Transportul produselor petroliere prin conducte Indrumar de Proiectare

INTRODUCERE

Transportul produselor petroliere prin conducte reprezintă cel mai sigur și eficient mijloc de livare din industria petrolieră. În toată lumea acest mijloc de transport s-a

dezvoltat odată cu dezvoltarea câmpurilor petroliere și mai ales cu

necesitatea transportării de țiței de la locul de extracție (sau portul de descărcare) până la rafinărie și a produselor petroliere din rafinării spre centre de depozitare și desfacere.

Datorită cerinței crescute de carburanți a lumii contemporane, industr ia

transportatoare de petrol și produse petroliere a ajuns să fie studiată și analizată atât de către cercetătorii din învățământ cât și de inginerii și tehnicienii care lucrează în această industrie. Aplicații din această industrie au fost utilizate și în sistemul circulator al omului, în transportul și depozitarea apei potabile, în sistemele de irigații, etc. Există și în prezent noi proiecte de dezvoltare a conductelor de transport gaze naturale, gaze lichefiate, țiței și produse petroliere atât în România cât și în țări unde vor lucra și absolvenții Facultății de Științe Aplicate și Inginerie. Tocmai de aceea în aria curicullară a specializării Prelucrarea Petrolului și Petrochimie s-a introdus și un curs dedicat livrare de țiței, gaze și produse petroliere.

activității de transport, depozitare și

Cartea de față încearcă să introducă pe student în tehnica de elaborare a unui proiect dedicat transportului prin conducte a acestor produse.

În primul capitol se face o prezentare a proprietăților fizico -chimice a lichidelor transportate prin conducte. Un capitol este dedicat modului de proiectare

a sistemelor de conducte magistrale. De asemeni sunt prezentate și elementele necesare proiectării stațiilor și depozitelor de țiței și produse petroliere. Într-un capitol

sunt prezente și elemente de protecție catodică și securitatea sistemului de

transport.

Dr.Ing. Timur Chiș Constanța, 2014

1

Capi tolu l 1.

Generalități 1.1. Noțiuni

introductive

Lichidele din industria petrolieră (hidrocarburile și apa) sunt medii continue, vâscoase şi deformabile, transportul acestora de la producători la utilizatori -se de obicei . efectuându prin sisteme conducte Necesitatea studierii acestor (rețele) sistemde e de transport țiței, apă și produse petroliere pleacă de la problemele ce apar atât în exploatare cât și în partea de proiectare a acestor rețele de conducte. Principalele probleme ce pot apare în timpul transportului lichidelor prin conducte sunt: a. Realizarea unui cost minim al procesului respectiv, b. Reducerea pierderilor de produse petroliere atât în timpul depozitării cât și în timpul transportului, c. Realizarea unui sistem de transport adaptat condițiilor climatice (temperatură mediu ambiant, stabilitate sol, curgere regulată a apelor,etc.), condițiilor

geopolitice (conducte transfrontaliere, conducte amplasate în zone delicate din punct de vedere al conflictelor armate) precum și condițiilor impuse de beneficiar (debit minim de transport, tip de produs transportate, etc.), d. Modificarea capacității de transport și a destinației sistemelor de conducte

ca

urmare a modificării atât așicantității necesare (schimbare a fi transportate ales a reorganizării furnizorilor a beneficiarilor sens cât de mai transport, schimbare rută de transport, relocare locație beneficiari și furnizori, etc.), e. Modificarea sistemului de transport ca urmare a modificării proprietăților produselor transportate.

Cel mai rentabil și mai răspândit mijloc de transport pentru hidrocarburile lichide este sistemul de transport prin conducte. Lungimea conductelor poate varia

de la câteva sute de metri (în interiorul rafinăriilor) până la mii de kilometrii, iar diametrul interior poate varia de la câțiva milimetrii până la 1,2 m. Pentru transportul produselor petroliere se utilizează ca metodă sisteme de transport cu ajutorul cisternelor CF a cisternelor auto, precum și a vapoarelor și șlepurilor petroliere. Pentru acest tip de transport sunt necesare echipamente și construcții speciale care vor fi descrise într-un capitol separat. În viața unui sistem de conducte există mai multe etape de dezvoltare a acestuia, pornind de la proiectare, construcție, exploatare și întreținere până la reparare și abandonare. Tocmai de aceea pentru fiecare parte din viața conductei, este necesară elaborarea de metodologii și proceduri astfel încît să fie asigurate: a. Protecția mediului înconjurător, b. Transportul în siguranță a produselor petroliere, c. Pregătirea personalului astfel încât să dețină competențele necesare, d. Menținerea unui sistem de calitate în funcțiune, 2

Menținerea înregistrărilor în conformitate cu legislația în vigoare pe toată durata de funcționare a sistemului. Condiția de bază ce trebuie să o îndeplinească activitatea de proiectare, construire, exploatare și abandonare a unui sistem de conducte, este de a funcționa fără defecțiuni și pericole pe toată durata existenței acestui sistem și în concordanță cu legislația în vigoare la aceea dată. Întocmirea documentației de proiectare pentru o conductă sau u n sistem de e.

conducte se face la cererea beneficiarului pe baza unei teme de proiectare ce va

conține: a. Caracteristicile fluidului vehiculat, b. Proprietățile reologice ale fluidului

(vâscozitate, densitate, temperatura de congelare, conținut de sulf, conținut de apă, etc.), c. Punctul de plecare și de sosire a conductei. Condițiile de bază pentru proiectarea unui conducte sunt următoarele: a. Realizarea unui debit de fluid transportat și a unei presiunii minime la sosire în instalațiile finale de depozitare și utilizare (conform cerințelor beneficiarului), b. Determinarea unei presiuni maxime de pompare necesară pentru: - livrarea lichidelor (ținând cont de temperatura lichidului transportat, de proprietățile tixotropice ale acestuia, de temperatura mediului amb iant), - alegerea grosimii peretelui conductelor de transport fluide, - alegerea utilajelor de pompare și a vanelor de secționare de pe traseul conductelor, c.

-Alegerea alegerea materialului țevii șiauxiliare a instalațiilor aferente, unor instalații (funcție de proprietățile fluidelor transportate). Acestea instalații auxiliare sunt necesare pentru încălzirea produselor transportate, curățirea periodică a conductelor, deblocare în caz de înfundare a conductelor, intervenția pentru repararea și operarea continuă a conductelor,

Respectarea cerințelor impuse de legislația în vigoare (cerințe de securitate și sănătate a lucrătorilor și personalului contractant, cerințe de protecția mediului și a apelor, cerințe legate de siguranța în exploatare a instalațiilor de transport fluide). Aceste cerințe trebuie să fie conforme cu legislația din România și cu cea a Uniunii Europene. e. Alegerea unui traseu cât mai scurt între punctul de plecare și punctul de sosire a conductelor de transport fluide, dar cu respectarea cerințel or de protecția a mediului înconjurător și a populației din zonele prin care trece d.

traseul de conducte, 1.2. Proprietățile

1.2.1.

lichidelor transportate

Compoziția țițeiurilor

Țițeiul este o soluție neomogenă formată din hidrocarburi lichide și compuși cu sulf, azot sau compuși de natură asfaltică.

De asemenea țițeiul conține și molecule de apă, nisip, metale, etc. 3

De menționat că în zăcământ în țiței (funcție de presiunea și temperatura zăcământului) se găsesc și hidrocarburi gazoase dizolvate (metan, etan, propan, butan, pentan) sau gaze asociate (metan, etan, propan, butan, pentan). Proporția hidrocarburilor lichide variază cu natura țițeiurilor, putând fi diferită chiar și în cadrul aceluiași zăcământ.

Tabelul 1.1. Compoziția țițeiurilor după elementele chimice [1] Element Procentajul în greutate Carbon 83 - 85% Hidrogen 10 - 14% Azot 0.1 - 2% Oxigen 0.05 - 1.5% Sulf 0.05 - 6.0% Metale < 0.1% Tabelul 1.2. Compoziția țițeiurilor după clasele de hidrocarburi [1] Hidrocarbura Parafine (alcane) naftene aromate asfaltene

Media 30% 49% 15% 6%

Interval de apariție 15 - 60% 30 - 60% 3 - 30% urme

Proporția hidrocarburilor variază cu natura țițeiurilor, la țițeiurile parafinoase conținutul de hidrocarburi este de 90 -98% iar la cele naften-aromatice de circa 50%. Hidrocarburile parafinice sunt predominante în țiței având structura chimică CnH2n+2. Sunt caracterizate prin structuri cu catene deschise formate din atomi de

carbon cu legături simple. Hidrocarburile parafinice se în normal parafine (caracterizate printr-o catenă liniară) și izoparafine (caracterizate printr -o catenă principală și una sau mai multe catene laterale).

Țițeiurile parafinoase conțin mai multe nomal parafine, porporția acestora scăzând cu creșterea numărului de atomi de carbon din compoziție. Hidrocarburile naftenice sunt de forma C nH2n…CnH2n-6 și au o structură ciclică (atomii de carbon fiind legați prin lanțuri închise având legături covalente simple). Această clasă de hidrocarburi este stabilă pentru catenele cu 5 și 6 cicluri de carbon, fiind de asemenea într-o mare varietate de structuri da torate variației numărului de carbon conținuți în același ciclu. Naftenele policiclice pot fi condensate (cu o catenă comună) sau pot conține cicluri izolate (legate printr -o catenă). În țiței există circa 30…60 % hidrocarburi naftenice, creșterea numărul ui de cicluri în molecule ducând la creșterea densității și a punctului de fierbere. Hidrocarburile aromatice sunt caracterizate de prezența în molecule a unor nuclee benzenice. Pe lângă aceste nuclee acest tip de hidrocarburi mai poate conține atomi de carbon legați prin cicluri naftenice și atomi de carbon în catene parafinice. Aromatele sunt mai puțin prezente în țiței și pot avea structuri policiclice legate sau 4

condensate.

Compușii cu sulful sunt prezenți în țiței în cantități variabile sub forme anorganice (sulf și hidrogen sulfurat) și organice (mercaptani, tiofenoli, etc.).

Sulful elementar nu se găsește în zăcământul de țiței, el apare ca urmare a reacției de oxidare a hidrogenului sulfurat. 2 H2S+O2=S2 +2 H2O (1.1) Azotul este prezent în compoziția țițeiurilor în proporție de maximum 1 %.

Analiza spectrală a compușilor cu azot din țiței a dus la identificarea unor derivați ai parafinei înrudiți cu clorofila din plante și cu hermina din sânge. Aceste elemente creează premizele considerării srcinii organice a țițeiului va fiind sustenabilă.

Figura 1.1. Structura porfirinelor de vanadiu (A) asemănătoare cu structura clorofilei (B), [2]

1.2.2.

Clasificarea țițeiurilor

Metodele de clasificare a țițeiurilor au drept scop aprecierea calitativă a acestora, unele dintre ele având ca și criteriu de clasificare compoziția chimică, altele având criteriu de clasificare posibilitatea de prelucrare și de utilizare a principalelor produse ale acestuia.

Cea mai des utilizată clasificare este cea a srcinii țițeiului (fiind folosită în tranzacțiile comerciale). 1.2.2.1.

Clasificarea după densitate

Este cea mai veche clasificare. Pleacă de la ideea că densitatea scăzută a unui țiței (densitatea API mare) duce în urma prelucrării la o proporție mai mare de fracții ușoare (o proporție scăzută de reziduu). Țițeiurile se împart astfel în țițeiuri ușoare, medii și grele. 5

Tabelul 1.3. Clasificarea țițeiurilor după densitate °C Densitatea la 60 API Clasa

Densitatea relativă la 15°C (kg/m3)

 0,854 0,854-0,933  0,933

 34 34-20  20

țițeiurilor Ușor (light)

Mediu (medium) Greu (heavy)

Această clasificare este arbitrară, ea nu are valoare punctsursă. de vedere chimic, fiind utilizată mai ales pentru diferențierea țițeiurilor dindin aceiași 1.2.2.2.

Clasificarea după caracterul chimic al țițeiului

Această clasificare ia în considerare caracterul chimic al țițeiului în corelație cu densitatea.

Tabelul 1.4. Clasificarea țițeiurilor caracterul chimic al țițeiurilor Caracterul chimic Densitatea relativă Parafinos 0,815-0,830 Mixt 0,836-0,855 Naftenic 0,860-0,955 1.2.2.3.

Clasificarea după conținutul de sulf

Această clasificare ia în considerare conținutul de sulf din țiței, îm părțind țițeiurile în sulfuroase și nesulfuroase (dulci). 1.2.2.4. Clasificarea Van Nes-Van Westen

Această clasificare face parte din acel grup de metode ce caracterizează caracterul chimic al unei fracții distilate (deci caracterul chimic al țițeiului). Clasificarea pornește de la analiza pe grupe structurale a unui ulei (analiza n -d-M) ce dă distribuția atomilor de carbon în structurile aromatice, naftenice sau parafinice. Țițeiurile sunt reprezentate într-o diagramă terțiară. În această diagramă sunt reprezentate tipurile de țiței parafinice (1), naftenice (2), parafin -naftenice (3), aromatico-parafinice (4), aromatice intermediare (conținutul de aromate m ai mare de 50 % și conținutul de parafine mai mare de 10 % -5) și aromato-asfaltice (conținutul de naftene mai mare de 25 % iar conținutul de parafine mai mic de 10 % -6).

6

Figura 1.2. Corelația țițeiurilor după densitatea API și sulf [3]

6 5 4 2

3 1

Figura 1.3. Clasificarea țițeiurilor după distribuția atomilor de carbon din structură [4] 1.2.2.5. Clasificarea după temperatura de congelare

Această clasificare împarte țițeiul în trei clase subâmpărțite și acestea în subclase și tipuri. în cele trei clase îl constituie temperatura de congelare a păcuriiCriteriul obținutăde în împărțire urma distilării atmosferice. Cl asa A este reprezentată de un țiței neparafinos (asfaltos) al cărui reziduu de DA are temperatura de congelare sun -15°C, iar conținutul în parafină este sub 1 %. Țițeiurile din clasa A se subâmpart în patru categorii: Categoria A1- țiței uleios, octanic - având conținut de benzină ușoară 60 % la 100°C-final 155°C, cu CO >70 și păcură adecvată producerii de ulei uri cu 7

temperatura de congelare coborâtă, Categoria A2- țiței neuleios, octanic- având conținut de benzină ușoară 60 % la 100°C-final 155°C, cu CO >70 și păcură improprie producerii de uleiuri, Categoria A3- țiței uleios, neoctanic- având conținut de benzină ușoară cu

CO <70 și păcură adecvată producerii de uleiuri, Categoria A4- țiței neuleios, neooctanic- având conținut de benzină ușoară cu CO <70 și păcură improprie producerii de uleiuri. La rândul lor țițeiurile din categoriile A1,A2,A3,A4 se subâmpart în trei subtipuri după proporția de benzină ușoară (60% la 100 °C-final 155°C): a. Cu minim 10 % benzină ușoară, b. Cu 5-10 % benzină ușoară, c. Cu maximum 5% benzină ușoară, Cl asa B este reprezentată de un țiței semiparafinos al cărui reziduu de la D A are o temperatură de congelare cuprinsă între -14°C și +19 °C, iar conținutul în parafine este cuprins între 1 și 4%. Cl asa C este reprezentată de un țiței parafinos al cărui reziduu de la DA are o temperatură de congelare mai mare de +19 °C, iar conținutul în parafine este mai

mare de 4%.

Țițeiurile din clasele B și C se împart și ele în trei tipuri după proporția de benzină totală (cu punct final de distilare de 185 °C) și anume: d. Cu minim 20 % benzină, e. Cu 15- 20 % benzină, f. Cu maximum 15 % benzină.

Acestă clasificare (Tabelul 1.5) oferă pentru rafinării date cu privire la randamentul de benzină și nivelul ei octanic precum și capacitatea reziduului de a produce uleiuri.

Neajunsurile acestei clasificări sunt date de lipsa datelor privind capacitatea de obținere a celorlalte produse din distilare (motorină, white spirit, kerosen. În industria de transport a țițeului din România, țițeiurile au fost împărțite după zona din care provin și după scopul în care sunt utilizate. Clasele de țițeiuri sunt: A1 selecționat (pentru obținere de benzină cu CO >70), A3 selecționat (pentru fabricarea de uleiuri și bitumuri), B selecționat (pentru fabricarea de bitunuri), C selecționat (pentru obținerea de parafină sau uleiuri). Clasificarea românească nu oferă date despre țițeiurile sulfuroase și compuși asfaltici, larg răspândite pe glob.

8

Tabelul 1.5.Clasificarea ţiţeiurilor dupã temperatura de congelare a pãcurii [5] Produse Clasa

Tipul

A1

A2 A A3

A4

B

B

C

C

Pãcurã,

Subtipul

Producţie Benzina

rea ţiţeiului

octanicã

F 155 C

>70 >70 >70 >70

>10 5 – 10 <5 >10

Neparafinos uleios octanic Neparafinos

+ + + -

>70 >70 >70 >70 >70 >70

5 – 10 <5 >10 5 – 10 <5 >10

-

>70 >70

5 – 10 <5

neuleios octanic Neparafinos uleios neoctanic Neparafinos neuleios neoctanic

A B C A B C A B C A

< -15 < -15 < -15 < -15 < -15 < -15

B C D E F D

< -15 < -15 -14 la +19 -14 la +19 -14 la +19 > +20

E F

> +20 > +20

0

Totalã

Caracteriza-

Usoarã

de uleiuri + + + -

1.2.3.

Randamentul benzinei

cifra

temp. de colgelare < -15 < -15 < -15 < -15

0

F 185 C

>20 15 – 20 < 15 >20

15 - 20 < 15

Mixt (semiparafinos) neoctanic parafinos neoctanic

Categorii de fluide

Fluidele ce trebuiesc transportate prin conducte se clasifică conform standardului SR EN 14161 [6], în : Categori a A -fluide tipic neinflamabile, având ca și principal constituent apa, Categori a B -fluide inflamabile și/sau toxice care sunt lichide la temperatura mediului ambiant și în condiții de presiune atmosferică (țițeiul, condensatul stabilizat și produsele petroliere), Categori a C care conține fluide neinflamabile și netoxice ce sunt gaze la temperatura mediului ambiant și în condiții de presiune atmosferică (azotul, argonul, aerul și dioxidul de carbon)

Categori a D

ce conține gazele naturale netoxice, cu o singură fază. Categori a E conține fluidele inflamabile și/sau toxice care sunt gaze la temperatura mediului ambiant și în condiții de presiune atmosferică și sunt transportate ca și/sau lichide (etan, gazolină, gaz petrolier lichefiat -propan sau butan, gaze naturale lichide, amoniac, clor). În tabelul 1.6. s-au prezentat date relevante despre fluide. 9

Tabelul 1.6. Date relevante despre fluide GAZE NATURALE ETAN, GAZOLINA X X X

DATE CE CARACTERIZEAZĂ FLUIDELE

Compoziţia chimică ( % mol.) Prezenţa H2O, CO2, H2S Punctul de rouă al apei în funcţie de presiune pentru gazele lichefiate (0C) Săruri de HCO (%3,gr. O2sau mol.)

ŢIŢEI, CONDENSAT x x

x

Conductivitatea termică (W/m°C) Căldura specifică (J/kg°C) Temperatura de formare a hidraţilor în funcţie de presiunie

X X X

Diagrama de faza

X

x x

Viscozităţile cinematice în funcţie de

x

temperatura Viteza de forfecare pentru lichidele 2 parafinoase (Nm /sec.)

x

Temperatura de congelare (°C) Temperatura de tulburare (°C) Conţinutul de mercur 1.2.4.

x x X

Proprietățile fluidelor

1.2.4.1.

Greutatea specifică

Greutatea specifică medie a unui corp este raportul dintre greutatea sa G şi volumul său V: 

G V

sau 

(1.2)

m.g V

în care: m = masa corpului (kg) g = acceleraţia gravitaţională (m 2/s)

Greutatea specifică a unui lichid petrolier aflat la tempe ratura t, se determină cu ajutorul ecuației:

0 t 1  t t 0  10

(1.3)

în care: 0 = greutatea specifică a lichidului la temperatura de referinţă t 0 = 20°C  = coeficient de corecţie, valori orientative pentru acesta sunt prezentate în tabelul 1.7.

Tabelul 1.7. Valorile coeficientului de corecție  pentru diferite densități ale țițeiurilor Densitatea

Coeficientul de

Densitatea

Coeficientul

Densitatea

relativă

corecţie pentru 1°C

relativă

de corecţie pentru 1°C

relativă

0,700-0,710 0,710-0,720 0,721-0,730 0,731-0,740 0,741-0,750 0,751-0,760 0,761-0,770 0,771-0,780 0,781-0,790 0,791-0,800

0,000897 0,000884 0,000870 0,000857 0,000844 0,000831 0,000818 0,000805 0,000792 0,000778

1,801-0,810 0,811-0,820 0,821-0,830 0,831-0,840 0,841-0,850 0,851-0,860 0,861-0,870 0,871-0,880 0,881-0,890 0,891-0,900

0,000765 0,000752 0,000738 0,000725 0,000712 0,000699 0,000686 0,000675 0,000660 0,000647

0,901-0,910 0,911-0,920 0,921-0,930 0,931-0,940 0,941-0,950 0,951-0,960 0,961-0,970 0,971-0,980 0,981-0,990 0,991-0,1000

Coeficientul de corecţie

pentru 1°C 0,000633 0,000620 0,000607 0,000594 0,000581 0,000567 0,000554 0,000541 0,000528 0,000515

Determinarea greutăţii specifice a amestecurilor se poate calcula utilizând relaţiile din tabelul 1.8. În tabel apar următoarele notificații: V1, V2, ..., Vi - volumul fiecărui component al amestecului, V = V1 + V2 + ... + Vi - volumul total al amestecului, n1, n2, ..., ni - proporţia fiecărui component în unitatea de volum a amestecului, în procent volum , G1, G2, ..., Gi - greutatea fiecărui component al amestecului , G = G1 + G2 + ... + Gi - greutatea totală a amestecului, n'1, n'2, ..., n'i - proporţia fiecărui component în unitatea de volum a amestecului, în procent volum, 1, 2, ..., i - greutatea specifică a fiecărui component a amestecului, am - greutatea specifică a amestecului, 1.2.4.2. Densitatea (masa specifică)

Masa specifică medie sau densitatea medie  a unui fluid, este raportul dintre masă şi volumul său: m  (1.4) V Între masa specifică t a unui lichid petrolier aflat la o temperatură t şi masa specifică 0 la temperatura de referinţă t0 = 20°C, există relaţia: 11

 t

0

(1.5)

1  (t  t 0 )

Tabelul 1.8. Formule pentru calculul greutății specifice a amestecurilor de fluide Nr. crt.

1. 2.

3.

4.

Formule pentru calculul greutăţii

Date determinate

specifice a amestecului

V1, V2, ..., Vi V = V1 + V2 + ... + Vi 1, 2, ... , i n1, n2, ... , ni 1, 2, ... , i G1, G2, ..., Gi G = G1 + G2 + ... + Gi 1, 2, ... , i

 V  am

11



  V  ...   V 22

i i

V

 n11 2 n2 i...i n

 am 

n'1, n'2, ... , n'i 1, 2, ... , i

 am



 am



G G1 G2 G   ...  i 1 2 i 1 n1' 1



n2' 2

 ... 

ni' i

Densitatea variază în funcție de proporția hidrocarburilor cu număr mare de carbon în moleculă și decrește tipul hidrocarburilor (la același număr de atomi de carbon din moleculă, densitatea în ordinea parafine-naftene-aromate). Valoarea densității unui țiței la orice temperatură se poate exprima prin relația:  T   29 3,15   (T  273,15), (1.5) Unde factorul  are expresia:



 1,825  0,001315 29 3,15 .

(1.6)

Densitatea relativă a produselor petroliere se poate calcula în intervalul 0 150°C cu relația lui D.I.Mendeleev și anume: T 29 3,15 d 27 (1.7) 7,15  d 277,15   (T  293,15), În ecuația de mai sus d este densitatea țițeiului la temperatura t în raport cu cea a apei la 4°C. Densitatea în grade API se poate calcula cu relația: API Unde: d60 F



141,5  131,5 d 60 F

este densitatea relativă determinată în laborator la 60°F.

12

(1.8)

1.2.4.3.

