UNIVERSITATEA „OVIDIUS” CONSTANŢAFACULTATEA DE FIZICǍ, CHIMIE, ELECTRONICǍ ŞI

TEHNOLOGIA PRELUCRǍRII PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE

SPECIALIZAREA – PRELUCRAREA PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE

PROCESE TRANSFER CĂLDURĂ

PROIECT

Îndrumător Student:asist. drd. ing. Anişoara Neagu

ANUL UNIVERSITAR2010-2011

CUPRINSCAPITOLUL I

I.1. Cuptoarele tubulare..............................................................................................3I.2. Calculul termic şi hidraulic al cuptoarelor tubulare.............................................5I.2.1. Caracterizarea termică, uzuală, a cuptoarelor tubulare.....................................5I.2.2. Combustia.........................................................................................................6

I.2.2.1. Combustibili, compozitie, proprităţi fizico-chimice..........................6I.2.2.2. Efectele termice ale reacţiilor de combustie......................................6I.2.2.3. Bilanţul masic pe combustie..............................................................7

I.2.3. Bilanţul termic global şi randamentul termic al cuptorului..............................7I.2.4. Dimensionarea tehnologică a camerei de radiaţie............................................9

I.2.4.1. Generalităţi.........................................................................................9I.2.4.2. Metoda Lobo-Evans, de dimensionare bazată pe modelul de curgere cu amestecare a gazelor de ardere..................................................................9

I.2.5. Dimensionarea tehnologică a camerei de convecţie.......................................10I.2.6. Calculul hidraulic al unui cuptor tubular........................................................10

I.2.6.1. Căderea de presiune la curgerea materiei prime şi a fluxurilor secundare......................................................................................................10

CAPITOLUL IIII.1. Date de proiectare.............................................................................................12II.2. Calculul procesului de combustie. Compoziţia elementară a combustibilului.13II.3. Bilanţul termic global al cuptorului..................................................................14II.4. Bilanţul termic al cuptorului pe secţii...............................................................17II.5. Dimensionarea secţiei de radiaţie.....................................................................19II.6. Verificarea tensiunii termic din secţia de radiaţie............................................21II.7. Dimensionarea secţiei de convecţie..................................................................24II.8. Căderea de presiune pe circuitul materiei prime..............................................29

CAPITOLUL III III.1 .Dimensionarea preîncălzitorului de aer............................................................35 III.2.Căderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere...........................................42 III.3.Verificarea coşului.............................................................................................47 III.4.Calculul circuitului de aer..................................................................................52

CAPITOLUL IVConcluzii..................................................................................................................59

CAPITOLUL VMăsuri de protecţia muncii şi psi pentru cuptoarele tubulare..................................60

BIBLIOGRAFIE:..............................................................................................................62

2

CAPITOLUL I

I.1. Cuptoarele tubulare

Cuptoarele tubulare sunt aparate (utilaje) existente în instalaţiile tehnologice din rafinării şi combinate petrochimice, în care, prin ardere de combustibil, se obţin gaze de ardere cu temperatură ridicată, care transmit căldură materiei prime care circulă prin tuburi. Căldura absorbită de materia primă poate servi la încălzire, la încălzire plus vaporizare sau la realizarea unor reacţii endotermice. În unele cazuri aceste procese sunt simultane şi necesită temperaturi ridicate.

În general cuptoarele conţin o secţie de radiaţie, care este focarul ecranat cu tuburi al cuptorului şi în care modul principal de transfer de căldură este radiaţia, şi o secţie de convecţie, în care gazele de ardere circulă transversal pe un fascicul de tuburi, modul principal de transfer de căldură fiind convecţia.

Există numeroase tipuri constructive de cuptoare tubulare. Dintre tipurile mai vechi, sunt de remarcat cuptoarele tubulare paralelipipedice orizontale, cu arzătoare orizontale, cu o secţie de radiaţie şi o secţie de convecţie sau cu două secţii de radiaţie şi o secţie de convecţie comună (cu tavan orizontal, sau înclinat cu 300) şi cu canal de fum pentru legătura cu baza coşului.

La cuptoarele paralelipipedice orizontale, injectoarele (arzătoarele) pot fi plasate pe peretele frontal, sau eventual pe cei doi pereţi laterali. În secţia de radiaţie tuburile se plasează la perete pe un singur şir. Cele mai solicitate tuburi, din punct de vedere termic, sunt cele din radiaţie de deasupra pragului, unde viteza gazelor de ardere este relativ mare. La cuptoarele cu tavan înclinat, tuburile de pe plafon au o solicitare termică mai uniformă, pentru că tuburile de deasupra pragului, fiind mai îndepărtate de flacără, primesc mai puţină căldură prin radiaţie. Prezenţa canalului de fum şi circulaţia descendentă a gazelor de ardere în secţia de convecţie măresc căderea de presiune pe circuitul gazelor de ardere (dezavantaj).

Cuptoarele au fundaţie, schelet metalic şi suporturi pentru susţinerea tuburilor. Pereţii cuptorului se compun obişnuit dintr-un strat de cărămidă refractară, rezistentă la temperaturi ridicate, la interior, un strat izolator termic şi un strat de cărămidă obişnuită la exterior. [2]

Zidăria cuptorului are rolul de a transmite căldura, prin radiaţie, tuburilor şi de a izola termic aparatul. Peretele cuptorului este construit din mai multe straturi, formate uzual din: torcret, cărămidă refractară (şamotă, magnezită, alumină, crom-magnezită), cărămidă termoizolatoare şi vată minerală sau de sticlă. Alegerea torcretului şi a cărămizii refractare pentru construcţia unui cuptor este dictată de temperatură peretelui şi de greutatea construcţiei cuptorului. Grosimea stratului de izolaţie este determinată de temperatura peretelui şi de nivelul pierderilor de căldură prin pereţi, admise în dimensionarea cuptorului. Liantul dintre cărămizi are rol de etanşare şi de rigidizare. [3]

La cuptoarele mai vechi, legătura dintre tuburi se realizează prin coturi demontabile, pentru a se putea îndepărta stratul de cocs depus în tuburi pe cale mecanică, prin turbinare. În prezent se utilizează coturi sudate, iar decocsarea se face prin circulaţie de abur şi de aer. [2]

3

Figura I.1. Cuptorul tubular de tip paralelipipedic:A – zona (camera) de ardere; R – zona (camera) de radiaţie; C – zona (camera) de convecţie; PA –

zona (camera) preîncălzitorului de aer; 1 – mantaua (carcasa) metalică exterioară; 2 – stâlpii (picioarele) metalice de susţinere, betonate antifoc; 3 – vatra (pardoseala) cuptorului; 4- pereţii structuraţi (cu carcase metalice) ai cuptorului; 5 – bolta cuptorului; 6-sistemul constructive termoizolant şi termoprotector (sistem torcretat); 7 – serpentina tubulară; 8 – ecranul de radiaţie; 9 – tubulatura convecţiei; 10 – tubulatura preîncălzitorului de aer; 11 – conducta de intrare a mediului tehnologic; 12 –c otul racordării serpentinelor de radiaţie şi de convecţie; 13 – conducta de ieşire a mediului tehnologic; 14 – arzătoarele; 15 – coşul; 16 –registrul de coş; 17 – rozetele pentru reglarea debitului de aer; 18 – ventilatorul sau suflanta; 19 – tubulatura de aer preîncălzit; 20 – conducta de gaze combustibile; 21 – robinetul pentru reglarea debitului de gaze combustibile; 22 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii exteriorului cuptorului; 23 – idem pentru zona de ardere a cuptorului; 24 – ibidem pentru coşul cuptorului; 25 – gura de vizitare; 26 – gura de explozie; 27 – gurile de control (inspecţie); 28 – termocuplul montat pe tubulatura ecranului de radiaţie; 29 – termocuplul plasat în zona de radiaţie; 30 – termocuplul plasat în zona de convecţie; 31 – termocuplul plasat în zona preîncălzitorului de aer la coş). [4]

4

Majoritatea tipurilor de cuptoare tubulare utilizate în prezent sunt cuptoare paralelipipedice verticale sau cilindrice verticale, cu arzătoare verticale plasate în podea (flacără ascendentă) şi, pe cât posibil, numai cu circulaţie ascendentă a gazelor de ardere.

Cuptoarele paralelipipedice se întâlnesc în special în instalaţiile de distilare atmosferică, de distilare în vid şi de cocsare şi au capacităţi (sarcini) termice brute (căldura dezvoltată prin arderea combustibilului în unitatea de timp de ordinul (70...300)·106 [kJ/h].

Din căldura total absorbită într-un cuptor, în secţia de radiaţie se absorb 60-85% (din care 75-90% prin radiaţie şi 10-25 prin convecţie), iar în secţia de convecţie 15-40% (din care 50-60% prin convecţie, 30-40% prin radiaţia gazelor şi 5-15% prin radiaţia pereţilor). [2]

I.2. Calculul termic şi hidraulic al cuptoarelor tubulare

Prin temperaturile ridicate ale gazelor de combustie în camera de radiaţie, care permit încălzirea, vaporizarea şi reacţia unor fluide până la temperaturi de 8500C, şi prin debite mari de căldură dezvoltată, cuptorul tubular este principalul aparat de incălzire dintr-un sistem tehnologic. În acelaşi timp este principalul consumator de energie primară (75-80% din consumul total al sistemului tehnologic).

