gatag 1-40

1

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 1 MAŞINI. CLASIFICAREA MA ŞINILOR. DEFINIŢII.

CUPRINS

1.1Defini ţie 2

1.2.Clasificarea general ă a maşinilor 2

1.2.1 După scopul urm ărit 2

1.2.2 După felul mi şcării organului activ 2

1.3 Clasificarea ma şinilor energetice 3

1.3.1 După energia transformat ă 3

1.3.2 După sensul transform ării energetice 3

1.4 Clasificarea ma şinilor navale 4

1.5 Indici de perfec ţiune ai ma şinilor navale 4

1.5.1 Indici constructivi 5

Lucrare de verificare Unitatea nr. 1 5

Răspunsuri la testele de autoevaluare 5

Bibliogarfie Unitatea de înv ăţare nr. 1 6

2

OBIECTIVELE Unit ăţii de înv ăţare nr. 1: Principalele obicetive ale Unit ăţii de înv ăţare nr. 1 sunt:

Însuşirea no ţunilor despre ma şini şi clasificarea ma şinilor Înţelegerea no ţiunilor de ma şini energetice şi maşini navale Cunoaşterea indicatorilor de perfec ţiune a ma şinilor navale

1.1 Defini ţie Maşina este un ansamblu de corpuri dintre care unele cu mişcări bine

determinate, iar altele în repaus în care se transformă energia în scop util. Precizări

a)o caracteristică esenţială a maşinii este existenţa mişcării. b)un transformator energetic lipsit de piese în mişcare poartă denumirea de aparat(de ex: reşoul, becul electric, căldarea navală etc).

1.2Clasificarea general ă a maşinilor 1.2.1 După scopul urm ărit a)Maşini energetice sau maşini de forţă Acestea urmăresc obţinerea unei energii în stare brută, adică a unei energii

care pentru a fi utilă mai trebuie să sufere transformări, astfel: - un motor este o maşină energetică căci el furnizează energie mecanică care va servi pentru antrenarea altor maşini. - un generator electric este şi el maşină energetică, căci energia electrică produsă va fi folosită în alte aparate sau maşini.

b) Maşini de lucru Acestea îşi execută acţiunea asupra diferitelor corpuri pentru a le mări

valoarea de întrebuinţare(de ex: maşini unelte, textile, tipografice etc). c) Maşini de ridicat şi transportat Acestea servesc pentru deplasarea pe verticală sau pe orizontală a

corpurilor. 1.2.2 După felul mi şcării organului activ a)maşini rotative la care organul activ este un rotor de obicei paletat care se

învârte continuu. Existenţa mişcării continue conduce la curgerea continua a fluidului şi la o transformare energetică continuă deci la o mare capacitate de curgere şi de transformare energetică.

b) maşini alternative(maşini cu piston). La maşinile alternative organul activ este pistonul care are o mişcare de dute-vino, transformată obişnuit în /sau din mişcarea de rotaţie printr-un sistem bielă-manivelă.

3

Mişcarea variată cu opriri la capetele cursei conduce la o transformare energetică intermitentă respectiv la o curgere intermitentă a fluidului.

1.3 Clasificarea ma şinilor energetice

1.3.1 După energia transformat ă -maşini hidraulice -maşini eoliene - maşini pneumatice - maşini electrice - -etc.

1.3.2 După sensul transform ării energetice -maşini motoare, în care o anumită formă de energie primară se transformă în energie mecanică -maşini generatoare, în care energia mecanică se transformă intr-o altă formă de energie

Sensul Energia transformării transformată

MOTOARE GENERATOARE

Rolative -Roţi de apă -Turbine hidraulice

a) Pompe volumice rotative -cu un rotor -cu două rotoare b)Pompe cu rotor paletat -radiale -diagonale -axiale

Maşini hidraulice

Alternative - -Pompe cu piston -Pompe cu membrană -pompe cu clapetă oscilantă

Rolative -Turbine cu abur -Turbine cu gaze

a)Compresoare volumice rotative -cu un rotor -cu două rotoare b)Compresor cu rotor paletat(turbocompresor) -centrifuge -axiale -combinate

Alternative -Maşini cu abur cu piston -Motoare cu ardere internă

Compresoare cu piston

4

1.4 Clasificarea ma şinilor navale Definiţie. în general orice maşină instalată la bordul unei nave, care este

folosită pentru a transforma energia dintr-o formă în alta este numită maşină navală.

La bordul unei nave întâlnim mai multe tipuri de maşini navale precum maşini termice, maşini hidraulice şi maşini electrice.

După rolul pe care îl îndeplinesc la bordul navei maşinile navale se împart în: a)maşini principale, care sunt folosite pentru propulsia navei b)maşini auxiliare, care servesc la realizarea condiţiilor necesare pentru funcţionarea maşinilor principale şi a altor agregate şi instalaţii de bord şi de punte.

Cele mai inteligente tipuri de maşini navale la bordul navei sunt cele termice. Maşinile navale termice pot fi clasificate după mai multe criterii 1. In funcţie de natura agentului termic utilizat

a) maşini termice cu ardere internă, la care agentul termic prin intermediul căruia se transformă energia este amestecul de gaze obţinut în urma arderii combustibilului.

Astfel sunt: MAS, MAC şi TG b) maşini termice cu ardere externă, la care agentul motor este constituit în general din aburul produs într-un agregat separat de maşina termică.

2. După modul de transformare a energiei a) maşini termice cu piston, la care transformarea energiei termice în energie mecanică se realizează prin intermediul unui piston a cărui mişcare alternativă în interiorul unui cilindru datorită destinderii fluidului motor este transformată în mişcare de rotaţie prin mecanismul bielă-manivelă. b) maşini termice cu rotor, care energia termică conţinută în agentul rotor la un anumit nivel(potenţial) reprezentat prin presiunea şi temperatura acestuia se transformă mai întâi în energie cinetică, după care urmează transformarea din energie cinetică în energie mecanică prin efectul dinamic al agentului motor asupra paletelor rotorului.

3. După rolul pe care îl îndeplinesc în sistemele de propulsie deosebim: a)maşini principale, care sunt folosite pentru propulsia navei b)maşini auxiliare, care servesc la realizarea condiţiilor necesare pentru funcţionarea maşinilor principale şi a altor agregate şi instalaţii de bord şi de punte.

1.5 Indici de perfec ţiune ai ma şinilor navale Pentru aprecierea calităţilor unei maşini navale, precum şi pentru comparaţia

unei maşini cu o altă maşină se folosesc mai mulţi indici care sunt mărimi caracteristice proprii fiecărei maşini. In funcţie de aspectul calitativ pe care îl reprezintă, indicii se împart în două grupe: constructivi şi economici.

5

Indicii constructivi sunt acele mărimi caracteristice ale maşinilor navale care evidenţiază performanţele de putere, masă relativă şi spaţiul necesar pentru instalarea la bordul navei.

1.5.1 Indici constructivi

1. Puterea efectivă a maşinii Pe[kw] 2.Masa maşinii Mm[kg]

3.Masa pe unitatea de putere [ ]/m

e

Mm kg kw

P=

4.Volumul maşinii Vm [m 3 ] 5.Puterea pe unitatea de volum Pv= Pe / Vm [kg /m3] 6.Aria necesară pentru instalare Am [m 2] 7.Puterea instalată pe unitatea de arie Pa =Pe/Am. ]km/m z] 8.Lungimea totală a maşinii L [m] 9.Puterea pe unitatea de energie PL = Pe/L[kw/m] 10.Lăţimea maximă a maşinii B[m] 11 .Înălţimea maximă H[m]

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 1: 1. Motorul face parte din categoria: a) maşini de lucru b) maşini de forţă c) maşini de ridicat şi transportat d) maşini energetice 2. Care este rolul indicilor de perfecţiune al motoarelor navale: a) aprecierea calităţilor unei maşini navale b) stabilirea gradului de perfecţiune în funcţionarea maşinilor c) aprecierea funcţionării economice a maşinilor navale d) determinarea performanţelor maşinilor navale

Rezolvare: 1 d ; 2 a.

6

BIBLIOGARFIE:

1. Bocănete P.- Turbine cu abur- construcţie şi exploatare, Editura Dobrogea,

Constanţa, 1996

2. Bocănete P. – Turbine cu abur şi gaze, Curs predat la Universitatea Maritimă din

Constanţa, 2009-2010

3. Bocănete P- Maşini navale cu abur, Editura Gaudeamus, Constanţa 2003

4. Grecu T- Maşini mecanoenergetice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,

1983

7

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 2 SISTEME NAVALE DE PROPULSIE

CUPRINS

2.1. Defini ţie 8

2.2 Clasificarea sistemelor navale de propulsie dup ă tipul fluidului 8

2.2.1 Sisteme de propulsie cu MAP 8

2.2.2 Sisteme de propulsie cu MAI 9

2.2.3 Sisteme de propulsie cu TA 9

2.2.4 Sistemele de propulsie cu TG 10

2.2.5 Sisteme de propulsie pe baz ă de energie nuclear ă 10




8


Înţelegerea no ţiunii de sistem naval de propulsie, cu sublinierea rolului acestuia în cadrul navei Familirarizarea studen ţilor cu principalele tipuri de sisteme navele de propulsie Cunoaşterea avantajeor şi dezavantajelor fiecarui sistem naval de propulsie şi facilitarea compara ţiilor între sisteme

2.1 Defini ţie

Complexul format din maşinile principale şi auxiliare, care au rolul de a transforma energia conţinută în combustibil în energie: termică, mecanică, electrică şi hidraulică destinată pentru : a)deplasarea navei, în condiţii normale de exploatare, cu viteza prevăzută pe ruta dorită. b)funcţionarea maşinilor şi a instalaţiilor ce deservesc maşinile principale de propulsie. c)alimentarea cu energie electrică a aparaturii de navigaţie, a instalaţiilor de semnalizare şi a aparatelor şi sistemelor de măsură, control şi comandă a sistemului de propulsie şi a altor instalaţii. d) acţionarea mecanismelor de punte folosite pentru diverse operaţiuni în timpul exploatării navei. e)funcţionarea instalaţiilor care asigură condiţii normale de viaţă pentru călători şi echipajul navei. f)funcţionarea diferitelor agregate şi instalaţii care îndeplinesc sarcini deosebite la bordul navei.

2.2 Clasificarea sistemelor navale de propulsie dup ă tipul fluidului care evoluează în maşinile principale şi auxiliare ale instalaţiei de propulsie.

2.2.1 Sisteme de propulsie cu MAP(fig 1).

Prima maşină alternativă cu abur a fost montată pe o navă CLAIRMONT In anul 1807 de 18 CP. Puterea dezvoltată de cele două maşini alternative de pe Titanic era de 55000 CP. Datorită dezavantajelor pe care le au aceste maşini construcţia lor a fost abandonată, iar cele existente în exploatare au fost înlocuite treptat cu MAI.

9

2.2.2 Sisteme de propulsie cu MAI Avantajele motoarelor cu ardere internă şi în special ale MAC au condus la

răspândirea lor în propulsia navelor. Avantajele comparativ cu sistemele cu turbine cu abur sunt:

a)consum de combustibil mai redus, fiind din acest punct de vedere cele mai economice maşini navale η= 40-52%. b)cheltuielile necesare pentru reviziile generale periodice sunt mai mici cu 40-50% la sistemul cu MAC. c)costul precum şi cheltuielile de exploatare al sistemelor cu MAC având puteri 10-30 MW sunt mai mici decât la sistemele cu TA. La puteri mai mari de 30 MW, sistemele cu TA devin mai economice. d)durata necesară pentru punerea în funcţiune a sistemului cu MAC poate fi de 10-30 min, iar pentru sistemele cu TA de l-3h. e)posibilitatea apariţiei incendiilor şi a producerii exploziilor este mai mică la MAC datorită inexistenţei căldărilor de abur.

Dezavantaje : a) MAI este o construcţie mult mai complexă decât TA b) nivelul vibraţiilor şi al zgomotului este mult mai înalt decât în cazul TA c) posibilităţi mai reduse privind funcţionarea la turaţii mici (mai mici de 1/3...

1/4 din turaţia nominală).

2.2.3 Sisteme de propulsie cu TA

Avantaje comparativ cu sistemul cu MAI

a)Funcţionarea silenţioasă b)Siguranţă mai mare în exploatare c)Moment uniform la arborele turbinei d)Posibilităţi mai mari de a folosi combustibili inferiori e)Masa pe unitatea de putere este mai mică decât a sistemelor cu MAC lente.

Dezavantaje a)pericolul de incendiu şi explozie la bordul navei este mai mare decât în cazul sistemelor cu MAC b)consumul specific de combustibil mai mare comparativ cu al sistemelor cu MAC

Precizare Avantajele tehnico-economice bazate pe date recente evidenţiază că

sistemele de propulsie cu TA sunt competitive cu sistemul cu MAC numai pentru navele ale căror sisteme de propulsie necesită puteri mai mari de peste 30 MW. Puterea maximă reprezintă 60MW?

10

2.2.4. Sistemele de propulsie cu TG Avantaje comparativ cu sistemul cu MAI şi cu TA

a)masa instalaţiei pe unitatea de putere este mai mică (circa 11... 14 kg/kw) b)volumul compartimentului de maşini mai redus c)datorită lipsei organelor cu mişcare alternativă în timpul funcţionării instalaţiei nu se produc vibraţii. d)durata de timp necesară punerii în funcţiune a instalaţiei aste mult mai mică decât la sistemele cu turbină cu abur şi comparabilă cu durata de timp necesară punerii în funcţiune a sistemelor cu MAC. c)consum de lubrifianţi mai redus decât la sistemele cu MAC d)subsistemul de răcire mult mai simplu.

Observa ţie : Prin combinarea motorului cu ardere internă cu piston, cu turbină cu gaze s-au realizat sistemele de propulsie cu generatoare de gaze cu pistoane libere şi turbine cu gaze.

Dezavantaje : a)economicitate mai redusă comparativ cu sistemele cu MAI sau TA. b)în cazul recuperării mari de căldură din gazele de ardere volumul schimbătoarelor de căldură devine foarte mare. c)posibilitatea apariţiei incendiilor datorită depunerilor de negru de fum şi reziduuri de combustibil nears pe suprafeţele schimbătoarelor de căldură.

Observa ţii Se utilizează în mod special pe nave militare şi pe unele nave de transportat

gaze naturale lichefiate sau pentru produse petroliere lichide.

2.2.5 Sisteme de propulsie pe baz ă de energie nuclear ă Avantaje

a)autonomie mare de marş b)realizarea unor puteri mari de propulsie

Dezavantaje Pericolul poluării radioactive a mării şi a personalului navigant

11

Fig.l Sisteme de propulsie naval ă cu MAP

12

Fig. 2 Sistem de propulsie cu TA

13

Fig.3 Schema de principiu I.T.G.

Fig.4 Schema de principiu a unei instala ţii navale cu propulsie nuclear ă

14

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 2: 1. Sistemul de propulsie cel mai des utilizat pe nave militare este: a) Sistem de propulsie cu MAP b) Sistem de propulsie cu MAI c) Sistem de propulsie cu TA d) Sistem de propulsie cu TG 2. Principalul avantaj al sistemelor cu propulsie cu MAI este: a) Funcţionarea silenţioasă b) Prezintă cel mai redus consum de combustibil c) Incapacitatea de a funcţiona la turaţii mici d) Prezintă cel mai redus volum al compartimentului de maşini mai redus 3. Care din următoarele siteme de propulsie este cel mai puţin economic: a) Sistem de propulsie cu MAP b) Sistem de propulsie cu TG c) Sistem de propulsie cu TA d) Sistem de propulsie cu MAI

Rezolvare: 1d; 2 b, 3 a

15

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996




4. Bocănete Paul şi Rouădedeal F.- Ghid de pregătire profesională în

termoenergetică, Editura tehnică, Bucureşti, 1989

16

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR.3

LEGILE FUNDAMENTALE UTILIZATE

ÎN STUDIUL TURBINELOR TERMICE

CUPRINS

3.1 Ecua ţia de debit 17

3.2 Ecua ţia continuit ăţii 17

3.3 Ecua ţia energiei 18

3.3.1 Ecua ţia general ă a energiei într-un proces de curgere 18

3.3.2 Ecua ţia energiei pentru curgerea lichidelor 19

3.3.2 Ecua ţia energiei pentru curgerea lichidelor 19

3.4 Aplica ţia ecua ţiei generale a energiei pentru turbinele termice 1 9

3.5Legea impulsului 20




17

OBIECTIVELE Unit ăţii de înv ăţare nr. 3: Principalele obiective ale Unit ăţii de înv ăţare nr. 3 sunt:

Cunoaşterea şi în ţelegerea principalelor legi utilizate în studiul tu rbinelor termice

3.1 Ecua ţia de debit

Debitul este cantitatea de fluid scursă în unitatea de timp printr-o secţiune dată.

Deosebim: a)Debit masic (Dm, m& ) masa scursă în unitatea de timp.

m& = Dm = dm/d τ Precizare: În procesele de curgere se utilizează debitul pe secundă. La schimbătoarele de căldură şi la căldări se utilizează debitul orar Dm

h sau mh în kg/h sau t/h având relaţia:

m& = Dm = Dmh [kg/h] / 3600 = D m

h [t/h] / 3,6

h)Debit volumic (Dv, V& ) - volumul scurs în unitatea de timp

V& = vD& = dV/dτ [m 3/s]

Relaţia de legătură:

Dm = ρDv = Dv/v ; m& = ρ V& = V& / v

3.2 Ecua ţia continuit ăţii

Reprezintă aplicarea principiului conservării materiei la fenomenele de curgere.

Se porneşte de la două premise curgerea fiind un fenomen fizic, deci: a)materia nu suferă transformări b)fluidele sunt continue fără goluri interioare. În aceste condiţii diferenţa dintre continuitatea dintre cantitatea de fluid intrată

ş ieşită dintr-o anumită regiune a unui tub de curent se regăseşte în acea regiune şi deci expresia ecuaţiei continuităţii este:

m& = Dm = Ac / V = ct

18

Pentru aplicarea acestei relaţii trebuie calculată sau dedusă valoarea vitezei astfel: -conducte de abur supraîncălzit c = 40 - 60m/s -tubul de evacuare din turbina de condensatie c = 80 - 120m/s -conducte de refulare c = 20 - 3Om/s, aer, gaze -conducte de aspiraţie la pompe c = 0,5 - lm/s -conducte de refulare la pompe c = 2 - 4m/s

Observa ţii: a)Dacă debitul Dm este constant în timp, regimul de curgere este permanent sau staţionar adică viteza se menţine constantă în fiecare punct al liniei de curent putându-se modifica de la o linie la alta b)Dacă debitul Dm se modifică în timp, regimul se numeşte variabil, nestaţionar sau nepermanent

3.3 Ecua ţia energiei

3.3.1 Ecua ţia general ă a energiei într-un proces de curgere

e = u + pv +c 2 / 2 + gz [J/kg] în care u - energia internă, pv - energia de presiune, c2 - energia cinetică, gz - energia sistemului faţă de un punct de referinţă.

Ecuaţia generală pentru curgerea gazelor:

e = i + c 2 / 2 [J/kg] Observa ţii:

a)Suma i = u +pv reprezintă în fond energia potenţială a fluidului denumită entalpie. b)Gazele fiind uşoare se neglijează termenul gz

c)În condiţiile conservării energiei adică e = ct, dacă viteza ar fi nulă energia totală ar deveni egală cu entalpia fluidului.

i* =i + e 2/2 = e, în care i*- entalpia corespunzătoare vitezei nule denumită şi entalpia total ă sau entalpia

de frânare .

19

3.3.2 Ecua ţia energiei pentru curgerea lichidelor

e=pv0 + [ ]2 /2

cgz J kg+

Observa ţii:

a)Lichidele fiind practic incompresibile, energia internă m poate fi neglijată. b)Energia de poziţie gz poate fi în acest caz foarte mare.

3.4 Aplica ţia ecua ţiei generale a energiei pentru turbinele termice

Căldura dq primită de fluidul care curge serveşte pentru creşterea energiei fluidului de pentru producerea lucrului mecanic dl şi o parte se consumă prin frecări (dhl).

dq = de + dl + dhf [J/kg]

În cazul gazelor, căldura dq provine din căldura schimbată cu exteriorul notată dqe şi căldura dezvoltată prin frecări dqf care este practic egală cu lucrul mecanic de frecare, deci:

dqf = dhf

şi dq = dqe + df [J/kg]

dqe + dqf = de + dl + dhf [J/kg] Rezultă:

dqe = de + dl [J/kg] dar: de = di + d(e2/2) [J/kg] şi deci: dqe = di + d(e2/2) + dl [J/kg] Curgerea prin turbină fiind foarte rapidă : dqe = 0° In tubulatura de intrare şi ieşire din turbină viteza este cam de acelaşi ordin de mărime, deci :

d(e2/2) = 0 => di + dl = 0 sau dl = - di

Concluzie: La turbinele termice, lucrul mecanic se produce pe seama scăderii

entalpiei. Integrând între intrare şi ieşire rezultă : i = ii - ic = h [J/kg] Se numeşte cădere de entalpie, c ădere termic ă, cădere adiabat ă.

20

Precizări: a)Căderile termice(de entalpie)la turbinele cu gaze sunt de circa 250-500kj/kg iar la turbinele cu abur, 100-1400 kj/kg. b)Căderea de entalpie mai mare în cazul turbinelor cu abur se explică prin căldura specifică, aproximativ dublă faţă de cea a gazelor şi prin faptul că se utilizează şi o parte din căldura latentă de vaporizare. c)Căderile termice fiind atât de mari nu mai pot fi transformate dintr-o dată în lucru mecanic, căci paletajul are capacitatea limitată de prelucrare. De aceea majoritatea turbinelor termice sunt cu trepte de presiune, fluidul destinzându-se treptat în mai multe şiruri de ajutaje alternând cu şiruri de palete

3.5Legea impulsului

Forţa cu care fluidele în mişcare acţionează asupra corpurilor întâlnite în cale este dată de presiune, greutate, şi variaţia impulsului.

[ ]1 2 1 2( )p m pF F G D c c F G I I N= Σ + + − = Σ + + −r rr r r r rr r

în care termenul mI D c= ⋅r r [N], reprezintă impulsul în unitatea de timp şi care are

dimensiunile unei forţe. Pentru aplicarea acestei relaţii se înconjoară regiunea considerata cu o suprafaţă de control şi se consideră forţele de presiune exercitate din exterior pe suprafaţa de control, greutatea fluidului din interiorul suprafeţei de control şi impulsul fluidului la trecerea prin suprafeţe de control.

De exemplu, cazul unui cot de conductă la 90°.

Însumarea vectorială s-a făcut conform metodei poligonului. Forţa F poate acţiona asupra corpurilor respective în trei moduri: prin acţiune, prin reacţiune şi prin efect de aripă portantă.

21

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 3: 1. Forţa cu care fluidele în mişcare acţioneză asupra corpurilor întălnite nu este influienţată în mod direct de: a) greutatea fluidului din interiorul suprafeţei de control b) forţele de presiune exercitate din exterior pe suprafaţa de control c) scăderea entalpiei d) impulsul fluidului la trecerea prin suprafeţe de control. 2. Căderile termice la turbinele cu cu gaze se situează în următorul interval: a) 500- 800 kj/Kg b) 50-150 kj/kg c) 250-500 kj/kg d) 900- 1100 kj/kg 3. Cum se explică căderea de entalpiie mai mare în cazul turbinelor cu abur comparativ cu turbinele cu gaze? a) forma constructivă a treptelor turbinei cu abur, care pot preluca căderi mari de entalpie b) faptul că treptele turbinelor cu abur sunt de tipul cu acţiune c) paletajul turbinelor cu gaze are posibilităţi limitate din punct de vedere al procesului de destindere d) căldura specifică a aburului este aproximativ dublă faţă de cea a gazelor

Rezolvare: 1 c; 2 c

22

BIBLIOGRAFIE 1. Bocănete P.- Turbine cu abur- construcţie şi exploatare, Editura Dobrogea,

Constanţa, 1996




Grecu T- Cârdu N, Nicolau I- Turbine cu abur, Editura Tehnică, Bucureşti, 1976

23

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 4

APLICAŢIILE LEGII IMPULSULUI

CUPRINS:

4. 1 Efectul de ac ţiune 24

4.2 Efectul de reac ţiune 25

4.3 Efectul de arip ă portant ă 26

4.4 Legea momentului cinetic 28




24


Cunoaşterea principalelor aplica ţii ale legii impulsului, şi anume: efectul de acţiune, efectul de reac ţiune şi efectul de arip ă portant ă Înţelegerea şi însu şirea legilor momentului cinetic

4.1 Efectul de ac ţiune

Forţa produsă asupra unui corp prin lovirea lui de către un fluid cu viteză, se

numeşte for ţă de ac ţiune. Ea se datorează.impulsului pozitiv I1. Cu referire la efectul de acţiune deosebim 3 cazuri:

a) lovirea normală a unui perete plan infinit vertical. Considerând suprafaţa de control după ieşirea din ajutaj , aceasta este în zonă de aceeaşi presiune deci

0;pF GΣ = →rr

forţa de greutate este paralelăxu peretele deci poate fi considerată nulă,

0G =r

.

După ciocnire fluidul se împrăştie simetric deci 2Ir

= 0

Fig. 1

25

Astfel, forţa asupra peretelui este 1 1mF I D c= = ⋅r r r r

Fr

este dirijată în sensul şi direcţia 1Ir, respectiv c1

c) lovirea unei suprafeţe concave care deviază fluidul cu 180o

b) lovirea unei suprafeţe concave care deviază fluidul cu 180o

Fig.2

Neglijând pierderile, avem : 2 1c c= −r r

Considerând apoi suprafaţa de control în mediu de aceeaşi presiune, putem de asemenea scrie 0pFΣ =

r

Dacă susţinerea este în plan orizontal, greutatea nu intervine deci: ( )1 1 12m mF D c c D c = − − =

r r r

Concluzie Prin introducerea fluidului cu 180°, for ţa s-a dublat faţă de cazul peretelui

plan. De aceea paletele turbinelor termice ca şi ale ventilatoarelor şi

compresoarelor, turbinelor hidraulice se confecţionează având profil concav

4.2 Efectul de reac ţiune

Forţa produsă asupra unui corp prin ieşirea dintr - însul a unui fluid se

numeşte for ţă de reac ţiune. Ea se datorează impulsuluilfteg negativ 2Ir

şi este dirijată cu sens invers vitezei de ieşire.

26

Ca aplicaţie se consideră cazul unei rachete care se deplasează orizontal. Considerând suprafaţa de control împrejuruljachgtei şi deplaşându - se odată cu aceasta, rezultă

1 2 20; 0;p mF I F I D wΣ = = = − = −r r r r r

4.3 Efectul de arip ă portant ă

Aripile portante sunt corpuri care datorita formei sunt supuse unei forţe normale pe viteza relativă medie a curentului Wm.

La o aripă portantă se deosebeşte q faţă convexă denumită extrados E şi o faţă plană sau concavă denumită intrados I .

Datorită bombării extradosului se produce o îngrămădire a liniilor de curent, respectiv o creştere de viteză (∆W), ceea ce conduce la o scădere de presiune (∆p) pe extrados.

Diferenţa de presiune conduce la apariţia unei forte portante Rz , normală pe viteza medie Wm şi dată de relaţia:

Rz=cz⋅ρ/2⋅Wm2⋅A[N]

Unde: - cz este coeficientul de portantă determinat experimental - ρ este densitatea fluidului - A este suprafaţă corpului

Datorită vâscozităţii şi devierii fluidului apare însă şi o forţă de rezistenţă la înaintare Rx , paralelă cu Wm.

Rx=cx⋅ ρ/2Wm2⋅A[N]

Unde cx este coeficientul de rezistenţă la înaintare. Forţa rezultantă R este înclinată faţă de Rz cu unghiul λ Raportul Rx / Rz = cx / cz = tgx = µ se numeşte coeficientul de fineţe al

profilului (este analog coeficientului de frecare)

27

de unghiul dintre viteza medie Wm şi coarda profilului

Coarda profilului xx este o dreaptă convenţională. Poate fi dreapta care

uneşte extremităţile profilului sau dreapta tangentă la intrados. La creşterea unghiului f, se accentuează devierea liniilor de curent, deci va

creşte cz, dar şi cx. La început cz creşte aproximativ liniar cu f, până la unghiul critic δc, pentru

care se atinge viteza sunetului într-un punct de pe extrados.

Fig. 4 Cum această viteză nu poate fi depăşită , la mărirea în continuare a lui 5

viteza va creşte numai în punctele în care nu s-a atins încă viteza sunetului şi care vor fi dintre cele mai puţine. Astfel creşterea lui cz se atenuează până la unghiul 8d, la care liniile de curent se desprind de pe extrados ceea ce conduce la scăderea bruscă a lui cz.

28

Fig. 5

4.4 Legea momentului cinetic

Această lege este analogia legii impulsului şi permite calcularea momentului produs de fluidul în mişcare în raport cu un pol 0. Fie o linie de curent şi vitezele 1c

r şi 2cr tangent la aceeaşi linie. Momentul produs de fluid se datorează

momentului forţelor de presiune pMr

, momentului greutăţii GMr

şi variaţiei

momentului cinetic al fluidului raportat la unitatea de timp.

[ ]1 1 2 2( )p GMi M M m r xc r xc Nm= + + −r r r r r r

&

Legea momentului cinetic se foloseşte în cazul turbinelor radiale, adică la

maşinile la care curgerea fluidului prin canalele rotorice se face într-un plan perpendicular pe axul de rotire.

29

Fig.6 Este interesantă calcularea momentului cinetic în raport cu axul de rotire ,

deci polul 0 este pe ax. Facem următoarele precizări: - Curgerea radială este axial simetrică, deci suprafeţele izobare sunt cilindri

coaxiali. Astfel, în fiecare punct al paletei, presiunile sunt aceleaşi pe ambele feţe şi deci forţele de presiune nu produc moment în raportxu polul 0 => MP = 0.

30

Momentul greutăţii obişnuit nu intervine, întrucât la turbinele termice greutatea gazelor sau a aburului este neglijabilă, deci rămâne:

1 1 2 2( )iM m r xc r xc= −r r r r

& c sin α =cu

Fig. 7

Dar produsul vectorial are valoarea I rr x c

r | = rcsinα = rc în care cu= c sinα este componenta vitezei pe direcţia tangentei un cerc cu polul în 0, de unde numele de componentă tangenţială.

Astfel, valloarea momentului transmis rotorului este :

1 1 2 2( )Mi m r c u r c u N= −&

31

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 4: 1. Efectul de aripă portantă se datorează: a) diferenţei de presiune dintre extradosul şi intradosul paletei la curgerea fluidului b) construcţiei speciale a paletei c) vitezei e curgere a fluidului d) vâscozităţii fluidului 2. În cazul lichidul loveşte suprafaţa în unghi de 180o , forţa lichidului: a) se menţine acceaşi ca în cazul peretului plan b) se dubleză faţă de cazul peretului plan c) este de două ori mai mica decât în cazul peretului plan d) este de trei ori mai mare decât în cazul peretului plan

Rezolvare: 1a; 2 b.

32


Constanţa, 1996



3. Bocănete P- Maşini navale cu abur, Editura Gaudeamus, Constanţa 20034.

4. Creţa G- Turbine cu abur şi gaze, Editura Tehnică, Bucureşti, 1980

33

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 5 TEORIA ELEMENTARĂ A FUNCŢIONĂRII TURBINEI TERMICE. PROCESUL DE AJUTAJE. STUDIUL GAZODINAMIC AL AJUTAJU LUI

CUPRINS:

5. 1.Teoria elementar ă a func ţion ării turbinei termice 34

5.1.1 Noţiuni generale 34

5. 2.Procesul de ajutaje 35

5. 2.1 Tipuri de ajutaje 35

5. 2.2 Studiul energetic al ajutajului 37

5. 3. Studiul gazodinamic al ajutajului 39

5.3.1 Legea de varia ţie a sec ţiunii ajutajului 39




34


Însuşirea unor no ţiuni generale referitoare la func ţionarea turbinei termice şi la elementele componente ale acesteia Înţelelegerea procesului din ajutaje sub aspectul stud iului energetic şi gazodinamic

5. 1.Teoria elementar ă a func ţion ării turbinei termice

5.1.1 Noţiuni generale

Turbina este un motor rotativ care transformă energia unui fluid în energie

mecanică de rotaţie. Turbinele care funcţionează cu fluide purtătoare de energie termică sunt

turbinele cu abur sau gaze spre deosebire de cele care folosesc energia potenţială a apei.

Avantajele turbinelor termice comparativ cu alte motoare primare sunt: a)transformarea energetică este continuă, fapt ce face posibilă realizarea unei puteri foarte mari. b)forţele centrifuge care apar în cazul mişcării de rotaţie se echivalează reciproc. c)nu este nevoie de mecanisme intermediare, cum ar fi mecanismul bielă-manivelă al motoarelor cu piston. d)punctele de frecare sunt numai cele din lagăre, ceea ce face ca pierderile mecanice să fie minime, iar consumul de ulei pentru ungere redus. f)randamentul transformărilor energetice este ridicat, ceea ce duce la un consum specific mic.

Dezavantaje a)obligativitatea realizării unor jocuri foarte mici între elementele statice şi cele în mişcare. b)necesitatea adaptării unui sistem special de etanşare.

Elementele componente ale turbinelor termice:

O turbină termică cuprinde două mari grupe de organe funcţionale : a)STATORUL - construit dintr-un şir sau mai multe şiruri de canale fixe denumite ajutaje , palete fixe, palete directoare în care fluidul se destinde mărindu-şi viteza absolută.

Deci, în ajutaje energia potenţială a fluidului se transformă în energie cinetică. b)ROTORUL cuprinde un şir sau mai multe şiruri de palete. Fiind lovite de fluid, paletele se transformă în lucru mecanic util . Deoarece sunt în mişcare se mai numesc şi palete mobile spre a le deosebi de paletele fixe ale statorului.

35

Fig. 1

Deoarece sunt în mişcare, paletele în general se mai numesc şi palete

mobile spre a le deosebi de paletele fixe ale statorului. Atât ajutajele cât şi paletele se fixează pe piese suport. Ajutajele sunt amplasate circular pe plăci numite diafragme care sunt fixe fiind încastrate în carcasa turbinei.

Paletele mobile se fixează pe roţi pline denumite discuri (R) sau pe corpuri de revoluţie lungi denumite tamburi. Acestea se fixează la rândul lor pe un arbore (A) care se sprijină pe lagăre. Un şir de ajutaje cu diafragma respectivă şi un şir de palete cu discurile respective, formează o treaptă a turbinei.

La turbinele termice destinderea se face în trepte, treptele fiind amplasate astfel încât fluidul are posibilitatea să se destindă în fiecare treaptă până când energia lui potenţială devine neglijabilă. In acest scop întrucât presiunea scade şi volumul specific creşte de-a lungul tubului, este necesar ca paletele să crească progresiv.

5. 2.Procesul de ajutaje

5. 2.1 Tipuri de ajutaje

Ajutajul este canal sau un tub a cărui secţiune variază în mod continuu după

o anumită lege pentru a se obţine modificarea dorită a vitezei. După modul de variaţie a secţiunii deosebim:

36

a)ajntaje convergente - la care secţiunea este în continuă scădere b) ajutaje divergente- la care secţiunea este în continuă creştere

Fig. 2

c) ajutaje convergente- divergente- la care secţiunea scade până la o valoare minimă şi apoi creşte.

Fig. 3 Studiul ajutajelor se poate face sub două aspecte: studiu energetic pentru

stabilirea vitezei de ieşire şi a pierderilor şi studiu energetic pentru stabilirea legii de variaţie a secţiunii.

37

5. 2.2 Studiul energetic al ajutajului

Se aplică ecuaţia energiei cu următoarele observaţii: a)curgerea fiind rapidă nu este timp pentru schimb de căldură cu exteriorul dge = 0 dge=di+d(C 2/2) + dl[J/kg] b)ajutajul fiind fix, nu se produce lucru mecanic dl = 0 . In aceste condiţii ecuaţia energiei devine : d(c 2/2) = - di - energia cinetic ă creşte pe seama sc ăderii de entalpie Integrând între intrare şi ieşire (indici 0 şi 1) se obţine viteza de ieşire c1 c1

2/2 = c02/2 = i0- i1 => c1 = [ ]2

0 1 02( ) c kJ / kgi i− + + c02 [ kJ /kg]

Notăm : c0

2/2 = h0, obţinem :

[ ]1 0 1 0 0 12( ) h 2( * ) m/sc i i i i= − + = −

Teoretic procesul din ajutaje este o adiabată, adică o izentropă reprezentată în diagrama i — s prin verticala AB t.

Fig. 4

38

Căderea termică respectivă se numeşte cădere teoretică de entalpie sau cădere adiabată.

ha= i0 — I1t [J/kg] Rezultă viteza teoretică c1t = ( )0 0 1 2 h i – i t + în realitate apar pierderi care conduc la creşterea entalpiei, procesul real este

adiabata ireversibilă AB, entalpia finală ij > ijt , deci scade căderea termică utilizată şi ca atare şi viteza:

c1 = pc 1t c1 < c1t sau c1t =ρ ( ) [ ]0 2 h h /a m s+

în care ρ< 1 se numeşte coeficient de reducere a vitezei în.ajutaje Acest coeficient este determinat experimental, putând fi luat din diagrama lui

Jiritchi funcţie de viteza teoretică c1t şi de înălţimea l a ajutajelor la ieşire.

Pierderea în ajutaj ∆ha este diferenţa dintre energia cinetică teoretică şi cea reală. ∆ha = c lt

2/2 - c l2/2 = c1t

2/2 [1- (c 1/c1t)2] [J/kg]

∆ha = (1- p2) (ha + h0) = ξe(ha + h0) [J/kg] în care ξe(1 – ρ2 ) — coeficientul de pierdere în ajutaje

Calculând pierderile se poate găsi entalpia reală de ieşire ii = iit I1 = i1t + ∆ha şi deci punctul B pentru care se citeşte volumul specific V1 la

ieşirea din ajutaje

39

5. 3. Studiul gazodinamic al ajutajului

5.3.1 Legea de varia ţie a sec ţiunii ajutajului în regim permanent debitul este constanta în lungul ajutajului deci legea de

variaţie a ariei secţiuni va trebui să fie de forma:

m& = A c / v = ct = > A = m& v/c ~ v/c

Conform definiţiei ajutajului convergent sau convergent - divergent, în lungul acestuia viteza trebuie să crească.

La lichide volumul specific este practic constanta deci Creşterea vitezei necesită scăderea continuă a secţiunii.

Ca atare la lichide se folosesc exclusiv ajutaje convergente. La gaze şi abur scăderea de presiune o însoţeşte creşterea volumului

specific. în relaţie creşte şi numitorul şi numărătorul deci variaţia secţiunii va depinde de intensitatea de variaţie a lui v şi c.

Fig.6

Pe baza diagramei se pot trage următoarele concluzii:

a)Volumul variază după legea transformării adiabate pv k = ct, deci la început creşte încet apoi din ce în ce mai rapid.

40

b)Pentru viteză se consideră ecuaţia lui Bernonlli simplificată neglijând variaţia volumului specific

p0v + c 02/2 = pv + c 2/2

2(p0v - pv) + c02 = c2 => c = ( ) 2 2

0 02v p p c m − +

Neglijând mărimea c0

2 care are valoare foarte mică în comparaţie cu c, rezultă că viteza creşte parabolic cu căderea de presiune p0<p , deci viteza creşte mai întâi rapid , apoi din ce în ce mai lent.

c)Raportul v/c şi deci şi secţiunea A întâi scade apoi creşte .

Concluzii: a)pentru destinderi mici se folosesc ajutaje convergente b)pentru destinderi mari devine necesar ajutajul convergent - divergent, din cauza creşterii foarte rapide a volumului specific.

41

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 5: 1. La ajutajele divergente secţiunea se prezintă astfel: a) în continuă scădere b) creşte până la o valoare maximă şi apoi scade c) în continuă creştere d) scade până la o vaoare minimă şi apoi creşte 2.Din punct de vedere teoretic procesul energetic din ajutaje este reprezentat de: a) o transformare politropă b) o transformare adiabată c) o transformare izocoră d) o transformare izobară 3. Pentru realizarea unor destinderi mari într-o tubină termică sunt necesare: a) ajutaje convergente b) ajutaje divergente c) ajutaje convergent- divergente d) ajutaje divergent- convergente

Rezolvare: 1 a; 2 b; 3 c

42

BIBLIOGRAFE


Constanţa, 1996





5. Grecu T- Turbine şi turbocompresoare, Editura Didactică şi Pedagogocă,

Bucureşti, 1967

43

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 6 STUDIUL GAZODINAMIC AL AJUTAJULUI. PROCESUL DIN PALETE. PIERDEREA REZIDUAL Ă

CUPRINS: 6.1. Studiul gazodinamie al ajutajului 44

6.1.1 Stabilirea limitei dc utilizare a ajutajelor convergente. 44

6.1.2 Criterii la alegere a ajutajului 46

6. 2. Procesul din palete 47

6. 2.1. Diagrama de viteze 47

6.3. Intrarea fluidului în palete 49

6.4. Pierderea rezidual ă 50


Răspunsuri şi comentarii la testele de autoevaluare 52


44


Înţelegerea proceselor care au loc în ajutaj sub aspec tul gazodinamic Cunoaşterea criteriilor de alegere a tipului de ajutaj pe ntru turbinele termice Studiul energetic al procesului din palete

6.1. Studiul gazodinamie al ajutajului

6.1.1 Stabilirea limitei dc utilizare a ajutajelor convergente.

Se porneşte de la ecuaţia continuităţii :

mA c

D ctv

⋅= =

Prin logaritmare şi diferenţiere, se obţine :

In Dm = In A + Inc - lnv = ct

dDm dA dc dv

Dm A c v= + −

1dA dv dc dc dv c

A v c c v dc = − = ⋅ −

Raportul dv rezultă din ecuaţia adiabatei : V pvk = ct In p + k - In • v = ct

lnp+k⋅ln⋅v=ct

0dp dv dv dp

kp v v kp

+ = ⇒ = −

Raportul dc rezultă din ecuaţia lui Bernoulli simplificată, c admiţând V = ct

2

02

cpv ct vdp cdc+ = ⇒ + =

dc vdp

c c=

45

înlocuind în relaţia de mai sus. se obţine

2 2

1 1da dc dp c dc c

A c kp vdp c kpv

= − ⋅ − − = −

kpv a viteza sunetului= −

2

21

dA dc c

A c c

= −

dar.

Întrucât viteza creşte în lungul ajutajului 0dc

c> semnul lui dA

A va fi

acelaşi ca semnul parantezei. Avem 3 cazuri :

a)pentru c < a 0dA

A⇒ < - secţiunea scade(partea convergentă a ajutajului)

b)pentru c > a 0dA

A⇒ > - secţiunea creşte (partea divergentă a ajutajului);

c)pentru c = a secţiunea este minimă.

Fig. 1

46

Concluzii: In ajutajele convergente viteza fluidului (abur sau gaz) poate creşte până la

viteza sunetului. Depăşirea vitezei sunetului necesită ajutaje convergent-divergente în care în

partea convergentă viteza creşte până la viteza sunetului, iar în partea divergentă ea depăşeşte viteza sunetului.

6.1.2 Criterii la alegere a ajutajului

Secţiunea de trecere prin ajutaj în care se obţine viteza sunetului se numeşte secţiune minimă.

în realitate, din cauza pierderilor în secţiunea minimă, viteza este ceva mai mica decât viteza sunetului, în acest caz numindu-se viteză critică ( er).

Presiunea din secţiunea în care se atinge viteza critică se numeşte presiune critică ( pcr).

Variaţia presiunii de-a lungul unui ajutaj convergent-divergent este arătat în figură.

Raportul dintre pcrl şi presiunea de frânare (presiunea corespunzătoare vitezei

nule) se notează cu β şi depinde numai de natura fluidului.

*0

2

1 1crp k

k kpβ = = + −

în care k este exponentul adiabat: Câteva valori uzuale ale lui k şi ββββ: a)pentru abur supraîncălzit :

k = 1,3 ; ββββ = 0,546

b)pentru abur saturat uscat:

k = 1,135 ββββ = 0,577

c)pentru aer: k = 1,4 ; p = 0,528

Pentru a alege tipul de ajutaj, se calculează raportul dintre presiunea de ieşire

p1 şi presiunea de frânare p0* şi se compară cu raportul ββββ :

a)dacă : 11*

0cr

pp p

pβ≥ ⇒ ≥ - deci se alege ajutaj convergent;

b)dacă: 11*

0cr

pp p

pβ< ⇒ < , deci se alege ajutaj convergent - divergent.

6. 2. Procesul clin palete 6. 2.1. Diagrama de viteze

Studiul energetic şi gazodinamic al procesului care are loc în palete

se bazează reprezentarea grafică vectorii lor viteză ai fluidului(gaze şi abur).

Această reprezentare este numită diagrama de viteze.

Fig.2 Fluidul vine din ajutaje eu vîteza absolută c1 sub unghiul α1 faţă de direcţia

de mişcare a paletei. Întrucât paleta se mişcă cu o viteză periferică µ măsurată la mijlocul paletei. Huidui va intra în spaţiul dintre palete cu viteza relativă w1 sub unghiul ββββ1. Viteza W 1 se ob ţine din rela ţia vectorial ă :

1 1W c µ= −r r r

Rezultă un triunghi de viteze pentru intrarea în palete. Viteza perifericăuu adică viteza de transport sc obţine din relaţia :

Unde :d- diametrul mediu măsurat la mijlocul paletei în metri, iar n- turaţia turbinei în rot/min. în canalul dintre palete fluidul suferă o deviaţie şi

48

eventual o variaţie de viteză ieşind cu viteza relativă W2 sub unghiul

ββββ aproximativ în prelungirea paletei. Viteza absolută la ieşire va fi :

2 2c W µ= +rr r

Însumarea vectorială se face printr-un triunghi de ieşire. Pentru a putea fi folosite în calcule cele două triunghiuri, se trasează într-un sistem de axe rectangulare, axa orizontală reprezentând direcţia de mişcare a paletei, iar cea verticală, direcţia de curgere a aburului.

Fig.3

Precizare ; Diagonalele de viteză sunt un importam instrument de calcul întrucât : a)vitezele releative determină direcţiile de intrare şi de ieşire din palete, deci forma paletei ; b)din diagramă rezultă variaţia vitezei fluidului la trecerea printre palete şi de aici momentul şi lucrul mecanic transmis paletei.

6.3. Intrarea fluidului în palete

49

Deosebim 3 cazuri:

a)cazul optim : intrarea fluidului se face tangent la suprafaţa paletei ββββ1p=ββββ b)cazul ββββ1 > ββββ1p

Fig. 4 Viteza W1 a fluidului se descompune într-o componentă tangentă la supmiaţa

W1p, care determină intrarea fluidului în canalul dintre palete şi o componentă normală W1n= W1 sin δ care se prinde prin ciocnirea plastică cu suprafaţa paletei . La rândul ei, Wln are o componentă tangenţială W1t dirijată în sens invers mişcării paletelor producând deci cu efect frânare pentru învingerea căruia se consumă din lucrul mecanic util al fluidului. Astfel pierderea totală de energie prin şocul la intrarea în palete este :

22 2 21 1 1 1

1

12 2 2

n t n tsoc

n

W W W Wh

W

∆ = + = +

Regula [ ]2

2 211sin sin ) /

2şoc pW

h J kgδ β∆ = (1+

c)cazul ββββ1 < ββββ1p

50

Fig. 5

Şi în acest caz apare componenta normală Wj„ care ciocneşte paletele . Dar W|„ are componentă tangenţială W!t în sensul mişcării, deci pierderea este diminuată.

22 2 2 22 21 1 1 1 1

1

1 sin sin )2 2 2 2m t n t

socn

w w w w wh p

wδ β

∆ = − = − = (1− 1

6.4. Pierderea rezidual ă

Energia cinetică cu care iese fluidul din palete constituie o pierdere prin energia cinetică reziduală sau, pe scurt, pierdere reziduală.

[ ]2

/2

chc J kg∆ =

Conform Fig.6, viteza absolută se descompune în două componente :c2a şi c2u În ideea celor de mai sus trebuie ca viteza c2 să fie cât mai mică.

Componeneta normală c2a este însă necesară pentru ieşirea fluidului din canalul dintre palete. Componenta c2u nu are însă utilitate, deci pentru reducerea pierderii ar trebui sa fie nulă. adică α≅90o . la turbinele termice cu trepte de presiune, energia reziduală a unei trepte poate fi utilizată ca energie de intrare în ajutajele treptei următoare.

51

Fig.6

ha următor =µ∆hc

În care µ este un factor de reutilizare cu µ < 0,94 Observa ţie:

In condiţiile reutilizării nu sc mai impune ca α2 = 90O, ci poate scădea la 75O-80°, fluidul ie şind în sens invers învârtirii, măreşte momentul transmis palcteţu-.