Densitatea relativă

Densitatea relativă a unui corp este raportul dintre masa specifică a acelui corp şi masa specifică a unui corp de referinţă aflat într-o stare dată. Conform STAS 35-81 densitatea relativă a produselor petroliere lichide, semisolide şi solide se stabileşte prin raportarea masei specifice pentru produsul aflat la temperatura de t0 = + 20°C la masa specifică a apei distilate la temperatura de + 4°C şi presiunea de 760 Torr.  



t0

p

(1.9)

a ( t  4 )

Densitatea amestecurilor de produse petroliere, se poate calcula cu relaţia: 1 n 293,15 d am  (1.10)  Vi d 27 7,15 i . 100 1 Densitatea relativă a fracţiilor înguste (10….20 oC) poate fi calculată cu relaţia d

29 3,15 27 7,15

T    m   100 

n

(1.11)

Pentru ţiţeiurile neparafinoase se poate considera că β= 0,722 si n = 0,13, Tm fiind temperatura medie ponderată . Variaţia densităţii cu presiunea se poate determina astfel: 

  e   p p  ,

(1.12)



 0 1    p  p0 ,

(1.13)

sau prin dezvoltarea în serie

0

0

relaţie care este valabilă până la presiuni de 500 bar. În această relaţie  este coeficientul de compresibilitate. Pentru hidrocarburi pure, variatia densităţii cu temperatura poate fi exprimată și cuurmătoarea relaţie ce poate fi obținută experimental: d 4t  d 4t0  a(t  t 0 )  b(t  t 0 ) 2 , (1.14) în care: T este temperatura la care se cere valoarea densităţii; T0 este temperatura la care este datã densitatea; iar a, b sunt constante, calculate prin regresie, plecâ nd de la densităţi obţinute pe cale experimentală.Apa pură are o valoare maximă a densităţii 3 o 3 o de 999,97 kg/m la 3,98 C (se aproximează la 1000 kg/m la 4 C). Variaţia densității apei împreună cu a vâscozităţii apei funcție de temperatură este redată în tabelul 1.9. Prin îngheţare (0oC) apa îşi măreşte volumul, gheaţa are o densitate mai mică decât apa din care provine (916,75 kg/m3 la 0oC). Volumul gheţii devine cu 1/11 mai mare decât volumul apei din care provin e.

13

Tabelul 1.9. Proprietățile apei nemineralizate Proprietăţi/ 0 4 10 20

30

40

60

80

100

ToC

Densitatea, kg/m3

Vâscozitatea cinematică,

999,87

1000

998,73

998,28

995,67

992,21

983,21

971,80

958,38

1,794

1,567

1,310

1,011

0,804

0,660

0,477

0,368

0,296

1,797

1,523

1,301

1,007

0,800

0,654

0,469

0,651

0,284

cSt

Vâscozitate dinamică, cP

Masa moleculară La amestecurile care au compoziţie cunoscută, masa molecularã medie M se poate determina cu ajutorul relației: n n n gi M  M i xi sau M  gi / , (1.15) i 1 i 1 i 1 M i 1.2.4.4.



 

unde: - Mi este masa moleculară a componentului i; - xi este fracţia molară a componentului i , - gi este fracţia masică a componentului i.

Masa neparte aratăa de câteunui ori atom masaalmoleculei este mai maremoleculară decât a 1/12 masei izotopuluisubstanței de 12C. respective Cu cât masa moleculară a fracțiilor de țiței este mai mare cu atât temperatura sa de fierbere va fi mai mare.

B.V.Voinov a propus pentru masa moleculară a unei fracții petroliere relația: M  a  bTm, m  cTm, m (1.16) În relația 1.16 Tm,m este temperatura medie molară de fierbere, a,b,c fiind coeficienți determinați experimental. Pentru hidrocarburilor parafinice relația de mai sus se scrie astfel: M  60  0,3  Tm, m  0,001 Tm, m (1.17) Valorile mai exactă ale greutății moleculare este dată de relația lui Kesler -Lee (Tf este temperatura de fierbere):

M

 12272,6  9486,4    (4.6523  3,3287  )

Tf



1,8 720,79 T f 2  (1  0,770044    0,02058   )  (1,3437  )   107  Tf 1,8

 (1  0,80882    0,02266   2 )  (1,8828  14

181,98 T f ) 1012 Tf 1,8

(1.18)

1.2.4.5.

Conductivitatea termică

Conductivitatea termică reprezintă fluxul de căldură ce poate trece prin unitate de suprafață (pe o distanță de 1 metru). Valoarea fluxului de căldură se poate determina cu relația:



0,134  6,31 10 5 T 29 3,15  27 7,15

.

(1.19)

În practică fluxul de căldură variază între 0,05 și 0,3 W/mK Pentru roci și soluri, conductivitatea termică s poate calcula cu relația:

 1.2.4.6.

251,2  1,675 . T  27

(1.20)

Coeficientul de dilatare volumică

Coeficientul de dilatare volumică indică creșterea de volum a lichidului datorită creșterii temperaturii. Pentru țiței se poate calcula cu relația experimentală: 1



2583  6340 420 1.2.4.7.

 5965 420   T 2

.

(1.21)

Căldura specifică masică

Pentru țițeiuri și fracțiile de hidrocarburi în stare lichidă, căldura specifică masică se poate determina cu relațiile (relația lui Cragoe fiind mai utilă în calcule): C.S. Cragoe: c



W.R.Gambil: c



762,5  3,38  T  420

1685  3,4  T

O altă relație a lui Cragoe este formula: 1 C (0,403 0,00081t )  15

15  15

[Kcal/Kgf°C]

(1.22)

(1.23)

(1.24)

în care: t = temperatura lichidului, °C 15 = greutatea specifică a lichidului la 15°C, kgf/dm 3 Formula este utilă pentru ţiţei şi fracţiuni de ţiţei având greutatea specifică la 15°C de 0,72 .... 0,96 kgf/dm3 şi pentru intervalul de temperatură 0 .... 400°C. Pentru proiectare se va folosi formula lui Karavaev, mai simplă, dar destul de precisă: C = 0,4825 + 0,00077 (t - 100) Kcal/kgf°C (1.25) În acelaşi scop se poate folosi şi diagrama din figura 1.4. 15

1.2.4.8. Limitele de explozie

Limita inferioară și limita superioară de explozie definește intervalul în care poate avea loc o explozie a unui gaz inflamabil (se exprimă în volum de gaz inflamabil în amestec cu aerul). Limitele de explozie pentru unele hidrocarburi sunt date în tabelul 1.10 (domeniul de explozie se mărește cu creșterea temperaturii și se micșorează cu creșterea volumului de gaze inerte). Tabelul 1.10. Limitele de explozie în amestec cu aerul Hidrocarbura

Hidrocarbura în aer,

propan n-butan n-pentan n-hexan ciclohexan n-heptan

%vol. 5,00 - 15,00 2,00 - 13,00 3,02 - 34,00 2,50 - 80,00 2,10 - 9,50 1,80 - 8,40 1,40 - 8,30 1,20 - 7,70 1,30 - 8,35 1,00 - 7,00

n-decan benzene

0,78 1,30 -- 2,60 7,90

metan etan

etilenã acetilenã

Hidrocarbura

Hidrocarbura în

petrol

aer, %vol. 1,27 - 7,00 0,90 - 5,90 13,00 -18,00 1,30 - 11,00 5,50 - 36,50 3,10 - 20,00 2,10 - 13,00 3,00 -100,00 1,30 - 6,00 1,16 - 6,00

hidrogen hidrogen sulfurat

4,10 4,30 -- 74,20 45,20

toluen

naftalinã diclormetan clorbenzen metanol etanol

acetonã etilenoxid

ebnzinã

1.2.4.9. Temperatura (punctul) de inflamabilitate

Este temperatura la care o probă de produs petrolier încălzită crează o cantitate de vapori ce formează un amestec inflamabil cu aerul. Această temperatură caracterizează un produs din punct de vedere al pericolului de aprindere în timpul depozitării și mai ales în timpul deversării pe sol sau ape (în caz de poluare accidentală). De menționat că temperatura de aprindere este acea temperatură la care lichidul are o cantitate suficientă de vapori care aprinsă arde fără intervenția unei surse exterioare de căldură. 1.2.4.10.

Conductivitatea electrică

Pentru uleiurile rafinate, conductivitatea electrică are valori conductivitatea foarte mici, ea crescând cu temperatura și scade cu vâscozitatea. De asemenea electrică crește în prezența sărurilor, a acizilor organici și a acizilor corespunzători precum și cu oxidarea produsului.

16

Figura 1.4. Căldura specifică a unor produse petroliere

Permisivitatea relativă (constanta dielectrică) Constanta dielectrică se definește ca fiind raportul dintre capacitatea unui condensator la care spațiul dintre electrozi și în jurul acestora este umplut în întregime cu produs petrolier și capacitatea aceluiași condensator considerat în vid. Valoarea permisivității produselor petroliere și a țițeiului scade la creșterea 1.2.4.11.

temperaturii. 17

1.2.4.12. Compresibilitatea și elasticitatea

Compresibilitatea reprezintă cota de reducere a volumului produsului petrolier odată cu creșterea presiunii.



dV 1 1  , V dp 

(1.26)

Coeficientul de elasticitate cubică este inversul compresibilității. 1.2.4.13.

Absorția și cavitația

Lichidele petroliere absorb (dizolvă) gazele cu care vin în contact. Greutatea crește odată cu presiunea așa încât volumul gazului dizolvat rămâne constant. Odată cu scăderea presiunii are loc o degajare a unei părți a gazelor dizolvate (dacă presiunea lichidului scade până la presiunea de vaporizare, odată cu degajarea gazelor se produce și vaporizarea lichidului). Acest fenomen complex poartă numele de cavitație, fenomenul fiind întâlnit în paleții turbinelor de la vapoare sau a gazelor absorbite

pompelor centrifuge. 1.2.4.14 . Impuritățile

În țiței și în apa de zăcământ pot apărea impurități mecanice datorate transportului țițeiului colectoare. Particulele potînfirocile în suspensie sau dizolvate. Cele aflate în suspensie au dimensiuni mai mari decât moleculele, fiind sub influența forței lui Arhimede și a forțelor de vâscozitate. Particulele dizolvate sunt alcătuite din molecule (sau ioni) conținute în structura moleculară a lichidului (mai ales în cazul apelor). Coloizii sunt particule foarte mici (care din punct de vedere tehnic sunt

suspensii dar uneori posedă proprietăți de substanțe dizolvante). Tabelul 1.11. Clasificarea particulelor solide în funcție de diametrul acestora Particule dizolvate 10-

10-

10-

Particule coloidale 10-

10-

10-

Particule în suspensie 10-

sau nefiltrabile 101

1.2.4.15. Punctul (temperatura) de congelare

Temperatura de congelare este temperatura maximă la care țițeiul (sau produsul petrolier), aflat într-o eprubetă, nu -și schimbă meniscul prin înclinarea acesteia la 45 ° față de orizontală (timp de 1 minut). Valoarea acestei temperaturi depinde de concentrația de parafine și de cantitatea de uleiuri din țiței. 18

Temperatura de congelare este determinată în laborator, fiind funcție de tratamentele termice aplicate țițeiurilor, aditivilor introduși precum și a tehnologiei de determinare. De menționat că în laborator se determină atât punctul de congelare cât și punctul de curgere (punctul în care produsul curge). Valoarea punctului de congelare nu are nici o legătură cu fenomenul de depunere a parafinei solide pe pereții conductei (această depunere are loc la o valoare mai mică a temperaturii decât cea a punctului de congelare). Punctul de congelare nu este o caracteristică fizică aditivă, valoarea lui la amestecurile de țiței fiind stabilită experimental. În ceea ce privește influența calității țițeiurilor asupra punctului de congelare se specifică că acesta este influențat de: a. Cantitatea de parafină, b. Prelucrarea termică a țițeiurilor, c. Caracteristicile tixotrope a țițeiurilor paraf inoase congelabile. Experimentele au arătat că tratarea termică a țițeiurilor în intervalul 0 -40°C duce la creșterea temperaturii de congelare, în intervalul 40 -50°C aceasta atinge valori maxime, apoi scade la temperaturi de încălzire de peste 50°C. Prin congelarea țițeiului, de fapt congelează doar parafina, masa de bază a lichidului rămânând lichidă. Cristalele de parafină se distribuie uniform în lichid formând o structură de gel, care prin agitare se destinde, vâscozitatea scăzând brusc. După ce lichidul trece în repaus, țițeiul formează din nou o structură de gel. Un exemplu de comportare al țițeiului tratat termic (țiței Dudești) este redat în tabelul 1.12.

Tabelul 1.12. Variația temperaturii de congelare cu a temperaturii de tratare pentru un țiței Dudești Temperatura 30 35 40 45 50 55 60 65 de tratare

°C, timp de 30 minute Temperatura de congelare

26

26,5

26,5

27,5

27,5

27

25

22

°C Se observă următoarele analizând graficul din figura 1.5: - valoarea maximă a temperaturii de congelar e este 27,5 °C, - valoarea intermediară a temperaturii de congelare este 24,5 °C, - valoarea minimă a temperaturii de congelare este 22 °C, - temperatura de congelare crește până la 27,5°C corespunzător temperaturii de tratare de 50°C apoi scade.

19

30 25

e d a r u t ra e p m e T

C 20 °

e r la 15 e g n o 10 c 5 0 0

20

40

60

80

Temperatura de tratare °C

Figura 1.5. Variația temperaturii de congelare cu a temperaturii de tratare pentru un țiței Dudești 1.2.4.16 . Depunerile de parafină Prin depuneri (parafine, cerezine).

de parafină se înțelege toate depunerile aderente la conducte

Cerurile de petrol conțin componenți lichizi, produse asfaltice și cantități variabile de argilă și nisip. Condițiile depunerii pe conducte a parafinelor și cerurilor de petrol sunt: - scăderea presiunii, - scăderea temperaturii, - scăderea saturației de gaze din țiței, - viteza de curgere a fluidului, - conținutul de apă și impurități mecanice, - timpul de contact între țiței și conducte.

În timpul pompării țițeiului prin conducte pot apărea următoarele situații: se menține constantă, dar temperatura scade sub temperatura de depunere a parafinei (în acest caz apare un sistem bifazic lichid -solid, faza solidă fiind reprezentată de cristalele de parafină). Pe măsură ce temperatura scade are loc depunerea de parafină pe pereții conductelor. Dacă țițeiul este în mișcare are loc depunerea la o temperatură mai mare decât în staționare. Cantitatea de parafină depusă crește cu scăderea temperaturii și scade cu creșterea presiunii. Temperatura la care are loc depunerea de parafine este funcție de presiune (cu cât presiunea este mai redusă gazele din soluție se destind și deci are loc un transport trifazic-scade cantitatea de lichid).

a. presiunea

20

b. Dacă

temperatura este constantă și presiunea scade, în țiței are loc fenomenul de separare gaze formându -se un amestec bifazic țiței-gaze. c. Dacă presiunea și temperatura scade se creează condițiile favorabile pentru depunerea parafinei.

Pentru calcularea valorii punctului de congelare la amestecurile de țiței se poate utiliza cu succes Indicii Henri Maurin (indici de parametrizare a amestecurilor). Indicii Henri Maurin, care sunt redați în tabel ul 1.13.

Exemplul 1:

Să se determine punctul de congelare al unui amestec format din 70% ţiţei cu punctul de congelare +20 oC (H = 77,4) si respectiv 30% ţiţei cu punctul de congelare -24oC (H = 19,8). IHM = 77,4 0,7 + 19,80,3 = 60,12. Din tabelul 1. 13 rezultă temperatura de o congelare +14 C. 1.2.4.17. Vâscozitatea Conform STAS 1080-73 mărimile folosite pentru definirea fluidelor (normal vâscoase) sunt vâscozitatea dinamică şi cea cinematică, care se supun legii lui Newton din dinamica fluidelor:









dv dn

(1.27)

Sau:

F

(1.28)

A

în care: -

 = tensiunea paralele

tangenţială în direcţia curgerii, între două straturi de fluid

-

F = forţa necesară pentru menţinerea curgerii, A = aria suprafeţei de separare dintre cele două straturi de fluid,  = vâscozitatea dinamică (absolută),

-

dv este gradientul de viteză, dn

-

Vâscozitatea unui lichid reprezintă frecarea internă a acestuia, adică frecarea care ia naştere când moleculele fluidului se deplasează unele în raport cu

-

celelalte sub produselor influenţa unei forţe exterioare. Majoritatea petroliere sunt considerate fluide newtoniene unde vâscozitatea depinde de presiune și temperatură.

21

Tabelul 1.13. Indicii Henri Maurin pentru calculul punctului de congelare şi curgere Punct de Indice de Punct de Indice de o o congelare, C amestec, H congelare, C amestec, H -50 11,2 0 37,2 -45 12,2 +1 38,3 -40 14,0 +2 39,5 -35 15,8 +3 40,9 -30 -29 -28 -27 -26 -25 -24 -23 -22 -21 -20 -19 -18 -17 -16 -15 -14 -13 -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2

17,6 17,9 18,3 18,7 19,0 19,4 19,8 20,3 20,8 21,3 21,8 22,3 22,9 23.4 24,0 24,5 25,0 25,6 26,2 26,9 27,6 28,3 29,0 29,8 30,7 31,8 32,9 34,0 35,0

+4 +5 +6 +7 +8 +9 +10 +11 +12 +13 +14 +15 +16 +17 +18 +19 +20 +21 +22 +23 +24 +25 +26 +27 +28 +29 +30 -

42,4 43,8 45,2 46,7 48,4 50,2 52,0 54,2 56,3 58,5 60,6 62,8 65,3 68,2 71,0 74,2 77,4 80,7 83,9 87,1 90,4 94,0 97,6 101,4 105,8 110,1 115,4 -

-1

36,1

-

-

Vâscozitatea cinematică este raportul dintre vâscozitate dinamică și densitatea lichidului la temperatura și presiunea determinării.

 22

 

(1.29)

Mărimea vâscozităţii poate fi exprimată în: -unităţi dinamice; -unităţi cinematice; -unităţi convenţionale. a) Vâscozitatea dinamică (µ) este raportul dintre tensiunea tangenţială în direcţia vitezei şi gradientul vitezei, dv/dy (derivaţia vitezei după normala la elementul de suprafaţă): 



2

(Ns/m )

(1.30)

dv dy b) Vâscozitatea cinematică () este raportul dintre vâscozitatea dinamică μ şi masa specifică :



  (m2/s)

sau 

(1.31)

.g 

c) Vâscozitatea convenţională reprezintă timpul de scurgere a unui anumit volum de produs la temperatura de lucru stabilită cu diferite aparate, cum ar fi: vâscozimetrul Engler, aparatul Saybolt Universal, vâscozimetrul Redwood. d) Vâscozitatea relativă se exprimă prin raportul dintre vâscozitatea dinamică a unui lichid şi vâscozitatea dinamică a apei la temperatura de 20°C.

r



 o

(1.32)

20 C  o

o



H2 O

 1CP

e) Vâscozitatea amestecurilor

Pentru dimensionarea conductelor prin care se transportă amestecuri de lichide petroliere, este necesară determinarea directă în unităţi absolute a vâscozităţii amestecurilor consideraţie. pentru întreg domeniul temperaturilor de transport ce intră în Pentru calculele orientative şi în fazele preliminare de proiectare, determinarea viscozităţii unui amestec se poate face cu formula: lg

1  am

 f1 lg

1 1

 f 2 lg

1 2

... f i lg

1 i

în care: f1, f2, ...., fi = reprezintă fracţiunea molară a componentului 23

(1.33)

În practică pentru amestecuri de țițeiuri se poate utiliza metoda estimării vâscozității prin parametrizarea amestecurilor (indicii Henri Maurin). În tabelele 1.18 și 1.19 sunt redați îndicii de amestec Henri Maurin pentru vâscozitatea cinematică și pentru vâscozitatea dinamică. Dimensiunile, unitatea de măsură şi relaţiile de conversie pentru aceste mărimi sunt date în tabelele nr. 1.14, 1.15. 1.16, 1.17 şi figura 1.6: o Tabelul 1.20 redã corespondenta între unitãţile de vâscozitate cinematicã, E - cSt (conform STAS 1666 - 73).

f.Unităţi de măsură Tabelul 1.14 Unități de măsură pentru vâscozitatea dinamică Sistem U.M.

uzual Pa s

SI N.s/m2 kg/m.s

MKFS kgf.s/m2

FPS pdl.s/ft2

CGS P

Tabelul 1.15 Unități de măsură pentru vâscozitatea cinematică Sistem U.M.

SI 2 m /s

MKFS 2 m /s

FPS 2 ft /s

CGS St

Tabelul 1.16 Unități de măsură pentru vâscozitatea convenţională Vâscozimetru folosit

Vâscozimetrul

Aparatul Saybolt Universal

Engler

°E "S

U.M.

Viscozimetrul Redwood (I sau II)

"R

Tabelul 1.17 Transformarea unităților de vâscozitate Unitatea

poise. 1

cP 100

Pa s 0,1

1 centipoise(cP)

0,01

1

0,001

1Pascal secunda

10

1000

1

1lbm/(ft s)

14,88

1488

1,488

1 lbf/ft

478,8

4,788 10

47,88

1 poise

1 Pa s=1 kg/(m s) 1 kg f=9,80665 N 1 Pa=1kg/m s2

24

Tabelul 1.18. Indicii Henri Maurin pentru calculul vâscozitãtii cinematice de amestec CSt 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

H 3,25 8,32 11,40 13,55 15,18

cSt 30 40 50 60 70

H 28,88 30,03 30,86 31,51 32,04

cSt 220 240 260 280 300

H 35,48 35,71 35,92 36,11 36,29

3,5 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0

16,46 17,52 19,17 20,43 21,44 22,27 22,97 23,59 24,58 25,38 26,05 26,62 27,11

80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200

32,58 32,87 33,20 33,49 33,76 34,00 34,21 34,41 34,60 34,77 34,93 35,08 35,22

320 340 360 380 400 420 440 460 500 600 700 800 1000

36,45 36,61 36,75 36,88 37,00 37,12 37,23 37,34 37,53 37,95 38,30 38,59 39,07

Transformãrile valorii vâscozitãţii cinematice a unui lichid în sistemele convenţionale mai sus menţionate sunt urmãtoarele:  din "grade" Engler în cSt:  

 1 1   0 3 E 

 0 E  7,6

(1.34)

din "grade" Saybolt în cSt: 195 (pentru intervalul 32-100 secunde) (1.35) S 135 (pentru >100 t secunde) (1.36)   0,220  S  S 



 0,226  S 

din "grade" Redwood în cSt 179 (pentru intervalul 32-100 secunde) (1.37) R 50 >100 t secunde) (1.38)   0,247  R  R (pentru



 0,260  R 

Exemplul 2:

Să se determine vâscozitatea unui amestec format din 33000 kg ţiţei cu vâscozitatea de 2 °E (IHM = 24,5) la +20 oC si 25000 kg titei cu vâscozitatea de 6,5 °E (IHM = 30,78) la +20oC. 25

IHM =3300024,5 +2500030,78 =27,20. Din tabelul 1.19 rezultã vâscozitate de 2,9 °E (20 cSt). Tabelul 1.19. Indicii de amestec Henri Maurin pentru vâscozitatea Engler E 1,12 1,2 1,3

H 11,40 14,10 17,35

E

H

E

H

E

H

4,9 5,0

29,68 29,76

8,6 8,7

31,81 31,85

21,5 22,0

34,66 34,73

1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7 2,8 2,9 3,0 3,1 3,2 3,3 3,4 3,5 3,6 3,7 3,8 3,9 4,0 4,1 4,2 4,3 4,4

19,17 20,70 21,83 22,67 23,32 24,00 24,50 24,90 25,28 25,62 26,00 26,24 26,50 26,79 27,00 27,20 27,45 27,68 27,82 28,00 28,10 28,25 28,42 28,55 28,65 28,70 28,80 28,90 29,01 29,12 29,23

5,1 5,2 5,3 5,4 5,5 5,6 5,7 5,8 5,9 6,0 6,1 6,2 6,3 6,4 6,5 6,6 6,7 6,8 6,9 7,0 7,1 7,2 7,3 7,4 7,5 7,6 7,7 7,8 7,9 8,0 8,1

29,84 30,00 30,00 30,07 30,14 30,20 30,32 30,35 30,41 30,48 30,55 30,60 30,66 30,73 30,78 30,85 30,92 30,96 31,02 31,06 31,11 31,16 31,22 31,27 31,32 31,37 31,42 31,47 31,52 31,56 31,60

