proiectarea principalelor caracteristici tehnico - economice a unei instalatii de producere a...

UTCN

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemn

1. Date generale ale sursei de energie1.1.Generaliti privind combustibili soliziRomnia are materie prim mai mult dect i este necesar ! Bogatele pduri ale Romniei pot asigura materia prim pentru producerea de pelei. Lemnul de slab calitate rezultat n urma currii acestora, lemnul rezultat n urma tierilor programate ca i deeurile (rumegu, talaj) rezultate n urma prelucrrii acestuia n industria de profil, sunt n cantiti mai mult dect necesare pentru acoperirea necesarului rii i n prezent aproape deloc utilizate. S ne gndim c aproximativ 1.000.000 m3 pot nlocui aproximativ 180.000.000 litri de combustibil convenional fosil. Lemnul nu este altceva dect energie solar nmagazinat! Prin ardere, aceast este iari eliberat. Mai mult - emisiile de dioxid de carbon sunt egale cu cele consumate pe durata creterii. Lemnul este o sursa natural i aproape inepuizabil de energie! nclzii-v cu pelei i salvai mediul nconjurtor! Lemnul produce oxigen i consum dioxidul de carbon din atmosfer. Aceai cantitate de emisii de CO2 rezult prin ardere sa. .

Figura I.1. Dependena valoriii energiei termice pe kg. de lemn n funcie de valoarea procentual a apei n lemn

UTCN Exemplu:


Lemn cu umiditate de 12 - 20% degaj o energie termic de 4 kWh / 1kg lemn; Lemn cu umiditate de 50% degaj o energie termic de 2 kWh / 1 kg lemn;

1.2. Caracteristicile fizico-chimice ale lemnelorStructurile chimice ale lemnului iau natere ca urmare a asimilaiei clorofiliene, fenomen ce se realizeaz n frunze sub aciunea radiaiei solare i n prezena clorofilei, cu rol de catalizator, permind dioxidului de carbon s reacioneze cu apa i s formeze aldehida formic, ce polimerizeaz n hexoze, care la rndul lor dau prin policondensare hidrai de carbon. Dintre hidrai, cei mai importani sunt amidonul i celuloza. Celuloza prezint o structur ordonat, iar prin legturile ce se stabilesc ntre molecule, iau natere formaiuni alungite fibrele care sunt constituentul principal al celulelor lemnului. Prin mbtrnirea celulozei se formeaz lignina - cu structura amorf i cu rezistene mecanice mari. Constituenii chimici se organizeaz n esuturi; dintre acestea unele nu se modific n timp - esuturi moarte, altele i pstreaz activitatea la nivel celular - esuturi de parenchim Macroscopic, structura lemnului difer pe seciune n zone cu funcii i alctuiri diverse. Zonele lemnului propriu-zis sunt formate din inele anuale, caracteristice pentru fiecare esen de lemn i difereniate dup vrst, clim, umiditate anual etc. Orice arbore este alctuit din rdcin, trunchi sau tulpin, crengi i frunze. Trunchiul formeaz partea cea mai important, reprezentnd pn la 85% din volumul total i este folosit cu precdere la obinerea materialelor din lemn .

UTCN


1.3 Condiii care trebuie indeplinite de materia lenmoas la utilizarea pentru nclzire 1.3.1 Uniti de msur utilizate n comercializarea lemnului

1 metru ster (metru cub) reprezint volumul de 1 metru cub ocupat de lemne aezate n

stiv, incluznd ns i spaiile libere dintre lemne. 1 m3 (metru cub plin) reprezint volumul de 1 metru cub ocupat de exemplu de scnduri

stivuite, deci un cub cu latura de un metru ocupat n ntregime de lemne. 1 m3 = 1 1/3 m ster

1.3.2 Valorificarea energetic i emisile de substane poluanteLemnul face parte din categoria surselor regenerative de energie. n procesul de ardere furnizeaz n medie 4,0 kWh/kg. n tabelul de mai jos sunt trecute valorile energetice pentru diferitele tipuri de lemn considernd acelai grad de umiditate de 20 %. Un litru de combustibil lichid, considernd acelai randament al cazanului, poate fi nlocuit cu 3 kg lemne, 1 m ster lemn de fag poate nlocui 200 l combustibil lichid, respectiv 200 m3 gaz metan. De asemena lemnul se caracterizeaz prin aa-numitul bilan neutru al dioxidului de carbon. La arderea lemnului se produce aceeai cantitate de dioxid de carbon care a fost consumat de pom prin fotosintez n timpul creterii.

UTCN


Tabelul I.1 Parametrii energetici ai lemnului

1.3.3 Influena umiditii lemnului asupra puterii sale calorificePuterea calorific a lemnului depinde direct de gradul su de umiditate. Apa coninut n lemn se evapor n timpul arderii i consum n acest proces o cantitate imens de energie. Pentru determinarea umiditii lemnului se folosesc dou mrimi. Umiditatea relativ Umiditatea relativ se exprim n pro- cente, ca raportul ntre masa apei i masa lemnului umed.

Figura I.2 Umiditatea relativ

UTCN


Umiditatea absolut (denumit n continuare simplu umiditate)

Umiditatea absolut se exprim n pro- cente, ca raportul ntre masa apei i masa lemnului uscat. Diagrama alturat indic legtura dintre umiditatea relativ i umiditatea absolut Lemnul provenit de la un pom tiat recent are o umiditate de pn la 100 %. Dup depozitarea n timpul primei veri, umiditatea se reduce pn la 40 % i n urmtorii ani scade pn la cca 25 %. Valoarea cea mai sczut a umiditii lemnului care se poate obine prin uscare natural sub un acoperi este de cca 18 %.