Procesele fizice şi chimice care sunt suportate de materia primă şi concurenţa celor trei mecanisme de transfer de căldură, însoţite de transferul de masă şi de impuls, asociate cu procesele chimice de ardere, conferă acestui aparat caracterul unui reactor deosebit de complex. Calculul lui tehnologic (termic şi hidraulic) – având un grad de complexitate ridicat – cere acurateţe, dată fiind importanţa deosebită a acestui aparat din punctul de vedere economic, al siguranţei şi securităţii în exploatare.

I.2.1. Caracterizarea termică, uzuală, a cuptoarelor tubulare

Din punct de vedere termic, cuptoarele tubulare sunt caracterizate prin mărimi şi performanţe globale sau pe secţiuni ale aparatului.

Încărcarea termică brută este debitul de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului Qd, exprimat în kJ/h, W sau kcal/h.

Încărcarea termică utilă (sarcina utilă) este debitul de căldură Qu preluată de materia prima şi de fluxurile auxiliare de la gazele de ardere, exprimată în kJ/h, W, kcal/h.

Randamentul termic este definit ca raportul între debitele de căldură utilă şi

dezvoltată: .

Tensiunea termică (fluxul termic specific sau densitatea de flux) este debitul de căldură preluată de unitatea de suprafaţă expusă de tub, exprimată în kJ/m2·h.

Tensiunea termică volumică (încărcarea termică volumică) a camerei de ardere reprezintă debitul de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului, raportat la volumul incintei de ardere.

5

I.2.2. Combustia

În calculul cuptoarelor tubulare, combustia interesează prin efectul ei termic, cantitatea de aer necesar arderii, debitul şi compoziţia gazelor de ardere, valorile maximă (temperatura adiabatică a flăcării) şi minimă (temperatura de rouă) între care se înscriu temperaturile gazelor de ardere în cuptor.

I.2.2.1. Combustibili, compozitie, proprităţi fizico-chimice

Combustibilii arşi în cuptoarele tubulare ale combinatelor chimice şi petrochimice sunt gazoşi (gaze naturale, gaze de rafinărie) şi lichizi (rezidii de la DV, produse de la RV sau cocs de petrol mărunţit şi emulsionat).

Pentru efectuarea calculelor de combustie este necesară conoaşterea fracţiilor masice de C şi H. Fracţia masică de carbon c pentru combustibilii conţinând sulf (s este fracţia masică de sulf), umiditate (a este fracţia masică de apă) şi cenuşă (z este fracţia masică de cenuşă) poate fi calculată cu relaţia:

I.2.2.2. Efectele termice ale reacţiilor de combustie

Combustia este un complex de reacţii chimice ale căror produse finale sunt oxizii elementelor combustibilului, având un efect termic global puternic exoterm.

În practica industrială, pentru calculul cantităţii de căldură dezvoltate prin arderea unui combustibil se utilizează puterea calorică.

Puterea calorică a unui combustibil este cantitatea de căldură degajată prin combustia, la presiunea normală, a unităţii de masă, produsele de reacţie (CO2, SO2, H2O, O2, N2) fiind aduse la temperatura de referinţă (00C sau 150C). În funcţie de starea de agregare a apei rezultate din combustie, se disting:

- puterea calorică superioară (Hs), la care se consideră că apa este condensată total;

- puterea calorică inferioară (Hi), la care se consideră că apa este în stare de vapori.

În calculul căldurii dezvoltate în cuptor se utilizează puterea calorică inferioară, întrucât temperatura de ieşire a gazelor de ardere din cuptor este astfel prevăzută încât să se evite apariţia condensării.

Puterea calorică inferioară pentru fracţiuni reziduale (păcură), în cal./kg, se poate calcula cu relaţia:

6

I.2.2.3. Bilanţul masic pe combustie

Arderea combustibililor în cuptoare se sigură cu aer, a cărui compoziţie se admite (tehnic) a fi de 79% vol. N2 şi 21% vol. O2.

Cunoscându-se compoziţia elementară a combustibilului (c, h şi s reprezentând fracţiile masice), cantitatea din fiecare component al produselor de ardere se calculează cu relaţiile deduse stoechiometric:

[kg CO2/kg comb.]

[kg H2O/kg comb.]

[kg H2O/kg comb.]

[kg SO2/kg comb.]

[kg SO2/kg comb.]

[kg N2/kg comb.]

în care:· a este umiditatea iniţială a combustibilului, în kg/kg; · ab – cantitatea de abur de pulverizare a combustibilului lichizi (ab=0,3...0,5

kg/kg comb.);· L0 – cantitatea de aer stoechiometric necesar; · α – coeficientul cantităţii de aer sau coeficientul de exces de aer.

[kg aer/kg comb.]

în care 28,9 este masa molară a aerului.Cantitea de aer practic necesar arderii L este dată de:

L=α·L0

I.2.3. Bilanţul termic global şi randamentul termic al cuptorului

Considerând cuptorul schematizat în figura I.2, bilanţul termic pe întregul contur I indică egalitatea dintre două intrări – debitele de căldură dezvoltată BHi, conţinută de combustibil BCp,ctc, conţinută de aerul de combustie BLCp,ata şi de aburul de combustie Bmabhab – şi ieşiri – debitele de căldură utilă (căldură preluată de materia primă şi de fluxurile secundare), de căldură conţinută de gazele de ardere la coş şi de căldură pierdută prin pereţi Qpp.

Bilanţul termic global, într-o formă generală este:

7

Pornind de la această ecuaţie, se poate deduce expresia randamentului termic al cuptorului. Deoarece termenul BHi este cu mult mai mare, comparativ cu ceilalţi termeni ai membrului stâng din ecuaţie, aceştia pot fi neglijaţi în bilanţurile curente, astfel că:

BHi=Qu+Qcoş+Qpp

Scriind ecuaţia pentru un kilogram de combustibil, rezultă:Hi=qu+qcoş+qpp

care, raportată la Hi, duce la:

Figura I.2. Schema de principiu a unui cuptor tubular, cu principalii parametrii tehnologici

I.2.4. Dimensionarea tehnologică a camerei de radiaţie

I.2.4.1. Generalităţi

8

Camera (secţia, incinta) de radiaţie este componenta cea mai importantă a cuptorului tubular. În ea se dezvoltă flăcările şi se transmite cea mai mare parte din căldura utilă (65-80%). Componentele tubulare din secţia de radiaţie constituie sediul transformărilor pe care le suferă materia primă – încălzire, vaporizare, reacţie.

La transferul de căldură participă trei medii: gazele de ardere (incluzând flacăra), care transmit căldură prin radiaţie şi convecţie componentelor tubulare şi pereţilor, zidăria (pereţi, podea, tavan), care transmite căldură serpentinei tubulare prin radiaţie şi ecranul (serpentina în care curge materia primă). Pentru a dimensiona camera de radiaţie trebuie cunoscute temperaturile acestor medii, în diverse zone ale incintei.

I.2.4.2. Metoda Lobo-Evans, de dimensionare bazată pe modelul de curgere cu amestecare a gazelor de ardere

Prin admiterea amestecării perfecte a gazelor de ardere în curgerea lor în incinta de radiaţie, se admite implicit că fiecare mărime caracteristică a gazului – temperatură, compoziţie, concentraţie – are aceeaşi valoare în orice punct al camerei. Această simplificare permite să se caracterizeze gazele de ardere printr-o temperatură uniformă în întreaga incintă. Mai mult, gazele de ardere sunt considerate ca fiind un corp cenuşiu, al cărui coeficient de emisie are o valoare unică în întreaga cameră, depinzând de temperatura amintită şi de compoziţia gazelor de ardere, corespunzătoare combustiei finale.

Se admite, de asemenea, că ecranul şi pereţii au, fiecare, o temperatură propie, uniformă în întreaga cameră. Ca urmare, fiind considerate corpuri cenuşii, au fiecare câte un coeficient de emisie, constant în totalitatea incintei. Pereţii sunt consideraţi radiatori totali, întreaga cantitate de căldură radiantă primită fiind reradiată către elementele tubulare şi gaze. În aceeaşi idee simplificatoare, se admite egalitatea dintre căldura primită prin convecţie de la gaze de către pereţi şi cea pe care aceştia o pierd spre exterior.

Metoda Lobo-Evans ţine seama de transferul de căldură prin ambele mecanisme, al radiaţiei şi al convecţiei, exprimând debitul de căldură absorbită de tuburi prin:

Considerând că fluxul termic specific, sau tensiunea termică, exprimat(ă) prin:

este constant(ă) pe întreaga suprafaţă a ecranului şi că temperatura gazelor arse este uniformă, şi anume egală cu temperatura la prag (adică temperatura cu care gazele părăsesc camera de radiaţie), Lobo şi Evans stabilesc relaţia de modelare a acestei camere:

[kJ/m2·h]

Metoda Lobo-Evans comportă un calcul iterativ. Cunoscându-se, din bilanţurile termice, sarcina termică a secţiei de radiaţie şi presupunând tensiunea termică a ecranului, se stabileşte suprafaţa acestuia Ar, care determină geometria camerei. Se calculează

9

tensiunea termică pe care camera de radiaţie o poate asigura, valoare care trebuie să corespundă celei presupuse iniţial.

I.2.5. Dimensionarea tehnologică a camerei de convecţie

Camera de convecţie este componenta cuptorului în care gazele de ardere cedează tuburilor 20...30% din totalul căldurii utile a cuptorului. Transferul de căldură are loc prin mecanismul combinat al convecţiei de la gaze (60-75% din sarcina camerei) şi al radiaţiei de la gaze (10...30%) şi de la pereţi (5...15%).