8,8 8,9 9,0 9,1 9,2 9,3 9,4 9,5 9,6 9,7 9,8 9,9 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 12,5 13,0 13,5 14,0 14,5 15,0 15,5 16,0 16,5 17,0 17,5 18,0 18,5 19,0

31,89 31,93 31,97 32,01 32,04 32,07 32,11 32,15 32,19 32,23 32,27 32,30 32,33 32,46 32,62 32,76 32,91 33,04 33,17 33,29 33,40 33,51 33,61 33,71 33,80 33,89 33,98 34,07 34,15 34,23 34,31

22,5 23,0 23,5 24,0 24,5 25,0 25,5 26,0 26,5 27,0 27,5 28,0 28,5 29,0 29,5 30,0 30,5 31,0 31,5 32,0 32,5 33,0 33,5 34,0 34,5 35,0 35,5 36,0 36,5 37,0 37,5

34,79 34,85 34,85 34,97 35,03 35,08 35,14 35,18 35,23 35,29 35,34 35,39 35,44 35,49 35,54 35,58 35,63 35,67 35,71 35,73 35,78 35,82 35,82 35,89 35,93 35,97 36,01 36,05 36,09 36,12 36,16

4,5 4,6 4,7 4,8 4,9

29,23 29,40 29,49 29,59 29,68

8,2 8,3 8,4 8,5 8,6

31,65 31,69 31,73 31,77 31,81

19,5 20,0 20,5 21,0 21,5

34,38 34,46 34,53 34,59 34,66

38,0 38,5 39,0 39,5 40,0

36,19 36,23 36,26 36,27 36,28

26

Tabelul 1.20. Conversia din unitãţi de vâscozitate cinematicã în unităţi vâscozitate Engler cSt E cSt E cSt E cSt E 2,00 1,119 6,75 1,543 18,50 2,70 48 6,37 2,10 1,129 7,00 1,546 19,00 2,75 50 6,62 2,20 1,140 7,25 1,586 19,50 2,81 55 7,28 2,30 1,150 7,50 1,608 20,00 2,87 60 7,93 2,40 1,160 7,75 1,630 20,50 2,92 65 8,58 2,50 2,60 2,70 2,80 2,90 3,00 3,10 3,20 3,30 3,40 3,50 3,60 3,70 3,80 3,90 4,00 4,10 4,20 4,30 4,40 4,50 4,60 4,70 4,80 4,90 5,00 5,25 5,50 5,75 6,00 6,25 6,50

1,169 8,00 1,179 8,25 1,189 8,50 1,198 8,75 1,207 9,00 1,217 9,25 1,226 9,50 1,235 9,75 1,244 10,00 1,253 10,20 1,262 10,40 1,271 10,60 1,280 10,80 1,289 11,00 1,298 11,20 1,307 11,40 1,315 11,60 1,324 11,80 1,333 12,00 1,341 12,50 1,350 13,00 1,359 13,50 1,367 14,00 1,376 14,50 1,384 15,00 1,393 15,50 1,414 16,00 1,436 16,50 1,457 17,00 1,479 17,50 1,500 18,00 1,521 Peste 300 cSt (mm2/s)

1,651 1,673 1,696 1,718 1,740 1,763 1,785 1,808 1,831 1,849 1,868 1,886 1,906 1,924 1,942 1,961 1,980 1,999 2,020 2,070 2,120 2,170 2,220 2,270 2,320 2,370 2,430 2,430 2,480 2,530 2,590 2,640

21,00 21,50 22,00 22,50 23,00 23,50 24,00 24,50 25,50 26,00 26,50 27,00 27,50 28,00 28,50 29,00 29,50 30,00 31,00 32,00 33,00 34,00 35,00 36,00 37,00 38,00 39,00 40,00 42,00 44,00 46,00

se aplicã relaţia  = 7,6E

27

2,98 3,04 3,10 3,16 3,22 3,28 3,34 3,40 3,52 3,58 3,64 3,70 3,76 3,82 3,88 3,94 4,00 4,07 4,19 4,32 4,44 4,57 4,70 4,82 4,95 5,08 5,21 5,33 5,59 5,85 6,11

70 75 80 85 90 95 100 105 110 120 130 135 140 145 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300

9,23 9,89 10,54 11,20 11,86 12,51 13,17 13,83 14,48 15,80 17,11 17,77 18,43 19,08 19,74 21,06 22,37 25,00 25,00 26,30 27,60 28,90 30,30 31,60 32,90 34,20 35,50 36,80 38,20 39,40

g.Variaţia vâscozităţii cu temperatura Vâscozitatea ţiţeiurilor parafinoase se menţine scãzută, până la o anumitã temperatură, putin superioară temperaturii de congelare, după care, la scă derea temperaturii, vâscozitatea creşte brusc la valori foarte ridicate. Aceast fapt se datorează procentului ridicat de produse albe (care au o

vâscozitate redusă). De asemenea în aceste țițeiuri sunt prezente și cantități de parafină care dacă rămâne în soluție nu afectează vâscozitatea. În momentul în care temperatura țițeiului scade și pariculele de parafină ies din soluție și congelează crește și vâscozitatea. La amestecuri (în aceste condiții), vâscozitatea va fi dată de cea a componenților și de proporțile lor în compunerea ameste cului. În cazul țițeiurilor de tipul B (uleioase), variația vâscozității cu temperatura este mai puțin accentuată. o o La valori normale ale temperaturii (20 C – 70 C), vâscozitatea acestor țițeiuri este mai mică decât a țițeiurilor parafinoase. La țițeiurile asfaltoase cu scăderea temperaturii va crește vâscozitatea mai mult decât a unui țiței parafinos. În cazul în care nu sunt date suficiente privind variația vâscozității cu temperatura se poate apela la relația lui Walter. loglog  0,8  A  B log T ,

(1.39)

Unde:



 1010( AB logT )  0,8

(1.40)

      103 ,

(1.41)

respectiv

prin convertire din cSt în cP. În relaţiile de mai sus: - - vâscozitatea cinematicã (cSt); -T - temperatura absolutã (K); -  - vâscozitatea dinamicã (cP); -ρ - densitate (kg/m3); -A, B - constante. Constantele A și B se pot determina dacă se cunosc valorile a două vâscozități cinematice la două temperaturi diferite T1 și T2.

log

log 2  0,8 log 1  0,8  T log 2 T1

B

(1.42)

A  loglog 2  0,8  B log T2 (1.43) Domeniul de valabilitate al acestei relaţii este 40…110 oC (erorile sunt minime fatã de valorile determinate experimental). 28

10

Atunci când avem un interval de temperatură a variației vâscozității între C și +160oC se va utiliza relaţia Makhija şi Stairs:

-

0



log 



B' 

 A'   B' T T '  ,   10  A' T T'

(1.44)

în care valorile parametrilor sunt urmãtoarele: A' = 1,5668; B' = 230,298; T' = 147,797.

Figura nr. 1.6 - Diagrama de transformare pentru calculul vâscozităţii cinematice 1.2.4.18. Presiunea de vapori Presiunea de vapori este aceea presiune pe care vaporii care se găsesc în contact cu lichidul din care provin o exercită asupra lichidului (la o anumită temperatură). 29

Presiunea de vapori este presiunea la care lichidul se află în echilibru cu vaporii săi. Presiunea de vapori se determină experimental, fiind specifică fiecăruit tip de țiței în parte. Un țiței ce are o presiune d e vapori mare este mai ușor de transporat (cu cât vaporii ies din soluție și se pierd în timpul transportului, vâscozitatea crește). La un sistem monocomponent, presiunea de vapori la o anumită temperatură are o valoare unică, care se poate determina exper imental. La sistemele multicomponent valoarea presiunii de vapori la o anumită temperatură poate avea o infinitate de valori datorată modificării compoziției fazelor (în funcțe de cantitatea vaporizată). La hidrocarburile unde nu se cunoaște valoarea și nici presiuna de vapori există posibilitatea de a determina această caracteristică pe baza relației : log pr  (log pr ) ( 0 )   (log pr ) (1)

(1.45)

În relația 1.4 5  este factor acentric al hidrocarburii iar (log pr ) (0) și (log pr )(1) sunt termini de corelație. Pentru amestecuri, cum sunt țițeiurile și produsele petroliere, presiunea de vapori este funcție de compoziția fazei de vapori și a fracției lichide, de proporți ile acestora precum și de temperatura amestecului. f (T ) (1.46) log( pv  3158)  7,6715  2,68 f (T0 ) Relația este utilizată pentru presiunile vaporilor saturați ale fracțiilor petoliere înguste, la presiuni scăzute (relația lui Ashwort), unde f(T) are expresia : 1,259 (1.47) f (T )  2 1 (T  108000  307,8)0,5 Factorul acentric este un parametru de corelare. Acesta caracterizează excentricitatea moleculelor față de modelul teoretic (care ia în considerare un model sferic).

Factorul de excenticitate a fost definit de Pitzer (1955) prin relația: 

  log(

pv ) 1 pcr

(1.48)

In relația de mai sus pv este valoarea presiunii de vapori a componentului la o temperatură T  0,7  Tcr . Kesler (1975) a propus o nouă ecuație pentruApresiunea de vapori : pv  pcr e B Coeficienții A și B au valorile : A  5,927 

6,096  1,289 ln Tr  0,169(Tr ) 6 Tr 30

(1.49)

(1.50)

B  15,252 

15,212  13,472 ln Tr Tr

 0,436(Tr )6

(1.51)

Tabelul 1.22. Valoarea funcției f(T) Temperatura °C -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

f(T) 12,122 11,363 10,699 10,031

Temperatura °C 100 110 120 130

9,448 8,914 7,967 7,967 7,548 7,160 6,800 6,660 6,155 5,866

140 150 160 170 180 190 200 210 220 230

f(T)

f(T)

5,595 5,343 5,107 4,885

Temperatura °C 240 250 260 270

3,144 3,031 2,924 2,821

Temperatura °C 380 390 400 410

4,677 4,480 4,124 4,124 3,959 3,804 3,658 3,519 3,387 3,263

280 290 300 310 320 330 340 350 360 370

2,724 2,630 2,642 2,456 2,375 2,297 2,222 2,150 2,080 2,005

420 430 440 450 460 470 480 490 500 -

f(T) 1,952 1,891 1,832 1,776 1,721 1,668 1,618 1,569 1,521 1,476 1,432 1,339 1,348

Temperatura redusă are valoarea : Tr



T Tcr

(1.52)

Pentru evaluarea factorului acentric se recomandă relațiile : Tf 





Tcr

 0,8

 7,904  0,135  K  0,0075  K 2  8,359    (1,408  0,011) 

(1.53)

1 

(1.54)

Pentru :





Tf Tcr

 0,8

pcr 6,096 )  5,927   1,288 ln   0,169   6 14,696  15 12,252   13,472 ln   0,436   6 

(1.55)

 ln( 



(1.56)

În relațiile de mai sus, factorul de caracterizare k se calculează cu relația : 1,216  (Tm , p )0,33 4 (1.57) k 28 8,15 d 28 8,15 Factorul de acentricitate poate fi calculat și cu relația lui Edmister (1958):

31





3 7

p log( cr ) 14,659 1 Tcr (  1) Tf

(1.58)

Tm,p este temperatura medie ponderată.

Factorul acentric permite și evaluarea factorului critic de neidealitate (Salerno,

1958): 2

Zcr  0,291  0,800    0,016  

(1.59)

Exemplul 3. Un țiței are următoarea comportare experimentală: Temperatura, °C

Densitatea Kg/m3

Vascozitatea Cinenatica, cP

Vascozitatea Dinamica, cSt

Punctul de congelare titei, °C

Punctul de congelare reziduu, °C

Continutul de parafina %

20

0,8720

31,014

27,044

+4

+ 25

9,52

30 40 50 60

0,8653 0,8585 0,8518 0,8451

18,421 11,113 8,184 6,461

15,939 9,541 6,971 5,460

+4 +4 +4 +4

+ 25 + 25 + 25 + 25

9,52 9,52 9,52 9,52

Să se traseze grafic comportarea experimentală. a) Densitatea titeiului functie de temperatura 0,875 0,872 0,87

0,8653

0,865

a e 0,86 t a t i s n e D 0,855

0,8585

0,8518 0,85

0,8451

0,845

0,84

0

10

20

30

40

50

Temperatură

32

60

70

b) Vâscozitatea

cinematica a țițeiuluifuncție de temperatură

35

31,014

30

25 ă c ti a m e 20 in c e t ta i z 15 o c s â V 10

18,421

11,113 8,184 6,461

5

0 0

10

20

30

40

50

60

70

Temperatură

c) Vascozitatea dinamica a titeiului functie de temperatura 30 27,044 25

ă 20 ic m a n i d te 15 a ti z o c s â 10 V

15,939

9,541 6,971 5,46

5

0 0

10

20

30

40

50

Temperatură

33

60

70

1.3. Analiza țițeiurilor românești

Țițeiurile extrase din zăcămintele românești au o structură complexă fiind diferite atât datorită locului de extracție cât și proprietăților fizico -chimice (Tabelul 1.23).

Tabelul 1.23 Proprietățile unor țițeiuri extrase din zăcămintele românești. Tipuri (sortimente)

Densitate

20°C

de ţiţei A1 Vest A3 Vest A3 Vest

A3 Selecţionat 0,880 A3 Neselecţionat 0,887 A3 Videle

A3 Independenţa 0,937 A3 Suplac B Oltenia B Rest

C Selecţionat

0,821

C Moldova C Marin

ASTM D-1298 0,916 0,879 0,923 28,4 27,3 0,943 18,7 0,962 0,833 0,872 39,9 0,853 0,838

C Rest

Cloruri ppm IP 265

% vol. ASTM D-95 0,2 0,4 0,2

33,6 36,4

0,3 0,8

123 227 53 0,35 0,4 139 0,7 13 19 115 0,15 109 52

32,7

0,1

218

0,5 0,2

124 37

18,0

0,5 1,8

229

15,1 37,5 30,0

1,0 0,2 0,2 0,4

0,858

1.3.1.

Apă

Densitate API ASTM D-1298 22,2 28,6 21,1

51

Sulf %g ASTM D-129 0,34 0,32 0,3

0,3 0,17 0,19 0,19 0,29 0,01 0,18

Analiza țițeiurilor românești funcție de raportul dintre temperatura mediului ambient și temperature de congelare

Pomparea țițeiurilor pe conducte este influențată de temperatura de congelare și de raportul acesteia cu temperatura mediului ambiant (temperatura mediului care înconjoară conducta de transport produse petroliere). Pomparea țițeiurilor este îngreunată în cazul țițeiurilor parafinoase și în cazul țițeiurilor care au o temperatură de congelare apropiată de temperatura mediului. Temperatura solului la 1 m adâncime este redată în tabelul 1.25. Tabelul 1.25. Temperatura solului la 1 m adâncime Luna Temperatura °C

Ian 4

Feb 2

Mar 3

Apr 7

Mai 11

Iun 15

Iul 18

Aug 20

Sept 16

Oct 14

Noi 10

Dec 6

Pe graficul variației temperaturii solului la nivelul conductei se trasează variația temperaturii de congelare a țițeurilor necesare a fi transportate. Se observă că în cazul țițeiului cu temperatura de congelare de +2 °C nu sunt necesare tratări ale țițeiurilor decât în luna februarie. Pentru țițeiul cu temperatura de congelare de +8 °C sunt necesare tratări ale țițeiurilor in lunile ianuarie -aprilie și noiembrie-decembrie. 34

Tabelul 1.24. Comportarea țițeiurilor românești Nr. crt.

Tip

Locaţia

d15 [kg/m3]

ţiţei

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15. 16. 17. 18.

ŢicleniC Sel.

19. 20. 21. 22. 23. 24. 25. 26. 27. 28. 29. 30. 31. 32.

Videle Roata Poeni Potlogi Moreni Ochiuri Teiş B Rest Ariceşti C Rest Recea Mislea Mislea BăicoiC Sel. PădureC Rest Slobozia

33. 34. 35. 37.

C Mold. Lucăceşti Lucăceşti C Mold. Comăneşti C Mold.

856,6

Cerdac

B Rest A3 Nesel C sel.

6 23 845,4 842,6 851,9

848,2 849,3 C Sel.

20°C

50°C

11,20 4,48 -45 28,57 11,01 19 19,35 2,98 15 9,57 3,36 10 17,26 6,14 -20 1,73 1,32 -16 1,75 1,17 19 13,39 3,27 0 3,17 1,80 <-25 21,43 7,74 -25 540,68 86,40 -22 17,10 6,84 <-25 28,27 9,82 2 13,11 5,13 -2 10,59 4,74 -15 5,59 2,95 <-25 67,17 17,84 -21 7,15 3,36

944,7 903,0 907,2 894,2 866,8 884,9 862,2 838,9

C Mold.

[°C]

Viscozitate [cSt] La La

-20

Bodrog A3 Sel. 879,7 Satchinez C Sel.+Cond. 818,1 Turnu C Sel. 825,9 Turnu C Sel. 851,0 ŢicleniCondens. 793,4 Mădulari C Sel. +Cond. 788,9 BucşaniC Sel. 827,0 VîrtejuB Olt 814,1 Orleşti RestB 884,3 Oteşti A3 Nesel. 943,6 Saru A3 Vest 873,0 Saru A3 Vest 889,9 Cobia C Rest 854,7 Gherceşti C Sel. 854,0 Lact C Rest 829,0 Râca A3 Nesel. 909,7 Izvoru B Rest 856,8 A3 Videle A3 Sel. A3 Sel. A3 Nesel. C Rest C Rest

Temp.de congelare

2 8 840,7

862,5 864,2 865,1

2 15 13 884,3

35

<-25 <-25 -45 -17 1 -16 14,25 -35 -45 15 7,50 9,95 19

1112 41,83 64,10 48,51 12,82 21,66

131 12,49 17,00 14,29 5,13 8,26 5,70 5,23

6,00 4,17 10,24

3,05 2,38 4,10 3,70 4,34

16,30

3,47

12,54 4,56 11,94 4,48 13,99 4,46 0 25,08 7,25

25

C ra u t a r e p m te

Titei cu temperatura de congelare +22 °C

20

°

15

Titei cu temperatura de congelare +8 °C

10

Titei cu temperatura de congelare +2 °C

5 0 0

2

4

6

8

10

12

14

luna

Figura nr. 1.7 – Variația temperaturii solului la 1 m adâncime

Pentru țițeiul cu temperatura de congelare de +22 °C, transportul țițeiului se poate face doar dacă este tratat pentru reducerea temperaturii de congelare. Din punct de vedere al temperaturii minime de congelare, ţiţeiurile se pot clasifica în: 1. ţiţeiuri foarte congelabile - acele ţiţeiuri care au tcongelare > tmediu (tot anul sau sezonier); 2. ţiţeiuri puţin congelabile - acele ţiţeiuri care au tcongelare < tmediu. Unde tmediu - temperatura mediului care înconjoară conducta (aer,

Exemplu Dacă avem

sol).

două stocuri din acelaşi ţiţei, ce au o temperatură de congelare

tcongelare = +2°C, şi o parte din stoc se pompează la sud, unde temperatura minimă a solului este tmediu = +6°C, şi altă parte la nord, unde temperatura minimă a solului este tmediu = +1°C, acelaşi ţiţei se poate clasifica în: tcongelare < tmediu puţin congelabil;  primul caz:  al doilea caz: tcongelare > tmediu foarte congelabil.

1.3.2.

Analiza țițeiurilor românești funcție de vâscozitate

Vâscozitatea țițeiurilor influențează energia de pompare a acestuia. Astfel energia consumată la pompare a unui țiței este direct proporțională cu presiunea de pompare p și cu debitul de pompare Q (nu se ține cont de traseul conductei și de randamentul pompei).

E 

 v 3  Ld

t (1.60) 8 Notând cu K produsul elementelor constante şi neglijând variaţia densităţii cu temperatura:

E  K 0, 25 36

(1.61)

Ţinând cont de cele expuse, din punct de vedere al viscozităţii, ţiţeiurile se clasifică în: * ţiţeiuri puţin vâscoase (pompabile) - ţiţeiuri ce au vâscozitatea mai mică de < 80 cP; * ţiţeiuri vâscoase (greu pompabile) - ţiţeiuri ce au vâscozitatea cuprinsă între (80 -1280) cP; * ţiţeiuri foarte vâscoase (foarte greu pompabile) ţiţeiurile ce au vâscozitatea mai mare de > 1280 cP. Exemplu

Valoarea minimă a viscozităţii, la 2°C: 1,72 cP. Valoarea vâscozităţii pentru dublarea energiei necesare la pomparea ţiţeiulu i: -3

2

1 = 80 x 10 Ns/m = 80 cP.

Trecerea de la ţiţeiuri greu pompabile la ţiţeiuri foarte greu pompabile se face considerând 2 = 1280 x 10-3 Ns/m2 = 1282 cP.

37

Capitolu l 2. Calculul hi drauli c al cond uctelor de trans port li chide 2.1. M odelu l teoretic

Din punct de vedere hidraulic o conductă de transport fluide este un spațiu (de orice formă și lungime) unde are loc o mișcare a unui fluid. Convențional hidraulici :

conductele se pot clasifica funție de următorii termenii ( 

L v2 ) d 2g

v2 2g

(2.1.)

v2 2g

În ecuația 2.1 : - 

L d

este pierderea de energie (disiparea energiei cinetice, potențiale și de

poziție prin efecte termice și vibrații), -

 este coeficientul de rezistență hidraulică –proporțional cu lungimea,

 este coeficientul de rezistență locală, L reprezintă lungimea conductei, d este diametrul interior al conductei,

Dacă parametrul 

L d

este mai mare decât 50 atunci conducta este lungă

(magistrală) din punct de vedere hidraulic, ultimii termeni putând fi neglijați, Dacă 0,2< 

L d

< 50, conducta este scurtă

(locală) din punct de vedere

hidraulic, termenii din relația 2.1. fiind de aceiași ordin de mărime și deci sunt luați în considerare. Dacă 

L d

< 0,2 , conducta este considerat ă

din punct de vedere hidraulic de

tip duză sau orificiu, astfel se vor hidraulic lua în calcul doar pierderile Modelul teoretic al că calcului al conductelor de locale. transport țiței , este dezvoltat în urma scrierii ecuației lui Bernoulli pentru două puncte ale conductei. Astfel ecuația se poate scrie astfel: v2 v2 1 1  p1  gz1   2 2  p2  gz2  p (2.2) 2 2 38

În prima parte a ecuației ne referim la secțiunea de intrare, iar în membrul drept ne referim la secțiunea de ieșire. În ecuația 2.2. avem: -  este densitatea produsului transportat,

și  2 sunt coeficienții Coriolis pentru corecția energetică (ecuația lui Bernoulli a fost scrisă pentru un curent linear), p1 și p 2 sunt presiunile lichidului transportat la intrarea în conductă și la ieșirea din conductă, v12 și v 22 sunt pătratele vitezei lichidului transportat la intrarea în conductă și la ieșirea din conductă, z1 și z 2 sunt cotele conductei măsurată în centrele secțiunilor față de un reper (de obicei nivelul mării -cota zero), la intrarea în conductă și la ieșirea din conductă, p este pierderea de presiune în timpul transportului prin conducte, g este accelerația gravitațională. Pentru o conductă cu secțiune constantă, debitul este constant deci și vitezele

- 1 -

-

v1 și v2 sunt egale. Deci ecuația 2.2. se poate scrie:

p1  p2  p  g z 2  z1  (2.3) Pierderea (căderea) de presiune în timpul transportului prin conducte este atât local cât și longitudinal. 2 n p   v  l    i  2 d i 1 

(2.4)

În ecuația de mai sus i reprezintă coeficienţii de pierderi locale . Pentru cazul când pierderile locale nu pot fi neglijate, se va introduce lungimea echivalentă: d n le  i (2.5) 

 i 1

astfel că formula (2.4) se scrie:

v 2 l  le . (2.6) 2 d În calculele ulterioare se mai presupune c ă lungimea le este inclusă în lungimea totală l și deci ecuația 2.2 devine:

p  

2

p1  p2

  v2m dl   g z 2  z1  Dacă împărțim relația 2.7 la   g obținem: p1  p2 g

(2.7)

2



vm l   z2 2g d

 z1  ,

În relația 2.8 toate mărimile sunt exprimate în unităţi de lungime. 39

(2.8)

Putem definii panta hidraulică a conductei (ce reprezintă căderea de presiune în unități de lungime pe unitatea de lungime a conductei) prin relația: 2

i

vm  2g d

(2.9)

În calcule este util să lucrăm cu debitul pompat pe conducte decât să utilizăm viteza medie vm , 8  Q 2  p1  p 2  l    g z 2  z1  , (2.10) 2 5 Dacă împărțim relația 2.10 la  d obținem: g

p1  p2 g



8Q 2 l   z2  z1  .  2 gd 5

(2.11)

Panta hidraulică are expresia:

i

8Q 2   2g d5

Înlocuim în relația 2.11 termenul

8Q 2 2

 gd

p1  p2 g

5

(2.12)

cu panta hidraulică și obținem:

 il  z 2  z1  .