52

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 6: 1. Sitaţia în care c> a caracterizează: a) Partea convergentă a ajutajului b) Partea divergentă a ajutajului c) Secţiunea minimă a ajutajului d) Secţiunea maximă a ajutajului 2. Coeficientul adiabatic pentru abur supraîncălzit are următoarea valoare: a) k= 1,3 b) k=1 c) k=1,4 d) k=1,6

Rezolvare: 1 b; 2 a

53

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996







54

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR.7 STUDIUL ENERGETIC AL TREPTEI TURBINEI TERMICE. PIERDERI DE ENERGIE LE TURBINELE TERMICE

CUPRINS:

7.1. Studiul energetic al treptei turbinei termice 55

7.1.1. Treapta cu ac ţiune 55

7.1.2. Treapta cu reactiune 57

7.2. Pierderi de energie la turbinele termice 60

7.2.1 Pierderi interne 60

7.2.1.1 Pierderi generale 60

7.2.1.2 Pierderile treptei 61




55


Înţelegerea func ţionării treptei cu ac ţiune şi treptei cu reac ţiune, sub aspect energetic Cunoaşterea principalelor tipuri de pierderi de energie l a turbinele termice şi a modului de determinare a valorii acestora

7.1. Studiul energetic al treptei turbinei termice

7.1.1 Treapta cu ac ţiune La aceste trepte destinderea are loc numai în ajutaje iar în palete presiunea

rămâne constantă. Forţa asupra paletelor se produce prin lovirea lor de către fluidul venit cu viteză din ajutaje.

Căderea de entalpie în palete se produce pe seama scăderii vitezei absolute a fluidului.

[ ]2 21 2 /

2

c chu J kg

−=

Fig.1

În Fig.1 s-a reprezentat variaţia vitezei absolute c şi presiunii P în lungul treptei. Se constată că presiunea scade în ajutaje de la p0 la P1 şi rămâne constantă

56

în palete : viteza absolută creşte în ajutaje de la C0 la C1 pe seama destinderii de la p0 la p1 şi scade în palete de la C1 la c2 prin producerea de lucru mecanic.

Fig.2

Reprezentarea procesului în diagrama i-s permite următoarele constatări: a)Destinderea din ajutaje are loc teoretic după izcntropa ABt cu cădera teoretică a treptei şi real, după adiabata ireversibilă AB , conducând la pierderile ∆ha. b)Datorită pierderilor în palete, procesul evoluează după izobara BC. Întrucât nu avem destindere în palete, ar trebui ca viteza relativă să rămână teoretic constantă W2 = W1

în realitate, datorită pierderilor din palete, viteza relativă scade, având: W2 = ΨW1, în care Ψ < 1 este coeficientul de reducere a vitezei în palete.

Fig. 3

57

Pentru a nu avea destindere, canalul dintre palete trebuie să aibă lăţime constantă, respectiv un cerc de diametru constant ar trebui să se încadreze în lungul canalului.

În particular, lărgimea canalului la intrare b1 şi la ieşire b2 ar trebui să fie aceeaşi.

Notând cu tp pasul paletelor şi neglijând grosimea muchiei rezultă: tp sin β1 = tp sin β2 ⇒ β2≅p1

Deci la paletele cu acţiune unghiul de ieşire este aproximativ egal cu unghiul de intrare.

La mijloc paleta este mult îngroşată, iar muchiile de intrare şi de ieşire sunt subţiri. Pentru ca forţa de lovire să fie maximă, trebuie ca Huidui să schimbe puternic direcţia, ceea ce necesită ca unghiul β să fie cât mai mic. Din aceeaşi cauză unghiul β2 se ia ceva mai mic decât β1 .

Se recomandă: - pentru β1 ≤ 25o ; β2 > β1(-0,3o)

- pentru β1>25o ; β2= 1 1 1,32

α β++ o

7.1.2 Treapta cu reactiune

La acest tip de treaptă, forţa asupra paletelor se produce atât prin efectul de acţiune, cât şi prin efectul de reactiunc.

Aşa cum se poate constata din Fig.4 , în treapta cu reacţiune presiunea scade, atât în ajutajele A cât şi în paletele P.

Viteza absolută c creşte în ajutaje şi scade în palete.

Fig. 4. La treapta eu reacţiune apare o cădere de entaipie în ajutaje ha şi o cădere

de entaipie,în palete hp.

58

Căderea pe treaptă ht = ha + hp Raportul dinlre'cudera du entaipie în palete şi căderea de entaipie în treaptă

se numeşte grad de reacţiune ρ

hp hp

ht ha hpρ = =

+

OBSERVAŢII: Dacă ρ ≤ 0,15 , treapta este eu reacţiune mică sau redusă, profilul paletelor

semănând cu cei de la acţiune. Dacă ρ > 0,15 turbina este cu reacţiune propriu-zisă.

Fig.5

59

a)o destindere în ajutaje de la p0 la p1

- teoretic, după îzentropa AB t cu căderea de entalpie ha - real, după oblical AB conducând la pierderile în ajutaj ∆ha

b)o destindere în palete de lajpj la p2

- teoretic, izentropa BCt cu căderea hp - real oblica BC conducând la pierderile în palete ∆hp

c)încălzirea izobară CD datorată altor pierderi.

Fig.6

Pentru ca fluidul să se destindă în canalul dintre palete, acest canal trebuie să formeze un ajutaj convergent, deci lărgimea canalului la ieşirea b2 trebuie să fîe mult mai mică decât lărgimea la intrare b|.

b2« b => tp sin β2 « tp sin β1=> β2 « β1

Deci în paletele cu reacţiune unghiul de ieşire este mult mai mic decât unghiul de intrare,

Cu cât gradul de reacţiune creşte, diferenţa β1- β2 creşte. Cum unghiul β2 nu poate scădea prea mult, β1 creşte eu ρ , putând ajunge la

90° pentru ρ = 1,5.

60

7.2. Pierderi de energie la turbinele termice

Procesul real de transformare a energiei termice în energie mecanică este însoţit de o serie de pierderi precum: pierderi interne care afectează destinderea agentului termic şi pierderi externe care sc produc în arară procesului de destindere.

7.2.1 Pierderi interne

Se clasifică la rândul lor în pierderi generale şi pierderi ale treptei.

7.2.1.1 Pierderi generale (din afara procesului treptei) Se datoresc curgerii agentului termic prin valvulele de reglare şi prin

tubulatura de legătură între diferitele părţi ale turbinei. Ele conduc la micşorarea capacităţii de a produce lucru mecanic. Se calculează cu reiaţii de forma :

∆p = ξρ2

2

W [N/m2]

Se exprimă ca o cotă din presiunea fluidului la intrarea în elementul respectiv ∆p = Kpi; în care k = 0,01 - 0,08.

Precizare: Se consideră că toate aceste pierderi de presiune au loc la entalpie consumată(laminare).

Fig .7

61

La sarcini parţiale pe turbină aceste pierderi cresc mult.

7.2.1.2 Pierderile treptei

Apar ta fiecare treaptă în parte şi se împart în principale şi secundare - Pierderi principale:

Afectează lucrul mecanic transmis de agentul termic paletelor. Astfel sunt:

a)Pierderi în ajutaje: ∆ha = (1 - φ2)(ho + ha) - Σ (ho - ha) b) Pierderi în palele

La trecerea aburului printre palete ca şi în cazul ajutajelor apar pierderi ceea ce face ca viteza reală de ieşire c2 să fie mai mică decât cea teoretică c2t, deci c2 = c2,Ψ unde Ψ < este un coeficient de pierderi.

Pierderile energetice în palete vor fi calculate în acelaşi mod ca pierderile din ajutaje.

22 2 22 2 2 2

2

12 2 2 t

c c c chp

c

∆ = − = −

( )[ ]2

22 1 /2tc

J kgρ= −

Această relaţie este valabilă pentru orice tip de treaptă a turbinei cu acţiune sau cu reacţiune.

Coeficientul Ψ se determină experimental. Componentele pierderilor în paiete sunt următoarele: a)pierderî la intrarea în palete - aburul care intră în palete arc o viteză relativă

Wf faţă de paletă şi ca urmare chiar în cazul ideal când intră tangent la suprafaţa paletei, apare ciocnirea cu muchia acesteia, ceea ce duce la şocuri şi frânări. Totodată, diferenţa de presiune între intrarea şi ieşirea din paletă produce scurgeri de abur în afara canalului dintre palete, ceea ce reprezintă mari pierderi.

b)pierderi în canalul dintre palete - aceste pierderi se datorează frecărilor cu suprafaţa paletei, schimbării direcţiei de curgere a aburului şi eventualei umpleri incomplete ale canalului dintre palete.

c)pierderi Ia ieşirea din palete-elc se datorează zonei de vârtejuri care se formează la muchiile de ieşire ale paletelor. Pentru a micşora aceste pierderi, muchia de ieşire se face cât mai îngustă.

d)pierderi peste vârful paletei - acestea apar datorită faptului că există o diferenţă de presiune între faţa concavă şi cea convexă a paletei. Pentru a împiedica aceste pierderi peste vârf. capetele paletelor sunt legate cu un bandaj de tablă.

62

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 7:

1. Care din următoarele tipuri de pierderi sunt datorate diferenţei de presiune între faţa concavă şi cea convexă a paletei? a) pierderi la intrarea în palete b) pierderi în canalul dintre palete c) pierderi Ia ieşirea din palete d) pierderi peste vârful paletei 2. Treapta cu acţiune se caracterizează prin următoarele variaţii ale parametrilor: a) presiunea aburului scade atât în ajutaje cât şi în palete b) presiunea aburului creşte în ajutaje şi rămâne constantă în palete c) presiunea aburului scade în ajutaje şi rămâne constantă în palete d) presiunea aburului creşte atât în ajutaje cât şi în palete

Rezolvare: 1 d; 2 c

63

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996





5. Grecu T- Cârdu N, Nicolau I- Turbine cu abur, Editura Tehnică, Bucureşti, 1976

64

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 8 PIERDERI DE ENERGIE LA TURBINELE TERMICE. RANDAMENTE ŞI PUTERI LA TURBINELE TERMICE

CUPRINS:

8.1. Pierderi ele energie secundare Ia turbinele termice 65

8.1.1 Pierderi prin frecare şi ventila ţie (∆hfv) 65

8.1.2 Pierderi prin sc ăpări interioare ( ∆nd) 65 8.2. Pierderi externe Ia turbinele termice 68

8.2.1 Pierderi prin scan ări exterioare dc agent termic( ∆het) 68 8.2.2 Pierderi mecanice( ∆hm) 68

8.3. Randamente şi puteri la turbinele termice 68 8.3.1. Randamentul intern al treptei 68 8.3.2. Randametul intern al turbinei 68 8.3.3 Randamentul teoretic al turbinei 69

8.3.4 Randamentul efectiv 69

8.3.5Randamentul mecanic 69 8.3.6. Legătura între ηe, ηm, şi ηi 69 8.3.7 Randamentul total al turbinei (randametul efe ctiv absolut) 69 8.3.8 Randamentul general al lurboagregatorului 69




65


Cunoaşterea şi în ţelegerea pierderilor de energie secundare în func ţionarea turbinelor Cunoşterea şi însu şirea rela ţiilor de calcul pentru randamentele şi puterile turbinelor termice.

8.1. Pierderi ele energie secundare Ia turbinele termice

Aceste pierderi intervin între lucrul mecanic transmis paletelor şi lucrul mecanic obţinut de la arbore.

8.1.1 Pierderi prin frecare şi ventila ţie (∆hfv) Se datorează frecării între suprafeţele laterale ale rotorului şi agentul termic în

care acesta se învârteşte şi fenomenului de ventilare care apare la treptele eu admisie parţială.

Fenomenul de ventilare se datorează efectului de antrenare a fluidului prin mişcarea paletelor în zona în care nu curge fluidul.

8.1.2 Pierderi prin sc ăpări interioare ( ∆nd) Prin jocurile existente între rotor şt stator sub acţiunea diferenţei de presiune

se produce o curgere nedirijată de agent termic ∆m . La paletele cu reacţiune apar scăpări de agent termic atât peste vârful paletelor fixe sub acţiunea căderii de presiune, p0 – p1 cât şi peste vârful paletelor mobile sub acţiunea p1 — p2.

66

Fig. 1

Aceste pierderi au caracter calitativ în sensul că agentul termic rămâne în

turbină, dar se pierde lucrul mecanic pe care l-ar fi produs. Atât la treptele cu acţiune, cât şi la cele cu reacţiune este valabilă relaţia:

∆m& = ∆ 1m& + ∆ 2m&

Precizare: La treptele cu acţiune ∆m2 peste vârful paletelor poate să apară

datorită uşoarei reacţiuni existente obişnuit Ia orice treaptă cu acţiune.

∆hd = m

m

∆ &

& ( hu - ∆hfv) [J/kg]

1.3 Pierderi prin umiditate

Sunt caracteristice numai turbinelor cti abur şi anume numai la acele trepte la care procesul de destindere are loc în zona umedă(ultimele trepte ale turbinei).

Prezenţa picăturilor de apă produce atât corodarea paletelor, cât şi pierderi de energie.

Pierderile dc energie au următoarele cauze: - reducerea debitului de abur care se destinde în treaptă(apa este practic incompresibilă. deci nu se destinde) - efectul de frânare a picăturilor prin lovirea feţei convexe a paletelor - consumul de energie pentru antrenarea picăturilor de apă

∆hx =(1 - x0x1) ( hu - ∆hfv) [J/kg]

67

unde xo şi x1 reprezintă titlul aburului la intrarea şi ieşirea din treaptă. Se consideră că pierderea prin nedestinderea apei depinde de Xo şi pierderea prin frecare şi frânare prin x1. Explicaţia efectului de eroziune în acest caz este următoarea: *** Picăturile de ap ă rezultate prin condensarea aburului, având o densi tate mult mai mare decât cea a aburului viteza c ăpătată de acestea prin destinderea în ajutaje este mai mic ă decât viteza aburului, astfel c ă picăturile de apă rămân în urma jetului de abur şi lovindu-se de muchia de intrare a paletelor pe partea extradosului, execut ă asupra lor atât o ac ţiune de frânare, cât şt o ac ţiune eroziv ă.

Fîg.2

Conform Fig. 2, intensitatea maximă de bombardare a muchiei de intrare a extradosuiui este punctul M în care viteza relativă a picăturilor de apa este normată pe profil. Curba cu linie întreruptă reprezintă energia de impact.

Când energia de impact depăşeşte valoarea admisibilă pentru materialul muchiei, are loc procesul de eroziune care începe în punctul M şi se dezvoltă rapid ajungând la îndepărtarea materialului după o linie P'P paralelă cu W1a.

Sub influenţa forţei centrifuge, picăturile de apă sunt concentrate spre vârful paletei, deci eroziunea apare în special în treimea dinspre vârful paletei.

La începuturile eroziunii suprafaţa paletei prezintă mici cratere între care se aflu cristalele care au rezistat eroziunii iniţiale. Prin aceasta, intensitatea eroziunii se reduce căci picăturile lovesc oblic suprafaţa cristalelor scăzând energia de impact şi sfărâmându-se. De aceea, cu ocazia reviziilor nu se va şlefui muchia

68

erodată căci s-ar îndepărta cristalele. Pentru a micşora efectul de eroziune, muchia de intrare trebuie să fie foarte dură în treimea dinspre vârf ceea ce se poate obţine prin placare cu stetit

8.2. Pierderi externe Ia turbinele termice

8.2.1 Pierderi prin scan ări exterioare dc agent termic( ∆het) Acolo unde arborele turbinei iese în exterior se produc scăpări de agent

termic prin jocul dintre carcasă şi arbore. Aceste scăpări au un caracter cantitativ întrucât agentul termic în acest caz nu lucrează deloc în turbină, pierzându-se în mediul ambiant.

La turbinele cu abur A mei se admite o valoare proporţională cu întregul debit al turbinei:

m∆ & et = k • m& . unde k = 0,5 • 2% crescând cu cât puterea este mai mică şi presiunea fluidului mai mare.

8.2.2 Pierderi mecanice( ∆hm)

Se referă la acea parte din lucrul mecanic obţinut la arborele turbinei care se

consumă prin frecări în lagăre sau prin antrenarea mecanismelor auxiliare ale turbinei.

8.3. Randamente şi puteri la turbinele termice Rcferindu-ne la o treaptă a turbinei, dacă din căderea utilă hu, scădem pierderile

secundare, rezultă căderea internă a treptei. hi =hu(∆hfv+∆hd +∆hx) [J/kg]

hi = hu(Ahfv + AJhd + Ahx ) [J/kg]

8.3.1. Randamentul intern al treptei

0

i ii

t t

h hsau

h h h hcη η

µ= =

+ + ∆

8.3.2. Randametul intern al turbinei

Hi=Σhi Ht= Σht

69

ii i

t

PHisau

Ht Pη η= =

unde Pi = m • lwI jwj; Pt = m • Ht|w|, în care : Pi = puterea internă Pt = puterea teoretică Pi < Pt – din cauza pierderilor interne m – debitul de fluid care străbate turbina

8.3.3 Randamentul teoretic al turbinei

1

tt

H

Qη = , unde

Q1 - căldura introdusă în ciclu

1

tt

Hct

Qη = =

8.3.4 Randamentul efectiv - eη

ee

t

P

Pη =

Pe - puterea obţinută la cuplajul turbinei cu maşina automată

Pe < Pi - datorită pierderilor externe (pierderi mecanice şi pierderi datorate scăpărilor de abur prin etanş uri le terminale)

8.3.5 Randamentul mecanic - mη

1e i m mm

i i i

P P P P

P P Pη − ∆ − ∆

= = =

∆Pm - reducerea de putere datorată pierderilor mecanice e

et

P

Pη =

8.3.6. Legătura între ηe, ηm, şi ηi e e i

e m it i t

P P P

P P Pη η η= = ⋅ = ⋅

8.3.7 Randamentul total al turbinei (randametul efe ctiv absolut)

1 1

e e i tea m i t e t

i t

P P P P

Q P P Qη η η η η η= = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅

8.3.8 Randamentul general al lurboagregatorului

agregat ma ea ma e tη η η η η η= =

70

Test de autoevaluare Unitatetea de înv ăţare nr. 8:

1. Din categoria pierderilor externe la turbinele termice fac parte: a) pierderile prin frecare şi ventilaţie b) pierderile prin umiditate c) pierderile mecanice d) pierderi prin scăpări interioare 2. Randamentul efectiv absolut se calculeză utilizând relaţia:

a) eea

i

P

Pη =

b) eea

t

P

Pη =

c) 1

eea

P

Qη =

d) 1

tea

P

Qη =

unde: Pi = puterea internă Pt = puterea teoretică Pe - puterea obţinută la cuplajul turbinei cu maşina automată Q1 - căldura introdusă în ciclu

Rezolvare: 1 c; 2 c

71

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






72

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 9 CICLUL INSTALA ŢIILOR DE FORŢĂ CU ABUR NAVALE. METODE DE AMELIORARE A CICLULUI TERMIC TEORETIC AL IFAN

CUPRINS:

9.1. Ciclul instala ţiilor de for ţă cu abur avale 73

9.1.1 Considera ţii generale 73

9.2. Metode de ameliorare a ciclului termic teoreti c al IFAN 75

9.2.1 Generalit ăţi 75

9.2.2 Creşterea presiunii ini ţiale a aburului la intrarea în turbina 76

9.2.3 Creşterea temperaturii ini ţiale a aburului 77

9.2.4 Creşterea simultan ă a presiunii şi temperaturii aburului

în diafragma T-s,

78

9.2.5 Creşterea randamentului ciclului termic prin sinc inter mediar ă 79




73


Cunoaştera schemelor şi diagramelor de func ţionare a instala ţiilor de for ţă cu abur navale Înţelegerea şi însu şirea metodelor de ameliorare a randamentului ciclul ui termic al instala ţiilor de for ţă cu abur navale

9.1. Ciclul instala ţiilor de for ţă cu abur avale

9.1.1 Considera ţii generale

Instalaţiile de forţă cu abur navale au ca ciclu de referinţă ciclul teoretic clausius-Rankine.

Schema unei instalaţii de forţă cu abur navală, alături de reprezentarea ciclului în diagramele T-s şi i-s sunt redate mai jos

Fig. 1

Suprafaţa S-al234b - căldura transmisă apei reci din căldare pentru transformarea acesteia în abur supraîncălzit. Este deci căldura totală care intră în ciclu.

Suprafaţa a65b reprezintă căldura evacuată din ciclu cu ajutorul apei de răcire ce circulă prin condensator.

Suprafaţa închisă de ciclul 12345 este chiar lucrul mecanic It produs de ciclu.

74

Randamentul termic al ciclului va fi: 4 5

14 4 1t

i ilt

q i iη −

= =−

Fig. 2

75

9.2. Metode de ameliorare a ci clului termic teoretic al IFAN

9.2.1 Generalit ăţi

Randamentul termic al ciclului poate fi exprimat intuitiv cu ajutorul temperaturilor medii Tm a fazelor de primire şi de cedare a căldurii. De exemplu, conform figurii alăturate, pentru faza de .primire a căldurii, temperatura medie superioară, Tms, rezultă din relaţia:

14 4 5 2 1( )sq i i Tm s s= < = −

Analog, temperatura medie inferioară, Tm1: Iq 51=i5-i1 =Tmi(s2-s1)

51 2 1t

14 2 1

( )i 1 1 1

( )

i im ms s

m m

q T s s T

q T s s Tη −

= − = − = −−

Fig. 3

76

Din această relaţie rezultă că pentru îmbunătăţirea randamentului se pot folosi două grupe de metode:

a) Metoda urmărind ridicarea temperaturii sursei calde (temperatura medie superioară Tms)

Astfel sunt: -mărirea presiunii aburului -mărirea temperaturii de supraîncălzire -preîncălzirea apei de alimentare b) Metoda urmărind coborârea temperaturii sursei reci(temperatura medie

inferioafă Tm i) Astfel creşte ridicarea temperaturii de condensaţie. De remarcat că la ciclul cu abur cedarea căldurii către sursa rece, facându-se

într-un proces de condensare temperatura Tm i este chiar temperatura minimă a procesului.

Aceasta permite obţinerea unui randament termic ridicat chiar în condiţiile unor temperaturi medii superioare relativ reci.

9.2.2 Creşterea presiunii ini ţiale a aburului la intrarea în turbina

Fig. 4 Observa ţii:

a) Prin mărirea presiunii iniţiale a ciclului, presiunea aburului la intrarea în turbină la temperatura de supraîncălzire constantă creşte deci şi temperatura Tms a sursei calde şi, ca urmare, randamentul circuitului se măreşte.

77

b) Destinderea 4-5 este deplasată uşor spre stânga 4'-5', astfel că pentru aceeaşi presiune la ieşirea aburului din turbină, titlul aburului se micşorează X1’< X1 ceea ce are ca efect amplificarea procesului de erodare a ultimelor trepte ale turbinei şi creşterea pierderilor de energie.

9.2.3 Creşterea temperaturii ini ţiale a aburului In diafragma T-s se constată efectele favorabile ale creşterii temperaturii

aburului la intrarea în turbină la presiune constantă, astfel:

Fig.5

a) S12345 ce reprezintă lucrul mecanic util, se măreşte cu porţiunea 44'5'5 ca urmare, randamentul circuitului creşte.

b) Prin deplasarea curbei 45 spre dreapta are loc o creştere a titlului aerului în punctul final al destinderii X1’> X1, fapt ce conduce la micşorarea pericolului apariţiei picăturilor de apă în zona finală a turbinei.

Observa ţie: Creşterea temperaturii de supraîncălzire este limitată de rezistenţa materialului.

Trebuie utilizate oţeluri austenitice care.sunt scumpe şi greu de sudat.

78

9.2.4 Creşterea simultan ă a presiunii şi temperaturii aburului a )în diafragma T-s,

Combinarea efectelor acestor două soluţii este deosebit de avantajoasă în sensul că în acest fel se poate realiza atât o îmbunătăţire apreciabilă a randamentului ciclului cât şi producerea umidităţii în punctul final al destinderii

Fig. 7

a) În diafragma T- s pentru aceeaşi temperatură a sursei Tm i, adică a temperaturii de evacuare a căldurii din condensator, prin creşterea simultană a căldurii şi presiunii la intrarea aburului în turbină, aria utilă a ciclului de referinţă 1,2,3,4,5 se măreşte cu porţiunea 22'3'4'432, ca atare, lucrul mecanic obţinut în acest caz va fi mai mare şi randamentul ciclului se va îmbunătăţi.

b)In diafragma 1-s căderea teoretică de entalpie creşte cu creşterea presiunii iniţiale p1< p’1 < p1" pornind de la starea 1 şi continuând cu stările 1' şi 1", temperatura iniţială a aburului T\ presiunea finală p2 şi temperatura finală T2

mentinându-se constante. c)In paralel cu creşterea presiunii aburului entalpia scade i1’’ < i 1’ <i 1 adică consumul de căldură se micşorează, dar destinderea conduce tot mai mult în domeniul umidităţii inadmisibile a aburului. d)La temperatura iniţială a aburului crescând presiunea iniţială constantă şi presiunea finală constantă, căderea de entalpie creşte de asemenea dar în acelaşi timp cu creşterea entalpiei aburului are loc o scădere a umidităţii aburului în punctul final al destinderii.

79

Concluzie: Efectele secundare de creştere a umidităţii aburului în punctul final al

destinderii prin creşterea presiunii iniţiale şi de reducere a umidităţii lui prin creşterea temperaturii aburului în zona respectivă, efecte evidenţiate anterior, se pot compensa prin creşterea simultană a celor doi parametrii ajungându-se la un efect optim din punct de vedere tehnico-economic.

9.2.5 Creşterea randamentului ciclului termic prin sinc inter mediar ă

Fig.7

Observa ţii:

Aria utilă 12345 creşte cu porţiunea 55'4'4" ca urinare creşte r\ şi de asemenea şi tilul aburului.

80

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 9:

1. Care din urmpătorele metode se utilizează pentru ridicare temperaturii sursei calde în cazul unui ciclu Rankine:

a) micşorarea presiunii aburului b) micşorarea temperaturii de supraîncălzire c) mărirea presiunii aburului d) menţinerea constantă a presiunii şi temperaturii aburului

2. În figura de mai jos Suprafaţa a65b reprezintă:

a) căldura totală care intră în ciclu b) căldura evacuată din ciclu c) lucrul mecanic It produs de ciclu d) variaţia căldurii în ciclu

3. Care din următoarele metode de ameliorare a randamentului ciclului termic prezintă o eficienţă maximă?

a) creşterea presiunii iniţiale a aburului b) creşterea temperaturii iniţiale a aburului c) creşterea simultană a presiunii şi temperaturii aburului d) scăderea temperaturii iniţiale a aburului

Rezolvare: 1 c; 2; 3

81

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996







82

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 10 METODE DE AMELIORARE A RANDAMENTULUI CICLULUI TERMI C TIPURI DE TURBINE CU ABUR

CUPRINS:

10.1 Metode de ameliorare a randamentului ciclului termic 83

10.1.1 Preîncălzirea regenerativ ă 83

10.2. Reducerea temperaturii de condensare 84

10.3. Utilizarea c ăldurii reziduale 85

10.4. Tipuri de turbine cu abur 86

10.4.1 După principiul de func ţionare 86

10.4.2 După direc ţia de curgere aburului 86

10.4.3 După felul în care are loc transformarea energiei aburu lui 88




83


Înţelegerea metodelor de ameliorare a randamentului ci clului termic al instala ţiilor de for ţă cu abur navale Cunoaşterea tipurilor de turbine cu abur şi a principiilor de func ţionare

10.1. Metode de ameliorare a randamentului

ciclului termic

10.1.1 Preîncălzirea regenerativ ă Constă în preîncălzirea apei de alimentare a căldării prin utilizarea

căldurii aburului deja destins parţial în turbină. In acest fel temperatura Tms creşte, iar necesarul de combustibil

utilizat în focarul generatorului de abur scade.

Fig.l

84

Aburul de la priza nereglabilă (caracterizată prin. aceea că în exploatare

presiunea aburului la priză se modifică în funcţie de regimul momentan al maşinii) este trimis la preîncălzitorul P, unde cedează căldura Qp.

Condensul astfel rezultat se reintroduce în circuitul principal. Dacă se neglijează pierderile schimbătoarelor de căldură va rezulta: qp= SaAA’a’= SfF’E’e Utilizarea preîncălzirii regenerative aduce în sine următoarele efecte: a)se

micşorează căldura necesară în căldare cu qp şi deci se reduce consumul de combustibil. b)se reduce lucrul mecanic produs cu ∆l = AF’FEE’

Randamentul ciclului termic este în acest caz

1 /

1 /tl l l l l

ql qp ql qp qlη − ∆ − ∆= = ⋅

− −

Observaţii: a) la creşterea temperaturii de preîncălzire, creşte atât qp cât şi ∆l . b) la mărirea exagerată a temperaturii de preîncălzire, pierderea relativă de

lucru mecanic ∆l /l creşte mai repede decât qp/qe c) curba de variaţie a randamentului cu temperatura apei de alimentare prezintă

un maximum care cuprinde temperaturi optime. d) pentru mărirea eficacităţii preîncălzirii trebuie micşorată pierderea de lucru

mecanic prin folosirea preîncălzirii în trepte cu abur de presiune din ce în ce mai mare.

In prezent este limitat numărul de trepte de preîncălzire la maximum 8; temperatura de preîncălzire alegându -se după relaţia:

ta = (0,56...0,75) ts

10.2. Reducerea temperaturii de condensare

Este una dintre metodele cele mai eficiente de ameliorare a randamentului ciclului termic CLAUSIUS RANKINE

85

Fig. 2

a)prin micşorarea temperaturii de la T2 la T2' se măreşte aria utilă a ciclului cu porţiunea 11 '5 '5 deci lucrul mecanic efectuat este mai mare şi randamentul ciclului creşte.

b)titlul aburului la evacuarea din turbină se reduce (x'<x) şi creşte foarte mult volumul specific.

Precizare: îmbunătăţirea randamentului prin metoda reducerii temperaturii de condensare depinde în primul rând de posibilitatea producerii apei de răcire în cantitatea şi cu temperatura necesară şi în al doilea rând de posibilitatea prelucrării în ultimele trepte ale turbinei a unor volume mai mari de abur cu un nivel de umiditate mai ridicat.

10.3. Utilizarea c ăldurii reziduale Eficienţa ciclului termic poate fi radical majorată prin utilizarea căldurii

reziduale adică a căldurii evacuate cu apa de răcire din condensator. Precizare: într-o instalaţie de forţă cu abur , chiar dacă se aplică metodele

arătate, randamentul nu poate fi mai mare de 35-40%, aceasta deoarece 55-60% din cantitatea de căldură introdusă în ciclu este evacuată cu apa de răcire care circulă prin condensator.

86

Fig. 3 a)cantitatea de căldură evacuată în apa de răcire nu poate fi utilizată în nici

un fel întrucât are un potenţial termodinamic redus. Aburul trebuie evacuat la presiunea p2' pentru a se găsi consumatori.

bjutilizarea căldurii a' 1'5'b conduce la creşterea randamentului ciclului. Este căldura conţinută în aburul prelucrat parţial sau total în turbină.

Acest procedeu se numeşte termoficare. Termoficarea poate fi urbană(încălzirea locuinţelor) sau industrială(alimentarea consumatorilor industriali cu abur).

10.4. Tipuri de turbine cu abur

Clasificarea turbinelor cu abur:

10.4.1 După principiul de func ţionare a)cu acţiune(destinderea are loc numai în ajutaje Fig. 4) b)cu

reacţiune(destinderea are loc şi în ajutaje şi în palete Fig. 5) c) cu acţiune şi reacţiune redusă la care destinderea în cea mai mare parte în ajutaje şi în măsură mai mare în palete.

d)combinate - turbina cuprinde atât trepte cu acţiune cât şi cu reacţiune

10.4.2 După direc ţia de curgere aburului

a)axiale - aburul curge paralel cu axul turbinei(Fig.6). La aceste turbine paletele fiind dispuse radial sunt solicitate la întinderi de forţă centrifugă ceea ce permite realizarea unor secţiuni mari de trecere a aburujui.

87

Fig. 4

b) diagonale (fig. 7) la care aburul curge oblic faţă de axul turbinei,

unghiul de înclinare α este cuprins între 0o şi 90o.

88

Fig. 6 Fig. 7

c)radiale, la care aburul curge în direcţie perpendiculară pe axul turbinei(turbine Ljungsrom).

d)radial axiale - au primele trepte tip radial iar ultimele de tip axial. 10.4.3 După felul în care are loc transformarea energiei aburu lui 10.4.3.1 Turbine unietajate (într-o singură treaptă)

Astfel este turbina Laval cuprinzând un singur şir de ajutaje şi un şir de palete

(Fig.8) Este o turbină cu acţiune.

89

Fig.8

Caracteristici : Turbina este de putere mică, utilizată pentru antrenarea unor compresoare,

pompe, suffante etc. Se utilizează mult şi în domeniul naval la acţionarea pompelor de la bordul

navei. ∆hp = 15% - 20% ht; n,c = 0,3 - 0,4 întrucât C1 »u => W1 » u Rezultă pierderi reziduale ∆hc foarte mari.

90

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 10: 1. Care din următoarele metode de ameliorare a randamentului ciclului termic este cea mai eficientă? a) utilizarea preîncălzirii regenerative b) utilizarea supraîncîlzirii intermediare c) reducerea temperaturii de condesare d) utilizarea căldurii reziduale 2. La care din următoarele tipuri e turbine destinderea aburului are loc numai în ajutaje: a) cu acţiune b) cu reacţiune c) cu acţiune şi reacţiune redusă d) combinate 3. Turbina Laval este compusă: a) numai din trepte de presiune b) o treaptă de viteză şi mai multe trepte de presiune c) o singură treaptă de presiune d) o singură treaptă de viteză

Rezolvare: 1 c; 2 a; 3 c

91

BIBLIOGRAFIE: 1. Bocănete P.- Turbine cu abur- construcţie şi exploatare, Editura Dobrogea,

Constanţa, 1996







92


CLASIFICAREA TURBINELOR CU ABUR

POSIBILITĂŢI DE REGLARE A TURBINEI

CUPRINS:

11.1.Clasificarea turbinelor dup ă felul în care are loc

transformarea energiei aburului

93

11.2. Clasificarea general ă a turbinelor cu abur 94

11.3. Unele particularit ăţi privind clasificarea turbinelor navale

cu abur

96

11. 4. Posibilit ăţi de reglare a turbinei 97




93


Cunoaşterea clasific ării turbinelor cvasietajate şi multietajate.

Înţelegerea principiilor de reglare a turbinei cu abur .

11.1. Clasificarea turbinelor dup ă felul în care are loc

transformarea energiei aburului

11.1.1 Turbine cvasietajate (cu trepte de vitez ă - Fig. 1)

Energia cinetică a aburului destins într-un singur şir de ajutaje este utilizată în două sau mai multe şiruri de palete.

Rotorul constă dintr-un disc pe care sunt montate mai multe palete mobile cu acţiune (P|, P2). Intre acestea sunt rânduri de palete fixe PF care dirijază din nou aburul în direcţia rotirii, fără a-1 destinede, deci paletele fixe PF care dirijază din nou aburul în direcţia rotirii, fără a-1 destinde, deci paletele fixe au rolul de palete direcţionare. Numărul de trepte de viteză este dat de numărul rândurilor de palete mobile.

Turbina cu două trepte de viteză este denumită "roata curtis" . Turbinele cu trepte de viteză au o construcţie simplă şi ieftină care permite

prelucrarea unor căderi de entalpie mari, în schimb randamentul lor este inferior turbinelor cu trepte de presiune.

Din aceste considerente, la turbinele cu parametric înalţi, la intrare se preferă înlocuirea primelor trepte de presiune cu o treaptă de viteză (de obicei cu două şiruri de palete mobile roata curtis).

Se crează astfel posibilitatea reducerii chiar în ajutajul treptei de viteză, atât

a presiunii cât şi a temperaturii aburului la valori mult mai mici decât acelea corespunzătoare stării de intrare, lucru ce permite micşorarea numărului de trepte (o treaptă de viteză putând înlocui mai multe trepte de presiune).

Se simplifică astfel construcţia turbinei.

94

Fig. 1

11.1.2. Turbine cu trepte de presiune şi trepte de vitez ă (multietaiate) Energia cinetică a aburului este este utilizată mai întâi în paletele mobile ale

treptelor de viteză şi apoi în paletele mobile ale treptelor de presiune. In această categorie deosebim două tipuri de turbine:

a) Turbine cu trepte de presiune cu câte o singură treaptă curtis; b) Turbine cu trepte de presiune cu mai multe trepte de viteză;

Turbina este constituită dintr-o succesiune de roti curtis. Roţile curtis prelucrează căderi mari, deci turbine are puţine trepte, fiind ieftină.

în schimb are randament slab. Se folosesc pentru utilizatori auxiliari.

11.1.3. Turbine cu trepte de presiune Aburul se destinde treptat în mai multe şiruri de ajuatje alternând cu şiruri de

palete.

11.2. Clasificarea general ă a turbinelor cu abur

11.2.1 După posibilit ăţile de prelevare, sunt: a) turbine fără prize; b) turbine cu prize nereglabile (fixe); c) turbine cu prize reglabile şi prize fixe;

95

Priza - locul special amenajat de unde se poate extrage o parte din abur înainte

de a se ajunge la ieşirea din turbine. La prizele fixe, neexistând organe de reglaj, presiunea aburului variază funcţie

de regimul de funcţionare al turbinei. La prizele reglabile, presiunea aburului este menţinută constantă la orice regim

de funcţionare al tubului. Aburul extras prin prizele reglabile este folosit în scopuri industriale şi pentru

încălzire.

11.2.2. După parametrii aburului la ie şirea din turbin ă, sunt: a) cu parametrii coborâţi (sub 30 bar şi 400° C); b) cu parametrii medii (30-70 bar; 435-535° C); c) cu parametrii înalţi (70-215 bar; 535-560° C); d) cu parametrii critici (219-230 bar; 535-560° C); e) cu parametrii supracritici (peste 230 bar; 560° C) ;

11.2.3. După presiunea aburului la ie şirea din turbin ă, sunt: a) cu condensaţie; b) cu contrapresiune;

11. 2.4. După numărul de corpuri, sunt: a) într-un singur corp; b) în mai multe corpuri;

11.2.5. După numărul de fluxuri, sunt: a) într-un singur flux; b) în mai multe fluxuri;

96

11. 2.6. După numărul de linii de arbori, sunt: a) pe o singură linie de arbori; b) pe două sau mai multe linii de arbori;

11.2.7. După locul de amplasare, sunt: a) turbine terestre; b) turbine navale.

11.3. Unele particularit ăţi privind clasificarea turbinelor navale cu abur

11.3.1. După rolul pe care îl au la bondul navei, sunt: a) turbine principale, care acţionează arborii postelice b) turbine auxiliare, care acţionează unele mecanisme şi instalaţii de bord şi de punte.

11. 3.2. După posibilitatea asigur ării schimb ării sensului de rotire a arborelui postelice, sunt: a) turbine principale pentru marş înainte; b) turbine principale pentru marş înapoi.

11. 3.3. După pozi ţia arborelui rotorului, sunt: a) orizontale; b) verticale.

11.3.4. După modul de transmitere a puterii, sunt:

a) directe - care lucreză direct asupra organului consummator de lucru mecanic şi sunt folosite numai ca turbine auxiliare; b) cu transmisie - se folosesc transmisii cu roţi dinţate, electrice sau hidraulice.

11.3.5. După posibilitatea schimb ării sensului de rota ţie, sunt:

a) turbine ireversibile care nu au posibilitatea schimbării sensului de rotaţie;

97

b) turbine reversibile care au posibilitatea schimbării sensului de rotaţie, astfel că aburul lucrează în ambele sensuri de rotaţie.

11. 4. Posibilit ăţi de reglare a turbinei

Pornind de la relaţia: Pt = m • Ht[CPh, Kwh] Se constată că pentru a modifica puterea turbinei, trebuie modificat fie debitul, fie căderea totală de entaipie.

Apar astfel două posibilităţi de reglare a turbinei:

11.4.1. Reglarea prin laminare sau calitativ.

Se realizează prin introducerea unei valvule V pe conducta de admisie, la intrarea în camera de distribuţie D. Prin închiderea parţială a valvulei V se realizează laminarea aburului. In acest fel, aşa cum se poate constata pe figură destinderea, se deplasează spre dreapta diagramei, căderea adiabatei totale în turbine Ht, scăzând până la Ht

Acest rnod de reglare este mecanic, diminuează randamentul efectiv al turbinei, dar este simplu şi ieftineşte turbina. De aceea se utilizează în mod special la turbinele mici.

Fig.2

98

11.4.2. Reglarea prin admisie sau cantitativ ă

Aburul intră într-o cutie de oţel numită cutie(camera de distribuţie. Ea conţine un număr de.valvule V1, V2, V3 de admisie reglaj).

Fig. 3

Prin deschiderea acestor valvule sunt alimentate ajutajele grupate pe sectoarele de admisie Si, S2, S3. Aceste valvule se deschid pe rând asigurând creşterea treptată a secţiunii şi deci a debitului.

Pentru a asigura o variaţie continuă a puterii este necesar ca închiderea sau dechiderea următoarei valvule să se facă treptat, având loc şi aici deci o laminare care afectează însă numai debitul ce trece prin valvula parţial deschisă. Astfel reglarea prin admisie asigură un randament mai ridicat decât prin laminare.

Precizări: a)majoritatea turbinelor cu acţiune au câte o treaptă de reglaj la intrare căt şi după fiecare priză reglabilă. Acesta treaptă de reglaj poate fi alcătuită dintr-o singură treaptă de viteză (treapta Rateau) sau din două trepte de viteză(treapta Curtis). b)Căderea totală de entaipie prelucrată în treapta Curtis este de 200-400kJ/kg şi de 50-100 kJ/kg în cazul treptei Rateau. Prin prelucrarea acestei căderi mari de entaipie în treapta de reglaj Curtis, turbina se ieftineşte prin scăderea numărului de trepte şi prin reducerea presiunii şi temperaturii la intrarea în partea turbinei cu trepte de presiune.

99

c)Intrucăt admisia aburului în turbină se face paralel prin sectoarele de admisie, după treapta de reglaj există o cameră ăn care aburul se repartizează uniform pe toată circumferinţa, admisia ăn trepte de presiune care urmează imediat fiind totală.

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 11: 1. Denumirea de „roata Curtis” se referă la : a) turbină cu trepte de presiune b) turbină cu trepte de viteză şi trepte de presiune c) turbină cu o singură treaptă de viteză d) turbină cu două trepte de viteză 2. Presiunea aburului este menţinută constantă la orice regim de funcţionare al tubului în cazul: a) turbinelor fără prize b) turbinelor cu prize fixe c) turbinelor cu prize reglabile d) turbinelor cu prize nereglabile 3. Principalul avantaj al reglării prin admisie este următorul: a) ieftineşte turbina b) ameliorează condiţiile de exploatare ale turbinei c) simplifică constructiv turbina d) creşte randamentul turbinei

Rezolvare: 1 d; 2 c; 3 d

100

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996







101

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 12 ELEMENTE PRIVIND CONSTRUCŢIA TURBINELOR CU ABUR. PALETELE ROTORICE ALE TURBINELOR CU ABUR

CUPRINS:

12.1. Elemente privind construc ţia turbinelor cu abur 101

12.1.1 Rotorul 101

12.1.2. Arborele 101

12.1.3 Discurile 102

12.2. Paletele rotorice ale turbinelor cu abur 104


12.2.2 Părţi componente 104

12.2.3 Fixarea paletelor în rotor sau în tambur 104




101


Analiza tehnico- func ţional ă a elementelor constructive ale turbinei termice

Însuşirea şi aprofundarea cuno ştiin ţelor despre diferitele tipuri de palete rotorice ale turbinelor termice

12.1. Elemente privind construc ţia turbinelor cu abur

12.1.1 Rotorul Ansamblul format din totalitatea pieselor aliate în mişcare de rotaţie în

interiorul turbinei. Există mai multe tipuri de rotoare pentru turbinele cu abur astfel:

a) Rotoare cu discuri - se utilizează la turbinele cu acţiune. Astfel este rotorul monobloc(fig.l), compact şi sigur în funcţionare putând fi

folosit la temperaturi ridicate . Se construieşte cu diametre mai mari. limita fiind dată de posibilitatea de forjare.

Dacă posibilităţile de forjare nu permit realizarea un arbori cu diametrele discurilor suficient de mari discurile se forjează, se srrunjese separat şi se fretează la cald. Rotoarele cu discuri fretate (fig.2) se utilizează la turbine cu puteri unitare mari . b)Rotoare cu tambur - se utilizează la turbinele cu reacţiune. Astfel sunt rotorul cu tambur monobloc (fig.3) pentru d < 600mm şi rotorul cu tambur gol în int.erior(fig.4) pentru d > 6()0mm alcătuit din două sau trei bucăţi asamblate prin sudură sau chiar prin şuruburi. c)Rotoare combinate (cu discuri şi cu tambur) - utilizate pentru turbine cu trepte de acţiune şi trepte de reacţiune. Principalele componente ale unui rotor sunt: arborele, discurile şi paletele mobile.

12.1.2. Arborele

Are rolul de a susţine piesele aflate în mişcare de rotaţie în turbină. Arborele unei turbine cu acţiune se execută în trepte mai gros la mijloc pentru

uniformizarea solicitărilor şi pentru uşoara introducere a pieselor de la mijloc. Poziţia axială a pieselor se asigură prin inele elastice, iar împiedicarea rotirii prin pene longitudinale. Una din principalele probleme legate de funcţionarea arborelui

102

este problema turaţiei critice care reprezintă turaţia ta care arborele execută un număr de rotaţii în unitatea de timp egal cu frecvenţa oscilaţiilor proprii.

Evident că dacă turaţia rotorului devine egală cu frecvenţa proprie a arborelui acesta intră în rezonanţă executând oscilaţii cu amplitudini din ce în ce mai mari. provoacă vibraţia puternică a întregii maşini şi în final ruperea materialului.

Arborii turbinelor sunt de două feluri: rigizi şi elastici. Cei rigizi au ncr> n. în general ncr = (1,15... 1,4)n, iar arborii elastici au ncr> r se

indică ncr(l,6,„0.75)n. Pentru evitarea avariilor pe care le poate provoca fenomenul de rezonanţă la trecerea prin turaţia critică la turbinele cu arbori elastici. Trebuie să se facă foarte rapid la pornire şi oprire.

La turbinele cu reacţiune se folosesc aşa cum am mai arătat arbori sub formă de tambur.

12.1.3 Discurile Intră în componenţa numai a turbinelor cu acţiune fiind fixate pe arbore în

extremitatea lor fiind montate paletele mobile. La treptele cu diametre mici (sub 1 m) şi palete scurte se utilizează discuri cu

corp de grosime constantă(fig.5a). La treptele cu diametre mai mari şi cu palete lungi la care corespund forţe

centrifuge mari. discurile au, de regulă corp cu secţiune conică (fig. 5 b) sau sunt delimitate de suprafeţe hiperbolice (fig. 5 c).

La un disc se deosebesc 4 zone caracteristice (fig. 5 b): obada 1 de care se prind paletele, corpul 2 reprezentând partea continuă ce conferă rezistenţă discului şi care este prevăzut cu un anumit număr de găuri 3 pentru egalizarea presiunilor. Butucul 4 are rolul de a susţine corpul discului. Discurile se execută prin forjare şi strungi re din oteluri aliate cu Gr, Ni, Mo etc în funcţie de temperatura agentului termic şi de solicitările termice.

Fig. 1

103

Fig. 2

Fig. 3

Fig. 4

a b c

Fig. 5

104

12.2. Paletele rotorice ale turbinelor cu abur

12.2.1 Generalit ăţi Dimensiunile paletelor variază în funcţie de mărimea turbinei şi de turaţia

acesteia. Pentru o turbină cu abur cu n = 3000 rot/min. lungimea paletelor este de

!650mm. iar n = 1500rot/.min, Ip = 1600mm.

Paletele scurte cu Ip < 12

D

se realizează cu profil constant, cele lungi sunt

răsucite, iar paletele cu lp .5

D⇒ se fac substrate pentru a se reduce solicitarea

produsă de forţa centrifugă.

12.2.2 Părţi componente 2.1 Corpul - partea profilată este lovită de jetul de abur pentru a produce forţa.

între corpurile a două palete alăturate se formează canalul de abur. 2.2 Piciorul - constituie partea de prindere a paletei de disc sau tambur . 2.3 Vârful - este subţiat de paletele cu reacţiune. iar la cele cu acţiune este

prevăzut cu niturile 4 în continuarea corpului, pentru pierderea bandajelor care rigidizează paletele unei trepte prin unirea lor împiedicând în acelaşi timp scăpările de abur.

Pentru ca ia aceeaşi treaptă canalele dintre corpurile paletelor să fie identice, este necesar ca distanţa dintre palete să 11c constantă. Se folosesc în acest sens piese de distanţă (fig. 7) care au aceeaşi curbură ca şi piciorul paletei şi o grosime potrivită ca la montare să se păstreze între palete distanţa necesară.

În cazul paletelor lungi şi grele cu forţe centrifuge importante piesele de distanţă se execută dintr- o bucată cu piciorul paletei prin frecare (fig. 7a), iar la paletele subţiri piesele de distanţă se execută separat de piciorul paletei prin laminarei (Fig. 7b).

12.2.3 Fixarea paletelor în rotor sau în tambur Se realizează prin mai multe sisteme cu atât mai complicate cu cât solicitările

mecanice cresc, astfel: a) Cu piciorul introdus într-un canal comun de pe periferia rotorului. Există mai multe soluţii în acest sens:

105

Fig. 6 Fig.7 a) Fig. 7 b)

Fig. 8 Fig. 9 a) b) c)

Fig. 10 a) b) Fig. 11 a) b)

Fig. 12 a) b) c)

106

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 12: 1. Pentru turbinele cu trepte de acţiune şi trepte de reacţiune se folosesc: a) rotoare combinate b) rotoare cu discuri fretate c) rotoare cu tamburi d) rotare monobloc 2. Dimensiunile paletelor rotorice ale turbinelor cu abur variază în funcţie de: a) materialul din care sunt confecţionate b) mărimea turbinei şi turaţia acesteia c) forma arborelui d) tipul turbinei 3. Care este cel mai frecvent mod de fixare a paletei în rotor sau tambur?