Figura I.3 Valoarea calorific n funcie de umiditatea lemnului Diagrama de mai sus prezint valoarea calorific n funcie de umiditatea lemnului pe exemplul lemnului de molid. La o umiditate relativ a lemnului de cca 20 %, adic la o umiditate absolut de 25 %, valoarea calorific este de 4,0 kWh/kg. Valoarea calorofoc a lemnului depozitat ntr-un loc uscat este de dou ori mai mare dect cea a lemnului recent tiat. Toate datele tehnice referitoare la parametrii energetici ai unui cazan se refer la arderea bucilor de lemn de specii foiase cu o umiditate max. de 25 %.

UTCN


Tipul de lemn i n special umiditatea au o influen hotrtoare asupra parametrilor cazanului, ca de exemplu randamentul i intervalele pentru o nou ncrcare cu lemne. Bucile de lemn pregtite corect i aezate ordonat n focar (aruncarea dezordonat a bucilor de lemn n focar trebuie evitat) asigur funcionarea uniform a cazanului fr goluri n stratul de jar. Dac stratul de jar nu acoper uniform ntreaga suprafa, atunci gazul provenit din lemn ajunge n mod necontrolat prin spaiile libere din jar la duz, iar temperatura sa poate s coboare sub punctul de aprindere. Ca urmare scade progresiv puterea pn la stingerea cazanului.

Tabel 1.2 Puterea calorifica a lemnului

Tabel 1.2 Convertire pentru diferite forme a lemnului

UTCN


Parametrii necesari pentru diferitele tipuri de lemn Brichete de lemn

Diametrul ntre 40 i 120 mm Lungimea max. 400 mm Densitatea min. 1 kg/dm3 Putere calorific min. 5 kWh/kg Diametrul cca 30 mm Lungimea max. 50 mm Putere calorific (la umiditate de 25 %) - lemn moale min. 3,8 kWh/kg - lemn tare min. 3,6 kWh/kg

Deeuri

UTCN


2.Descrierea obiectivului pe care il deserveste instalaia2.1 Descrierea obiectivului pe care il deservete instalaiaInstalaia are ca scop alimentarea cuenergie termic a unu obiectiv. Obiectivul este o ferm de bovine localizat n comuna Jelna din Judeul Bistria Nsaud i contine:

Teren cu o suprafa de S = 8000 m

2

;

Dou grajduri cu o ocapaciate de 300 500 bovine; O cladire de birouri P+E cu o suprafa de S =100 m O sal de muls cu o suprafa de S = 140 m ;2 2

pe nivel;

Curte betonat cu parcare; Livad.2.2. Necesarul termic al obiectivuluiNecesarul total de energie termic este format din necesarul termic pentru nclzire i cel pentru ap cald menajer. A) Necesar de energie termic pentru nclzire birouri:

numr : 3; dimensiuni ( L x l x h), 8 x 4.5 x 2.6 m3; 2 ferestre orientate spre SUD;

UTCN

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemn dimensiunile ferestrelor (L x H), 2 x 1,2 m2; structura pereilor: caramid (35cm); structura plafonului: complex (20cm - pod); temperatura interioar 21C.

vestiar:

numr: 1; dimensiuni (L x l x h), 10 x 7 x 2.6 m3; 2 ferestre orientate spre SUD; dimensiunile ferestrelor (L x H), 2 x 1,2 m2; structura pereilor: caramid (35cm); structura plafonului: complex (20cm - pod); temperatura interioar necesar 21C.

sala muls:

num: 1; dimensiuni (L x l x h), 14 x 10 x 3 m3; 6 ferestre orientat spre SUD, 6 ferestre orientat spre NORD; dimensiunile ferestrelor (L x H), 0.2 x 0,2 m2; structura peretilor: caramida (35cm); structura plafonului: complex (20cm - pod); temperatura interioara 18C;

Pentru a calcula necesarul de energie termic pentru nclzire, se prezint valorile uzuale ale marimilor care caracterizeaz transferul de caldur prin pereti: - Coeficientul de convecie termic de la aerul din interiorul nperii la perei are valoarea: i = 5 W/m2K

UTCN


- Coeficientul de convecie termic de la pereii exteriori ai spaiului destinat nclzirii la aerul de afar, pe timp de iarn are valoarea: e = 23 W/m2K - Valoarea conductivittii termice pentru materialele utilizate la construcia incintelor sunt urmatoarele: caramida = 0,5 W/mK BCA = 0,4 W/mK beton = 1,1 W/mK polistirenexpandat 15kg/m3 = 0,037 W/mK polistiren extrudat = 0,03 W/mK - Coeficienii globali de transfer termic pentru ferestre au urmatoarele valori: kgeamuri=3.1 W/m2K ktermopan=1.3 W/m2K

- Fluxul termic ptruns prin elemente ineriale (perei, planee, terase) se calculeaz cu relaia:Q PE = S x q

[W] (1)

n care: S este suprafaa elementului de construcie, n m2;q

este fluxul termic unitar (densitatea de flux termic), n W/m2. Suprafaa peretelui se calculeaz S = L h - Sferestre (2)