Dimensionarea tehnologică (termică) a camerei de convecţie are ca scop stabilirea suprafeţei expuse a tuburilor Ac, necesară pentru a se transfera fluidelor care curg în interirul tuburilor debitul de căldură Qc, calculat prin bilanţul termic, fiind cunoscute: temperaturile de intrare a gazelor de ardere în secţia de convecţie, tp şi de ieşire, tip; temperaturile fluidului care se încălzeşte în tuburile la intrare, t ic şi la ieşire, tir, şi debitele de gaze de ardere şi de fluid.

În cazul cuptoarelor paralelipipedice, lungimea camerei de convecţie se prevede, uzual, egală cu cea a secţiei de radiaţie, iar lăţimea este fixată prin numărul de tuburi prevăzute pe un şir (4 până la 12) şi prin distanţa, pe orizontală, dintre două tuburi vecine (obişnuit, s1=1,8·de).

Debitul total de căldură, primit de aceste două şiruri de tuburi, este dat de relaţia:

Căldura primită prin radiaţia gazelor este dată de ecuaţia:

Căldura preluată prin convecţie de la cele două şiruri este dată de expresia:

I.2.6. Calculul hidraulic al unui cuptor tubular

În vederea cunoaşterii puterilor instalate la motoarele electrice ale maşinilor hidraulice–pompa de materie primă, cea de lichid purtător de căldură şi ventilatorul de aer–şi pentru dotarea cuptorului cu un coş care să asigure tirajul gazelor de ardere în cuptor, este necesară stabilirea căderilor de presiune pe fluxurile respective.

I.2.6.1. Căderea de presiune la curgerea materiei prime şi a fluxurilor secundare

În cazul încălzirii cu vaporizare, întâlnită în cuptoarele DA, DV, CC, la calculul căderii de presiune trebuie să se ţină seama de faptul că, prin apariţia vaporilor, are loc o mărire apreciabilă a volumului specific, care majorează viteza de curgere şi, ca urmare, căderea de presiune. Metoda Ludwig admite că presiunea, temperatura, entalpia şi fracţia vaporizată variază în lungul serpentinei cuptorului după curbe strict unimodale-valorile lor

10

la ieşire, per, ter, hter şi ef, corespunzând minimului (presiunea) şi maximului, fiind cunoscute din bilanţurile termice pe cuptor, iar absorbţia de căldură pe unitatea de lungime de serpentina este aceeaşi în sectorul calculat. De asemenea, metoda cere prezumarea valorii presiunii piv în punctul (secţiunea) de începere a vaporizării materiei prime, în funcţie de care se stabilesc temperatura de echilibru la începutul vaporizării, tiv şi, ca urmare, entalpia htiv.

Relaţia lui Ludwig pentru verificarea presiunii presupuse:

Căderea de presiune în zona de vaporizare se calculează cu relaţia:

Diferenţa de presiune dinamică a ţiţeiului în cuptor se calculează cu metoda Lockhart-Martinelli:

;

Yl = f(X0; Yv=1-Yl

Parametrul Lockhart-Martinelli:

[4]

11

CAPITOLUL II

II.1. Date de proiectare:

Să se dimensioneze un cuptor de încălzire şi vaporizare parţială a ţiţeiului distilat din instalaţia de Distilare Atmosferică.

1. Capacitatea cuptorului: 1.5·106 [t/an]

2. Tipul cuptorului: paralelipipedic cu secţie de radiaţie, convecţie şi preîncălzitor de aer

3. Presiunea absoluta la iesirea din cuptor: p = 1,6bar

4. Procente evaporat la intrarea în coloană: 65

5. Temperatura de intrare a ţiţeiului în cuptor: ti = 2000C

6. Combustibil util - păcură cu caracteristicile:

- ; K = 11,2;

7. Temperatura de ieşire a ţiţeiului din cuptor :t= 3100C

8. Caracteristici ţiţei: ; K=12

9.Caracteristicile vaporizatului: ; K=11,7

10.Temperatura iniţială de vaporizare a ţiţeiului pe curba de vaporizare în echilibru în funcţie de presiune(temperatura în zona de vaporizare – proiect TD

12

II.2.Calculul procesului de combustie

d3

0.960

c 0.15d3

0.74 0.884

h 1 c 0.116

Consumul de aerSe admite coeficientul cantitatii de aer : 1.25

L

0.21

c

12

h

4

0.611kmol

kgcomb

Se admite consumul de abur de pulverizare :

a 0.4

kgabur

kgcomb

Cantitatea molara de gaze de ardere:Notez: n

CO2 n1 ,n

H2On

2 ,n

N2 n3 ,

nO2 n

4

n

1c

120.074

kmol

kgcomb

n2

h

2

a

18 0.08

kmol

kgcomb

n3

0.79L 0.483kmol

kgcomb

n4

0.21 1

L 0.026kmol

kgcomb

n5

n1

n2

n3

n4

0.662kmol

kgcomb

Cantitatea masica de gaze de ardere :

Notez:m

CO2 m1 ,m

H2Om

2 ,m

N2 m3 ,

mO2 m

4

m1

44 n1

3.241kg

kgcomb

m2

18 n2

1.444kg

kgcomb

m3

28 n3

13.518kg

kgcomb

m4

32 n4

0.821kg

kgcomb

m5

m1

m2

m3

m4

19.024kg

kgcomb

13

Masa molara medie a gazelor de ardere :

Mm

5

n5

28.723 kg

kmol

Puterea calorica inferioara a combustibilului :H

15623

d3

24300 4.057 104 kJ

kg

II.3.Bilantul termic global al cuptorului Caldura preluata de materia prima in cuptor :Q

mpm

mpe i

vt 2 1 e( ) ilt2 i

lt1

e 0.65 -fractia masica a vaporizatului

Relatii de calcul a entalpiilor specifice ale fractiunilor petroliere:Densitatea lichidului rezidual:d

10.850 , d

20.815

d4

35

100

d1

65

d2

0.924

t1

200 °Ct2

310 °Ck1

12 k2

11.7

Notez: k1

kmp ,k

2kvap

ilt2 i

2 ,i

lt1 i1 ,

ivt 2 i

3

Entalpia lichidului rezidual la iesirea din cuptor:

i2

2.964 1.332d4

t2 0.003074 0.001154d

4 t

2 2

0.0538k

1 0.3544 730.417

kJ

kmol

Entalpia titeiului la intrare in cuptor:

i1

2.964 1.332d1

t1

0.003074 0.001154d1

t1 2

0.0538k

1 0.3544 450.084

kJ

kmol

Entalpia vaporizatului la iesirea din cuptor:i3

532.17 210.61d2

1.8213 0.45638d2

t2

0.0023447 0.00059037d2

t2 2 4.187t

2 837.4 0.07k

2 0.84 979.236

kJ

kmol

14

m6

mmp

m7

m6

1.5 106

t

an

m7

m6

1000

8760 1.712 10

5kg

hQ

1Q

mpQ

2

Q1

m7

e i3 1 e( ) i

2 i

1 7.57 10

7kJ

h

Q2

Q1

36001000 2.103 10

7W

Entalpia amestecului combustibil,cu aerul in conditii atmosferice:Notez: i

aci4 , i

combi5 , i

aeri6 , i

aburi7

k3

kcomb ,k

311.2

Se admite tcomb

t3 , t

380 °C

Entalpia combustibilului se afla cu relatia anterioara a lui ilt

i5

2.964 1.332d3

t3

0.003074 0.001154d3

t3 2

0.0538k

3 0.3544 141.061

kJ

kgcomb

Se admite: taer

t4 , t

410 °C

Cp

aer Cp

C0

29.07

i6

L C0

t4

177.65kJ

kgcomb

Se admite pentru pulverizare abur saturat uscat cu presiunea absoluta 5 bar.Pentru abur saturat uscat de 5 bar :

i 2749kJ

kg

Latenta de vaporizare a apei la 0 °C :

r0

2501kJ

kg

i7

a i r0

99.2kJ

kgcomb

15

i5

141.061kJ

kgcomb , i6

177.65 kJ

kgcomb , i7

99.2kJ

kgcomb

i4

i5

i6

i7

417.911kJ

kgcomb

Se admit pierderile de caldura ale cuptorului:in sectia de radiatie 3,in sectia de convectie1,in preincalzitorul de aer 1,% din caldura introdusa si dezvoltata in cuptor (total 5%). Se admite temperatura gazelor de ardere la cos:t5

tcos , t

5180 °C

Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:i8

igc

ni

Cpi

1

C1

40 , C2

33.92 , C3

29.28 ,C4

29.86

1

n1

C1

n2

C2

n3

C3

n4

C4

20.57

i8

t5

1 3.703 10

3kJ

kgcomb

Randamentul cuptorului:

xq

p

H i4

x 0.05

1i8

H i4

x 0.86

Debitul de combustibil

BQ

1

H i4

2.148 10

3 kg

h

Debitul de aer utilizat

y 28.84B L 3.786 104

kg

h

Debitul gazelor de ardere

16

z B m5

4.087 104

kg

h

Debitul de aabur de pulverizare:B

aB

0

B0

B a 859.215kg

h

II.4.Bilantul termic al cuptorului pe sectiiSe admite temperatura gazelor de ardere la intrarea in preincalzitorul de aer :ti

t6 , t

6400 °C

Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:

igi

i9

i9

t6

n1

43.54 n2

34.92 n3

29.69 n4

30.90 8.454 103

kJ

kgcomb

Pierderile de caldura in preincalzitorul de aer:Q

3Q

pp

B 2.148103

kg

h

Q3

0.01B H i4

8.805 105

kJ

h

Caldura preluata de aer in preincalzitor:Q

aerQ

4

qaer

q0

Q4

B i9

i8

Q3

9.326 106

kJ

h

q0

Q4

B4.342 10

3kJ

kgcomb

Entalpia aerului preincalzit:iap

i10

i10

i6

q0

4.519 103

kJ

kgcomb

Temperatura aerului preincalzit:tap

t7

Cpaer C

C 29.46 (se ia pentru o temperatura de 250°C)