Rezolvare: 1 a; 2 b

107

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






108

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 13 MATERIALELE UTILIZATE ÎN CONSTRUC ŢIA TURBINELOR TERMICE STATORUL. AJUTAJELE

CUPRINS:

13. 1. Materiale utilizate în construc ţia turbinelor termice

13. 2. Statorul 109

13.2.1 Ajutajele 109

13.2.1.1 Ajutaje pentru treapta de reglaj 110

13. 2.1.2 Palete fixe 110

12. 2.1.3. Ajutajele treptelor de presiune cu ac ţiune 110

13.3. Diafragmele 110




109


Cunoaşterea materialelor utilizate în confec ţionarea paletelor turbinelor termice Cunoaşterea şi însu şirea elementelor constructive ale statorului ma şinilor termice

13. 1. Materiale utilizate în construc ţia turbinelor termice

Materialele pentru palete trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:

a)să reziste la oboseală, solicitarea produsă de abur având caracter alternative;

b)să aibă rezistenţă mecanică corespunzătoare; c)să aibă duritate superficială pentru a rezista la eroziunea produsă de abur şi

de picăturile de apă; d)să reziste la temperatura de lucru. în sensul acestor condiţii se fac

următoarele precizări cu privire la oţelurile utilizate la construcţia paletelor. a)Pentru temperaturi până la 60°C se utilizeaz ă oţel superaliat perlitic cu 12%

Cr Şi 4% Mo , iar peste 600°C o ţel austenitic cu 12... 14% Ni Şi 14-16% Cr stabilizat cu Ti (Titan) Şi Nb (Niobiu).

b)Porţiunile supuse întins coroziunii (muchiile de intrare a aburului în palete se plachează în zona de joasă presiune, în special cu metale dure, ca de exemplu, stelit (un aliaj de W, Cr Şi Ni).

13. 2. Statorul Statorul este format din ansamblul pieselor fixe care au rolul de a destinde

aburul Şi a-1 dirija către paletele mobile. Principalele părţi componente sunt: ajutajele şi diafragmele.

13.2.1 Ajutajele

Se deosebesc 3 categorii de ajutaje; a)ajutaje pentru treapta de reglaj; b)palete fixe; c)ajutaje pentru treptele de presiune

110

13.2.1.1 Ajutaje pentru treapta de reglaj

Sunt de tipul convergent-divergent grupate pe sectoare de admisie. Se

execută sub forma unei piese unice denumită bloc de ajutaje , care poate fi confecţionat prin 3 procedee şi anume: a)prin turnare cu miezuri de forma canalului ajutajelor b)cu pereţi despărţitori din profile laminate fixate la capete în fontă turnată c)prin frezare dintr-o piesă unică

13. 2.1.2 Palete fixe Se întâlnesc cu rol canale directoare la treptele de viteză, în care caz se mai

numesc şi palete directoare sau cu rol de ajutaje la treptele cu reacţiune.

12. 2.1.3. Ajutajele treptelor de presiune cu ac ţiune Au forme diferite şi mod diferit de execuţie în funcţie de presiunea la care sunt folosite, fiind montate la periferia diafragmelor. Deosebim astfel: a)Ajutaje frezate(fig 1) - ajutajul 1 este fixat în diafragma 2 prin niturile 3. La partea superioară ajutajele între ele cu niturile 4, b)Aiutaie sudateffig. 2)-canalele ajutajelor sunt delimitate de piesele l,al căror profil este asemănător cu cel al paletelor mobile; aceste piese executate prin laminare sunt sudate de bandajele 2 şi 3 care la rândul lor se sudează pe diafragma 4.

Ajutajele frezate ca şi cele sudate sunt folosite în special la treptele care lucrează cu abur la presiune mare sau medie. c)Ajutajele cu pereţi intermediari din tablă de oţel - (fig.3) Pereţii 1 din tablă sunt ăncastraţi prin turnare în corpul diafragmelor . Tablele de oţel care delimitează canalele ajutajelor sunt astfel curbate încât să reaşizeze canale de forma dorită . Marginile care se fixează în corpul diafragmelor sunt prevăzute cu tăieturi de diferite forme pentru a asigura o prindere caât mai bună . Se utilizează la ultimele trepte ale turbinelor. Ajutajele se execută din oţeluri inoxidabile care conţin elemente de aliere, crom, nichel, molibden. Alegerea aliajului se face în funcţie de temperatura aburului.

13.3. Diafragmele

Sunt pereţi care despart treptele de presiune la turbinele cu acţiune sau cu reacţiune redusă susţinând ajutajele.

Părţi componente(fig. 4): 1 inelul exterior care se sprijină pe carcasă ; 2 regiunea ajutajelor; 3 corpul diafragmei; 4 orificiul central - necesar pentru permite accesul arborelui turbinei.

111

Pentru a micşora pierderile de abur prin acest orificiu, pierderi datorită diferenţei de presiune dintr faţa din amonte şi cea din aval a diafragmei, se prevăd dispozitivele de etanşare 5.

Diafragma se fixează în şanţuri ale carcasei cu un joc necesar datorită diferenţei care apare între dilatarea diafragmei şi a carcasei.

Fig. 1 Fig. 3 Fig. 2

112

Centrarea diafragmei se realizează prin pene sau cepuri dispuse pe circumferinţa inelului exterior. în majoritatea construcţiilor, diafragma este formată din două jumătăţi centrate astfel încât cele două axe imaginare AB şi CD să se intersecteze într-un punct 0 care să coincidă cu axul arborelui (fig. 5).

în general diafragmele sunt piese turnate fixe comune cu inelul exterior, fie separat de acesta. Rareori se execută prin forjare sau din tablă. Ca materiale se folosesc: fonta perlitică la temperaturi ale aburului sub 250°C ţi oţelul turnat sau forjat la temperaturi peste 250°C.

Fig. 4 Fig. 5

113

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 13: 1. Alegerea materialelor pentru palete nu este influenţată de: a) rezistenţa la temperatura de lucru b) rezistenţa la eroziunea produsă de abur c) rezistenţa la presiunea aburului c) rezistenţa la eroziunea prousă de picăturile de apă 2. Ajutajele frezate fac parte din categoria: a) paletelor fixe b) ajutajelor pentru trapta de reglaj c) ajutajelor pentru treptele de presiune d) ajutajelor sudate

Rezolvare: 1 c; 2 c;

114

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






Bucureşti, 1967

115

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 14 LAGĂRELE TURBINELOR TERMICE. CONDENSATORUL. ETAN ŞERILE CLASIFICAREA LABIRIN ŢILOR

CUPRINS:

14.1. Lagărele turbinelor termice 116

14.1.1 Lagărele radiale 116

14.1.2 Lagărul axial 116

14.2. Cuplajele 117

14.3. Instala ţia de condensare. Condensatorul 117

14.4. Etanşerile 118


14.4.2 Clasificarea labirin ţilor 118




116


Înţelegerea principiului de func ţionare a lag ărelor, cuplajelor, instala ţiei de condensare şi etan şerilor. Cunoaşterea tipurilor de labirin ţi şi însu şirea principiului de func ţionare

14.1. Lagărele turbinelor termice

14.1.1 Lagărele radiale (fig. 1) - Susţin rotorul preluând greutatea acestuia şi împiedicând în acelaşi timp deplasarea radială a lui.

Turbinele sunt prevăzute cu cel puţin două lagăre radiale. Partea principală a lagărului radial este împărţită printr-un plan orizontal în

două jumătăţi: cuzinetul superior(l) şi cuzinetul inferior(2), aceasta deoarece pana de ulei se realizează doar în partea inferioară şi de asemenea pentru uşurarea montajului.

Cuzinetele se execută prin turnare din fontă sau din oţel şi cu suprafaţa interioară acoperită cu un aliaj antifricţiune(3), numit compozite pentru lagăre, babbit sau metal alb. Acest aliaj este constituit dintr-o masă de bază care preia forma fusului şi cristale dure înglobate în masa de bază. Cel mai utilizat amestec este 88-89% Sn şi Cu pentru masa de bază 11-12%Sb pentru partea dură. Cuzinetul se sprijină pe suporţii 4, denumiţi saboţi care reprezintă piese intermediare de fixare. Intrarea uleiului de ungere are loc prin orificiul 5 ajungând la ambele capete ale diametrului orizontal prin canalul 6.

Scutul 7, comunică cu paharul cu pereţi de sticlă 8. Dacă uleiul se vede în pahar, înseamnă că presiunea în lagăr este suficientă. Pentru controlul temperaturii, lagărul este prevăzut cu un locaş special 9, în care se introduce un termometru.

14.1.2 Lagărul axial - Preia eforturile axiale ale rotorului. Se

compune dintr-un disc plan 1 (fig. 1 )aşezat pe arborele rotorului între două coroane cu segmenţi (denumite pastile) 2.

Pastilele dinspre corpul turbinei care lucrează în mod normal, se numesc pastile active , spre deosebire de cele aflate pe partea opusă discului care se numesc pastile inactive.

Pastilele au faţa dinspre discul rotitor acoperită cu compoziţie pentru lagăre 4, fiind aşezată cu spatele pe un suport fix plan 3 (fig. 3).

În timpul funcţionării turbinei uleiul este dus în spaţiul în care se găsesc pastilele şi fusul.

Pastilele având spatele(faţa opusă) de formă cilindrică sau cu prag oscilează aşezându-se puţin înclinat faţă de suportul fix 3, astfel încât se formează între

117

discul 1 şi suprafaţa pastilei un joc în formă de pană în care pătrunde uleiul de

14.2. Cuplajele

Se utilizează pentru a lega (a cupla) între ele rotoarele turbinelor de rotoarele maşinilor acţionate. De exemplu generatoarele electrice sau în cazul turbinelor cu mai mulţi arbori pentru a cupla între ei aceşti arbori. Tipuri de cuplaje

a) Cuplaje rigide constau din două flanşe forjate sau împănate pe arbori care se fixează între ele cu ajutorul unor şuruburi(fig. 4).

Pentru a asigura coaxialitatea capetelor arborilor cuplaţi, semicuplele sunt prevăzute cu o adâncitură în care se introduce şaiba de centrare.

b) Cuplaje semielastice(fig.5) Sunt alcătuite din două semicuple legate printr-un manşon subţire şi ondulat care are rolul de compensator de dilatare. Datorită elasticităţii manşonului, acest tip de cuplaje permite la centrarea arborilor abateri radiale şi unghiulare mai mari decât cuplajele rigide; nu permit însă deplasări axiale importante şi de aceea se foloseşte când este necesară cuplarea unui arbore neprevăzut cu lagăr axial.

c) Cuplaje elastice (fig. 6) Prin construcţia lor, aceste tipuri de cuplaje permit descentrări radiale mai mici de 3 mm şi unghiulare de circa. , cât şi deplasări axiale arborilor mai mari decât alte cuplaje 4-20mm.

Transmiterea mişcării se poate face prin arcuri lamelare care fac legătura între flanşe.

14.3. Instala ţia de condensare. Condensatorul

La turbinele cu abur se utilizează condensatoare de suprafaţă unde schimbul de căldură se face prin intermediul ţevilor de apă de răcire.

Elemente componente(fig.7) 1 Montarea de formă cilindrică sau paralelipipedică închisă la ambele capete prin plăcile tubulare 2 între care sunt fixate prin mandrinare ţevile de trecere a apei de răcire 3 la cele două capete ale condensatorului se găsesc camerele de apă 4 prin care se face repartizarea apei de răcire în ţevi.

Camerele de apă sunt împărţite în două prin peretele separator 5. Fiecare jumătate de condensator este prevăzută cu racorduri separate pentru intrarea 6 şi ieşirea 7 a apei(fig. 8) 8 – Dom de pătrundere a aburului racordat la difuzorul 9 10 - plăci intermediare pentru a se evita încovoierea exagerată a plăcilor tubulare sub influenţa greutăţii proprii a apei din ele. Condensul se strânge în colectorul 11. Aerul pătruns prin neetanşeităţi este eliminat prin racordul 12.

118

Pentru menţinerea vidului în condensator este utilizată o instalaţie auxiliară (vid, pompă de vid) care evacuează în exterior gazele necondensate pătrunse prin neetanşeităţi sau ca urmare a unei degazări insuficiente a apei de alimentare.

14.4. Etanşerile

14.4.1 Generalit ăţi

Pentru limitarea pierderilor de abur sau a pătrunderilor de abur din exterior în

turbină, precum şi a reducerii scurgerilor de abur prin secţiunea inelară existentă între diafragmă şi arbore se prevăd sisteme speciale de etanşare.

Deoarece turbina funcţionează la turaţie ridicată şi diametrul arborilor este destul de mare, viteza periferică în regiunea etanşerilor este de câteva zeci de metri pe secundă. La astfel de viteze nu există nici o etanşare cu frecare (presetupă).

De aceea la turbine se folosesc dispozitive de etanşare cu labirinţi. O cameră de labirint constă dintr-o îngustare şi o lărgire de secţiune. In secţiunea îngustă presiunea şi entalpia aburului scade cu creşterea vitezei. In partea lărgită a camerei, viteza aburului este distrusă prin vârtejuri, entalpia aburului devenind teoretic egală cu valoarea de intrare, în schimb presiunea rămâne scăzută.

De subliniat că labirintul nu suprimă complet pierderea de abur ci numai o micşorează(fig. 6).

Un labirint acţionează cu atât mai bine cu cât are mai multe camere şi cu cât secţiunea de trecere este mai mică.

14.4.2 Clasificarea labirin ţilor 14.4.2.1 Din punctul de vedere al eficien ţei lor sunt: a)cu distrugere totală a vitezei (fig.6) b)cu trecere directăffig. 7 şi 8) la care inelele sunt fie rotorice fie statorice

cealaltă parte fiind netedă. 14.4.2.2 După modul de fixare sunt: a)rigizi, la care inelele sunt prinse de un suport(fig. 7 şi 8) b)elastici (fig. 9 ) la care suportul de prindere este secţionat în mai multe

segmente, în care se fixează garniturile, de asemenea secţionate. Aşa cum se poate constata în fig.9 în spaţiul dintre statorul 1 şi suportul 2 se

găsesc arcurile lamelare 3 care împing suporturile cu inele 4 spre arborele 5. 14.4.2.3 Din punctul de vedere al locului în care sunt fixa ţi a)labirinţi între trepte b)labirinţi terminali

119

Schema sistemului de etan şeri terminale pentru o turbin ă cu condensa ţie de parametri medii(fig. 10)

Este compusă din: a) Regiunile I, II, III - pentru etanşarea de înaltă presiune b) Regiunile IV, V şi VI pentru etanşarea de joasă presiune Regiunile sunt delimitate de camerele colectoare C i C2 şi de camerele de

ventilaţie V] ,V2

De la prima treaptă a turbinei aburul cu presiunea p se destinde în Ci . Aburul din Ci este trimis în C2 de aici o parte curge în turbină iar restul spre

capătul arborelui şi de aici în atmosferă. Canalele V] şi V2 sunt puse în legătură cu atmosfera prin nişte pipe (Pi ,P2)

pentru a controla existenţa aburului la labirinţi. Daca pipele fumează, putându-se observa ieşirea aburului saturat(de culoare albicioasă) prin ele înseamnă că etanşerile au abur.

Carcaşa(fig. 11)- Are rolul de a separa interiorul turbinei de aerul atmosferic, de a fixa poziţia relativă a pieselor statorului şi rotorului şi de a transmite la blocul fundaţiei forţa şi vibraţiile provocate de trecerea aburului prin turbină.

Elemente componente 1. Zona de admisie compusă din cutia de abur şi sectoarele de admisie. 2. Cilindrul în care se montează diafragmele şi paletele fixe. 3. Difuzorul (zona de evacuare) alcătuit din: canalul colector şi racordul de

evacuare a aburului în condensator. 4. Canalele de evacuare pentru prize în care este colectat aburul de la prizele

fixe sau de la cele reglabile. 5. Piesele de legătură cu elementele din afara carcasei. 6. Lagărele din faţă respectiv din spate ale turbinei In scopul facilitării operaţiei de introducere şi scoatere, carcasa se construieşte

din două bucăţi (superioară şi inferioară) separate printr-un plan orizontal, care trece prin axa carcasei asamblate prin şuruburi metal pe metal.

120

Fig. 1.

Fig. 1 Fig. 2

121

Fig. 3

Fig. 4

Fig. 5

122

Fig. 6

123

Fig. 6

Fig. 7 Fig. 8

124

Fig. 9

Fig. 9

125

Fig. 10

Materiale din care se execută carcasele turbinelor a) pentru t < 25° C - font ă superioară sau oţel carbon b) pentru t < 400° C - o ţeluri slab aliate cu molibden c) pentru t < 550° C - o ţeluri aliate cu crom d) pentru t >550° C - o ţeluri aliate cu crom molibden şi vandiu.

126

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 14: 1. Cuplajele alcătuite din două semicupe legate printr-un manşon subţire şi ondulat poartă denumirea de: a) Cuplaje semielastice b) Cuplaje rigide c) Cuplaje elastice d) Cuplaje mixte 2. Din punct de vedere al eficienţei lor labirinţii sunt: a) rigizi şi elastici b) labirinţi între trepte şi labirinţi terminali c) activi şi inactivi d) cu distrugere totală a vitezei şi cu trecere directă 3. Carcasa turbinei se execută din fontă superioară sau oţel carbon în cazul în care: a) t < 25° C b) t < 400° C c) t < 550° C d) t >550° C

Rezolvare: 1 a; 2 d ; 3 a

127

BIBLIOGRAFIE:


Constanţa, 1996






Bucureşti, 1967

128

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 15 CIRCUITULUI DE ULEI AL TURBINELOR CU ABUR REGLAREA TURBINELOR CU ABUR

CUPRINS:

15. 1. Principalele componente ale circuitului de u lei 129

15.1.1 Pompele de ulei 129

15.1.2 Rezervorul de ulei (tancul de ulei) 129

15.1.3 Răcitorii de ulei 130

15.1.4 Caracteristicile uleiului de ungere 130

15.2. Reglarea turbinelor cu abur 131

15.3. Circuitul de ulei al turbinelor cu abur 134

15.3.1 Descrierea circuitului de ulei(fig. 9) 134




129


Cunoaşterea caracteristiciilor principalelor componente a le circuitului de ulei Înţelegerea func ţionării sistemului de reglaj al turbinei termice şi al regulatorului de tura ţie Însuşirea schemei circuitului de ulei în instala ţia de turbine

15. 1. Principalele componente ale circuitului de u lei

15.1.1 Pompele de ulei

Pompele de ulei pot fi principale sau auxiliare. Ca pompe principale se folosesc în mod special cele cu roţi dinţate şi mai rar

centrifuge, iar ca pompe auxiliare se utilizează numai tipul centrifug, acţionate de o turbină sau de un motor electric.

Pompele cu roţi dinţate sunt formate din două, mai rar din trei roţi cilindrice care se rotesc în interiorul carcasei. Roata conducătoare este antrenată prin intermediul unui angrenaj elicoidal de arborele turbinei. Prin mişcarea pe care o execută roţile, uleiul aspirat din rezervor este condus prin spaţiul dintre dinţi şi carcasă şi apoi este refulat în circuitul de ulei al turbinei.

Pompele cu roţi dinţate sunt simple şi fiabile, dar au randament scăzut. La unele turbine moderne pompele cu roţi dinţate au fost înlocuite cu pompe

cu angrenaje elicoidale care au un gabarit mai mic şi un randament mai bun decât al primelor.

Pompele centrifuge pot fi acţionate de un motor sau de o turbină cu abur într-o singură treaptă.

15.1.2 Rezervorul de ulei (tancul de ulei)

Este construit din tablă de oţel şi se află montat sub planşeul sălii maşinilor sau la distanţă de turbină într-un compartiment rezistent la foc.

Caracteristici: a)Pentru a permite dezemulsionarea uleiului, tancul este compartimentat cu

mai mulţi pereţi verticali de tablă. b)Capacitatea tancului este astfel dimensionată ca să poată separa aerul

dizolvat, apa infiltrată şi produsele de eroziune.

130

c) În interior este montată o sită pentru ulei care reţine impurităţile mai mari antrenate de uleiul returnat.

d) funcul este prevăzut cu pantă e)In partea cea mai de jos este montată o valvulă pentru evacuarea apei

separate de ulei şi un racord pentru instalaţia de centrifugare a uleiului. f)Pe capac este amplasat un ventilator pentru evacuarea vaporilor de ulei. g)In partea inferioară este montat un robinet special pentru prelevarea

probelor de ulei.

15.1.3 Răcitorii de ulei

În general sunt două răcitoare unul în funcţiune şi unul în rezervă. Ţevile de răcire, confecţionate din alamă, sunt străbătute de apa de răcire. Ţevile sunt mandrinate la ambele capete în plăci tubulare. Presiunea uleiului în răcitor este mai mare decât presiunea apei pentru că la spargerea unei ţevi apa să nu pătrundă în circuitul de ulei.

15.1.4 Caracteristicile uleiului de ungere

Uleiul de ungere trebuie să îndeplinească următoarele condiţii de calitate: a)densitate mică pentru a se putea separa uşor de apă

b)viscozitate 2,6-5°E la T= 50°C

c)punctul de inflamabilitate 190°C-200°C d)aciditatea trebuie să fie cât mai mică şi anume în uleiul nou să nu

depăşească 0,04mg katt/g ulei, iar în uleiul aflat în exploatare trebuie să fie sub 0,18 mg katt/g ulei

e)să fie greu oxidabil (aciditatea se formează în exploatare prin descompunerea grăsimilor şi oxidare).

f) timpul de dezemulsionare trebuie să fie mic(în general 4-8minute). - Uleiul se curăţă de apă şi impurităţi prin centrifugare în timpul

exploatării. -Acizii graşi se îndepărtează prin spălare cu condensaţi. -Indicii de calitate ai uleiului trebuie urmăriţi cu mare atenţie în exploatare. -Impurităţile pot obtura canalele de ulei din lagăr sau pot împiedica

funcţionarea sistemului de reglaj şi de protecţie. -Apa conţinută în ulei poate avea ca efect ruperea peliculei de curgere sub

presiune.

131

15.2. Reglarea turbinelor cu abur

Sistemul de reglaj are rolul de a menţine în permanenţă egalitatea dintre puterea produsă şi puterea necesară consumatorului la o variaţie cât mai mică a turbinei.

La turbinele care pe lângă energia mecanică necesară antrenării elicei sau generatorului electric livrează şi abur(adică la turbinele cu condensaţie şi prize reglabile), sistemul de reglaj are rolul de a menţine constanţă presiunea aburului livrat consumatorului.

Un sistem de reglaj cuprinde: a) un regulator de turaţie b) una sau mai multe valvule de admisie(de reglaj) c) dispozitive pentru trimiterea comenzii de la regulatorul de turaţie la valvulele

de admisie Cel mai utilizat regulator de turaţie este cel de tipul centrifug (fig 1) bazat pe

variaţia forţei centrifuge cu turaţia. El este alcătuit din două bile fixate la capetele unor braţe 2 , care sunt

articulate pe axul 3. Braţele sunt legate prin tiranţii 4, de un manşon 5 care alunecă pe axul regulatorului. Axul regulatorului este învârtit de arborele turbinei prin intermediul unui angrenaj şurub melc roată elicoidală 6. La creşterea turaţiei, bilele, sub acţiunea forţei centrifuge se îndepărtează întinzând arcul şi ridicând manşonul.

La micşorarea turaţiei cele două bile se apropie, iar manşonul alunecă în jos. Manşonul fiind legat printr-un sistem cu valvulele de reglaj, unei anumite poziţii îi va corespunde şi o anumită cantitate de abur admis în turbină, întrucât regulatoarele mecanice au o sensibilitate scăzută datorită frecării dintre manşon şi ax, la turbinele moderne se utilizează regulatoare hidraulice(pompe centrifuge de ulei montate pe arborele turbinei) sau electronice care acţionează rapid, sigur şi sunt foarte sensibile.

Indiferent de tipul regulatorului, impulsul de la aceste ventile de reglaj se poate transmite fie direct cu ajutorul unui sistem de pârghii, este cazul reglării directe (fig 2) , fie cu ajutorul unor servomotoare speciale care amplifică comenzile date folosind ca sursă de energie din exterior, presiunea uleiului, energia electrică sau mecanică, este cazul reglării indirecte(fig 3)

Dezavantajul reglării directe este că necesită o forţă mare pentru deschiderea valvulei de reglaj din partea regulatorului , ceea ce reduce sensibilitatea acestuia şi conduce la un regulator de mari dimensiuni.

Se utilizează la turbinele mici.

132

1. regulator centrifug 2. manşon A-B-C- pârghie 3. angrenaj

134

1. regulator centrifug 2. regulator 3. angrenaj elicoidal 4. pompă principală 5. sertăraş 6. piston sertăraş 7. servomotor 8. piston servomotor 9.valvulă de reglaj (admisie) 10.pârghie ABC 11 .turbină 12. lagăr 13.intrare abur în turbină C, C1 - canalele servomotorului Ce - camera sertăraşului

15.3. Circuitul de ulei al turbinelor cu abur 15.3.1 Descrierea circuitului de ulei(fig. 9)

Uleiul este folosit pentru ungerea lagărelor, cuplajelor şi diferitelor angrenaje, precum şi pentru transmiterea impulsurilor şi executarea comenzilor în sistemul de reglaj.

Pompa principală de ulei 1, acţionată de arborele turbinei printr-un angrenaj, aspiră uleiul din rezervorul 2 prin sorbul cu filtru 3 şi îl refulează pe conducta 4 cu presiunea p - 5-15 bar.

Uleiul refulat de pompa principală se împarte în două părţi: o parte trece prin conducta 5 la sertăraşul servomotorului şi lucrează în sistemul de reglaj şi a două parte prin conducta 6 spre lagărele turbinei.

In reductorul 7 se reduce presiunea uleiului de ungere 2,5-35 bar. In continuare uleiul trece prin răcitorul 8. Debitul de ulei trimis la fiecare lagăr este reglat cu ajutorul diafragmelor

9 montate fiecare pe câte o derivaţie din conducta 6. Reglajul debitelor se face prin alegerea diametrului găurii fiecărei diafragme. Uleiul care a lucrat în lagăre este returnat prin cădere liberă prin conducta

10 în rezervorul de ulei. Uleiul care se scurge din sertăraş poate fi introdus în conducta 6 după

reductorul de presiune şi poate fi deci folosit la ungere sau poate fi trimis direct în rezervorul 2.

Supapa de siguranţă 11 trimite o parte din ulei în rezervor dacă presiunea în sistemul de curgere depăşeşte valorile admise.

Turbopompa auxiliară 12, montată pe rezervorul doi aspiră ulei direct din rezervor şi îl refulează prin conducta 13 în tubulatura 14.

Această pompă este pusă în funcţiune la pornirea şi oprirea turbinei când turaţia rotorului fiind mică, pompa principală nu poate asigura presiunea necesară.

Clapeta de reţinere 14 împiedică uleiul refulat de pompa principală să intre în turbina auxiliară. Pentru evitarea pericolului de incendiu pe circuitele de ulei trebuie evitate îmbinările cu flanşe.

135

Traseul circuitelor de ulei trebuie separat de traseul tubulaturilor de abur fierbinţi.

In cazul în care încrucişările nu pot fi evitate se prevăd manşoane speciale în jurul îmbinărilor cu flanşe pentru fiecare conductă de ulei.

Fig. 3

136

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 15: 1. Un dintre condiţiile de calitate ale uleiului este: a) timpul de dezemulsionare să fie de aprox. 30 min. b) viscozitate 7°E la T= 50°C c) punctul de inflamabilitate 150°C d) densitate mică pentru a se putea separa uşor de apă 2. Răcitorii de ulei se caracterizează prin: a) au ţevile de răcire confecţinate din oţel b) sunt dispuşi în general în număr de trei c) presiunea uleiului din răcitor este mai mică decât presiunea apei d) sunt compartimentaţi cu mai mulţi pereţi verticali de tablă

Rezolvare: 1 d; 2 b

137

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






Bucureşti, 1967

138

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 16 EXPLOATAREA ŞI ÎNTREŢINEREA TURBINELOR CU ABUR

CUPRINS: 16. 1. Pornirea 139

16. 2. Func ţionarea 141

16. 3. Oprirea turbinei 141

16. 4. Între ţinerea turbinei 142

16. 5. Avarii la turbinele cu abur 143




139


Însuşirea aspectelor practice privind exploatarea turbin elor cu abur. Cunoaşterea principlalelor tipuri de avarii precum şi în ţelegerea cauzelor care le produc. Cunoaşterea şi în ţelegerea m ăsurilor pentru prevenirea avariilor la turbinele termice

Pentru asigurarea unei exploatări în condiţii bune, personalul de deservire trebuie să cunoască instrucţiunile de deservire şi să le aplice întocmai.

Principiile generale care trebuie avute în vedere la exploatarea unei turbine sunt:

16. 1. Pornirea

Înainte de a se trece la pornirea propriu-zisă, se face o vizitare a întregii instalaţii de turbină şi condensator, pentru a se verifica dacă este în stare corespunzătoare punerii sale în funcţiune.

Se verific ă: - jocurile axiale şi radiale ale rotorului turbinei, ale reductorului şi ale

lagărelor axiale şi radiale; - starea şi funcţionarea regulatorului de turaţie, a valvulei de

închidere rapidă şi a limitatorului de turaţie; - cantitatea şi calitatea uleiului disponibil, existenţa uleiului în tancul de

conservare; - alimentarea cu ulei a tuturor organelor deservite (dacă nu este

înfundată vreo conductă de ulei); - posibilitatea manevrării comenzilor robinetelor, manetelor(dacă nu sunt

blocări); După executarea verificărilor, se trece la încălzirea turbinei. La turbinele mai

mari, încălzirea nu se face pe conducta principală, ci pe o conductă de diametru mai mic.

În timpul încălzirii, turbina se balansează şi se roteşte cu ajutorul instalaţiei de rotire.

Încălzirea ultimelor trepte ale turbinei se face după ce s-a decuplat instalaţia de rotire, prin deschiderea treptată a valvulelor principale de intrare şi ieşire, atât cât rotorul să efectueze numai câteva rotaţii; turaţia va fi cea 10% din turaţia maximă.

Balansarea se începe imediat după ce s-a dat drumul la abur în etanşări pentru a se evita încălzirea neuniformă a axului.

140

De asemenea, trebuie să se dea drumul la abur în turbină, pentru a se preîntâmpina pătrunderea aburului în turbină, în urma depresiunii formate prin condensarea aburului.

în timpul încălzirii, se deschid încet toate robinetele de purjare şi de izolare, de pe turbină şi de pe conductele sale pentru a se elimina condensatul.

Rotirea turbinei în timpul încălzirii se va începe numai după ce s-a controlat jocul axial al turbinei calde.

Un vacuum prea mare la condensator poate atrage ambalarea turbinei în timpul balansării.

în timpul încălzirii, aburul care a lucrat în mecanismele auxiliare ale navei trebuie îndepărtat spre condensatorul auxiliar sau în lipsa acestuia, în atmosferă.

încălzirea se continuă până la încălzirea flanşelor tubulaturii de admisie la turbina de joasă tensiune.

Modul de încălzire variază foarte mult cu tipul turbinei şi este indicat de fabrica constructoare.

Se menţionează că la pornirea unei turbine mari care este numai parţial răcită, încălzirea trebuie să fie mai îndelungată decât cea normală, deoarece rotorul turbinei este răcit neuniform.

După terminarea încălzirii turbinei, ţinând mai departe robinetele de purjare deschise, prin deschiderea lentă a valvulei de manevră, se balansează din nou turbina la "marş înainte" şi la "marş înapoi". Robinetele de purjare se ţin deschise, cât timp aburul este umed.

încălzirea ultimelor trepte ale turbinei se face după ce s-a decuplat instalaţia de rotire, prin deschiderea treptată a valvulelor principale de intrare şi ieşire, atât cât rotorul să efectueze numai câteva rotaţii; turaţia va fi cea 10% din turaţia maximă.

Balansarea se începe imediat după ce s-a dat drumul la abur în etanşări pentru a se evita încălzirea neuniformă a axului.

De asemenea, trebuie să se dea drumul la abur în turbină, pentru a se preîntâmpina pătrunderea aburului în turbină, în urma depresiunii formate prin condensarea aburului.

în timpul încălzirii, se deschid încet toate robinetele de purjare şi de izolare, de pe turbină şi de pe conductele sale pentru a se elimina condensatul.

Rotirea turbinei în timpul încălzirii se va începe numai după ce s-a controlat jocul axial al turbinei calde.

Un vacuum prea mare la condensator poate atrage ambalarea turbinei în timpul balansării.

In timpul încălzirii, aburul care a lucrat în mecanismele auxiliare ale navei trebuie îndepărtat spre condensatorul auxiliar sau în lipsa acestuia, în atmosferă.

încălzirea se continuă până la încălzirea flanşelor tubulaturii de admisie la turbina de joasă tensiune.

Modul de încălzire variază foarte mult cu tipul turbinei şi este indicat de fabrica constructoare.

Se menţionează că la pornirea unei turbine mari care este numai parţial răcită, încălzirea trebuie să fie mai îndelungată decât cea normală, deoarece rotorul turbinei este răcit neuniform.

141

După terminarea încălzirii turbinei, ţinând mai departe robinetele de purjare deschise, prin deschiderea lentă a valvulei de manevră, se balansează din nou turbina la "marş înainte" şi la "marş înapoi".

Robinetele de purjare se ţin deschise, cât timp aburul este umed. în vederea pornirii, după aceste operaţii, se pun în funcţionare de regim

pompele de răcire şi pompele de condensat şi supraveghind cu atenţie indicaţiile manometrului şi tahometrului se deschide treptat valvula de manevră.

în tot acest timp se ascultă cu atenţie orice bătaie sau vibraţie neobişnuită ce apare în turbină.

în momentul apariţiei unei vibraţii, se reduce turaţia treptat; dacă după trei încercări de felul acesta, vibraţiile nu dispar, turbina se opreşte şi se cercetează cauza.

16. 2. Func ţionarea

Se urm ăreşte: - menţinerea turaţiei necesare; - menţinerea presiunii şi temperaturii normale a circuitului de ulei;

temperatura uleiului nu trebuie să depăşescă 65°. - supravegherea etanşărilor la ieşirea aburului din fiecare corp;

indicaţia manometrului de pe cutia etanşării finale a turbinei nu trebuie să depăşescă 0,1 bar.

- supravegherea aparatelor indicatoare, manometre, termometre, tahometre, vacuummetre;

- supravegherea mersului liniştit, fără zgomote a reductorului şi turbinei; - supravegherea menţinerii unui raport normal între presiunea aburului la

admisie şi turaţia turbinei;

- supravegherea stării lagărelor axiale şi radiale; - supravegherea funcţionării normale a regulatorului de turaţie; - supravegherea funcţionării corespunzătoare a mecanismelor auxiliare,

condensator, pompă de răcire; Se controlează periodic dacă apa nu a pătruns în ulei, precum şi calitatea

aburului care vine de la cazan. La apariţia unor zgomote anormale, bătăi, vibraţii sau a unor defecţiuni în circuitul de ulei, se vor lua măsuri urgente pentru înlăturarea cauzei şi oprirea turbinei.

Dacă turbina a lucrat mai mult imp la "marş înainte" poate fi pusă la "marş înapoi" numai după o încălzire prealabilă.

16. 3. Oprirea turbinei

Se face prin manevrarea treptată a valvulei de manevră. Pentru a se evita ambalarea, dacă turbina are prize intermediare sau se

introduce abur la trepte intermediare, acestea trebuie izolate înainte de a se închide

142

valvula principală de manevră. După deschiderea acesteia, se închid imediat robinetele de purjare. După 20-30 de min de la oprire, se anunţă fochiştii să micşoreze focul la cazane. Dacă după oprire nava va staţiona un timp oarecare, turbina trebuie uscată.

Pentru aceasta, se închide aburul la etanşările terminale şi se lasă deschisă comunicarea cu condensatorul; pompa de răcire a acestuia va funcţiona, un timp, mai departe în regim redus cea 40-50 min. Dacă turbina se opreşte pentru scurt timp, este preferabil să fie lăsată să funcţioneze în gol prin decuparea elicei. După oprire, trebuie închis circuitul de ulei pentru ca uleiul din tancul de consum să nu se scurgă prin tancul de scurgere. Pentru opririle îndelungate, se iau măsuri speciale de deshidratare şi înlăturare a oxigenului din aer.

16. 4. Între ţinerea turbinei Orice turbină care funcţionează, trebuie rotită zilnic. La intervale mai lungi, de maxim o săptămână, trebuie pusă în funcţiune

instalaţia condensatorului şi se usucă turbina. întimpul staţionării, turbina trebuie periodic controlată; cu această ocazie se verifică jocurile axiale şi radiale ale rotorului, acţionarea regulatorului, manevrarea valvulelor şi robinetelor şi starea lor. La deschidera turbinei se va controla starea rotorului şi a carcasei în general şi în special a paletelor fixe şi mobile. Se vor urmări şi depista depunerile de piatră şi alte impurităţi, coroziunile, crăpăturile, rigiditatea fixării paletelor.

Principalele cazuri în care nu este permisă utilizarea turbinei: - defectarea unuia din regulatoarele automate de funcţionare sau a unei

instalaţii de siguranţă; - lipsa datelor exacte asupra jocurilor rotorului, în special jocul axial sau jocuri

anormale;

- vibraţii şi zgomote anormale în interiorul turbinei; - înfundarea paletelor şi valvulei de manevră cu piatră; - defectarea, lipsa, sigiliu rupt sau termen de verificare depăşit la

aparatele de măsură; - defectarea reductorului, aliniei de arbori sau a uneia din pompele de ulei; - neetanşeitatea turbinei; - lipsa pieselor de schimb.

143

16. 5. Avarii la turbinele cu abur

16.5.1 Principalele cauze de avarii

16. 5.1.1 Abateri de la condi ţiile normale de func ţionare a) Nerespectarea limitelor de variaţie a parametrilor de exploatare a turbinei,

precum turaţie, debit, presiune şi temperatură, aburul viu(aburul ce lucrează în turbină) şi temperatură şi vibraţii în lagăre, presiunea şi calitatea uleiului de ungere şi reglaj, deplasările axiale negative sau pozitive ale rotorului.

16. 5.1.2 Manevre gre şite ale personalului de exploatare Aceste erori de exploatare apar în general la pornirea şi oprirea

turbinei sau în cazul unor manevre impuse de variaţiile de sarcină din cauza nerespectării instrucţiunilor de exploatare.

Din aceste tipuri de avarii mai frecvent întâlnite sunt: a) drenarea incorectă sau insuficientă a tubulaturii de abur a corpului turbinei,

ceea ce poate conduce la şocuri hidraulice, avarierea utilajului, deteriorarea garniturilor de etanşare, încşlziri neuniforme etc.

b) nerespectarea diagramei de pornire a turbinei din stare rece, ceea ce poate provoca deformări termice grave.

c) nerespectarea instrucţiunilor de pornire a turbinei din stare rece sau după o oprire de scurtă durată, lucru ce poate provoca încovoierea arborelui, distrugerea labirinţilor, frecarea rotorului de stator.

d) încărcarea rapidă a turbinei care poate să slăbească prinderea discurilor pe arbore şi să provoace solicitări nepermise ale lagărului axial.

16.5.1.3. Calitatea slab ă a proiect ării şi fabrica ţiei pieselor turbinei , fapt ce conduce la defecte ascunse care nu pot fi depistate la montaj sau la reviziile periodice . 16.5.1.4.Repara ţii necorespunz ătoare sau amânarea termenului de executare planificat pentru reparaţii.

16.5.2 Tipuri de avarii mai frecvente

16.5.2.1 Avariile paletelor

a) Ruperea paletelor

Cauze: - folosirea unor materiale de calitate necorespunzătoare - defecte de fabricaţie - pătrunderea unor corpuri străine în turbină - atingerea rotorului de stator din cauza vibraţiilor intense - variaţiile bruşte de sarcini - defectările lagărului axial - pătrunderea apei în turbină - apariţia fenomenului de rezonanţă

144

O atenţie deosebită trebuie acordată fenomenului de rezonantă datorat multelor cauze între care:

- funcţionarea turbinei la o turaţie diferită de cea normală; - dezechilibrarea rotorului, schimbarea frecvenţei proprii a paletelor datorită :

slăbirii prinderii în disc sau a ruperii bandajelor sau sârmelor de rigidizare sau modificările secţiunii şi formei paletelor produse prin coroziune.

16.5.2.2 Eroziunea şi coroziunea paletelor - ambele procese au loc sub acţiunea picăturilor de apă din abur şi se produce mai ales în ultimele trepte unde umiditatea aburului poate întrece valoarea permisă în în instrucţiuni de 8-12%

Prin eroziune şi coroziune se uzează suprafeţele exterioare ale paletelor şi în special muchiile de intrare unde efectul şocului picăturilor de apă este mai puternic. Pentru evitarea acestor fenomene, este necesar: -a) respectarea parametrilor aburului la intrarea şi ieşirea din turbină -b) conservarea corectă a turbinei în timpul opririlor în sensul evitării umidităţii -c) degajarea corectă a apei de alimentare spre a se evita depăşirea cantităţilor de oxigen permise de norme, -d) respectarea purităţii aburului

16.5.2.3 Vibra ţia paletelor Poate fi provocată de: - o construcţie sau montare defectuoasă - funcţionarea turbinei la turaţie

diferită de cea nominală. - erodarea şi corodarea paletelor - funcţionarea turbinei cu depuneri de săruri pe palete - oboseala materialelor Precizare: Determinarea cauzelor vibraţiilor paletelor este o problemă grea,

necesitând un personal experimentat şi o aparatură specială. 16.5.2.4 Vibra ţiile turbinelor Vibraţia - întregii turbine poate apărea din următoarele cauze: - încălzirea neuniformă a turbinei la pornire - atingerile între rotor şi stator datorită deformărilor termice. - temperatura prea joasă a uleiului în lagăre - împiedicarea dilatării normale a carcasei - dezechilibrarea rotorului turbinei din cauza depunerilor de săruri 16.5.2.5 Avarierea lag ărelor Consecin ţe: - distrugerea labirinţilor, paletelor, diafragmelor şi arborilor Cauze principale: - calitatea slabă a materialului antifricţiune - prelucrarea greşită a suprafeţei cuzineţilor - curgere sau răcire nesatisfăcătoare - curenţi vagabonzi Precizare: La lagărele axiale, distrugerea stratului de compoziţie poate fi provocată şi de

creşterea exagerată a împingerilor axiale.

145

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 16: 1. Una dintre posibilele cauze ale vibraţiei paletelor este: a) variaţia bruscă a sarcinii b) temperatura prea joasă a uleiului din lagăre c) funcţionarea turbinei la o turaţie diferită de cea normală d) împiedicarea dilatării normale a carcasei 2. Valorile maxime admisibile a temperaturii şi presiunii circuitului de ulei la turbinele termice este: a) t= 65o şi p= 0,5 bar b) t=65o şi p= 0,1 bar c) t= 80o şi p= 0, 01 bar d) t= 80o şi p= 0,1 bar

Rezolvare: 1 c; 2 b

146

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996







147

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 17 CICLUL DE FUNCŢIONARE AL I.T.G

CUPRINS:

17.1. Ciclul teoretic al I.T.G. cu comprimare şi destindere

izentrop ă şi ardere izobar ă, fără recuperare de c ăldur ă (Breyton)

148

17.2. Ciclul Breyton cu recuperare de c ăldur ă 149

17 .3. Ciclul cu comprimare şi destindere în trepte.

(Ciclul Erickson)

151




148


Cunoaşterea şi însu şirea metodologiei de calcul a randamentului ciclulu i Breyton, f ără şi cu recuperarea c ăldurii şi a compara ţiei între cele dou ă situa ţii

17.1. Ciclul teoretic al I.T.G. cu comprimare şi destindere izentrop ă şi

ardere izobar ă, fără recuperare de c ăldur ă (Breyton)

Fig.1 Fig. 2

1-2 - comprimare izentropă, realizată în compresorul C, care aspiră aer la presiunea p1 şi comprimă până la p2.

| Lc | = i2- i1

2-3 - ardere izobară la p2 = p3. realizată în camera de ardere CA.

q1 = i3 -i2

149

3-4 - destindere izentropă, realizată în turbina cu gaze TG în care p3 scade până la p4 şi se produce Lt

Lt = i3-i4

4-1 - răcire izobară la p1 = p4, în cursul căreia gazele de ardere destines în turbină sunt eliminate în mediul înconjurător unde se răcesc.

q2 = i4- i1

Se utilizează notaţiile:

δ = T3/T1 — raport dintre temperatura maximă şi minimă a ciclului;

ε= p2 / p1 - raport de comprimare; Τ= T3 / T2 - raport de creştere a temperaturii în camera de ardere . Ecuaţiile adiabatei: p1v1

k= p2v2k

T1v1k-1=T2v2

k-1 rezultă T2/T1=(p2/p1)(k-1)/k=ε(k-1)/k

T3/T4=(p3/p4) (k-1)/k=(p2/p1)

(k-1)/k=ε(k-1)/k

Deci: T3/T4=T2/T1 rezultă T3/T2=T4/T1= Τ δ = T3/T1= (T3/T2)x(T2/T1)= ΤX ε(k-1)/k rezultă δ= ΤX ε(k-1)/k

Randamentul ciclului Breyton: ηt=Lu/q1=(Lt- I LcI ) /q1 = (i3-14-i2+i1) / (i3-i2) = 1- (i4-i1)/(i3-i2) =1-(CpT4- CpT1)/ (CpT3- CpT2)

=1-T1[ ]1 4 1 2 3 2( / ) 1 / ( / ) 1T T T T T T− −

=1- ( ) ( )( 1)/ k kτ δ ε − −1 −

=1-( ) ( )( )( 1)/ k kτ δ ε τ− −1 − −1 Rezultă ηt=1-

( 1)1/ k kε −

ηt e influenţat de gradul de comprimare şi de natura fluidului de lucru. Cu î s rezultă ηt continuu, fiind avantajos un s cât mai mare. In realitate, cu ţ s | pierderile de energie în compresor şi în turbină. Există un ε optim pentru care η, atinge valoarea maximă. ηt nu e influenţat de temperatura maximă T3 a ciclului.

17.2. Ciclul Breyton cu recuperare de c ăldur ă Pt. î ηt al I.T.G. ce funcţionează după ciclul Breyton;. se introduce în instalaţie

un recuperator de căldură, ce recuperează o parte din căldura conţinută în gazelle de ardere destines în turbină pt. încălzirea aerului înaintea intrării în instalaţia de ardere.

150

Fig. 2 Fig. 3

In cazul teoretic, suprafeţele de schimb de căldură fiind infinite, temperatura până la care se poate încălzi aerul în recuperator R (T2') este egală cu temperatura de ieşire a gazelor din turbină (T4) iar temperatura până la care se pot răci gazele este T41. Pe încălzirea izobară 2 - 3 se primeşte: qr= 12- i2 qi = h - h' Pe răcirea izobară 4 — 1 se cedează: |qr |=i4-i4 |q2 | = i4

I-i1

Randamentul termic al ciclului Breyton cu recuperar e:

ηtR=(q1- Iq2I )/q1 = 1- (|q2 |/q1)= 1- ( ) ( )4 1 3 2/I Ii i i i − −

=1-[(T4I-T1)/(T3-T2

l) T4' = T2

T2' = T4

Rezultă: ηtR=1-[(T2-T,)/(T3-T4)] =1- {[T1(T2/T1)-1] / [T1(T3/T1)-(T4/T1)]} =1-[( ε(k-1)/k- 1)/(δ-τ)]

151

=1-{( ε(k-1)/k- 1)/τ[(δ /τ)-1]} =1-(1/τ) Rezultă: ηtR = 1 - [ε(k-1)/k X (T1 / T3)].

ηtR e influenţat de temperatura maximă T3. Pentru a compara randamentul ciclului de recuperare cu cel al ciclului fără

recuperare, se presupune egalitatrea lor.

ηt = ηtR rezultă: 1 - [1 / (ε(k-1)/k)] = 1 - (1 / τ) rezultă: 1 / ε(k-1)/k = 1 / τ rezultă: T1 / T2= T1 / T4 rezultă: T1 = T4.

Dacă: T4 > T2 rezultă: 1 / T4 < 1 / T2 rezultă: T1 / T4 < T1 / T2 rezultă: 1 I τ < 1 /

ε(k-1)/k K rezultă: ηt < ηtR

17 .3. Ciclul cu comprimare şi destindere în trepte. (Ciclul Erickson)

Pentru îmbunătăţirea ηt al ciclurilor I.T.G. se caută să se ajungă la un ciclu cu comprimare şi destindere izotermă, aportul şi cedarea de căldură făcându-se isobar.