(2.13)

Notând cu: p1  p 2  z 2  z1  g Și înlocuind în relația 2.13 obținem: hp  i  l În practică definim modulul de debit ca fiind:   d 2 2 gd k 4  hp 

(2.14)

(2.15)

(2.16)

Cu ajutorul modulului de debit formula 2.11 devine:

p1  p2 Q 2  2 l  z2  z1  g k

(2.17)

sau 2

h p  Q2 l , k Între modulul de debit și panta hidraulică există relația: Q2 i 2 . k Coeficientul de rezistență hidraulică se poate scrie astfel: 40

(2.18)

(2.19)





A

,

(2.20)

Rem În relația 2.20, Re reprezintă numărul lui Reynolds și m=1 pentru regimul laminar (formula lui Stokes), m=0,25 pentru regimul turbulent în conducte hidraulice netede cu Re <10 5 (formula lui Blasius) şi m=0 pentru regimul turbulent în conducte rugoase (formula lui J.Nikuradze). Pentru constanta A aceasta ia respectiv valorile 64 şi 0,3164. Ca urmare, expresia pantei hidraulice devine 2 m m i    Q 5 mv , d

(2.21)

unde





8A 4

m

  2m g

,

(2.22)

Valorile constantei  este 4,153 pentru regimul laminar, 0,0246 pentru regimul turbulent în conducte hidraulic netede cu Re <105 şi 0,0826 pentru regimul turbulent în conducte rugoase. În relațiile precedente s-a presupus că temperatura lichidului transportat pe

conductă este constantă, dar în practică această temperatură este variabilă. Cu variația temperaturii va varia și vâscozitatea și congelarea lichidului transportat. 2.2. Determi narea de bitul ui

optim pompat pe o conductă

Date de intrare pentru calcul: - debitul de lichid transportat, Q (m3/s) - densitatea lichidului  (Kg/m3), sau greutatea specifică 3 (Kgf/m ) - vâscozitatea cinematică a lichidului la 20°C, (m2/s). - lungimea conductei de transport, (m)

a lichidului 

Pentru determinarea diametrului necesar transportării debitului de fluid cerut, se consideră o viteză a fluidului în conductă. Pentru produse petroliere, viteza medie a lichidelor se va limita la 3 m/s în funcţie de vâscozitate şi diametrul conductei, pentru ţiţei se va alege 1,5 ÷ 2 m/s. Pentru lichide foarte vâscoase viteza variază în limite 0,5 ÷ 1 m/s. Aceasta este o viteză medie, dacă ne referim la repartiţia vitezelor liniilor de curent în secţiuneaRelaţia de curgere fluiduluiSîndeconductă. între asecţiunea curgere a fluidului şi viteză pentru lichide este: l Q S l  l (m2) (2.23) vm Diametrul corespunzător secţiunii necesare de curgere, rezultă:

41

4S d (m) l 

(2.24)

sau

d

Ql Gl (m)  0,785vm 0,785vm

(2.25)

unde:

Ql = debitul de lichid m 3/s vm = viteza medie admisă, m/s Gl = debit gravimetric,  = greutatea specifică a lichidului, (Kgf/m 3)

Ql

G (kg/mc)

(2.26)



Se alege din standardul rezultat din calcul.

de ţevi pentru conducte, un diametru apropiat de cel

Se vor lua în continuare în considerare încă două diametre de conductă, imediat inferior şi imediat superior celui rezultat după efectuarea calcului iniţial, scopul fiind de a stabili diame trului optim de conductă. În situaţia în care se cunosc presiunile în secţiunea iniţială a conductei şi presiunea în secţiunea finală a conductei, a cărei valoare este impusă de considerentele tehnologice în legătură cu manipularea în continuare a lichidului transportat, diametrul conductei se va determina avându -se în vedere pierderea de presiune admisă. Se va alege diametrul pentru care pierderea de presiune este egală sau ceva mai mică decât pierderea de presiune admisă. 2.3. Calculu l debitul ui 3

Debitul q (m /s) (m) este dat de formula:

maxim pentru o conductă existentă

al unei conducte circulare de diametru d (m) şi lungimea L q



4

2 g

d 5 j 

(2.27)

sau:

q 3,48

d 5 j 

(2.28)

În cazul unei conducte care prezintă rezistenţa la curgere (pierderi de sarcină) locale, valoarea lui j se va calcula din relaţia: 42

j

jt

(2.29)

Le

unde : jt - rezistenţa la curgere (pierdere de sarcină) totală Le - lungimea echivalentă a conductei. 2.4 Deter mi nar ea presiu ni i de

pompare pe conductă

Presiunea totală diferitelor necesară pierderi pentru vehicularea determină prin însumarea de presiune: fluidului în conductă se Ptotal = Pf + Pelevatie + Pfinal

(Pa)

(2.30)

sau, exprimată în metri coloana lichid H total=hfrecări+helevaţie+h(m) final

(2.31)

Pierderile de presiune prin frecare (Pf) sunt datorate rezistenţelor liniare (Pfr) şi rezistenţelor locale (Pl.): Pf = Pfr + Pl. (2.32)

a) Determinarea presiunii de pompare P1, pentru o conducta cu secţiunea transversală constantă şi pentru un P2 cunoscut, se poate face cu relaţia: 2

P1 P2  v

m L  g z 2 z1 hfinal , (Pa) 2 d    

(2.33)

unde:

λ = coeficient datorat pierderilor de presiune prin frecări L = lungimea conductei de transport , majorată cu suma lungimilor

echivalente pentru compensarea pierderilor locale prin robinete, armături, coturi, ramificaţii, etc. Se introduce în formulă în me tri. d = diametrul interior al conductei, m v m= viteza medie de curgere a fluidului prin conductă, m/s g = acceleraţia datorită gravitaţiei, m/s2 ɣ = greutatea specifică a fluidului transportat, kg/m 3 Δz = diferenţa de cotă dintre capătul amonte şi capătul aval al conductei, m. helevatie = Δz =z2-z1 (2.34) z2= cota terenului, în metri, la capătul amonte al conductei z1= cota terenului, în metri, la capătul aval al conductei hfinal = înălţimea celui mai mare rezervor din depozitul în care ajung lichidele pompate, (m) Dacă se introduce debitul fluidului transportat prin conductă - Q în relaţia de

calcul pentru viteza medie rezultă: P1P2 

8Q 2 l  gz 2 z1   hfinal , (Pa)  2d 5

43

(2.35)

b) Determinarea presiunii de pompare P1, pentru o conductă cu secţiunea transversală variabilă şi pentru un P2 cunoscut, se face prin intermediul calculului pantei hidraulice.

Panta hidraulică reprezintă căderea de presiune (în unităţi de lungime) pe unitatea de lungime a conductei:

i

v2m  2g d

(2.36)

respectiv, 2

i

8Q 



2

(2.37)

gd 5

În acest caz formula căderii de presiune se poate scrie şi sub forma: P1P2 il (z2 z1 ) g sau înălţimea de pompare: P1 P2  z1  z2 hp  g

(2.38)

(2.39)

2.5.Corespondenţa dintre diferite mărimi pentru p resiune Tabelul 2.1.Corespondențe între diverse mărimi pentru presiune. Pascal Pa

Atmosferă tehnică

Bar (bar)

Atmosferă

(at) 1.0197*10-5

1 Pa

1 N/m2

10-5

1 bar

100 000

2 106 dyn/cm 1.0197

1 at

98 066.5

1atm

(atm)

Torr (mm Hg)

9.8692*10-6

7.5006*10-3

Pound force per square inch (psi) 145.04*10-6

0.98692

750.06

14.504

0.980665

2 1 kgf/cm0.96784

735.56

14.504

101.325

1.01325

1.0332

1 atm

1 torr

133.322

1.3332*10-3

1.3595*10-3

1.3158*10-3 1 mm Hg

1 psi

6 894.76

68.948*10-3

70.307*10-3

760

68 046*10

-3

51.715

14.696 19.337*10

-3

1 lbf

2.6. Calcul ul coefi cientu lu i de fr ecar e

Se calculează numărul Reynolds, notat cu Re: Re

vm d vm d  44







4Q  d

(2.40)

În relația 2.40 avem:  - vâscozitate cinematică, m2/s (sau cSt /10 -6)  - viscozitate dinamică, N s/m 2 (sau P) 

pentru Re < 2320 regimul de curgere este laminar şi λ se calculează cu formula:

64 Re

 

pentru 3000< Re <10 5şi Re


0,3164

Re0, 25  r  Re1 14  k   s -

(2.41)

(2.42) 1,14 3

(2.43)

unde: r este raza conductei, mm Ks reprezintă rugozitatea echivalentă a peretelui conductei. pentru Re2< Re
2,51   Ks   2 lg     3,71d Re   ks  r  2 Re  k s  665,4  764,8 lg r  1

(2.44)

(2.45)

Valorile medii orientative ale rugozităţii echivalente sunt prezentate in tabelul 2.2: 

pentru Re>105

  0,0032 

0,221 Re0, 23 7

(2.46)

2.7. Calcul ul pierderi lor de presiu ne locale

Pierderile de presiune locale (di n coturi, robinete, clapete, ramificări, variaţii de diametre), se determină cu ajutorul formulei: v2m Pl   , (Pa) (2.47) 2 unde:  -

coeficient de pierdere de sarcină locală sau de rezistenţă locală la

curgere.

45

Tabelul 2.2.Valorile medii orientative ale rugozităţii echivalente

Materialul ţevilor pentru conductă Oţel - fără sudură

Starea ţevilor la interior Nou

0,02 - 0,05 0,10 – 1,0 0,05 - 0,20

Intrebuinţat Nou

Oţel – cu sudură

Intrebuinţat, uşor ruginit până la uşor cojit Exploatare îndelungată Nou, bituminat

Fontă

Nou, fără bitum Intrebuinţat ruginit Intrebuinţat până la un grad mare de ruginire

Valorile coeficientului  speciale.

K s (mm)

0,20 - 0,50 0,50 - 1,00 0,10 - 0,20 0,30 - 0,40 1,00 - 1,50 1,00 - 3,00

depind de construcţia şi dimensiunile piesei

Practic, pentru includerea pierderilor de presiune datorate rezistenţelor locale, se utilizează nomogranele şi diagramele din figurile 2.1, 2.2, 2.3, 2.4 și 2.5 . Se citesc lungimile echivalente de conductă pe diagramele cu armaturi, fitinguri, ramificaţii, etc. Se însumează aceste lungimi echivalente ( le). Se adaugă le la L pentru aflarea lungimii totale de conductă care duce la calcularea pierderii totale de presiune prin frecare.

Figura 2.1. Diagrama Moddy 46

Figura 2.2. Pierderile de presiune locale

47

Figura 2.3. Lungimi echivalente

48

Figura 2.4.Rezistențe în conducte

49

Figura 2.5.Rezistențe în curbe

50

2.8.Determinarea numărului

şi amplasamentului staţiilor de pompare

În practică presiunea de pompare nu se poate realiza cu o singură staţie aşezată în punctul iniţial. Sau chiar dacă s-ar monta o singură stație, presiunile de pompare ar fi foarte mari și deci ar fi necesară execuția unei conducte cu grosime de perete mare. Totodată pierderile prin frecare și greutatea lichidului necesar a fi transportat ar duce la un debit scăzut de pompare. Tocmai de aceea este necesar montarea unor noi staţii de pompare, numărul acestora fiind dat de relația : n

il  z 2  z1  P2 hs

/ g

(2.48)

unde:

hs



Ps

g



Pp Pl

g

, m.col.lichid

(2.49)

Ps = presiunea dată de staţia de pompare, N/mm 2 Pp = presiunea de refulare a pompei, N/m2 Pl = pierderi locale de presiune în staţie, N/m 2 i, l, z1, z2, P2,  - au fost definiţi în paragrafele anterioare. Numărul n este un număr fracţionar (de regulă) care trebuie rotunjit la un

număr întreg în plus sau în minus. Amplasarea pe teren a staţiilor de pompare se poate face și prin construcţie grafică astfel: - se împarte segmentul AB ' care reprezintă presiunea de pompare P1/ g la n - numărul de staţii rezultate din cal cul (de exemplu n = 3), fig. 2.6. - din punctele de diviziune se trasează paralele la dreaptă A'B' (care indică variaţia presiunii) până intersectează profilul terenului (punctele C şi D); - amplasarea staţiei principale este în punctul A, iar staţiile intermediare sunt în punctele C, D. Distanţa între staţii este A1C1 şi C1D1. Nota:

1. In punctele C şi D presiunea în conductă nu este egală cu zero şi are o valoare impusă de presiunea de aspiraţie a pompelor. 2. În situaţia rotunjirii în plus a numărului de staţii reieşit din calcul ( no > n ) surplusul de presiune disponibil ( no - n)hs poate fi utilizat pentru mărirea capacităţii de transport.

Dacă se urmăreşte menţinerea capacităţii de transport cerută prin datele staţie şi deci la reamplasarea corespunzătoare a staţiilor. proiectare se poate recurge la reducerea presiunii de refulare la fiecare

51

Fig. 2.6. Amplasarea staţiilor de pompare [5]

Presiunea de refulare a staţiilor de pompare va fi dată de relația: h's 

n n0

hs

(2.50)

Amplasarea staţiilor intermediare rezultă prin construcţia grafică din figura 2.6. 3.

În situaţia rotunjirii în minus a numărului de staţii ( n0 < n) atunci presiunea staţiei este insuficientă pentru a asigura capacitatea de transport a conductei.

Dacă diferenţa de presiune (n - n 0)hs nu este prea mare, reprezentând cel mult 0,2 h s, se poate recurge la creşterea presiunii de refulare a staţiei de pompare şi deci la o reamplasare a acestora. Presiunea de refulare a staţiei va avea valoarea dată de relaţia 2.50. Dacă totuși nu este posibil mărirea presiunii staţiilor din cauza costurilor sau a amplsamentului, se va recurge la micşorarea pantei hidraulice " i" pe o porţiune oarecare a conductei prin montarea unei intercalaţii cu diametrul mai mare sau a unei derivaţii. Lungimea porţiunii de conductă cu pantă hidraulică mai mică ( i1 < i) este dată de relația: nn0 x hs (2.51) ii1

52

2.9 . Metoda grafică de

calcul pentru conductele de transport lichide

Pentru soluţionarea corectă a problemelor practice de proiectare şi de exploatare a conductelor, metoda analitică de calcul a stațiilor de pompare, se completează cu cea grafică. Prin acest lucru se controlează rezultatele obținute prin cele două metode. Metoda grafică este foarte utilă în cazul în care traseul conductei prezintă diferenţe mari de nivel. Pentru o lungime x de conductă (x < l), presiunea este o funcţie liniară de x: P = P1 - g i x + g (z1 - z)

(2.52)

unde:

P şi z sunt presiunea, respectiv cota, la distanţa x de la intrarea în conductă.

Variaţia presiunii în lungul conductei se trasează pe un grafic ce are reprezentat în abscisă lungimea conductei, la o scară convenabil aleasă, iar în ordonată cotele diferitelor puncte de pe traseu (începând cu cel iniţial şi terminând cu cel final), la o altă scară (scările se aleg diferit deoarece înălțimea variază în metri și lungimea în kilometri). În calcule este cunoscută presiunea de sosire P2 (impusă de considerente tehnologice-necesară a se pompa într-un rezervor, într-o instalație de prelucrare sau de ce nu într-o altă stație de pompare), trasarea graficului se realizează astfel : - în continuarea cotei z2 aşipunctului un segment de lungime p2/g, paralel cu axa ordonatelor la aceeaşifinal scarăsecatrasează şi cotele. - separat se construieşte un triunghi dreptunghic „abc” cu catetele paralele cu axele de coordonate şi având unghiul  dintre ipotenuză şi paralela la axa

absciselor dat de relaţia:  arctgiarctg

hp l

(2.53)

Unde: i, hp, l au fost definiţi anterior Lungimile catetelor acestui triunghi sunt arbitrare; pentru uşurarea construcţiei, se fixează lungimea l1 a catetei ab, iar lungimea l2 a catetei ac, se calculează cu relația: l2 nl1tg (2.54) unde: n = raportul dintre scara ordonatelor şi scara absciselor - din B' se duce o paralelă la ipotenuza bc a tringhiului abc.

Intersecţia

acesteia cu axa ordonatelor în punctul A' determină segmentul AA' de lungime

P1/g.

Segmentul de dreapta A'B' reprezintă variaţia presiunii în lungul conductei

(figura nr. 2.7).

53

Figura 2.7 - Conductă cu punct de culme [5]

Notă: 1. Din reprezentarea grafică se observă presiunea maximă la care poate fi operată conducta. De obicei presiunea maximă de pompare nu este și presiunea maximă de operare (Presiunea maximă de operare este presiunea maximă la care conducta poate fi operată-la care se deschis supapele de siguranță, iar presiunea maximă de pompare este presiunea la care pompele sunt reglate). 2. Pomparea se poate asigura cu o presiune astfel aleasă încât dreapta care indică variaţia presiunii să fie tangentă la profilul traseului în punctul N. 3. Din punctul N (punct de culme unde presiunea este egală cu cea atmosferică, lichidul din conducă curge prin cădere liberă (în cazul în care linia presiunii este tangentă în punctul N). Calculul hidraulic se va efectua pentru porţiunea AN de lungime lc (numită lungime de calcul) şi numai în cazul în care condiţiile de exploatare permit. 4. În cazul transportului produselor petroliere cu pierd eri prin evaporare la presiune atmosferică, sau a etanului şi gazolinei, poate apărea separarea gazelor din soluție în cazul curgerii libere și deci se va impune o presiune P2 mai mare, dreapta variaţiei de presiune deplasându-se în sus, paralel cu ea însăşi, până ce trece prin punctul B' (corespunzător raportului P2/g). 5. În situaţia în care dreapta variaţiei presiunii în conductă intersectează profilul traseului conductei (fig. 2.8 ), obţinerea debitului indicat de calculul analitic se poate realiza astfel: - prin mărirea

presiunii iniţiale, ceea ce revine la deplasarea dreptei A'B' paralel cu ea însăşi până ce devine tangentă la profil, - prin micşorarea pantei hidraulice pe o porţiune a conductei la o valoare i0 tg 0 ,i0 i , ceea ce conduce la montarea unei intercalaţii cu diametru mai mare sau la montarea unei derivaţii. Lungimea acestei intercalaţii sau derivaţii se poate determina uşor pe cale grafică după ce se calculează panta i0. Astfel, dacă se duce din punctul A' şi din N 54

câte o paralelă la bc' şi din N o paralelă la A'B' se obţine punctele de intersecţie R şi S.

Prin urmare, între A' şi N, presiunea poate varia fie după dreptele A'R şi RN, fie după dreptele A'S şi SN. Amplasarea intercalaţiei sau derivaţiei de lungimi a'b' sau s'n' (a'b' = s'n') se va face în zona în care presiunea în conductă este mai mică.

Figura 2.8. Determinarea lungimii derivaţiei sau intercalaţiei [5] 2.10 . Pompări

succesive

În cazul pompărilor succesive se vor stabili aranjamentele de segmente în valori caracteristice pentru funcţionarea instalaţiei de

lungul conductei care dau pompare. Se va proceda astfel :

1) Se stabileşte variaţia în lungul conductei a elementelor caracteristice considerând că întreaga conductă este plină cu fiecare din fluidele de transportat. 2) Se stabilesc elementele caracteristice pentru capetele segmentelor conform

fiecărei scheme de succesiune. 3) Se stabilesc elementele caracteristice pent ru întreaga conductă, prin însumare, conform fiecărei scheme de succesiune. Calculele se fac, aplicând - după caz - formulele pentru temperatura constantă sau pentru temperatura variabilă.

55

2.11 . Calculul

termic la transportul prin conductă

2.11.1.Determinarea variaţiei temperaturii în lungul conductei . a) Date de calcul necesare: - d, diametrul interior al conductei, (m), - L, lungimea conductei de transport, (m), 3 - Q, debitul de lichid transportat, (m /s), 3 - , densitatea lichidului la 20°C, (Kg/m ), - , vâscozitatea cinematică a lichidului la 20°C, (m 2/s) , - Tc temperatura de congelare a lichidului, (K), b) Variaţia temperaturii unui lichid în mişcare într-o conductă este

relaţia:

-ax T = T0 + (T1 - ,T(K) 0)e

dată de

(2.55)

unde:

T = temperatura lichidului în conductă, (K); T0 = temperatura mediului unde este amplasată . La adâncimi normale de îngropare a conductelor (1,5 - 2 m), temperatura minimă a solului nu scade niciodată

sub + 2°C; T1 = temperatura iniţială a lichidului în conductă, (K). Această temperatură în practică este limitată de temperatura la care are loc degajarea fracţiilor uşoare din fluid;

x = distanţa la care temperatura fluidului este T, (m); a k d , (m-1) Qc d = diametrul interior al conductei, (m); 3  = densitatea lichidului, (Kg/m ); c = căldura specifică masică a lichidului pompat, (J/kg . K) ; Q = debitul lichidului, (m3/s); k = coeficient global de transfer de căldură, W/m 2K; Mărimea "a" s-a considerat constantă.

(2.56)

Pentru calcule exacte se va ţine cont de variaţiile cu temperatură a distanței x la care temperatura este T se va scrie

termenilor k, c, , , Q. Formula astfel:

T1

1 dT

,  a T (m) T

x

(2.57)

0

T

Relația 2.7 descrie variaţia temperaturii unui lichid și reprezintă legea simplificată a variaţiei temperaturii în lungul conductei, deoarece nu s -a ţinut seama de cantitatea de căldură degajată prin frecare. În general, aceasta cantitatea de căldură ce se pierde prin frecare este mică şi deci poate fi neglijată în calcule. Stabilirea exactă a coeficientului global de transfer termic k, necesită determinări experimentale privind fluidul transportat, materialul tubular, izolaţia conductei şi solurile străbătute. 56

Acestă valoare se poate obține experimental în condiții de laborator. In calculele curente, se pot lua pentru k valorile prezentate in tabelul nr. 2.3, care este în raport cu natura solului.

Tabelul nr. 2.3. Valori pentru coeficientul global de transfer de căldură Natura solului

Kg/m3

1200÷1520 1640÷ 1900

Nisip uscat Nisip umed

Argilă umedă Pământ uscat 1600 Pământ saturat cu

1775

Valori pentru K kcal/m2 x h x °C 1 3 1,25

1 1850

3

umiditate

In calculele orientative se poate stabili o valoarea medie pentru k ţinând seama de lungimea conductei în fiecare categorie de teren. În cazul conductelor lungi care străbat soluri variate se poate lua: K = 2 2 2 2 Kcal/m h °C (1Kcal/m h °C = 1,163 W/m K). c) La pomparea produselor congela bile (ţiţei parafinos) sau cu vâscozitate mare temperatura în punctul final al conductei va trebui să fie mai mare cu 2 - 3 maxim 5°C decât temperatura de congelare a fluidului dacă se transportă un ţiţei congelabil sau decât temperatura admisibilă când se transportă un ţiţei cu vâscozitate la care mare. Temperatura definită ca aceea temperatură vâscozitatea petroluluiadmisibilă are cea maipoate mare fi valoare admisibilă pentru transport. a) Temperatura medie a fluidului în conductă se poate exprima prin relația :

T 2T2 , (K) Tm  1

(2.58)

3

unde:

T1 - temperatura de intrare în conductă T2 - temperatura de ieşire din conductă

Notă: În formulele anterioare densitatea, căldura specifică şi vâscozitatea cinematică se vor determina la valoarea temperaturii medii di n conductă. 2.11.2.Determinarea numărului şi amplasamentului staţiilor de încălzire a) Lungimea pe care este eficace o staţie de încălzire, este dată de T1

le 

1

dT

,  a T(m) T 0

T2

unde:

T1 = temperatura de încălzire, (K) ; T2 = temperatura finală, (K) ; 57

(2.59)

relaţia:

T, To, a = au fost definiţi mai sus.