UTCN n care


Sferestre reprezint aria ferestrelor, n m2; L reprezint lungimea peretelui, n m; h reprezint nltimea peretelui, n m. Fluxul termic unitar se exprim prin relaia:q

= k (ts ti) [W/m2]

(3)

unde: k este coeficientul global de transfer termic, n W/m2K; ts este temperatura exterioar echivalent de calcul (-18C); ti este temperatura interioar din ncpere, n C. Coeficientul global de transfer termic are valoarea dat de relaia:k= 1 1 1 [W/m2K] + i + i i =1 i en

(4)

unde:

i =1

n

ii

este egal cu raportul individual, al fiecrui strat component al peretelui, dintre si i i

este grosimea stratului de perete, n m; i este conductivitatea termic a stratului respectiv de perete, n W/mK. iCoeficientul global de transfer termic pentru perei exteriori va avea valoarea: k = 1,06 W/m2K Coeficientul global de transfer termic pentru tavan: k = 1,71 W/m2K

UTCN


Cunoscndu-se dimensiunile i temperaturile dorite la interior s-au putut determina pierderile de cldur catre exterior: QBirouri = 6150.19 W QVestiar = 8662.36 W QSala muls = 12708.37 W Fluxul total de cldur care se pierde se obine prin nsumarea tuturor pierderilor de cldur pe fiecare spaiu nclzit n parte: Qtotal = 27520.93 W

B) Necesar de energie termic pentru ap cald menajer

Necesarul de ap cald menajer identificat pentru ferma studiat const n:1. ap cald splare mulgtoare 100 l/zi 2. ap cald la duuri: 150 l/zi 3. ap cald pentru uz zilnic n cadrul altor activiti: 50 l/zi.

rezultnd un total: 300 l/zi Apa cald menajer va fi preparat cu ajutorul unui boiler de 300 l . Relaia de calcul folosit n determinarea necesarului de cldur pentru apa cald menajer este:Q apa _ menajera = m apa c apa dt [ W ] (5)

unde:m apa - reprezint debitul de ap care trebuie nclzit [kg/s];

capa - caldura specific a apei [J/kg .K]; capa = 4186 [J/kg .K];

UTCN


dt- variaia de temperatur a apei (ntre intrarea i ieirea din schimbtorul de caldur). Pentru urmatoarele regimuri de funcionare a modulului de cogenerare s-a efectat calculul necesarului de energie termic pentru apa cald menajer: Necesarul energetic pentru nclzire a apei calde menajere va fi de 3093W.

3. Proiectarea caracteristicilor principale ale componentelor3.1Calculul regimurilor termice ale aparatelor componente 3.1.1 Curgerea n echicurent i contracurentCalculul termic presupune determinarea regimului de temperaturi intre care lucreaz acestea, mai precis, temperatutile celor doi ageni termici la intrarea i ieirea din aparat, diferenta medie logaritmic i temperatura i temperaturile medii corespunztoare celor doi ageni. Din datele de proiectare se stabilesc temperaturile de intrare i ieire a agenilor din aparat, iar cele necunoscute se determin n funcie de tipul, rolul i condiiile de funcionare ale aparatului, astfel ncat trebuie sa fie cunoscute n aceast etap :-

Temperatura agentului primar la intrarea n schimbtor (t1) Temperatura agentului primar la ieirea din schimbtor (t1) Temperatura agentului secundar la intrarea n schimbtor (t2) Temperatura agentului secundar la ieirea din schimbtor (t2)

Se va nota cu: t1 = t1-t1 : gradul de rcire (sau variaia de temperatur) al agentului termic primar; t2 = t2- t2 : gradul de nclyire (sau variaia de temperatur) al agentului termic secundar. Dup stabilirea temperaturilor de intrare / ieire , se repreyint giagrama de variaie a temperatuii n lungul suprafeei de schimb de cldur a aparatului (t,S), ca in figurile de mai jos: n practic se poate ntlni una din variantele de mai jos:

UTCN


Figura 3.1 Diagama de variaie a temperaturii n lungul suprafeei

Diferena medie logaritmic de temparatur are aceai formul general de calcul, att pentru curgerea n echicurent i contracurent, ct i pentru cazurile n care unul sau ambii ageni i schimb starea de agregare.

UTCN

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemn , (6)

a) Pentru curgerea n echilibru, avnd diagrama de variaie a temperaturii n lungul suprafeei de schimb de cldura reprezentnd in fig. a.1), b.1), c.1), diferenta medie logaritmic de temperatur este dat de relaia: (7) b) Pentru curgerea n contracurent, exist urmtoarele posibiliti: b.1) daca t1 > t2 , atunci : (8)

b.2) daca t1 = t2, atunci:

(9)

b.3) daca t1 < t2, atunci:

(10) Temperaturile medii de lucru ale celor doi ageni termici, respectiv a peretelui desparitor se determin astfel:a) dac t2 > t1 atunci : b) dac t2 < t1 atunci :

(4.6) (4.7)

c) temperatura medie a peretelui suprafeei de transfer termic (11)