Fig. 5

1 -2-3-4 - ciclul Erickson

1-2 - comprimare izotermă | L12I

= RT] Ln ε

| q12I = RT1 Ln ε

2-3 - încălzire izobară q23 = i3 - i2 = cp (T3 - T2)

3-4 - destindere izobară q34 = RT3 Lnε L23

= RT 3 Ln ε 4-1 - răcire izobară

|q41 | = i4- i1 = cp(T4 – T1) In acest ciclu: - se primeşte căldura q1 = q23 + q34

- se cedează căldura |q2| - |q41 | + Iq12l rezultă: nte = 1 - | q2 | / q1 = 1 - [CP(T4- T1)+RT1Lnε] / [CP(T3- T2)+RT3Lnε] rezultă: ηtE < η tB12’34’

Dacă în cadrul ciclului Erickson se introduce recuperator de căldură pentru încălzirea aerului după comprimare, se constată că în condiţii teoretice întreaga cantitate de căldură cedată pe procesul 4-1 se poate recupera pe procesul 2-3.

qr= | q41 | = q23. In aceste condiţii, la sursa caldă se va primi din exterior qlr= q34, iar la sursa

rece se va ceda | q2r | = | q12 |

rezultă: ηtER = 1 – RT1Ln ε / RT3Ln ε = 1 – T1/T3 = 1 - Tmin/Tmax = ηcarnot(12’’34’’)

Deci, cel mai avantajos pentru I.T.G. ar fi ciclul Erickson cu recuperare de căldură.

In realitate, un astfel de ciclu este imposibil de realizat d.p.v. tehnic. Este posibil de realizat o instalaţie cu comprimare, destindere şi ardere în

trepte, care să realizeze procesul de comprimare şi destindere cu variaţii de temperatură în jurul unei temperature medii, apropiind η de ηtER.

In practică, numărul de trepte de comprimare, destindere şi ardere este limitat datorită complexităţii acestor instalaţii şi a îngreunării procesului de ardere în camerele de ardere situate după treptele de destindere.

Pentru a evita complexitatea construcţiei, se utilizează I.T.G. cu comprimare în 2 trepte, o răcire intermediară şi destindere într-o treaptă sau cu comprimare în 2 trepte şi răcire intermediară şi destindere în 2 trepte şi ardere intermediară.

153

Fig. 6

Fig. 7 Fig. 8 Fig. 9

154

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 17: 1. Din punct de vedere economic cel mai avantajos ciclu de funcţionare al instalaţiilor termice cu turbine cu gaze care are aplicabilitate practică este: a) ciclul Breyton b) ciclul Breyton cu recuterator de căldură c) ciclul Erikson d) ciclul Erikson cu recuperator de căldură

2. Formula ηt=1- ( 1)1/ k kε −

reprezintă: a) expresia de calcul a ciclului Breyton b) expresia de calcul a ciclului Breyton cu recuterator de căldură c) expresia de calcul a ciclului Erikson d) expresia de calcul a ciclului Erikson cu recuperator de căldură

Rezolvare: 1 c ;

155

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996





Bucureşti, 1967

156

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 18 INSTALAŢII DE FORŢĂ NAVALE CU TURBINE CU GAZE

CUPRINS:

18.1.Generalit ăţi 157

18. 2 . Principalele tipuri de instala ţii de turbine cu gaze de tip

clasic

157

18. 2.1 Instala ţia de turbine cu gaze cu ardere la presiune

constant ă şi cu circuit deschis

157

18. 2.2 Instala ţia de turbine cu gaze cu circuit deschis şi cu

recuperarea c ăldurii gazelor evacuate

158

18.2.3 Instala ţii de turbine cu gaze cu circuit închis 159

18. 2.3.1 Generalit ăţi 159

18.2.3.2 Instala ţie cu circuit închis de tip clasic cu aer cald, hel iu

sau alte gaze

160

18. 2.3.3 Instala ţia cu circuit închis ce folose şte ca surs ă de

căldur ă reactorul atomic.

162




157


Cunoaşterea particularit ăţilor principalelor tipuri de instal ţii navale cu turbine cu gaze Abilitatea de a identifica elementele componente al e fiecărui tip de instala ţie navală şi de a reda schematic fiecare tip de instala ţie

18.1.Generalit ăţi

Instalaţiile de forţă din această categorie se compun din două părţi distincte şi

anume: - o parte care genereaz ă gazele de lucru în care energia chimică a

combustibilului este transformată în energie termică rezultând gazele de ardere cu o anumită energie potenţială şi cinetică corespunzătoare cantităţii de combustibil arse în instalaţie.

- o parte care dezvolt ă putere în urma transformării entalpiei gazelor de lucru în energie mecanică pe care o dă la axul turbinei cu gaze.

în funcţie cum sunt generate gazele de ardere, instalaţiile de turbine cu gaze se împart în două mari categorii şi anume:

a) Instalaţii cu compresor de aer şi cameră de ardere - se mai numesc şi instalaţii tip clasic.

Ele pot fi cu ardere la volum constant şi cu ardere la presiune constantă. b) Instalaţii cu generatoare de gaze cu pistoane libere

18. 2 . Principalele tipuri de instala ţii de turbine cu gaze de tip clasic

18. 2.1 Instala ţia de turbine cu gaze cu ardere la presiune constan tă şi cu circuit deschis(fig.l)

158

Fig. 1

18. 2.2 Instala ţia de turbine cu gaze cu circuit deschis şi cu recuperarea

căldurii gazelor evacuate

Instalaţia are în plus un recuperator de căldură a gazelor evacuate din turbină.

Se montează între compresorul de aer şi camera de ardere. Gazele ce ies din turbină la o temperatură de circa 300°-400°C sau chiar mai

mult sunt dirijate spre recuperatorul de căldură. Schema instalaţiei este în acest caz simplificată întrucât s-a înlocuit elicea cu

pasul fix cu elicea cu pasul reglabil, nemaifiind necesară turbina de marş înapoi ca în fig. 1.

în acest caz, prin reglarea pozitivă sau negativă a pasului elicei se obţine propulsia înainte, respectiv înapoi a navei, fără a inversa sensul de rotaţie şi fără variaţii de turaţie.

Putându-se menţine o turaţie aproximativ constantă, la turbina de marş, se poate cupla pe acelaşi ax compresorul de aer cu pompa de injecţie.

In această variantă, gazele care ies din camera de ardere intră direct în turbină şi apoi în recuperatorul de gaze.

Dispare de asemenea inversorul de marş şi turbina de acţionare a compresorului. a)Dacă la o instalaţie cu ciclu simplu, fără regenerare, randamentul termic este de 18%, montându-se un recuperator cu o suprafaţă de 0,7m2 /kw, randamentul creşte până la 23%.

Dacă suprafaţa recuperatorului creşte la 1,2 m2 /kw, randamentul poate ajunge înjur de 26%. b)Deşi randamentul creşte cu creşterea suprafeţei de recuperare, nu se poate merge la valori prea ridicate din cauza volumului şi greutăţii prea mari a recuperatorului, care în cazul navelor are o importanţă majoră.

159

Fig. 2

18.2.3 Instala ţii de turbine cu gaze cu circuit închis

18. 2.3.1 Generalit ăţi

Dezavantajele instalaţiilor în circuit deschis precum: precum putere unitară redusă, uzarea potenţialului turbinelor datorită coroziunii generate de particulele solide(pulberile conţinute în gaze), dificultatea utilizării combustibililor solizi şi reducerea importantă a randamentului la sarcini parţiale, au condus la răspândirea pe scară tot mai mare a instalaţiilor de turbine în circuit închis.

Acest tip de instalaţii a căpătat o extindere tot mai mare în domeniul propulsiei navelor maritime şi în special la instalaţiile termoenergetice de mare putere.

160

18.2.3.2 Instala ţie cu circuit închis de tip clasic cu aer cald, hel iu sau alte gaze

Aceste instalaţii sunt compuse din două circuite : un circuit închis format din aerul, heliul sau alte gaze folosite ca agent termic şi un circuit deschis format din gazele de ardere care nu trec prin turbină, ci au rolul de a încălzi agentul termic ce alimentează turbina pentru propulsie (fig. 3). Sensul de rotaţie este mic, iar turaţia are variaţii mici la variaţii mari de sarcină datorită posibilităţii de reglaj a pasului elicei.

1-motor de pornire; 2-compresor de aer pentru circu itul deschis; 3- compresor de aer pentru circuitul deschis; 4- turbi na de aer cald pentru propulsie; 5- pompa de injec ţie; 6- camera de ardere; 7- cuplaj de antrenare; 8- reductor de tura ţie; 9- recuperatorul de c ăldur ă al circuitului închis; 10- recuperatorul de c ăldur ă al circuitului deschis; 11- r ăcitorul de aer; 12 - încălzitorul de aer al circuitului deschis; 13-elicea c u pas reglabil(Fig.3)

161

Fig.3 Circuitul deschis este format din : compresorul 2 , recuperatorul 10 ,

camera de ardere 6 , încălzitorul de aer (heliu) 12 , din nou recuperatorul 10 şi apoi evacuarea în atmosferă.

Circuitul închis : aerul cald iese din turbina 4 , cedează o parte din căldură în recuperatorul 9 , apoi este răcit în schimbătorul de căldură(răcitorul de aer)

162

comprimat în compresorul 3 , apoi încălzit în recuperatorul 9 , încălzit în încălzitorul de aer 12 , unde ajunge la parametri necesari de intrare în turbina de aer cald 4 .

Incălzitorul de aer , căldura gazelor regulate în camera de ardere, este cedată aerului din circuitul închis fără a se amesteca cei doi agenţi termici, întrucât schimbul de căldură se face printr-un schimbător de suprafaţă.

Acesta este asemănător căldării navale, numai că în loc să se vaporizeze apa, se încălzeşte aer. în răcitorul de aer, aerul circulă prin ţevi, iar apa de răcire în jurul lor.

Aici are loc răcirea aerului până aproape de temperatura mediului ambiant. Deoarece este dificilă răcirea pereţilor încălzitorului de aer, la acest tip de instalaţii, în general, se limitează temperatura agentului termic la cca. 700°C.

18. 2.3.3 Instala ţia cu circuit închis ce folose şte ca surs ă de căldur ă reactorul atomic.

Aceste instalaţii, în afara centralelor atomoelectrice, se pot folosi la propulsia navelor, iar special, la spărgătoarele de gheaţă, submarine atomice, nave militare etc.

Schema de principiu este prezentată în fig. 4, unde răcirea reactorului atomic este făcută chiar de agentul termic ce pune în mişcare turbina de propulsie.

Ca agent termic, se poate folosi aerul, C02, azotul şi mai ales heliul. Instalaţiile care folosesc reactoarele atomice permit mărirea puterii unitare şi a temperaturii agentului termic, mărirea randamentului instalaţiei, simplificarea instalaţiei etc. Acestea prezintă marele dezavantaj că necesită protecţie specială împotriva iradierii ceea ce duce la creşterea greutăţii globale a instalaţiei şi mărirea volumului ocupat.

η pentru instalaţiile atomoelectrice este de 40-42% ceea ce le face să fie

competitive cu turbinele cu abur.

163

Fig. 4 1- motor electric de pornire; 2- compresor de joas ă presiune; 3- compresor de înaltă presiune; 4- turbin ă cu aer cald(heliu sau azot); 5- recuperatorul de căldur ă; 6- reactorul atomic(sursa de c ăldur ă); 7- schimb ătoare de c ăldur ă pentru agentul termic; 8- reductor de tura ţie; 9- elice cu pasul reglabil; 10-cuplaj de antrenare.

164

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 18: 1. Randamentul instalaţiilor atomoelectrice utilizate în sistemele de propulsie navale cu turbine cu gaze este: a) η=30- 32 % b) η= 40- 42 % c) η= 45- 48% d) η= 48- 50% 2. Care din următoarele proprietăţi enumerate mai jos nu este proprie instalaţiilor de turbine cu gaze cu circuit închis: a) sensul de rotaţie este mic b) turaţia are variaţii mici de sarcină c) este compus din două circuite d) nu prezintă posibilitatea de reglaj a pasului elicei

Rezolvare: 1 c; d

165

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






Bucureşti, 1967

166


ELEMENTELE COMPONENTE ALE INSTALA ŢIEI DE TURBINE DE TIP CLASIC CU CAMERĂ DE ARDERE

CUPRINS:

19.1 Compresorul de aer 167

19.2 Camera de artiere a unei I.T.G. 167




167

OBIECTIVELE Unit ăţii de înv ăţare nr. 19:

Principalele obiective ale Unit ăţii de înv ăţare nr. 19 sunt:

Înţelegerea principiului de func ţionare al instala ţiei de turbine cu gaze de tip clsic cu camer ă de ardere

Cunoaşterea poceselor şi fenomenelor termochimice care se desf ăşoară în camera de ardere a unei instala ţii de turbine cu gaze de tip clsic

a. Componente principale Compresorul de aer, camera de ardere, turbinele de marş înainte şi marş

înapoi, inclusiv sistemul de reglaj şi ungere, recuperatorul de căldură, reductorul de turaţie, linia de axe, elicea de propulsie.

b. Părţi auxiliare Instalaţiile de alimentare cu combustibil, instalaţii de răcire a aerului, motorul

sau motorul electric de pornire şi sistemul de comandă şi control al întregii instalaţii. Numărul şi tipul turbinelor compresoarelor de aer, răcitoarelor etc şi modul de cuplare a elementelor a elementelor depind de tipul instalaţiei.

19.1 Compresorul de aer

Rol: De a debita cantitatea necesară de aer pentru arderea combustibilului în camerele de ardere, răspunzând în acelaşi timp unor condiţii de economie şi randament şi anume:

-greutate şi volum redus la pornire şi debitul de aer cât mai mare -siguranţă în funcţionare, construcţie simplă şi robustă -aerul furnizat să aibă o presiune continuu constantă , fără pulsaţii cu variaţii

mici de debit la modificarea regimului de turaţie al motorului de antrenare. Se utilizează atât compresoare de tip centrifugal cât şi de tip axial.

19.2 Camera de ardere a unei I.T.G.:

În general camerele de ardere , corpul (carcasa exterioară) în formă tubulară. In interior, concentric cu aceasta se află tubul de foc.

Aerul de ardere care pătrunde prin secţiunea de intrare 1 se împarte în două părţi: o cantitate mică de aer (aerul primar), cam 20-30% din debitul total este îndreptată direct în zona de ardere aflată în partea frontală a camerei şi asigură arderea întregii cantităţi de combustibil realizându-se o temperatură de

168

1500-1800°C , fapt ce favorizeaz ă stabilitatea arderii. în caz de exces de aer α la aerul primar este 1,5. Cam 70-80%) din debitul total de aer (aerul secundar), circulă prin exteriorul tubului ocolind zona de ardere, pătrunzând în zona de amestec printr-o serie de orificii şi canale speciale. în zona de amestec, aerul se combină cu gazele de ardere determiriarîu arderea produselor rămase nearse micşorând totodată şi temperatura amestecului până la temperatura T < cu 800° (temparatura admisibilă în cazul instalaţiilor navale). Aerul secundar mai are şi rolul de a răci pereţii tubului de foc şi de a forma un strat izolator de căldură între acesta şi carcasa exterioară a camerei de ardere. La un exces de aer prea mare, amestecul combustibil-aer se aprinde mai greu, procesul de ardere devenind instabil şi de intensitate mai mică. Drept consecinţă, flacăra poate fi întreruptă foarte uşor de curentul de aer care trece prin aceasta.

În general, flacăra din zona de ardere este stabilă numai dacă viteza aerului care pătrunde este mai mică decât viteza de propagare a flăcării.

Deşi viteza de propagare a flăcării creşte prin îmbunătăţirea amestecului de aer-combustibil în zona de ardere, experienţa arată însă că totuşi ea este mai mică decât viteza aerului la intrarea în camera de ardere. De aceea, curentul de aer debitat de compresor, se frânează la intrarea în camera de ardere până la o viteză de 40.. .60m/s, prin mărirea secţiunii de trecere respective.

În continuare aerul primar este frânat cu ajutorul ecranelor stabilizatoare de flacără până la o viteză de 15...25m/s în zona de ardere, ceea ce asigură şi un coeficient de exces de aer mai redus α = 1-1,5. După ecranul stabilizator de flacără, în zona de ardere se creează o zonă de stagnare, adică curenţii de aer şi gaze calde sunt turbionaţi în toate direcţiile. Acest lucru asigură pătrunderea aerului în continuare în zona respectivă contribuind la o bună amestecare a acestuia cu combustibilul.

Curenţii de gaze calde turbionate în sens contrar aerului asigură aprinderea amestecului proaspăt şi arderea lui stabilizată. Iniţial, la pornirea camerei de ardere, se utilizează bujia electrică, cu ajutorul căreia se amorsează arderea amestecului combustibil-aer. Ecranele stabilizatoare de flacără, cu forma unor trunchiuri de con goale, cu numeroase orificii şi sunt îndreptate cu baza mare spre zona de ardere(fig. 1) sau forma unor grătare plane sau tronconice formate din plăci subţiri cu un număr mare de orificii care permit trecerea aerului primar. Aceste ecrane sunt fixate în jurul injectoarelor şi în zona fazei de ardere. Tot în scopul obţinerii unui amestec uniform şi intensiv al aerului primar cu combustibilul injectat se montează în acelaşi plan cu injectorul sau în faţa acestuia, turbionatoare speciale formate dintr-o serie de palete fixe, radiale şi curbate dispuse sub un anumit unghi. Deoarece turbionarea amestecului duce la aruncarea unor particule de combustibil pe părţile laterale ale camerei de ardere o parte din aerul secundar se aduce la periferia zonei de ardere printr-o serie de orificii practicate în peretele tubului de foc.

Variaţia vitezei aerului şi a temperaturii de-a lungul camerei de ardere se poate urmări în figura 2. Pentru obţinerea unui amestec mai bun de aer şi folosi o cameră cu vaporizarea prealabilă a combustibilului (fig. 3). în această cameră de ardere, apare în plus faţă de cea anterioară spaţiul de vaporizare 12 cu tuburile de vaporizare a combustibilului 11, care sunt învăluite la exterior gazele fierbinţi.

169

Fig.1

1.tubulatura de combustibil 2.intrarea aerului comprimat 3.carcasa exterioară 4.camera(tubul de foc) 5.stabilizatorul de flacără 6.injectorul cu duze pentru pulverizare 7.turbionatorUl de aer 8.bujia pentru aprinderea combustibilului 9.conductor electric de înaltă tensiune 10.ieşirea amestecului de combustibil -aer din camera de ardere 11 .orificiu de pătrundere a aerului secundar în camera de ardere

170

Fig. 2

Fig. 3

171

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 19: 1. Flacăra din zona de ardere este stabilă numai dacă: a) viteza aerului care pătrunde este mai mică decât viteza de propagare a flăcării b) viteza aerului care pătrunde este mai mare decât viteza de propagare a flăcării c) viteza aerului care pătrunde este egală decât viteza de propagare a flăcării d) viteza aerului care pătrunde în zona de ardere nu influienţează stabilitatea flăcării 2. Condiţiile ca un comprensor să funcţioneze cât mai economic sunt: a) debitul de aer să fie cât mai mic b) aerul furnizat să aibă o presiune variabilă c) debitul de aer să fie cât mai mare d) greutate şi volum redus la pornire

Rezolvare:1 d; 2 c

172


Constanţa, 1996





Bucureşti, 1967


173


GENERATORUL DE GAZE CU PISTOANE LIBERE

CUPRINS

20.1 Generatorul de gaze cu pistoane libere 174




174

Obiective: Cunoaşterea elementelor componente ale generatorului de g aze cu pistoane libere Înţelegerea şi însu şirea modului de func ţionare al generatorului de gaze cu pistoane libere

20.1 Generatorul de gaze cu pistoane libere

Este format dintr-un cilindru motor 11, situat între doi cilindri compresori 4. In cilindrul motor se află două pistoane opuse 7, care sunt rigide cu partea de

compresie 3 şi se pot mişca liber neexistând alte piese în mişcare (nu au ambreaj). În cilindrul motor are loc un ciclu identic ca la motoarele Diesel în doi timpi cu

o înaltă supraalimentare şi baleaj în echicurent în care se produce transformarea energiei chimice a combustibilului în energie a gazelor de lucru. Pentru formarea generatorului de gaze cu pistoane libere se introduce aer comprimat din butelie în cilindrul tampon 2, prin tubulatura de aer 1, care împinge pistoanele motoare 7 , spre interior, comprimând în acelaşi timp aerul din cilindri compresori 4 şi reflectându-l în colectorul de baleaj 12 prin supapele de refulare 6.

În continuare pistoanele libere(motoare) 7 comprimă aerul din cilindrul motor 11, încălzindu-l la o temperatură mai mare decât temperatura de aprindere a combustibilului.Aproape de PMI se injectează combustibilul care se aprinde arderea şi destinderea desfăşurându-se în acelaşi mod ca la motoarele Diesel în doi timpi. Temperatura şi presiunea gazelor cresc considerabil împingând pistoanele spre capete. Prin aceasta, în spaţiul aferent cilindrilor compresori 4, se aspiră o nouă cantitate de aer prin suprafeţele 5, iar saltelele de aer din cilindri tampon 2 acumulează energie potenţială de presiune frânând elastic mişcarea pistoanelor.

Aproape de capetele cursei pistoanele 7 deschid mai întâi ferestrele(luminile) de evacuare împreună cu o parte din aerul de baleiaj scăpând spre colectorul de gaze 13, presiunea în cilindrul motor scăzând brusc.

175

O clipă mai târziu se deschid şi ferestrele de admisie 8, permiţând aerului proaspăt din colectorul de baleiaj 12 să pătrundă în cilindrul motor 11 realizându-se astfel baleiajul în echipament şi umplerea cu aer a cilindrului motor. Amestecul de aer de la baleiaj împreună cu gazele de evacuare formează gazele de lucru ce alimentează turbina cu gaze. Sincronizarea mişcării celor două pistoane libere este asigurată de dispozitivul sincronizare 25. în faza următoare, saltelele de aer din cilindrul tampon 2 împing din nou pistoanele spre PMI şi procesul reîncepe. Generatoarele de gaze cu pistoane libere funcţionează cu 600...2400 cicluri/minut frecventa crescând cu debitul de combustibil.

Pentru aprindere se lasă să scape aerul din saltele prin valvulele 26.La ieşirea din instalaţie, gazele de lucru(amestecul de aer la baleiaj cu gaze de evacuare) au entalpia ridicată pe care o cedează în procesul de destindere în TG, în urma transformării rezultând lucrul mecanic de activare a elicei.

Fig. 1

176

1. tubulatura de aer comprimat pentru pornire(lansa re); 2.cilindru tampon(camera amortizorului); 3.partea de compresie a pistonului liber; 4.cilindru compresor; 5.supap ă de aspira ţie; 6.supap ă de refulare; 7.piston liber(partea din motor); 8.ferestre de baleiaj; 9.c orpul; lO.injectorul de combustibil; 11.cilindru motor; 12.colectorul de ba leiaj; 13.colectorul secundar de gaze; 14.ferestre de evacuare; 15.colec tor principal de gaze; 16.valvul ă principal ă pentru tubulatura de gaze a turbinei de mar ş înapoi; 17.tubulatura de gaze pentru turbina de mar ş înapoi; 18.turbina de gaze pentru mar ş înapoi; 19.reductorul de tura ţie; 20.1inie axial ă(arborele portelice); 21.elicea pentru propulsie; 22.tubulatu ra de evacuare a gazelor; 23.turbina de gaze pentru mar ş înapoi; 24.valvula principal ă pentru tubulatura de gaze a turbinei de gaze pentru mar ş înapoi; 25.dispozitivul de sincronizare; 26. tubulatura racord la buteliile de aer comprimat.

177

1. Ciclul care are loc în generatorul de gaze cu pistoane libere se caracterizează prin:

a) este identic cu ciclul motorului Diesel în doi timpi cu o înaltă supraalimentare şi baleaj în echicurent

b) este identic cu ciclul motorului Diesel în doi timpi cu o înaltă supraalimentare şi fără baleaj în echicurent

c) este identic cu ciclul motorului Diesel în doi timpi fără supraalimentare

d) este identic cu ciclul motorului Diesel în patru timpi

2. Frecvenţa de funcţionare a generatoarelor de gaze cu pistoane libere utilizate în domenul naval este:

a) 400... 600 cicluri/minut

b) 600...2400 cicluri/minut

c) 800.. 2200 cicluri/minut

d) 800... 2000 cicluri/minut

178

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996





Bucureşti, 1967


179

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE . 21 MAŞINI ALTERNATIVE NAVALE CU ABUR CU PISTON

CUPRINS:

21.1. Generalit ăţi: 180

21.2. Clasificarea ma şinilor navale cu abur 180

21. 3. Schema si principiul de func ţionare 181

21. 3.1 Schema de principiu 181




180


Însuşirea unor generalit ăţi privind ma şinile navale cu abur cu piston Identificarea şi cunoa şterea componentelor unei ma şini alternative cu abur cu piston Înţelegerea principului de func ţionare a ma şinilor cu abur cu piston cu plin ă introducere şi cu expansiune

21. 1. Generalit ăţi:

Sunt maşini termice în care energia potenţială a aburului se transformă în lucru

mecanic în interiorul unui cilindru cu piston. Aburul acţionează pe ambele feţe ale pistonului deplasându-1 în interiorul unui cilindru transmiţând lucrul mecanic prin intermediul mecanismului Bielă-manivelă la axul port elice sau la axul unui mecanism auxiliar. Maşinile cu abur cu piston mai sunt încă folosite la locomotive în unele instalaţii de forţă terestre şi ca maşini navale pentru diferite tipuri de nave.

21.2. Clasificarea ma şinilor navale cu abur

a) După destina ţie

- maşini principale care servesc pentru propulsarea navei - maşini auxiliare care servesc pentru acţionarea unor mecanisme auxiliare

b) După calitatea aburului - maşini care folosesc abur saturat (în special pentru acţionarea unor

mecanisme auxiliare)

- maşini care utilizează abur supraîncălzit(pentru propulsia navelor) c) După modul de destindere a aburului - maşini cu simplă expansiune - unde destinderea aburului se face într-un

singur cilindru - maşini cu multiplă expansiune - la care destinderea aburului se face într-un

singur cilindru - maşini cu multiplă expansiune - la care destinderea aburului se face în doi

sau mai mulţi cilindri d) După modul de a şezare a cilindrilor

181

- maşini cu cilindri orizontali - maşini cu cilindri verticali - maşini cu cilindri înclinaţi - maşini cu cilindri oscilanţi

e) După modul de dispunere a cilindrilor ma şinii - maşini cu cilindri în serie, unde aburul este introdus succesiv prin fiecare

cilindru. - maşini cu cilindri în paralel, la care aburul este introdus în câte do cilindri

deodată.

f) După numărul de rota ţii ale ma şinii - maşini lente, cu turaţie mai mică de 1000 rot/min - maşini normale cu 100<n <200 rot/min - maşini rapide cu n>200rot/min g) După caracteristicile aburului evacuat - maşini cu evacuarea aburului în condensor - maşini cu evacuarea aburului în atmosferă(fără condensor) - maşini cu evacuarea aburului la diferite presiuni (cu priză

intermediară de abur)

21. 3. Schema si principiul de func ţionare

21. 3.1 Schema de principiu

Maşinile alternative cu abur cu piston sunt de diferite tipuri, dar elementele lor

principale şi funcţionarea de principiu rămân aceleaşi.

182

Fig. 1

1 .cilindru 2.piston 3.cap de cruce 4. sertar 5.canal de introducere 6.orificiu de evacuare abur lucrat 7.tija pistonului 8.tija sertarului 9.capul de cruce al sertarului 10.canal de introducere abur 11 .manivela arborelui cotit 12.biela maşinii 13.biela sertarului 14.excentricul

Distribuţia aburului în cilindrul maşinii este făcută de către un sertar acţionat de un excentric.

Excentricul este un disc fixat rigid pe arborele cotit montat excentric faţă de centrul acestuia(fig.2).

183

În jurul excentricului se găseşte un guler 2 de care este fixată biela sertarului 3.în timpul rotirii arborelui cotit se roteşte şi excentricul alunecând în interiorul gulerului 2 , permiţând astfel deplasarea verticală a sertarului 5 pe o distanţă fixă egală cu diametrul cercului descris de centrul excentricului.

Raza acestui cerc este distanţa între circuitul O al traiectoriei descrise de sistemul bielă-manivelă al arborelui cotit şi centrul excentricului O Se numeşte rază de excentricitate sau raza manivelei sertarului.

Fig.2

Observa ţie: La unele maşini cu abur de putere

mică introducerea aburului în cilindru se face pe întreaga cursă a pistonului.

Se numesc maşini cu plină introducere spre deosebire de maşinile la care introducerea aburului se face numai

pe o porţiune a cursei pistonului numite mamita alternative cu abur cu expansiune. Principiul de funcţionare al maşinii cu abur cu piston cu plină introducere. La maşina cu plină introducere există un decalaj de 90° între raza manivelei

arborelui cotit R şi raza manivelei sertarului r (Fig 3). Dacă pistonul 1 se află la PMI (punctul mort interior, sertarul 6 se va găsi într-

o poziţie medie astfel încât tălpile sertarului acoperă complet canalele 3 şi 4 de introducere a aburului în cilindru(Fig. 3a).

Prin rotirea arborelui cotit în sensul indicat de săgeată, pistonul începe să coboare, iar sertarul de asemenea, permiţând intrarea aburului în cilindru prin orificiul 3 şi acţionând asupra pistonului, deplasându-1 spre PME. Aburul aflat în spaţiul inferior al cilindrului(rămas din ciclul anterior) va fi evacuat prin canalul inferior 4 , descoperit de sertar în afara maşinii prin orificiul de evacuare 5. Astfel se ajunge în poziţia din Fig 3b, când pistonul se află în poziţie medie şi sertarul se află în poziţia cea mai de jos descoperind complet ambele canale de introducere a aburului.

Este momentul de introducere maximă a aburului în cilindru pentru spaţiul superior al acestuia. Prin rotirea arborelui cotit în acelaşi sens, pistonul continuă Sc. 4.oboare, dar sertarul după ce a fost în poziţie extremă începe să urce ajungând la un momentdat să acopere canalele 3 şi 4 şi întrerupând astfel procesele de introducere şi evacuare a aburului Fig. 3c.

184

Fig. 3 a Fig. 3 b Fig. 3 c

Fig. 3 d.

185

în continuare pistonul începe să urce, iar sertarul îşi continuă cursa ascendentă, descoperind cele două canale de introducere 3 şi 4 şi permiţând de data aceasta intrarea aburului în spaţiul inferior al cilindrului prin canalul 4 pentru ca în spaţiul superior să se producă evacuarea aburului lucrat, prin canalul 3 spre orificiul de evacuare.

în continuare se ajunge într-o poziţie de maximă introducere a aburului în spaţiul inferior al cilindrului când sertarul se află în poziţia cea mai de sus descoperind complet canalele 3 şi 4 iar pistonul se află în poziţie medie(Fig.3d).

Continuând rotirea arborelui cotit pistonul va continua să urce datorită presiunii exercitate de abur în spaţiul inferior, iar sertarul va începe acum să coboare acoperind treptat canalele 3 şi 4 şi ajungând astfel în poziţia 3 a ciclul se repetă.

Test de autoevaluare Unitatea de înv ăţare nr. 21: 1. Decalajul între raza manivelei arborelui cotit şi raza manivelei sertarului la maşina cu plină intoducere este: a) 60o

b) 90o c) 120o d) 30o

2. Maşinile cu simplă expansiune corespund următoului criteriu e clasificare al maşinilor: a) calitatea aburului b) modul de destindere al aburului c) caracteristicile aburului evacuat d) numărul de rotaţii ale maşinii

Rezolvare: a b; 2 b.

186

BIBLIOGRAFIE


Constanţa, 1996






5. Grecu T- Maşini mecanoenergetice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,

1983

187

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 22 CARACTERISTICIILE FIZICO- CHIMICE ALE COMBUSTIBILIL OR ARDEREA COMBUSTIBILILOR

CUPRINS

22.1.Caracteristicile fizico-chimice specifice comb us ţibililor

solizi

189

22.1.1.Con ţinut de materii volatile (V) 189

22.1.2. Umiditatea (W) 189

22.1.3. Con ţinutul de cocs (K) 190

22.1.4 Con ţinutul de carbon fix (CV ) 190

22.1.5.Con ţinutul dc cenu şă (A) 190

22.1.6 Con ţinutul de sulf (S) 190

22.2. Caracteristicile fizico-chimice ale combustibililor lichizi 191

22.3. Arderea combustibililor energetici 192

22.3.1. Defini ţie 192

22.3.2.Condi ţiile realiz ării arderii 192

22.3.3 Bilan ţul material şi energetic al arderii 192

22.3.3.1 Bilan ţul material 192

22.3.3.2 Bilan ţul energetic 192

22.3.4.Arderea perfect ă şi imperfect ă 193

Lucrare de verificare unitatea de înv ăţare nr. 22 194

188

Răspunsuri la testele de autoevaluare unitatea de înv ăţare nr.

22

194

Bibliografie unitatea de înv ăţare nr. 22 195

189


Însuşirea caracteristiciilor fizico-chimice ale combusti bililor solizi şi a combustililor lichizi

Cunoaşterea şi în ţelegerea procesului de ardere a combustibililor energetici

22.1.Caracteristicile fizico-chimice specifice comb us ţibililor solizi

22.1.1.Con ţinut de materii volatile (V) Este constituit din hidrocarburile gazoase degajate prin arderea

combustibilului. Nu se includ şi vaporii de apă rezultaţi din această încălzire. Caracteristici:

a)Cu cât V este mai mare, cu atât cărbunele se aprinde ami uşor şi la o temperatur ă mai mică. De asemenea, flacăra este mai lungă, iar luminiscenţa flăcării mai bună. b)Conţinutul V depinde de vârsta combustibilului şi anume cu cât combustibilul este mai tânăr, cu atât V este mai mare (de exemplu turba are 70% V, comparativ cu antracitul - 15-20%)

22.1.2 Umiditatea (W) - cantitatea de apă conţinută în combustibil Wi - umiditatea de îmbibaţie - provine din apa amestecată în mod mecanic cu cărbunele. Poate fi eliminată prin uscare la aer timp îndelungat. Wh - umiditatea higroscopică se referă la particulele de apă legate intim de structura moleculară a cărbunelui.

Sc elimină prin încălzire la t > 105 C.

Dificultăţi create de umiditate: a)Cheituieli inutile de transport şi manipulare b)Dificultăţi la descărcarea cărbunelui din vagoane mai ales iarna c)îngreunarea procesului de măcinare a cărbunelui d)înrăutăţirea procesului de ardere e)în focar apa din cărbune înmagazinează o parte din puterea calorică sub formă de căldură latentă de vaporizare sau se pierde pe coş odată cu umiditatea din gazele de ardere.

190

Precizare : Cu cât cărbunele este mai vechi, cu atât conţinutul de W este mai mare. 22.1.3 Con ţinutul de cocs (K) - partea din cărbune care rămâne după

degajarea materiilor volatile şi a vaporilor de apă. K = Cf + A - cărbune fix + cenuşă

22.1.4 Con ţinutul de carbon fix (CV ) - partea din conţinutul de cocs al cărbunelui care rămâne după eliminarea umidităţii, a materiilor volatile şi a cenuşii.

22.1.5.Con ţinutul dc cenu şă (A) - reprezintă masa minerală rămasă după arderea cărbunelui .

22.1.6 Con ţinutul de sulf (S) - Sulful din cărbune ca de altfel din Orice tip de combustibil nu arde în întregime. Sulful combustibil (Sc) - se regăseşte în cenuşă sub formă de sulfaţi. Prezenţa sulfului în gazele de ardere poate da naştere acidului sulfuric H2So4 care, corodează suprafeţele de transfer termic poluând de asemenea şi atmosfera.

Stabilirea participaţiilor masice sau volumice a materiilor volatile, umidităţii, cocsului, cărbunelui fix, sulfului şi cenuşii se face prin operaţia denumită analiză imediată.

v + cf+s + w + e= 1 kg comb V + Q+ S + W + A = 100% v + k + s + w = 1 kg comb V + K + S + W= 100%

Părţile componente ale cărbunelui utilizate pentru efectuarea analizai elementare sau imediate sunt:

a) masa ini ţială(m i) - cuprinde masa cărbunelui în starea în care este utilizat;

b) masa uscat ă la aer (m u) - se obţine prin uscarea cărbunelui la temperatura mediului ambiant deci prin eliminarea umidităţii de îmbibaţie. c) masa anhidră (manh) - se obţine prin uscarea cărbunelui la t 105oC se elimină deci complet umiditatea;

c) masa combustibil ă (mc) - cuprinde toate componentele combustibilului exclusiv cenuşa şi apa;

d) masa organic ă (m°) - reprezintă suma conţinutului de (C); (H); (N); oxigen(O) şi sulf organic(necombustibil) Sc.

191

22.2. Caracteristicile fizico-chimice ale combustibililor lichizi

a)Vâscoziratea - rezistenţa pe care o opune lichidul la deplasarea particulelor lui în timpul curgerii. Se măsoară în (° E) - în practic ă, Gradul Engler exprimă raportul dintre timpul de scurgere a 200m3 din lichidul cercetat în aparatul denumit vâscogimetru Engler la temperatura dată (20°C sau 50°C) şi timpul necesar pentru scurgerea a 200m3 de apă distilată la temperatura de 20oC.

b)Temperatura de congelare - (punctul de congelare) Cea mai înaltă temperatură la care un combustibil lichid supus răcirii încetează practic de a mai curge.

Determinarea acestei temperaturi are mare importanţă pentru stocarea şi transportului combustibilului lichid greu sau uşor. în general, temperatura de congelare este de 50°C pentru combustibilul lichid greu.

c) Temperatura de inflamabilitate - cea mai joasă temperatură Ia care un combustibil lichid emite destui vapori astfel ca aceştia în contact cu oxigenul din aer, la presiune atmosferică normală şi în prezenţa unui punct incandescent să se aprindă. Temperatura de inflamabilitate - caracterizează combustibilul în ceea ce priveşte pericolul de aprindere în timpul depozitării şi comportarea atestuia în timpul utilizării. La cele mai multe pacuri româneşti, punctul de inflamabilitate este 90HC.

d)Temperatura de autoaprindere - semnifică temperatura cea mai slăzută la care un amestec de vapori de combustibili lichizi şi aer se

192

autoaprinde fără prezenţa unei llăcări speciale de amorsare (aprindere). Temperatura de autoaprindere a pacurilor româneşti este de 212°C.

e) Con ţinutul de pentaoxid de vanadiu V205. Când V205 se găseşte într-un anumit raport cantitativ faţă de masa totală a combustibilului la temperaturi ale oţelului mai mari de 550-560° C, poate da na ştere la compuşi care să distrugă prin reacţii chimice stratul protector de oxid de fier ai suprafeţei de transfer termic şi în final la corodarea suprafeţei acestuia.

22.3. Arderea combustibililor energetici

22.3.1. Defini ţie. Reacţia chimică de combinare a părţilor combustibile dintr-un combustibil cu oxigenul dîn aer având ca rezultat degajarea de căldură şi emisie de lumină. 22.3.2.Condi ţiile realiz ării arderii a) să se introducă combustibil şi aer în cantitate suficientă b) să se creeze posibilitatea ca oxigenul din aer să intre în contact cât mai intim cu particulele de combustibil. c)să se ridice temperatura combustibilului şi a aerului de ardere la o valoare cât mai apropiată de temperatura de aprindere a combustibilului. d)să existe posibilitatea evacuării produselor arderii.

22.3.3 Bilan ţul material şi energetic al arderii

22.3.3.1.Bilan ţul material Reprezintă egalitatea dintre cantitatea totală de materii prime, materiale

care intră într-un focar şi cea care iese. în cazul cel mai simplu, ecuaţia de bilanţ se scrie: C + L = V + A [kg/h; m3 N/h] unde C,L,V,A reprezintă cantitatea de combustibil, respectiv aer, gaze de ardere şi cenuşă.

22.3.3.2. Bilan ţul energetic - reprezintă egalitatea între cantităţile de energie intrate în generatorul de abur şi cele ieşite.

Qi + (lC+lCrcf) + (IL-lL

rcf) ± Σ∆q =

(Iv + Ivref) + (IA+ IA

ref) 3/ cb KJ / cbNKJ Kg m

unde IC, IL , Iv şi IA entalpiile substanţelor respective corespunzătoare temperaturilor la care acestea se află, iar IB et, Iv

re , ILref, IA

ref sunt entalpiile la temperaturile de referinţă fixate prin norme sau arbitrar.

193

± Σ∆q - suma tuturor cantităţilor de căldură schimbate în generatorul de abur şi anume:

+ Σ∆q - călduri dezvoltate prin procese exotermice în masa minerală a combustibilului sau alte cantităţi de căldură introduse în căldare.

- Σ∆q - călduri consumate în procese endotermice în masa minerală sau pierderi de căldură.

22.3.4. Arderea perfect ă şi imperfect ă

Defini ţie - Arderea perfectă este arderea potrivit căreia tot carbonul trece în CO2 , sulful trece în S02, hidrogenul trece în afară (H2O), iar în gazele de ardere nu mai există oxigen liber. Arderea perfectă nu se poate realiza niciodată practic. Aceasta deoarece volumul de aer necesar arderii fiind de aproape 2000 de ori mai mare decât volumul combustibilului este foarte dificil să se facă un amestec cât mai intim al combustibilului cu aerul, fapt ce ar conduce la o ardere bună aproape completă. De aceea pentru a mări posibilitatea ca în focar particulele de combustibil să intre în contact cu oxigenul din aer se introduce în focar o cantitate L de aer mai mare decât cantitatea teoretică de aer L0 necesar arderii perfecte.

Raportul α= 0

L

L se numeşte coeficient de exces de aer.

194

Test de autoevaluare Unitatetea de învăţare nr. 22:

1.Masa combustibilă a unui combustibil solid cuprinde:

a) toate elementele combustibilului, exclusiv azotul, oxigenul şi sulful necombustibil

b) toate elementele combustibilului, exclusiv cenuşa şi apa

c) conţinutul de carbon, hidrogen, azot, oxigen şi sulf necombustibil

d) conţinutul de carbon, hidrogen, azot, oxigen şi sulf combustibil

2. Temperatura de inflamabilitate a păcurilor româneşte are valoare:

a) 50ºC

b) 90ºC

c) 100ºC

d) 212ºC

3. Ce reprezintă mărimea L în relaţia de bilanţ material a arderii C+L=A+V? a) cantitatea de combustibil, b) cantitatea de aer, c) cantitatea de gaze de ardere d) cantitatea de cenuşă.

1. d 2. d 3

195

BIBLIOGARFIE:

1. Aldea, M ; Chiţu, I; Delibas, C - Îndrumar de cazane de abur şi recipienţi sub

presiune ET 1981 ;

2. Bocanete, P - Ghid de pregătire profesională în termoenergetică Ed.

Tehnică ,1981;

3. Bocanete, P şi Melinte S.- Căldări navale de abur. Teorie, construcţie,

exploatare, Ed Gaudeamus, 2006

4. Leonachescu N. - Probleme de termotehnică Editura Didactică şi

Pedagogică 1994 ;

5. Popa, B - Termotehnică şi maşini termice Editura Didactică şi Pedagogică

1981 ;

6. Toader, M - Motoare, maşini şi instalaţii navale Ed. Tehnică 1979 :

7. Uzunov, G - Îndrumarul ofiţerului de navă Ed. Tehnică 1993 ;

196


CALCULUL ARDERII. CONTROLUL CALIT ĂŢII ARDERII

CUPRINS

23.1. Calculul cantit ăţii teoretice de aer necesar arderii şi a

cantit ăţii de gaze de ardere rezultate.

197

23.1.1. Considera ţii generale. Ecua ţia arderii. 197

23.1.2. Calculul cantit ăţii teoretice de oxigen necesar arderii 198

23.1.2.1. Cantitatea teoretic ă de oxigen O'p necesar ă arderii

perfecte a 1 kg combustibil.

198

23.1.3. Calculul cantit ăţii teoretice de aer necesar arderii 198

23.1.4 Cantitatea teoretic ă de gaze rezultate din ardere 199

23.1.4.1 Pentru cazul arderii perfecte 199

23.1.4.2 Pentru cazul arderii incomplete 199

23.1.4.3. Cantitatea teoretic ă de gaze de ardere uscate 199

23.2. Calculul real de aer şi a cantit ăţii reale de gaze de ardere

rezultate

200

23.3. Controlul calit ăţii arderii 200

23.3.1 Controlul pe baza analizei gazelor de ardere 200

23.3.2 Controlul calit ăţii arderii cu ajutorul diagramelor 202

23.3.3 Mijloace vizuale de control al arderii 203



23

204


197


Însuşirea şi aprofundarea calculelor aferente arderii combusti bililor. Cunoşterea metodelor de investigare a calit ăţii arderii .

23.1. Calculul cantit ăţii teoretice de aer necesar arderii şi a cantit ăţii de gaze de ardere rezultate.

23.1.1. Considera ţii generale. Ecua ţia arderii. Determinarea cantităţii teoretice de aer necesar arderii şi cantităţii de

gaze de ardere rezultate se face pornind de la consumul teoretic de oxigen al reacţiilor de ardere.

Calculul se face pentru fiecare element din componentele combustibililor prin exprimarea reacţiilor arderii sub forma unor ecuaţii de bilanţ material pe baza maselor molare ale elementelor respective din care se folosesc ca unităţi de măsură kilogramul, metrul cub normal şi kilomolul.

Pentru combustibili solizi sau lichizi, care conţin ca elemente combustibile: C,H,S, principalele ecuaţii ale arderii sunt:

a) Arderea perfect ă a carbonului

c+o2=co2

1kmol C+1kmol O2=1kmol C02

12kg C+32kg 02= 44kg C02

12kg C+22,4m3 N02= 22,4m3 NC02

12kg C+32kg 02= 44kg C02

1kg C+32/12kg 02= 44/12kg C02

sau 1kg C+22,4/12m3 N02= 22,4/12m3 NC02

b) Arderea imperfect ă a carbonului C+1/202=CO

1kmol C+1/2kmol 02=1kmol CO 12kg C+16kg 02= 28kg CO

12kg C+11,2m3 N02= 22,4m3 NCO 1kg C+16/12kg 02= 28/12kg CO

1kg C+11,2/12m3 N02= 22,4/12m3 NCO

c) Arderea hidrogenului H2+1/202=H20

1kmol H2+l/2kmol 02=lkmol H20 2kg H2+16kg 02=18kg H20

2kg H2+11,2m3 N02=22,4 m3 NH20 1kg H2+16/2kg 02=18/2kg H20

1kg H2+11,2/2m3 N02=22,4/2m3 NH20

198

d) Arderea sulfului

S+O2=SO2 1kmol S+1kmol O2=1kmol S02

32kg S+32kg 02= 64kg S02

32kg S+22,4m3 N02= 22,4m3 NS02 lkg S+32/32kg 02=64/32kg S02

1kg S+22,4/32m3N02= 22,4/32m3 NS02

23.1.2. Calculul cantit ăţii teoretice de oxigen necesar arderii Precizare:

La efectuarea acestui calcul trebuie avut în vedere faptul că întrucât oxigenul din compoziţia chimică a combustibilului participă şi el la ardere, acesta trebuie scăzut din cantitatea teoretică de oxigen necesar calculat cu ajutorul ecuaţiilor de ardere de mai sus.

Dacă avem în vedere că în baza analizei elementare participaţiile masice referitoare lai kg de combustibil sunt:

c + h + n + o + a + e + m = lkg cb

Din ecuaţiile aderii menţionate mai sus rezultă:

23.1.2.1. Cantitatea teoretic ă de oxigen O'o necesar ă arderii

perfecte a lkg combustibil.

a) O'0=32/12c+16/2h+32/32s-o=2,66c+8h+s-o kg/kg cb

b) O'0=22,41/12c+22,41/4h+22,41/32s-22,41/32o[m3N/kg cb]

Cantitatea teoretică de oxigen Oo necesară arderii imperfecte O'0=16/12c+8h+s-o[kg/kg cb]

O'0=ll,2/12c+22,41h+22,4/32s+22,41/32o [m3N/kg cb] 23.1.3. Calculul cantit ăţii teoretice de aer necesar arderii Compoziţia aerului atmosferic introdus în focarul căldării, aer presupus a fi

lipsit de umiditate(uscat) şi de impurităţi este: 23,1% oxigen; 76,9% azot - procente masice 21% oxigen; 79% azot - procente volumice Cantitatea teoretică de aer necesară în cazul arderii perfecte L0

L0=l/0,231 O0 [kg/kg cb] L0=l/0,21 O0 [m

3N/kg cb]

199

Cantitatea de aer necesară în cazul arderii imperfecte L0

L'o=l/0,231 O'0[kg/kg cb]

L0=l/0,21 O'0 [m3N/kg cb]

23.1.4 Cantitatea teoretic ă de gaze rezultate din ardere

În acest caz trebuie avute în vedere şi elementele necombustubile care se

regăsesc în urma procesului de ardere şi care ar trebui adăugate la cantitatea de gaze ce rezultă pe baza ecuaţiilor stoichiometrice.

