis.

259

l

t•.>:;"\O)

MatE'rie primă

Abur saturat

(uptor de plroliză

Eflue.nt de react"reSpre sectia spăl~re - racire -comprimare,

Aaent termic. t :2600(

Răcitor deefluent dereactie Apa tratată

....,[Il;<l

6[!1z[!1;<lO[Il

:Jn»"";<lrorcn;<l»,~;li....,

~crc

Figura 6./0 Schema recupel'ării energiei termice din fluxul de reacţie şi din gazele de ardere de la un cuptor depiroliză


Principalele calităţi ale agenţilor termici utilizaţi În aceste sistemesunt stabilitatea termică ridicată şi presiunea de vapori scăzută până latemperaturi de ordinul a 300oC.

Din categoria acestor agenţi termici, unul dintre cei mai utilizaţi esteDIFILUL, un amestec Între doi compuşi aromatici: difenilul, (C6Hs)2 şidifeniloxidul, (C6Hs)20.

După Încălzirea În răcitorul efluentului de reacţie agentul termiccedează căldură într-un generator de abur de tip cazan cu spaţiu de vapori.Sistemul mai cuprinde un vas tampon pentru agentul termic şi o pompăpentru vehicularea acestuia.

Acest sistem este recomandat pentru producerea de abur saturat demedie presiune.

În figura 6.11 se prezintă schema de recuperare a căldurii sensibiledin gazele de ardere provenite de la cuptoarele unei instalaţii de piroliză.

Instalaţiile de piroliză având un număr mare de cuptoare tehnologices-a constatat că este mai economic să se realizeze un sistem unic derecuperare a căldurii din gazele de ardere, decât să se realizeze câte unsistem pentru fiecare cuptor.

Gazele de ardere de la cuptoare sunt aduse prin intermediul unuicolector la cazanul recuperator.

Acesta are o structură clasică, cuprinzând un tambur pentru separareafazelor şi pachete de serpentine pentru realizarea celor trei procesespecifice: preîncălzire, vaporizare şi supraîncălzire.

Gazele de ardere au o deplasare descendentă prin cazanulrecuperator, ceea ce necesită vehicularea lor cu ajutorul unui exhaustor(ventilator cu sarcina pe conducta de aspiraţie).

Evacuarea gazelor de ardere În atmosferă se realizează printr-un coşmetalic sau zidit de Înălţime mare (peste 75 m) pentru a realiza o bunădispersie şi a evita poluarea mediului Înconjurător.

Sistemul are flexibilitate ridicată în operare putând funcţiona lacapacităţi variabile, atlmci când nu funcţionează simultan toate cuptoareleinstalaţiei de piroliză.

Dacă apare o defecţiune la cazanul recuperator există posibilitateaocolirii lui printr-o legătură directă între colectorul de gaze şi aspiraţiaexhaustorului.

Cazanul recuperator este dimensionat pentru capacitatea maximă degaze de ardere, când funcţionează toate cuptoarele instalaţiei la parametriide debit şi temperatură maximi.

Gazele de ardere au la intrarea În cazan temperaturi de 500-550oC iar

la ieşire 180-200°C.

261

Abur supralrTCălzit r;j

I::o@::J();J>

~()S;,~;:g

~c::rSi

'/'

t

(oş pentruevacuareagazelpr deardere

(azan. recuperator

Apă tratată si conden s

(olector Qaze de airlere de la cuptoarele de oiroliză

Abur saturat

,.-Jo-'0

Figura 6. J 1 Schema sistemului de recuperare a căldurii din gazele de ardere provenite de la cnptoarele instalaţiei depiroliză

';

TERi'JOENERGETICA PRELUCRĂRII PETROLULUI

Aburul produs este abur de medie presiune (P = 13-15 bar), cutemperatura de 190-200oC pentru cel saturat şi 250-350oC pentru celsupraîncălzit.

Instalaţiile de piroliză pe lângă faptul că sunt mari producătoare deabur prin recuperare de căldură de la fluxurile calde SlIDt şi mariconsumatoare de abur. Principalii consumatori de abur din cadrulinstalaţii lor de piroliză fiind turbinele de antrenare a compresoarelor carecomprimă efluentul de reacţie în vederea separării etilenei şi propilenei.

Al doilea mare consumator de abur în cadrul instalaţiilor de pirolizăeste reprezentat de serpentinele de reacţie în care se introduce abur pentrudiluţie (Figura 6.10).

Instalaţia de piroliză, indiferent de materia primă prelucrată,urmăreşte obţinerea ca produse finite principale etilena şi propilena.

Pentru a îndepărta din efluentul de reacţie componenţii mai uşori,cum sunt metanul şi hidrogenul şi componenţii mai grei se utilizeazădiferite scheme de fracţionare la temperaturi scăzute.

Pentru obţinerea fluxurilor cu temperaturi scăzute se utilizeazăinstalaţii frigorifice combinate în trepte şi în cascadă în care agenţii delucru sunt chiar produsele care se obţin în instalaţie: metanul, etanul,etilena, propilena etc.