UTCN


3.1.2.Curgerea mixt sau n curent incruciatCalculul diferenei medii logaritmice de temperatur, n cazul, curgerii mixte sau n curent ncruciat, se face cu ajutorul coeficientului de corecie (F), astfel: (12) Factorul de corecie se scoate din diagramele de curgere pentru diferite schimbatoare de cldur i depinde de variabilele P,R i de schema de curgere a aparatului, prezentnd urmtoarele expresii de calcul: (13) Ca o regula general, n calcul nu trebuie utilizai factori de corecie F < 0,75. Pentru a crete valoarea lui F, trebuie modificate debitele, sau temperaturile sistemului, sau chiar schema de curgere. Exist i alte variante de calcul a diferenei medii logaritmice de temperatur:a) daca

, se poate admite c variaia real a temperaturii fluidelor se poate

exprima printr-o variaie liniar, astfel nct diferena medie logaritmic de temperatur se poate calcula n mod aproximativ cu media aritmetic, caz n care eroarea de calcul este sub 4 %.

b) daca

, o relaie de calcul aproximativ, cu o eroare maxim de 4 %

este :

(14)

UTCN


c) daca

, relaia cu precizia cea mai ridicat, eroarea fiind de 0,8 % , este

: (15) Pentru temperaturile medii menionate anterior, se calculeaz parametrii termofizici att pentru fluidele de lucru, ct i pentru peretele suprafaei de transfer termic, adic : densitatea ; vscozitatea cinematica constant ; caldura specific masic la presiune ; vascozitatea dinamic reprezint difuzivitatea termica.

; conductivitatea termic 1,2 ; si criteriul Prandtl , n care

Tabelul 3.1 Proprietile termofizice ale apei

UTCN


3.1.3 Calculul termic al schimbtorului de cldur tip serpentine (serpentina boilerului)Tipul agenilor : - agent primar : Ap

- agent secundar : ApCalculul regimului termic al schimbatorului de caldura cu serpentina

t1prim:= 80 t1secund:= 70 t2prim:= 10 t2secund:= 45

C C C

temperatura de intrare a agentului primar temperatura de iesire a agentuli primar temperatura de intrare a agentuli sucundar temperatura de iesire a agentului secundar

C

Regimul de temperaturi

tm1 := tm2 := tp :=

t1prim+ t1secund2

tm1 = 75 C tm2 = 27.5 C tp = 51.25 C

t2prim+ t2secund2

tm1 + tm22

Curgere in contracurentt tt

min := t1prim t2secund max := t1secund t2prim log :=t

t

min = 35 C max = 60C

t

max t min t max ln t min

t

C log = 46.382

UTCN


3.2 Calculul debitelor de agent termic 3.2.1.Calcului debitului agentului termic la iesirea din centrala termicSe pornete de la ecuaia de bilan termic conform : (16) Unde: - Puterea(sarcina) termic a centralei [kW] - Debitul masic de agent termic (Ap) [kg/s] cp- Cldura specific a apei la temperatura medie dintre tur i retur[J/kgK] - Variaia de temperatur [K] (17) Unde: - temperatura agentului pe turul instalaiei [C] - temperatura agentului pe returul instalaiei [C] Cunoscndu-se puterea centralei, cldura specific i variaia de temperatur se poate calcula debitul masic cu relatia:m .cent

Q 40 10 3 = .cent = = 0,9555 kg / s cp t 4186 10

n continuare se poate calcula debitul volumic cu relatia: (18) Unde

- densitatea apei la temperatura medie dintre tur i retur [kg/m3]

Cunoscanduse densitatea apei se poate calcula debitul volumic al agentului:

V .cent

m .cent 0,9555 = = = 0,000963m 3 / s apa 992,23

V .cent = 0,000963 3600 = 3,466m 3 / h V .cent = 3,466 1000 = 3466,97l / hV .cent =

3466 ,97 = 57 ,78l / min 60

UTCN


Se impune o vitez de circulaie a agentului prin conduct w = 1 m/s pentru a se putea calcula diametrul conductei prim care circul agentul. Din formula debitului volumic se poate calcula diametrul conductei conform[2]:

V .cent

d2 V cent 4 = w d = = 0,0350m 4 w

(19)

Se alege din STAS diametrul din teav de Otel 42x3,2.Dup care se recalculeaz viteza real din conduct:

wreal

V cent 4 = = 0,895m / s 2 d STAS

3.2.2 Calculul debituli agentului termic pe circuitul distribuitor serpentin boilerSe pornete de la ecuaia de bilan termic conform :Q ss = m ss cpt[kW ]

Unde: - Puterea(sarcina) termic a serpentinei boilerului [kW] - Debitul masic de agent termic (Ap) [kg/s] cp- Cldura specific a apei la temperatura medie dintre tur i retur[J/kgK] - Variaia de temperatur [K]

Unde:

- temperatura agentului pe turul instalaiei [C] - temperatura agentului pe returul instalaiei [C]

Cunoscndu-se puterea centralei, cldura specific i variaia de temperatur se poate calcula debitul masic cu relatia:m .ss

Q.ss 73 10 3 = = = 0,871kg / s cp t 4186 20

n continuare se poate calcula debitul volumic cu relatia:

UTCN


Unde

- densitatea apei la temperatura medie dintre tur i retur [kg/m3]

Cunoscanduse densitatea apei se poate calcula debitul volumic al agentului:

V .cent

m .cent 0,871 = = = 0,00088 m 3 / s apa 992,23

V .cent = 0,00088 3600 = 3,177m 3 / h V .cent = 3,177 1000 = 3177l / hV .cent =

3177 = 52,95l / min 60

Se impune o vitez de circulaie a agentului prin conduct w = 1 m/s pentru a se putea calcula diametrul conductei prim care circul agentul. Din formula debitului volumic se poate calcula diametrul conductei conform[2]:

V .cent

d2 V cent 4 = w d = = 0,0330m 4 w

Se alege din STAS diametrul din teav de Cupru 32x1.Dup care se recalculeaz viteza real din conduct:

wreal

V cent 4 = = 1,24m / s 2 d STAS

3.3 Calculul cderilor de presiuneLa curgerea prin canale i conducte, pierderea total de presiune se determin cu relaia: (20)

n care :

- reprezint pierderile de presiune prin frecare (sau liniare) - reprezint pierderile locale de presiune - reprezint pierderile de presiune gravitaionale ; ;

;

UTCN

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemn- reprezint pierderile datorate accelerrii masei de fluid ;

Pierderile de presiune prin frecare (liniare) sunt date att de frecarea fluidului cu pereii conductei, pe poriunile liniare ale acesteia, ct i de frecarea dintre straturile de fluid. Conform relaiei lui Darcy Weisbach, acestea sunt : (21)

Unde:

- coeficientul de frecare liniar la curgerea neizoterm a fluidului; - diametrul interior al evii sau diametrul hidraulic echivalent al seciunii de curgere,

n

; L - lungimea total rectilinie parcurs de fluid ;

Coeficientul de frecare liniar la curgerea neizoterm se poate determina cu ajutorul relaiei urmatoare, valabina n conditiile urmatoare :

(22) f coeficientul de frecare liniar la curgerea izoterm, care depinde de regimul de curgere i de starea pereilor conductei prin care curge fluidul, mai exact, de rugozitatea relativa , n care este rugozitatea absolut a peretelui i reprezint naltimea medie a .

asperitilor peretelui, fiind exprimat ca o funcie de forma sunt date n tabelul 3.2

Cteva dintre relaiile de calcul al coeficentului de frecare la curgerea izoterm a fluidelor

UTCN


Tabelul 3. 2.Relaii pentru calculul cderilor de presiune liniare Se recomand urmatoarele valori ale rugozitaii absolute-

: ,

Pentru conducte noi din oel de calitate obinuit, se admite

Pentru conducte din oel uzate (ruginite, cu cruste medii, sau curate dup folosire ndelungat), se admite , , ,

-

Pentru conducte noi,trase din cupru, alam, plumb Pentru conducte uzate, trase din cupru, alam, plumbPentru furtunuri de cauciuc .

Pierderile locale de presiune sunt produse de o rezisten hidraulic locala (armtura, cot, derivaie, variaie de seciune, etc.) i se determin cu relaia:

(23) n care: - este coeficentul de pierderi locale de presiune, adimensional; n cazul a n rezistene cu . .

locale nseriate, se nlocuiete

n tabelul 3.3 se ragsesc cteva dintre valorile uzuale ale coeficientului

UTCN


Tabelul 3.3 Caderile de presiune locale Pierderile de presiune gravitaionale intervin la conductele aflate la nalimi diferite i sunt date de relaia: (24) n care: reprezint densitaile fluidului n dou seciuni ale conductei. Pierderile de presiune datorate accelerrii fluidului intervin datorit variaiei debitului volumic de agent termic, la trecerea acestuia printr-un canal cu seciune transversal constant i au o valoare foarte mic n comparaie cu pierderile totale de presiune, motiv pentru care se pot neglija: (25) n care: sunt vitezele fluidului n seciunea a si b de intrare/ieire a canalului considerat.

3.3.1 Calculul cderilor de presiune pe circuitul centrala serpentina boilerPornim de la relaia pierderii totale de presiune:

UTCN

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemnd int := 0.037

wapa := 1.2

Vc := 2.58510

Re :=

( wapa dint)Vc

= 1.393 10

5

delta := 0.0015 epsilon := delta d int = 0.05

10 Re1 := = 200 epsilon560 4 Re2 := = 1.12 10 epsilon

Daca Re.apa > Re.2

Prp ft := f Prf rho := 977.79

0.33

= 0.057

f := 0.11epsilon

0.25

= 0.052

2 L rho wapa = 8.044 103 p f := ft 2 d int

Pierderile liniarecot 90 := 16 0.74 = 11.84robinet := 6 0.8 = 4.8 serpentina := 1

rho w 2 apa 4 p l := total = 1.242 10 2 total := cot 90 + robinet + serpentina = 17.64 p total := p f + p l = 2.046 104

n urma calculelor rezulta o cadere totala de presiune de 0,4 bar.

3.4 Calculul de dimensionare a boilerului pentru prepararea apei caldeCalculul de dimensionare a boilerelor pentru prepararea apei calde menajere, are ca scop

determinarea volumului acestora, cel puin egal cu volumul zilnic necesar de ap cald.