23.1.4.1 Pentru cazul arderii perfecte

mgo = mC02 + mSO2 + mN2 + mH2O = 44/12c + 18/2h + 64/32s + w + n + 0,769Lo [kg/kg cb] Vg0 = Vco2 + Vso2 + VN2 + VH2O = 22,41/12c + 22,41/2h + 22,41/32s + 22,41/18w + 22,41/28n + 0,79Lo[m3N/kg cb]

23.1.4.2 Pentru cazul arderii incomplete

mg'0 = mco + mS02 + mN2 + mH2o = 28/12c + 18/2h + 64/32s + w + n + 0,769L'o + Oo - O'o [kg/kg cb] Vg'0 = 22,41/12c + 22,41/2h + 22,41/32s + 22,41/18w + 22,41/28n + 0,79L’o + Oo - O'o [m3N/kg cb]

23.1.4.3. Cantitatea teoretic ă de gaze de ardere uscate

Pentru gazele de ardere considerate fără vapori de apă se utilizează denumirea de gaze de ardere uscate, astfel:

a) Pentru cazul arderii complete :

V"g 0 = Vco + Vso 2 + VN2 + VH2O [m 3N/kg cb] Pe baza celor de mai sus se poate scrie relaţia:

Vg0 = V"g 0 + Vaer H2O0 [m3N/kg cb]

Vaer H2O0 [m3N/kg cb] reprezintă umiditatea care poate pătrunde odată

cu aerul necesar arderii şi este dată de relaţia:

200

Vaer H2O0 = 0

21000o

H O

L dδδ

⋅ ⋅⋅

δQ — densitatea aerului în m3N/kg cb d — conţinutul de umiditate în aer în g/kg aer uscat δH2O- densitatea vaporilor de apă la presiune atmosferică

Precizare: în cazul combustibililor lichizi şi gazoşi metodologia de calcul este aceeaşi.

23.2. Calculul real de aer şi a cantit ăţii reale de gaze de ardere rezultate

În condiţiile reale de exploatarea căldărilor este practic imposibilă realizarea unei arderi complete introducând numai cantitatea Lo.

Se introduce o cantitate L > Lo, denumită cantitatea reală de aer de ardere.

L — Lo = exces de aer

α=0

L

L- coeficient de exces de aer.

Rezultă L = α Lo

αf cb = 1,4 - 1,6; αf p = 1,25 - 1,4; αf g = 1,05 - 1,25;

Cantitatea reală de gaze de ardere : Vg-Vg0 = L-Lo Vg = Vgo+(α- 1)Lo

23.3. Controlul calit ăţii arderii

23.3.1 Controlul pe baza analizei gazelor de ardere

In acest caz se indică procentul de gaze încă combustibile care se

găsesc în gazele de ardere şi permit determinarea coeficienţilor de exces de aer cu care a avut loc arderea.

Analiza cantitativă a gazelor de ardere se face cu ajutorul analizoarelor care din punctul de vedere al principiului de funcţionare pot fi: chimice, mecanice şi electrice.

201

Aceste aparate pot funcţiona automat sau manual, indicând în mod continuu compoziţia gazelor din instalaţii sau numai intermitent pentru măsurători de control şi de laborator.

In practica curentă cel mai simplu şi larg aparat pentru analiza gazelor de ardere este analizorul de gaze Orsat. Acesta funcţionează pe principiul absorbţiei gazelor şi permite analiza conţinutului de CO2 , O2 şi CO din gazele de ardere.

Pentru absorbţia CO2 se utilizează o soluţie de hidroxid de potasiu (KOH), soluţie alcalină de pirogalol CH3(OH)3 pentru absorbţia oxigenului, iar pentru absorbţia monoxidului de carbon(CO) se utilizează o soluţie de clorură cuproasă(CuCl2)

Precizare: Deoarece în timpul prelevării probei de gaz, de regulă 100 cm3 vapori de

apă existenţi se condensează, analiza trebuie să se refere la gazele uscate, aparatul stabilind participaţia procentuală volumică, pentru CO2, 02, CO, iar azotul se obţine din diferenţă. N2 = 100 CO2 - O2- CO[%]

Valoarea conţinutului de exces de aer a, se determină pornind de la relaţia de definiţie :

α = 0

L

L = ( )L L Lo

L

− −

Ştiind că participaţia volumică a azotului în aer este de 79% iar cea a

oxigenului 21% se poate scrie L = 2

0,79

N

Cantitatea de aer în exces L - L0 se determină în funcţie de procentul de

oxigen din gazele de ardere cu observaţia că oxigenul din gazele de ardere provine, în cazul arderii incomplete, atât din aerul în exces, cât şi din excesul rămas disponibil prin arderea incompletă a carbonului şi formarea dioxidului de carbon.

L-Lo = 2 0,5

0,21

O CO−

α= ( )2

2 2N 3,78 0 0,5 CO

N

− −

Alte relaţii de calcul pentru α sunt:

max2

2

( )

( )real

CO

COα =

2

21

21 ( )uscOα =

−

202

23.3.2 Controlul calit ăţii arderii cu ajutorul diagramelor

Pe baza reiaţilor menţionate anterior se poate constitui Triunghiul arderii (Triunghiul lui Ostwald) utilizat la controlul arderii.

Dreapta BC taie axa absciselor în punctual C, astfel încât OC=(02max)=21%, iar axa ordonatelor în punctual B, astfel încât DB = (C02)

max

Pentru toate punctele situate pe dreapta BC, arderea este completă, punctele reprezentate în interiorul triunghiului reprezentând arderea incompletă.

Dreptele paralele cu ipotenuza BC sunt drepte de conţinut constant de CO.

Se poate demonstra că pentru α=1 şi producerea exclusivă de CO,

cantitatea procentuală de oxigen dintre gazele de ardere este jumătate din cantitatea procentuală de dioxid de carbon.

Se obţine punctul D pe abscisă. Dreapta BD împarte triunghiul în două părţi. In dreapta acesteia arderea este incompletă cu exces de aer, în stânga

arderea este incompletă, fără exces de aer.

203

23.3.3 Mijloace vizuale de control al arderii

În practică, personalul de exploatare utilizează două metode de control

a arderii pe cale vizuală: a)culoarea flăcării în focar b)culoarea fumului în coşul căldării. Cularea galbenă a flăcării, ca spicul de grâu semnifică o ardere bună. Arderea cu flăcări roşiatice întrerupte, deci cu porţiuni întunecate indică

aer insuficient în amestecul de ardere. Dacă flacăra este de culoare galben deschis- argintie aerul de ardere

este în exces în focarul căldării. Culoarea gri deschis a fumului la coşul căldării semnifică o ardere bună. Dacă fumul are culoarea alb - argintie în focarul căldării este exces de aer, iar în cazul când fumul are o culoare neagră aerul din focar este insuficient.

204

Test de autoevaluare Unitatetea de învăţare nr. 23: 1. Valoare coeficientul de exces de aer α în cazul arderii păcurii în focarul căldării este: αf p = 1,4 - 1,6; αf p = 1,25 - 1,4; αf p = 1,05 - 1,25; αf p =1,5-1,8 2. Care din dreptele reprezentate în Triunghiul arderii al lui Ostwald sunt drepte de conţinut constant de CO a) ipotenuza BC b) dreapta BD c) dreptele paralele cu ipotenuza BC d) dreptele paralele cu dreapta BD 3. Culoarea galben deschis – argintie a flăcării în focarul căldării indică: a) exces de aer în amestecul combustibil din focar b) ardere bună c) insuficienţa aerului în căldare d) o umiditate a combustibilului foarte mare

1b 2 c 3 a

205

BIBLIOGARFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;



4. Panoiu, N - Cazane de abur Ed. Tehnică 1981 ;



206


DIAGRAMA IG-T A ARDERII. PUNCTUL DE ROU Ă. BILANŢUL

TERMIC AL GENERATORULUI DE ABUR

CUPRINS

24.1. Diagrama Ig-t a arderii 207

24.2. Punctul de rou ă 208

24.3. Bilan ţul termic al generatorului de abur 208


24.3.2 Calculul c ăldurii disponibile a unit ăţii de combustibil 209

24.3.3 Calculul fluxului termic preluat de agentul termic în

căldarea de abur (Q 1 sau Q 1)

210

24.3.3.1 Considera ţii generale 210

24.3.3.2 Calculul m ărimii Q 1 pentru un generator 211

24.3.3.3 Calculul fluxului termic Qi (<Pi) în cazul unei c ăldări

cu abur cu str ăbatere for ţată (circula ţie for ţată mică)

212



24

213


207


Însuşirea şi aprofundarea unor cuno ştiin ţe despre punctul de rou ă şi diagrama Ig-t a arderii, elemente esen ţiale în eploatarea c ăldărilor navale Cunoaşterea elemntelor de calcul al bilan ţului termic al c ăldării

24.1. Diagrama Ig-t a arderii La efectuarea calcului termine al generatoarelor de abur, atât la

proiectare cât şi la studiul comportării în exploarare se foloseşte diagrama Ig-t. Aceasta indică valorile entalpiai Ig a cantităţii de gaze formate prin

arderea stoichiometrică a 1 kg comb solid sau lichid, respectiv 1 m3N de combustibil gazos.

Ig = ico2 ⋅ Vco2 + iso2 • Vso2 + iN2 • VN2 + iH2o • VH2O+ iL(α-l)L

Diagrama cuprinde curbele Ig = f(tt) pentru cantitatea de gaze formată la

arderea teoretică şi pentru cantitatea de gaze conţinând diferite excese de aer alegându-se ca valori limită ale excesului de aer excesul din focar(αf) şi excesul probabil la coş(αc).

Diagrama se construieşte prin puncte cu ajutorul relaţiei de mai sus în care se calculează entalpia Ig la diferite temperaturi.

Fiecare tip de combustibil are o diagrama Ig -t a arderii datorată compotiţiei chimice la diferite a gazelor de ardere.

208

24.2. Punctul de rou ă

Reprezintă temperatura de condensare a vaporilor de apă din de ardere.

Este una dintre caracteristicile importante ale acestora, cunoaşterea lui fiind necesară atât în proiectarea cât şi în exploatarea generatoarelor de abur.

Vaporii se condensează la temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii parţiale în amestecul de gaze (conform legii lui Dalton).

22

2

H OH O

m H O

np

n n=

+

Temperatura de condensare depinde de conţinutul de umiditate al

gazelor de ardere şi excesul de aer. Prezenţa sulfului sub formă de S02 şi S03 în gazele de ardere

influenţează punctul de rouă ridicându-l cu 50° - 120° C, denumit fiind "punct de rouă acid".

Este temperatura la care se formează acidul sulfuric puternic coroziv. Depunerea condensatului vaporilor de apă pe suprafaţa economizorului

sau preîncălzitorului de aer are ca efecte: a)Corodarea chimică a suprafeţei metalice datorită prezenţei acidului

sulfuric în condensator. b)Corodarea electrochimică a suprafeţei metalice datorită formării în

zonele umede a unor elemente galvanice din oxidul de fier şi din fierul aferent compoziţiei chimice a motorului suprafeţei de încălzire.

c)Formarea de depuneri aderente pe suprafeţele de încălzire. La arderea hidrocarburilor cu conţinut de sulf mare, principala măsura

pentru coborârea punctului de rouă este reducerea excesului de aer. 24.3. Bilan ţul termic al generatorului de abur


Bilanţul termic reprezintă egalitatea dintre cantitatea de căldură intrată în instalaţie şi cantitatea de căldură ieşită.

In conformitate cu normativele RNR, bilanţurile termice se efectuează pentru cel puţin patru debite : minim, normal, nominal şi mediu anual.

Durata măsurătorilor termotehnice trebuie să fie de cel puţin 4 ore pentru căldări acvatubulare funcţionând cu combustibil lichid, aceasta după stabilirea stării de echilibru termic, considerat atins dacă s-a menţinut sarcina la care urmează să aibă proba cel puţin 2-3 ore înaintea începerii măsurătorilor.

209

In cazul general al efectuării bilanţului termic la generatoarele de abur suprafaţa de referinţă este suprafaţa exterioară a peretelui căldării, iar temperatura de referinţă, o temperatură aleasă arbitrar sau fixată prin norme.

Bilanţul termic al unui generator de abur se întocmeşte luându-se ca referinţă fie unitatea de timp (h sau s) fie unitate de combustibil introdusă în instalaţie.

Cu aceste precizări ecuaţia bilanţului termic se scrie sub forma : Qd = Q1 + Q2 + Q3 + Q4+ Q5 [kj / kg(m3N)comb] Фd = φ1+ φ2+ φ3 + φ4 + φ5 [Kw(w)]

unde Qd este căldura disponibilă a unităţii de combustibil, iar Фd - fluxul de căldură disponibil,

Q1(Ф1) - căldura utilă (fluxul de căldură util);

Q2(Ф2) - căldura pierdută (fluxul de căldură pierdută) prin gazele de ardere la ieşirea pe coş ; Q3(Ф3) - pierderea de căldură (fluxul de căldură pierdut) prin ardere incompletă din punct de vedere chimic ; Q4(Ф4) - pierderea de căldură (fluxul de căldură pierdut) prin ardere incompletă ; Q5(Ф5) - pierderea de căldură (fluxul de căldură pierdut) în mediul exterior prin suprafaţa de referinţă (montarea generatorului); Q6(Ф6) - pierderea de căldură (fluxul de căldură pierdut) prin entalpia produselor solide ale arderii (cenuşa şi zgura) evacuate din focarul căldării.

24.3.2 Calculul c ăldurii disponibile a unit ăţii de combustibil

Se compune din toate cantităţile de căldură ce intră în căldare şi se calculează cu ajutorul relaţiei : Qd = Qi + (Ic- Ic

ref) + (IL- Itref) + (If- If

ref) - ∆v[kj / kg(m3N)comb] unde Qi - puterea calorică inferioară a combustibilului, iar Ic, Ic

ref, IL, ILr , If, If

ref, entalpiile combustibilului, aerului umed necesar arderii combustibilului, produselor necesare pentru nevoi funcţionale.

Menţionăm că entalpiile specificate mai sus corespund temperaturii de intrare în căldare, respective de ieşire din căldare. + ∆q semnifică cantităţile de căldure produse prin reacţii exotermice +∆v sau consumate prin reacţii endoterice (procesul de transformare a masei minerale, de exemplu descompunere sulfaţi, carbonaţi, etc.)(-∆v)

210

24.3.3 Calculul fluxului termic preluat de agentul termic în c ăldarea de abur (Q 1 sau Q 1)

24.3.3.1 Considera ţii generale :

Fluxul de căldură util preluat de agentul termic în căldarea de abur reprezintă suma fluxurilor termice preluate de agent în fiecare suprafaţă de transfer căldură. Pentru o căldare de abur în general se precizează următoarele suprafeţe de transfer termic parcurse.... de agentul termic, economizor, sistem vaporizator (fierbător) supraîncălzitor de bază (primar) şi unul sau mai multe supraîncălzitoare intermediare.

Notaţiile utilizate în calculul fluxului de căldură prin suprafeţele de transfer termic menţionate sunt: Daa, Dea, Dn, Df, Dp, Dsij, debitul de apă de alimentare care intră în economizor, debitul de apă de alimentare care iese din economizor, debitul nominal de abur, debitul pentru nevoi funcţionale, debitul de purjă, debitul de abur din supraîncălzitorul intermediar.

paa, peo Pt, Pn, Pv, Pisii Pcsii presiunile : apei de alimentare la intrarea în economizor, la ieşirea din economizor, presiunea aburului în tambur, în vaporizator, presiunea nominală, presiunea la intrarea în supraîncălzitorul intermediar şi la ieşirea din acesta. taa, tcc, ts, tjsii, tcsii - temperatura apei de alimentare la ieşirea din economizor, de saturaţie nominală, de intrare în supraîncălzitorul intermediar de ieşire din supraîncălzitorul intermediar : iaa, ic, i, i*, i

II , in iisii, icsii entalpia apei de alimentare la intrarea în economizor, la ieşirea din economizor, la purjă, la ieşirea din tambur sau din vaporizatorul de radiaţie VR, la ieşirea din vaporizatorul de convecţie Vc, la ieşirea din vaporizatorul de convecţie Vc la ieşirea din supraîncălzitorul de bază Sb, la intrarea Sii, la ieşirea din supraîncălzitorul intermediar .

Orientativ se aleg următoarele valori : tec = ts-(15-50°C) paa= 1,1pt~ 1,2pn

i’'=i’+xr x = 0,95 .. .0,99 la căldările cu circulaţie naturală, x = 0,75...0,85 la căldările cu străbatere forţată. Dp=(0,02...0,05) Dn

211

24.3.3.2 Calculul m ărimii Q 1 pentru un generator

Dp = (0,02.......0,05)Dn a)Fluxul termic preluat de economizor

δ EC = ∆aa(iec- iaa)[kw]

b)Fluxul de căldură preluat de agentul termic în sistemul vaporizator (V)

Qv = Dn(i* - iec) + Df(i* - iec) + Dp(iI - iec)[kw] c)Fluxul de căldură preluat de agentul termic în supraîncălzitorul de

bază(primar) - SB Qsi = Dn(in -i*) [kw]

d)Fluxul de căldură preluat de agentul termic în supraîncălzitorul

intermediar (Sii) Qsn = Dsii (Isn - hsn) [kw]

e)Fluxul util total preluat de agentul termic Qn = Qec + Qsi + Qsii [kw]

212

24.3.3.3 Calculul fluxului termic Qi (<Pi) în cazul unei c ăldări cu abur cu străbatere for ţată (circula ţie for ţată mic ă)

Fig. 4

a)Fluxul de căldură preluat de agentul termic în economizor

Qec = Daa(iec - iaa) [kw] b)Fluxul termic preluat de agent în sistemul vaporizator(Vr + Vc)

Qv = Dn (i* - iec ) + Dn(in- I*)[kw] c)Fluxul termic preluat de agent în supraîncălzitorul de bază (SB)

QSB=Dn(in-iII) [kw]

d)Fluxul termic preluat în supraîncălzitorul intermediary Qsii=Dsii (ieSii - iisii) [kw]

e)Fluxul termic total preluat în căldare cu circulaţie forţată mică

Qu=Q1 = Qec + Q + Qsii [kw]

213

Test de autoevaluare Unitatetea de învăţare nr. 24: 1.Valoare punctului de rouă acid este influenţată de : a) conţinutul de umiditate din gazele de ardere b) prezenţa sulfului sub formă de SO2 şi SO3 în gaze de ardere c) excesul de aer d) temperatura gazelor de ardere evacuate la coş

2. Mărimea Q2 din ecuaţia bilanţului termic reprezintă: a) pierderea de căldură în mediul exterior prin suprafaţa de referinţă (montarea generatorului); b) căldura pierdută prin gazele de ardere la ieşirea pe coş ; c) pierderea de căldură prin ardere incompletă din punct de vedere chimic ; d) pierderea de căldură prin ardere incompletă ;

Rezolvare: 1 d; 2 b.

214

BIBLIOGARFIE: 1. Aldea, M ; Chiţu, I; Delibas, C - Îndrumar de cazane de abur şi recipienţi sub

presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;





215

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 25 PIERDERI DE CĂLDURĂ ÎN CĂLDĂRILE NAVALE CALCULUL RANDAMENTULUI CĂLDĂRII CALCULUL CONSUMULUI DE COMBUSTIBIL

CUPRINS:

25.1. Pierderi de c ăldur ă în căldările navale 216


25.1.2 Pierderi de c ăldur ă prin gazele evacuate la co şf (Q2

;q 2)

216

25.1.3. Pierderi prin ardere chimic incomplet ă 217

25.1.4 Pierderi de c ăldur ă prin rediatie şi convec ţie în

mediul înconjur ător Q 5 (q5)

218

25.2. Calculul randamentului c ăldării 220

25.3. Calculul consumului de combustibil 221

25.3.1 Consumul orar în regim stabilizat 221

25.3.2 Consumul specific de combustibil 221


Răspunsuri la testele de autoevaluare unitatea de înv ăţare

nr. 25

222


216


Cunoaşterea principalelor tipuri de pierderi de c ăldur ă în căldările navale şi a modului de determinare a valorii acestora Înşurirea calculelor utilizate în scopul determin ării randamentului c ăldării

25.1. Pierderi de c ăldur ă în căldările navale


Căldarea în calitate de agent termic funcţionează cu anumite pierderi de căldură.

Cunoaşterea pierderilor de căldură este necesară atât pentru determinarea randamentului căldării, cât şi pentru a cunoaşte căile şi mijloacele de reducere a pierderilor.

La căldările navale moderne, randamentul este de 90-99%.

25.1.2.Pierderi de c ăldur ă prin gazele evacuate la co şf (Q2 ;q 2)

Gazele de ardere părăsesc căldarea conţinând încă o cantitate

apreciabilă de căldură . Această căldură se pierde în atmosferă fără a fi utilizată în instalaţie şi din această cauză este considerată drept o pierdere de căldur ă.

Cercetările arată că temperatura gazelor de ardere evacuate de căldările navale au temperatura 300-400°C.

Pierderea Q2 este inerentă ca fenomen, dar poate fi limitată cantitativ. Formula generală de calcul al acestor pierderi este:

Q2 = Vg cg (teg - tar) [KJ/kg comb]

unde:

Vg = Vgu + VH2o [m3N/kg comb] Vg - volumul gazelor de ardere umede în [m N/kg comb] Vgu - volumul gazelor de ardere uscate [m N/kg comb] VH20 - volumul vaporilor de apă rezultaţi din ardere în [m N/kg comb] tge [°C] - temperatura gazelor evacuate

217

tar [°C] - temperatură aer rece (temperatură mediul ambiant) Alte formule de calcul ale pierderilor Q2 sunt:

a) Q2 = Ige – Iar- IC[KJ/kg COMlb] Ige - entalpia gazelor de ardere evacuate în KJ/kg comb Iar - entalpia corespunzătoare căldurii fizice a aerului la temperatura

mediului ambiant KJ/kg comb Ic - entalpia corespunzătoare căldurii fizice a combustibilului la temperatura

de intrare în focar [KJ/kg comb]

Ige = Σ Vg cg tg — se determină cu ajutorul diagramei I-t, dacă se cunoaşte tge

Iar = αL0 x car x tar [KJ/kg (m3N) car- căldura specifică a aerului umed [KJ/ m N grad]; tar - temperatura mediului ambiant [°C]; Ic = cc x tc [KJ/kg comb] cc - căldura specifică medie la temperatura cu care combustibilul este introdus în focar; tc - temperatura combustibilul este introdus în focar ;

b) Q2 = Ige - Iar - Ic -Iinj [KJ/kg comb] Această relaţie se aplică atunci când există instalaţie de suflare cu abur : Mărimea Iinj se calculează cu relaţia : Ijnj = minj (iinj - 597) şi reprezintă entalpia introdusă în focar de aburul insuflat

prin intermediul injectorului de abur la 1 kg de combustibil ars. minj - consumul de abur în injector în [KJ/kg comb]; Iinj - entalpia aburului injectat determinată după tabelele de abur în funcţie de parametrii aburului în [KJ/kg comb]; 597 - entalpia aburului la t = 0° C şi 760 mm Hg.

Factorii de care depind pierderile Q2 sunt: a) -temperatura gazelor de ardere la evacuare pe coş ; b) -pătrunderile de aer fals ; c) -depunerile în interiorul tuburilor suprafeţelor auxiliare ale căldurii ; d) -depunerile exterioare pe suprafeţele auxiliare ; e) -tirajul căldării;

Valori orientative pentru tgc: tgcpentru căldări ignitubulare = 25°- 45° C. tgev = 150 - 250° C pentru c ăldări acvatubulare.

25.1.3.Pierderi prin ardere chimic incomplet ă

Dacă nu se asigură aer suficient în focar precum şi un amestec intim

între aer şi combustibil şi o temperatură suficientă în focar, arderea este incompletă, gazele conţinând componente gazoase necombustibile necombustibile, precum CO, H2, CH4, CmHn

218

[ ]33 100 %

d

Qq

Q= ⋅

[ ]33 100 %

i

Qq

Q= ⋅

De regulă la căldările navale cu ardere bine reglată q3 = 1 - 2 %, iar în

cazul dereglării arderii poate ajunge 4 - 5 %. Pentru calculul pierderilor se poate utiliza următoarea relaţie :

Q3 =56,7(c + 0,368 s) [ ]2

/co

KJ kgro co+

25.1.4 Pierderi de c ăldur ă prin rediatie şi convec ţie în mediul

înconjur ător Q 5 (q5)

q5= [ ]5 100%i

Q

Q⋅

[ ]55 100%

d

Qq

Q= ⋅

Q5r(q5

r) - pierderi prin radiaţie;

Q5c(q5

c) - pierderi prin corecţie;

Q5 = Q5r + Q5

c

Pentru un regim oarecare:

qx5=q5 - n

x

D

D [%] unde:

Dn- debitul nominal, iar Dx - debitul pentru regimul la care se funcţionează. Valoarea pierderilor de căldură în mediul înconjurător depinde de următorii factori:

- tipul constructiv al căldării şi dimensiunile acesteia; - calitatea izolaţiei termice a căldării; - cantitatea de combustibil arsă în focar. Determinarea analitică a acestor pierderi este foarte complicată şi din

această cauză în calculul lor se utilizează coeficienţi experimentali numiţi coeficienţi de reţinere η.

Mărimea n reprezintă raportul dintre cantitatea de căldură captată de căldare şi cantitatea de căldură disponibilă într-o anumită zonă a circuitului de gaze al căldării.

219

Pentru schema căldării din figură pierderile de căldură în mediul înconjurător se determină separat astfel:

Qsf = (1 – η)(I0

- If) [KJ/kg] - pentru zona focarului;

Q’ 5= (1 - η)(If – I’) [KJ/kg] - pentru zona snopului principal de tuburi;

Q’’5 = (1 - η)(I’ – I’’) [KJ/kg] - pentru zona supraîncălzitorului;

Q’’’5= (1 - η)(I’’ - Iev) [KJ/kg] - pentru zona preîncălzitorului de aer sau a

economizorului.

Adunând aceste pierderi de căidură se obţine pentru întreaga căldare relaţia Q 5 = (1- η )(I0 - Icv) [KJ/kg] în care:

I0 - entalpia gazelor în centrul focarului căldării;

η - coeficientul de reţinere;

Icv - entalpia gazelor la evacuarea din căldare. Pentru a evidenţia pierderile de căldură în valoare absolută vom lua ca

exemplu o căldare acvatubulară. Cunoscând că puterea calorică a combustibilului este de 100 %, bilanţul termic al căldării se poate reprezenta astfel:

220

100 % = q1 + q2 +q3 +q5

Reprezentarea grafică a bilanţului termic a căldurii constă în construirea unei diagrame de tip Sankey.

25.2. Calculul randamentului c ăldării

Prin randamentul căldării se înţelege raportul dintre cantitatea de căldură util acumulată pentru vaporizarea apei şi cantitatea totală de căldură de care dispune căldarea prin arderea fiecărui Kg de combustibil.

[ ]100 %u u uc

c c h d

Q Q

Q C Qη Φ

= = = ⋅Φ ⋅

[ ]100 %uc

h i

Q

C Qη = ⋅

⋅

&

Qu=Q1 = Qd-(Q2 + Q3 + Q5) sau Qu=η(l0-Iev)[KJ/kg]

Neglijând debitul de purjă şi pentru nevoi funcţionale rezultă: Q& =Dnx(in-iQa) deci:

( )n n aac

h i

D i i

C Qη −

=⋅

sau

( )n n aac

h i

D i i

C Qη −

=⋅

Observaţie.

Din expresia de mai sus rezultă că ηc depinde şi de presiunea din căldare. Cu cât presiunea căldării pK va fi mai mare cu atât randamentul creşte,

deoarece în expresia randamentului creşte entalpia aburului in. Metoda indicată mai sus se numeşte metoda directă de calcul a randamentului.

Există şi metoda indirectă prin cunoaşterea pierderilor de căldură. 3

1

100c ii

qη=

= −∑

221

25. 3. Calculul consumului de combustibil 25.3.1 Consumul orar în regim stabilizat

[ ]

( )

''

/ / ; /

/ / /29308

/ ; /29308

uh

c d

uh

c i

h dh cc cc

h ih cc cc

QC

Q

QC KJ h s t h

Q

C QC kg h s sau t h

C QC kg h s t h

η

η

=

=

⋅=

⋅ =

&

&

25.3.2 Consumul specific de combustibil

[ ]

/ ; /

/ ; /

/

/

h

n

hcccc cc cc

n

h

u

hcccc cc

u

cc kg kg cb kg tab

D

cc kg kg ab kg tab

D

cc kg kj

Q

cc kg kj

Q

=

=

=

=

&

&

222


1.Pierderea de căldură prin ardere chimc incompletă este influenţată de :

a) temperatura amestecului combustibil – aer

b) omogenitatea amestecului combustibil- aer

c) compoziţia gazelor de ardere evacuate la coşul căldării

d) temperatura aerului de ardere

b

2.Valoarea pierderilor de căldură în mediul înconjurător este inluenţată de:

a) intimitatea amestecului combustibil-aer

b) caliatatea izolaţei termice a căldării

c) temperatura gazelor de ardere la evacuarea pe coş

d) depunerile de funingine pe tuburile fierbătoare din focar

b

Rezolvare: 1b; 2b.

223

BIBLIOGARFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;






224


PARAMETRII DE BAZ Ă ŞI CARACTERISTICILE GENERATOARELOR DE ABUR CLASIFICARE C ĂLDĂRILOR NAVALE C ĂLDĂRI IGNITUBULARE

CUPRINS:

26.1. Parametrii de baz ă şi caracteristicile generatoarelor de

abur

226

26.1.1. Parametrii de baz ă 226

26.1.1.1.Debitul 226

26.1.1.2. Presiunea 227

26.1.1.3. Temperatura 227

26.2. Clasificare c ăldărilor navale 229

26.2.1. După destina ţie: 229

26.2.2. Din punct de vedere al presiunii aburului: 229

26.2.3. După construc ţia sistemului vaporizator 229

26.2.4. După modul de circula ţie a apei: 229

26.2.5. Din punctul de vedere al tirajului: 230

26.3 Căldări ignitubulare 230

26.3.1. Clasificare: 230

26.3.1.1. După pozi ţia corpului c ăldării: 230

26.3.1.2. După modul de execu ţie al îmbin ărilor: 230

26.3.2. Căldări orizontale: 231

26.3.2.1.Căldarea ignltubular ă cu flac ără întoars ă 231

225




226


Cunoaşterea parametrilor de baz ă şi al mărimlor caracteristice generatoarelor de abur

Însuşirea tipologiei c ăldărilor navale acva şi ignitubulare

26.1.Parametrii de baza şi caracteristicile generatoarelor de abur

2.6.1.1.Parametrii de baz ă

26.1.1.1.Debitul

a) Debitul nominal Dn, reprezintă debitul maxim de abur, pe care căldarea trebuie să-l asigure pe timpul unei exploatări permanente la presiunea nominală şi temperatura nominală a aburului.

/ /un

n aa

QD kg h sau t s

i i = −

Qn - cantitatea de căldură utilă acumulată de căldare.

b) Debitul normal (Dnor ~ 0,8 Dn) este debitul corespunzător funcţionării căldării cu randament maxim.

c) Debitul minim (Dmin) este debitul cel mai mic de abur cu care căldarea poate funcţiona nelimitat fără a suferi avarii.

d) Debitul de vârf (maxim) (Dv, Dmax) este debitul cel mai mare de abur pe care căldarea îl poate produce în cazuri excepţionale pentru o perioadă de funcţionare de 30mm. Dv(Dmax) = 1,1 D e) Debitul specific (ds) reprezintă raportul dintre debitul nominal al căldării D şi suprafaţa de încălzire A.

2

( )1000n

sD kg t

dA m h

= ⋅

227

26.1.1.2. Presiunea

a) Presiunea nominal ă (pn) este presiunea maximă admisibilă a aburului la ieşirea din căldare corespunzătoare debitului nominal şi temperaturii nominale.

Mărimea pn se are în vedere la proiectare.

b) Presiunea maxim ă (pmax) presiunea maximă a aburului admisă în elementele căldării.

c) Presiunea nominal ă de regim (pr) reprezintă valoarea presiunii aburului în căldare în timpul exploatării.

Pr = 0,95 pn

d) Presiunea de utilizare (pu) este valoarea presiunii aburului la ieşirea din căldare.

e) Presiunea de prob ă este presiunea la care se face recepţia căldării, după montaj sau reparaţie.

26.1.1.3. Temperatura

a) Temperatura nominal ă (tn) este temperatura maximă admisibilă a aburului la ieşirea din căldare, corespunzătoare debitului nominal şi presiunii nominale.

b) Temperatura maxim ă (tmax) este temperatura maximă admisă în elementele căldării.

c) Temperatura nominal ă de regim (tr) este temperatura aburului în căldare la un moment dat în timpul exploatării.

d) Temperatura apei de alimentare (ta)

e) Temperatura de evacuare a gazelor de ardere la coş (tegc)

228

26.1.2. Mărimi caracteristice

a) Suprafa ţa de încălzire (A) [m2] reprezintă valoarea suprafeţei măsurată pe partea gazelor de ardere a pereţilor căldării scăldaţi pe de o parte de gaze, iar pe cealaltă de apă şi abur.

b) Randamentul termic al c ăldării (ηc) reprezintă raportul dintre cantitatea de căldură transmisă apei pentru a se vaporiza la parametrii de lucru şi cantitatea de călduiră introdusă, prin arderea combustibilului în focar.

[ ]2( )100 %aa

ch i

D i i

C Qη −

= ⋅

unde: in- entalpia aburului la ieşirea din căldare (poate fi abur saturat sau supraîncălzit) în kj/kg; Ch - consumul orar de combustibil în kj/h sau t/h; c) Capacitatea de vaporizare a combustibilului sau cifra de vaporizare brut ă (U)

Semnifică debitul de abur care se obţine prin arderea unităţii de combustibil.

3,i

h n aa

QD kg aburU

C i i kg cb m Ncb

η = = −

d) Capacitatea de vaporizare pe abur normal sau cifra net ă de vaporizare (Uan)

Se utilizează pentru aprecierea comparativă a funcţionării mai multor generatoare de abur.

i1 - entalpia aburului normal;

1 1

n aa ic

i i Q kg aburU U

i i kg cbη

−= = ⋅

abur normal - aburul obţinut la p = 0,981 bar din apa ce a avut iniţial temperatira 0°C, sau aburul saturat la p = 1 bar şi i = 2676,6 kj/kg;

e) Încărcarea (tensiunea) termic ă a focarului

3/h if h

F

C Qq KJ m

V

⋅ = [KJ/m3h]

229

f) Factorul de form ă al focarului

f= 1

f

Am

V−

26.2. Clasificarea c ăldărilor navale

Căldările navale sunt generatoare de abur de tip special care se deosebesc de cele staţionare prin:

a) Caracterul constructiv (gabarite şi greutăţi mici); b) Condiţiile speciale de funcţionare impuse (ruliu, tangaj, vibraţii,etc).

Precizăm următoarele criterii de clasificare a căldărilor navale:

26.2.1. După destina ţie:

a) Căldări principale, care produc şi alimentează cu abur maşinile sau turbinele principale ale navei.

b) Căldări auxiliare (caldarine), care produc abur pentru funcţionarea diferitelor mecanisme şi aparate auxiliare ale navei, când aceasta se află în staţionare la chei sau în radă.

26.2.2. Din punct de vedere al presiunii aburului:

a) Căldări de joas ă presiune, când presiunea de regim a căldării pk < 15 bar

b) Căldări de medie presiune, când Pk = 15-29 bar c) Căldări de înalt ă presiune, când pk > 30 bar

26.2.3. După construc ţia sistemului vaporizator:

a) acvatubulare (cu volum mic de apă) – apa prin tuburi; b) ignitubulare (cu volum mare de apă) – apa prin exteriorul tuburilor;

26.2.4. După modul de circula ţie a apei: a) cu circula ţie natural ă, la care circulaţia apei se bazează pe

principiul termosifonului, deci fără intervenţia unui aparat din afară. Deosebim două tipuri:

230

- cu circula ţie natural ă lentă, când apa din interiorul căldării circulă cu o viteză apreciabilă b) cu circula ţie for ţată (artificial ă), în care circulaţia apei se face

sub impulsul unor pompe speciale de circulaţie.

26.2.5. Din punctul de vedere al tirajului:

a) căldări cu tiraj natural, la care aerul necesar arderii pătrunde în focar în mod absolut natural, fără ajutorul vre-unui mecanism special.

b) căldări cu tiraj artificial: sunt acele căldări în care aerul destinat arderii este introdus în focar cu ajutorul unor ventilatoare sau suflante.

26.3 Căldări ignitubulare

26.3.1.Clasificare:

26.3.1.1. După pozi ţia corpului c ăldării:

a) căldări orizontale care au evident corpul amplasat în plan orizontal; b) căldări verticale care au corpul amplasat în plan vertical;

26. 3.1.2. După modul de execu ţie al îmbin ărilor :

a) prin nituire; b) prin sudare; Căldările nituite deci care au îmbinările executate prin nituire, au o greutate

mai mare ca a căldărilor nidate cu un grad de rigidizare sporit, un cost mai ridicat şi o presiune limitată de funcţionare.

231

Fig. 1 Fig. 2

26.3.2. Căldări orizontale

Principalele tipuri de căldări orizontale sunt: căldarea cu flacără întoarsă şi căldarea cu flacără directă.

26.3.2.1. Căldarea ignltubular ă cu flac ără întoars ă

Este tipul de căldare ignitubulară cea mai utilizată în domeniul naval. Funcţionare: combustibilul introdus prin pulverizatorul 1 arde de-a lungul tubului de flacără 2, gazele de ardere rezultate antrenând o parte din combustibilul introdus în focar, care va continua să ardă şi întâlnind vatra 3 şi peretele dorsal 4 al căldării sunt obligate să se întoarcă, străbătând ţevile de fum 5, fiind apoi evacuate prin intermediul camerei de fum 6 spre coşul navei 7.

Descrierea principalelor elemente componente

a) Corpul cilindric (anvelopa) - 8 este prevăzut în domul 14. Se construieşte din oteluri calmate K2, K5, K6

L = 2500 - 5000 mm b = 2000 mm

b) Tubul de flac ără 2 - Forma cilindrică ondulată. Este supus la solicitări termice mari deoarece cea mai mare parte a combustibilului arde în interiorul lui, iar pereţii suportă presiunea apei care îl înconjoară. D = 700 - 1200 mm L = 1500-2600 mm.

232

c) Cutia de foc - 9 - este o cameră suplimentară pentru desăvârşirea procesului de ardere şi în acelaşi timp ea asigură schimbarea sensului de curgere a gazelor. Peretele frontal al cutiei formează placa tubulară 10. Partea superioară a cutiei de foc denumită cerul focarului 11 este prevăzută cu şurubul de bronz 12 care are în interior un canal umplut cu plumb.

Dacă nivelul apei în căldare scade sub nivelul admis, plumbul din canalul şurubului se topeşte iar aburul pătrunde în focar şi în tubul de flacără, provovând stingerea focului.

d) Ţevile de fum 5 - constituie partea principală a suprafeţii de încălzire a căldării. Avem ţevi simple (ordinare sau obişnuite) - 5a - ţevi tirante - 5b.

Ţevile simple - au rolul de a canaliza gazele spre evacuare şi de a transmite căldura spre spaţiul de apă al căldării. Reprezintă 60 -70 % din totalul ţevilor.

Ţevile tirante - au în plus rolul asigurării rigidităţii dintre peretele căldării şi cutia de foc. Ele au o grosime mai mare Dint= 60 - 80 m.

e) Antretoazele 13 - sunt legături scurte de rigidizare între peretele din spate al cutiei de foc şi peretele dorsal al căldării. Se mai folosesc şi la prinderea cutiilor de foc între ele. Acestea sunt constituite din bare de oţel sau cupru prevăzute la ambele capete cu filet şi care prin înfiletare între doi pereţi apropiaţi menţin distanţa constantă între ei. Antretoazele pot fi ştemuite la capete sau asigurate cu piuliţe şi şaibe ca şi în cazul ţevilor de fum în ultimul timp a început să se folosească tot mai des prinderea legăturilor scurte prin sudare. Deseori antretoazele au canale centrale de control cu diametrul de 5 mm pe toată lungimea sau numai la capete. Aceste canale au rol de protecţie şi anume avertizează la timp ruperea vre-unei legături. Astfel apa care se găseşte în exterior va pătrunde în canalul central şi scurgându-se afară poate fi observată de personalul care deserveşte instalaţia.

f) Camera de fum 6 are rolul de a canaliza gazele care ies din ţevile de fum spre coşul căldării. Este construită din tablă de oţel cu grosimea de 3-5 mm. Pereţii sunt fixaţi prin şuruburi de peretele frontal pentru a se putea înlătura cu uşurinţă în vederea înlocuirii unor ţevi sau în vederea curăţăii acestora. Camera de fum trebuie să protejeze partea superioară a peretelui vertical frontal împotriva gazelor calde, deoarece în această zonă peretele nu este răcit de apă ci de abur. La unele căldări în camera de fum se instalează economizoare. Camera de fum se continuă cu conul de fum 7 care se execută din oţel cu δ = 3-5mm. Coşul este executat din doi pereţi concentrici. Prin zona centrală se scurg gazele evacuate de căldare, iar prin zona laterală circulă aerul pentru răcirea coşului.

g) Vatra de c ărămidă 3 are rolul de a proteja metalul căldării în

zona cu temperaturi ridicate şi îndeosebi în partea inferioară unde se găseşte tubul de flacără şi unde circulaţia apei în jurul suprafeţelor calde este foarte lentă.

233

h) Orificiile de vizitare 15 sunt practicate în corpul cilindric al căldării pentru executarea unor lucrări diferite. Are formă ovală cu dimensiunile 300 x 400 mm. Se închid cu autoclave, capace de formă specială care se închid cu ajutorul unor şuruburi şi ancore.

i) Legăturile lungi sunt bare de oţel care au rolul de a rigidiza în interior corpul căldării. De regulă sunt dispuse în spaţiul superior şi fac legătura între pereţii verticali ai căldării.

234

235


1. Debitul corespunzător funcţionării căldării cu randament maxim este:

a) Debitul minim b) Debitul de vârf (maxim) c) Debitul specific d) Debitul nominal

2. Ce reprezenită antretoazele ca elemente componente a căldărilor ignitubulare cu flacără întoarsă ?

a) legături scurte de rigidizare între peretele din spate al cutiei de foc şi peretele dorsal al căldării

b) bare de oţel care au rolul de a rigidiza în interior corpul căldării.

c) camere suplimentare pentru desăvârşirea procesului de ardere

d) ţevile cu rolul de a asigura rigiditatea dintre peretele căldării şi cutia de foc

3. Care din următoarele caracteristici este reală pentri căldările nituite?

a) parametrii înalţi de funcţionare

b) grad de rigidizare redus

c) greutate mai mare

d) cost mai redus

Rezolvare:1 d; 2 a; 3 c.

236

BIBLIOGARFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;





1981 ;

6. Ungureanu, C - Generatoare de abur pentru centrale clasice şi nucleare

Editura Didactică şi Pedagogică, 1977


237

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 27 CĂLDĂRI IGNITUBULARE CU FLAC ĂRĂ DIRECTĂ. CIRCULAŢIA APEI ÎN CĂLDARE

27.1. Căldări ignitubulare cu flac ără direct ă 238

27.1.1 Căldări cu unul sau mai multe drumuri de flac ără

(fig.1, 2)

238

27.1.2 Căldări cu tub de flac ără şi ţevi de fum 238

27.1.3 Avantajele şi dezavantajele c ăldărilor ignitubulare 239

27.2. Circula ţia apei în c ăldare 239

27.2.1 Circula ţia natural ă a apei în c ăldare 240

27.2.2 Circula ţia for ţată a apei în c ăldare 240

27.2.2.1 Circula ţia for ţată multipl ă (for ţată repetat ă) 241

27.2.2.2 Circula ţie for ţată mică 241

27.2.2.3 Avantajele şi dezavantajele c ăldărilor cu circula ţie

for ţată comparativ cu c ăldările cu circula ţie natural ă.

241



nr. 27

246


238


Cunoaşterea tipurilor de c ăldări ignitubulare şi a aprofundarea principiilor de func ţionare. Înţălegerea şi înşuşirea principiilor de func ţionare a c ăldărilor acvatubulare cu circula ţie natural ă şi for ţată.

27.1. Căldări ignitubulare cu flac ără direct ă

27.1.1 Căldări cu unul sau mai multe drumuri de flac ără (fig.1, 2)

Vaporizatorul căldării cu un singur drum de flacără (fig.1) este format dintr-un tambur orizontal cu d= 1500-2000 mm, în interiorul căruia se află focarul format dintr-un tub sau mai multe tuburi metalice cu pereţi netezi sau ondulaţi cu d=800-l 100 mm, montat asimetric fată de tambur. în spatele căldării se găseşte o cameră de zidărie numită cameră de fum care serveşte la evacuarea gazelor de ardere.

În partea superioară căldării se află domul care serveşte la separarea picăturilor de apă. în scopul măririi debitului de abur se măreşte numărul tuburilor de flăcăritşi diametrul tamburului, (fîg. 2) Acest tip de căldări produc în general abur saturat la parametri coborâţi.

Unele tipuri mai noi livrează şi abur supraîncălzit având un supraîncălzitor şi un economizor montate în camera de fiim.(fig. 3)

27.1.2 Căldări cu tub de flac ără şi ţevi de fum

Corpul cilindric şi tubul de flacără sunt similare cu cele descrise anterior iar ţevile de fum sunt fixate prin mandrinare sau sudare in fundurile plane ale corpului cilindric.

In funcţie de numărul drumurilor există mai multe tipuri constructive de astfel de căldări. a) cu tub de flacără şi ţevi de fum de ducere(flg. 4) b) cu tub de flacără şi ţevi de fum de ducere şi întoarcere (fig. 5 a) c) cu tub de flacăra si tevi de fum cu triplu drum de gaze (fig.5b)

239

27.1.3 Avantajele şi dezavantajele c ăldărilor ignitubulare

Căldările cu tub de flacără şi ţevi de fum se mai folosesc în prezent la unele nave ale Marinei Comerciale datorită următoarelor avantaje: a) permit obţinerea aburului cu conţinut mic de umiditate datorită volumului

mare al camerei de abur; b) sunt mai puţin sensibile faţă de calitatea apei de alimentare; c) sunt mai simple în exploatare; d) menţin randamentul relativ ridicat (65-75%) chiar la variaţii de regim.

Folosirea lor la toate navele este limitată datorită dezavantajelor pe care le posedă acest tip de căldări şi anume:

a) au greutate mare (cea 15 Kg metal/Kg abur); b) funcţionează la presiuni mici (15-16 bar); c) au debit mic de abur (6-7 t/h ); d) necesită timp îndelungat pentru ridicarea presiunii); e) sunt sensibile în ceea ce priveşte procesul de dilatare şi contractare la

diferite sarcini termice; f) prezintă pericol de explozie datorită volumului mare de apă, iar

spargerea ţevilor de fum poate produce explozii puternice; g) prezintă dificultăţi în ceea ce priveşte curăţirea şi întreţinerea lor în

staţionare.

Precizare: La majoritatea navelor comerciale şi militare acest tip de căldare a fost

definitiv abandonat. Se constată o revenire in ultimii ani prin căldările performante şi complet

automatizate fabricate de firma Mitshubishi.

27.2. Circula ţia apei în c ăldare

Precizare: Având în vedere că suprafaţa de încălzire a căldării e spălată pe de o parte de gazele de ardere, iar pe de altă parte de apa din căldare, e necesar ca acestei suprafeţe să i se creeze condiţii optime de răcire. In caz contrar suprafaţa de încălzire se poate supraîncălzi sau se poate arde. Rezultă deci că în scopul asigurării unei cantităţi suficiente de apă în interiorul tuburilor pentru a realiza o răcire corespunzătoare, circulaţia apei în căldare trebuie efectuata la parametrii optimi.

In acest sens în practică există două soluţii de circulaţie a apei în căldare: naturală şi forţată (artificială).

240

27.2.1 Circula ţia natural ă a apei în c ăldare

Se datoreşte diferenţei de densitate intre masa apei în diferite puncte ale căldării (fig. 6). în construcţia căldărilor cu circulaţie naturală se ţine seama de faptul că circulaţia apei trebuie să se facă în aşa fel încât să nu se producă o vaporizare a întregii cantităţi de apă din tuburile în ascensiune. Pentru aceasta este absolut necesar ca tuburile aflate în zona cu temperaturi ridicate să fie răcite în interior cu un amestec de apă cu vapori care să circule cu viteza de cel puţin 0,3m/s.

Pentru a caracteriza modul în care se face circulaţia apei într-o căldare s-a introdus noţiunea de "grad de circulaţie" K, reprezentând raportul dintre cantitatea de apă Gapa din tuburile de ascensiune şi cantitatea de abur Gab, obţinută în aceste tuburi în aceeaşi unitate de timp.

K=Gapa/Gabur.

Precizare: La căldările acvatubulare cu circulaţie naturală K este cuprins între 5 şi 30. In căldările ignitubulare circulaţia apei se face mult mai lent decât în cazul căldărilor acvatubulare, astfel înât apare pericolul arderii tuburilor datorita lipirii unor bule de abur de pereţii lor, deoarece se realizează o insuficienta răcire a acestora în locul respectiv.