Dacă se consideră „a” constant, atunci ecuația 2.59 se poate scrie:

1 T T le  ln 1 0 , (m) a T2 T0

(2.60)

Pentru un interval de temperatură [T2, T1] mare se recomandă împărţirea acestuia în subintervale, corespunzând la intervale mici de temperatură . Apoi se determină lungimile de conductă corespunzătoare acestor subintervale, luând în considerare că "a" are valori constante, pe aceste subintervale și deci diferite. Insumarea lungimilor astfel determinate va da distanţa "le" dintre 2 staţii de încălzire succesive. Numărul total de staţii de încălzire necesare este dat de relația: , unde:

n

L (2.61)

le

L = lungimea conductei, m

De obicei, numărul n este un număr fracţionar care trebuie rotunjit la numărul întreg imediat superior. Amplasarea stațiilor de încălzire intermediare se vor construi unde sunt și stațiile de pompare (pentru ca întreținerea și exploatarea să se realizeze cu costuri minime).

Dacă acest lucru nu este posibil se va crește temperatura de încălzire, sau se va trata lichidul de congelare sau modificarea vâscozității pentru apentru putea fiscăderea transportattemperaturii . 2.11.3.Determinarea coeficientului global de transfer termic Coeficientul global de transfer de căldură k din formula modificării căldurii la transportul lichidului prin conducte se poate calcula cu expresia:

1 k



1 1

n

 i 1

D d ln i 2i Di 1



d 2D

(2.62)

În ecuația 2.62 avem: -

1 este coeficientul de transfer de c ăldură de la lichid la peretele interior al

conductei, - i conductivitatea termică a stratului cilindric i (stratul inferior de protecţie, conductei, izolaţia exterioară etc.), - d materialul diametrul interior al conductei, - Di diametrul exterior al stratului i, -  2 coeficientul de transfer de c ăldură de la suprafaţa exterioară a conductei la mediul înconjurător, - D diametrul exterior al conductei.

58

Pentru conductele cu diametru peste 0.5 m, se poate utiliza formula:

1 1   k 1

n

i

 i 1



i

1 2

(2.63)

în care  i este grosimea stratuluii. Coeficientul de transfer de căldură prin convecţie de la lichid la peretele interior al conductei se poate calcula cu ajutorul numerelor lui Prandtl şi Nusselt: d c Pr  , Nu  1 (2.64)   fiind conductivitatea termică a lichidului.



Având în vedere că vâscozitatea dinamică a lichidului

   , căldura

specifică masică c şi conductivitatea termică  , depind de temperatur ă atunci numerele lui Reynolds, Prandtl şi Nusselt sunt funcţie de temperatură. În aceste condiții coeficientul  1 depinde de temperatura la care este calculată. În regim laminar, se poate utiliza formula Sieder - Tate modificată 1 3

  Nu  0.475Re Pr  p   

0.14

(2.65)

în care  şi p reprezintă valorile vâscozităţii lichidului la temperatura din conduct ă respectiv la temperatura peretelui interior al acesteia. 4

În regim turbulent, pentru Re  10 , se va utiliza formula lui E.N. Seider şi I.E. Tate: 1

    p   

0.14

Nu  0.027 Re 0.8 Pr 3  care, pentru 2000  Re  10 Ramm, sub forma:

4

Nu  0.027 Re

se va

0.8

(2.66)

scrie, cu un factor de corecţie introdus de I.

1  Pr 3 

  p   

0.14

 600000  1   Re1.8  

(2.67)

În formule 2.65-2.37, valorile numerelor Re şi Pr se calculează cu valoarea  a vâscozităţii, deci pentru temperatura din conductă. Coeficientul de transfer de c ăldură de la suprafaţa exterioară a conductei la mediul înconjurător în cazul conductelor îngropate, se determină cu ajutorul relației:

2



2 a h02



D2 4

   h2 D 2  h0 D 1  a h02  ln 2  4 02  1   4  D  s D    59

(2.68)

Unde: -  a este coeficientul de transmisie de c ăldură de la suprafaţa solului la atmosferă, -h0 - adâncimea de îngropare a conductei măsurată de la axă, -  s - conductivitatea termic ă a solului.

În cazul în  a are valori mari, deci transferul de căldură de la suprafaţă către atmosferă este intens, iar adâncimea de îngropare

h0  2 , (este suficient de mare ) D

se poate utiliza formula simplificată a lui Ph. Forcheimer: 2

La rândul său



2 s

 2h  h2 Dln 0  4 02  1   D  D  

.

(2.69)

 a are expresia

a

  ac   ar

(2.70)

 6.15  4.18 v a

(2.71)

Unde:

 ac

este coeficientul de transfer de căldură prin convecţie, (care este dependent de viteza va a vântului), iar

 Ts  4  Ta  4   ar  T  T  100    100    s a    1c s

(2.72)

reprezintă coeficientul de transfer de căldură prin radiaţie. -  1 este un coeficient care exprim ă gradul de închidere al culorii solului, are valori cuprinse între 0.6 -0.9 pentru conducte neizolate și pentru conducte izolate valorile sunt cuprinse între 0.043 - 0.93, cs

 5.68

W

(2.73)

m 2K 4

-Ts temperatura suprafeţei solului, -Ta temperatura aerului atmosferic.

În cazul în care conducta este montată deasupra solului, coeficientul de transfer de căldură de la peretele conductei la atmosferă se raportează la diferenţa de temperatură dintre suprafaţa exterioară a conductei şi aerul atmosferic 0.25

Nua  0.25 Re 0a.6 Pra0.38   a    pc   

,

(2.74)

în care indicele a arată că respectivii parametri adimensionali se calculeaz ă la temperatura aerului, iar  pc este vâscozitatea aerului la temperatura peretelui exterior al conductei. 60

Pentru componenta radiativă, se va utiliza relația (2.72 ) în care Ts se va înlocui cu Tpc care este temperatura peretelui exterior al conductei. În intervalul de temperaturi obinuite ale atmosferei, de la 233.16 K p ână la 313.16 K, relația numărului Nua se poate scrie: 0.221 Rea0.6 Nu a  . (2.75) 0.6

a

Atunci când atmosfera este complet liniştită (va=0), componenta convectiv ă se va determina cu

Nua

 mGra Pra 

(2.76)

unde

Gra  este numărul lui Grashof. În expresia numărului

T pc  Ta D 3  a2

g a

(2.77)

lui Grashof, pe lângă mărimile definite mai înainte,  a a aerului, coeficientul de dilatare volumică

mai apare vâscozitatea cinematică

 a al aerului şi acceleraţia gravitaţională g. Pentru conductele magistrale de transport lichide, Gra Pra

 10 5

, m=0.53 şi

=0.25. Pentru determinarea coeficientului de transfer de c ăldură prin convecţie  1 de la lichidul din conductă la peretele interior al conductei trebuie calculat raportul dintre vâscozitatea lichidului la temperatura T din axul conductei şi cea de la peretele interior Tp (  /  p ).Se alege o temperatură Tp
1 T

 T p  k T  T0 

(2.78)

care duce la determinarea temperaturii:

Tp  T 

k 1

T  T0  .

(2.79)

Dacă valoarea temperaturii Tp care se obține din această relație este apropiată de cea admisă iniţial, se alege această valoare. În caz contrar se alege o nouă valoare a temperaturii Tp şi se reia calculul. 2.12. Calcul ul conductelor complexe

Conductele complexe sunt acelea conducte la care caracteristicile

constructive variază în lungul lor. Această variaţie se poate prezenta la conductele de transport lichide sub următoarele forme : - Conducte în serie (conducte alcătuite din segmente de diferite diametre ). 61

-

Conducte în paralel (conducte la care unele segmente sunt înlocuite printr -un număr de fire de diametre diferite montate în paralel -loopinguri). a. Conductă virtuală echivalentă Calculul conductelor complexe, se poate reduce la calculul unei conducte cu

caracteristică unică, dacă înlocuim fiecare segment cu o conductă echivalentă a cărei lungime este determinată astfel încât să dea aceeaşi pierdere de sarcină. Această conductă se va denumi conductă virtuală echivalentă. b. Determinarea lungimii virtuale echivalente pentru două sau mai multe conducte cu diametre diferite

Considerând o conductă reală de diametru dr, celelalte elemente caracteristice fiind r, Lr, Jr, determinarea lungimii virtuale echivalente Lv a conductei virtuale de diametru dv care transportă acelaşi debit, se face cu formula : 5

 dv  r   Lr  dr   y Exprimând debitul sub forma : Lv 

qKd

m



(2.80)

j

n

(2.81)

n

L

lungimea virtuală echivalentă este : m

 dv  n Lv   Lr  dr 

(2.82)

Coeficienţii m şi n depind de regiunea şi caracterul curgerii, ei putând fi aleși din tabelul nr. 2.4:

Tabelul 2.4. Coeficienții m și n Regimul de curgere

Curgere laminară Curgere turbulentă zona frecării netede 1,75 Curgere turbulentă zona frecării rugoase

m 1

n 1

0,25 2

0

c. Determinarea lungimii virtuale echivalente pentru o conductă din elemente de diametre diferite legate în serie Pentru determinarea lungimi virtuale echivalente se alege un diametru virtual

unic şi se determină lungimile virtuale echivalente pentru fiecare segment în parte. Lungimea virtuală echivalentă Lv pentru întreaga conductă, se obţine prin însumarea lungimilor virtuale echivalente a celor i segmente care compun co nducta : 62

n

5

 d  r i  Lv   v     v Lr i  1  d r i   1 n

(2.83)

sau utilizând relaţia n

 dv  m

1



 d    n L  

Lv 

(2.84)

r i



r i

Debitul Q fiind acelaşi pentru toată conducta, putem scrie pentru un tronson oarecare i:

pi

 pi 1 

8   Q 2  .i  2 di

   g  zi 1  zi 

li

5

(2.85)

şi prin însumare obţinem p1  p n 1

8  Q 2 2



n

.i

i 1

i

d

   g z n 1  z1  ,

l

5 i

(2.86)

respectiv

Q



2g

4

p1  p n 1 g n

 z n 1  z1



.i

i 1

di

,

(2.87)

l 5 i

Se poate defini o conductă simplă echivalentă cu conducta în serie care transportă acelaşi debit Q sub aceeaşi diferenţă de presiune p1-pn+1.

p1  p n 1



8   Q 2 .e  2de

le

5

   g  z n 1  z1  ,

(2.88)

unde n

l e   li ,

(2.89)

i 1

iar de şi e reprezintă diametrul conductei echivalente. De asemeni putem scrie: n

li  .i

d

5

i 1



i

le  .e de

5

,

(2.90)

Din relația 2.90 se poate calcula diametrul conductei echivalente dacă se cunoaşte regimul de curgere pentru a se putea introduce expresia corespunzătoare a coeficientului de rezistenţă e. Pentru un tronson oarecare i, avem:

h pi



Q2 ki

2

li , h pi



63

pi

 pi 1  zi  zi 1 g

(2.91)

Prin însumare se obține:

hp  Q 2

n

li

i 1

i

k

,

(2.92)

p1  pn 1  z1  zn 1 g

(2.93)

2

adică hp 

d. Determinarea lungimii virtuale echivalente pentru un fascicol de conducte în paralel

Lungimea virtuală echivalentă Lv, pentru un fascicol din "i" conducte de reale L1, L 2, ......L i prin care trece debitul total q,

diametrele d1, d 2 .... d i şi lungimile se poate calcula cu relaţia :

dv

m

m

Lv

i d   i  n n 1

Li 

(2.85)

Soluţia finală se obţine prin încercări repetate, alegând arbitrar valoarea lui dv . e. Conducte complexe : porţiuni alcătuite din elemente de diferite diametre montate în serie şi porţiuni alcătuite dintr -un fascicol de conducte montate în paralel

Lungimea echivalentă pentru întreaga conductă se obţine din însumarea lungimilor echivalente pentru fiecare sistem de conductă. Notând cu Qi debitul pe una din cele n conducte (i=1, 2, 3, ..., n), debitul total al sistemului are expresia

Q

n

Q .

(2.86)

i

i 1

Pentru fiecare conductă se poate scrie: 2

p1  p 2 

8   Qi  .i 2

5

li    g  z 2  z1  ,

(2.87)

 di

presiunile p1 şi p2 ca şi cotele z1 şi z2 fiind aceleaşi pentru toate conductele.

Din această relație se obține ecuația debitului: p1  p2  z 2  z1  g 5 Qi  2g di 4 .i li 64

(2.88)

şi prin urmare: Q



4

5  p1  p2  n di  z 2  z1    g  i 1 .i  li

2 g 

,

(2.89)

respectiv

p1  p2 

8   Qi

2

 n d5  i   2 i 1   .i li 

2

   g z2  z1  ,

(2.90)

Atunci când lungimile li şi diametrele interioare di ale celor n conducte sunt date şi se cunoaşte debitul total Q, necunoscutele sunt cele n debite par ţiale Qi şi una dintre presiunile p1 şi p2, cealaltă fiind fixată.

În cazul în care amândouă presiunile sunt date, necunoscutele problemei devin cele n debite parţiale Qi şi debitul total Q. În ambele situaţii, numărul necunoscutelor este deci n+1 şi coincide cu numărul ecuaţiilor deoarece ecuaţia (2.89) se scrie de n ori şi se adaugă ecuaţia (2.90). O soluţie mai simplă a problemei se poate ob ţine atunci când se admite că în toate cele n conducte regimul de mi şcare este turbulent rugos, coeficienţii de rezistenţă i fiind calculaţi cu uşurinţă deoarece depind numai de rugozitatea

relativă.

Dar regimul

de mişcare în fiecare conductă nu poate fi stabilit corect decât

numai Deoarece după ce sevaloarea calculează numărul lui Reynolds corespunzător. acestuia depinde de debi t, problema este nedeterminată. Soluţia corectă se va determina prin încercări, presupunând regimul de mişcare din fiecare conductă, fapt c e permite să se introducă în formule expresia corespunzătoare pentru coeficientul de rezistenţă i. După ce debit ele Qi au fost calculate pe această cale, se verifică dacă regimul de mişcare a fost ales corespunzător şi în caz contrar se reia calculul f.Conducte cu ramificaţii (colectoare sau distribuitoare) Conductele cu ramificaţii sunt acele conducte în serie alcătuite din tronsoane la care nu se schimb ă numai lungimea şi diametrul interior ci şi debitul. La intrarea în fiecare tronson debitul cre şte în cazul unei conducte colectoare sau scade în cazul unei conducte distribuitoare. Pentru un tronson oarecare i (i = 1, 2, ..., n) se poate scrie relația:

pi

 pi 1 

8   Qi2 .i li  2 d i5

   g zi 1  zi  ,

(2.91)

şi însumând obţinem: p1  pn 1



8 2

Qi2  .i li d i5 i 1 n



65

   g z n 1  z1  .

(2.92)

Atunci când se cunoaşte presiunea p1, presiunea la sfârşitul unui tronson

oarecare m rezultă:

p1  pm 1 

8 

2

Qi2 .i li    g z m 1  z1  , d i5 i 1 m



(2.93)

iar dacă se cunoaşte presiunea pn+1, putem scrie:

p m1  p n 1 

8

2

n

Qi2 .i

i 1

d i5



li    g z n 1  z m1  .

(2.94)

Dacă pentru fiecare tronson se cunoaşte lungimea, diametrul interior şi debitul, calculul căderii totale de presiune sau al presiunilor din punctele de ramificaţie se poate calcula simplu. Atunci când conducta are un diametru interior constant d, putem scrie:

p1  p n 1



8g  2d 5

n

 Q . l    g  z 2 i

i i

n 1

 z1  ,

(2.95)

i 1

În practică se cunoaște lungimile tronsoanelor şi debitele respective, diametrele putând fi alese. Atunci când debitul variază mult de la un tronson la altul, din motive economice nu se va alege un diametru constant. Dacă debitul creşte de la un tronson la altul se va alege să crească şi diametrele (cazul conductelor colectoare). Atunci când debitul scade se va alege să se reducă și diametrele (cazul conductelor distribuitoare). Considerând diferenţa totală de presiune p1-pn+1 dată, pentru tronsonul oarecare i putem scrie relația: pi

 pi 1



li n

unde l

  li

p1  pn 1 , l

(2.96)

este lungimea totală a conductei.

i 1

Presiunea dintr-un punct oarecare m are expresia:

pm

 p1 

p1  pn1 l

m 1

l ,

(2.97)

i

i 1

sau

p

p m

Dacă sunt



p1  p n1

n

l

im i

n 1

l .

(2.98)

 calculate presiunile în toate punctele de ramifica ţie putem scrie:

 pi 1    g zi  zi 1  . (2.99) d 8  Qi2 li Presupunem un regim de mişcare î n tronsonul respectiv apoi introducem formula corespunzătoare pentru coeficientul de rezistenţă i şi apoi vom determina  .i 5 i



 2  pi

66

și diametrul interior di .

Cu acest diametru vom verifica regimul de mişcare şi dacă acesta nu a fost ales în mod corespunzător se reface calculul. 2.13. Det ermi nar ea parame tri lor optimi ai conducte lor

În proiectarea unei conducte de transport fluide prin tema de proiectare sunt cunoscute caracteristicile lichidului, debitul necesar a fi transportat, traseul conductei, lungimea conductei şi presiunea finală. Alegerea diametrului conductei este necesară a fi aleasă astfel încât costurile de construire și exploatare să fie cât mai optime.

Este necesar a se determina diametrul interior al conductei, grosimea peretelui

conductei, presiunea de pompare, numărul de stații de pompate precum și numărul de pompe active din fiecare stație de pompare. Determinarea parametrilor optimi se poate realiza prin mai multe metode de

optimizare, două dintre ele fiind prezentate mai jos. 2.13.1. Metoda comparaţiei variantelor

Metoda comparației variabilelor constă în alegerea variantelor posibile de conducte, care se diferențiază între ele prin modificarea diametrului interior. Pentru fiecare diametru interior se efectuează un calcul complet, determinându-se: conductei, -- grosimea presiunea peretelui de pompare, -numărul stațiilor de pompare, -numărul pompelor active. După ce s-au calculat pentru fiecare diametru începând de la diametrul cel mai mic la cel mai mare d1,d2, … , dm se află valoarea costurilor anuale.

Ca

 A I  E ,

(2.100)

în care : - I reprezintă costul investiţiei, - A – un coeficient de amortizare anuală a acesteia, - E – cheltuielile anuale de exploatare. Costul investiţiei I poate fi scris sub forma: I  a l  b n

(2.101)

În care: -

a este costul unităţii de lungime de conducta, b costul unei staţii de pompare, - l reprezintă lungimea conductei, n numărul de staţii de pompare. Cheltuielile anuale de exploatare E [lei/an], pot fi scrise astfel: E  Ac  As  Rc  Rs  C s ,

67

(2.102)

-

Unde: Ac este amortizarea conductei (lei/an), As – amortizarea staţiilor de pompare (lei/an), Rc – reparaţii curente ale conductei (lei/an), Rs – reparaţii curente ale staţiilor de pompare (lei/an), Cs reprezintă cheltuielile totale anuale cu staţiile de pompare (lei/an).

Unele dintre aceste cheltuieli depind de para metrii conductei, iar altele nu și pentru fiecare din cele n variante se calculează costurilor anuale şi se alege varianta care conduce la cea mai mic ă valoare a acestora. În cazul în care două sau mai multe variante sunt foarte apropiate din acest punct de vedere, alegerea se poate face pe baza unui alt criteriu (consumul cel mai mic de energie sau consumul cel mai mic de metal).

Într-o altă variantă a acestei metode, putem considera separat cheltuielile de investiţie pentru cele n diametre şi cheltuielile de exploatare. Apoi alegem cele mai mici cheltuieli

de

investiţie

I i , cheltuielile de

exploatare corespunzătoare fiind Ei . Apoi se alege cele mai mici cheltuieli de exploatare anuale notată cu E j și se

determină cheltuielile corespunzătoare de investiţie I j Având în vedere că I j  I i şi Ei  E j se vor calcula diferenţele: al căror raport

I  I j  I i ; E  Ei  E j , I t E

(2.103)

(2.104)

este timpul, (exprimat

în ani ), în care excesul de cheltuieli de investiţie pe care îl comportă alegerea varintei j este co mpensat prin economia la cheltuielile de exploatare.

Dacă acest timp este de 5 sau 6 ani se alege acestă variantă, deoarece conducta va funcţiona în continuare cu cheltuielile de exploatare cele mai mici. În caz contrar, se alege acea variantă care asigură cele mai mici cheltuieli de investiţie. Într-o altă variantă se calculează pentru cele n diametre costul conductei propriu-zise Ci ( i =1,2,…,n), costul staţiilor de pompare Si ( i =1,2,..,n) şi cheltuielile anuale de exploatare Ei (i =1,2,…,n). În fiecare dintre aceste trei şiruri de valori va apărea câte o valoare maximă, notată cu Cmax , Smax , respectiv Emax. Cu ajutorul acestora, se calculează coeficienţii: Cn C1 C2 c1  , c2  , ....... , c n  , (2.105) C max C max C max 68

s1



e1



S1

, s2

S max E1 E max



, e2

S2 S max



, ....... , s n

E2 E max



, ....... , en

Sn S max



,

En E max

(2.106)

.

(2.107)

Apoi se atribuie cheltuielilor considerate ponderile pc, ps, pe , determinate

pe baza datelor existente de la diferite conducte construite, astfel ca să se obţină pc  p s  pe  1 . (2.108) Cu ajutorul acestor ponderi se calculează coeficienţii hi  pc ci  p s si  pe ei (i  1,2,...., n) , (2.109) cel mai mic dintre aceştia corespunzând variantei optime din punct de vedere economic.

În cazul în care doi sau mai mulţi coeficienţi au valori egale, alegerea se efectuază pe baza unor criterii de genul celor amintite mai înainte. 2.13.2 Metoda analitică Se determină costurilor reduse (anuale) şi se exprimă fiecare din cei doi termeni în funcţie de parametrii ce urmează a fi optimizaţi. Ca  AI (d , p, n,  )  E (d , p, n,  ) . (2.110) Cheltuielile de investiţie sau de exploatare care nu depind de diametrul interior al conductei, de presiunea de pompare p de numărul n de staţii de pompare şi de grosimea  a peretelui conductei nu sunt luate în considerare în această analiză. Parametrii d, p şi n pot fi exprimați prin relația: n p  gil  g ( z 2  z1 )  p2 , (2.111)

p fiind presiunea de pompare ps.

În acest caz:

f ( d , p, n)  0 ,

(2.112)

deoarece panta hidraulică i depinde numai de diametru atunci când debitul Q este fixat. Grosimea  a peretelui conductei este legată de presiune a de pompare şi de diametru printr-o relație. Minimul funcţiei (2.112) se obţine aplicând metoda multiplicato rului lui

Lagrange, adică formând funcţia

  Ca   f

(2.113)

şi apoi se calculează derivatele parţiale ale acest eia în raport cu d, p şi n,  fiind considerat constant.

Rezolvarea simultană a ecuaţiilor

   0 , 0 , 0 d p n

(2.114)

şi a ecuaţiilor de legătură duce la determinarea valorilor optime ale parametrilor 69

conductei.

Metoda analitică oferă unele indicaţii utile asupra influenţei reciproce a parametriilor conductei. O dată cu creşterea

debitului, presiunea optimă de pompare se micşorează, numărul staţiilor de pompare creşte, iar diametrul interior optim se măreşte. În cazul în care creşte presiunea de pompare, scade diametrul interior al conductei şi numărul staţiilor de pompare. De asemenea mărirea diametrului interior duce la micşorarea presiunii şi la scăderea numărului de staţii de pompare. În expresia pantei hidraulice mai intervine şi vâscozitatea lichidului transporta. În cazul în care coeficientul de rezistenţă  depinde de numărul lui Reynoldsse constata că, la o creştere a vâscozitaţii corespunde o marire a diametrului interior şi a numarului de staţii de pompare, respectiv o micşorare a presiunii de pompare.

70

Capi tolu l 3. Calcul ul mecanic al conducte lor de tr ansport l ichi de Conductele de transport fluide sunt supuse în timpul unui ciclu de viaţă la un număr de încărcări. Aceste încărcări pot fi una sau o combinaţie din următoarele tipuri: - presiune internă sau/şi externă; -

temperatura;

greutatea conductei şi a conţinutului său; încărcări climatice; efectele dinamice ale fluidului;

mişcările solului şi a fundaţiilor; vibraţii; seisme. 3.1. Calcul ul conductei l a soli citar i compuse

Solicitări care trebuie luate în considerare la proiectarea unui sistem de conducte sunt următoarele: 3.1.1. Solicitări funcţionale sunt cele la care este supusă conducta sau sistemul de Acest de solicitări conducte în tip timpul funcţionării datorate presiunii şi temperaturii fluidului din conductă în timpul pompării și staționării acestuia . 3.1.2.Solicitări dinamice

Acest tip de solicitări sunt datorate valurilor, vântului, curenţilor de ape, cutremure, tasări sau prăbuşiri de teren și vibraţii. Ele vor fi calculate ţinându-se cont de evenimentele înregistrate în perioada dinaintea proiectării corespunzătoare, fazelor de montaj şi exploatare. 3.1.3.