17

t7

i10

L C251.03

°C

Se admite temperatura gazelor de ardere la trecerea din sectia de radiatie in sectia de convectie (la prag):tp

t8 , t

8900

Entalpia gazelor de ardere la aceasta temperatura:igp

i11

i11

t8

n1

48.99 n2

37.85 n3

31.07 n4

32.87 2.024 104

kJ

kgcomb

Pierderile de caldura in sectia de convectie:Q

pcQ

5

Q5

Q3

8.805 105

kJ

h

Caldura preluata de materia prima in sectia de convectie:Q

cQ

6Q

7

Q6

B i11

i9

Q5

2.444 107

kJ

h

Q7

Q6

36001000 6.788 10

6W

Caldura preluata de materia prima in sectia de radiatie:Q

rQ

8Q

9

Q8

Q1

Q6

5.126 107

kJ

h

Q9

Q8

36001000 1.424 10

7W

Entalpia titeiului la intrarea in radiatie:

i3

979.236kJ

kmol , i2

730.417kJ

kmol

iir

i12

i12

0.65 i3 0.35 i

2

Q8

m7

592.786 kJ

kg

Temperatura titeiului la intrarea in radiatie (se considera total lichid):tir

t

18

i12

2.964 1.332d1

t 0.003074 0.001154d1

t( )2

0.0538k

1 0.3544

t( )2

0.0020931 1.8318t i12

0

1.83182

4 0.0020931 i12

8.3362

t01

252.126 °Ct02

60665.42 °C

Entalpia amestecului combustibil corespunzatoare aerului preincalzit:i13

iac 1

i13

i10

i5

i7

4.76 103

kJ

kgcomb

Caldura totala introdusa si dezvoltata in focarul cuptorului:

Q0

B H i13

9.738 107

kJ

h

Q01

Q0

36001000 2.705 10

7W

II.5.Dimensionarea sectiei de radiatie Se aleg tuburi cu de=168 mm;di=148 mm si s=305 mm,atat pentru sectia de radiatie cat si pentru sectia de convectie.Tuburile vor avea lungimea efectiva 14.2 m si lungimea totala 14.8 m (coturi exterioare).In radiatie tuburile se plaseaza numai pe peretii laterali.Debitul volumic de titei rece

m7

36008500.056

m3

s

Viteza titeiului rece in tuburi,pentru 2 circuite:w

0.0564

2 3.14 0.1482

1.628 m

s

Sectia de radiatie se dimensioneaza pentru o tensiune termica de 42000

T0

42000

W

m2

19

A0

Q9

T0

339.026m

2

Numarul de tuburiA

0

3.140.168 14.245.259

Recalcularea luiA

0siT0

A0

46 3.14 0.168 14.2 344.576 m2

T0

Q9

A0

4.132 104

W

m2

Se admite latimea sectiei de radiatie 4 m.Se admit in sectia de convectie 6 tuburi pe sir,care ocupa latimea:n 6

s 0.305

l0

n 0.65( ) s 2.028 m

Pentru o inclinare a umerilor sectiei de radiatie de 45 de grade ,lungimea unui umar este egala cu:

1 1 1.414 m

Numarul de tuburi pe un umar :1.41

s4.623

Numarul de tuburi pe un perete lateral:46

24 19

Inaltimea peretelui lateral:19 s 5.795 m

Inaltimea sectiei de radiatie:5.8 1 6.8 m

Volumul sectiei de radiatie:V 4 5.8

4 22

1

14.2 372.04m

3

Tensiunea volumetrica:T

cT

01

T01

Q01

V7.27 10

4W

m3

20

Numarul de injectoare,cu capaciatatea de 200 kg comb/h:B

20010.74

pentru siguranta se iau 13 injectoare

Injectoarele se plaseaza intercalat,pe 2 linii distantate cu 0.6 m.Distanta intre 2 injectoare alaturate,de pe aceeasi linie:s0

14.2

7 0.651.856

m

Distanta intre 2 injectoare alaturate,de pe linii diferite:s0

2

2

0.652 1.133

m

Tuburile se plaseaza cu axul la 1.4*de=1.4*0.168 m de perete.Distanta de la injectoare la fata tuburilor:4

2

0.6

2 1.4 0.65( ) 0.168 1.356

m

II.6.Verificarea tensiunii termice din sectia de radiatie Se ia temperatura medie in focar :tmf

t9

t9

t8

40 940 °C

Coeficientul de convectie din sectia de radiatie,dupa Lobo si Evans,are valoarea:

c

0

0

11.37

W

m2

C

Numarul sirurilor de tuburi:n

sn

0

n0

1

Coeficientul relativ de radiatie,pentru un singur sir de tuburi plasat la perete,se calculeaza cu relatia: kr

k4

21

de

d01

d01

0.168 m

x1

1d

01

s

s

d01

2

1 arctgs

d01

2

1

x1

0.709

k4

2 x1

x1 2

k4

0.915

Presiunile partiale ale H2O si CO2 se calculeaza pentru presiunea

totala egala cu presiunea normala atmosferica

.p

1p

CO2 p2

pH2O

p 1.01325 bar

p1

pn

1

n5

0.113bar

p2

pn

2

n5

0.122bar

p0

p1

p2

0.235 bar

Coeficientul de emisie al gazelor se calculeaza cu relatia:eg

eo

e0

0.6433 0.00017t9

0.1886ln p2

p1

l

Aria totala a peretilor sectiei de radiatie:A

tA

0

A0

2 1.41 2 5.8 4( ) 14.2 2 4 5.84 2

21

313.964m

2

Aria echivalenta a ecranului(se neglijeaza prezenta tuburilor din sectia de convectie):A

eeA

1

Ap

A2

A2

46 0.305 14.2 199.226 m2

A1

A2

k4

182.355m

2

22

Gradul de ecranare are expresia:

A

1

A0

0.581

Coeficientul de radiatie reciproca rezulta din expresia:F

1

1.1111 e

0

e0

Pentru dimensiunile relative ale sectiei de radiatie: l-H-L=4.8-6.8-14.2=1-2-3se ia:l

2

3

3V 4.795

m

e0

0.6433 0.00017t9

0.1886ln p2

p1

l 0.506

F1

1.1111 e

0

e0

0.596

Temperatura medie a materiei prime in sectia de radiatie:tmp

t11

t01

252.261 °C

t2

310 °C

t11

t01

t2

2281.13

°C

In serpentina din radiatie are loc vaporizarea si se poate admite temperatura ecranului:te

t10

t10

t11

1

20t9

t11

314.074°C

Tmf

T9

Te

T10

T9

t9

273 1.213 103 K

23

T10

t10

273 587.074 K

Tensiunea termica in sectia de radiatie:T

tT

02

s 0.305

d01

0.168 m

T02

5.67Fk

4s

d01

n0

T9

100

4T

10

100

4

0

t9

t10

4.371 104

W

m2

II.7.Dimensionarea sectiei de convectie Sectia de convectie are dimensiunile interioare:lungimea 14.2 m si latimea 2 m.Tuburile utilizate au diametrul exterior 168 mm,diametrul interior 148 mm si s1=305 mm.Ele sunt asezate in

triunghi echilateral si deci s2

3

2s1

,s2=264 mm.Se plaseaza cate 6 tuburi pe sir si se utilizeaza 2 circuite.Tuburile au lungime totala dreapta 14.8 m,coturile fiind exterioare. Coeficientul de emisie al ecranului:e1

ee

e1

0.9

Temperatura medie a gazelor de ardere in sectia de convectie:t12

tg

T12

Tg

t12

t8

t6

2650

°C

T12

t12

273 923 K

Temperatura medie a materiei prime in sectia de convectie: t01

252.126 °C

t1

200 °C

24

200 252.1262

226.063°C

Temperatura medie a ecranului:t13

te

T13

Te

t13

2261

30650 226( ) 240.133

°C

T13

273 t13

513.133 K

Grosimea medie a stratului de gaze:l l

1

de

d s1

s

d 0.168 m s 0.305 m

l1

d 0.9924s

d

2

0.9

0.398m

CO2

1

1

10.35e1

p1

l1 0.4

t12

t13

T12

100

3.2T

13

100

3.2T

12

T13

0.65

6.259W

m2

C

x2

2.32 1.37 p2

l1 0.3333 2.82

H2O

2

2

e1

46.52 81.9p2

l1 p

2l1 0.6

t12

t13

T12

100

x2 T13

100

x2

6.489W

m2

C

Calculul coeficientului de transfer de caldura prin radiatia gazelor de ardere:

rg

01

01

1

2

12.748

W

m2

C

Calculul coeficientului de convectie pentru gazele de ardere se face cu relatia:

c

3

25

3

0.292

d0.4

0.6

Pentru mai mult de 10 siruri de tuburi: 1

Sectiunea minima de curgere:14.2 2 6 0.168( ) 14.086 m

2

Viteza de masa a gazelor de ardere in sectiunea minima:w

wB m

5

360014.0860.806

kg

m2

s

La t12

650 °C gazele de ardere au:

0.07835

W

m2

C

38.274106

kg

m s

3

0.292

d0.4

w

0.6

18.336W

m2

C

Calculul coeficientului de transfer de caldura prin radiatia peretilor:

rp

02

AA

01

A02

02

A

1

3

01

1

0.227e01

T

13

100

3

Coeficientul de emisie al peretilor:ep

e01

e01

0.95

Se presupune numarul sirurilor de tuburi 12.A

02A

ecran

A02

12 6 d 14.2 539.336m

2

Inaltimea ocupata de fascicul:

26

s2 s02

ns

n0-numarul sirurilor

n0

12

s02

0.264 m

h n0

1 s02

d 3.072 m

A01

Apereti laterali

A01

2 14.2 h 87.245m

2

AA

01

A02

0.162m

2

02

A

1

3

01

1

0.227e01

T

13

100

3

2.433

W

m2

C

Coeficientul global de transfer de caldura:ked

k5

e

03

k5

03

03

3

01

02

33.517

W

m2

C

Calculul diferentei medii de temperatura: 900400

252 200

648 200

27

t. t( )

01

N ln 1t

01

t02

lnt

01t

02

t01

t02

t03

t04

1

N

Numarul de incrucisari:N n

0

N 12

Diferenta de temperatura pentru fluidul din interiorul tuburilor: t

intt

01

t01

252 200 52 °C

Diferenta de temperatura pentru fluidul din exteriorul tuburilor: t

extt

02

t02

900 400 500 °C

Diferenta de temperatura la capatul rece al sistemului: tcr

t03

t03

200 °C

Diferenta de temperatura la capatul cald al sistemului: tcc

t04

t04

648 °C

tt

01

N ln 1t

01

t02

lnt

01t

02

t01

t02

t03

t04

1

N

381.009

°C

Aria de transfer de caldura necesara:A

eA

3

k5

33.517

W

m2

C

A3

Q7

k5t

531.515m

2

Numarul de siruri de tuburi:L 14.2 m

28

d 0.168

A3

531.515

n0

A3

6 d L11.826

n0

12 (s-a verificat presupunerea facuta)Tensiunea termica in convectie:T

tT

03

T03

Q7

A3

1.277 104

W

m2

II.8.Caderile de presiune pe circuitul materiei prime Pentru a se stabili presiunea necesara a titeiului la intrarea in cuptor,trebuie calculate:caderea de presiune a titeiului in zona de vaporizare,caderea de presiune a titeiului in zona de incalzire si diferenta de presiune dinamica a titeiului. Calculul caderii de presiune a titeiului in zona de vaporizare se face cu ajutorul relatiei lui Ludwing.Entalpia amestecului final:if

i01

i01

0.65 i3 0.35 i

2 892.149

kJ

kg

Entalpia titeiului la intrarea in radiatie:iir

i03

i03

594.897kJ

kg

Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de radiatie,pentru un circuit:L

erL

02

nc

nt

n00-coturi de 180

o

nt =numar tuburi din sectia de radiatie pentru un circuit

n00

23

Lt

L1

Lt =lungimea totala geometrica a unui tub

L1

14.8 m

C 30 50 -pentru coturi de 180o

29

C 50

di

d02

d02

0.148 mL

02n

00L

1 n

00C d

02 510.6 m

Se presupune presiunea la inceputul zonei de vaporizare:p

ip

01

p01

18 bar

La aceasta presiune temperatura initiala de vaporizare pe CVE este:tiv

t12

t12

270 °C

Entalpia titeiului total lichid la inceputul zonei de vaporizare:iiv

i02

d1

0.850

i02

2.964 1.332d1

t12

0.003074 0.001154d1

t12 2

0.0538k

1 0.3544 647.173

kJ

kg

Lungimea echivalenta a serpentinei in care are loc vaporizarea:L

evL

01

L01

L02

i01

i02

i01

i03

420.804

m

Pentru ca Lev

Ler

vaporizarea incepe in sectia de radiatieRelatia de verificare a presiunii presupune:

p0

p1 2 f

w0 2

d01

p

01

01

p1

1

L01

Presiunea la iesirea din cuptor:p

fp

1

p1

1.6 105

N

m2

Se admite coeficientul de frecare:f 0.0205

Viteza de masa a titeiului: w

0

w0

m7

4

2 3600 0.1482

1.383 103

kg

m2

s Densitatea amestecului la iesirea din cuptor:

30

f

1

1

1

e

3

1 e

2

Din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C se citeste densitatea amestecului lichid:

l

2

2

f d4

t2

2

790

kg

m3

Masa molara a vaporizatului se citeste din graficul din fig.16 de la pagina 33 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C:M f d

2k2

M 165kg

mol

v

3

3

p1

M

8314 t2

273 5.447

kg

m3

e 0.65

1

1

e

3

1 e

2

8.348

kg

m3

Densitatea titeiului total lichid la intrarea in zona de vaporizare se citeste din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C:

i

01

01

f d1

t12

01

690

kg

m3

p01

18 105

N

m2

31

p0

p1 2 f

w0 2

d02

p

01

01

p1

1

L01

1.955 106

p0

19.9 bar

Caderea de presiune in zona de vaporizare:p

vp

3

p1

1.6bar

p3

p0

p1

18.3 bar

Caderea de presiune a titeiului in zona de incalzire:p

ip

0

p0

f1 w

22

L

03

d02

F

F 1

Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de radiatie in care are loc incalzirea:L

02L

01 89.796 m

Lungimea echivalenta a serpentinei din sectia de convectie pentru un circuit:L

ecL

04

L04

12 62

14.8 50 0.148( ) 799.2m

Lungimea echivalenta a serpentinei in care are loc incalzirea:L

eiL

03

L03

89.796 L04

888.996 m

Temperatura medie a titeiului in zona de incalzire:200 270

2235

°C

Densitatea titeiului in zona de incalzire se citeste din graficul din fig.22 de la pagina 45 din cartea "Fizico-chimia petrolului",Koncsag C: f d

1t 235

740

kg

m3

Viteza medie a titeiului:

32

wm

74

2 3600 d02 2

1.869 m

s

(se citeste din graficele de la pagina 320 din "Procese de transfer termic si utilaje specifice",Dobrinescu D) f k

1d

1 t 235

0.329106

m

s

Red

02w

8.408 10

5

Coeficientul de frecare corespunzator:f1

0.1694

Re0.164

0.018

p0

f1 w

22

L

03

d02

F 1.404 105

N

m2

p0

1.404 bar

Diferenta de presiune dinamica a titeiului in cuptor se calculeaza cu metoda Lockhart-Martinelli.p

dp

4

wl2 w

4

l2 4

wv2 w

5

v2 5

wl1 w

6

l1 6

Yv

Y2 Y

lY

1

p4

4

w4 2

2Y

1

5

w5 2

2Y

2

6

w6 2

2

m8

ml2

m9

mv2

w4

m8

4

Y1

d02

Y1

f X( )

33

w5

m9

5

Y2

d02

Y2

1 Y1

Parametrul Lockhart-Martinelli:

X1 e

e

0.9 5

4

0.5

4

5

0.1

v2

5

l2 4

Pentru titei la intrare in cuptor:

6f d

1t1

6

775

kg

m3

w6

m7

4

2 3600 6

d02 2

1.785 m

s

Densitatea lichidului la iesire din cuptor:

4f d

4t2

4

790

kg

m3

Densitatea vaporilor la iesirea din cuptor:

5

5.4466

kg

m3

Vascozitatea lichidelor la iesirea din cuptor:

l2 4

4

f k2

d4

t2

4

0.425106

m2

s

4

4

4 3.357 10

4kg

m s

Vascozitatea vaporilor la iesirea din cuptor:

5f M t

2

5

8.7 106

kg

m s

X1 e

e

0.9 5

4

0.5

4

5

0.1

0.069

Fractia volumica a lichidului la iesire:Y

1f X( )

34

Y1

0.04

Y2

1 Y1

0.96

Viteza lichidului la iesire din cuptor:

w4

m7

0.35 4

2 3600 4

Y1

d02 2

15.319 m

s

Viteza vaporilor la iesire din cuptor:

w5

m7

0.65 4

2 3600 5

Y2

d02 2

171.941 m

s

Aceasta viteza trebuie sa fie mai mica decat viteza sunetului in conditiile corespunzatoare:w

sw

0

w0

kR

M T

2

w0

1.33338314

165 310 273( ) 197.907

m

s

Se constata caw

5w

0

p4

4

w4 2

2Y

1

5

w5 2

2Y

2

6

w6 2

2 7.976 10

4N

m2

p4

0.7976 bar

Diferenta de presiune de pozitie se neglijeaza.Presiunea necesara a titeiului la intrarea in cuptor:p p