Din practică s-a constatat că în cazul că gradul de circulaţie, K este cuprins între 1 şi 5 în interiorul tuburilor se formează dopuri de abur care determină deformarea locală a tubului sau chiar arderea lui.(fig.7) în tuburile căldării (îndeosebi în cele ascendente) poate avea loc separarea apei şi aburului care de asemenea este un fenomen periculos pentru tuburi. Pentru a evita această separare tuburile ascendente nu trebuie să fie înclinate faţă de orizontală la un unghi α< 17°- (fig. 8)

27.2.2 Circula ţia for ţată a apei în c ăldare

Precizare: Ca urmare a tendinţei de a se construi căldări, de înaltă

presiune cu greutate şi gabarite cât mai mici s-au realizat căldările cu circulaţie forţată (artificială) a apei. în aceste căldări apa circulă sub efectul impulsului de recirculaţie create în mod artificial (forţat) cu ajutorul pompelor de circulaţie. Dupa modul cum se realizează circulaţia forţată, deosebim: căldări cu circulaţie forţată repetată sau multiplă şi căldări cu circulaţie forţată unică sau cu străbatere forţată.

241

27.2.2.1 Circula ţia for ţată multipl ă (for ţată repetat ă)

Precizare: Căldările cu circulaţie forţată repetată sau multiplă se regăsesc în literatura de specialitate şi sub denumirea simplificată de căldări cu circulaţie forţată. Apa refulată de pompa de recirculaţie (fig.9) este forţată să circule prin fiecare tub în stare de amestec apă-abur spre colectorul superior Cs. Aburul este captat în colectorul superior şi trimis în tuburile supraîncălzitorului şi unde îşi măresc conţinutul de căldură. Gradul de circulaţie K la astfel de căldări este de 5-8.

27.2.2.2 Circula ţie for ţată unic ă

Dacă gradul de circulaţie a apei în căldare se micşorează pană la K=1, circulaţia se numeşte unică, deoarece apa introdusă în tuburile căldării execută în acest caz un singur circuit; deci la un capăt al căldării intră apă iar în celălalt iese aburul.

27.2.2.3 Avantajele şi dezavantajele c ăldărilor cu circula ţie for ţată comparativ cu c ăldările cu circula ţie natural ă.

Avantaje: a) Pentru aceeaşi proucţie de abur şi aceeaşi parametri, gabaritul şi greutatea căldării este mai mică de cea 10 ori.

b) Căldarea permite obţinerea aburului dupa cea 5-6 minute c) Tuburile căldării pot fi dispuse în orice poziţie d) Circulaţia apei în căldare este asigurată la diferite valori de prsiune de regim Dezavantaje: a) Sistemul greoi de fixare a serpentinelor formate din tuburi orizontale; b) Căldarea necesită un standard înalt al calităţii apei de alimentare; c) Consum mare de abur pentru funcţionarea pompei de circulaţie; d) Funcţionare instabilă la regim diferit de cel calculat e) In staţionare tuburile căldării sunt supuse unui proces intensde coroziune datorita faptului ca nu se poate realiza o scurgere totala a apei din tuburile orizontale. f) Căldările cu circulaţie forţată unică nu pot funcţiona la variaţii mari de regim dat fiind faptul că punctul de vaporizare a apei in tuburi isi schimba poziţia odată cu variaţia regimului.

242

Fig. 2

I, II, III Drumul gazelor 1- manta, 2- tubulatura de alimentare cu apă; 3. supapa de siguranţă; 4- dom căldare; 6- gură de ventilare dom căldare; 7- tubulatura de purje; 8- dispozitivele de susţinere căldare; 9- nivel apă căldare; 10- cameră de fum; 11- evacuare gaze; 12- gura de vizitare; 13-tub de flacără

243

Fig. 3

Fig. 4

244

Fig. 5 a Fig. 5 b 1- tub de flacără, 2-cameră de fum, 3- evacuare gaze spre coş, 4- tubulaturi elice cu apă, 5-dom, 6- tubulatura abur spre consumator, 7- suprafaţă de siguranţă, 8- suprafaţă de siguranţă, 9- gura de vizitare cameră de fum, 10- suporţi de susţinere, 11- ţevi de fum I, II, III – drumuri de gaze

Fig. 6 Fig. 7

245

Fig. 8

Fig. 9 Fig. 10

246

Test de autoevaluare Unitatea de învăţare nr. 27: 1. La căldările cu circulaţie forţată multiplă gradul de circulaţie al apei K are valoarea: a) K=1 b) 5<K<8 c) 8<K<10 d) K>10 2. Care din următoarele caracteristici constitue un avantaj al căldărilor cu circulaţie forţată comparativ cu cele cu circulaţie naturală? a) o greutate de zece ori mai mică decăt a căldărilor cu circulaţie naturală, pentru aceeaşi producţie de abur şi aceeaşi parametrii b) tuburile căldării pot fi dispuse numai pe verticală c) permite obţinerea aburului după cca 1 oră d) necesită un standard scăzut al caliăţii apei de alimentare a

Rezolvare: 1b; 2a.

247

BIBLIOGARFIE:

1.Aldea, M ; Chiţu, I; Delibas, C - Îndrumar de cazane de abur şi recipienţi sub

presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;








248

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 28 CĂLDĂRI ACVATUBULARE CU CIRCULA ŢIE NATURALĂ

CUPRINS

28.1 Căldări cu tuburi cu înclinare mic ă şi camere sec ţionate 249

28.2 Căldări acvatubulare verticale 250

28.2.1. Căldări acvatubulare triunghiulare 250

28.2.2. Căldări triunghiulare simetrice - normale 251

28.2.3. Căldări triunghiulare asimetrice (ecranate)-fig.3 251

28.2.4. Căldări acvatubulare cilindrice - fig. 4,5 251

28.2.5. Căldări cilindrice simetrice(normale)-fîg.4 251

28.2.6.Căldări simetrice ecronate(nesimetrice) 251

28.2.7. Alte tipuri de c ăldări triunghiulare sau simetric 251



28

256


249


Cunoaşterea şi însu şirea particularit ăţilor constructive ale diferitelor tipuri de c ăldări acvatubulare cu circula ţie natural ă

28.1 Căldări cu tuburi cu înclinare mic ă şi camere sec ţionale

(fig.1)

Descriere: Tuburile fierbătoare au înclinare de 10-15° fa ţă de orizontală fiind în general drepte. Rândurile fasciculului de ţevi vaporizatoare sunt aflate fiecare la câte doua camere (anterioară şi posterioară) denumite camere secţionale.

Camerele sunt legate prin ţevi, numite lumânări, de colectorul orizontal superior de abur; acesta este aşezat perpendicular faţă de tuburile fierbătoare.

Lumânările camerelor posterioare fac legătura cu colectorul de abur în spaţiul de abur al acestuia, iar lumânările camerelor anterioare fac legătura cu spaţiul de apa al colectorului de apă, in regiunea de intrare a apei de alimentare.

Amestecul de apă şi abur din ţevile de apă trece prin lumânările posterioare în colectorul de abur unde se separă aburul iar apa revine prin lumânările şi camerele anterioare in ţevile de apă . Aburul din colector trece in supraîncălzitor de unde este apoi îndrumat spre consumator.

Circulaţia în căldările cu camere secţionale este mult mai slabă decât in cazul căldărilor verticale. Cantitatea de apă mai mare pe care o conţine le fac să aibă o inerţie mare la variaţii bruşte de sarcină.

250

1-drumul gazelor 2-camerele anterioare 3-camerele posterioare 4-lumânările camerelor posterioare 5-lumânările camerelor anterioare 6-tubulatura de abur 7-colectorul de abur 8-supraîncălzitor 9-priza de abur 10-focar 11-drumul gazelor de ardere

28.2 Căldări acvatubulare verticale

28.2.1. Căldări acvatubulare triunghiulare

Sunt formate din două colectoare inferioare prin intermediul tuburilor de

un colector superior.

251

28.2.2. Căldări triunghiulare simetrice – normale

Cele două snopuri de tuburi sunt egale, gazele de ardere in drumul lor spălând ambele snopuri.

28.2.3. Căldări triunghiulare asimetrice (ecranate)-fig.3 Unul din snopurile de tuburi conţine un număr mai redus de tuburi,

gazele de ardere fiind evacuate numai prin partea snopului cu tuburi mai multe, celălalt snop fiind ecranat(acoperit), nepermiţând trecerea gazelor de ardere printre tuburi.

28.2.4. Căldări acvatubulare cilindrice - fig. 4,5 Sunt formate numai din două colectoare (unul superior si altul inferior),

unite de snopurile de tuburi care închid între ele focarul de formă cilindrica.

28.2.5. Căldări cilindrice simetrice(normale)-fîg.4 Cele două snopuri de tuburi sunt egale şi simetrice.

28.2.6.Căldări simetrice ecronate(nesimetrice)

La aceste tipuri de căldări,unul din snopurile de tuburi este format din

foarte multe tuburi comparativ cu celălalt snop ,care datorită ecranelor nu permit trecerea gazelor prin tuburi (fig.5).

28.2.7. Alte tipuri de c ăldări triunghiulare sau simetrice

La bordul navelor se pot întâlni diferite tipuri constructive de căldări.în principiu, toate sunt combinaţii ale celor de mai sus.

Spre exemplu,căldarea din fig.7 are trei colectoare inferioare şi unul superior.

În anumite cazuri,atât căldările triunghiulare cât şi cele cilindrice pot fi prevăzute cu supraîncălzitoare plasate pe lângă unul din snopurile de tuburi (fig.6) sau chiar între snopurile de tuburi(fig.7).

Căldări acvatubulare cu circulaţie naturală cu tevi cu înclinare mare Sunt folosite la producerea aburului necesar propulsiei cu turbine cu abur. Caracteristici tehnice -Debit 4-80 t/h -Suprafaţa de încălzire < 110m2

-Presiunea nominală 6-70bar -Temperatura de supraîncălzire 500°C Caracteristici constructive

252

a)Fasciculele fierbătoare sunt formate din ţevi relativ scurte cu diametrul mic (25-50mm) fixate de 2-3 tambure cu axe paralele din care unul superior (colector separator) şi unul sau două tambure inferioare cu diametrul mai mic.

b)O parte din ţevi ecranează focarul,restul sunt dispuse în drumul gazelor de ardere.

c)Inalţimea instalaţiei este mică.De exemplu pentru o căldare cu D=50t/h,p=70bar,t=450°C,h=5,6m ,iar pentru o centra lă termoelectrală terstră de aceiaşi parametrii, înălţimea h=35m

d)Focarul este complet ecranat şi compartimentat printr-un perete din ţevi expus schimbului de căldură prin radiaţie.

e)Supraîncălzitorul este format din serpentine şi plasat între fasciculele sistemului fierbător. f)Temperatura de supraîncălzire se reglează prin realizarea unei intermitenţe a arderii în focarul căldării.

g)Preîncălzitorul de aer este amplasat în partea finală după sistemul fierbător de convecţie.

h)Aceste tipuri de căldări au de regulă un singur drum de gaze ,iar cele cu trei tambure au două drumuri de gaze paralele (uneori 3 drumuri realizate prin şicane).

253

Fig. 4 Fig. 5

Fig. 6

254

Fig. 7

255

1-colector separator de abur 2-colector uscător de abur 3-colectoare inferioare 4-fascicul fierbător de reducţie 5-supraîncălzitor 6- fierbător de convecţie 7-preîncălzitor de aer 8-mantă metalică 9-locaşul arzătorului 10-intrare aer 11-gaze de ardere 12-economizor tip I şi II

256

Test de autoevaluare Unitatetea de învăţare nr. 8: 1. Căldările acvatubulare cu circulaţie naturală cu ţevi cu înclinare mare

au următoarea carateristică tehnică: a) debit 30- 120 t/h b) temperatura de supraîncălzire 700oC c) presiunea nominală 6- 70 bar

d) suprafaţa de supraîncălzire >110 m2

c

2. Căldările acvatubulare cu tuburi cu înclinare mică şi camere secţionale se caracterizează prin:

a) circulaţia mult mai intensă decât în cazul căldărilor verticale

b) inerţie mică la variaţiile bruşte de sarcină

c) camerele sunt legate prin ţevi de colectorul orizontal superior de abur

d) tuburile fierbătoare au înclinare de 15o- 25o faţă de orizontală

c

Rezolvare:1 c;2 c.

257

BIBLIOGARFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;








258

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 29 CĂLDĂRI CU CIRCULAŢIE FORŢATĂ(ARTIFICIALĂ). TIPURI DE CĂLDĂRI UTILIZATE PE NAVE TIP PETROLIER

CUPRINS:

29.1. Căldări cu circula ţie for ţată(artificial ă) 259


29.1.2. Căldări cu circula ţie for ţată repetat ă a apei 259

29.1.2.1 Căldarea La Monte (fig. 1) 260

29.1.3. Căldări cu circula ţie for ţată unic ă sau trecere direct ă 261

29.1.3.1 .Generalit ăţi 261

29.1.3.2.Căldarea Benson.Descriere.Schema de principiu.

Func ţionare

261

29.2. Tipuri de c ăldări utilizate pe nave tip petrolier 262

29.2.1. Căldarea utilizat ă pe tancuri petroliere de 850000 262

29.2.2 Căldări cu tuburi de ap ă cu dubl ă evaporare(dublu

circuit sau dublu contur)

265

29.2.2.1 Caracteristici 265



nr. 29

266


259


Cunoaşterea principalelor caracteristici şi a modului de construc ţie al al căldărilor cu circula ţie for ţată Familiarizarea cu tipurile de c ăldări utilizate pe tancurile tip petrolier şi studierea caracteristicilor constructive

29.1. Căldări cu circula ţie for ţată(artificial ă)


Am arătat în cursurile anterioare că generatoarele de abur(căldările) navale,trebuie să aibă greutate şi dimensiuni cât mai reduse pentru parametri ai aburului ridicaţi.La căldările cu circulaţie naturală creşterea presiunii este limitată de dimensiunile colectoarelor care nu pot să scadă sub un anumit diametru ,iar pentru o anumită valoare a presiunii căpătă grosimi mari.Căldările cu circulaţie forţată au colectoarele mici sau chiar lipsesc ,iar presiunea poate creşte până la 200bar datorită faptului că aburul şi apă circulă cu viteză mare, existând un schimb de căldură mai intens.

Căldările cu circulaţie forţată sunt de două feluri: a)Căldări cu circulaţie forţată repetată (sau multiplă) a apei şi aburului

cunoscute în literatura de specialitate ,pe scurt,căldări cu circulaţie forţată. b)Căldări cu circulaţie forţată unică a apei sau cu trecere directă.

29.1.2. Căldări cu circula ţie for ţată repetat ă a apei Caracteristici

a)Pompa de circulaţie asigură circulaţia apei în sistemul vaporizator al căldării.

b)Circuitele de apă de căldări sunt compuse dintr-un circuit de alimentare şi dintr-un circuit de vehiculare a apei şi amestecului de abur şi apă.

260

29.1.2.1 Căldarea La Monte (fig. 1)

Fig. 1 Pompa de alimentare 1 aspiră apa din rezervorul de apă de alimentare

denumit başă şi o refulează în colectorul 2 al serpentinelor economizorului 3.Din economizor apa curge In colectorul 4 şi de acolo în separatorul de apă şi abur(tamburul )5.Pompa de circulaţie 6 aspiră apa din separatorul 5 şi o trimite în separatorul vaporizatorului după care se întoarce din nou în separatorul de apă abur 5..Aburul trece în continuare în serpentinele supraîncălzitorului 8.

Alimentarea cu combustibil se face prin sistemul 9.

261

29.1.3. Căldări cu circula ţie for ţată unic ă sau trecere direct ă

29.1.3.1 .Generalit ăţi

Caracteristica principală a acestor tipuri de căldări constă în aceea că au un singur circuit pentru apă de alimentare care intră în circuitul de tuburi fierbătoare de căldări şi pe parcurs se încălzeşte şi se transformă în abur.AburuI merge apoi în supraîncălzitor de unde pleacă la consumatori, trecând deci o singură dată prin tuburile căldării.

Un tip de căldare cu circulaţie forţată unică răspândit atât în domeniul terestru cât şi în cel naval este căldarea Benson.

29.1.3.2.Căldarea Benson.Descriere.Schema de principiu. Func ţionare

Se compune din 4 fascicule de tuburi: economizoarele şi 2 , vaporizatorul 3 şi supraîncălzitorul 4 şi preîncălzitorul de aer 5(fig.5).

262

Fig. 2 29.2. Tipuri de c ăldări utilizate pe nave tip petrolier 29.2.1. Căldarea utilizat ă pe tancuri petroliere de 850000

Schema de principiu a căldării şi principalele elemente componente se regăsesc în figura 3.

263

Fig. 3

264

Fig. 5 Căldarea de tip AT- 4 1.colector separator superior;

2.colector inferior; 3.tuburi descendente; 4tubun ascendnte; 5supraîncălzitor; 6.manta metalică; 7.locaş arzător principal(de bază); 8.locaş arzător auxiliar

265

29.2.2 Căldări cu tuburi de ap ă cu dubl ă evaporare(dublu circuit sau dublu contur)

29.2.2.1 Caracteristici

a)Se montează pe tancuri petroliere cu deplasament de peste 100.000tdw, fiind utilizate ca instalaţii auxiliare.

b)Se fabrică în dimensiuni standard de 6-40 t/h abur cu denumiri AT-2...AT-8 cu p=6 bar în circuitul primar şi p=15-60 bar în circuitul secundar. c)Avantaje

- folosesc apă de calitate inferioară pentru producera aburului în circuitul secundar. -este exclusă posibilitatea formării crustei în căldarea circuitului primar.In figurile 4 şi 5 sunt prezentate căldările Aaalborg tip AT4(fig.4)şi Aaalborg tipAT8(fig.5).

266

Test de autoevaluare Unitatea de învăţare nr. 29: 1. Căldările care din punct de vedere constructiv şi funcţional permit realizarea unor parametrii înalţi sunt: a) căldăr acvatubularei cu circulaţie naturală b) căldări ignitubulare c) căldări acvatubulare cu circulaţie repetată d) căldări acvatubulare cu circulaţie forţată unică sau cu străbatere forţată 2. Un tip de căldare cu circulaţie forţată unică a apei este: a) căldarea La Monte b) căldarea Benson c) căldarea Aaalborg tip AT4 d) căldarea Aaalbor tip AT8

Rezolvare:1 d; 2 b.

267

BIBLIOGARFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;








268

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 30 CALDARINE CU ABUR

CUPRINS

30.1. Generalit ăţi 269

30.2. Caldarinele cu combustibil 269

30.2.1 Caracteristici 269

30.3. Caldarinele recuperatoare 271

30.3.1 Caracteristici 271

30.3.2. Clasificarea caldarinelor recuperatoare 271

30.3.3. Caldarfima recuperatoare acvatulular ă pentru abur

saturat (fig.. 5)

273

30.3.3.1. Descrierea principalelor elememte compone nte: 273



nr. 30

275


269


Cunoaşterea şi însu şirea aspectelor constructive şi func ţionale ale caldarinelor cu combustibil Înţelegerea principiilor de func ţionare şi cunoa şterea caracteristiciilor constructive ale caldarinelor recuperatoare

30.1. Generalit ăţi

Toate tipurile de nave maritime, indiferent de principiul sistemului de propulsie (cu MA, TA, TG etc.) pentru acoperirea nevoilor gospodăreşti şi punerea în funcţiune a unor mecanisme şi instalaţii auxiliare aferente (turbopompe, servomotoare etc.) sunt prevăzute cu generatoare de abur de tipul căldărilor navale, dar de dimensiuni şi parametri reduşi.Acestea poartă denumirea de caldarine sau căldări auxiliare.Deosebim în acest sens caldarine cu combustibil şi caldarine recuperatoare care folosesc entalpia acumulată în gazele evacuate de la motorul principal şi motoarele auxiliare.

30.2. Caldarinele cu combustibil

30.2.1 Caracteristici

a). Sunt căldări acvatubulare dar de dimensiuni mai mici b). Nu sunt prevăzute cu suprafaţă de schimb de căldură auxiliare (economizor, supraîncălzitor, preîncălzitor de aer etc.) c). Utilizează în general numai combustibil lichid d). Au un grad înalt de automatizare pentru alimentarea cu apă, aprinderea şi arderea combustibilului, menţinerea constantă a presiunii de regim, oprirea în caz de avarie a caldarinei. e). Pompele de alimentare pot aspira apa în tancuri speciale din tubulatura de retur a aburului consumat sau chiar din tancurile de apă tehnică f). Alimentarea cu combustibil se poate face şi dintr-un tanc separat şi dintr-un tanc comun, de obicei, cu motoarele auxiliare La unele caldarine arzătoarele sunt prevăzute cu preîncălzitoare de combustibil. Acest tip de caldarină este folosită foarte frecvent pe nave.

270

30.2.2. Construc ţia caldarinei (fig. 2)

Colectorul superior 1 este legat de colectorul inferior prin tuburile de apă-6. Focarul 3 este amplasat în interiorul colectorului inferior, fiind prevăzut cu vatra de cărămidă refractară-4, având legătura printr-un racord cu camera de fum 7 , permiţând gazelolor de ardere să treacă prin tubulatura (eşapamentul-8) spre coşul navei.Combustibilul este introdus în focar prin tubul 9 şi arzătorul 5, de una sau două duze, care face parte din instalaţia de pulverizarea combustibilului şi care permite aprinderea automată, reglează combustia şi realizează tirajul artificial printr-o suflantă acţionată de un motor electric cuplat şi cu pompa de combustibil pentru arzător.

Fig. 1

Pentru curăţarea spaţiilor de apă din colectorul inferior, caldarina este prevăzută cu autoclavele, iar pentru curăţirea spaţiului de fum, cu capacele de vizitare 12.

Mantaua 10 este formată din tablă de oţel, este căptuşită cu straturi de azbest pentru a asigura izolaţia termică a căldării.

Pe colectorul superior sunt montate toate armăturile, accesoriile şi aparatele de măsură necesare ( indicatoarele de nivel, valvulele de abur, supape de siguranţă, capete de alimentare, robinete de control şi purgare).

271

Operaţiile de exploatare şi întreţinere sunt asemănătoare cu cele efectuate căldărilor mari, dar în volum mai restrâns,,

Precizare : La unele nave mici şi în special la navele fluviale, unde nu este nevoie de abur viu, ci numai de apă caldă pentru încălzire, se găsesc montate caldarine cu combustibil cu apă caldă, care sunt recipiente cilindrice, prevăzute cu focar şi arzător mecanic, de acelaşi tip cu cele folosite în caldarinele cu abur.Pornirea şi oprirea arzătorului se realizează în funcţie de temperatura apei din recipient. Şi aceste caldarine cu apă caldă sunt prevăzute cu supape de siguranţă şi aparate de măsură şi control.

30.3. Caldarinele recuperatoare 30.3.1 Caracteristici

a).Asigură recuperarea unei părţi din energia termodinamică a combustibilului utilizat la propulsia navei cu motor cu ardere internă în proporţie de până la 25% din putere instalată a motorului

b).Sunt căldări de tipul cu circulaţie forţată şi folosesc pentru vaporizarea apei căldura gazelor evacuate de motorul auxiliar şi doar de la motoarele auxiliare.

c).Temperatura gazelor la intrare este de cea 300-400 C.

30.3.2. Clasificarea caldarinelor recuperatoare

După modul de construcţie al sistemului vaporizator, deosebim a) Căldări recuperatoare ignitulbulare Se utilizează pentru caldarina de capacitate redusă, sub 3 t/h debit.

Sistemul vaporizator arată ca în fig. 2. Echipează cargouri sau mineraliere. b) Căldări acvatubulare cu sistem vaporizator tip spirala lui Arhimede (fig.3) Se racordează cu un capăt la colectorul de apă şi cu altul la cel de abur. Serpentinele se grupează în fascicule de 10-16 buc., fiecare fascicul contribuind ca element de vaporizare. Elementele se montează pe o construcţie metalică, realîzându-se suprapunerea a 2-4 buc. c) Căldări acvatubulare tip serpentină ( fig 4 )

272

Fig. 2

Fig. 3 Fig. 4 Echipează, de regulă, caldarinele recuperatoare din dotarea petrolierelor de tonaj ridicat. Pentru mărirea suprafeţei de încălzire sunt prevăzute cu aripioare.

273

30.3.3. Caldarfima recuperatoare acvatulular ă pentru abur saturat (fig. 5)

30.3.3.1. Descrierea principalelor elememte compone nte:

a). Vaporizatorul - elementul în care se produce vaporizarea apei cu gazele de la motorul principal. Este format din 2-4 serpentine tip spirala lui Arhimede, instalate independent, una deasupra celeilalte şi legate independent prin câte o valvulă de tubulaturile 5-tui şi 6-retui Serpentinele sunt montate concentric pe un colector cilindric cuplat cu galeria de evacuare 8 a motorului principal şi cu colectorul de gaze pentru coş. în acest fel, se permite trecerea gazelor pe direct spre coş fie prin serpentinele vaporizatoare. Rolul de dirijare a gazelor îl are clapeta 4, acţionată mecanic din exterior, care atunci când este complet indusă (poziţie orizontală) obligă gazele să treacă prin serpentinele 3 şi să iasă prin difuzorul 12, care are forma de ajutaj, înlesnind astfel curgerea mai rapidă a gazelor spre coşul navei .Când clapeta navei este complet deschisă (poziţie verticală), gazele de la motor trec spre coş, ocolind serpentinele de evacuare.

Vaporizatorul este montat la partea superioară a compartimentului maşinii, pe o punte special amenajată, cât mai aproape de coşul navei, fiind prevăzut cu supape de siguranţă monometre, instalaţia de suflare a serpentinelor 3 şi izolaţia termică corespunzătoare. Pentru verificare şi întreţinere vaporizatorul este prevăzut cu guri de vizitare în spaţiile de fum ale serpentinelor. b) Separatorul de abur, unde se produce separarea aburului de apă, fiind colectat aburul pentru nevoile de la bord, iar apa fiind din nou recirculată pentru vaporizare. Are o formă cilindrică, fiind prevăzut cu armăturile şi aparatele de măsură şi control caracteristice colectorului superior şi în cazul caldarinei cu combustibil, precum şi cu autoclave pentru vizitarea în interior şi cu izolaţie termică corespunzătoare.

Separatorul de apă mai este prevăzut şi cu instalaţii de purgare de suprafaţă şi de fund Principiu de funcţionare Pompa de recirculaţie 7 aspiră apa din separatorul 2, pe care o refulează prin tabulatura 5, în serpentinele 3 ale vaporizatorului, unde, primind căldura gazelor evacuate, produce vaporizarea apei într-un procent corespunzător vitezei de circulaţie a apei prin serpentine şi căldurii primite, care este în funcţie de cantitatea de gaze care circulă prin tuburile de vaporizare

Amestecul apă-abur este recirculat prin tubulatura 6 de separatorul de abur 2, unde gravitaţional se separă aburul de apă, formând în interiorul separatorului spaţiile de abur şi apă. Aburul este colectat şi repartizat spre diferiţi consumatori principali şi auxiliari prin tubulaturile special destinate 10 şi 11, unde se unesc cu tubulaturile de abur de ia caldarina cu combustibil. Apa din separator este din nou aspirată şi reintrodusă în sistem şi pentru vaporizare

274

Alimentarea cu apă se face prin capetele de alimentare 2 cu ajutorul unor pompe de alimentare, menţinând un nivel constant al apei în separator.

Reglarea debitului de abur se relizează prin reglarea cantităţii de gaze care trece printre serpentine cu ajutorul valvulei 4, prin introducerea treptată în circulaţie a două sau mai multor serpentine de vaporizare sau prin reglarea debitului pompei de circulaţie 7, care măreşte sau micşorează viteza de circulaţie a apei prin serpentine. Precizări: a). Navele echipate cu caldarine recuperatoare au în acelaşi timp şi cu caldarine cu combustibil care funcţionează în staţionare şi numai în anumite situaţii şi în mers şi anume când necesarul de abur depăşeşte debitul normai al caldarinei recuperatoare.Pentru aceasta, navele sunt prevăzute cu instalaţie comună pentru distribuirea aburului la diferiţi consumatori, b). Pompele de alimentare sunt pompe comune pentru ambele caldarine, schimbarea pe una din ele făcându-se prin manevrarea de valvule.

275

Test de autoevaluare Unitatea de învăţare nr. 30: 1. Care din următoarele schimbătoare de căldură auxiliare intră în componenţa caldarinei cu combustibil şi a instalaţiilor aferente acesteia? a) economizorul b) preîncălzitorul de combustibil c) supraîncălzitorul d) preîncălzitorul de aer 2. Care din următorele tipuri de caldarine recuperatore se foloseşte pe tancurile petroliere de tonaj ridicat? a) căldare acvatubulară cu sistem vaporizator tip spirala lui Arhimede b) căldare acvatubulară cu sistem vaporizator tip serpentină c) căldare recuperatoare ignitubulară verticală d) căldare recuperatoare ignitubulară orizontală

Rezolvare: 1 b; 2 b.

276

BIBLIOGARFIE: 1. Aldea, M ; Chiţu, I; Delibas, C - Îndrumar de cazane de abur şi recipienţi sub

presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;





1981 ;




277

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 31 CĂLDĂRI RECUPERATOARE UTILIZATE PE NAVE TIP PETROLIER. CONSTRUCTIA CĂLDĂRILOR ACVATUBULARE

31.1. Căldări recuperatoare utilizate pe nave tip petrolier 27 8

31.1.1. Căldarea recuperatoare cu un singur tambur separator 278

31.1.2. Căldarea recuperatoare cu dou ă tambure separatoare 279

31.2.Constructia c ăldărilor acvatubulare 279

31.2.1. Colectoarele 279

31.2.2.Tuburile c ăldării 280

31.2.3. Focarul c ăldării 283


Răspunsuri la testele de autoevaluare unitatea de

învăţare nr. 31

286


278

OBIECTIVELE Unit ăţii de înv ăţare nr. 31: Principalele obicetive ale Unit ăţii de înv ăţare nr. 31 sunt

Cunoaşterea tipurilor constructive de c ăldări recuperatoare utilizate pe nave tip petrolier Însuşirea şi aprofundarea elementelor constructive din compone nţa căldărilor acvatubulare recuperatoare

31.1.Căldări recuperatoare utilizate pe nave tip petrolier 31.1.1. Căldarea recuperatoare cu un singur tambur separator

279

31.1.2. Căldarea recuperatoare cu dou ă tambure separatoare

31.2.Constructia c ăldărilor acvatubulare

31.2.1. Colectoarele

Colectorul - are forma unei camere cilindrice metalice şi este construit din oţel laminat cald. Are rolul de a face legătura între diferitele grupuri de tuburi prin care circulă apa sau amestec de apă/abur şi de a distribui aburul şi apa prin tuburile căldării.

După poziţia lor, ele pot fi superioare sau inferioare, iar după agentul înmagazinat pot f pentru apă sau pentru abur .

Fiecare colector se compune dintr-o porţiune cilindrică(tub cilindric) şi două capace bombate(vezi fig.3).

Fig.3

Corpul cilindric poate avea o grosime constantă sau variabilă; el are

întotdeauna în zona de prindere a tuburilor (placa tubul ară) o grosime sporită faţă de rest.

280

Grosimea colectorului se determină prin calcul şi depinde de presiunea de lucru, de calitatea metalului din care este confecţionat şi de numărul şi dimensiunile tuburilor.

De regulă, δ1 = 10 - 40 mm şi δ2= 15 - 75 mm Diametrul interior al colectorului superior depinde de debitul de abur ce

trebuie produs în care caz trebuie îndeplinite următoarele condiţii: -diametrul trebuie ales astfel încât colectorul superior să includă în

partea sa inferioară toate tuburile căldurii în aşa fel încât distanţa de la ultimul rând de tuburi până la nivelul mediu al apei în colector să nu fie mai mică de 150mm pe verticală.

-nivelul maxim al apei în colectorul superior să nu depăşească cu mai mult de 60 mm nivelul mediu.

-volumul inferior al colectorului trebuie să fie astfel încât cantitatea de abur ce revine fiecărui metru cub să nu depăşească anumite limite; astfel- sarcina camerei de abur q este cuprinsă între 1200-1800[m3/mJh] şi se calculează cu relaţia :

q= Dv2/V unde: D - debitul căldurii, m3/h

v2 - volumul specific al aburului saturat uscat, m3 /kg V - volumul camerei de abur , m3

Diametrul colectorului de apă inferior se alege ţinând cont ca la partea superioară să fie dispuse toate tuburile destinate lui. Prinderea tuburilor trebuie să se facă în aşa fel încât axa tubului să formeze cu axa ultimului rând de tuburi şi diametrul orizontal un unghi α=17°.Valoarea diametrului interior este de 350-700mm pentru colectoarele inferioare şi de 600-1500mm pentru colectoarele superioare.

Metoda modernă de execuţie a colectoarelor constă în îmbinarea cap la cap a celor două părţi distincte ale colectoarelor prin sudare electrică cu arc voltaic.

Până la 300°C colectoarele se confec ţionează din oţel carbon. La temperaturi peste 300°C se utilizeaz ă oţel aliat cu crom şi molibden.

Capacele(fundurile bombate) se prelucrează prin matriţare după care se efectuează asupra lor un tratament termic de recoacere. Fixarea capacelor se face prin nituire sau sudare.

Orificiile de vizitare au de regulă formă eliptică pentru a nu slăbi din rezistenta capacului cât şi pentru introducerea mai comodă a omului în colector.

31.2.2.Tuburile c ăldării Alcătuiesc suprafaţa de încălzire a căldării care are rolul de a capta

căldura gazelor şi a o transmite apei care circulă în interiorul tuburilor. In funcţie de modul dispunerii tuburilor faţă de focar, acesta funcţionează

în diferite condiţii termice. Primele rânduri de tuburi ce împrejmuiesc focarul formează tuburile de

radiaţie(absorb căldura prin radiaţie); celelalte sunt tuburi de convecţie.

281

Se confecţionează din oţel laminat de calitate prin tragere la cald; nu se folosesc tevi sudate.

înainte de fixarea tuburilor în colectoare, acestea suferă câteva operaţii şi anume : deconservarea, îndoirea şi proba hidraulică.

1.Deconservarea : Are ca scop îndepărtarea stratului de vaselină aplicat de fabrica constructoare. In exterior, stratul de vaselină se îndepărtează cu ajutorul unor materiale textile îmbibate cu petrol. In interior, deconservarea se face pe două căi:

a)mecanic: prin introducerea unor perii acţionate prin ax flexibil de motoare electrice.

b)chimic: prin introducerea unei soluţii care să descompună vaselina. Amestecul de benzină cu petrol constituie un bun dizolvant al vaselinei,

dar este periculos din punct de vedere al incendiilor. 2.Îndoirea tuburilor : Tuburile căldărilor moderne sunt mai mult sau mai

puţin curbate în scopul asigurării unui volum suficient focarului şi cu scopul măririi suprafeţei de transfer termic.

În operaţia de îndoire trebuie avute în vedere următoarele caracteristici : -curbarea tuburilor trebuie efectuată pe raze şi nu pe o linie întâmplătoare, -tuburile trebuie să intre între cele două colectoare perpendicular pe suprafaţa"acestora şi nu sub un unghi. -îndoirea tuburilor trebuie făcută la o rază optimă, întrucât prin îndoire, grosimea tubului se diminuează, iar la un moment tubul poate să se rupă.

Cu cât raza de îndoire este mai mare, cu atât şi subţierea pereţilor va fi mai accentuată, iar durata de deservire a tuburilor scade.

În baza experienţei, raza de îndoire trebuie să fie de 8 ori- mai mare decât diametrul tubului şi numai în cazuri speciale se admite ca raza curbării să fie de 5 ori mai mare decât diametrul tubului.

Îndoirea se face după un şablon executat după modelul tuburilor din schiţa căldării desenată la scara 1/1 de firmele constructoare.

Îndoirea tuburilor se poate face cu umplutură de nisip sau fără umplutură.

Tuburile cu d = 40 mm şi cu rază mare de curbură se pot îndoi fără umplutură manuală sau cu ajutorul unor aparate speciale prevăzute cu role (vezi fig.4). Rolele sunt fixate pe suportul 2 şi sunt acţionate de motoare electrice în acelaşi sens. Rolela 3 de împingere se roteşte în sens opus şi se poate deplasa conform săgeţii A.

Rolele au canal identic cu dimensiunile tubului.

282

3.Proba hidraulic ă : Se execută la o presiune hidraulică superioară creată de o pompă specială. Aceste presiuni sunt astfel alese încât să creeze tubului o tensiune corespunzătoare tensiunilor reale care apar în procesul real de funcţionare.

Fiecare tub se menţine sub presiune cea 5-10 minute, urmărindu-se comportarea sa din exterior.

In timpul probei, tubul se loveşte uşor cu un ciocan urmărindu-se dacă apar scurgeri pe undeva.

După proba hidraulică fiecare tub se suflă cu aer, după care se trec bile cu diametrul aproximativ egale cu diametrul interior al tubului pentru a se constata dacă secţiunea tubului este constantă pe toată lungimea sa.

După proba hidraulică tuburile se taie la dimensiunile dorite cu ajutorul unei freze dese, după care ele pot fi considerate gata pentru montaj în căldare.

Dimensiunile tuburilor Dimensiunea caracteristică a tuburilor o constituie diametrul exterior şi

interior al acestora care pot avea valori diferite în funcţie de condiţiile termice de lucru ale tuburilor.

La căldările navale pot fi întâlnite maximum, trei dimensiuni de tuburi .Pentru primele rânduri de tuburi di jurul focarului care sunt solicitate termic mai puternic, schimbul de căldură fiind prin radiaţie se utilizează dinamometrele 44,5/37mm; 44,5/30mm; 38/32mm.

Pentru snopul convectiv şi pentru supraîncălzitor se utilizează: 29/24mm; 25/21 mm; 25/20mm.

283

Fixarea tuburilor Prinderea tuburilor pe plăcile tubulare ale colectoarelor(inferior şi

superior) se face numai prin mandrinare. Mandrinarea constă în lărgirea tubului la rece din interior spre exterior,

astfel încât suprafaţa exterioară a tubului în orificiul plăcii tubulare să se lipească cât mai bine de suprafaţa orificiului executat în placa tubulară?

Orificiile plăcilor tubulare au diametrul mai mare ca diametrul exterior al tubului. Pentru o bună fixare, tuburile se introduc în colectoare perpendicular pe

suprafaţa acestora, adică pe rază, iar dispunerea lor pe placa tubulară se face în sistem rombic. In acest caz, distanţa între muchiile a două orificii alăturate trebuie să fie mai mare de 0,5 d?

31.2.3. Focarul c ăldării

Spaţiul destinat arderii combustibilului este delimitat de primele rânduri

de tuburi de pereţii verticali şi de vatra căldării. Fiecare perete vertical este alcătuit din doi pereţi, unul se găseşte spre

focar, iar celălalt, spre compartiment. Peretele vertical interior, care se găseşte în imediata apropiere a

focarului, se acoperă cu un strat de cărămidă refractară. Peretele exterior este acoperit numai de capacele de vizită ale carcasei căldării. Intre peretele exterior şi cel interior se formează aşa-numita cameră de

aer a peretelui vertical. Fiecare perete(interior şi exterior) se compune dintr-un schelet metalic

peste care se aplică table de oţel cu grosimea de 3-4mm în interior şi l-2mm în exterior.

Tablele peretelui interior se acoperă cu un carton de azbest cu grosimea de lOmm peste care se prinde un strat de cărămidă refractară prins cu ^şuruburi; fără şuruburi cărămizile nu s-ar menţine dat fiind faptul că în timpul funcţionării căldării apar trepidaţii puternice(vezi fig.5). In peretele frontal sunt practicate orificiile pentru introducerea pulverizatoarelor.

In dreptul acestor orificii se aplică cărămizi cu configuraţie conică care formează aşa-numitul con de flacără pe peretele vertical al căldării.

284

Fig. 5

1 .schelet metalic 2.tablă de oţel 3.carton de azbest 4.strat refractar 5.cărămizi refractar cu conformaţie conică

Vatra focarului este alcătuită din suprafeţe înclinate şi orizontale care

închid focarul în partea de jos. Aceasta constituie baza fixării stratului de cărămidă refractară în partea inferioară a focarului unde în timpul funcţionării căldării, sub acţiunea temperaturii relativ ridicate apare tendinţa de dilatare anormală, deteriorarea etanşării focarului, scurgerea combustibilului în santina navei şi ceea ce este mai periculos, scăpării de flacără în afara căldării.

Vatra de c ărămidă se sprijină pe fundul metalic al focarului care trebuie să suporte greutatea mare a cărămizilor şi să nu-şi piardă etanşarea sub acţiunea temperaturilor înalte.

Fundul metalic (vezi fig.6) se compune din: tabla fundului 1 cu 5 = 3-4mm şi tabla exterioară 2 cu 5= 0,7-l,00mm.Ambele table care formează între ele o cameră izolatoare de aer se fixează de colectoarele inferioare 3 şi 4 ale căldării. Tabla fundului se sprijină pe cadrul metalic alcătuit din profile transversale 5 şi longitudinale 6.Pentru realizarea unor izolaţii cu aer în partea interioară, între tabla fundului şi tabla exterioară este o distanţă de cca 130 mm, care se menţine cu ajutorul cornierelor 7.

285

Fig. 6

Peste tabla fundului se aplică tabla de azbest-carton cu δ = cca 10mm, un strat de pământ refractar, un strat de cărămidă refractară cu δ = 40mm, un strat de pământ refractar şi al doilea rând de cărămidă refractară. La aşezarea cărămizilor trebuie avut în vedere să existe un joc de dilatare între cărămizi, care se umple cu pământ refractar.

Fixarea căldării pe postament Precizări: a)o căldare navală modernă împreună cu apa din interiorul ei are o

masă de cca.50t. Structura corpului navei însă este alcătuită din table subţiri. De aceea

pentru asigurarea unei poziţii stabile orizontale a căldării şi pentru repartizarea uniformă a masei căldării în corpul navei aceasta se fixează pe postamente.

b)la navele militare care se deplasează cu viteze mari, căldările se fixează cu o mică înclinare spre prova deoarece în timpul mersului aceste nave, datorită vitezei se apupează , adică prova navei iese din apă pe o anumită distanţă sau un anumit unghi. Căldarea se fixează pe postament cu ajutorul săniilor care pot fi două, trei sau patru fixate prin nituire de colectorul inferior al căldării. Colectorul 1 se sprijină mai întâi pe sania 2 şi aceasta la rândul ei pe postamentul 3 care se găseşte dispus şi pe tabla dublului fund 4. Numărul săniilor sub colector depinde de lungimea colectorului.

286

Test de autoevaluare Unitatea de învăţare nr. 31:

1. Orificiile de vizitare amplasate pe căldare au în general forma: a) dreptunghiulară b) pătrată c) eliptică d) rotundă 2.Raza de îndoire a tuburilor trebuie să fie: a) de 5 ori mai mare decât diametrul tubului b) de 8 ori mai mare decât diametrul tubului c) de 3 ori mai mare decât diametrul tubului d) de 2 ori mai mare decât diametrul tubului

Rezolvare: 1 c 2 b

287

BIBLIOGRAFIE:


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;








288

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 32 SUPRAFEŢELE AUXILIARE DE TRANSFER TERMIC ALE C ĂLDĂRII CUPRINS:

32.1. Preciz ări 290

32.2. Supraînc ălzitorul de abur 290

32.2.1. Rol 290

32.2.2. Clasificarea supraînc ălzitoarelor 290

32.2.2.1. Pentru c ăldări ignitubulare 290

32. 2.2.2. Pentru c ăldări acvatubulare 291

32. 2.2.2.1. După pozi ţia tuburilor 291

32.2.2.2.2. După forma tuburilor 291

32.2.2.2.3. După modul de amplasare a serpentinelor 292

32.2.2.2.4. După deplasarea relativ ă a agen ţilor termici 292

32.2.2.2.5. După modul de transfer termic 293

32. 2.3. Unele caracteristici ale supraînc ălzitoarelor 293

32.2.4. Fixarea suprainc ălzitorului pe c ăldare 294

32.3. Economizorul 295

32.3.1. Generalit ăţi 295

32.3.2. Clasificare 295

32.4. Preînc ălzitorul de aer 296

32.4.1. Rol 296

32.4.2. Clasificare 296

32.4.2.1 .Preîncălzitoare de aer recuperative 296

32.4.2.2.Preîncălzitoare de aer regenerative (cu transfer

direct)

297

289



învăţare nr. 32

299


290


Cunoaşterea tipologiei supraînc ălzitoarelor, economizoarelor şi al preînc ălzitoarelor de aer din componen ţa căldărilor navale Cunoaşterea şi însu şirea principiilor func ţionale şi constructive a suprafe ţelor auxiliare aferente c ăldărilor navale

32.1.Precizări :

a).Pe lângă suprafaţa principală de transfer termic (de încălzire) care contribuie nemijlocit la procedeul de obţinere a aburului, căldarea mai conţine şi suprafeţe auxiliare de încălzire care au .rolul de a mări randamentul căldării şi de a îmbunătăţi calitatea aburului, b). Suprafeţele de transfer termic sunt constituite din supraîncălzitoare, economizoare şi preîncălzitoare de aer. c). La căldările de tip mai vechi sau la căldările care produc abur saturat, nu se întâlnesc suprafeţe auxiliare.

32.2. Supraînc ălzitorul de abur

32.2.1. Rol

serveşte la acumularea unei părţi din căldura gazelor pentru ridicarea temperaturii peste valoarea de saturaţie cu care aburul vine din vaporizator.

Prin ridicarea temperaturii aburului, acesta îşi măreşte entalpia şi, ca urmare, fiecare kg de abur cu un conţinut mai mare de entalpie va fi capabil să producă un lucra mecanic mai mare la maşină.

32.2.2. Clasificarea supraînc ălzitoarelor

32.2.2.1. Pentru c ăldări ignitubulare

Se compun din unul sau două colectoare în care sunt introduse capetele elementelor de supraîncălzire.Elementele de supraîncălzire, formate din tuburi, sunt introduse în plăcile tubulare, unde intră în contact cu gazele calde5 după care se îndreaptă spre ieşirea din căldare.

291

32.2.2.2. Pentru c ăldări acvatubulare 32.2.2.2.1. După pozi ţia tuburilor

a).Verticale - pot fi dispuse după fasciculul convectiv de tuburi (fig.l) sau în interiorul lui. (fig.2) b).Orizomtale - sunt dispuse, în general, numai în interiorul fasciculului respectiv. Observaţie: Colectoarele sunt dispuse orizontal la supraîncălzitoarele verticale şi invers la cele orizontale.

Fig.1 Fig. 2

32.2.2.2.2. După forma tuburilor

a).Cai ţevi drepte (fig.3) - mai multe ţevi drepte legate între două colectoare. b).Cu serpentină simplă (fig.4) - o singură serpentină este legată între colectorul de intrare şi ieşire. c).Cu serpentine multiple (fig.5) - mai multe serpentine sunt legate între colectorul de intrare şi ieşire.

În racordarea şi depozitarea serpentinelor de supraîncălzitor se urmăreşte realizarea unor debite şi temperaturi uniforme cu serpentinele lui.

Fig. 3 Fig. 4 Fig. 5 a Fig. 5 b

292

Viteza aburului în serpentine este de 15-20 m/s la p < 30=35 bar şi scade la 12-15 m/s la presiuni mai mari,

32.2.2.2.3. După modul de amplasare a serpentinelor .

a).Orizontale (fig.6) - serpentinele sunt paralele cu curentul de gaze. Prezintă avantajul unei goliri uşoare, în schimb se înfundă uşor cu

depuneri. b)Verticale (fig.7) - serpentinele sunt perpendiculare pe direcţia curentului

de gaze.Nu se pot goli uşor, dar au un sistem de suspendare foarte simplu şi posibilitatea curăţării depunerilor exterioare.

Fig. 6 Fig. 7

32.2.2.2.4. După deplasarea relativ ă a agen ţilor termici

A). În echicurent (fig. 8a)

b). În contracurent (fig. 8b)

c). Combinate (fig 8c)

Fig. 8a Fig. 8b Fig. 8c

293

SUPRAÎNCĂLZITOARELE ÎN CONTRACURENT prezintă o solicitare termică mai mare a ţevilor decât cele în echicurent, dar necesită suprafeţe mai mici pentru aceleaşi debite şi temperaturi de supraîncălzire. PRECIZARE: La căldările navale moderne se utilizează numai supraîncăizitoare verticale cu tuburi tip serpentină care se pot goli complet.

32.2.2.2.5. După modul de transfer termic

a). De radiaţie - au următoarele caracteristici: - sunt constituite din ţevi drepte, formând fascicule plane amplasate în focar; - constituie ecrane independente, acoperind singure un perete întreg de

focar sau fiind intercalate printre ţevile sistemului vaporizator amplasat în focare. b). De convecţie - au următoarele caracteristici:

- sunt amplasate în canalul de gaze al căldării, imediat după fasciculele vaporizatoare;

- supraîncălzitorul de convecţie se leagă cu un supraîncălzitor de radiaţie, aburul trecând mai întâi prin supraîncălzitorul de radiaţie pentru a asigura răcirea. c). Combinate (convecţie cu radiaţie) - se mai numesc şi supraîncăizitoare cu radiaţie bilaterală sau supraîncăizitoare paravan.

Sunt amplasate în zona de ieşire a gazelor de ardere din focar, de obicei suspendat în plafonul focarului.

32.2.3. Unele caracteristici ale supraînc ălzitoarelor

a). Viteza medie a gazelor care spală suprafeţele de schimb de căldură 5-15 m/s. . b). Pierderea de presiune ∆p = 0,5-1,5 mb c). Coeficientul global K= 30-80 w/m2 k d). Colectoarele supraîncălzitoarelor de abur se execută din oţel carbon sau cu secţiune rotundă sau dreptunghiulară (pătrată), iar serpentinele din oţeluri superaliate rezistă la temperaturi înalte. e). Serpentinele se racordează de un ştuţ montat de colector. Sudarea serpentinelor se face cap la cap sau prin suprapunere, fj. Raza de curbură a serpentinelor este de 2-2,5de.