Solicitări datorate greutăţii

Acest tip de solicitări se împart în două categorii: - solicitări “active” (mobile) care pot proveni din greutatea lichidului transportat – a gheţii şi a zăpezii; solicitări "moarte" care provin

din greutatea ţevii şi a celorlalte componente, a izolaţiei, a altor elemente nesprijinite dar solidare cu conducta. -

71

3.1.4. Definirea sarcinilor la care este supusă o

conductă

Solicitarile care apar asupra conductelor se pot clasifica ( funcţie de natura şi efectele lor), în: a) solicitări permanente; b) solicitări temporare; c) solicitări exceptionale. Solicitari permanente sunt: a) greutatea proprie a conductei; b) presiunea interioară a fluidului; c) presiunea exterioară a solului. Solicitări temporare vor fi: a) încărcarile exterioare la traversarile aeriene datorită greutăţii b)

zăpezii, a chiciurii, presiunii vântului, etc.; încarcarile exterioare la conductele subterane datorită greutăţii

mijloacelor de transport; c) probele de presiune; d) dilatarea sau contracţia conductei datorită temperaturilor inegale existente pe anumite portiuni. Solicitari excepţionale se datorează: b) mişcărilor seismice; c) inundaţiilor; d) șocului asupra conductelor datorită unor evenimente neprevăzute Tensiunea (tunete, (efortul)explozii, maximăetc.). care apare în conductă în urma solicitărilor compuse nu trebuie să depasească tensiunea admisibilă corespunzatoare încadrarii în clasa de locaţie. Pentru calculul de rezistenţă al sistemului de conducte, sarcinile vor fi clasificate astfel: -

funcţionale; de mediu;

de construcţie; accidentale.

3.1.5. Sarcini funcţionale

a. Clasificare Sarcinile care apar din folosirea unui sistem reziduale din alte surse sunt clasificate drept funcţionale.

de conducte şi sarcinile Greutatea conductei, inclusiv componentele şi fluidul şi sarcinile datorate presiunii şi temperaturii sunt sarcini funcţionale care apar din folosirea planificată a sistemului.

Tensionarea preliminară, sarcinile reziduale de la instalare, stratul superior de sol, presiunea hidrostatică exterioară, tasarea şi sedimentarea diferenţială, umflarea datorită gerului şi depunerile din dezgheţ şi sarcinile susţinute de la 72

depuneri de gheaţă surse.

(zăpadă) sunt exemple de sarcini funcţionale ce provind din alte

Forţele de reacţie la suporturi de la sarcinile funcţionale şi sarcinile datorate dislocuirilor susţinute, rotirilor suporturilor sau impactul datorat schimbărilor în direcţia curgerii sunt de asemenea funcţionale. b. Presiunea internă de calcul

Presiunea internă de calcul în orice punct al sistemului de conducte va fi egală sau mai mare decât presiunea maximă admisibilă de operare - MAOP. Presiunile datorate presiunii statice ale fluidului, rezultate din configuraţia terenului vor fi luate în considerare. Presiunile incidentale în timpul condiţiilor tranzitorii în exces faţă de presiunea maximă admisibilă de operare sunt admise cu condiţia ca, ele să aibă frecvenţa şi durata limitate, iar MAOP să nu fie depăşită, cu mai mult de 10 %. Presiunile cauzate de undele de şoc, de avarierea echipamentelor de control a presiunii şi de presiunile cumulative din timpul activării mai multor dispozitivele de protecţie a suprapresiunii în acelaşi timp, sunt exemple de presiuni incidentale. Presiunile cauzate prin încălzirea fluidului static blocat în interior sunt de asemenea presiuni incidentale, cu condiţia ca blocarea în interior să nu fie o activitate obişnuită de operare. c. Temperatura

Domeniul temperaturilor fluidelor în timpul operării normale şi stărilor anticipate de golire vor fi luate în considerare, la determinarea sarcinilor produse de temperatură. d.

Sarcini de mediu

Sarcinile care apar de la mediu vor fi clasificate ca sar cini de mediu, în afară de cazurile în care ele trebuie luate în considerare drept funcţionale sau din cauza probabilităţii mici de producere, drept accicentale. Sarcinile de la valuri, curenţi, maree, vânt, zăpadă, gheaţă, cutremur, trafic, pescuit şi minerit sunt exemple de sarcini de mediu. Sarcinile de la vibraţiile echipamentelor şi deplasările cauzate de structuri sunt de asemenea exemple de sarcini de mediu.

e. Sarcini hidrodinamice Sarcinile hidrodinamice se vor calcula pentru faza operare.

de construcţie şi faza de

De asemeni se va efectua și un calcul de repetare a sarcinilor hidrodinamice. Perioada de repetare pentru faza de construcţie trebuie aleasă pe baza duratei planificate a construcţiei (a anotimpului şi a consecinţelor depăşirii sarcinilor asociate). 73

Perioada de repetare din proiect pentru faza normală de operare nu trebuie să fie mai mică de trei ori decât durata de viaţă din proiect a sistem ului de conducte sau 100 de ani, luând în considerare perioada cea mai scurtă. Probabilitatea combinată de producere ca mărime şi direcţie a vânturilor extreme, valurilor, curenţilor, depunerile de ghiaţă trebuie luată în considerare la determinarea sarcinilor hidrodinamice.

f.

Cutremurele

În cazul cutremurilor se vor studia efectele date de direcţia, magnitudinea şi acceleraţia deplasărilor faliei. De asemenea se va analiza: -flexibilitatea conductei pentru a se adapta deplasărilor în cazul proiectat; -proprietăţile mecanice ale ţevii, în condiţiile presiunii de operare a conductei; -calculul pentru atenuarea solicitărilor conductei în timpul deplasării cauzate

de proprietăţile solului pentru traversări îngropate şi efectele inerţiale pentru traversări aeriene ale faliei; -efectele induse (lichefiere, alunecări de teren); -ameliorarea expunerii zonei înconjurătoare la fluidele din conductă.

g. Sarcini de la sol şi de la gheaţă La calculul sarcinilor datorate

solului se va avea grijă se se studieze efectul

de nisip si studia avansarea nisipului. mişcăriiDedunelor asemenea se vor și efectele datorate gheţei și anume: - gheaţa de pe conducte sau structurile de sprijin; - eroziunea gheţii pe fund; - deplasarea liberă a gheţii; - forţele de impact datorate dezgheţării gheţei; - forţele cauzate expansiunii gheţei; - sarcini hidrodinamice mai mari datorate zonei expuse mărite; - efectele adăugate de la vibraţia posibilă datorate difuzării vârtejului.

h. Sarcinile datorate traficul rutier şi feroviar Frecvenţa şi sarcinile axiale maxime vor fi stabilite cu autorităţile de trafic corespunzătoare şi cu recunoaşterea dezvoltărilor industriale, comerciale şi rezidenţiale existente şi prevăzute.

i.

Pescuitul

Sarcinile şi frecvenţa de la activităţile de pescuit se vor stabili pe baza tehnicilor de pescuit aplicate.

74

j.

Mineritul

Se vor lua în considerare sarcinile cauzate de vibraţiile solului în urma folosirii de explozivi. Sarcinile de la tasarea determinată de activităţile mineritului vor fi clasificate ca funcţionale. k. Sarcini de construcţie

Sarcinile necesare pentru instalarea şi încercarea la presiune a sistemului de conducte vor fi clasificate drept sarcini de construcţie. Efectul comportamentului dinamic al instalării vaselor şi echipamentelor va fi luat în considerare acolo unde este cazul. Instalarea cuprinde manipularea, depozitarea, transportul construcţia şi probele.

Creşterile de presiune exterioară în timpul cimentării sub presiune sau descreşterile de presiune interioară în timpul uscării în vid dau, deasemenea, naştere la sarcini de construcţie l.

Sarcini accidentale

Sarcinile impuse pe conductă în condiţii neplanificate dar plauzibile vor fi luate în considerare drept accidentale. Probabilitatea producerii şi consecinţa probabilă dacă a unei sarcini trebuie accidentale trebuie luatesarcina în considerare atunci când se stabileşte o conductă proiectată pentru accidentală. Exemple de sarcini accidentale sunt cele care apar de la incendiu, explozie,

decompresiune bruscă, obiecte în cădere, stări tranzitorii în timpul alunecărilor de teren, echipamentele a terţe părţi (cum ar fi excavatoare sau ancore de navă), absenţa energiei pentru echipamentele de construcţie şi ciocnirile. m. Combinarea sarcinilor La calcularea eforturilor echivalente sau a tensiunilor, se va lua în considerare combinaţia cea mai nefavorabilă a sarcinilor funcţionale, de mediu, de construcţie sau accidentale care pot fi prevăzute că se vor produce simultan. Dacă filozofia de operare este astfel încât operă rile se vor reduce sau întrerupe în condiţii aspre de mediu, următoarele combinaţii de sarcini vor fi luate în considerare pentru operări: -

sarcini de mediu din proiect plus sarcinile funcţionale reduse corespunzătoare; sarcinile funcţionale din proiect şi sarcinile maxime coincidentale de mediu.

În afară de cazul în care se aşteaptă ca ele să se producă împreună, nu este necesar să se ia în considerare o combinaţie a sarcinilor accidentale sau a sarcinilor accidentale în combinaţie cu sarcini extreme de m ediu. 75

3.2.

Cerinţe privind rezistenţa c ondu ctelor

3.2.1.Calcularea eforturilor

În analiza eforturilor se vor calcula: 1. Efortul datorat presiunii fluidului; 2. Alte eforturi.

Eforturile tangenţiale, longitudinale, axiale şi echivalente se vor calcula ţinând cont de eforturile de la toate sarcinile funcţionale, de mediu şi de construcţie, relevante.

Sarcinile accidentale vor fi deasemenea luate în considerare. Se va lua în considerare importanţa tuturor părţilor conductei şi a tuturor limitărilor, cum ar fi suporturi, ghidaje şi fricţiune. Când se efectuează calcule de flexibilitate, se vor lua în considerare deplasările liniare şi unghiulare ale echipamentelor la care s-a ataşat conducta. Calculele vor ţine cont de flexibilitate şi factorii de concentrare a eforturilor componentelor, altele decât ţeava dreaptă netedă. Calculele de flexibilitate se vor baza pe dimensiunile nominale şi modulul de elasticitate la limitele temperaturii de calcul.

Eforturile echivalente se vor calcula folosind ecuaţia lui von Mises astfel: 2

2

2 1/2

eq = (hp + L - hp . L + 3.ax )

(3.1)

unde: eq - efortul echivalent; hp - efortul tangential,

circumferenţial, efortul datorat presiunii

fluidului; L - efortul longitudinal; ax - efortul axial, de forfecare. Eforturile echivalente se pot baza pe valorile nominale ale

diametrului şi grosimilor de perete. Eforturile axiale pot fi neglijate când sunt nesemnificative. 3.2.2.Criterii de rezistenţă

Conductele vor fi verificate pentru următoarele aspecte de avarie mecanică şi deformaţii: - elasticitate excesivă; -

flambaj;

-

oboseală; ovalitate excesivă.

76

a.Elasticitate, flexibilitate, fluaj

Efortul echivalent maxim nu va depăşi: eq  Feq x σc

(3.2)

unde: Feq este

coeficientul de calculare a efortului echivalent ce urmează a fi obţinut din Tabelul 3.1. Tabelul 3.1. Coeficienţii Feq de calculare a efortului echivalent COMBINAREA SARCINILOR

De construcţie şi de mediu Funcţionale şi de mediu Funcţionale, de mediu şi sarcini accidentale

Feq

1,00 0,90 1,00

Criteriul pentru efortul echivalent poate fi înlocuit cu un criteriu admisibil de tensiune unde: -configuraţia conductei este controlată de deformările impuse sau de deplasări; -deplasările posibile de conductă sunt limitate de restricţiile geometrice înainte

de a depăşi tensiunea admisibilă. Pentru conductele aflate în funcţiune se poate folos i un criteriu de tensiune admisibilă după cum urmează: -Deformări de conductă de la deplasarea neciclică previzibilă a suporturilor, solului sau fundului mării, cum ar fi deplasarea faliilor de -a lungul conductei sau tasarea diferenţială; -Deformări neciclice acolo unde conducta va fi sprijinită înainte de a depăşi tensiunea admisibilă, cum ar fi în cazul unei conducte marine care nu este sprijinită permanent, dar cu lăsarea în jos limitată de fundul mării; -Sarcini funcţionale ciclice cu condiţia ca def ormarea plastică să aibă loc numai atunci când conducta este ridicată prima dată „în cel mai rău caz de” combinaţie a sarcinilor funcţionale şi nu în timpul ciclurilor ulterioare ale acestor sarcini. Rezistenţa admisibilă se va determina luând în considerare rezistenţa la curgere a materialului, imperfecţiunile de sudură şi experienţa tehnică în aprecierea rezistenţei admisibile. Posibilitatea localizarii tensiunilor, cum ar fi la curbarea conductelor

căptuşite cu beton, se va lua in considerare. b.Curbarea/Flambajul

Se vor lua în considerare următoarele aspecte de curbare/flambaj: - Flambajul local al ţevii din cauza presiunii exterioare, tensiunii sau compresiunii axiale, curbării şi torsiunii sau o combinaţie a acestor sarcini; 77

Propagarea îndoiturii; Flambajul limitat al ţevii din cauza forţelor axiale de compresiune produse de temperaturile şi presiunile mari de operare. Flambajul limitat al ţevii poate lua forma şerpuirii orizontale pentru conductele neîngropate sau a ridicării verticale a conductelor aşezate în şanţ sau îngropate. -

c.Oboseala

Analizele de oboseală se vor efectua pe tronsoanele şi componentele de conductă care pot fi supuse la oboseală de la sarcinile ciclice pentru a: - demonstra că nu va avea loc iniţierea fisurării; - defini cerinţele pentru inspecţia pentru oboseală. Analizele de oboseală vor include o prevedere a ciclurilor de sarcină în timpul construcţiei şi operării şi transformării ciclurilor de sarcină în efort nominal sau cicluri de tensiune. Efectul eforturilor medii,

mediul intern (de funcţionare) mediul extern, pretensionarea plastică şi viteza de punere sub sarcina ciclică vor fi luate în considerare la determinarea rezistenţei la oboseală. Alegerea coeficienţilor de siguranţă va avea în vedere imprecizia inerentă a prevederilor de rezistenţă la oboseală şi accesul pentru inspectarea deteriorării din cauza oboselii . Poate fi necesar a se monitoriza parametri care cauzează oboseala şi prin urmare a se controla deteriorarea posibilă din cauza oboselii. d.Ovalitatea

Trebuie evitată ovalitatea sau abaterea de la forma circulară, care poate produce flambajul sau împiedicarea operaţiunilor de godevilare. e.Conducte cu restricţii de operare Efortul net unitar longitudinal de compresiune L determinat de efectele

combinate ale creşterii temperaturii şi presiunii lichidului se calculează cu relaţia:  L  E T2 T1   p  a (3.3) unde: L = efortul net unitar longitudinal de compresiune, N/cm 2 p = efortul unitar efectiv de presiune, N/cm2 a = = temperatura efortul unitarînadmisibil momentul instalării, °C T 1 T2 = temperatura maximă sau minimă în timpul exploatării, °C E = modul de elasticitate, N/cm2  = coeficientul linear de expansiune termică, m/m°C  = coeficientul lui Poisson = 0,3

78

Pentru acele porţiuni de conducte montate aerian cu restricţii, prevăzute cu suporţi, eforturile longitudinale luate în considerare vor include şi solicitarea la încovoiere. f.Conducte fără restricţii de expansiune termică

Eforturile unitare determinate de expansiunea termică în acele porţiuni de conductă neprevăzute cu restricţii axiale geometrice - suporţi, se determină cu relaţia: E

unde:

i2

 4

t2

(3.4)

 a

2

i = efortul unitar încovoietor, N/mm t = efortul unitar de torsiune, N/mm 2

i  t unde:



ii Mii0 Mo z

Mc 2z

, N / mm

, N / mm

2

(3.5)

2

Mi = momentul de încovoiere în planul elementului, N mm Mo = momentul de încovoiere extraplan, N mm Mt = momentul de torsiune, N mm z = modulul de rezistenţă, mm

ii = factor de intensificare 3.2 şi 3.3; a eforturilor de încovoiere conform Tabelul i0 = factorul de intensificare a eforturilor în afara conform tabelul 3.2 și 3.3.

în planul elementului, planului elementului,

Tabelul nr. 3.2 Factorul de intensificare a eforturilor DESERVIRE

FACTORUL DE FLEXIBILITATE

IMBINARE PRIN SUDURĂ, REDUCŢII, FLĂNSI CU GÂT PENTRU SUDAT FLĂNSI PLATE SUDATE LA INTERIOR ŞI

1

FACTORUL DE INTENSIFICARE A EFORTURILOR 1,0

1

1,2

1

1,3

EXTERIOR

FLĂNSI CU PRAG PENTRU SUDURA (SOCKET WELDING) 1 FLANSĂ LIBERĂ PE TEAVĂ 1 FLANŞE FILETATE TEAVĂ CUTATĂ CURBE CUTATE 5

1,6 2,3 2,5

79

Tabelul 3.3. Factorul de intensificare

80

Valoarea maximă calculată pentru efortul unitar determinat de expansiunea termică E (expansiune considerată 100% şi valoarea modulului de elasticitate pentru temperatura ambiantă) fără a lua în considerare efortul unitar determinat de presiune, nu va depăşi valoarea a calculată pentru Fh = 0,55.

3.3. Cerinţe privind stabilitatea Conductele trebuie proiectate astfel încât să împiedice deplasarea orizontală şi verticală. De asemenea vor fi proiectate cu flexibilitate suficientă pentru a permite deplasările prevăzute în limita criteriilor de rezistenţă ale acestelor prescripţii. Factorii care trebuie luaţi în considerare pentru stabilitate conductelor includ: -

-

Sarcinile hidrodinamice (presiunea interioară, solicitările determinate de greutatea proprie a conductei şi a mediului de lucru sau probă, solicitările determinate de expansiunea termică a conductelor) şi de la vânt; Forţele axiale de compresiune la curbele conductelor şi forţele laterale la racordurile de derivaţie; Devierea laterală din cauza sarcinilor axiale de compresiune din conducte; Expunerea din cauza eroziunii generale sau

erodarea locală; Condiţiile geotehnice inclusiv instabilitatea solului din cauza, de exemplu, a activităţii seismice, dislocării pantelor, umflării terenului

datorită tasării de la dezgheţ şi nivelul apelor subterane; Metodeleîngheţului, de construcţie; - Tehnicile de introducere in şanţ şi de umplere a şanţului. Calculele de stabilire a solicitărilor determinate de expansiunea termică şi a momentelor în suporţi şi echipament: pompe, instalaţii de măsură, schimbătoare de căldură etc. vor lua în considerare diferenţa de temperatură din momentul montajului şi maximul valorii pentru temperatura anticipată în exploatare (valoarea cea mai -

mare).

Aceste solicitări vor fi menţinute în limite de siguranţă. Conducta nu trebuie mutată de la poziţia de instalare iniţială cu mai mult de distanţa admisibilă definită în codul de proiectare principal. Distanţa admisibilă definită cu care conducta poate fi deplasată la o locaţie dată depinde de urmatorii factori: - capacitatea de deformare a conductei; - capacitatea de deformare a acoperirii sau căptuşelii conductei;

dispozitivele de fixare ale conductei (suporţi, ancore, etc.); distanţe de separare care trebuie păstrate între conductă şi alte obiecte. O atenţie specială trebuie acordată cerinţelor de stabilitate a conductei la traversări de drumuri, râuri, altele. În zonele acoperite cu apă sau zonele expuse la inundare, trebuie luat în considerare efectul sarcinilor hidrostatice şi hidrodinamice asupra stabilităţii -

conductei. 81

Conducta trebuie sa fie stabilă sub solicitari hidrostatice şi hidrodinamice în decursul duratei sale de viaţă proiectate, inclusiv în condiţiile de instalare. Observaţii suplimentare privind stabilitatea se pot aplica în cazuri speciale cum ar fi dacă solul este expus lichefierii sau dacă este instabil din alte motive cum ar fi seisme sau alunecari de teren.

Dacă se cere, stabilitatea conductei poate fi îmbunătăţită prin mijloace precum alegerea greutăţii conductei, ancorare, controlul materialului de umplutură, stratul superior al solului, înlocuirea solului, drenaj şi izolare pentru a evita umflarea datorită îngheţului. Măsurile posibile de îmbunătăţire a stabilităţii pentru conductele care subtraverseaza ape sau mlaştini sunt alegerea greutăţii conductei, săparea de şanţuri, îngroparea (inclusiv autoîngroparea), bascularea de pietriş sau piatră, ancorarea şi instalarea de perne şi saltele de suport. 3.4.

Calculul conductelor la presiune interioară

Pentru un diametru dat de ţeavă, raportul de proiectare mecanică a conductei montate subteran, în condiţii normale trebuie să confirme ca: - Grosimea peretelui ţevii, - Rezistenţa/calitatea materialui ţevii sunt adecvate pentru sistemul de conducte în condiţii de operare şi extreme de mediu sau accidentale.

Ca parte a analizei grosimii ţevii se iau în considerare următoarele: -

cerinţa minimă proiectare impune că, grosimea peretelui ţevii trebuie fieOsuficient de marede pentru a rezista la presiunea de proiectare a conductei; -

să Alegerea grosimii peretelui trebuie să ia in considerare riscurile datorate interferenţei externe sau deformării mecanice; Grosimea peretelui ţevii trebuie să fie suficientă să reziste la forţele de instalare a

-

conductei; Grosimea peretelui

-

-

ţevii trebuie să fie suficientă să reziste la eforturile la care conducta va fi supusa în condiţii de operare, mediu şi accidentale în decursul duratei sale de viaţă; Grosimea peretelui ţevii trebuie să fie suficientă să permită pierderea de mate rial al ţevii prin coroziune internă şi externă şi eroziunea peretelui ţevii in timp ce se pastrează integritatea ţevii pe durata de viată; Pentru fabricaţia curbelor de ţeavă, grosimea peretelui ţevii trebuie sa fie suficientă să permită subţierea peretelui ţevii care apare în timpul operaţiilor de curbare; Grosimea peretelui ţevii are o influenţă majoră asupra greutăţii ţevii şi deci asupra

-

stabilităţii Greutatea ţevii; ţevii influenţează de asemenea cerinţa de atenuare a deformării la

-

-

flambaj.

82

Efortul datorat presiunii fluidului se va calcula din următoarea formulă: De  t min  (3.6) hp  P id  Po d  2 xt min unde: hp - efortul tangenţial datorat presiunii fluidului; Pid - presiunea internă de calcul; Pod - presiunea hidrostatică externă minimă; De - diametrul exterior;

t (minus) grosimea (calculată) de peretepentru minimăspecificaţia este grosimea perete nominală mai puţin toleranţa de fabricare de de ţeavă aplicabilă şi coroziunea. Efortul maxim datorat presiunii fluidului nu va depăşi: hp  Fh x y (3.7) unde: Fh - coeficientul de calculare a efortului tangential pentru conductele terestre, se obţine din tabelele 3.4 sau 3.5; y - rezistenţa minimă specificată la curgere (SMYS) la temperatura maximă de calcul. Trebuie documentată pentru temperaturi de calcul peste 50°C. min

-

Dacă nu se poate aprecia starea limită de fiabilitate se va calcula efortul maxim datorat presiunii fluidului, conform relaţiei de mai jos: hp  Fh x D unde: -D – reprezintă rezistenţa de proiectare şi este

(3.8)

valoarea cea mai mică dintre: - valoarea rezistenţei minime de curgere (SMYS) sau; - valoarea raportului dintre rezistenţa de curgere minimă (SMTS) împărţită la 1,15. -D rezistenţa de proiectare se determină la temperatura maximă de operar e, ea poate fi diferită în funcţie de scenariile analizate, tipic se determină la temperatura de instalare şi presiunea testului de presiune sau la temperatura de operare.

