Proiectarea schimbatorului intern de caldura cu serpentina

PROIECTAREA SCHIMBATORULUI INTERN DE CALDURA CU SERPENTINA

Schimbatorul intern de caldura are rolul de a reduce temperatura agentului frigorific condensat, sub temperatura de condesare in scopul imbunatatirii economicitatii instalatiei frigorifice.

In acest aparat, agentul lichid care provine de la condensator cedeaza caldura vaporilor aspirati de compresor astfel incat nu au loc pierderi de caldura la exterior.

1 Calculul variatiei de temperatura a agentului care circula prin aparat

Diferenta medie logaritmica de temperatura se calculeaza in relatia:

unde:

-

-

in care:

= temperatura lichidului la iesirea din schimbator

= temperatura agentului vapori la intrarea in schimbator

= temperatura vaporilor de agent la iesire

= temperatura agentului lichid la intrarea schimbator

= 25 °C

Conform [6] temperatura lichidului are valoarea :

Temperatura vaporilor de agent frigorific are valoarea:

Din [7] am extras valorile proprietatilor fizice ale R-134a la saturatie atat in stare lichida cat si in stare de vapori. Proprietatile fizice ale R-134a lichid se gasesc in tabelul nr. 18iar pentru R-143a vapori in tabelul nr. 19

Tabelul nr. 18

Tabelul nr. 19

2.   Calculul termic al schimbatorului

intern de caldura

Schimbatorul intern de caldura este format dintr-o manta cilindrica in interiorul careia e introdusa serpentina infasurata pe un tambur.

Agentul frigorific lichid circula prin interiorul serpentinei, in acest fel putandu-se realiza o indepartare mai usoara a impuritatilor depuse in timpul functionarii in interiorul tevii. Vaporii de agent frigorific circula in spatiul dintre serpentina si manta in contracurent cu agentul frigorific lichid care circula prin teava serpentinei.

2. 1. Calculul regimului de curgere

pentru R-134 a lichid

Din STAS - 530/ - 80 pentru tevi din otel fara sudura, laminate la rece se adopta teava pentru serpentina

Conform [6] diamterul exterior al tamburului trebuie sa indeplineasca relatia:

D>(8÷10) d

unde d= diametrul exterior al tevii serpentinei;

d= 0. 018 m

Din STAS - 404/ - 80 aleg pentru tambur o teava .

Regimul de curgere pentru R-134 a lichid se stabileste pe baza criteriului  Reynolds:

Unde W este viteza recalculata a agentului frigorific lichid prin teava serpentinei;

w

Unde m= 0. 1249 kg/s debitul masic de agent frigorific lichid care circula prin teava serpentinei

1181. 8 kg/m, desitatea agentului lichid ;

d= 0. 016 m, diametrul interior al tevii;

n = numarul de serpentine:

vascozitatea cinematica;

Numarul de serpentine n se determina din ecuatia continuitatii

w= viteza de curgere a agentului frigorific lichid; se recomanda w= 0. 3÷0. 5 m/s

Obtinem n=0. 95n=1 serpentina

w=0. 52 m/s

Re avem un regim turbulent

Coeficientul de conventie se calculeaza cu relatia:

Unde: w/mk

dm

Nu=0. 021 Re

In care: Re

Pr=3. 5

= coeficientul ce tine cont de forma serpentinei

Pentru a calcula valoarea lui se calculeaza mai intiiRe= 18500

Unde R - raza serpentinei

R

Re

Conform [6] =1+1. 77

Se obtine apoi:

Nu

2. 2. Calculul regimului de curgere

pentru R-134 a vapori

Calculul se desfasoara analog subcapitolului precedent

Unde: w - viteza vaporilor de agent frigorific in interiorul aparatului

d m

w

in care: mdebitul de agent vapori

1 142 kg/m

S = suprafata de circulatie a vaporilor de agent frigorific

=

Unde: Ddiametrul exterior al tamburului

R0. 084 m

D= diametrul interior al mantalei care rezulta din ecuatia de continuitate

w se recomanda w=8÷10 m/s

Conform ecuatiei de continuitate

=

Deci:

Din STAS 404/ se alege o teava pentru manta . Se obtine:

D

Inlocuind datele existente in formula lui S de mai sus obtinem:

41

Recalculand viteza obtinem:

w

Reregimul este turbulent

Coeficientul de conventie se calculeaza cu relatia

Coeficientul de conventie va fi deci in functie de Resi Prdeoarece Nu

Astfel:

Nu

si astfel:

l

Se poate calcula astfel coeficientul global de schimb de caldura, cu relatia:

k unde:

d

d

Si desi, calculand K

Suprafata de schimb de caldura, este data de relatia:

S

q

Din calcul S

S

3 Calculul constructiv

1.                     Lungimea tevii serpentinei

L=S

2.                     Lungimea unei spire

L

3.                     Numarul de spire al serpentinei

spire

4.                     Recalcularea lungimii tevii serpentinei

L=L

5.                     Pasul dintre spire

S

6.                     Inaltimea serpentinei

H

7.                     Inaltimea tamburului

H

8.                     Inaltimea unui capac eliptic

H

9.                     Inaltimea aparatului

H=H

4. Calculul fluidodinamic

4. 1. Calculul pierderilor de presiune in

interiorul tevii serpentinei

Pierderile liniare de presiune prin frecare se calculeaza cu formula lui Darcy:

Unde: coeficient de piederi liniare de sarcina prin frecare;

1181, 8 kg/m

w=0. 5 m/s

l=lungimea tevii serpentinei = 11. 076 m

d

Re=489411>2300; regim de curgere turbulent.

Se tine cont de grosimea stratului limita care se calculeaza cu relatia:

Pentru 2300<Re<10 se calculeaza cu relatia lui Blazius:

Grosimea stratului limita se compara cu rugozitatea absoluta K(3÷10). Se observa ca deci grosimea fiind mai mare decat rugozitatea absoluta regimul de curgere va fi turbulent neted.

Pierderile de presiune

4. 2. Calculul pierderilor de presiune de

partea vaporilor

In acest caz se utilizeaza o formula specifica acestei curgeri a gazului in spatiul dintre manta si tevi a schimbatorului de caldura cu tevi elicoidale:

Unde: m= numarul de randuri de tevi de-a lungul curentului

m

w= 9. 832 m/s

Re

5. Calculul de rezistenta al schimbatorului

de caldura cu serpentina

5. 1. Calculul de verificare a grosimii

recipientului la presiunea de incercare

1. Calculul grosimii mantalei recipientului

Mantaua aparatului respectiv este confectionata din teava de otel OL3 2 k STAS 404/2-80, 6, cu lungimea L=410 mm. Compozitia chimica a acestui material este urmatoarea: C=0. 18%, Si=0. 37%, P=0. 05%, S=0. 05%

Caracteristici mecanice:

rezistenta de rupere la tractiune R

limita de curgere R

limita de curgere la temperatura de calcul

rezistenta KCU=68 la t=20°C

Grosimea de proiectare:

Sp=

Unde:

ppresiunea de calcul p

D= diametrul interior al mantalei D=207 mm

efortul unitar admisibil

z = coeficient de rezilienta a imbinarii sudate z = 0. 6

cadaos pentru conditii de exploatare c2 mm

c adaos pentru rotunjire c0. 6 mm

Deci: Sp=4. 6 mm;

Se adopta grosimea nominala S=6 m;

2. Verificarea grosimii mantalei la presiunea de incercare

Conform normelor ISCIR presiunea de incercare este de 25 bar si trebuie sa se indeplineasca conditia:

P

3. Calculul capacului (grosimea lui) elipsoidal

Grosimea de proiectare:

Sp=

Unde: p

c

c

z=0. 8 (procedeu de sudare cu arc electric pe o fata, cu inel)

Prin urmare Sp= 4. 53 mm

Se adopta Sp= 6 mm

4. Verificarea grosimii capacului elipsoidal

Deci

5. 2. Calculul imbinarii cu flansa de la manta

Pentru flansa din figura a fost aleasa din STAS o garnitura din marsit cu urmatoarele dimensiuni:

Fig. 10.