32.2.4. Fixarea suprainc ălzitorului pe c ăldare

Pentru funcţionarea normală a căldării, supraîncălzitorul trebuie să fie bine fixat pe căldare.Fixarea supraîncălzitorului trebuie să asigure:

294

- o poziţie constantă faţă de căldare; - imposibilitatea deplasării colectorului în urma diferitelor efecte

inerţiale; - posibilitatea dilatării prin încălzire. Spre exemplu, pentru asigurarea acestor cerinţe, fixarea

supraîncălzitorului vertical, dispus după fasciculul convectiv de ţevi, se face în următoarele condiţii ( fig.9)

Fig. 9 a).Colectorul 1 al supraîncălzitorului se dispune faţă de colectorul inferior al căldării, astfel încât dreapta care uneşte centrele ambelor colectoare să se găsească faţă de o dreaptă verticală la un unghi d < 30°. Acesta este necesar pentru micşorarea eforturilor de încovoiere a sistemului de fixare pe colectorul inferior. b).Distanţa a, între cercurile exterioare ale colectoarelor, nu trebuie să fie mai micăde 200 mm.Aceasta, în scopul asigurării condiţiilor optime de control şi eliminare a funingine! care, de regulă, se acumulează în cantitate mare în această zonă. c).Distanţa b, între vârful serpentinelor supraîncălzitorului şi suprafaţa exterioară a colectorului superior trebuie să nu fie mai mică de 200mm.Această distanţă este necesară în scopul asigurării accesului spre de protecţie pe care se sprijină vârful buclelor.

Şicana de protecţie este o tablă din oţel rezistent la temperaturi înalte care nu admite trecerea gazelor prin zona vârfurilor serpentinelor.In această zonă tuburile supraîncălzitorului sunt supuse unor accentuate eforturi termice.Colectorul unui astfel de supraîncălzitor se sprijină printr-un cadru metalic pe colectorul inferior ai căldării.

295

32.3. Economizorul 32.3.1. Generalit ăţi

Acumulează o parte din căldura gazelor ce se îndreaptă spre coşul navei şi o redă circuitului de apă ce urmează a intra în căldare.În prealabil, gazele de ardere au cedat căldura după ce au trecut prin zonele încălzire ale vaporizatorului şi supraîncălzitorului.

În mod normal, economizorul constituie o a doua treaptă de încălzire a apei de alimentare, prima treaptă constituind-o preîncălzitorul de apă care foloseşte căldura latentă a aburului prelucrat în mecanismele auxiliare.

În economizor temperatura apei de alimentare se ridică până la o valoare cu. 30-40° C mai mic ă decât temperatura de saturaţie din căldare.

Economizorul se foloseşte la căldările de înaltă presiune, deoarece, în aceste căldări, temperatura de saturaţie are valori mari, iar gazele din focar, având o viteză de scurgere mare, tind să părăsească căldarea cu o cantitate apreciabilă de căldură.

Prin utilizarea unei părţi din această cantitate de căldură în economizor, apa de alimentare va necesita o cantitate de căldură şi, deci, de combustibil mai mică, pentru a atinge temperatura de vaporizare în căldare.

32. 3.2. Clasificare

a) Economizoarele nefierbătoare la care apa se preîncălzeşte cel mult până la temperatură de 20-25°C sub cea de satura ţie.

Se execută din tuburi de fontă cu aripioare dispuse orizontal, având direcţia de curgere a gazelor de ardere perpendiculară pe ele. b): Economizoare fîerbătoare la care apa se încălzeşte până la temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii din căldare şi se vaporizează parţial, maximum 15% din debitul de apă trecut prin economizor.

Se execută din ţevi de oţel fără suduri (ţevi trase) cu diametral de 32-51 mm, dispuse în serpentine paralele.

Waec = 0,6-l,2m/s

Wgec = 6-10m/s

ta = 50°-250°C PRECIZARE:

Economizoarele din fontă sunt am puţin rezistente din punct de vedere mecanic şi la şoc termic, dar mai rezistente la coroziune. AVANTAJELE UTILIZĂRII ECONOMIZOARELOR: a).Reducerea suprafeţei de încălzire a vaporizatorului; b).Folosirea raţională a entalpiei reziduale din gazele de ardere;

296

c).Eliminarea parţială a dilatărilor inegale a părţilor componente ale sistemului vaporizator; d).Reducerea radiaţiilor de nivel în tambur.

32. 4. Preînc ălzitorul de aer

32.4.1.Rol

Serveşte la preîncălzirea aerului necesar arderii în focar cu ajutorul căldării reziduale din gazele de ardere.

32.4.2. Clasificare

După principiul transferului de căldură de la gaze la aer, deosebim: - preîncălzitoare de aer recuperative cu transfer indirect;

- preîncălzitoare de aer regenerative cu transfer direct.

32.4.2.1 .Preîncălzitoare de aer recuperative

Există două tipuri de astfel de recuperatoare: a).Preîncălzitoare tubulare - se execută din tuburi de oţel trase sau sudate cu 40-100 mrn.Tuburile se fixează prin mandrinare sau sudare în două plăci tubulare de capăt. Gazele circulă prin interiorul tuburilor, iar aerul prin exterior.

Wg

m= 12-18m/s Waer

m = 6-9m/s

297

b).Preîncălzitoare cu plăci - se execută din foi de tablă de 2-4 mm asamblată prin sudare , formând o serie de canale verticale, alternând cu canale orizontale cu secţiuni dreptunghiulare.Canalele de gaze alternează cu cele de aer, formând o cutie perpendiculară care formează un element al preîncălzitoralui.

32.4.2.2.Preîncălzitoare de aer regenerative (cu transfer direct)

Atât gazele de ardere, cât şi aerul, trec alternativ peste' o masă metalică de acumulare a căldurii,gazele cedând căldura, iar aerai preluând-o,

Preîncălzitoarele de aer sunt de două tipuri; cel mai utilizat în domeniul naval este cel cu mase metalice de acumulare rotative.

Fig. 12

298

Acesta se compune dintr-un rotor 1 de formă cilindrică înconjurat de o manta 2 închisă de două plăci frontale în care sunt prevăzute deschizători mari 3 pentru trecerea gazelor şi aerului şi stufuri cu reducţii pentru racordarea canaielelor de gaze şi aer.

In canalele în formă de sectoare ale rotorului sunt introduse elementele de încălzire care constituie masa de acumulare a căldării, realizate din table ondulate, în scopul măririi suprafeţei de încălzire şi menţinerii distanţei dintre plăci.

Fig. 13

Între aceste table se formează fante de trecere a aerului şi a gazelor de ardere,

Montarea cilindrică 1 este fixată pe un ax vertical în două lagăre, superior şi inferior, în care se roteşte masa metalică antrenată de un motor electric. FUNCŢIONARE:

Corpul rotativ, care poate fi dispus orizontal sau vertical, trece prin rotire succesivă în dreptul canalului de gaze de ardere, apoi de aer, cu o viteză de rotire mică, de 2-4 rot/ min.

299


1. Principlalul criteriu de clasificare al supraîncălzitoarelor de radiaţie este: a) după modul de amplasare al serpentinelor

b) după deplasarea relativă a agenţilor temici c) după modul de transfer termic

d) după poziţia tuburilor

c 2. Printre caracteristiciile supraîncălzitoarelor se află:

a) coeficientul global K= 30- 80 w/m2k

b) pierderea de presiune ∆p=1,5- 2 mb c) raza de curbură a serpentinelor este 3- 3,5 de

d) viteza medie a gazelor care spală suprafeţele de schimb de căldură este 20- 35 m/s a 3. În economizoarele nefierbătoare apa se preîncălzeşte cel mult până la temperatură de: a) 20-25°C sub cea de satura ţie. b) 10- 15°C sub cea de satura ţie

c) 25-30°C sub cea de satura ţie d) 5-10°C sub cea de satura ţie

Rezolvare: 1 c; 2 a; 3 a.

300

BIBLIOGARFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;








301

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR.33 CALCULUL TERMIC AL FOCARULUI

CUPRINS: 33.1.Calculul termic al focarului 302

33.1.1Alegerea unor caracteristici constructive şi

func ţionale

302

33.1.2 Dimensionarea focarului 302

33.2.CaIculul suprafe ţelor de transfer termic convectiv 304

33.2.1. Principii generale 304

33.2.2. Calculul de dimensionare 304

33.2.3. Calculul de verificare 305

33.2.4. Calculul diferen ţei medii de temperatur ă 305

33.2.5. Calculul termic al suprafe ţelor de transfer termic ale

generatorului de abur(continuare)

306

33.2.5.1. Determinarea vitezei de curgere a fluidel or 306

33.2.5.2. Determinarea coeficientului de transfer d e căldur ă 307

33.3. Calculul sistemului vaporizator 308



învăţare nr. 33

309


302


Cunoaşterea şi în ţelegerea formulelor utilizate în calculu termic al focarului Însuşirea elementelor de calculul ale suprafe ţelor de transfer temic convectiv şi al sistemului vaporizator

33.1.Calculul termic al focarului

33.1.1 Alegerea unor caracteristici constructive şi func ţionale

- Tipul combustibilului(lichid,gazos, solid) - Amplasarea arzătoarelor şi a ţevilor schimbătoare de căldură - Solicitarea termică admisibila a focarului

33.1.2 Dimensionarea focarului

a) Calculul volumului : 3h i

ff

C QV m

q

⋅ = , unde

qf [ kJ ] - solicitarea termică a focarului Pentru arzătoare cu turbionare qt-=230.. .250kJ/m3, iar pentru cele fără turbionare qf = 1400kJ/rrr Ch - consumul orar de combustibil

b) Determinarea suprafeţei de transfer termic prin radiaţie Acest calcul este destul de complicat întrucât depinde de foarte mulţi factori precum: -temperatura realizata de arderea combustibilului -structura compoziţională a flăcării -parametrii constructivi(geomeria focarului şi gradul de umplere cu flacără) -parametrii funcţionali(debit, presiune, temperatură)

Etape de calcul : a) Determinarea temperaturii teoretice de ardere în focat tt, care este de fapt, temperatura gazelor de ardere în focar. Pentru aceasta vom considera că

303

întreaga cantitate de căldură se regăseşte în entalpia gazelor de ardere, deci pentru lkg de combustibil.

Ig =ig =

3/i

g

QkJ m N

V

Din diagrama I-t obţinem tt Având în vedere că erul este preîncălzit şi de asemenea şi combustibilul înainte de a fi introduse în focar, entalpia gazelor de ardere va avea altă relaţie de calcul:

ig = qg + qL + qch [kJ/m3N]

qL =

3/L L

g

L c tkj m N

V

⋅ ⋅

[kJ/m3N]

Qch=

3/c c

g

i tkj m N

V

⋅

Qch=

3/ic L L c c

g

Q L c t c ikj m N

V

+ ⋅ ⋅ + ⋅

Din diagrama I-t, putem calcula tt

b) Calculul fluxului unitar de căldură

- densitatea fluxului temic - gr, transmis direct suprafeţei de transfer termic prin radiaţie (Ar).

In realitate temperatura de ardere cu focar tteste mai mică : o parte din căldură este transmisă suprafeţei de încălzire, deci în realitate vom avea ig’< ig.

qr=( )44( ) _f pt Tε

100 100

Entalpia ia a gazelor de ardere în condiţiile transferării prin radiaţie a cantităţii de căldură qr x Ar va fi determinată de relaţia :

3/g r rr

g h

i q Aq kJ m N

V C

⋅ ⋅ = ⋅

cunoscând ttdin diagrama Ig.t putem calcula ig In final putem calcula Ar

304

33.2.CaIculul suprafe ţelor de transfer termic convectiv

33.2.1 Principii generale

Se bazează pe rezolvarea simultană ecuaţiei schimbului de căldură - fluidul cald(gaze de ardere) şi fluidul rece(apă-abur) şi a ecuaţiei bilanţului termic. Ф = KA x ∆tm [kw] Ф = Ch (ig

’-ig + ∆α iqr L0) - Ф5 [kw] unde : Ф- fluxul de cădură între* [kw] K - coeficientul global de transfer termic în kw/m2K ∆tmed- diferenţa medie logaritmică între fluidul cald şirece în K. ig şi ig - entalpiile specifice ale gazelor de ardere la intrarea, respective la ieşirea din suprafaţa de transfer termic considerată în KJ/kg. Ch- cantitatea orară de combustibil care arde efectiv în focar în kg/h ∆α - coeficientul pătrunderilor de aer fals în porţiunea de canal de gaze de ardere în care este montată suprafaţa de transfer termic L0 - cantitatea teoretică de aer de ardere în nr N/kg îqr — entalpia specifică a (Ugfcilui la temperatura aerului fals în kJ/nr'N A — suprafaţa de încălzire în m2

Ф5[kw] — fluxul de căldură pierdut prin radiaţie sau convecţie în mediul înconjurător. A se consideră egală cu suprafaţa tuburilor determinată după diametrul exterior cu excepţia preîncălzitorului de aer tubular, pentru care suprafaţa de preîncălzire se determină după diametrul mediu.

33.2.2. Calculul de dimensionare

a) Se dau toate mărimile care intervin în ecuaţiile de mai sus. In plus şi temperaturile fluidului cald şi rece la intrarea şi ieşirea din suprafaţa de încălzire considerată.

b) Se calculează ∆tmcd c) Se aproximează conform datelor din literature de specialitate pentru tipul

respective de schimbător de căldură, valoarea coeficientului «K», determinându-se apoi mărimea «A »

d) Pe baza valorii lui A se evaluează schimbul ţevilor, lungimea, pasul pe orizontală sau verticală, secţiunile de curgere ale fluidelor, cald şi rece

e) Cunoscând debitul fluidelor cald şi rece se calculează viteza de circulaţie a acestora. f) Se reia din nou calculul pentru evaluarea exactă a coeficientului K, respective a suprafeţelor de încălzire. Calculul se consideră terminat când

305

diferenţa dintre cantitatea de cădură preluată de suprafaţa de încălzire şi cea necesară a fi transmisă nu depăşeşte 2%.

33.2.3. Calculul de verificare

a) Se cunoaşte mărimea şi forma geometrică a suprafeţelor de încălzire, debitele şi temperaturile de intrare a le fluidului cald şi rece.

b) Se aproximează temperaturile de ieşire ale fluidelor din suprafaţa de încălzire.

c) Se calculează vitezele de circulaţie ale fluidelor, coeficientul de trecere a căldurii, diferenţa medie de şi cantitatea de căldură schimbată.

d) Din ecuaţia bilanţului termic se determină entalpia fluidelor, respectiv temperatura la ieşirea din suprafaţa de încălzire considerată.

Notând tg’’ e temperatura gazelor de ardere la ieşirea din schimbătorul de

căldură a cărei valoare a fost aproximată la începutul calculului şi cu tg ’’e - temperatura rezultată din calcul, atunci dacă : tg ’’e- tg ’’c = ± 10 calculul se consideră acceptat tg’’e - tg’’c = ± (10-50)°C - calculul se repet ă precizându-se doar valoarea lui ∆tmed

tg’’e – t ’’c > 50°C - calculul se repet ă precizându-se atât valoarea lui ∆tmed cât şi al lui K

33.2.4. Calculul diferen ţei medii de temperatur ă

Este dependentă de direcţia curgerii celor două fluide care schimba căldura

între ele şi şi pentru aceeaşi suprafaţă de încălzire, are valoare maximă la curgerea in contracurent.

In construcţia căldărilor se întâlnesc scheme de curgere în curent încrucişat.

Pentru schema de curgere în contracurent şi echivalent

∆tmed=ln

tM tmtM

tm

∆ − ∆∆∆

Dacă ∆tM > 1,7 se poate folosi relaţia simplificată

∆tmed = tM tm

2

∆ + ∆

[°C] In cazul în curgerii în current încrucişat : ∆tmedr= Ψ x ∆tmed unde Ψ este un coefficient de corecţie subunitar care se ia din diagramă.

306

33.2.5.Calculul termic al suprafe ţelor de transfer termic ale generatorului de abur(continuare)

33.2.5.1 Determinarea vitezei de curgere a fluidelo r

a) Pentru gazele de ardere :

Wg = [ ]/

mh g

g

C Vm s

A

⋅

b) Pentru aer :

Wa=[ ]0 /

mh pa

a

C Lm s

A

α⋅

c) Pentru apa sau abur :

W = [ ]/

mD Vm s

A

⋅

unde: αm

pa coeficientul mediu de exces de aer în preîncălzitorul de aer ; D[kg/s] - debitul de abur, apă; B[kg/s] - consumul de combustibil L0[m

3N/kg] - cantitatea teoretică de aer necesar arderii unităţii de combustibil ; Vm[m3/kg] - bolumul specific mediu al aburului, apei; Ag, Aa, A[m2] - secţiunea liberă de trecere a gazelor, aerului sau aburului(apei).

Secţiunea liberă de trecere a fluidului sr determină ţinând cont de curgerea fluidului în raport cu axa ţevilor astfel : a) Pentru spălarea longitudinală :

- la curgerea fluidului prin interiorul ţevilor

A = z x

2id

4

π [m2]

- la curgerea fluidului prin exteriorul ţevilor

A =(ab - z x

2ed

4

π) [m2]

b) Pentru spălarea transversală : Secţiunea de curgere se calculează în porţiunea cea mi îngustă a canalului, în funcţie de aşezarea ţevilor în interiorul cazanului : A = ab – z1 x dex b[m2] sau A = ab - zi x dex a[m2] unde : - dide[m] - diametrul interior, exterior ; - z,z1 - numărul total de ţevi în fasciculul respective sau într-un rând de

fascicule - a,b - lăţimea şi înălţimea(adâncimea) canalului de gaze

307

c)pentru spălarea mixtă a suprafeţei de încălzire, aceasta se separă în mod convenţional în porţiuni spălate longitudinal şi transversal şi calculul se face separat.

In cazul în care canalul de gaze are dimensiuni variabile sau caracteristicile fasciculului variază (numărul de ţevi, diametru etc) se recomandă întocmirea unui calcul pe porţiuni distincte cu aceleaşi caracteristici şi în final stabilirea secţiunii libere ca medie ponderată

33.2.5.2. Determinarea coeficientului de transfer d e căldur ă

a) peritru supraîncălzitorul de abur :

2

1 1 1

1 1/

1 1 1 1

c

K W m grdm m

α α ωα α

= = ⋅ + + + +

b) pentru suprafeţele vaponzatoare şi economizoare din tevi netede

2

1

1 1/

1 1

c r

K W m grdm m

α ωα α

= = ⋅ + +

+ c) pentru preîncalzitoarede aer tubulare şi din plăci:

2

1 2 2

1 1/

1 1 1 1

c

K W m grdξ

α α α α

= = ⋅ + +

Unde

α1[w/m2xgrd] - coeficient de transfer de căldură de la gaze la peretele metalic; α1[w/m2xgrd] - coeficient de transfer de căldură de la peretele metalic la fluidul rece; α1[w/m2xgrd] - coeficient de transfer de căldură prin convecţie de la gaze la perete ; α1[w/m2xgrd] - coeficient de radiaţie termică de la gaze de ardere la perete ω - coeficient de utilizare al canalelor de gaze ; m - coeficient de murdărire a suprafeţelor de încălzire prin convecţie ; ξ

- coeficient de murdărire a suprafeţelor de încălzire prin radiaţie.

308

33.3. Calculul sistemului vaporizator

Are ca scop determinarea suprafeţei de schimb de căldură necesară producerii în generatorul de abur a aburului saturat umed şi uscat.

Saturat uscat caracterizat de punctual b din diagramă este căldura latentă de vaporizare.

Grafic această căldură este echivalentă cu1 1abb a a∫ . Din tabele

termodinamice sau din diagrama i-s rezultă căldura latentă de vaporizare r =i II - iI

Cantitatea de căldură necesară a fi transmisă pentru vaporizarea întregii cantităţi de apă este Qr = Da x r

Calculul diferenţei medii logaritmice de temperatură se face având în vedere următoarea diagramă de variaţie a temperaturii în vaporizator.

∆tM - tgVI - tb ∆tm = tgv2 - ta] ∆tmedr = Ψ x ∆tmed - deoarece circulaţia e încrucişatăde calcul, în funcţie de parametrii P şi R.

1

m m

b M

Ptgv t t

σ σ= =

− ∆ 1 2m tgv tgvσ = −

M

m

Rσσ

= M ta tbσ = −

310


1. Formula

2

1

1 1/

1 1

c r

K W m grdm m

α ωα α

= = ⋅ + +

+ este utilizată pentru calculul coeficientului de transfer de căldură în cazul:

a) preîncalzitoarelor de aer tubulare şi din plăci

b) economizoarelor

c) supraîncălzitoarelor de abur

d) suprafeţelor vaponzatoare şi economizoare din tevi netede

2. Relaţie [ ]/

mh g

g

C Vm s

A

⋅

este utilizată pentru determinarea vitezei de curgere pentru: a) ulei b) gaze de ardere c) aer d) apa sau abur

Rezolvare: 1 d, 2 b.

311

BIBLIOGRAFIE

1.Aldea, M ; Chiţu, I; Delibas, C - Îndrumar de cazane de abur şi recipienţi sub

presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;





1981 ;



312


PURITATEA APEI DE ALIMENTARE ŞI A ABURULUI LA GENERATOARELE DE ABUR. CALCULUL DE REZISTEN ŢĂ AL GENERATOARELOR DE ABUR

CUPRINS:

34.1. Puritatea apei de alimentare şi a aburului la

generatoarele de abur

314

34.1.1. Considera ţii generale 314

34.1.2. Indici caracteristici ai apei de alimentare şi aburului 314

34.1.3. Etapele trat ării apei de adaos 316

34.1.3.1. Decantarea 316

34.1.3.2. Filtrarea 316

34.1.3.3. Eliminarea uleiului 316

34.1.3.4. Eliminarea impurit ăţilor coloidale şi organice 316

34.1.3.5. Eliminarea durit ăţii 317

34.1.3.6. Demineralizarea apei 317

34.1.3.7. Degazarea 317

34.2.Materiale metalice folosite în construc ţia

generatoarelor de abur

318

34.3.Calculul de rezisten ţă al generatoarelor de abur 318

34.3.1.Calculul grosimii pere ţilor pentru tambure şi

colectoare sudate

318

34.3.2. Calculul grosimii colectoarelor cilindrice supuse la

presiune interioar ă

319

313

34.3.3. Calculul grosimii fundurilor bombate supuse Ia

presiune interioar ă

319



învăţare nr. 34

321


314


Cunoaşterea şi aprofundarea indicatorilor folosi ţi pentru aprecierea calit ăţii apei de alimentare şi aburului şi a etapelor trat ării apei de adaos

Învăţarea rela ţiilor utilizate în calcululul de rezisten ţă al generatoarelor de abur

34.1. Puritatea apei de alimentare şi a aburului la generatoarele de abur

34.1.1. Considera ţii generale Pentru ca suprafaţa interoară a generatorului de abur să nu se

murdărească şi să nu fie expusă la coroziuni reducându-se astfel la minim deranjamentele în exploatare trebuie ca apa de alimentare să conţină cât mai puţine săruri, gaze, suspensii mecanice, substanţae organice, acizi şi uleiuri.

Depunerile pe suprafeţele interioare ale generatoarelor de abur (piatra şi nămolul) se formează datorita proceselor fizico-chimice dintre care principal este procesul cristalizării caracterizat prin separaţia fazei solide din soluţia suprasaturată.

Depunerile sunt condiţionate de : a) scăderea solubilităţii sărurilor odată cu creşterea temperaturii apei ; b) procesele chimice care duc la transformarea unori ioni în alţii capabili

de a forma compuşi greu solubili ; c) creşterea totală a concentraţiei sărurilor în apa din cazan ca urmare a

faptului că aburul degajat antrenează în cazul unei exploatări chiar corecte o anumită cantitate de săruri.

Procesul de depunere începe cu apariţia particulelor solide formate prin precipitare odată cu depăşirea limitei de solubilitate (soluţia este suprasaturată cu sarea respectivă). Aceste particule solide formează centrele de cristalizare ale sărurilor. Pe aceste cristale se depun celelalte molecule de săruri care se cristalizează trecând la dimensiuni din ce în ce mai mari.

Unele săruri se cristalizează mai ales pe suprafeţele încălzite, formând piatr ă dură şi dens ă.

34.1.2. Indici caracteristici ai apei de alimentare şi aburului Pentru aprecierea calităţii apei de alimentare şi aburului se utilizează

următorii indicatori : a) Duritatea - conţinutul apei în compuşi de calciu şi magneziu. Deosebim duritate: temporară, permanentă şi totală

315

Duritatea temporară (carbonatică) sau trecătoare este este constituită din bicarbonaţii de calciu şi magneziu (Ca(HC03)2,Mg(HC03)2 ).Aceşti compuşi se depun sub formă de crustă tare în economizor şi sub formă de nămol în zonele vaporizatoare.

Duritatea permanentă (necarbonică) este constituită din clorurile, sulfaţii şi azotaţii de calciu şi magneziu (Cl2Ca, Cl2Mg, CaS04, MgS04 ). Aceşti compuşi sunt termosensibili şi precipită la încălzire formând depuneri tari.

Duritatea totală reprezintă suma durităţii temporare şi a durităţii permanente. Unitatea de măsură este gradul de duritate . In ţara noastră se utilizează gradul german de duritate care corespunde unui conţinut de 10 mg CaO/dm3 şi care se notează cu °d.

b)Alcalinitatea - se determină prin conţinutul de sodiu şi hidroxid de

sodiu conţinut în apa de alimentare. Alcalinitatea are un efect de protecţie împotriva coroziunii, dar la o concentraţie mai mare poate conferi oţelului din care este confecţionat generatorul de abur aşa numita fragilitate caustic ă care duce la fisurarea cusăturii de sudură. Afară de aceasta, la o alcalinitate prea mare a apei creşte umiditatea aburului. Alcalinitatea se exprimă convenţional în unităţi ale indicelui de alcalinitate.

c)Con ţinutul în cloruri(salinitatea) - concentraţia clorurilor se exprimă

în mg ioni de clor conţinuţi într-un litru de apă. In general, clorurile sunt solubile în apă, iar concentraţia lor în generatorul de abur creşte progresiv fără a da depuneri. Conţinutul mare de cloruri favorizează spumegarea apei şi murd ărirea aburului, iar anumite cloruri(MgCL) se hidrolizează în apă formând acizi corozivi.

d)Con ţinutul în substan ţe insolubile - se referă la coţinutul de

impurităţi mecanice în suspensie, la conţinutul de fosfaţi, silicaţi, hidroxid de magneziu şi uleiuri. Silicaţii şi hidroxidul de magneziu se depun pe suprafeţele schimbătoare ale cazanului, formând o crustă a cazanului care înrăutăţeşte transmisia căldurii.

Uleiul se depune sub formă de peliculă pe suprafeţele de încălzire, înrăutăţind de asemenea transmisia căldurii.

e)Con ţinutul de gaze dizolvate - interesează in principal conţinutul de

oxigen şi de bioxid de carbon liber.Aceste gaze sunt foarte solubile în apă şi produc coroziunea metalului suprafeţelor de încălzire.

f)Con ţinutul în ioni de hidrogen (ph) ph-ul - dă indicaţii asupra alcalinităţii sau acidităţii apei. Apa la 22°C are ph = 7 ; la un ph < 7 apa este acid ă iar la ph > 7 apa

este alcalină. Caracterul acid sau alcalin al apei se datorează ionilor suplimentari de hidrogen sau OH, proveniţi din substanţe străine.

316

34.1.3. Etapele trat ării apei de adaos În scopul obţinerii unei purităţi corespunzătoare a apei din cazan şi a

aburului, atât apa de adaos cât şi cea din cazan trebuie tratată. 34.1.3.1. Decantarea

Constă în conducerea apei de alimentare într-un bazin numit decantor, în

care ca urmare a reducerii vitezei de circulaţie a apei, timpul de cădere la fund a suspensiilor (datorită greutăţii proprii a acestora) devine mai mic decât timpul de parcurgere a instalaţiei.

Datorită acestui fenomen, particulele străine din apă se depun pe fundul decantorului, viteza de depunere fiind cu atât mai mare cu cât densitatea şi dimensiunile lor sunt mai mari.

34.1.3.2. Filtrarea Prin decantare nu se pot îndepărta complet impurităţile mici în suspensie

pentru sedimentarea cărora ar fi necesare dimensiuni exagerate ale decantorului. Limpezirea completă se obţine prin filtrare.Aceasta constă prin trecerea apei printr-un strat de material granulat care constituie de fapt o sită cu ochiuri foarte mici.

Dimensiunile acestor ochiuri de reţea sunt însă mai mici de dimensiunile particulelor în suspensie, astfel că reţinerea nu se face numai mecanic ci şi printr-un proces de absorbţie a particulelor pe suprafaţa materialului granulat.

34.1.3.3. Eliminarea uleiului Se folosesc 3 procedee :

a) mecanice - constau în separarea, decantarea şi filtrarea apei cu conţinut de ulei ; b) fizice - constau în trecerea apei prin filtre încărcate cu cărbune vegetal

activat des. Prin absorbţie, cărbunele reţine uleiul într-o proporţie de 22-30% din

greutatea proprie, în funcţie de temperatură. c)chimice - constau în absorbţia uleiului de către fulgii de suspensie formaţi în apă prin adăugarea unor reactivi(ex : sulfat de amoniu)

34.1.3.4. Eliminarea impurit ăţilor coloidale şi organice Particulele coloidale având sarcina electrică de acelaşi semn, se

resping făcând imposibilă aglomerarea lor în scopul separării în fază solidă dacă nu intervine un factor extern.

317

Procedeele pentru eliminarea impurităţilor se bazează pe neutralizarea sarcinilor particulelor având ca urmare legarea diferitelor particule coloidale între ele. Acest procedeu se numeşte coagulare. El se obţine prin adăugarea de coagulanţi în apă(sulfatul de aluminiu, sulfatul feric, sulfatul feros şi clorura ferică).

Prin descompunerea hidraulică a coagulanţilor se formează hidroxizii metalelor respective; aceştia sunt greu solubili în apă formând o soluţie coloidală cu particule încărcate negativ.

Prin neutralizarea sarcinilor particulelor de hidroxid, acestea se unesc formând fulgii care se depun.

34.1.3.5. Eliminarea durit ăţii Se utilizează trei procedee:

a)fizice - se elimină numai duritatea temporară a apei adică bicarbonaţii şi carbonaţii de calciu şi magneziu cu ajutorul căldurii. b)chimice - procedeul cu var(hidroxid de calciu).Se foloseşte drept reactive o soluţie saturată de hidroxid de calciu, aşa-numita apă de var. -procedeul de sodă caustică(soluţie 10%)

-procedeul combinat var - soda - se elimină duritatea totală a apei, indiferent de raportul dintre duritatea totală şi cea permanentă.

34.1.3.6. Demineralizarea apei Prin procedeele de dedurizare efectuate de obicei cu mase Na -

cationice se elimină din apă numai cationii. Pe lângă aceştia, apa mai cuprinde şi vilice şi nu poate fi folosită cu aceste calităţi la alimentarea cazanelor de înaltă şi foarte înaltă presiune. Este necesară demineralizarea totală a apei. Se face prin procedee fizico-chimice şi prin procedee fîzice(prin vaporizare). Prin procedeee fîzico-chimice demineralizarea se realizează în principiu prin trecera curentului de apă succesiv printr-un schimbător cationic şi unul anionic. După trecera prin schimbătorul cationic, catonii sunt reţinuţi, iar în apă nu rămân decât acizii sărurilor pe care le-a conţinut. Schimbătorul anionic reţine acizii formaţi.

34.1.3.7. Degazarea Gazele dizolvate în apă(oxigen şi bioxid de carbon) produc coroziuni în

cazan şi în circuitul termic. De aceea este necesară eliminarea lor atât din apa de adaos cât şi din circuitul termic. Cel mai răspândit procedeu de degazare constă în încălzirea apei în aparate speciale numite degazoare până la temperatura de fierbere, la care solubilitatea gazelor în apă devine nulă astfel încât acestea se elimină integral.

318

34.2.Materiale metalice folosite în construc ţia generatoarelor de abur

Materialele de construcţie ale elmentelor metalice care intră în competenţa generatoarelor de abur sunt supuse în timpul exploatării unor solicitări compuse datorită presiunii, temperaturii şi acţiunii corozive a mediilor din interiorul şi exteriorul acestora.

Partea metalică a generatoarelor de abur se execută din oţel de diferite calităţi, alături de care se foloseşte fontă şi alte materiale neferoase. Oţelurile folosite sunt: a)oţel carbon obişnuit OL livrat su formă de produse semifabricate forjate sau laminate. Se întrebuinţează pentru elementele scheletului metallic sau pentru tabure supuse la presiuni mai mici de 7,8 bar şi la temperaturi sub 120° C. b)oţel carbon de calitate slab aliat OLC, livrat sub formă de produse semifabricate, forjate sau laminate. c)oţeluri aliate rezistente la coroziune şi la temperaturi ridicate(peste 580°C) d)table de oţel de calitate superioară pentru confecţionarea taburilor şi colectoarelor generatoarelor de abur.

34.3.Calculul de rezisten ţă al generatoarelor de abur

Acest calcul prezintă o importanţă deosebită ca mijloc de prevenire a unor accidente grave.

Elementele cele mai vulnerabile la deteriorare, în cazul unui generator de abur sunt cele supuse la presiune interioară (tambur,colectoare, ţevi).

34.3.1.Calculul grosimii pere ţilor pentru tambure şi colectoare sudate

[ ]230

i

a

p DS c mm sau

pρσ⋅

= +−

[ ]8

230e

a

pDS mm

pρσ=

+ în care:

p - presiunea de calcul în daN/mm2 Di, De - diametrul interior şi exterior al taburului în mm ; σ - rezistenţa admisibilă la temperatura de lucru în daN/mm2; ρ- coeficientul de slăbire; c - adaos la grosimea de calcul în mm(adaos de coroziune).

Valoarea presiunii de calcul p este egală cu presiunea cea mai ridicată la care este stabilit să lucreze cazanul sau elementul de cazan considerat.

Rezistenţa admisibilă se dermină în raport cu calitatea oţelului şi temperatura peretelui.

319

a anσ ησ= în care :

anσ - rezistenţa admisibilă nominală (se ia din tabele în daN/mm2) η - coeficient de corecţie dependent de particularităţile constructive şi de

exploatare ale tamburilor (se ia din tabele) Coeficientul ∫ de slăbire are o valoare subunitară.

Valoarea mărimii c depinde de grosimea peretelui şi de viteza de coroziune pentru : s - c < 20mm; c = 1 mm s - c > 20mm; c = 0mm

34.3.2. Calculul grosimii colectoarelor cilindrice supuse la presiune interioar ă

În construcţia generatoarelor de abur moderne se folosesc aproape în

exclusivitate colectoare cilindrice, executate exclusiv din ţevi laminate sau forjate. Relaţiile calcul sunt cele ca pentru tambure cu observaţia : C = A(s - c) [mm] unde : A este un coeficient care se ia din tabele (depinde de abaterea faţă de grosimea nominală a colectorului).

34.3.3. Calculul grosimii fundurilor bombate supu se Ia presiune interioar ă

în construcţia generatoarelor de abur se folosesc funduri bombate,

având secţiuni sub formă eliptică, sferică sau altă formă confecţionate prin ambutisare cu sau rară cusături sudate, cu pereţi de grosime constantă sau variabilă.Grosimea fundurilor eliptice se determină cu relaţia :

[ ]400 2

i i

a

p D Ds c mm

z p hσ⋅

= ⋅ +⋅ −

320

unde: Di - diametrul interior al fundului în milimetri h - înălţimea părţii bombate care se ia de minimum 0,2 Di în mm c - adaos la grosimea la grosimea de calcul în mm z - un coeficient care are valoarea 1 pentru fundurile negăurite iar pentru fundurile prevăzute cu guri de vizitare sau cu orificii neconsolidate, de diametru d, Se calculează cu relaţia :

1i

dz

D= −

Observa ţie :

In calculele pe baza relaţiilor de mai sus se calculează presiunea

maximă admisibilă şi rezistenţa admisibilă.

321


1. Care din următorii indicatori reprezintă conţinutul de sodiu şi hidroxid de sodiu conţinut în apa de alimentare? a) duritatea b) alaclinitatea c) conţinutul în substanţe solubile d) conţinutul de gaze dizolvate 2. Trecerea apei prin filtre încărcate cu cărbune vegetal activat are drept scop: a) eliminarea impurităţilor coloidale şi organice b) eliminarea uleiului c) eliminarea durităţii d) demineralizarea apei

Rezolvare: 1b; 2b

322

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;


exploatare, Ed Gaudeamus, 2006:


323

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 35 CALCULUL ŢEVILOR DE OŢEL, FĂRĂ SUDURĂ, SUPUSE LA PRESIUNE INTERIOARĂ LA CĂLDĂRILE ACVATUBULARE. CALCULUL HIDRODINAMIC AL GENERATOARELOR DE ABUR

35.1. Calculul ţevilor de o ţel, fără sudur ă, supuse la presiune

interioar ă la căldările acvatubulare

324

35.2. Calculul hidrodinamic al generatoarelor de ab ur 325

35.2.1. Căldarea de presiune într-un sistem de ţevi paralele 325

35.2.2. Calculul pierderilor de presiune în cazul u nui contur de

circula ţie natural ă simplu

327

35.2.3. Calculul unui contur complex de circula ţie 328

35.3.Claculul aerogazodinamic al generatorului de a bur 328

35.4. Calculul co şului de fum 329



învăţare nr. 35

331


324


Cunoaşterea calculului ţevilor de o ţel, fără sudur ă, supuse la presiune interioar ă la căldările acvatubulare Înţelegerea şi însu şirea calculului hidrodinamic şi aerogazodinamic al generatorului de abur, precum şi dimensionarea co şului de fum al aferent generatorului de abur

35.1. Calculul ţevilor de o ţel, fără sudur ă, supuse la presiune interioar ă la

căldările acvatubulare

Relaţiile sunt asemănătoare cu cele folosite la dimensionarea tamburelor sau colectoarelor cilindrice, cu deosebirea că φ=1 Astfel, pentru determinarea grosimii peretelui ţevii se foloseşte relaţia:

[ ]230

e

a

p Ds c mm

pρσ⋅

= ++

iar pentru verificare relaţiile: 230( )

( )a

e

s cp

D s c

σ−=

− − ( )

230( )e

a

p D s c

s cσ

− =−

De — diametrul exterior al ţevilor î Relaţiile de mai sus sunt valabile pentru:

1,62( )

e

e

Ds

D s c= ≤

− −

Presiunea de calcul "p" se consideră presiunea maximă a mediului, inclusiv presiunea hidrostatică a coloanei de apă de deasupra ţevii, atunci cănd aceasta este mai mare decât 2,5% din presiunea de regim. Relaţia de

calcul pentru rezistenţa admisibilă a anσ ησ= Pentru η se aleg următoarele valori:

η = 0,9 - pentru ţevile supraîncălzitorului η= 1,0 - pentru ţevile suprafeţelor fierbătoare, economizor sau conducte

anσ [daN/mm2] - rezistenţa admisibilă nominală se alege din tabele Adaosul c se stabileşte cu relaţia :

c=A1(s-c)[mm] în care A1 este un coeficient ale cărui valori depind de subţirimea peretelui ţevii la curburi.

325

35.2. Calculul hidrodinamic al generatoarelor de abur

35.2.1. Căldarea de presiune într-un sistem de ţevi paralele La trecerea printr-un sistem de ţevi paralele se produce o cădere de

presiune datorată următoarelor cauze: a) rezistenţe la frecare (liniare); b) rezistenţe locale; c) acceleraţia fluidului; d) variaţia diferenţei de nivel. a) Pierderi de frecare (liniare) Sunt pierderi datorate rezistenţelor de frecare de-a lungul traseului :

2

2/2m

pf f mi

WLA N m

dλ ϕ = ⋅ ⋅ ⋅

unde :

L [m] - lungimea traseului d1 [m] - diametrul interior al ţevii Wm [m/s] - viteza medie a cutentului de fluid φm [kg/m3] - densitatea medie a fluidului λ

f - coeficientul de frecare ; depinde de diametrul ţevii şi de rugozitate Se ia din nomograme.

326

b) Pierderi locale Sunt pierderi la intrarea şi la ieşirea din ţevi, în coturi şi în locurile de

bifurcaţie ale ţevilor, precum şi cele care rezultă prin diafragmarea acesteia. 2

2/2loc

wp N mξϕ ∆ =

unde : W şi φ reprezintă viteza curentului şi respectiv densitatea fluidului în secţiunea unde se consideră concentrată rezistenţa locală, iar ξ coeficient de pierderi locale. Calculul rezistenţei locale la un număr considerabil de coturi cum se întâlnesc în cazul serpentinelor economizorului sau supraîncălzitorului se face folosind valorile medii φm şi wm

2

cot cot cot 2m mw

p zϕξ ⋅

∆ = ⋅ ⋅

unde : zcot- numărul de coturi c)Pierderi datorate accelera ţiei, vitezei de circula ţie

Încălzirea curentului determină creşterea volumului specific şi deci al vitezei de circulaţie.Această accelerare conduce la pierderi de presiune.

2 2 2

2 2 1 1 /accp f m f m N m ∆ = − unde:

m1,m2 [m/s] - vitezele curentului la începutul şi la sfârşitul porţiunii φ1 φ2 [kg/m ] - densitatea fluidului la începutul şi la sfârşitul porţiunii d)Pierderi datorate varia ţiei diferen ţei de nivel

În cazul unei circulaţii ascendente a fluidului într-un contur de circulaţie naturală, componenta cea mai importantă a căderii totale de presiune este presiunea hidrostatică.

2/hst mp H g N mϕ ∆ = unde: H[m] - înălţimea porţiunii considerate

327

35.2.2. Calculul pierderilor de presiune în cazul u nui contur de circula ţie natural ă simplu

Se alege un contur simplu pentru cazul unui cazan cu circulaţie naturală format din ţevi coborâtoare şi ţevi de ecran, legate în partea superioară la tambur, iar în partea inferioară la un colector.In acest contur de circulaţie, mişcarea apei şi a amestecului apă - abur se realizează sub acţiunea diferenţei de greutate a celor 2 coloane care dă naştere la presiunea acivă Pact. In regim de lucru staţionar al cazanului, presiunea activă serveşte la învingerea rezistenţelor întregului contur de circulaţie. Diferenţa între presiunea activă şi căderile de presiune aferente circiutului de ridicare (∆prid), inclusiv căderea de presiune în dispozitivele de separare (∆pSep) reprezintă puterea utilă put. put = pact - ∆prid - ∆psep [N/m2]

Rezolvarea acestei ecuaţii este foarte dificilă , de aceea se foloseşte o metodă grafo- analitică, având la bază următoarea relaţie :

pact = f0⋅Kp⋅Ka⋅hab(φ’φ”)⋅g2/N m

unde:

φ0 coeficient care ţine seama de porţiunea din secţiunea unei ţevi drepte ocupată de abur; Kp - coeficient de corecţie pentru persiune; Ka - coeficient de corecţie pentru unghiul de înclinare a ţevii faţă de verticală; hab - porţiunea din conturul de cir-culaţie în care se găseşte amestecul apă - abur

Conform figurii:

I II III IVab ab ab ab abh h h h h= + + +

φ’şi φ”- densitatea apei şi aburului la saturaţie pentru [kg/m3] presiunea din tamburul cazanului. g[m /s] - acceleraţia gravitaţională

328

Valorile lui Kp , Ka şi φ0 se determină din nomograme în funcţie de viteza raportată a aburului la capătul ţevii.Calculul lui ∆prid şi ∆psep se face utilizând relaţiile date anterior.

35.2.3. Calculul unui contur complex de circula ţie

Se execută ca şi pentru un contur simplu , admiţându-se următoarele ipoteze:

a)într-un sistem de circulaţie complex presiunile utile ale contururilor paralele sunt egale cu condiţia ca circuitul de coborâre să fie comun;

b)debitul total al apei care străbate toate contururile paralele este egal cu debitul in sistemul comun descendent.

Presiunea utilă se determină pentru fiecare contur paralel folosind relaţia:

Put = pact

- ∆prid - ∆psep

35. 3.Claculul aerogazodinamic al generatorului de abur

Pe traseul circuitului de gaze de ardere ca şi pe traseul circuitului de aer deosebim: a)pierderi de presiune de frecare(liniare)

22/

2m

f f me

mLh N m

dλ ϕ ∆ = ⋅ ⋅ ⋅

b)pierderi de presiune locale

22

1 /2mm

h N mξ ϕ ∆∆ = ⋅ λ

f şi ξ - coeficienţi de pierderi de presiune prin frecare, respective pierderi de presiune locale ; L[m] - lungimea totală a traseului de gaze, respectiv de aer ; de[m] - diametrul echivalent al canalului de curgere a gazelor sau aerului;

de = 4A

U [m] A[m ] — aria secţiunii libere de curgere a fluidului; U[m] — partea perimetrului secţiunii A prin care are loc schimbul de căldură. Pierderea totală ∆Ha pe traseul de aer rezultă din relaţia : ∆Ha = Σ∆ha + Σ∆h’ tn + h'f [N/m2] unde : Σ∆ha — suma pierderilor de presiune prin frecare şi locale în canale, în preîncălzitorul de aer şi în ventilatoarele de aer ; Σ∆h’ tn — autotirajul canalelor de aer ;

329

h'f — depresiunea care există în focar

Pierderea totală de presiune ∆Hg pe traseul gazelor de ardererezultă din relalaţia : ∆Hg = Σ∆hg + Σ∆h tn + h"f [N/m2] Σ∆hg — suma pierderilor prin frecare şi locale ; Σ∆h tn - autotirajul canalelor şi colţul de fum ; h'’ f - depresiunea gazelor la ieşirea din focar

Determinarea debitului de aer şi de gaze de ardere

a)Calculul debitului de aer aspirat de ventilatoarele de aer :

Va = β1 • B • α ip • L0 . 0

arT

T [m3/s] b)Calculul debitului de gaze de ardere refulat de exhaustor

Vg =β1 • B(Vgt + ∆αL0). 0

gT

T [m3/s]

unde:

ββββ - coeficientul de rezervă al debitului ventilatorului de aer, respective al exhaustorului, egal cu 1,1 ; αip — coeficientul de exces de aer la intrarea în preîncălzitorul de aer ; L0 [m

3N/kg] - cantitatea teoretică de aer necesară arderii;

Tar [k] - temperatura aerului rece; Vgt [m

3N/kg] sau [m3

N/m3N] - volumul total al gazelor de ardere

∆α - creşterea coeficientului de aer fals în canalele de gaze;din focar până la exhaustor în cazul tirajului forţat, respectiv până la baza coşului în cazul tirajului natural; Tg [k] temperatura gazelor de ardere în exhaustor, respective la baza coşului în cazul tirajului natural.

35.4. Calculul co şului de fum Constă în determinarea înălţimii şi secţiunii de ieşire a)pentru tirajul artificial - inălţimea se alege în funcţie de condiţiile

regiunii înconjurătoare.înălţimilre uzuale ale coşurilor sunt între 30 şi 80m.Pentru generatoarele de abur de debit mare, afernte centralelor termoelectrice, înălţimile coşurilor de fum ting 220-240 m .

330

Diametrul coşului se determină cunoscându-se debitul volumic de gaze evacuate la temperatura dinaintea exhaustorului la o viteză de ieşire a gazelor pe coş de 10 -20 m/s b)pentru tirajul artificial - înălţimea se determină astfel încât la baza coşului să se producă depresiunea necesară acoperirii rezistenţleor traseului gazelor din cazan, inclusiv rezistenţa coşului. Înălţimea coşului se poate calcula în acest caz cu ajutorul relaţiei : β- ∆H = ∆hc

tn-∆hcf- ∆hc

1 unde :

P — 1,2 coeficientul de rezervă la tirajului;

∆H — rezistenţa totală a traseului ;

∆hctn — tirajul natural al coşului;

∆hCf, ∆hC

1 — pierderile de presiune datorate rezistenţelor de frecare şi locale aferente traseului gazelor de-a lungul coşului.

Temperatura medie a gazelor la coş se calculează ca media aritmetică a temperaturii la baza coşului tc temperatura de ieşire te ,care se determină astfel : te = tc + ∆t unde răcirea gazelor la coş ∆t are următoarele valori: a)pentru coşuri din tablă necăptuşite:

[ ]2/t grd m

D∆ =

b)pentru coşuri din tablă căptuşite:

[ ]0,8/t grd m

D∆ =

c)pentru coşuri mici din cărămidă cu grosimea medie a zidăriei sub 0,5m:

[ ]0,4/t grd m

D∆ =

D - debitul nominal al cazanului racordat la coşul respectiv ; Diametrul

coşului se calculează cu ajutorul ecuaţiei continuităţii find cunoscut debitul gazelor care trece prin coş şi fiind admisă viteza gazelor de ieşire.

331

Test de autoevaluare Unitatetea de învăţare nr. 35: 1. Răcirea gazelor la coş pentru coşurile din tablă căptuşite se determină cu

următoarea relaţie de calcul:

a) [ ]2/t grd m

D∆ =

b) [ ]0,8/t grd m

D∆ =

c) [ ]1,5/t grd m

D∆ =

d) [ ]0,4/t grd m

D∆ =

2. Mărimea η=0,9 din relaţia de calcul pentru rezistenţa admisibilă

a anσ ησ= se referă la: a) ţevile suprafeţelor fierbătore b) economizorului c) ţevilor supraîncălzitorului d) conductelor

Rezolvare: 1 b; 2 c.