UTCN


n tabelele alturate, conforme cu normele internaionale, se observ c n cazul preparrii apei calde menajere la temperatura de 45C cantitatea de ap trebuie s fie mai mare dect n cazul preparrii apei la 60C, pentru a acoperi integral, consumul zilnic. Tipul de consum Temperatura 60 45 Confort redus [l/pers/zi] 1020 1530 Confort normal [l/pers/zi] 2040 3060 Tipul de camer cu baie cu du [l/pers/zi] [l/pers/zi] Confort sporit [l/pers/zi] 4070 60100

Tabelul 3.4 Consumuri de ap cald menajer n locuine Temperatura cu baie i du [l/pers/zi] 60 45 pensiuni, cmine

[l/pers/zi] 115175 90135 50...90 25...50 170260 135...200 75...135 40...75 Tabelul 3.5 Consumuri de ap cald menajer n unitai hoteliere, pensiune i cmine

Pentru dimensionarea orientativ, din punct de vedere termic, a sistemului de preparare a apei calde menajere pentru locuine, n cazul utilizrii surselor regenerabile de energie, se poate considera un consum normal de ap cald de 50 l/pers/zi, la temperatura de 45C. n cazul n care beneficiarul estimeaz c va depi consumul normal de ap cald indicat n tabel, se va ine seama de acest lucru i se va dimensiona boilerul pentru consumul de ap indicat de beneficiar. Volumul minim al boilerului Vbmin, se poate calcula cu relaia: (26) Unde: -

n - numrul de personae; - consumul zilnic normat pe persoan, luat n considerare; - temperatura apei calde menajere la punctul de consum; - temperatura apei reci la intrarea n boiler; - temperatura apei calde din boiler;

UTCN


n cazul utilizrii energiei solare, sau energiei geotermale (pompe de cldur) boilerele se vor supradimensiona fa de volumul minim de ap, cu un factor de supradimensionare f=1,52. n cazul preparrii apei calde menajere la 45C, acest supradimensionare are scopul ca n timpul utilizrii apei calde, s nu fie sesizat o scdere progresiv evident a temperaturii apei, datorate ptrunderii treptate n boiler a apei reci care completeaz apa cald consumat. n cazul boilerelor cu volumul minim calculat dup relaia matematic prezentat anterior, pe msur ce s-ar consuma apa cald din boiler i aceasta ar fi nlocuit de ap rece, s-ar sesiza scderea treptat a temperaturii apei calde, ceea ce ar crea un fenomen de disconfort evident n cazul utilizrii unor cantiti mai mari de ap cald, la un moment dat (ex. n timpul duului). n cazul preparrii apei calde menajere la 60C, dar cu ajutorul energiei solare, caracterizat printr-o intensitate a radiaiei foarte variabil, supradimensionarea boilerului este necesar pentru a se putea acumula o cantitate mai mare de ap dect cea minim necesar, n vederea reducerii consumului de energie pentru preparea apei calde menajere, n zilele cu radiaie solar este mai puin intens. Astfel dac factorul de supradimensionare este f=2, ntr-o zi cu radiaie solar intens se va putea prepara i acumula gratuit (folosind energia solar), o cantitate dubl de ap cald menajer, care va acoperi integral consumul i pentru ziua urmtoare, n cazul n care acea zi nu va beneficia de un nivel ridicat al radiaiei solare (ex. o zi ploioas sau rece i nnorat). n acest fel, sursa alternativ de energie pentru prepararea apei calde, nu va funciona a doua zi dup una nsorit, ceea ce reprezint o economie important de energie i o reducere semnificativ a costurilor de exploatare a unei asemenea instalaii de preparare a apei calde menajere. n cazul instalaiilor de preparare a apei calde menejare cu ajutorul combustibililor clasici, a biomasei solide, a biogazului sau a energiei electrice, nu este necesar supradimensionarea boilerului. Tinnd seama de cele menionate anterior, volumul boilerului , se va calcula cu relaia: (27) Unde: f = 1,52 n cazul utilizrii energiei solare sau a pompelor de cldur; f = 1 n cazul utilizrii combustibililor clasici, a biomasei solide, a biogazului sau a energiei electrice.

UTCN


n urma calculelor rezult se va alege un boiler cu un volum de 300 l.

4.Proiectarea instalaieii4.1 Alegerea principalelor pari componente ale instalaiei 4.1.1 Alegerea pompelorPompa este un generator hidraulic care transform energia mecanic n energie hidraulic. Dup modul de funcionare, pompa este un turbogenerator la care energia se transmite fluidului prin intermediul unui rotor aflat n micare de rotaie (pompe centrifuge, pompe axiale etc.). n instalaile de nclzire se ntlnesc pompe pentru: circulaia agentului termic (ap cald sau fierbinte) ntre sursa termic i consumatorul de cldur; pomparea condensatului n generatoarele de abur (cazane); completarea apei n instalaile de nclzire (pompe de adaos); pomparea combustibilului lichid; vehicularea agentului termic n circuitul cazan butelie de egalizare cazan; vehicularea agentului termic pentru grupuri de consumatori (corpuri sau aparate de nclzire); vehicularea agentului termic pentru consumatori individuali importani (aggregate de tratare a aerului, schimbtoare de cldur pentru prepararea apei calde menajere ); Funcile pompei sunt evideniate n schema tehnologic a instalaiei.

ntr-o instalaie de nclzire pompele pot ndeplinii diferite funcii:

UTCN


Alegerea pompelor se face innd cont de caracteristicile : debit, nlime de pompare, puterea motorului de antrenare, turaia. Se indic, de asemenea, tensiunea de alimentare i frecvena curentului. Pompele de circulaie acoper, excesiv, pierderile de sarcin distribuite i locale ale circuitului aferent. Acest lucru este pus n eviden pompe cu trei trepte de turaie. de diagram din figura 5.1 (curba caracteristic a reelei trece prin origine), n care sunt redate i curbele caracteristice ale unei