1p

3 p

0 p

4 22.102 bar

Capitolul III III.1.Dimensionarea preincalzitorului de aer Se admite lungimea preincalzitorului 6 m;latimea preincalzitorului 2 m(egala cu latimea sectiei de convectie);tuburi cu diametrul exterior 42,2 mm si diamtrul interior 32,5 mm asezati

in triunghi echilateral cu latura s1= 1.5 d

e

Sarcina termica a preincalzitorului:Q

aerQ

9

35

Q9

9.4639106

kJ

h

Q10

Q9

1000

36002.629 10

6W

Preincalzitorul se realizeaza cu 2 pasuri pentru aer si cu circulatia aerului transversala pe lungimea preincalzitorului.Calculul diferentei medii de temperatura: 400 180

250 10

150170

tc

t1

t1

170 150

ln170

150

159.791

°C

t0

t1

11

N0

t2

ln1

1t

2

t3

ln 1t

3

t4

1

N0

N0

2

tint

t2

text

t3

tintrari

t4

t2

400 180 220 °C

t3

250 10 240 °C

t4

400 10 390 °C

36

t0

t1

11

N0

t2

ln1

1t

2

t3

ln 1t

3

t4

1

N0

129.8

°C

Aceasta valoare este mai defavorabila decat cea obtinuta cu relatia generala.Se presupune:k

edk

01

k01

12

W

m2

C

Tensiunea termica:T

tT

11

T11

k01

t0

1.558 103

W

m2

Aria de transfer de caldura necesara:A

eA

11

A11

Q10

k01

t0

1.688 10

3m

2

Numarul de tuburi pe un sir transversal pe directia curgerii(pe lungimea de 6 m):l 6 m

d11

0.0422 ms1

1.5 d11

0.063 m

nl

s1

0.5 94.287

Numarul de siruri de tuburi(pe latimea de 2 m):

l0

2 ms

23

2s1

0.055

n0

l0

s2

36.483

37

Numarul total de tuburi:94 36 3.384 10

3

Lungimea tuburilor:

L0

A11

3384 d11

3.764

m

In cele ce urmeaza se vor calculaisie,pentru a se verifica ked

presupus

Calculul luii,pentru gazele de ardere care circula prin interiorul tuburilor:

i

11

c

12

rg

13

11

12

13

Debitul volumic de gaze de ardere,la temperatura medie:tg

t13

t13

400 1802

290°C

V0

B n5

360022.4

t13

273

273 18.247

m3

s

Sectiunea de curgere:d

ed

12

d12

0.0325 m

3384 d

12 2

4 2.806

m2

Viteza medie a gazelor de ardere:

wV

0

2.8066.503

m

s

Proprietatile fizice medii pentru gazele de ardere la 290°C

0

0.04747W

m C

0

27.156106

kg

m sPr 0.652

p 1.0132105

N

m2

38

M 28.723

kg

kmolR 8314

T13

t13

273 563 °C

0

p MR T

13

0.622kg

m3

Red

12w

0

0

4.839 103

Nu 0.023Re0.8 Pr

0.4 1600000

Re1.8

14.784

12

Nu 0

d12

21.593W

m2

C

13

CO2

H2O

l 0.9 d12

0.029 mp

CO2 0.113bar

pCO2 l 3.305 10

3bar m

pH2O

0.122 bar

pH2O

l 3.568 103

bar m

ee

e0

e0

0.9

Se admite temperatura medie a ecranului:te

t14

ta

t15

t15

10 2502

130°C

t14

t13

2

3t13

t15

183.333°C

T14

t14

273 456.333 K

39

CO2

10.35e0

pCO2 l

0.4

t13

t14

T13

100

3.2T

14

100

3.2T

13

T14

0.65

0.958W

m2

C

x 2.32 1.37 pH2O

l 0.3333 2.529

H2O

14

14

e0

46.52 84.9pH2O

l pH2O

l 0.6

t13

t14

T13

100

xT

14

100

x

0.432W

m2

C

13

CO2

14 1.391

W

m2

C

i

15

W

m2

C

15

12

13 22.984

Calculul luie,pentru aerul care circula prin spatiul intertubular.Sectiunea minima de curgere:S

minS

0

S0

6 94 0.042( )L

0

2 3.862

m2

Debitul volumic de aer la temperatura medie si presiunea normala atmosferica:L

10.6111

VB L

1

360022.4

t15

273

273 9.644

m3

s

Viteza aerului:w

0V

S0

2.497 m

s

Nu C Re0.6 Pr

1

3

Pentru asezare in triunghi:C 0.33

Pentru un numar de siruri mai mare decat 10 1 (in acest caz sunt 2*36=72 siruri).

40

Proprietatile fizice ale aerului la 130 de grade si presiune atmosferica:

0.03415

W

m2

C

26.63106

m2

s

Pr 0.685

Red

11w

0

3.957 10

3

Nu C Re0.6 Pr

0.3333 41.898

e

16

W

m2

C

16

Nu d

11

33.905

Coeficientul global de transfer de caldura:k

edk

02

k02

1

d11

15

d12

R

1

d11

d12

d

11

2 0

ln

d11

d12

R2

1

16

Pentru gaze de ardere:R

di R1

R1

0.00172m

2C

W

Pentru aer:R

de R2

R2

0.000344m

2C

W

Pentru otel carbon la:t14

183.333 °C

0

42W

m C

k02

1

d11

15

d12

R

1

d11

d12

d

11

2 0

ln

d11

d12

R2

1

16

11.274W

m2

C

41

(S-a propus Ked=12 W/m2*C )Verificarea temperaturii ecranului:

t t13

k02

t13

t15

d11

15

d12

188.09

°C

(S-a propus te=183 C) III.2.Caderile de presiune pe circuitul gazelor de ardere Tirajul necesar la baza cosului se obtin prin insumarea tuturor caderilor de presiune de pe circuitul gazelor de ardere,pana la baza cosului.Se admite caderea de presiune a gazelor de ardere,prin frecare,in sectia de radiatie:

p1

5

N

m2

Caderea de presiune cauzata de reducerea sectiunii de curgere,la trecerea din sectia de radiatie in sectia de convectie:

p2

0.53334 0.51667A

2

A1

w2 2

2

(se calculeaza acoperitor,cu neglijarea unghiului de convergenta)A

114.24 56.8 m

2

A2

14.22 28.4 m2

Densitatea gazelor de ardere lat8

900 °C

T8

900 273 1.173 103 K

R 8314

p 1.0132105

N

m2

M 28.723kg

kmol

p MR T

8

0.298kg

m3

Viteza gazelor de ardere in sectiunea finala:

42

w2

B m5

3600 A2

1.339 m

s

p2

0.53334 0.51667A

2

A1

w2 2

2 0.074

N

m2

Caderea de presiune cauzata de frecare,in sectia de convectie(asezare in triunghi s1/de<1,885):

p3

1.931

w2 n

01

d01

s1

Re0.25

(w se ia in sectiunea minima de curgere)Densitatea gazelor de ardere,in sectia de convectie:T

14923 K

1

p MR T

14

0.379kg

m3

x 1

w

x 0.8177

kg

m2

s

wx

1

2.156 m

sd

010.168 m

38.274106

kg

m s

Red

01x

3.589 10

3

s1

0.305

n0

12

N

m2

p3

1.931

w2 n

01

d01

s1

Re0.25

4.242

Caderile de presiune cauzata de reducerea sectiunii de curgere,la

43

trecerea din sectia de convectie in tevile preincalzitorului:

p4

0.53334 0.51667A

02

A01

2

w02 2

2

A01

14.22 28.4 m2

A02

2.807 m2(aria sectiunii interioare a tuburilor)

Densitatea gazelor de ardere la 400C.T 673 °C

2

p MR T

0.52kg

m3

w02

B m5

36002

A02

7.775 m

s

p4

0.53334 0.51667A

02

A01

2

w02 2

2 7.582

N

m2

Căderea de presiune prin frecare în ţevile preîncălzitorului:Re 5177

0.6227kg

m3

w 6.947 m

s

L 3.956 m

Pentru Re= 103

...105

f0.4205

Re0.243

0.053

p5

f w

22

L

d12

96.263N

m2

Căderea de presiune cauzată de mărirea secţiunii de curgere la ieşirea din ţevile preîncălzitorului:A

12.807 m

2

A2=12 m2

Densitatea gazelor de ardere la 180oC

p M

83144580.764

kg

m3

44

Viteza gazelor de ardere în tuburile preîncălzitorului,la ieşire:

w1

B m5

3600 A1

5.291 m

s

p6

1A

1

A2

2 w1 2

2 6.279

N

m2

Căderea de presiune cauzată de reducerea secţiunii de curgere,la intrarea în coş:

p7

0.53334 0.51667A

2

A1

w2 2

2

2

(se calculează acoperitor,cu neglijarea unghiului de convergenţă)A

112 m

2

Debitul volumic de gaze de ardere la 180oC

VB m

5

360014.852

m3

s

Se admite diametrul interior al coşului:Di 1.5 m

Viteza gazelor de ardere în coş(la intrare):w

2V 4

Di2

8.409 m

s

p7

0.53334 0.51667A

2

A1

w2 2

2 12.357

N

m2

Căderea de presiune cauzată de registrul de gaze de ardere:

p8

27 10 0.6

w2 2

2 54.042

N

m2

Se admite x=0,6(fracţia secţiunii libere) Înainte de a se calcula diferenţele de presiune statică,se stabilesc cotele spaţiilor libere caracteristice:

A2

Di2

41.766 m

2

45

-distanţa de la sol până la podeaua de radiaţie 2,8 m -distanţa de la partea superioară a radiaţiei până la fasciculul de tuburi din convecţie 0,6 m -distanţa de la fasciculul convecţiei până la spaţiul de racordare convecţie-preîncălzitor 0,4 m -înălţimea spaţiului de racordare convecţie-preîncălzitor,pentru

un unghi de 30oC

14.2 62

tg 30o 2.367

m

-distanţa de la tuburile preîncălzitorului până la spaţiul de racordare preincalzitor-cos 0,4 m -înălţimea spaţiului de racordare preincalzitor-cos,pentru un

unghi de 30oC

6 1.52

tg 30o 1.299

m

Diferenţa de presiune statică în secţia de radiaţie:p

9H

01

02 g

Densitatea aerului atmosferic la 10oC

Ma

M01

a

01

M01

28.84

01

M01

22.4

273

283 1.242

kg

m3

Înălţimea secţiei de radiaţie:H 5.8 1 6.8 m

Temperatura medie în focart9

940 °C

Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:

g

02

M 28.723

02

M

22.4

273

1213 0.289

kg

m3

46

g 9.81

p9

H 01

02

g 63.6

N

m2

Diferenţa de presiune statică în secţia de convecţie se calculează asemănător:H 0.6 3.072 0.4 4.072 m

02

M 27322.4923

0.379kg

m3

la650oC

p10

H 01

02

g 34.463

N

m2

Diferenţa de presiune statică în preîncălzitor,inclusiv cele 2 spaţii de racordare:H 2.367 3.956 0.4 1.299 8.022 m

02

M 27322.4563

0.622kg

m3

la 290oC

p11

H 01

02

g 48.809

N

m2

Tirajul necesar la baza coşului:

P p1

p2

p3

p4

p5

p6

p7

p8

p9

p10

p11

38.966

III.3.Verificarea coşului Din calculele anterioare,se poate constata că,lăsându-se deschis registrul de gaze,nu este necesarul pentru a se asigura circulaţia gazelor de ardere.Din motive de securitate, s-a impus că evacuarea gazelor de ardere în atmosfera să se facă la cota de 45 de m faţă de sol.Cota bazei coşului are valoarea:2.8 6.8 4.072 8.022 21.694 m

Înălţimea necesară a coşului:H 45 21.694 23.306 m

47

Tirajul realizat de coş:

P1

H a

g

g f

gw

2

2

H

Di

v

wv 2

2

Se presupune o cădere de temperatura a gazelor de ardere în coş de 14 grade,deci temperatura la vârful coşului:tc

t01

Densitatea gazelor de ardere la vârful coşului:

v

03

03

M 27322.4439

0.797kg

m3

Viteza gazelor de ardere la vârful coşului:w

vw

3

w3

B m5

4

360003

1.52

8.06 m

s

Temperatura medie a gazelor de ardere în coş:

Densitatea gazelor de ardere la această temperatură:

g

02

02

M 27322.4446

0.785kg

m3

Viteza medie a gazelor de ardere în coş:

wB m

5 4

3600 1.52

02 210.432 m

s

Vâscozitatea gazelor de ardere la 173°C

22.787106

kg

m s

ReDi w

02

5.39 10

5

f0.1694

Re0.164

0.019

t01

180 14 166 °C

t0

180 1662

173 °C

48

Acest tiraj realizat de coş fiind mai mare decât tirajul necesar se poate reduce deschiderea registrului de gaze de ardere pentru a se majora tirajul necesar.Calculul deschiderii necesare a registrului de gaze de ardere:

P1

P 65.987 38.966 27.021P1

P

N

m2

Căderea de presiune pe care trebuie să o realizeze registrul:

p 27.021 p8

81.063

n

m2

p 27 10 x

0.764 8.4092 2

7 10 xln

2 p0.7648.409

ln 2( )7

x7 2.769

100.423

În cele ce urmează se verifică temperatura de la vârful coşului,presupusa.Căldura pierdută prin peretele coşului:Q k

eA

e t

t t0

10 163 °C

Coşul este construit din tabla de oţel cu grosimea de 12 mm.De Di 2 0.012 1.524 m

Aria exterioară a coşului:A

eA

1

De 1.524 m

Coeficientul global de transfer de căldură:ke

k0

k0

1

De

i

DiDe

2 p

ln

De

Di

1

e

p

0

N

m2P

123.306 1.242 0.785( ) 9.81 0.019

0.78510.4322

2

23.306

1.5

0.797 8.06( )2

2 65.987

A1

De H 111.528 m2

49

0

43W

m C

Pentru oţel carbon se iaCoeficienţii parţiali de transfer de căldură au expresiile:

i

cf

rg

e

ce

rp

Calculul coeficientului de convecţie forţată pentru gazele de ardere.Gazele de ardere au la 173°C

0.037624W

m2

C

Pr 0.6754Re 429316.56

Nu 0.023Re0.8 Pr

0.4 630.63

cf

01

01

Nu Di

15.818W

m2

C

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţia gazelor de ardere.

rg

02

02

CO2

H2 O

m

l 0.9 Di 1.35 m

pCO

2 p01

pH2O

p02

p01

0.113 bar p02

0.122 bar

p01

l 0.153 bar m

p02

l 0.165 bar m

t0

173 °C T0

t0

273 446 K

50

Se presupunete

t1

t1

t0

2

5t0

10 107.8°C

T1

t1

273 380.8K

CO2

03

03

10.35e0

p01

l 0.4

t0

t1

T0

100

3.2T

1

100

3.2T

0

T1

0.6

2.715W

m2

C

x 2.32 1.37 p02

l 0.3333 3.071

H2O

04

04

e0

46.52 8.49p02

l p02

l 0.6

t0

t1

T0

100

xT

1

100

x

8.006W

m2

C

02

03

04

10.721

W

m2

C

i

1

1

01

02

26.539W

m2

C

Calculul coeficientului de convecţie liberă pentru aer,cu relaţia simplificată:

ce

05

05

2.56 tp

ta

0.25

Temperatura peretelui la exterior:tp

t1

t1

107.8 °C

05

2.56 t1

10 0.25 8.051

W

m2

C

Calculul coeficientului de transfer de căldură prin radiaţia peretelui:

rp

06

51

e1

0.95

06

5.67e1

t1

10

T1

100

4283

100

4

8.048W

m2

C

e

2

2

05

06

16.099

W

m2

C

0

43W

m C

k0

1

De

1

DiDe

2 0

ln

De

Di

1

2

9.932

W

m2

C

Verificarea temperaturilor te şi t

p

te

t01

t01

t0

k0

t0

10

1

De

Di 111.02

°C faţa de 107.8°C

tp

t02

t02

10k0

t0

10

2

110.564

°C faţa de 107.8°C

Căldura pierdută de gazele de ardere în coş: Q k

0A

1 t 1.806 10

5 W

Q1

Q3600

1000 6.5 10

5kJ

h

Entalpia gazelor de ardere la vârful coşului:itv

i0

i0

i8

Q1

B 3.4 10

3kJ

kgcomb

Temperatura gazelor de ardere la vârful coşului;tv

t2

52

t2

i0

n1

39.72 n2

33.87 n3

29.27 n4

29.8165.36

°C

III.4.Calculul circuitului de aer Se stabilesc diametrele şi lungimile tubulaturii de aer şi se calculează căderile de presiune pe circuitul de aer şi puterea consumată de ventilator. Căderea de presiune pe conducta de aer rece dintre ventilator şi preîncălzitor. Lungimea tronsonului vertical al conductei:

2.8 1.5( ) 5.8 1 0.6 3.072 0.4 2.3673

43.956 17.506

m

Lungimea tronsonului orizontal al conductei:3 m.Lungimea totală a conductei:17.506 3 20.506 m

Debitul volumic de aer rece (se neglijează încălzirea în ventilator;presiunea este practic egală cu presiunea atmosferică):

VB n

5 22.4

3600

273 10273

9.172m

3

s

Se admite

w 12

m

s

Diametrul interior al conductei:d

id

0

d0

4 V w

0.987m

Lungimea echivalentă a conductei(un cot de 90):Le 20.506 20 d

0 40.241

m

Pentru aer la 10°C

14.16106

m2

s

1.242

kg

m3

53

Red

0w

8.362 10

5

f0.1694

Re0.164

0.018

p01

f w

22

Le

d0

66.004N

m2

Secţiunea preîncălzitorului alimentată cu aer are lungimea de 6 m şi înălţimea de 3,956/2=1,978 m.Se admit,pentru o mai bună repartizare a aerului,trei intrări,fiecare alimentând o secţiune de 2*1,978 m^2.Cutia de distribuţie este alimentată de conducta unică de aer rece şi distribuie aerul pe trei conducte.Pentru că viteza de ieşire să fie egală cu viteza de intrare,aceste conducte vor avea diametrul interior:d

id

01

d01

4 V3 12

0.57m

Ele pot fi cuplate la preîncălzitor prin trunchiul de con.Căderea de presiune în cutia de distribuţie(intrarea frontală):

yA

1

A2

y 1

Căderea de presiune cauzată de mărirea secţiunii de curgere la intrarea în preîncălzitor:

p03

1A

1

A2

2 w

22

p03

13 d

01 2

4 6 1.978

2

w2

2 78.277

N

m2

Căderea de presiune la trecerea dublă peste fasciculul de tuburi.

p02

1.1 0.7 y2 w

22

160.963N

m2

54

Pentru aşezarea în triunghi echilateral şis1

de

1.885

p04

1.93 n0

1 1

w1 2

s1

de

0.5

Re0.25

Numărul total de şiruri de tuburi:n

02 36 72

La temperatura medie a aerului 130°C

w1

3.216m

s (în secţiunea minimă)Re 5096

1

M

22.4

273

273 130 0.869

zs

1

de

z 1.5

p04

1.93 n0

1 1

w1 2

z( )0.5

Re0.25

122.32N

m2

Căderea de presiune la întoarcerea de 180 din preîncălzitor:

p05

C

1w

2 2

2

C 2

Debitul volumic de aer 12.933 m^3/s.Se ia lăţimea cutiei de întoarcere 0.4 m.w

212.933

6 0.45.389

m

s

Se admite viteză în conducta de aer cald 12 m/s.