Coeficienţii de proiectare pentru efortul tangenţial, prezentaţi in Tabelul 3.4 se vor înlocui cu coeficienţii din Tabelul 3.5 pentru determinarea eforturilor tangenţiale maxime admisibile, în cazul condiţiilor speciale de traseu când sunt vehiculate produse din categoria D, E.

Grosimea de perete se va calcula cu relaţia: tmin=[(pid-pod)xDo]/[2σhp+(pid-pod)] tnom = tmin+ a1+a2+a3

(3.9) (3.10)

unde:

tnom = grosime standardizată de perete, (mm); a1+a2+a3 = adaos de coroziune şi toleranţe, (mm):

= grosimea suplimentară care se adaugă la peretele conductei susceptibile de a se subţia prin coroziune interioară sau exterioară şi eroziune interioară;

- a1

83

= grosime suplimentară, care se adaugă la peretele conductei, egală cu abaterea inferioară în valoare absolută la grosimea peretelui, în conformitate cu standardul sau norma de fabricaţie a ţevii. - a3 = grosimea de adaos pentru rotunjire, este diferenţa dintre tmin+a1+a2 şi grosimea de perete standardizată imediat superioară. - a2

Tabelul nr. 3.4. Coeficientul Fh de calculare a efortului datorat presiunii pentru conducte terestre

LOCAŢIE

Fh

Traseu general 1)

0,77

Traversări şi treceri paralele - drumuri mici, - drumuri importante,

0,77

căi ferate, canale, râuri, protecţii îndiguite contra

0,67 inundaţiilor şi lacuri 0,67 Staţii de piguri şi captatoare de lichide cu mai multe ţevi 0,67 Conducte în staţii şi terminale 0,67 Construcţii speciale cum ar fi ansamble prefabricate şi conduc te pe poduri NOTĂ: Coeficienţii efortului tangential datorat presiunii care se vor aplica pentru categoria de conducte D şi E, în scopul ca proiectarea să întrunească cerinţele privind siguranţa publică, sunt cei din tabelul 3.4. Aceşti coeficienţi se aplică la conductele probate la presiune, cu apă. Coeficienţi de calcul mai mici pot fi necesari când se probează cu aer. Coeficienţii efortului tangential pot fi măriţi la 0,83 pentru conductele care transportă fluide de categoria C şi D la locaţii supuse unor activităţi umane nefrecvente şi fără a fi locuite permanent de oameni (Cum ar fi regiunile de deşert şi tundră).

Tabelul nr. 3.5 Coeficienţii de proiectare Fh ai eforturilor datorat presiunii pentru fluidele din categoria D si E. CATEGORIA FLUIDULUI 1

D şi E

D 1 0,83

E 2 0,77

3 0,77

4 0,67

5 0,55

0,45

- drumuri minore - drumuri majore, căi ferate, canale, râuri,

0,77

0,77

0,77

0,67

0,55

0,45

protecţii îndiguire contra inundării şi lacuri Gări de godevilare şi limitatoare de dopuri cu

0,67

0,67

0,67

0,67

0,55

0,45

mai multe conducte

0,67 0,67

0,67 0,67

0,67 0,67

0,67 0,55

0,55 0,45

0,45

0,67 0,67

0,67

0,67

0,67

0,55

0,45

CLASA DE LOCAŢIE Trasee generale

Traversări şi prejudicieri paralele 1):

Conductele din staţii şi terminale Construcţii speciale cum ar fi ansamble fabricate şi conducte pe poduri

Adaosul pentru coroziune exterioară se ia în considerare numai pentru conductele care nu au prevăzute instalaţii de protecţie catodică. Adaosul pentru coroziune interioară (uzură) se specifică prin datele de proiectare: viteza de coroziune (mm/an), coroziunea totală (mm) etc. În cazul în care viteza de coroziune nu este cunoscută, adaosul de coroziune poate fi ales între 0,05 ...0,1 mm/an. 84

Coroziunea totală este egală cu viteza de coroziune ori durata de viaţă normată. În cazul unei viteze de coroziune mai mare se pot alege materiale nemetalice pentru realizarea conductelor de transport.

Pe baza experienţei sau/şi utilizând modele de predicţie a coroziunii, trebuie determinat un adaos de coroziune corespunzator.

Valorile finale vor fi decalate în funcţie de ratele de coroziune aşteptate (până la 6 mm). Adaosul de coroziune minim pentru ţeava metalică în cazul utilizării în mediu neacid va fi de 0 mm.

Adaosul minim în cazul utilizării în mediu acid va fi de 3 mm. Adaosul de coroziune exact recomandat va lua în considerare şi posibilitatea de injecţie a unor inhibitori chimici, pentru coroziune. Adaosul pentru compensarea abaterii limitei inferioare, la grosimea de

perete se ia egală cu abaterea specificată în standardul de material propus, exprimată în valori negative. 3.5.

Calculul razei minime de curbură elastică pentru conducte

Schimbările de direcţie sub un unghi > 3° sunt considerate curbe şi pot fi realizate prin curbarea elastică a conductei sau prin montarea de curbe uzinate executate la rece sau la.

La subtraversările de ape executate prin foraj orizontal dirijat calculul razei minime de curbură R al firului conductei E × De se va face cu relaţia: R=

(mm)

2 ×(  a -

 L

(3.11)

)

 a - efortul admisibil [N/mm 2] 2  L - efortul longitudinal calculat la presiunea de proiectare (N/mm ); E- modulul de elasticitate al oţelului ţevii (N/mm 2); De - diametrul exterior al conductei (mm);

 L

= (0.0785 × MAOP× De 2 )/A

A – aria sectiunii ţevii din care se

(N/mm2) execută conducta (mm2).

(3.12)

3.6 . Calculul razei minime de curbură pentru manevrarea conductei la lansarea în şant

Pentru a se elimina posibilitatea producerii de solicitări peste limita admisibilă a oţelului în cazul conductelor îngropate sau a celor supuse operaţiunilor de lansare în şanţ, se urmăreşte ca solicitările efective să fie menţinute în domeniul elastic.

În acest scop, la manevrarea conductelor, ţevile nu trebuie să fie curbate la o rază R mai mică decât cea calculată prin relaţia: 85

R = (E × D × cS)/ 2 x σc (mm) E = modulul de elasticitate al oţelului ţevii, [N/mm2] ; De = diametrul exterior al ţevii de conductă, [mm] ; cS = coeficient de siguranţă ( cs = 3,5); σc = limita de curgere a materialului ţevii [N/mm 2].

86

(3.13)

Capitolu l 4. Elemente de

proiectare tehnologică a conducte

l or

4.1. Al eger ea pr esiu ni i de pr oiectare

Presiunea de proiectare (presiunea de lucru maxim admisibilă) trebuie corelată cu presiunea maximă de operare (de regim sau de lucru). Presiunea de proiectare este necesară pentru determinarea grosimii de perete minime permise a conductei necesară pentru a asigura integritatea echipamentelor mecanice şi a componentelor de conductă / instrumentaţie. În general, presiunea de proiectare a unui sistem de conducte trebuie luată conform reglementărilor din tabelul 4.1..

Tabelul nr. 4.1. Presiunea de proiectare funcţie de presiunea de operare

Presiunea maximă de operare

Presiunea minimă de proiectare

(bar) <1 1-10 >10

(bar) 3,5 minim Presiune de operare+1 bar Presiune de operare +10%

de 10% este necesară a asigura protecţia supapă O demarjă siguranţă (PSV), o alarmăpentru la presiune maximă (PAH) şi un presostat acţionat la presiune maxim maximorum (PSHH). Această marjă este utilă deoarece există o marjă de siguranță pentru instrumentaţia convenţională: - Deschidere PSV: ± 3%, - Inchidere PSV: ± 5% , - Proba de etanşeitate a PSV: 10% sub punctul de setare, - Traductor de presiune sau presostrat: ± 1% , - În caz de necesitate absolută (de ex. în cazul modernizării sau a presiunii înalte) utilizarea de PSV operate pilotat (toleranţa de ± 1% echipamentelor cu o

a punctului de setare) ar putea ajuta la reducerea marjei dintre

presiunea de proiectare şi cea de operare. Presiune de proiectare a conductelor trebuie să fie presiunea maximă care poate fi atinsă de fiecare din echipamentele asociate, de ex. înălţimea maximă de pompare la debitul nul al pompei centifuge sau presiunea de reglare a supapei de

siguranţă la pompele cu piston. Acolo unde acest lucru nu este posibil se va realiza protecţie la descărcare. O atenţie specială trebuie acordată condiţiilor tranzitorii cum ar fi: presiunea de echilibru plus presiunea hidrostatică, lovitura de berbec, efectele posibile de şoc pentru sistemele umplute cu cantităţi mari de fluid sau mişcarea iniţială în conductă a fluidelor tixotropice. 87

In general l a refularea pompelor centrifuge nu se prevăd supape iar presiunea de proiectare va fi presiunea de refulare a pompelor.

de siguranţă,

Atunci când nu este disponibilă presiunea de refulare a pompelor la debit zero, această presiune poate fi calculată prin următoarea formulă: Pd = Ps max + (1,2 * head * d max) / 10,2 [bar unde: - Pd = presiunea de proiectare la refularea pompei (bar), -

(4.1)

Ps max = presiunea de proiectare a colectorului de aspiraţie + presiunea statică la d max şi la nivelul maxim de alarmare (LAH), (bar),

-

Head = înălţimea de pompare a pompei la punctul de proiectare (m) , d max = greutatea specifică maximă a lichidului pompat în condiţii normale de operare (kg/m 3).

Atunci când curbele pompelor sunt cunoscute, această presiune de p roiectare trebuie verificată cu înălţimea de pompare reală a pompei în cazul în care nu există curgere cu presiunea de aspiraţie maximă şi greutatea specifică maximă. La refularea pompelor volumetrice: - Presiunea de proiectare = Presiune de operare + 2 bar pentru Po ≤ 10 bar, - Presiunea de proiectare = Presiune de operare + 20 % pentru Po > 10 bar. Supapele de siguranţă (PSV-urile) sunt necesare pentru a preveni suprapresiunea. Trebuie

prevăzute supape de siguranţă, pentru descărcare, care să protejeze echipamentele şi conductele la suprapresiune atunci când este necesar (respectiv po ate apare o suprapresiune ca urmare a încălzirii, a creşterii presiunii de refulare la pompe când se închide un robinet. 4.2. Al eger ea temperatu r ii de pr oiectare

Temperatura de proiectare este temperatura utilizată pentru proiectarea mecanică a conductelor şi echipamentelor. Temperatura de proiectare maximă sau minimă poate să nu apară simultan cu presiunea de proiectare. Alegerea temperaturii de proiectare se face, de regula dupa urmatoarele consideratii: -

Temperatura maximă de proiectare = Temperatura de operare +

15ºC (trebuie acordatăsolare) atenţie condiţiilor ambientale cum ar fi temperatura radiaţiilor - Temperatura minimă de proiectare = Temperatura de oper are cea mai scazuta care poate fi atinsă - 5ºC sau temperatura ambiantă minimă. Analiza temperaturii de proiectare minime trebuie să ia in considerare orice depresurizare şi re-presurizare (în funcţie de alegerea materialului) a echipamentelor/conductelor care ar putea să apară în timpul situaţiilor de inchidere 88

sau de avarie sau purjării gazului dintr -un echipament în altul şi posibilele consecinţe ale schimbării materialului. Cazurile de temperatura minimă trebuie tratate individual, tinând seama de capacitatea calorică a sistemului şi aportul de căldura din mediul inconjurator. Depresurizarea trebuie să fie considerată că incepe de la o temperatura realistă cum ar fi temperatura de operare sau cea ambientală dacă instalaţia este blocată si ii este permis să se răceasca inainte de depresurizare. Trebuie acordată atentie şi condiţiilor şi fluidelor utilizate pentru curăţire (de ex. abur). În acest caz, trebuie specificate atât condiţiile de presiune cât şi de temperatura pentru aceasta operaţie. Trebuie acordată atenţie şi condiţiilor de turbulenţă şi tranzitorii de la pornire, inchidere, etc. În acest caz, trebuie specificate atât condiţiile de presiune cât şi de temperatura.

Condiţiile de incendiu nu sunt uzual luate în considerare la stabilirea condiţiilor de proiectare a echipamentelor. Temperatura de proiectare va fi data impreuna cu presiunea de proiectare. 4.3 . Analiza hidraulică

Hidraulica sistemului de conducte trebu ie analizată pentru a demonstra că sistemul poate întruni capacităţile de transport specificate pentru condiţiile de proiectare şi pentru a identifica şi determina restricţiile şi cerinţele pentru operarea lui. Analiza se va referi la condiţiile de operare în regim staţionar şi de transport.

Exemple de restricţii şi cerinţe de operare sunt admiterea suprapresiunilor, prevenirea blocajului, cum ar fi cel cauzat de formarea hidraţilor şi depunerii de parafină, măsuri de prevenire a pierderilor neacceptabile de presiune de la vâscozităţi mai mari la temperaturi de operare scăzute, măsuri pentru controlul volumelor de dopuri lichide la transportul fluidelor multifazice, regimul de curgere pentru controlul coroziunii interne, vitezele de eroziune şi evitarea opr irii functionarii conductelor. 4.4.

Controlul presiunii şi protecţia la suprapresiune

Se vor instala robinete pentru controlul presiunii, se va face oprirea automată a echipamentelor de presurizare sau se vor implementa proceduri în cazul în care presiunea de operare poate depăşi presiunea maxim admisibilă de operare oriunde în sistemul de conducte.

Aceste dotarimaximă sau proceduri împiedicaîncacondiţii presiunea de operare depăşeasca presiunea admisibilăvor a sistemului, staţionare normale.să Protecţia la suprapresiune, prin montarea de supape de siguranţă sau prin izolarea sursei, va fi asigurată în cazul în care este necesar să se prevină presiunile incidentale care depăşesc limitele specificate pentru sarcinile de incărcare, oriunde în sistemul de conducte.

89

4.5 . Cerinţele pentru

operare şi întreţinere

Aspectele pentru care cerinţele sistemului trebuie specificate pot -

include: principiile şi instrumentaţia pentru controlul sistemului, inclusiv luarea în considerare a nivelelor de lucru cu oamenii; locaţia şi ierarhia centrelor de control; căile de comunicaţii; supravegherea condiţiilor de operare; detectarea scurgerilor;

instalaţii de godevilare; accesul, secţionarea şi izolarea pentru operare, întreţinere şi înlocuire; interfeţele cu instalaţii din amonte şi din aval; oprirea în caz de avarie; depresurizarea prin ventilaţie şi/sau drenare; cerinţele identificate din analiza hidraulică; cerinţele pentru identificarea conductelor, componentelor şi fluidelor transportate.

4.6.

Siguranţa publică

Sistemul de conducte trebuie să corespundă cerinţelor privind siguranţa publică cu standardele internaţionale şi cerinţelor specificate din reglementările

conform locale.

Cerinţele specifice pentru protecţia conductelelor care transportă fluide de tip E (fluide inflamabile şi/sau toxice care sunt gaze în condiţiile atmosferice, respectiv – etanul şi gazolina - gazul petrolier lichefiat) se referă la stabilirea eforturilor tangentiale maxime şi a presiunii de testare. Presiunea minimă din conductă pe durata probei de rezistenţă va fi mărită de la 1,25 la 1,40 ori MAOP pentru conductele din Clasa 4 şi 5 de locaţie. 4.7. Aleger ea tr aseul ui conducte lor de tr ansport l ich ide

Alegerea traseului pentru conductă influenţează proiectarea, construirea, funcţionarea, întreţinerea şi abandonarea acesteia. Pentru a reduce la minimum posibilitatea unor viitoare lucrări de corectare a traseului din cauza unor limitări, trebuie să se ţină cont de dezvoltările urbane şi industriale previzibile.

Principalii factori care se iau în considerare la alegerea traseului unei

conducte sunt: - siguranţa domeniului public; - protejarea mediului ambiant; - acceptul proprietarilor de teren; - condiţii geotehnice și hidrografice; - condiţii de construire, exploatare ș i întreținere; 90

restricţii naționale și/ sau locale impuse de organele de avizare; situaţia folosirii şi amenajării resurselor de apă de suprafaţă şi subterană din bazinele hidrografice. Traseul unei conducte noi sau inlocuiri de conducte în care apare necesară -

devierea, va fi ales pe baza unui studiu de amplasament.

Valoarea investiţiei, condiţiile de loc şi spaţiu, precum şi acceptul proprietarilor de teren şi a forurilor emitente de acorduri şi avize sunt determinante în alegerea variantei optime de traseu. Traseu ideal va trebui să respecte cerinţele legilor, normativelor sau altor acte guvernamentale, precum şi să: -

-

-

-

-

Evite zonele populate sau industriale, Evite zonele de interes militar, Evite rezervaţiile naturale protejate,

Evite terenurile alunecătoare, mlăştinoase, cu relief dificil, cu caracter corosiv, a depozitelor de gunoaie ale oraşelor sau de dejecţii animale. Acestea sunt zone de teren care vor ridica probleme pentru montaj şi ulterior pentru mentenanţa conductei, Aleagă punctele de traversare a autostrăzilor, drumurilor de orice fel şi a căilor ferate, astfel încat să avem un unghi de intersectare cu acestea cât mai apropiat de 90 o, dar nu mai mic decât 60o, Aleagă punctele de traversare a apelor curgătoare, pentru a selecta locul traversării în scopul obţinerii unei lungimi cât mai reduse a acesteia şi într o zonă cuale maluri stabile, autostrăzilor şi Respecte distanţele de -protecţie drumurilor, căilor ferate, Păstreze distanţele de siguranţă faţă de liniile electrice aeriene, staţii şi posturi de transformatoare, căi ferate elect rificate, zone industriale, acestea fiind surse potenţiale de curenţi vagabonzi, Păstreze distanţele de siguranţă faţă de al te sisteme de conducte, Găsească locaţii pentru conductă în apropierea de căile de comunicaţie existente, în special drumuri, care vor fi utile atât la executarea lucrărilor de montaj, cât şi pentru mentenanţa conductei,

-

De asemeni se va încerca apropierea de surse de alimentare cu energie electrică necesare instalaţiilor de protecţie catodică, (in special pentru statia de capat şi pen tru cele intermediare) instalaţiilor de acţionare automată a robinetelor de pe traseu şi

r termici, instalaţiilor aferente În situaţiile excepţionale în careînsoţitorilo condiţiile concrete din teren nu permit respectarea distanţelor minime de siguranţă, prin proiect se vor lua cel puţin următoarele măsuri suplimentare: coeficient de siguranţă mărit pentru condiţii speciale de traseu; ţeavă controlată integral cu radiaţii penetrante (corpul ţevii, sudura longitudinală); 91

-

sudurile circulare pentru formarea firului conductei să fie controlate integral prin gamagrafiere ; probă de rezistenţă a porţiunii respective de traseu la valoarea de p=1,5 p max.;

izolaţie exterioară a ţevii de tip foarte întărit ; protecţie catodică ; eventual montarea în tub de protecţie; montarea de sisteme de detecţie a scăpărilor de produs.

4.7.1. Stabilirea limitelor

Limitele geografice în interiorul cărora are loc selecţionarea traseului conductei trebuie să fie definite prin identificarea punctelor de plecare şi sosire a conductei şi punctelor fixe intermediare. Aceste puncte trebuie să fie marcate pe planuri la o scară convenabilă care să acopere zona şi să permită mici devieri de la traseul stabilit iniţial din cauza unor consideraţii ulterioare din timpul procedurii de stabilire a traseului. 4.7.2. Stabilirea obstacolelor

Obstacolele existente şi cele care ar putea apare în interiorul zonei de interes trebuie să fie identificate pentru a evalua opţiunile de selecţionare a traseului. Obstacolele identificate trebuie să fie trasate pe hărţi cu o scară corespunzătoare, adunate.

luând în considerare complexitatea terenului şi informaţiile Vor fi selectate apoi coridoare potenţiale de interes pentru conductǎ.

4.7.3. Stabilirea coridoarelor de interes

Se va selecta un coridor de traseu preferat, luând în calcul toţi factorii semnificativi de natură tehnică, de mediu atat pentru perioada instalarii cât şi pe perioada funcţionării sistemului de conductă. Trebuie notat că nu intotdeauna cel mai scurt traseu de conductă este si cel mai corespunzător. 4.7.4. Detalierea traseului Adoptarea unui traseu provizoriu în interiorul coridorului de traseu selectat trebuie să fie precedat de un studiu de birou, consultare şi evaluare vizuală folosind

toate informaţiile disponibile din domeniul Înaintea selectării traseului final, sepublic. vor executa cercetări pe teren şi în ceea ce priveşte afectarea mediului ambiant; acestea trebuie să cuprindă o suprafaţă suficientă în jurul traseului provizoriu şi să aibă destulă precizie pentru a identifica toate caracteristicile care ar putea influenţa negativ instalarea şi funcţionarea conductei. Aceste studii de teren trebuie completate cu informaţii asupra instalaţiilor existente care ar putea fi afectate. 92

Se vor investiga activităţile realizate de terţe părţi de -a lungul traseului conductei ca şi aspectele legate de siguranţă. Datele relevante de proiectare, construcţie şi de securitate şi funcţionare sigură a conductei sunt reprezentate de înregistrări, hărţi şi lucrari de cercetare de pe teren.

Traseul selectat trebuie să fie transpus in profile longitudinale la o scară potrivită, cerută de normele în vigoare. În planul de situaţie se redau toate obiectivele aflate în zona de siguranta, respectiv 200 m stânga – dreapta, faţă de axul conductei. Planul de situaţie trebuie să aibă caroiajul sistemului de coordonate în care a fost realizat.

Scările de reprezentare recomandate în functie de faza de proiectare sunt: a) studiu de prefezabilitate: 1:50 000 ÷ 1:100 000; b) studiu de fezabilitate: 1:10 000 ÷ 1:50 000; c) proiect tehnic: 1:1000 ÷ 1:10 000; d) detalii de executie: scara convenabilă reprezentării clare a obiectivelor si detaliilor.

Trebuie să fie indicate coordonatele tuturor punctelor semnificative, cum ar fi puncte ţintă, puncte de intersecţii, puncte de plecare şi de capăt. Curbele de nivel trebuie înregistrate la intervale suficiente pentru scopurile proiectului, în mod particular cu privire la fazele de instalare şi funcţionare şi trebuie luată în considerare necesitatea unui profil al traseului. 4.7.5. Analiza factorilor care trebuie luaţi în considerare în

alegerea traseului

Siguranţa publicului şi a personalului care lucrează pe/sau în apropierea conductei. -

Protejarea zonelor sensibile de mediu: - zone de locuinţe; -zone de importanţă arheologică; -zone de interes militar; -zone de conservare a naturii; -resurse naturale cum ar fi zone de captări de ape, rezervoare şi

păduri; -

-acvifere şi alimentări de apă potabilă. Condiţii geotehnice, hidrografice şi meteorologice : -topografie accidentată, aflorimente şi depresiuni; -instabilităţi de tipul falii şi fisurări; -terenuri mlastinoase; -corozivitatea solului; -teren stâncos şi dur; -câmpii inundabile; -zone seismice; -zone cu alunecări de terenuri, prăbuşiri şi tasări diferenţiale; 93

-teren infiltrat şi locuri de depozitare a deşeurilor inclusiv cele contaminate. - Determinarea rezistivitatii solului prin masurători specifice. Determinarea condiţiilor de operare privind : -Accesul; -Lăţimea de lucru; -Utilităţi in apropiere; -Disponibilitatea şi evacuarea a pei de testare; -Intersecţii; -Logistică. - Identificarea instalaţiilor aflate de-a lungul traseului conductei şi care pot afecta conducta, iar analizarea impactul lor, evaluat prin consultare cu operatorul acestor instalaţii: -Conducte existente; -Instalaţii electrice; -Tunele. - Identificarea activităţilor unei terţe părţi de-a lungul traseului şi evaluarea prin consultare cu aceste părţi: -Folosire teren; -Lucrări de minerit; -Sisteme de irigatie; -Mine; -Cariere, balastiere; militare; --Zone Cerinţele naţionale şi/sau locale.

Conductele care transportă fluide de categoriile B, C, D şi E trebuie să evite zonele cu aglomerări de case, acolo unde este posibil. 4.7.6. Analiza condiţiilor nefavorabile de teren Acolo unde este necesar, se vor stabili măsuri de protecţie, inclusiv cerinţe pentru supraveghere, pentru a reduce la minim riscul producerii deteriorării conductei din cauza condiţiilor nefavorabile de teren. Condiţiile nefavorabile de teren includ alunecările de teren, eroziunea, sedimentarea diferenţială, zone supuse contractarii terenului datorită îngheţului, sau depunerilor din topirea zăpezii, zone cu turbe şi cu nivel ridicat de ape subterane şi mlaştini.