Figura 4.1 Diagrama de funcionare a unei pompe de circulaie a agentului termic cu trei trepte de turaie Alegerea pompelor n raport cu debitul i nlimea de pompare se face utiliznd curbele caracteristice de funcionare sau tabele cu caracteristici tehnice, puse la dispoziie de fabricantul de pompe. n instaliile de nclzire nu se utilizeaz montarea pompelor n serie, sunt ns cazuri numeroase n paralel, fie pentru a realiza dou sau mai multe trepte de debit, fie pentru a realiza un debit mai mare cu dou sau mai multe pompe mai mici. n mod curent se prevd pompe de rezerv, pentru a asigura funcionarea instalaiei n cazul n care o pomp se defecteaz. n aceste situaii, pe circuitul fiecrei pompe trebuie prevzute clapete sau ventile de reinere pentru a nu se crea circuite parazitare prin pompele aflate n repaus. n urma calculelor cunoscnd debitul de agent, pierderile de presiune i cu ajutorul curbelor caracteristice ale pompelor, am ales o pompa GRUNDFOS tip ALPHA PRO 25 40 180pe circuitul centrala boiler respectiv pentru ridicarea temperaturii pe retur.

UTCN


Figura 4.2 Curba caracteristic a pompei ALPHA PRO 25 40 180 Pe circuitele de nclzire cunoscndu-se debitul de agent termic, caderile de presiune i cu ajutorul curbelor carateristice ale pompelor am ales o pomp GRUNDFOS tip APLHA 15 50 130.

Figura 4.3 Curba caracteristic a pompei ALPHA 15 50 130

4.1.2 Alegera boileruluin urma calcului de dimensionare a boilerului am ales un boiler de 300 L tip Vitocel 300. Avantaje la prima vedere :

UTCN -

Proiectarea principalelor caracteristici tehnico-economice a unei instalatii de producer a energie termice pe baza de lemn Rezervorul din oel al boilerului este protejat mpotriva coroziunii, prin emailul Ceraprotect. nclzirea ntregului volum de ap prin serpentina boilerului care ajunge pana la baza acestuia. Confort sporit n ceea ce privete apa cald, prin nclzirea rapid i uniform a apei cu serpentine mari. Pierderi reduse de cldur datorit termoizolaiei de mare eficin aezat de jur mprejur .

-

Figura 4.4 Sectiune Boiler Vitocel 300

4.1.3 Alegera cazanuluiDescrierea cazanului

UTCN


Cazan de oel pentru arderea bucilor de lemn, brichetelor de lemn pe baza principiului gazeificrii. Temperatura admis pentru apa din cazan pn la 95 C, presiunea de regim admis 1,8 bar. Acest cazan practic i uor de comandat prezint multe avantaje ncrcare simpl cu lemne cu lungimea pn la 50 cm la o putere a cazanului de18 - 40 kW resp. 75 cm lungime la o putere a cazanului pn la 60 kW i pn la 100 cm la o putere a cazanului de 80 kW. Se poate umple i cu brichete de lemn. Arztorul i camera de ardere fabricate din material ceramic asigur arderea ecologic a tuturor acestor tipuri de combustibil. n domeniul de la 40 pn la 100 % suflanta n modulaie pentru aerul de ardere adapteaz puterea cazanului la necesarul de cldur. Datorit automatizrii comandate poluante sunt foarte sczute. Deservire uoar a automatizrii comandate printr-un microprocesor cu posibilitatea funcionrii comandate de temperatura de ambian. Focar mare pentru funcionarea cazanului timp de 12 ore fr o nou umplere Sistem de curire mecanic uor de realizat n partea frontal a cazanului, sub panoul de protecie, se afl suflanta pentru aerul de ardere A . Puterea suflantei este modulat de automatizarea n domeniul 40 - 100 %, corespunztor puterii necesare a cazanului. Focarul mare fabricat din acelai oel ca i cazanul poate fi umplut cu lemne cu lungimea pn la 50 cm la o putere a cazanului de 18 - 40 kW resp. 75 cm lungime la o putere a cazanului pn la 60 kW i pn la 100 cm la o putere a cazanului de 80 kW. Prin ochiul uii ncap buci de lemn cu diametrul chiar pn la 20 cm. Camera de ardere din partea inferioar a cazanului este astfel conceput, ca cenua produs s poat fi evacuat uor prin ua inferioar Cenua trebuie scoas o dat pe spt- mn. nveliul cazanului const dintr-o carcas din tabl lcuit prin pulverizare, iar n partea interioar a acesteia se afl o cptueal din vat mineral acestea asigurnd o termoizolaie foarte bun a cazanului. printr-un microprocesor, procesul de ardere se realizeaz n aa fel nct cazanul atinge un randament de 88,5 %, iar emisiile de substane

UTCN


Figura 4.5 Sectiune cazan pe lemne Vitolig 150

UTCN


4.2 Schena functional a instalaiei

Figura 4.6 Schema termomecanica a instalaiei Modular-Divicon Pomp de circulaie pentru circuitul cazanului Van cu 3 ci Distribuitor Servomotor al vanei cu 3 ci Ventil cu termostat pentru rcirea de urgen Ridicarea temperaturii pe retur LADDOMAT 21 Senzor de ambian (n setul de livrare Vitolig 150) Funcionarea cazanului i a modulului landdomat 21 Dup pornirea cazanului, dac temperatura apei din cazan atinge 65 C, automatizarea cazanului pornete pompa de circulaie a termoregulatorului Laddomat 21. Se formeaz un circuit mic al cazanului care asigur o temperatur stabil, necesar pentru funcionarea corect a cazanului. Dac n acest circuit al cazanului se depete temperatura de 60 C, atunci ncepe s se