Principalii consumatori de frig din schema de separare dintr-oinstalaţie de piroliză sunt fluxurile de alimentare a coloanelor dedemetanare şi deetanare şi fluxurile de la vârful coloanelor de deetanare, deseparare etan-etilenă şi de depropanare.

Toţi aceşti consumatori solicită diferite sarcini frigorifice la diferitenivele de temperatură.

Problema răcirii fluxurilor din schema de separare a unei instalaţii depiroliză este de o complexitate tehnică şi economică foarte mare, deoarecenivelurile de răcire ale fluxurilor impun şi presiunile pe coloanele deseparare, presiuni de care sunt legate costurile cu care se realizeazăcomprimările şi separările respective.

Calculele de optimizare ale costurilor totale cu care se realizeazăsepararea produselor de reacţie au condus la necesitatea realizării lIDorinstalaţii frigorifice cu etilenă şi propilenă care împreună acoperă toatăgama de temperaturi scăzute solicitate de consumatorii de frig.

Toate instalaţiile de piroliză cuprind în schema lor o instalaţiefrigorifică cu trei sau patru trepte de frig care utilizează ca agent de lucrupropilena şi o instalaţie frigorifică cu trei trepte de frig care utilizează caagent de lucru etilena.

263


Nivelul de temperatură al celor şase sau. şapte trepte de frig estestabilit de presiunile la care se realizează destindere a izoentalpică afluxurilor de propilenă şi etilenă lichide. Aceste destinderi se realizează Înrobinete le de laminare cuplate cu sistemele de automatizarecorespunzătoare.

Treptele de frig cele mai des întâlnite În schemele de separare dininstalaţiile de piroliză sunt următoarele:

- Pentru instalatia de frig cu propilenă:' °Treapta I: p] = 1,4 bar; t] = -40 CTreapta II: P2 = 3 bar; t2= -20oCTreapta III: P3 = 11 bar; t3= 210CTreapta IV: P4 = 18 bar; t4= 430C

Se observă că a patra treaptă de comprimare din instalaţia de frig cupropilenă nu lucrează în domeniul frigorific, ea fiind justificată de ridicareanivelului termic astfel Încât răcirea şi condensarea finală a vaporilor depropilenă să se poată realiza cu apă recirculată sau aer.

- Pentru instalaţia de frig cu etilenă:Treapta I: p] = 0,05+0,35 bar; t] = -101+-990CTreapta II: P2= 3,35-4,0 bar; t2= -70+-750CTreapta III: P3= 8,15+9,5 bar; t3= -50+-530C

În figura 6.12 se prezintă un exemplu de schemă pentru o instalaţiefrigorifică, cu trei niveluri de frig, care utilizează agent de lucru propilena.

Instalaţia este dotată cu patru trepte de comprimare şi asigură sursede răcire la trei niveluri de frig, pentru trei categorii de consumatorireprezentati generic în schemă prin schimbătoarele CF], CF2şi CF3

.În fi~ra 6.13 este reprezentată diagrama P-i pentru propilenă, În care

apar poziţiile diferitelor stări, notate cu litere majuscule, stăricorespunzătoare aceloraşi poziţii şi În schema din figura 6.12.

Pe cele cinci paliere izotenn-izobare din zona dublei faze în care serealizează vaporizări, condensări sau separării de faze lichid-vapori sunttrecute şi valorile presiunilor şi temperaturilor corespunzătoare.

Urmărind notaţiile din schemă şi diagrama P-i modul de funcţionareal instalaţiei este următorul:

- Primii consumatori de frig CF] utilizează propilenă În amesteclichid-vapori cu presiunea p] = 1,4 bar şi temperatura tl = -40oC.Acest amestec rezultă prin laminarea lichidului din baza vasuluiseparator V2(starea S) de Ia starea P2= 3 bar şi t2= -20oC În stareaT la presiunea p] = 1,4 bar şi t] = -40oC.

Laminarea se realizează În ventilul de laminare RL7şi corespunde

transformării izoentalpice S-T.

264

Tr, TrZ 1'3 Trt.

A_A B - D~ E - G_,A H-~ -lrn;o

RA $:oF

~3 ~

rnZ

SA4 ~ FI tT1;oCllTl::l

PI , f " ()p

F -o

~

Rl3 6i~I I J r~ o c:::'J.()Vz R ;oP'

A - - .- "2i'"OlTl-l

"ţ( F]

~2 I~P .~P I'p t

hgllra 6,12 Schema instalaţiei frigorifice, CIIagellt de IlIc•.••propilenă, diu cadrul IInei instalaţii de piroliză