332

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;







333

ACCESORII INTERIOARE ALE C ĂLDĂRILOR NAVALE ACVATUBULARE. ARM ĂTURI EXTERIOARE ALE CĂLDĂRILOR NAVALE

CUPRINS

361. Accesorii interioare ale c ăldărilor navale acvatubulare 334

36.1.1. Tubul culeg ător de abur (colectorul de abur saturat) 334

36.1.2. Placa calmant ă 335

36.1.3. Prelungitorul tubului de alimentare 336

36.1.4. Separatorul apei de alimentare 337

36.1.5. Pâlnia extrac ţiei de suprafa ţă 337

36.1.6. Zincurile c ăldării 338

36.2. Armături exterioare ale c ăldărilor navale 339



învăţare nr. 36

340


334


Studierea şi însu şirea elementelor constructive şi func ţionale privind accesoriile interioare ale c ăldărilor navale acvatubulare Cunoaşterea şi familiarizarea cu diferitele arm ături exterioare ale căldărilor navale

36.1. Accesorii interioare ale c ăldărilor navale acvatubulare 36.1.1. Tubul culeg ător de abur (colectorul de abur saturat)

La partea superioară a colectorului superior (tamburului) căldării se află spaţiul de abur, adică spaţiul cuprins între oglinda apei (oglinda de vaporizare) şi plafonul superior de unde aburul este captat fie spre supraîncălzitor, fie spre consumator.

Captarea aburului se face cu ajutorul unui tub de formă specială numit tub culegător de abur.

Rolul tubului este atăt de a capta aburul produs în căldare căt şi de a elimina umiditatea din abur.

Efectele negative de umidităţii în abur sunt: a) lovituri de apă periculoase b) antrenări de săruri care dau depuneri în supraîncălzitor şi chiar pe tubulatura de abur. c) consum suplimentar de căldură pentru evaporare.

Caracteristicile tubului culeg ător : a) - este amplasat în partea cea mai de sus a colectorului superior, la o

distanţă de cea 80 mm de oglinda apei, cu ajutorul unor coli b) - forma este conică cu diametrul mare amplasat spre zona de ieşire din

colector unde se află o zonă « A », prevăzută cu orificii pentru a colecta şi elimina picăturile de apă antrenate de abur.

c) - pătrunderea aburului în tub se face prin crestăturile transversale executate în partea superioară a tubului. Lăţimea fiecărei crestături (fante) este de cea 8 mm. Distanţa între crestături variază între 28 mm la începutul tubului, fiind în creştere până la 65 mm la capătul închis al tubului.

d) In scopul montării şi demontării în incinta tubului se confecţionează din mai multe elemente (tronsoane) asamblate prin flănşi cu grosimea peretelui de 3-4 mm.

335

Precizare: Căldările moderne folosesc tuburi culegător mai perfecţionate în sensul ataşării unor elemente care amplifică procesul de reţinere a umidităţii din abur şi ajunge astfel la o umiditate a vaporilor de 0,01-1,2.

36.1.2. Placa calmant ă

Din punct de vedere constructiv, majoritatea tuburilor ascendente ale

căldării ajung în colectorul superior în zona centrală, astfel că majoritatea bulelor de abur pătrund prin masa apei şi se sparg la nivelul oglinzii formând aşa-zisa cocoaşă de vaporizare. Aceasta constă în faptul că oglinda de vaporizare nu mai este orizontală, în partea centrală apa ridicându-se mai mult decât în părţile laterale. Acest lucru este periculos pentru faptul că nivelul apei se apropie de tubul culegător de abur şi se poate arunca apă, ceea ce conduce la creşterea însemnată a umidităţii. De asemenea există riscul ca ţevile laterale să rămână nealimentate, fapt ce ar conduce la arderea lor.

Cocoaşa de vaporizare se poate înlătura prin distribuirea uniformă a bulelor de abur pe întreaga suprafaţă a oglinzii de vaporizare. In acest scop s-a introdus la căldările navale moderne placa calmantă. S-a pornit de la concluzia experimentală că pentru evitarea cocoaşei de vaporizare trebuie ca suprafaţa orificiilor din dreptul tuburilor ascendente trebuie să fie mai mică decât suprafaţa tuturor orificiilor din zona tuburilor periferice.

Aceasta se poate realiza fie micşorând orificiile în zona tuburilor în zona tuburilor centrale, fie prin executarea de orificii cu diametre diferite mai mici în zona centrală şi mai mari spre zonele laterale.

Suprafaţa orificiilor trebuie să fie 10-25% din suprafaţa întregii plăci calmante şi condiţia este ca viteza aburului prin orificii să fie 1,3-2,5 m/s.

336

Placa calmantă se amplasează la 40-200 mm sub oglinda de vaporizare şi se confecţionează din tablă de oţel cu d-3 mm.

Montarea plăcii calmante a dus la reducerea umidităţii în abur da la 7-8% la 1-2%.

In plus placa calmantă are şi rolul de menţinere a stabilităţii nivelului când nava şi deci şi căldarea se înclină în borduri.

Înclinările transversale ale navei fac ca apa în colector să se deplaseze când într-un bord când în celălalt, lăsând ţevile marginale descendente nealimentate şi deci în pericol de ardere.

36.1.3. Prelungitorul tubului de alimentare

Are rolul de a asigura alimentarea cu apă a căldării fără a tulbura

circulaţia normală a apei. Până la folosirea acestor prelungitoare, alimentarea cu apă se făcea în

colectoarele inferioare. In etapa actuală se alimentează cu apă numai colectorul superior şi

anume de la pompa de alimentare prin tubulatura de alimentare până la colectorul superior şi de aici apa pătrunde în colector şi este distribuită în interior prin prelungitorul tubului de alimentare.

Acesta este un tub simplu sau bifurcat astupat la capătul posterior, prevăzut cu o serie de orificii plasate astfel încât apa să ţâşnească spre ultimele rânduri de tuburi, care sunt tuburi de coborâre.

Prelungitorul tubului de alimentare este dispus pe toată lungimea colectorului superior având un diametru de 5 mm.

Montarea lui se face spre pereţii colectorului în zona de coborâre cu ajutorul unor colier

337

36.1.4. Separatorul apei de alimentare Pentru a nu permite apei de alimentare să se întâlnească cu bulele de

abur (înrăutăţind circulaţia apei) şi nici bulelor de abur să treacă în zona tuburilor de coborâre pe lungimea colectorului, de-a lungul prelungitorului tubului de alimentare se montează o tablă de oţel de 3-4 mm fixată cu un capăt de traversa plăcii calmante, iar celălalt de peretele colectorului superior.

36.1.5. Pâlnia extrac ţiei de suprafa ţă

Apa de alimentare care intră în căldare are de regulă o salinitate foarte mare şi o duritate de 0,2°d. In timpul vaporiz ării cea maimare parte din săruri rămân în căldare, deci concentraţia acestora creşte conducând la fenomenul de eboliţiuni (spumegare). Acest fenomen determină aruncarea de umiditate şi de săruri în tubul culegător de abur care conduce la lovituri de de apă şi depuneri de săruri cu tubulatură şi armături.

Pe de altă parte apa poate fi impurificată la trecerea prin instalaţiile auxiliare precum başa condensorul, preîncălzitorul de combustibil, etc) cu uleiuri, grăsimi care adunate la suprafaţa oglinzii de vaporizare, dau naştere la doua fenomene :

a) depuneri de cocs pe suprafeţele interioare ; b) spumegarea deci antrenarea acestora în abur ;

Pentru eliminarea grăsimilor de la suprafaţa apei şi menţinerea salinităţii în limite normale s-a introdus în colectoarele superioare ale căldărilor acvatubulare instalaţia pentru extracţia de suprafaţă.

Se compune dintr-o pâlnie cu diametrul mai mare din tablă de oţel groasă de 2 mm şi tubulatură ce pune în legătură pâlnia cu valvula extracţiei de suprafaţă de pe colectorul superior.

Pâlnia se instalează în centrul căldării la 10-60 cm sub nivelul minim al apei în căldare. In funcţie de lungimea colectorului se pot folosi două pâlnii. Conductele pâlniei de extracţie cu diametrul 20/24 mm sau 24/29 mm.

338

Fixarea pâlniei de extracţie în apropierea oglinzii de vaporizare a fost determinată de următoarele considerente :

a) din experienţa exploatării căldărilor navale apa cu concentraţie mare de sare se află în straturile din apropierea oglinzii de vaporizare.

b) Corpurile grase mai uşoare stau la suprafaţa oglinzii de vaporizare c) îndepărtarea unei cantităţi din apa căldării prin extracţia de suprafaţă se

face la orice regim al căldării, fara a provoca avarii (scurgerea totală a apei şi fără a perturba circulaţia) In unele căldări instalaţia de extracţie de suprafaţă compusă din 4-6

tuburi verticale legate prin tub comun. Tuburile verticale dispuse pe toată lungimea colectorului au capătul liber

tăiat oblic la 10-60 mm sub nivelul minim al apei din colector.

36.1.6. Zincurile c ăldării

In funcţionarea căldării în interior apar curenţi galvanici ca urmare a tendinţei de echilibrare a potenţialelor electrice defecte, proprii diferitelor metale folosite în construcţia căldărilor.

Apa căldării cu rol de electrolit prin care curenţii galvanici pot transporta particulele din metalul căldării.

Pentru a proteja căldare împotriva acestor procese electrochimice in interiorul căldării se introduce o placă de zinc electrochimie prinsă de peretele căldării la limita spaţiului de apă şi care se împart egal pe toată suprafaţa căldării .

339

Pe pereţii căldării se dispune un strat fin de hidrogen care apără împotriva coroziunilor provocate de oxigen şi acizi, iar pe electrozii de zinc se vor depune radicali de acizi şi astfel acţiunea corozivă va fi dirijată împotriva zincului.

Plăcile de zinc electrolitic trebuie să aibă un bun contact cu suprafaţa căldării. Cantitatea de zinc introdisă în căldare trebuie să fie de 10-25 kg zinc

pentru 1 tonă de apă. Plăcile de zinc folosite la căldările navale au dimensiuni 300 x 100 x 25

mm şi 300 x 150 x 25 mm. Aceste plăci se fixează în cutii speciale din tablă perforată pentru a împiedica căderea bucăţilor de zinc în tuburile căldării când zincurile încep să se descompună.

36.2. Armături exterioare ale c ăldărilor navale a) Valvulele principale si auxiliare de abur

Acestea asigură cuplarea şi decuplarea căldării de la reţeaua de tubulatura consumatorilor. Asigură de asemenea posibilitatea cuplării în paralel a două sau mai multe căldări.

b) Valvulele de alimentare

Constituie un ansamblu de două valvule cu rol distinct ce permit introducerea apei în căldare şi asigură în acelaşi timp evitarea trecerii apei în spaţiul de apă al căldării spre instalaţia de alimentare cu apă. Din cele două valvule aparţinând ansamblului, una este valvula de serviciu tip ventil unisens, iar cea de-a doua este o valvulă de siguranţă.

c) Valvulele de extracţie Au rolul de a asigura comunicaţia între interiorul căldării şi mediul înconjurător, printr-o instalaţie care să elimine impurităţile şi depunerile din căldare. Avem două categorii de valvule: de extracţie, de fund şi de suprafaţă. Extracţia de suprafaţă se poate executa la presiunea nominală a căldării (în cart), în timp ce extracţia de fund se face la intervale mari şi anume cu ocazia lăsării la rece a căldării la presiunea de 2 daN/cm2.

d) Robineţii pentru controlul nivelului apei de alimentare Aceştia controlează indicaţia normală a apei în sticla de nivel. Aceştia au rolul de a asigura scoaterea din funcţiune a sticlelor şi de a asigura purificarea periodică a acestora. f) Supapele de siguranţă Asigură protecţia la suprapresiune realizând comunicaţia între tubulatura de abur şi atmosferă. Se realizează la 1,1-1,2 pn.

g) Aparatele de măsură şi control (monometru, tetmometru, termostate)

340


1. Care dintre următoarele dispozitive fac parte din categoria armăturilor exterioare ale căldărilor navale?

a) pâlnia extracţiei de suprafaţă

b) separatorul apei de alimentare

c) tubul culegător de abur

d) valvulele principale şi auxiliare

2. Care din următoarele accesorii interioare ale căldărilor navale are rolul de a evita formarea cocoaşei de vaporizare?

a) prelungitorul tubului de alimentare

b) separatorul apei de alimentare

c) placa calmantă

d) tubul culegător de abur

3.Pâlnia extracţiei de suprafaţă se amplasează:

a) în partea laterală a căldării la 15 cm sub nivelul minim al apei în căldare

b) în centrul căldării la o distanţă de 60-70 cm sub nivelul minim al apei în căldare

c) în centrul căldării la o distanţă de 10-60 cm sub nivelul minim al apei în căldare

d) în partea laterală a căldării la cm sub nivelul minim al apei în căldare la suprafaţa oglinzii de vaporizare

4. Care din următoarele tipuri de valvule este alcătuită dintr-un ansamblu de două unităţi, valvulă de serviciu tip unisens şi valvulă de siguranţă?

a) valvulele principale

b) valvulele de alimentare

c) valvulele auxiliare

d) valvulele de extracţie

Rezolvare: 1 d; 2c ;3 c; 4 b.

341

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;








i i 342

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 37 INSTALAŢII CE DESERVESC CĂLDĂRILE NAVALE

CUPRINS:

37.1 Instala ţia de alimentare cu aer 343

37.2 Instala ţia de alimentare eu ap ă 343

37.3 Instala ţia de alimentare cu combustibil 344




343


Cunoaşterea rolului, a construc ţiei şi func ţionării instala ţiilor auxiliare ce deservesc c ăldările navale.

37.1. Instala ţia de alimentare cu aer

Rol : asigură cantitatea de aer necesară arderii la diferite regimuri de funcţionare a căldării. Elemente componenete :

- Ventilator - aspiră aerul din mediul înconjurător şi îl refulează în focar - Conducte (trasee) - au de obicei secţiune triunghiulară cu rolul de a

canaliza aerul spre căldări. Sunt alcătuite din tronsoane confecţionate din tablă de oţel prevăzute la intrarea în căldare cu valvule tip registru (şubăr) pentru izolarea traseului de aer faţă de căldare.

- Preîncălzitor de aer - principiul de funcţionare şi construcţia a fost studiată anterior.

- Valvula tip registru pentru reglare - reglează cantitatea de apă necesară procesului de ardere în funcţie de regimul de sarcină supus căldării care poate fi acţionată manual sau automat.

37.2 Instala ţia de alimentare cu ap ă

Rol : asigură nivelul admisibil de apă în căldare pentru orice regim de

funcţionare.

i i 344

Elemente componenete : 1 .focar ; 2.colector superior; 3.colectoare

inferioare; 4.rezervor apă alimentare căldare (puţ cald , base); 5.filtru; 6.pompe de alimentare căldare; 7.încălzitor apă căldare; 8.economizor; 9,9 .capete de alimentare căldare; 10.tanc compensator(rezervor apă de adaos); 11 .pompa apă de adaos; 12.manta căldare; 13.gaze de ardere (vezi fig. 1).

37.3 Instala ţia de alimentare cu combustibil

Rol : asigură aducerea combustibilului sub presiune şi pulverizarea lui în

focarul căldării. Elementele componenele : - tancurile de combustibil - sunt dispuse în apropierea compartimentului

căldări (în dublul fund sau în borduri).Capacitatea este astfel dimensionată încât să poată depozita o cantitate suficientă de combustibil care să asigure menţinerea căldurii un timp prestabilit. De asemenea este prevăzută posibilitatea execuţiei manevrei de transvoazare (transfer) a combustibilului între diferitele tancuri, astfel ca tancul de serviciu sa aibe permanent un nivel optim, cât şi pentru menţinerea asietei navei.

- pompele de combustibil deosebim două categorii de pompe : de transfer şi de alimentare

Pompele de transfer asigură aspiraţia combustibilului din tancurile de bunker şi trimiterea lui în tancul de serviciu sau alt tanc.

Pompele de alimentare aspiră combustibilul din tancul de serviciu imprimându-i o anumită presiune necesară unei bune pulverizări şi pentru o

345

degajare corectă a combustibilului in procesul de ardere în funcţie de sarcina căldării la un moment dat. Se utilizează pompe cu purtare centrifuge cu roţi dinţate sau pompe cu şurub inelic.Utilizarea unui tip sau altul de pompe se face în funcţie de natura combustibilului şi de vascozitate mare care se utilizează pompe cu roţi dinţate sau cu şurub.

- filtrele de combustibil - instalaţia în ansamblu este ocupată cu două categorii de filtre reci şi calde.

Filtrele reci - asigură filtrarea combustibilului la temperatura mediului ambient sau la o temperatură apropiată temperaturii din tancul de serviciu.

Filtrele calde - asigură filtrarea după ce combustibilul a trecut prin preîncălzitor . Acestea au roiul de a reţine impurităţile ce nu au fost reţinute de filtrele reci.

- preîncălzitorul de combustibil - este un schimbător de căldură destinat încălzirii combustibilului înaintea intrării în preîncălzitoare.

De subliniat că încălzirea este necesară pentru reducerea vâscozităţii, ceea ce asigură îmbunătăţirea pulverizării.

Pentru asigurarea preîncălzirii combustibilului, se utilizează căldura aburului prelucrat în diferite maşini şi mecanisme auxiliare de la bord. In funcţie de natura combustibilului folosit, temperatura preîncălzire este de 70° - I IOV.

- tubulaturile şi valvulele - asigură legătura, cuplarea şi decuplarea tuturor celorlalte elmente ale

instalaţiei. Tubulatura de combustibil este izolată termic pentru reducerea pierderilor de căldură.

- pulverizatoarele - sunt aparate pentru realizarea unui bun proces de ardere în căldare, combustibilul fiind necasar să fie introdus în particule cât mâi line omogendistribuite în mare de aer din focar; acestor particule trebuie să li se imprime o anumită viteză pentru a asigura un front de flacără pentru toata adâncimea focarului.

Pentru realizarea acestor condiţii se se utilizează pulverizatoare în funcţie de vapori sau jet de aer sau pulverizatoare mecanice.

Pulverizatoarele cu jet de aer sau jet de vapori folosesc energia cinetică a jetului în scopul asigurării unei bune pulverizări a combustibilului. Aceste pulverizatoare necesită o instalaţie pentru introducerea aburului sau a aerului comprimat.

Pulverizatoarele mecanice folosesc energia cinetică a jetului de combustibil ce trece prin pulverizator prin comprimarea combustibilului cu ajutorul unei pompe.

Aceste pulverizatoare pot asigura reglarea cantitativă sau calitativă a debilului de combustibil necesar procesului de ardere, la variaţia sarcinii căldării.

Reglarea cantitativă constă în reglarea cantităţii de combustibil ce părăseşte pulverizatorul menţinând presiunea constantă.

Reglarea calitativă a debitului de combustibil pil veri zat se asigură prin variaţia presiunii combustibilului în tubulatura la care este racordat pulverizatorul.

i i 346

1 .tanc de decontare ; 2.tanc de seviciu ; 3.filtru grosier ; 4.preîncălzitor de combustibil ; 5.pompă de alimentare ; 6. baterie de filtre calde ; 7.pulverizator ; 8.tubulatura de retur ; 9.focar

Reglarea cantitativă este cea mai des utilizată şi se realizează cu ajutorul

valvulelor de închidere a combustibilului spre puiverizator a unor duze. Îmbarcarea şi păstrarea combustibilului la bord. Implică următoarele operaţii :

- primirea ceritlicatului de analiză a combustibilului solicitat şi studierea lui

- efectuarea măsurătorilor în locurile propice, stabilirea cantităţii totale de combustibil existent la bord.

- stabilirea tancurilor ce urmează a fi umplute cu combustibilul solicitat şi stabilirea modalităţii de livrare , aceasta presupunând legătura cu furnizorul, cunoaşterea debitului de livrare, stabilirea începutului şi sfârşitului livrării.

- asigurarea pe tot parcursul ambarcării a unor măsuri deosebite privind normele P.S.l.

- după livrare, recoltarea unei probe din combustibilul furnizai, şi sigilarea acestei probe în vederea efectuării unor eventuale probe de laborator.

347


1.În instalaţia de alimentare cu combustibil filtrul cald este amplasat :

a) înaintea preîncălzitorului de combustibil b) pe conducta de retur a combustibilului în tancul de serviciu c) imediat după preîncălzitorul de combustibil, înaintea pompei de alimentare d) imediat după pompa de alimentare 2. Încălzirea combustivilului cu ajutorul preîncălzitorului se realizează la o

temeperatură de: a) 70- 100oC b) 50-70oC c) 100- 130oC d) mai mare de 100oC 3. Valvulele tip registru sunt utilizate: a) pe circuitul de apă al căldării b) pe circuitul de aer al căldării c) pe circuitul de combustibil al căldării d) pe circuitul de abur al căldării

Rezolvare: 1 d; 2 a; 3 b.

348

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;





1981 ;



349


AUTOMATIZAREA C ĂLDĂRILOR NAVALE

CUPRINS:

38.1 Generalit ăţi 350

38.2 Reglarea automat ă a debitului de ap ă 350

38.3. Reglajul arderii la o c ăldare 352




350


Cunoaşterea şi în ţelegerea sistemului de reglaj automatizare a c ăldărilor navale

38.1. Generalit ăţi

Conducerea automată a proceselor de lucru din căldare constituie una din

cele mai importante căi pentru optimizarea consumului de combustibil şi creşterii siguranţei în funcţionare.

• Mărimile principale reglate in cadrul sistemului de automatizare şi reglare a cădărîlor navale sunt:

- debitul apei de alimentare - debitul de gaze evacuate - debitul de combustibil - nivelul apei în colectorul superior al căldării - temperatura şi presiunea aburului etc

Precizare: debitul de combustibil şi debitul gazelor evacuate sunt 2 mărimi reglate , aflate în corelaţie directă. Debitul de apă,respectiv nivelul apei în căldare sunt mărimi reglate independent.

38.2. Reglarea automat ă a debitului de ap ă

Operaţia se realizează cu ajutorul unorregulatoare cu un singur impuls sau

cu ;mai multe impulsuri. Pentru înţelegerea fenomenului mai bine se poale lua ca exemplu cazul cel

mai simplu şi anume cel al unui regulator monoimpuls cu acţiune directă. Se compune dintr-un flotor (1) ce acţionează un braţ curb(2) care are rolul

de a transforma mişcarea de translaţie în mişcare de relaţie .Braţul exterior(3) comandă printr-o bandă metalică (4) valvula principală de reglaj a debitului de apă care alimentează colectorul.La creşterea nivelului de apă în căldare , flotorul se ridică acţionând asupra închiderii valvei de alimentare(5)(vezi fig. 1).

351

Precizări :

La căldările mari, însă cu volum mic de apă la care întârzierea în exe-cuţie a reglajului nivelului poate duce la fluctuaţii mari de nivel, se folosesc sisteme de automatizare cu mai multe impulsuri.

Spre exemplu, în cazul automatizării cu două impulsuri , unul din impulsuri este dat de nivelul apei în colector,iar al doilea impuls auxiliar este dat dc debitul de abur generat de căldare.Astefel, ia o variaţie a debitului de abur impusa de consumatori înainte de a se produce o scădere a nivelului de apă ir colector, apare impulsul de modificare a debitului de apă de alimentare corectat permanent de impulsul apei în colector.

b)La căldările cu circulaţie forţată la care volumul de apă este foarte mic, se întrebuinţează scheme de automatizare a nivelului de apă cu trei impulsuri . Cel de-al treilea impuls îl constituie însăşi debitul apei dc alimentare care arc rolul de a corecta celelalte impulsuri pentru reducerea întârzierii în acţiune şi stabilizarea sistemului.

Sistemul de automatizare al arderii cuprinde în general trei categorii de mărimi reglate :

- debitul de combustibil - debitul de aer - debilul de gaze evacuate

Cele trei mărimi reglate sunt corelate între ele şi împreună determină sarcina de funcţionare a căldării. Reglajul celor trei mărimi se face prin blocuri de automatizare care în orice lip de sistem de reglaj hidraulic, electric sau electronic) sunt formate din aceleaşi elemente principale şi anume :

Fig. 1. Schema reglării automate a debitului de apă

352

38.3. Reglajul arderii la o c ăldare

Reglajul arderii cuprinde în general reglajul aerului, reglajul

combustibilului şi reglajul gazelor rezultate de procesul de ardere. Reglajul celor trei mărimi se face prin blocuri de automatizare care sunt formate din aceleaşi elemente principale precum:

-sesizor - care este un traductor dând impulsuri după o mărime măsurată.

-releu acesta primeşte comanda sesizorului şi produce o variaţie într-un anumit sens transformând-o în energie mecanică.

-organe de comandă - care acţionează direct asupra debitului de apă de alimentare.

-organe suplimentare - acestea, în număr de două, sunt necesare pentru alcătuirea blocului de automatizare. Astfel sunt;

- releuI de corelaţie - este comandat simultan de două mărimi prin două sesizoare asigurând corelaţia între ele .Releele de corelaţie sunt atunci când între două mărimi reglate trebuie să existe în permananţă un anumit raport . Este cazul debitului de aer şi debitului de combustibil care trebuie să se găsescă întotdeauna într-un raport fix pentru menţinerea excesului de aer prescris.

- releuI de readucere acesta poate fi necasar când timpul de răspuns al agrgatului faţă de impulsul primit arc o valoare relativ mare .In acest caz efectul comenzii făcute este perceput ea variaţie a parametrului reglat cu o întârziere relativ mare şi ,în consecinţă, după efectuarea unei prime comenzi este necesar un releu care readucă în poziţia iniţială releu! de comandă minte de a se produce răspunsul cu întârziere al parametrului regulat . Un exemplu de schemă de automatizare pentru o căldare este redat în figura 2.

Se constată cele trei blocuri de reglaj ale arderii : blocul de combustibil, blocul de aer şi blocul de gaze. Deoarece între toate aceste elemente trebuie să existe o anumită proporţionalitate , impulsul principal este primit lot de la regulatorul principal al căldării.Regulatorul principal R.P. este un traductor dc presiune montat pe turbina care aduce aburul la consumatori.Elementul final, reglat fiind debitul de abur , la consumator evident că presiunea aburului trebuie menţinută constantă aceasta fiind deci mărimea seseizoare (neconcordanţă între debitul de abur produs de căldare şi cel solicitat de consumator). Regulatorul principal R.P. trimite un impuls blocului de combustibil . impulsul este primit de sesizor şi transmis releului care acţionează asupra servomotorului. Servomotorul acţionează direct printr-un sistem mecanic, asupra dispozitivului de alimentare. Regulatorul principal R.P. comandă în acelaşi timp şi blocul de alimentare cu aer care primeşte impulsul necesar printr-un senzor şi îl transmite releului care acţionează servomotorul.Servomotorul în chide sau deschide clapetele de reglaj ale suflantei de aer ,modificând astfel debitul de aer insuflat.

353

Fig. 2. Automatizarea arderii la o căldare

1 .bloc dc combustibil ; 2.bloc de aer ; 3.bloc de gaze ; 4.releu principal ; 5.releu sesizor; 6.releu de comandă ; 7.servomotor(organ de comandă): 8.releu readucător ; 9.manometru pentru presiunea aburului ; 10.valvulă de alime .tare cu combustibil; 1 1 .vacuumetru pentru depresiunea în focar; I 2.preîncălzitor de aer ; 1 3.suHanţă de aer.

Îndată ce se realizează concordanţa între debitul de aer şi de combustibil,

releul readucător opreşte acţiunea servomotorului astfel încât impulsul încetează .De obicei, ca o măsură a debitului de aer se ia căderea de presiune pe preîncălzitorul de aer care dă comandă releului de readucere R.R. Regulatorul principal R.P. acţionează şi cel de-al treilea bloc, blocul de gaze (blocul de reglaj al presiunii în focar).Printr-un sesizor,un releu şi un servomtor, se comandă clapetele de reglaj instalate înaintea exhauslorului .

În felul acesta este modificată depresiunea din focar prin variaţia debitului de gaze evacuate prin instalaţie.

Orice dereglare în depresiunea normală a focarului comandă debitul de gaze evacuate din instalaţie, chiar dacă reglatorul principal a intrat în funcţiune.

354


1. Care din următoarele mărimi reglate în cadrul sistemului de

automatizare a căldărilor navale sunt aflate în corelaţie directă? a) debitul de apă şi debitul de gaze evacuate b) debitul de combustibil şi debitul de gaze evacuate c) debitul de aer şi presiunea aburului d) debitul de gaze evacuate şi temperatura şi presiunea aburului 2.Care din următoarele elemente transmite impulsul de comandă asupra organului de execuţie? a) sesizorul b) releul de corelaţie c) releul de readucere d) releul principal RP

Rezolvare:1. b; 2 d

355

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;


Pedagogică 1994 ;







356


REGLAJUL TEMPERATURII ABURULUI ASUPRA ÎNCĂLZITORULUI

39.1 Reglajul temperaturii aburului supraînc ălzit 357

39.2 Reglarea automat ă a căldărilor auxiliare 357

39.3 Reglarea automat ă a căldării recuperatoare tip La Mont 358




357

OBIECTIVELE Unit ăţii de înv ăţare nr.39: Principalele obiective ale Unit ăţii de înv ăţare nr. 39 sunt:

Cunoaşterea modului în care se realizeaz ă reglarea automat ă a căldărilor auxiliare

Înţelegerea şi însu şirea principiului regl ării automate a cald ării recuperatoare tip La Mont

39.1 Reglajul temperaturii aburului supraînc ălzit

Temperatura aburului se reglează după un sistem cu mai multe impulsuri şi anume :

a) Impulsul principal - este impulsul preluat chiar de la zona temperaturii finale a aburului.

b) Impulsul dat de debitul căldării - acest impuls are în vedere că există o anumită corelaţie între corecţia de temperatură care trebuie făcută valorii temperaturii finale a aburului şi debitul de căldură .

c) Impulsul dat de releu! de întârziere - este format din tensiunea de ezechilibru care se naşte între nişte termocuple izolate şi altele neizolate introduse n curenţii.jide abur.

Servomotorul în acest bloc comandă debitul de apă sau de abur injectat eu aburul supraîncălzit; intervalul de de timp obţinut trebuie sa fie egal cu întârzierea realizată prin releul de întârziere, respectiv timpul diferit de încălzire al cennoeuplelor izolate ale acestui releu .

39.2 Reglarea automat ă a căldărilor auxiliare

Instalaţia de căldări auxiliare se compune din una sau mai multe căldări care pot funcţiona în paralel pe tubulatura de vapori şi sunt deservite frecvent de aceleaşi mecanisme auxiliare (pompe de alimentare, combustibil şi ventilatoare).

În regim de marş pot exista cazuri de funcţionare în comun a căldărilor auxiliare şi a celor principale, dacă debitul de abur nu satisface cerinţele utilizatorilor. Căldările auxiliare diferă de cele principale nu numai constructiv şi din punct ofe vedere al calităţilor termotehnice , ci şi datorită condiţiilor de exploatare care sunt determinate de destinaţia şi tipul navei.

Căldările navale auxiliare livrează abur saturat la presiunile nominale de 4 - 15 bar şi au un debit de abur care poate ajunge la tancurile petroliere până la 15 şi chiar mai mult.

358

Reglarea căldărilor auxiliare se execută printr-unul din următoarele sisteme :

a)sistemul pozi ţional , funcţionează pe baza dispozitivelor electromagnetice ce menţin mărimile care le realizează în limitele date pe calea cuplării sau decuplării pompelor de eliminare şi totodată prin menţinerea constantă a debitului pompei de combustibil şi a debitului ventilatoarelor.

Sistemul este simplu dar are dezavantajul că mărimile reglate variază în limite determinate, mişcarea intervalelor de lucru ducând la mărirea numărului de cuplări-decuplări a mecanismelor pe care Ie deservesc. Acest sistem se justifică în cazul funcţionării cu motorină, aprinderea realizându-se sigur cu ajutorul unei scântei electrice.

b) sistemul de reglare continuu , se realizează frecvent în sistemele de automatizare pneumatice şi hidraulice, sunt mai complexe decât cele electromecanice, dar care prezintă mai puţine neajunsuri în funcţionare.

c) sistemul combinat , este un sistem electromecanic care realizează un reglaj continuu pentru sarcini până la 20-30%, din cea nominală, iar la sarcini mai mici , poziţional.

Precizare : Reglarea automată a căldărilor auxiliare mici (caldarine) se relizează fie pe calea by-passării gazelor de evacuare, fie prin variaţia temperaturii şi cantităţii apei de alimentare,

În alte cazuri se întrebuinţează trimiterea surplusului de abur în condensorul auxiliar.

39.3 Reglarea automat ă a căldării recuperatoare tip La Mont

Acest tip de căldare recuperatoare funcţionează independent sau în paralel cu caldarina de combustibil.

Reglajul caldarinei se realizează prin variaţia cantităţii de apă trimisă în serpentinele de vaporizare.

Funcţionare : Cu ajutorul pompelor de alimentare 5 se introduce apă până la nivelul

normal în căldarea cu arzător. Apa este preluată de electropompele de circulaţie 22 şi trimisă spre valvula cu trei căi 15, care în funcţie de poziţie, trimite apa fie în distribuitorul de apă 77 şi serpentinele 19 ale căidărtne recuperatoare, fie din nou la aspiraţia pompei de circulaţie 22.

In serpentinele de vaporizare apa se încălzeşte până la 250°C şi se vaporizează parţial. Amestecul apă-abur este trimis în domul caldarinei unde se separă aburul trecând prin valvula principală 9, spre valvulele distribuitoare 10. Presiunea aburului în dom este supravegheată la momentul 8 şi de un presistat diferenţial 11. Variaţia presiunii în dow este dependentă de variaţia consumului. în scopul unui consum sporit presiunea scade, presostat diferenţial transmite comanda Ia tabloul de automatizare 13, care acţionează motorul electric al valvulei cu trei căi mişcând-o în sensul măririi debitului de apă spre serpentinele de vaporizare.

2 359

În cazul în care debitul de apă este prea mare, presiunea în dom creşte, şi ansamblul de automatizare acţionează în consecinţă.

Când bilanţul energetic al caldarinei recuperatoare este scăzut, căldarea transportată de gazele evacuate are o valoare redusă (ca urmare a sarcinii reduse a motorului principal) şi elementele de automatizare vor introduce în funcţiune şi caldarina cu arzător iniţiind în aceasta procesul de ardere.

Arderea va avea loc până la stabilirea echilibrului termic în întreaga instalaţie, respectiv până la menţinerea constantă a presiunii aburului impuse de noul regim de lucru.

Reglarea automată a caldarinei recuperatoare tip ba Mont 1. căldare

cu arzător ; 2.arzător; 3.sticle de nivel; 4.capete de alimentare ; 5.pompe de alimentare ; 6.başă ; 7.alimentare başă ; 8.manometru ; 9.valvulă principală ; 10.valvulele distribuitoarelor ; 11 .presostat diferenţial ; 12.valvule de aspiraţie a pompei de circulaţie ; 13.tablou de automatizare ; 14.electromotor de acţionare a valvulei cu trei căi ; 15.valvule cu trei căi ; 16.tubulatură apă-abur spre domul căldării ; 17.distribuitor apă la serpentine ; 18.colector amestec apă-abur ; 19.serpentine de vaporizare ; 20.eşapament motor principal ; 21 .motor electric ; 22.pompă de circulaţie.

360


1. Care din următoarele caracteristici se referă la sistemul de reglare continuu?

a) se realizează cu precădere în sistemele de automatizare hidraulice b) este mai puţin complex decât sistemul electromecanice

c) se justifică în cazul funcţionării cu motoare

d) funcţionează pin menţinerea constantă a debitului pompei de combustibil şi a debitului ventilatoarelor

2. Care din următoarele metode de reglare automată se referă la căldările auxiliare mari?

a) by- passarea gazelor de evacuare

b) aplicarea sistemul de reglare continuu c) variaţia temperaturii şi a presiunii apei de alimentare

d) aplicarea sistemului de reglare combinat poziţional şi continuu

Rezolvare:1a; 2 d.

2 361

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;








362

UNITATEA DE ÎNVĂŢARE NR. 40 EXPLOATAREA C ĂLDĂRILOR NAVALE

CUPRINS

40.1 Exploatarea c ăldărilor navale 364

40.1.1. Pregătirea c ăldării pentru exploatare 364

40.1.1.1. Pregătirea c ăldării pentru punerea în func ţiune dup ă

repara ţii

364

40.1.1.2.Pregăfirea pentru func ţionarea dup ă o scurt ă

sta ţionare

365

40.2. Ridicarea presiunii la c ăldare 365

40.2.1. Când nava nu dispune de nici un fel de ener gie 365

40.2.2. Când nava dispune de energie electric ă 365

40.2.3. Nava dispune de abur 366

40.3. Deservirea c ăldării în func ţionare 366

40.4. Oprirea c ăldării 366

40.5. Incidente caracteristice în exploatarea c ăldărilor navale 367

40.5.1. Incident ce nu permit func ţionarea în continuare a

căldării

367

40.5.2. Incidente ce pot deveni cauze ale unor avar ii

periculoase

368

40.5.2.1. Creşterea presiunii peste cea de regim 368

40.5.2.2. Apari ţia fenomenului de eboli ţiune 368

40.6. Curăţarea căldărilor 368

363




364


Cunoaşterea şi însu şire principalelor activit ăţii în cadrul procesului de exploatare al c ăldărilor navale Cunoaşterea şi în ţelegerea principalelor incidente şi avarii ce pot ap ărea în exploatarea c ăldărilor navale

40.1 Exploatarea c ăldărilor navale

În exploatarea căldărilor navale, principalele etape sunt: - pregătirea căldării pentru exploatare; - ridicarea presiunii pe căldare; - deservirea căldării în funcţionare.

40.1.1. Pregătirea c ăldării pentru exploatare în această etapă trebuie asigurate măsurile care să permită trecere la

funcţionarea căldării în condiţii normale. întâlnim două situaţii distincte în pregătirea căldării:

40.1.1.1. Pregătirea c ăldării pentru punerea în func ţiune dup ă

repara ţii , după ti perioadă îndelungată de staţionare, constă în următoarele faze:

a) Controlul interior al căldării

In acest caz se urmăreşte: curăţarea în bune condiţiuni a suprafeţelor de încălzire;

- verificarea stării tehnice şi a modului de fixare a tuturor dispozitivelor în interiorul căldării;

- verificarea spaţiilor interioare în vederea depistării unor obiecte, scule, etc în interiorul coprpului căldării.

b) Controlul exterior Acesta urmăreşte verificarea armaturilor exterioare, verificarea modului de

fixare a căldării pe postament, deschiderea capacelor şi a valvulelor registru de evacuare, deschiderea robinetelor de aer a căldării şi asigurarea umplerii cu apă a căldării 1/3 faţă de nivelul minim.

365

40.1.1.2.Pregătirea pentru func ţionarea dup ă o scurt ă sta ţionare

Aceasta presupune executarea unui control exterior al căldării având în vedere că din căldare nu a fost scoasă apa şi căldarea nu a fost deschisa.

40.2. Ridicarea presiunii la c ăldare

Durata încălzirii şi punerii în funcţiune de la rece până în momentul cuplării la tubulatura principală de abur (consumatorii), se stabileşte funcţie de tipul căldării, posibilităţile de dilatare, volumul de apă. temperatura apei de alimentare, lipul şi condiţiile de circulaţie a apei.

Timpul necesar ridicării presiunii în căldare poate varia de la 15-20 min. până ta 4-6 ore. Ridicarea presiunii Ia nave are loc în următoarele trei situaţii: - când nava nu dispune dc nici un fel de energie; - când nava dispune doar de energie electrică: - când nava dispune numai dc energic termică (abur); -

40.2.1. Când nava nu dispune de nici un fel de ener gie

Spre exemplu esc din şantier. Această situaţie este întâlnită la navele

unde sursa principală dc energie o constituie aburul. în acest ea/ operaţiile principale ce se execută sunt:

a) sc umple cu o pompă manuală un tanc de combustibil, aflat la înălţime de 2-4 m, de unde combustibilul vine prin căldare liberă la pulverizatoarele de primă aprindere.

b) se asigură aprinderea combustibilului, după care se ţine în funcţiune pulverizatoarele de primă aprindere, până in momentul în care în căldare se realizează o presiune de 4-5 bari. La atingerea presiunii dee 5 buri se închide rob (netul de aer. La presiunea de 5-6 bari se asigură trimiterea aburului spre mecanismele auxiliare, se stopează pulverizatoarele de primă aprindere şi se pun în funcţiune pulverizatoarele principale.

40.2.2. Când nava dispune de energie electric ă

În această situaţie sc disting trei faze: a) Se pun în funcţiune mecanismele auxiliare ale căldării ce pol fi acţionate electric.

asigurându-se astfel preventilarea şi ventilarea căldării: h) Se pun în funcţiune pompele de combustibil, se trimite combustibilul şi se

preîncălzeşte:

366

c) Se scot din funcţiune mecanismele acţionate electric şi se pornesc mecanismele acţionate mecanic.

40.2.3. Nava dispune de abur

Pe tubulatura auxiliară se trimite abur sub presiune, abur necesar punerii

în . funcţiune a mecanismelor auxiliare de căldări ce urmează să intre în funcţiune.

40.3. Deservirea c ăldării în func ţionare

Principalele probleme care trebuie avute în vedere în activitatea de

deservire a căldării în timpul funcţionării sunt: |

a) Asigurarea alimentarii cu apă a căldării. Aceasta presupune menţinerea constantă a nivelului apei în căldare şi

controlul indicaţiei sticlelor de nivel. În cazul spargerii unei sticle de nivel este permisă funcţionarea căldării

cu cealaltă sticlă maxim 20 minute. La dispariţia nivelului apei în sticla de nivel căldarea trebuie scoasă din

funcţiune. b) Menţinerea constantă a presiunii.

Constituie o problemă de bază indiferent de regimul de sarcini impus căldării la un moment, dat. Aceasta se realizează prin corelarea proceselor de ardere cu necesarul de abur solicitat la un moment dat. Pentru o bună ardere şi corelate cu consumul dc abur se impune reglarea cantităţii de abur în focar, a cantităţii de aer, precum şi menţinerea constantă a temperaturii comcustibilului pulverizat.

c) Asigurarea bunei funcţionări a mecanismelor auxiliare ce deservesc căldarea precum instalaţia de alimentare cu aer, instalaţia de alimentare cu apă, etc.

d) Asigurarea controlului şi supravegherii permanente a tuturor AMC' şi a elementelor de. automatizare.

40.4. Oprirea c ăldării

Presupune efectuarea următoarelor operaţii:

închiderea pulverizatoarelor;

închiderea valvulei principaledc abur:

continuarea alimentării cu apă închiderea posibilităţilor de acces a aerului în focar.

367

Apoi căldarea se lasă să se răcească treptat.

40.5. Incidente caracteristice în exploatarea c ăldărilor navale

40.5.1. Incident ce nu permit func ţionarea în continuare a c ăldării

a) Pierderea apei în sticlele de nivel

Se manifestă prin înroşirea suprafeţei de încălzire şi apariţia unui miros speciile de cauciuc ars.

Cauze: neatenţia motoristului: defecţiuni în sistemul automat de alimentare cu apă; sticle de nivel înfundate: tuburi fierbăioare înfundate: pompa de alimentare nu poate asigura debitul şi presiunea necesară :

Măsuri: - se opreşte căldarea:

- se efectuează un control al suprafeţelor de schimb de căldură; - se lasă căldarea la rece şi se remediază defecţiunea. După punerea în funcţiune se urmăreşte îndeaproape funcţionarea

căldării. b) Spargerea tuburilor

Se manifestă prin apariţia unei cantităţi mari de abur pe coş, zgomot speciile, jet puternic dc abur în zona tuburilor. Cauze:

- supraîncălzirea locală a tubului; - cruste groase pe pereţi: - lipsa apei în tuburi; - coroziunea accentuată a tubului.

Măsuri: - se opreşte căldarea şi se lasă la rece; - se deschide căldarea; - se depistează tuburile sparte şi se tamponează, c). Apariţia fisurilor în corpul căldării Se manifestă prin apariţia dc abur în cutia de fum.

Cauze: - încălzire neuniformă; - răcire bruscă; - aer rece în focar.

Măsuri: - se opreşte căldarea; - se răceşte lent;

368

- se remediază fisura.

40.5.2. Incidente ce pot deveni cauze ale unor avar ii periculoase

40.5.2.1. Creşterea presiunii peste cea de regim

Cauze:

- defectarea sistemului de automatizare; Măsuri:

- se reduce cantitatea de combustibil; - se asigură alimentarea cu apă la nivelul maxim: - se verifică manometrele.

40.5.2.2. Apari ţia fenomenului de eboli ţiune

Reprezintă fenomenul de fierbere turbulentă a apei în colector şi se

observă prin variaţia excesivă a nivelului apei în colector. Cauze:

- conţinut sporit de impurităţi mecanice şi uleioase; - creşterea durităţii şi deschiderea bruscă a valvulei spre consumator; - presiunea marc a aerului depăşeşte limita admisibilă, drept consecinţă pulverizatoarele proiectează combustibil pe pereţi. - izolaţie deteriorată;

40.6. Curăţarea căldărilor

Se face atât în interiorul cât şi în exteriorul căldării în spaţiul de apă şi

abur, în spaţiul de gaze, focar. canale de gaze şi coşul de fum. Curăţarea exterioară se efectuează în timpul funcţionării căldării îndepârtându-se din spaţiul dc gaze. depunerile dc cenuşă, funinginea şi combustibil nears.

Operaţia se realizează prin suflare cu abur sau cu aer comprimat, apoi manual cu perii şi raşchcle fixate pe tije. Precizare: Conform instrucţiunilor RNR. suflarea ţevilor pentru căldările ignitubularc se face cel puţin odată la 24 h, iar pentru căldările acvatubulare cel puţin de două ori în 24 h, în timpul marşului şi odată în 24 h în timpul staţionării.

Curăţirea interioară se face la intervale stabilite prin instrucţiuni interne. Se îndepărtează piatra şi nămolul depus. Cu ocazia curăţirii interioare se face o revizie generală a căldării. Sunt obligatorii următoarele lucrări: - revizia şi ajustareaannăturilor: - revizia şi repararea căptuşelilor refractare;

369

- revizia şi repararea izolaţiei clădirii. Curăţirea interioară a căldării sc efectuează prin spălare cu apă şi

curăţire mecanică şi chimica. S ălarea se realizează cu un jet de apă de 30-40°C, care conduce la desprinderea de pe pere ţi adunate în partea inferioară, fiind evacuate prin locaşele special prevăzute pentru spălare. Curăţirea mecanică: Se efectuează când piatra este încă umedă, după răcireacăldării pentru a sc desprinde uşor de pe pereţi. Se utilizează mijloace mecanice precum: perii speciale, raşchetc, freze, ciocane manuale sau pneumatice, sau orice perii de sârmă.

De menţionat că trebuie o grijă specială să nu ciupească peretele metalic, deoarece defectele de suprafaţă contribuie la accelerarea proceselor de coroziune a metalului.

La căldările ignitubulare. atunci când sunt depuneri mari de piatră uneori este necesară tăierea parţială sau totală a ţevilor de fum şi scoaterea tubului focar pentru a se putea curăţa placa tubulară.

Pentru curăţirea ţevilor de apă a căldărilor acvatubulare se utilizează perii metalice şi piese care sc introduc în interiorul tuburilor. Spălarea chimică: Constă în introducerea în interiorul căldării a unor reactivi cu rolul de a dizolva sau afâna crusta în vederea unei curăţiri mecanice ulterioare. Exemplu: Procedeul de spălare chimică prin alcalini/are. Acesta constă în fierberea timp îndelungat în căldare a unei soluţii de sodă caustică 1-2% (cam 15-20 kg) la tona de apă care a fanează crusta şi permite îndepărtarea manuală mai uşoară. Dezavantaj: Procedeul durează mult timp şi nu are efect asupra crustelor de carbonaţi, ci numai asupra celor din silieaţi şi sulfaţi. Presiunea în timpul fierberii se menţine la 15-20 bari. La fiecare două ore se fac purtări de suprafaţă pentru eliminarea uleiului, completând cu apă sistemul de injectoare.

370

Test de autoevaluare Unitatea de învăţare nr. 40: 1. Timpul necesar ridicării presiunii în căldare este: a) 5 min b) sub 15 min c) 5 ore d) 15 min- 4 ore 2. Care din următoarele tipuri de incidente nu impune oprirea imediată a călării: a) pierderea apei în sticlele de nivel b) spargerea tuburilor c) apariţia fisurilor în corpul căldări d) creşterea presiunii peste cea de regim 3. Care din următoarele tipuri de avarii se manifestă prin apariţia unei cantităţii mari de abur pe coş: a) pierderea apei în sticlele de nivel b) spargerea tuburilor c) apariţia fisurilor în corpul căldări d) apariţia fenomenului de eboliţiune

Rezolvare: 1 d 2 d: 3 b.

371

BIBLIOGRAFIE


presiune ET 1981 ;


Tehnică ,1981;











Date post:	07-Jul-2016
Category:	Documents
Upload:	gabi-mgn
View:	49 times
Download:	3 times

gatag 1-40

Documents