UTCN


deschid vana de amestec din Laddomat 21 i aceasta regleaz cantitatea de ap rece care ptrunde de pe returul circuitului de nclzire n circuitul cazanului, astfel nct temperatura s nu coboare sub 60 C. Dac din cauza lipsei de combustibil sau din orice alt motiv, temperatura apei din cazan scade sub 60 C, atunci termoregulatorul Laddomat 21 oprete pompa de circulaie. Sigurana contra supranclzirii cazanului Dac temperatura apei din cazan crete pn la cca 95-97 C, atunci se deschide ventilul cu termostat pentru rcirea de urgen i apa rece curge prin serpentina de rcire instalat n serpentina de rcire. n felul acesta se rcete cazanul i apa de rcire este evacuat n canalizare fr a se amesteca cu apa din cazan.

5. Eficien economicaCa si tema economica o sa preyin diferentele de cost intre producerea apei calde menajere la o centrala pe lemne si o central ape gaz metan. Central pe lemne (28) Unde : Q fluxul de cldur necesar preparri apei calde menajere,[kJ] ; densitatea apei,[kg/m3] ; V volumu de ap nclzit,[l] ; cldura specific a apei, [kJ/kgK]; variaia de temperatur dintre apa la intrare n boiler i apa la ieire din boiler, [K]; Se impune un timp de funcionare de .

Se cunoate puterea calorific inferioar a lemnului de esen tare ; (29) Unde : cantitatea de lemn consumat, [kg]; randamentul cazanului pe lemne ;

UTCN


- puterea consumat, [kJ];Preul 1kg lemn este de 0,3 Lei iar randamentul cazanului este n medie de 60 %. Deoarece valoarea costurilor prepararii apei calde menajere cu ajutorul colectorilor solari este foarte mic n acest caz se neglijeaz. (30) Unde : costurile de lemne pe zi, [Lei]; (31)

Lun

Central termic V [l] [kJ] [h] [kg] [Lei] [Lei]

Decembrie Ianuarie Februarie 300 43953 10 33,29 9,98 Tabelul 5.1 Valorile costurilor lemnelor pe zi i pe lun (iarna) Centrala pe gaz metan

299,67

Unde : Q fluxul de cldur necesar preparri apei calde menajere,[kJ] ; densitatea apei,[kg/m3] ; V volumul de ap nclzit [m3]; cldura specific a apei, [kJ/kgK]; variaia de temperatur dintre apa la intrare n boiler i apa la ieire din acesta, [K]; Se impune un timp de funcionare de Se cunoate puterea caloric a gazului metan ;

- volumul de gaz metan consumat, [m3]; Preul 1m3 gaz metan este de 1,11 Lei. Deoarece valoarea costurilor prepararii apei calde menajere cu ajutorul colectorilor solari este foarte mic n acest caz se neglijeaz. Unde :

UTCN


Unde :

- costurile gazului metan pe zi, [Lei];

Lun

Central termic m [kg] [kJ] [h] [m3] [Lei] [Lei]

Decembrie Ianuarie Februarie 300 43953 10 12,2 13,55 Tabelul 5.1 Valorile costurilor gazului metan pe zi i pe lun (iarna)

406,56

Variaia costurilor pentru prepararea apei calde manajere n funcie de tipul de combustibil utilizat

Dec. Ian. Feb.

6.Concluzii

luna

zi

500 400 300 lei 200 100 0

cazan gaz metan cazan lemne

UTCN


Utilizarea lemnului nlatura inconvenientele generate de combustibilii fosili (carbuni, petrol, geze naturale): costuri tot mai crescute, noxe, cenusa, fum, accentuarea fenomenului de sera. S-a putut vedea i n ultima parte la calcul economic ct de mari sunt diferentele de preturi ntre cele doua tipuri de instalatii de preparare a apei calde menajere.

Ca un dezavantaj ar fi confort putin scazut datorita necesitatii alimentrii cazanului cu materie prima o data la 10 12 ore si spatiu necesar depozitrii lemnelor.

UTCN


Bibliografie1. ***www.viessmann.ro

2.***SONDEX Lumea schimbtoarelor de cldur

3. ***Angela Plea - UTILAJE TERMICE Curs 4. ***www.termo.utclj .ro 5. ***www.trane.com

6. ***Mldran T., Blan M. Termodinamic tehnic , Editura Sincron , Cluj Napoca 1999

7.***Manualul inginerului termotehnician, vol. I, II, III, Editura Tehnic, Bucureti, 1986 8.***Catalogul de produse ale firmei : Danfoss 9.***Manualul de instalaii Instalaii de nclzire, Editura Artecon Bucureti 10. *** www.danfoss.com 11. ***www.sondex.com 12. ***www.viessmann.de 13. ***www.viesmann.com 14***Comercial earth energy system internet 15***Popa B. Termotehnic , maini i instalaii termice Editura Didactic i pedagogic Bucureti1971 16***Viessmann Vitocell B 100 Fia tehnic 17***Viesmann Vitocrossal 300 Fia tehnic

UTCN


18***Viesmann Vitosol 300 Fia tehnic 19***www.solara.ro

proiectarea principalelor caracteristici tehnico - economice a unei instalatii de producere a...

Documents