Na-a-

p

lFigura 6.13Transformările şi stările propilenei, reprezentate În diagrama P-i, corespunzătoare instalaţi ei frigorifice din

figura 6.12

-Jm

~~~Fi>"O

GJrc;()

~,

~"Om-J;u?2ps

TERMOENERGETICA PRELUCRĂRJI PETROLULUI

Prin preluare de căldură de la consumatorii de frig CF] amesteculbifazic din starea T trece în caz ideal În starea de vapori uscaţi (starea A).

Dacă amestecul nu ajunge pe curba plIDctelor de rouă, În starea A, şirămâne în zona vaporilor umezi, aceştia sunt introduşi în vasul separatorV1, În care lichidul se acumulează În partea inferioară de unde estevaporizat prin intermediul unei serpentineÎnecate.

Vaporii uscaţi de propilenă din vasul V], În starea A sunt aspiraţi Întreapta 1de comprimare, Tr].

La ieşire din prima treaptă de comprimare vaporii cu presiunea P2 =3 bar sunt în starea supraÎncălzită corespunzătoare stării B.

Aceşti vapori se amestecă cu vaporii de propilenă saturaţi uscaţiproveniţi din vasul separator V2 (starea C) şi fonnează un amestec cu ungrad mai redus de supraîncălzire, corespunzător stării D.

Vaporii din această stare D sunt aspiraţi de treapta a doua decomprimare, Tr2 şi sunt comprimaţi până la presiunea P3= 6 bar (starea E).

In continuare aceşti vapori se răcesc puţin prin amestec cu o parte dinvaporii proveniţi de la vasul separator V3 (starea F). Amestecul rezultat,aflat În starea G este comprimat În continuare În a treia treaptă decomprimare Tr3, până la presiunea P4= Il bar (starea H).

O parte din aceşti vapori sunt răciţi şi comprimaţi până la starea N(lichid la punct de fierbere), lichidul se destinde în robinetul de laminareRL3 până la presiunea de 6 bar, rezultând amestecul bifazic corespunzătorpoziţiei O. Amestecul se separă În cele două faze în separatorul V3.

Restul vaporilor, cu starea H, sunt comprimaţi în treapta a patra decompresie, Tr4, până la presiunea de Ps = 18 bar (starea 1).

Vaporii de propilenă din starea 1 sunt răciţi şi condensaţi cu apărecirculată în schimbătorul SA] şi cu aer În condensatorul RA.

Propilena lichi dă, În starea J, este introdusă În vasul tampon VT deunde se evacuează ca produs finit al instalaţiei de piroliză.

Tot din vasul VT o parte din lichid alimentează practic instalaţiafrigorifică. După o răcire suplimentară J-K, În răcitorul cu apă SA2, lichidulsubrăcit alimentează parţial serpentina din vasul separator V], pentruvaporizarea urmelor de lichid din separator şi parţial se destinde Înrobinetele de lalllinare RL2 şi RL].

Amestecul bifazic În starea L, rezultat prin laminarea În ventilul RL2~~~în~~~~~~~~în~P~~bpunct de fierbere) şi vaporii trec În starea F (vapori la punct de rouă).

Lichidul care se destinde În robinetul RL] ajunge tot În starea L(dublă fază) se introduce În consumatorii de frig CF3 şi ajunge În starea F,vapori la punct de fierbere, stare cu care se intră În vasul separator V3.

267


Tot în vasul separator V3 se mai introduce un flux bifazic în starea 0,provenit prin laminarea în robinetul RL3 a unui lichid la punct de fierberedin starea N, provenit prin condensarea În schimbătorul SA3 a unei părţi dinvaporii comprimaţi între treptele 3 şi 4.

Din vasul separator V3 vaporii separaţi la partea superioară suntaspiraţi parţial în treapta a treia de comprimare, iar o altă parte estecondensată în schimbătorul S~ până în starea P. Din această stare selaminează în robinetul RL4 până în starea bifazică R, stare în care esteintrodus în vasul separator V2 unde vaporii trec în starea C iar lichidul înstarea S. Lichidul din baza vasului separator V3, corespunzător stării P(lichid la punct de fierbere) este laminat în robinetele RL6 şi RLs.

Amestecul bifazic rezultat din laminarea în robinetul RL6 seintroduce în vasul separator V2 unde lichidul trece în starea S, iar vaporii Înstarea C. Lichidul care se destinde în robinetul RLs, tot până în starea Ralimentează consumatorii de frig CF2 trecând în vapori la punct de fierbere(starea C) care se introduc tot în vasul separator V2.

În continuare circuitele se reiau, lichidul din baza vasului V2 sedestinde în robinetul RL7 şi alimentează consmnatorii de frig CF 1, iarvaporii de la partea superioară a vasului V2 sunt aspiraţi de treapta a douade comprimare.

Schema analizată prezintă o serie de avantaje legate de flexibilitateade operare. Debitele fluxurilor care circulă prin instalaţia cu propilenă secalculează prin bilanţuri termice parţiale şi globale, pornind de la necesarulexistent la consumatorii de frig.

Schema instalaţiei de frig care funcţionează cu agent de lucru etilenăeste principial asemănătoare cu cea prezentată în figura 6.12.

Prin cuplarea treptelor de frig de la cele două instalaţii frigorificepractic se asigură necesarul tuturor consumatorilor de frig.

În proiectarea şi operarea instalaţiilor frigorifice trebuie să secunoască nivelul cheltuielilor corelate cu valorile parametrilor de operare şitipul schemei frigorifice, astfel încât întregul sistem să se apropie devarianta optimă.

termoenergetica petrochimica

Documents

Transcript of termoenergetica petrochimica