diametrul interior: D

diametrul exterior: D

grosimea g=1 mm;

a)         Determinarea lui b, b si D

Pentru b< 0. 63 cm se aplica relatia b= b

D=

b)         Valorile fortelor ce actioeaza asupra imbinarii

F = forta totala necesara pentru realizarea presiunii de strangere a garniturii (daN)

F q=260 daN/cm

q= presiunea specifica de strangere a garniturii

FdaN

F= forta totala de compresiune aplicata pe zona eficace de calcul a suprafetei de etansare (daN)

F mp

pbar= 16. 32 kg f/cm

m= coeficient specific grosimii

F= forta totala rezultata din aplicarea presiunii pe aria determinata de D; [daN]

F

Fforta totala rezultata din aplicarea presiunii pe aria determinata de D [dan]

F

F

c)          Ariile sectiunilor suruburilor:

A aria totala a sectiunilor transversale ale suruburilor determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru, necesara in conditiile de strangere a garniturii

A

Unde: efortul unitar admisibil pentru materialul suruburilor la 20°C

112 N/mm

A

A aria totala a sectiunilor transversale ale suruburilor determinate la fundul filetului

A

A

A;

Unde: n=12=numarul de suruburi

A

ddiametrul surubului M20 la fundul filetului de 18 mm ;

d)         Solictarea garniturii pentru conditii de strangere

B

B

Unde: Blatimea de strangere a garniturii

B8, 4 mm

Bmm conditia se verifica

e)         Valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de strangere

pforta de calcul din suruburi (N)

p

p235312 N

O distanta radiala dintre cercul de asezare al suruburilor si cercul pe care este repartizata forta , [mm];

; D diametrul cercului de asezare al surubului;

D 295 mm;

a23 mm:

Mmomentul de incovoiere rezultat din actiunea fortei p;

M

f)          Valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de exploatare:

a distanta radiala dintre cercul de asezare al suruburilor si cercul pe care e repartizata forta F (mm)

a pentru flanse de tipul celei din figura;

a38 mm;

a distanta radiala dintre cercul de asezare al suruburilor si cercul pe care e repartizata forta F[mm]

a;

Mmomentul de incovoiere total care apare in conditii de exploatare:

M

g)     Valoarea de calcul a momentului de incovoiere, este cea mai mica valoare obtinuta din relatiile:

si   

Deci

h)     Factorii de forma ai flansei:

;factor liniar [cm]

L= lungimea gatului flansei: [cm]

grosimea de proiectare a gatului flansei la capatul dinspre taler;[cm]

;

grosimea de proiectare a gatului flansei la capatul dinspre recipient; [cm]

i)       Valorile coeficientilor U, T, Y, Z

Din prescriptiile C4-79 ISCIR, in functie de valoarea lui K s-au determinat:

U = 5, 09;

T = 1, 69;

Y = 4, 63;

Z = 2, 44;

j)       Valorile coeficientilor , ,

Din prescriptiile C4-79 ISCIR, in functie de raportul , , s-au determinat:

= factor de corectie a efortului unitar in directia axiala = 1

si = factori de forma pentru flansa de tip integral;

= 0, 908; = 0, 55

factor de corectie a pasului surubului

Momentul maxim unitar

[N] = 0. 161

Factorii de forma a flansei , ,

=

=

k) Valorile eforturilor unitare

efortul unitar normal in directia tangentiala

Efortul unitar normal in directie radiala si axiala este nul pentru acest tip de flansa. Conditiile fiind indeplinite, dimensionarea flansei se considera corespunzatoare.

6. Stabilirea gabaritului si masei aparatului

Masa mantalei, fara capace este de 26. 8 kg/m.

Pentru lungimea de 528 mm

Masa tamburuui este de 10. 5 kg/m.

Pentru lungimea de 428 mm

Masa serpentinei este de 0. 95 kg/m

Lungimea totala a tevii serpentinei L=11. 387 m

M= 10. 817 kg

Masa fundului este egala cu masa capacului

Masa racord intrare R22 lichid ;

Masa racord iesire R22 lichid ;

Masa racord intrare R22 vapori;

Masa racord iesire R22 vapori ;

Consideram ca celelalte organe auxiliare cantaresc cca 3÷5% din totalul greutatii celorlalte elemente cunoscute:

Masa totala a aparatului