N

m2p

05C

1w

2 2

2 25.224

55

Temperatura aerului preîncălzit 250°C

Densitatea aburului la această temperatură:

2

M

22.4

273

273 250 0.669

kg

m3

Debitul volumic de aer preîncălzit:

Diametrul interior la conductei de aer cald:

d02

4 V0

121.335

m

Ieşirea aerului din preîncălzitor se face pe trei conducte,care se cuplează printr-o cutie colectoare la conductă unică de aer cald. Diametrul interior al celor trei conducte de evacuare se stabileşte tot pentru w=12 m/s:

d03

4 V0

3 120.771

m

Căderea de presiune cauzată de reducerea secţiunii de curgere la ieşirea din preîncălzitor:

p06

0.53334 0.51667A

2

A1

2

w2

2

Secţiunea preîncălzitorului (pentru un pas):A

16 1.978 11.868 m

2

Secţiunea interioară a celor 3 conducte:

A2

3 d

03 2

4 1.399

m2

w 12

m

s

p06

0.53334 0.51667A

2

A1

2

w2

2 22.768

N

m2

V0

12.933273 250273 130 16.784

m3

s

56

Căderea de presiune în cutia colectoare de aer cald;

yA

1

A2

y 1

Căderea de presiune pe conducta de aer cald.Lungimea tronsonului vertical al conductei:1 5.8 1 0.6 3.072 0.4 2.367

1

43.956 15.228

m

Lungimea tronsoanelor orizontale ale conductei:2 3 6 m

Lungimea totală a conductei:15.228 6 21.228 m

Lungimea echivalentă a conductei(2 coturi de 90):

Pentru aer la 250°C

40.61106

m2

s

f0.1694

Re0.164

0.02

p08

f

2w

2

2

Le

1.334 55.17

N

m2

Legătura între conducta unică de aer cald şi cutia de aer de sub arzătoare se face printr-o cutie de distribuţie cu patru ieşiri.Diametrul acestor conducte de ieşire,pentru w=12 m/s,este:

p07

1.1 0.7 y2 2

w2

2 86.746

N

m2

Le 21.228 2 20 1.334 74.588

Re1.33412

3.942 10

5

57

Căderea de presiune în cutia de distribuţie

Căderea de presiune la intrarea în cutia de aer de sub arzătoare:

Căderea de presiune totală pe circuitul de aer:P p

01p

02 p

03 p

04 p

05 p

06 p

07 p

08 p

09 p

10 752.41

Pentru calculul puterii consumate de ventilator se ia ΔPv=1000 N/m^2 (majorare cu aproximativ 30%;pentru siguranţă,pentru acoperirea căderii de presiune în registrele de aer etc.)Puterea consumată de ventilatorul de aer:

i

1

m

2

Pv 1000

N

m2

1

0.7

2

0.9

PPv V

1

2

1.456 104

W

d03

4 16.7844 12

0.667 m

p09

1.1 0.7 y( )2

2

w2

2 86.746

N

m2

p10

2

w2

248.192

N

m2

58

CAPITOLUL IVConcluzii

Pornind de la datele de proiectare, s-au calculat: căldura preluată de materia primă în cuptor: Qmp=75,7·106 [W]

randamentul cuptorului (randamentele termice ale cuptoarelor tubulare moderne, proiectate îngrijit şi exploatate atent, indică valori de 0,85...0,94 [4])

debitul de combustibil: B=2148[kg/h] căldura preluată de materia primă în secţia de convecţie: Qc=67,8·106 [W] căldura preluată de materia primă în secţia de radiţie: Qr=14,24·106 [W] temperatura ţiţeiului la intrarea în radiaţie: tir=2700C numarul de tuburi din secţia de radiaţie: nt=46 înălţimea secţiei de radiaţie: H=6,8 [m] volumul secţiei de radiaţie: V=372,04[m3] tensiunea volumetrică: Tv=72700 [W/m3]

59

tensiunea termică pentru care s-a dimensionat secţia de radiaţie: Tt=42000 [W/m2], valoare care a fost verificată, rezultând Tt=43700 [W/m2] (această valoare este cu 1% mai mare decât cea admisă)

numărul şirurilor de tuburi din secţia de convecţie: ns=12 (valoare verificată prin calcul ns=11,826)

tensiunea termică în convecţie: Tt=12770[W/m2]

căderea de presiune în zona de încălzire:

presiunea la începutul zonei de vaporizare: pi=18 [bar] diferenţa de presiune dinamică: Δpd=0,7976 [bar]

60

CAPITOLUL VMăsuri de protecţia muncii şi psi pentru cuptoarele tubulare

Amplasarea cuptoarelor se face în conformitate cu prevederile N.D.P.S.I.Ele vor fi prevazute cu:- ferestre de explozie, guri de vizitare, vizoare, podeţe de lucru la cota camerelor

coturilor de întoarcere, scara de acces şi scara de salvare cu balustrade;- puncte de racord pentru linia de abur, pentru montarea furtunurilor de incendiu;- conducta de alimentare cu combustibil lichid sau gaze, după tipul cuptorului;- legături de punere la pamânt;- aparate de măsură şi control;- instalaţie fixă de răcire cu apă în exterior.Punerea în funcţiune a cuptoarelor se va face în conformitate cu instrucţiunile de

lucru şi protecţia muncii şi cu personal autorizat.Este interzisă aprinderea focurilor la cuptor înainte de executarea următoarelor

operaţii:a) verificarea stării construcţiilor şi a legăturilor exterioare;b) controlul canalelor de fum, a registrelor de fum şi a focarelor;c) verificarea interiorului cuptorului şi închiderea gurilor de vizitare şi control a

cuptoarelor;d) verificarea şi închiderea robinetelor de dirijare a gazelor la arzătoare;e) verificarea dispozitivelor de protecţie şi a instalaţiilor de stins incendii;f) verificarea blindelor pe conducta de gaze;g) verificarea ventilatoarelor de aer;h) verificarea stocului de combustibil lichid;i) îndepărtarea condensului din separatorul de pe conducta de gaze.Se interzice aprinderea injectoarelor fără folosirea piloţilor.Folosirea benzinei pentru aprinderea focurilor este interzisă.Creşterea temperaturii în cuptor se face progresiv.Este interzisă funcţionarea cuptoarelor când temperatura pe ţeavă şi presiunea în

circuit depăşesc valorile din fişa tehnologică.Se va respecta regimul de lucru permis, privitor la debite, presiuni şi temperaturi.Nu este permis ca flăcările să atingă tuburile.La controlul vizual al camerei de foc, se vor folosi obligatoriu ochelari de protecţie

cu filtre colorate corespunzător.În timpul funcţionării cuptoarelor, injectoarele de combustibil lichid care nu

funcţionează se vor retrage din locaş, pentru a nu fi deteriorate.Nu este permisă funcţionarea cuptoarelor, când presiunea în circuit depăşeşte

presiunea maximă admisă pentru exploatare şi când temperatura pe ţeavă depăşeşte temperatura admisă pentru calitatea oţelului utilizat.

La oprire scăderea temperaturii se face progresiv, la fel şi alimentarea, până la închiderea completă a ventilelor de alimentare cu combustibil

61

Este interzisă deschiderea serpentinei cuptoarelor înainte de efectuarea operaţiilor de golire, aburire, depresurizare şi blindare a liniilor de alimentare.

Răcirea zidăriei şi a armăturilor se face lent.În timpul lucrului în interiorul cuptorului sau în canalele de gaze, muncitorii vor fi

echipaţi conform normativului şi în mod special vor purta casca de protecţie, ochelari de protecţie şi masca de praf.

Este interzis lucrul în interior şi lucrul cu foc fără permis de lucru special întocmit conform reglementărilor în vigoare şi fără aprobarea maistrului şef de schimb.

Nu este permisă blocarea cu materiale a gurilor de acces în cuptor sau a canalelor de gaze.

Activitatea de exploatare, revizie şi reparaţie executată se va face conform normelor de protecţia muncii şi P.S.I. în vigoare.

62

BIBLIOGRAFIE:

1. Mandalopol, Dan, Îndrumar de proiect de an Procese calorice, Constanţa, 1998

2. Dobrinescu, Dumitru, Procese de transfer termic şi utilaje specifice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983

3. Suciu, Gheorghe, Ingineria Prelucrării Hidrocarburilor, volumul II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1993

4. Pavel, Alexandru; Nicoară, Alexandru, Cuptoare tubulare petrochimice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1995

5. Raznjevic, Kuzman, Tabele şi diagrame termodinamice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1978

6. Proiect TDP anul III7. Koncsag,Irina,Fizico-chimia Petrolului,Ovidius University Press,Constanta

2003

63