Măsurile posibile de protecţie suntinstalarea creşterea de grosimii perete la unei ţevi, stabilizarea solului, prevenirea eroziunii, ancore,deasigurarea flotabilităţi negative, etc., precum şi măsuri pentru monitorizarea conductei. Ca metode de supraveghere enumeram: măsurătorile deplasarilor terenului, ale deplasarii conductei sau modificarea tensiunilor (solicitărilor ) din conductă. Autorităţile locale, instituţiile de profil geologic locale şi consultanţii în exploatări miniere trebuie consultaţi în ceea ce priveşte condiţiile geologice 94

generale, alunecările de teren şi zonele de tasare, excavaţii în tunel şi alte posibile condiţii nefavorabile de teren. 4.8 . Clasele

de locaţie

Stabilirea claselor de locaţie sunt în concordanţă cu standardul SR EN 14161/2011.

Locaţiile conductelor se clasifică în funcţie de densitatea populaţiei şi concentraţia aşezărilor umane aşa cum se arată în tabelul nr. 4.2. Tabelul nr. 4.2. Clasele de locaţie pentru conductele de gazolină şi etan CLASA

DESCRIERE

LOCAŢIEI 1

2

3

4

5

Locaţiile supuse la activitate umană sporadică, fără habitat uman permanent. Clasa 1 de localizare este destinată să reflecte zonele neaccesibile, cum ar fi regiunile de tundră şi deşert. Locaţiile cu o densitate a populaţiei mai mică de 50 de persoane pe kilometru pătrat. Clasa 2 de localizare este destinată să reflecte unele zone cum ar fi terenuri necultivate, terenuri de păşunat, terenuri pentru ferme şi alte zone cu populaţie rară. Locaţiile cu o densitate a populaţiei de 50 persoane sau peste, dar mai puţin 250 sau persoane kilometru locuinţe, cu undehotel birouripeunde se pot pătrat, strângecuînmulte mod regulat sub 50 de persoane şi cu clădiri industriale cu activitate nepermanentă. Clasa 3 de locaţie este destinată să reflecte zonele în care densitatea populaţiei este intermediară între Clasa 2 şi Clasa 4 de locaţie, cum ar fi zonele marginale din jurul metropolelor şi oraşelor şi fermele şi proprietăţile de la ţară. Locaţii cu o densitate a populaţiei de 250 persoane sau mai multe pe kilometru pătrat, cu excepţia cazurilor în care predomină o locaţie de Clasa 5. Clasa 4 de locaţie este destinată să reflecte zone cum ar fi clădiri de locuit periferice, zone de locuit, zone industriale şi alte zone populate care nu intră în locaţia de Clasa 5. Locaţia cu zone în care sunt predominante clădiri cu multe etaje şi unde traficul este greu sau dens şi unde s -ar putea să fie numeroase alte instalaţii subterane. Cu mai multe etaje înseamnă 4 sau mai multe etaje deasupra nivelului solului.

1. Determinarea claselor de locaţie pe baza activităţii umane asigură o metodă de evaluare a gradului de expunere a conductei la deteriorare şi a efectului ulterior asupra siguranţei populaţiei.

95

2. Un factor semnificativ care contribuie la avarierea conductelor il constituie activitatea unor terţe părţi de-a lungul conductei. 3. Clasele de locaţie astfel stabilite sunt în concordanţă cu reglementările europene

Clasa de locaţie a conductei se stabileşte pentru fiecare unitate de clasa de locaţie. Unitatea de clasa de locaţie reprezintă suprafaţa de teren care se întinde pe o lăţime de cel puţin 200 m de fiecare parte a axei unei conducte cu o lungime continuă de 1,5 km.

4.9. Paralelisme, încrucişări ale conductelor de transport fluide Paralelismele şi încrucişările conductelor subterane sau supraterane cu alte conducte, canalizaţii sau instalaţii se solutionează prin proiectul. Distanţa tehnologică dintre două conducte subterane, montate simultan în paralel, se recomandă să fie de cel putin 500 mm între generatoarele învecinate ale conductelor, respectiv distanţa B1 dintre axele conductelor este:

B1 = (D1)/2 + (D2)/2 + 500 (mm)

(4.2)

unde:

D1 si D2 - diametrele exterioare ale ţevilor izolate ale celor două conducte.

Dacă din motive obiective traseul unei conducte subterane nou proiectată este paralel cu o conductă de gaze în funcţiune, cu acordul operatorilor licenţiaţi, se admite montajul cu la oluarea distanţă între 0,5 si 5 mpuţin între generatoarele ale conductelor în cuprinsă timpul execuţiei a cel următoarelor învecinate măsuri de siguranţă: a) săpătura se va executa manual; b) conducta existentă se va scoate de sub presiune şi se protejează conform cerinţelor operatorului; c) deasupra conductei existente se interzice circulaţia utilajelo r grele de construcţie. d) se ia in considerare influenţa instalaţiilor de protecţie catodică. Dacă este necesar, prin proiect se stabilesc măsuri suplimentare de siguranţă. Se recomandă evitarea montării supraterane a conductelor sub liniile electrice aeriene (LEA).

În cazuri excepţionale, cu acordul operatorului LEA, se admit astfel de traversari luându-se toate măsurile de siguranţă impuse de normativele pentru construcţia liniilorcazuri, aerieneporţiunea de energiedeelectrică vigoare. În aceste conductăîn nu trebuie să conţină alte elemente (robinete, refulatoare, etc.) la o distanţă faţă de axul LEA mai mică decât 1,5 ori înălţimea de deasupra solului a celui mai înalt stâlp din apropiere. Se interzice apropierea conductelor supraterane de LEA cu tensiuni sub 1

kV la mai puţin de 5 m. 96

Conductele subterane trebuie să respecte faţă de cea mai apropiată fundaţie sau priză de legare la pamânt a unui stâlp LEA o distanţă egală cu înălţimea stâlpului deasupra solului.

Această distanţă poate fi redusă pâna la 5 m cu respectarea următoarelor: a) încadrarea conductei într-o clasă superioară de locaţie; b) izolarea exterioară suplimentară a conductei; c) drenarea curenţilor de dispersie. Cu acordul operatorului LEA, aceasta distanţă poate fi redusă în cazuri de excepţie până la 2 m cu respectarea următoarelor: - încadrarea conductei într-o clasa de locatie superioară cu 2 clase; - izolarea exterioară suplimentară a conductei; - drenarea curenţilor de dispersie. Prin proiect se prevad măsuri adecvate în vederea protejarii conductei de efectul curenţilor de dispersie. Între o conductă subterană de transport fluide petroliere şi orice canalizare sau conductă subterană cu altă destinaţie decât cea pentru fluide petroliere, montată în paralel sau în apropiere, se recomandă păstrarea unei distanţe de minim 0,5 m pe orizontală. Conductele subterane fluide petroliere vor traversa pe deasupra reţelele de canalizare, cabluri electrice sau conducte subterane cu altă destinaţie decât cea pentru gaze. În zona de intersecţie (5 m de fiecare parte a conductei de transport fluide petroliere), conducta cu altă destinaţie decât cea pentru gaze, trebuie sa fie metalică sau protejată în tub de protecţie metalic; se recomandă păstrarea unei distanţe pe de 500superioară mm, întrea tubului generatoarea inferioară a conductei de gazolină, etanverticală şi generatoarea de protecţie. În situaţia în care conducta subterană de transport fluide petroliere traversează pe deasupra o canalizare voluminoasă (tuburi premo pentru apa cu D >1 m) care nu pot fi prinse în tub de protecţie, se prevede introducerea conductei de transport fluide petroliere, în tub de protecţie metalic, cu respectarea distanţei pe verticală. Lungimea tubului de protecţie trebuie sa fie mai lungă cu câte 5 m de ambele părţi ale punctului de intersecţie. Dacă din motive concrete traversarea pe deasupra nu este posibilă, conducta de transport fluide petroliere poate subtraversa o altă canalizaţie sau conducta subterană cu altă destinaţie decât cea pentru gaze, numai dacă se prevede introducerea în tub de protecţie metalic, atât a conductei de gaze, cât şi a instalaţiilor subterane subtraversate, cu respectarea distanţei pe verticală. Lungimile tuburilor de protecţie intersecţie.trebuie să fie mai lungi cu câte 5 m de ambele părţi ale punctului de 4.10.Robin ete de izolar e.

Descărcătoare de presiune.

Robinetele de izolare a tronsoanelor trebuie montate la capetele conductei şi în locurile în care este necesar pentru: - operare şi întreţinere; 97

- controlul avariilor; - limitarea posibilelor volume excedentare. Aceste robinete sunt în mod normal acţionate de la distanţă

din camera de control principală a conductei, dar cu control local pentru operaţii de avarie/testare amplasate la fiecare robinet.

Robinetele, a căror proiectare va fi determinată de utilizarea la care trebuie linia, trebuie îngropate la aceeaşi adâncime ca şi conducta. Singura indicaţie vizibilă deasupra solului trebuie să fie o porţiune mică din tija robinetului şi motorul. Motorul trebuie protejat împotriva utilizării neautorizate. Robinetele sunt de obicei acţionate de motoare electrice şi astfel necesită alimentare permanentă cu energie în fiecare locaţie. Aceasta energie va fi luată de la cea mai apropiată sursă locală. Fiecare staţie de robinete poate ocupa o zonă de aproximativ 7m x 7m şi va fi protejată prin măsuri de siguranţă aprobate. Minim, acestea trebuie să cuprindă un gard de siguranţă înalt de 2,5 m cu porţi care pot fi încuiate. În plus, la tija robinetului şi a motorului, singurul element care ar trebui să fie vizibil în cadrul incintei ar trebui sa fie o mică construcţie care să adăpostească aparatura de măsură şi control de la distanţă şi instalaţiile de operare locale de avarie sau de probă. La amplasarea robinetelor trebuie să se ţină seama de topografie, uşurinţa accesului pentru operare şi întreţinere, siguranţă şi apropierea de clădirile ocupate. Locurile de amplasare a robinetelor de secţionare se stabilesc prin proiect ţinând cont în primul rând de asigurarea accesului liber şi uşor la acestea, precum şi supusă

la intervale care să nu depăsească de regulă, distanţe: -16 km pentru conductele de ţiteiurmătoarele şi condensat; -8 km pentru conductele de gazolină şi etan. Se evită pe cât posibil montarea robinetelor în intravilan. Robinetele de izolare trebuie prevăzute obligatoriu la: traversări de CF, ramificaţii, interconectări, gări de lansare/primi re PIG. Prin proiect se pot prevedea robinete de izolare şi la traversarea unor obstacole de importantă deosebită (cursuri de apa navigabile, autostrăzi, etc.) în vederea măririi siguranţei acestora. Modul de montare a robinetelor şi protecţia anticorosivă se stabilesc prin proiect.

Protecţia anticorosivă a robinetelor trebuie sa aibă cel puţin calitatea protecţiei anticorosive a conductei. Robinetele de secţionare se împrejmuiesc. Robinetele de izolare, în funcţie de diametru şi presiune, se prevăd c u ocolitor. Pe ocolitor se montează un descărcător de presiune între două robinete cu acţionare manuală. În acest caz se admite montarea unui singur robinet pe descărcătorul de presiune. Pe fiecare tronson cuprins între două robinete fară ocolitoare, se vor monta descărcătoare de presiune prevăzute cu două robinete. La conductele cu diametrul nominal mai mare sau egal cu 500 mm,

robinetele de secţionare, inclusiv ocolitoarele pe care s -au montat descărcătoarele de presiune, trebuie prevăzute cu fundaţii din beton. 98

4.11. Robin ete de r egl ar e

Robinetele de reglare se montează pe conducte, acolo unde se impune menţinerea sau reglarea presiunii în vederea protejării sistemului din aval, în cazul în care presiunea maximă de operare a acestuia este mai mică decât a sistemului din amonte sau unde se doreşte a se păstrarea fazei lichide, de transport fluid. Se recomandă dublarea robinetului de reglare cu un robinet de izolare sau dispozitiv de blocare montat într -o buclă de automatizare. 4.12 . Adâncimea de

montare a conductei

Montajul suprateran se prevede numai în cazuri bine justificate.

Conductele se montează subteran sub adâncimea de îngheţ determinată conform STAS 6054-77, (tabelul nr. 4.3).

Conductele îngropate trebuie instalate cu o acoperire nu mai mică decât cea indicată în Tabelul 4.4. Adâncimea de îngropare se va măsura de la de la nivelul cel mai de jos posibil al suprafeţei solului şi până la partea superioară a conductei, inclusiv învelişul protector şi îmbinările. Practica inginerească recomandă amplasarea generatoarei su perioare a conductei la o adâncime de 1,1 m, iar la 0.5 m deasupra conductei se va monta o bandă de avertizare. 4.13. D ocumenta ţia pr ivin d tr aseul conductei

Întocmirea proiectelor pentru conducta de transport hidrocarburi lichide sub presiune se va face pe bază de planuri şi documente tehnice, care trebuie să cuprindă toate detaliile de planimetrie şi nivelment, geotehnice, hidrografice, etc., astfel încât să se asigure: - amplasarea corectă în raport cu reglementările legale şi cu cerinţele tehnice ale conductei; - proiectarea corespunzătoare propriu-zise şi a lucrărilor

scopului şi tuturor elementelor conductei speciale de protejare a vecinătăţilor şi construcţiilor ce pot fi întâlnite la săparea şanţului, montajul conductei şi la executarea lucrărilor auxiliare (cabluri, conducte, alte construcţii subterane). Scara la care vor fi reprezentate pe planuri traseele conductelor - pentru diferite faze de proiectare - depinde de situaţia topografică a zonei de amplasare a conductei, de lungimea traseului, de numărul şi lungimea ramificaţiilor (conducte colectoare sau distribuitoare): pentru studii, scara 1 : 10.000; 1 : 25.000; 1 : 100.000, pentru P.T., scara 1 : 2.000; 1 : 5.000; 1 : 10.000, -

pentru DDE, scara convenabilă reprezentării clare a obiectivelor şi detaliilor.

99

Tabelul nr. 4.3. Adâncimea de îngheţ Nr Cr t.

Localitatea

Indice mediu de

îngheţ l grade zi 537 569 450 581 100

Adâncimea de îngheţ cm

Adâncime

îngheţ l

îngheţ cm

535 Mărculeşti (Bărăgan

grade zi 95 95 100 370 85

61 Sibiu 63

392 MinişSugatag Ocna Oraviţa 376 Păltiniş 897 Petroşani 481 P.Neamţ 759 Piteşti 481 Ploieşti 472 831 Reşiţa 369 R.Vâlcea 438 814 Roşiorii de Vede 604 Rucăr 618 Satu Mare 573 Sighişoara 570

70 582 60 115 80 105 80 80 110 65 75 105 90 90 481 90 90

Sinaia

597 721 Sfântu Gheorghe

Huşi 651 668 Iaşi 730 ntorsura Buzăului

a de

Alba Iulia Alexandria Arad Babadag Bacău 705

6. 7. 8. 9. 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

400 Baia Mare de Aramă Baia Băişoara572 Beiuş 423 Bârlad 641 Bistriţa 842 Bod Botoşani745 Brăila 511

397 Caransebeş Ceahlău

95 70 95 95 753 105 85 57190 90 80 460 80 522 70 757

23 24 25

650 Câmpia 479 Turzii Câmpina Câmpulung -

725

100

66

Strehaia

855

80

502

80

67

Striharet

536

85

725

100

26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41

Braşov Bucureşti547 Buzău 492 Calafat

Călăraşi490 Caracal

Moldovenesc Câmpulung Muscel Cluj Constanţa389 Corabia Craiova Curtea de Argeş 513 Deva Dorohoi Drăgăşani500 Fălticeni656 Făgăraş 894 Galaţi 558 Gheorghieni Giurgiu Gurahonţ393 Herculane

70

46 80

64 65

95 70

559 512

69 90 85

85 419 764

72 70 105

80 95 95 90 943 528

75 76 77 78 115 85

70 343

47

49 50 51 52 105 54 55 56 57 58 75 60 85 62 105

95 80

631

42 43 44 45

Localitatea

1. 2. 3. 4. 5.

472

85 90 75 90

Indice mediu de

Nr. crt.

81 65

100

48

53 Predeal

Roman 59

Lugoj

68 Suceava Tecuci 70 Timişoara 71 Târgovişte Tg.Frumos 73 Tg.Jiu 74 Tg.Mureş Tg.Ocna Tulcea

613 431 481 637 672 624 594

T.Măgurele T.Severin 403 79 Valul lui Traian 80 Vatra Dornei Vişeul de Sus623 82 Zalău 443

65

90

80

90100

90 75 80 95 497 95 90 90 535 70 407 831 90 75

80

85 70 110

Tabelul 4.4. Adâncimea minimă de acoperire pentru conductele pe uscat Locaţia

Acoperirea Adâncimea de îngropare (m)1 0,8 0,8 1,2 1,2 1,2

Zone cu activitate umană limitată sau fără activitate

Activitate agricolă sau horticolă 2 Canale, râuri3 Drumuri şi căi ferate4 Zone de locuit, industriale şi comerciale 4

0,5 Teren stâncos NOTE: 1. Consideraţii speciale pot fi necesare pentru acoperire în zone cu umflări de teren datorate îngheţului. 2. Acoperirea nu va fi mai mică decât adâncimea culturilor obişnuite. 3. Acoperirea se masoară de la cel mai de jos, albie anticipată. 4. Se măsoară de la partea de jos a şanţurilor de drenaj. 5. Partea superioară a conductei va fi la cel puţin 0,15 m dedesuptul suprafeţei stâncilor.

4.14.Selectarea îmbinărilor pentru conducte

Asamblarea elementelor conductei se poate face prin unul din procedee: a ) sudare;

următoarele

b ) îmbinare cu flanşe; cd )) îmbinări filetate; alte procedee atestate tehnic. Îmbinarea conductelor metalice prin sudură reprezintă îmbinarea de bază folosită. Îmbinarea conductelor metalice prin flanşe se va limita n umai la cuplarea conductelor, a elementelor de izolare, de depresurizare, de reglare.

Îmbinarea prin înfiletare nu se va folosi în cazul conductelor metalice decât în cazuri excepţionale şi numai pentru conducte mai mici de  2", în special pentru montarea elementelor de automatizare.

Operaţia de sudare se realizează la poziţie fixă sau prin rotirea ţevii. 4.15. Control ul n edistru ctiv al sudur il or

Sudurile circumferenţiale vor fi supuse la următoarele examinări nedistructive:

a). Toate sudurile vor fi examinate visual 100%. b). Un minimum de 10 % dintre sudurile efectuate în fiecare zi va fi ales la

întâmplare de către proprietar sau reprezentantul desemnat al proprietarului pentru examinare radiografică sau cu ultrasunete. Nivelul de 10 % trebuie folosit pentru conductele care operează în zonele îndepărtate, (izolate), conductele care operează la 20 % sau mai puţin din rezistenţa minimă specificată la curgere sau conductele care transportă fluide care constituie pericole mici pentru mediu şi personal în cazul unor 101

scurgeri.Procentajul de examinare a sudurilor pentru alte tipuri de fluide şi locaţii se va alege în funcţie de condiţiile locale. Examinarea sudurilor poate fi crescută până la 100% dacă se constată lipsa de calitate a suduri lor, dar pot fi ulterior reduse progresiv la procentajul minim prescris dacă se demonstrează o calitate bună a sudurilor.

c). 100 % din suduri vor fi examinate prin radiografie sau cu ultrasunete în următoarele cazuri: -Conductele care transportă fluide din categoria C – ţiţei condensat, la un

efort tangenţial datorat presiunii fluidului mai mare de 77% din SMYS; -Conductele care transportă fluide din categoria D – gaze, nu e cazul în Conpet, la un efort tangenţial datorat presiunii flui dului mai mare sau egal cu 50% din SMYS; -Conductele care transportă fluide din categoria E - etan, gazolină; -Conductele care nu sunt supuse probei de rezistenţă hidraulică; - În zone populate, cum ar fi zone de locuinţe, centre comerciale, zone industriale; -În zone de mediu sensibile; -La traversări, atât subterane, cât şi supraterane de râuri, de lacuri; -La traversări, atât subterane, cât şi supraterane de autostrăzi, de căi ferate; -La cuplări prin sudură care nu au fost supuse probei de rezistenţă după instalare.

Examinarea va corespunde configuraţiei îmbinării, grosimii pereţilor şi diametrului conductei.

Sudurile pentru sudare.

vor respecta criteriile de acceptare specificate în standardul aplicat Sudurile care nu respectă aceste criterii vor fi fie înlăturare, fie, dacă se permite, reparate şi reinspectate. 4.16. P rotecţia anticorozivă a

conductei

Conductele subterane din oţel sunt supuse coroziunii externe şi interne. Coroziunea internă este provocată de: a ) Caracteristicile fizice şi c himice ale fluidelor din conductele de transport; b ) apele de condens, care pot apare în timpul transportului unor fluide. Coroziunea externă este provocată în principal de agresivitatea solului şi prezenţa curenţilor de dispersie. Coroziunea interioară şi exterioară a sistemelor de conducte va fi supravegheată pentru prevenidinriscul pierderii capacităţii de aoperare cauzaneacceptabil coroziunii. al avarierii conductelor sau al Controlul coroziunii trebuie să includă: -Identificarea şi evaluarea surselor potenţiale de coroziune; -Alegerea materialelor conductelor; -Identificarea necesităţii atenuării coroziunii; -Definirea cerinţelor pentru supravegherea coroziunii şi inspectarea; 102

-Analiza constatărilor inspectare; -Modificarea periodică

rezultate din supravegherea coroziunii şi

a cerinţelor privind controlul coroziunii, în funcţie de experienţa şi modificările în condiţiile de proiectare şi de mediul din conductă; -Revederea descoperirilor privind controlul şi inspecţia coroziu nii. Evaluările corozivităţii interioare şi exterioare se vor efectua pentru a documenta că, pentru materialul (materialele) selectat (selectate), coroziunea poate fi controlată pe toată durata de funcţionare proiectată a conductei. Evaluările trebuie să se bazeze pe experienţa relevantă de operare şi întreţinere şi/sau pe rezultatele testării în laborator. Orice toleranţă (adaos) pentru acoperirea coroziunii trebuie să ţină seamă de tipul coroziunii şi de rata (viteza) acesteia pe toată durata de funcţionare a conductei. În evaluările privind corodarea interioară şi exterioară a materialelor conductelor se va se va lua în calcul şi perioada transportului, a depozitării, a construcţiei, a testării, a conservării, a dării în exploatare şi a condiţiilor anormale de operare. 4.16.1. Evaluarea coroziunii exterioare

Posibilitatea corodării exterioare se va determina pe baza temperaturilor de operare ale conductei şi a condiţiilor exterioare de pe traseul conductei. Parametrii de mediu care trebuie lua ţi în considerare includ: -

Temperaturile ambientale;şi conţinutul de oxigen al mediului; Rezistivitatea, salinitatea Activitatea bacteriană; Prezenţa apei (traversări de râuri, mlaştini, etc); Gradul de îngropare; Posibile rădăcini crescute pe traseul conductei; Posibilă poluare a solului cu hidrocarburi sau alţi poluanţi; Amplasarea în tunele sau chesoane. Evaluarea măsurilor de coroziune trebuie să ţină seama mai curând de corozivitatea probabilă, pe termen lung a mediului înconjurător, decât să fie restrânsă exclusiv la corozivitatea din momentul instalării. Pentru o conductă terestră, trebuie să se dea o atenţie corespunzătoare oricărei schimbări planificate cunoscute a folosirii terenului

traversat de traseul conductei, care poate altera

condiţiile mediului înconjurător şi în acest mod corozivitatea, (de exemplu irigarea terenului arid anterior sau de corozivitate scăzută). conductele terestre se vavagabonzi ţine contşi de efectul posibil al pH -ului mediuluiPentru şi de posibilele surse de curenţi alternativi. Tipurile de deteriorare privind coroziunea exterioară vor include: Pierderea generală de metal şi degradarea acestuia; Coroziune localizată, de exemplu coroziune în puncte sau fisuri; Coroziunea fisurantă sub tensiune, de exemplu acţiun ea carbonaţilor / bicarbonaţilor; Coroziune microbiologică. 103

4.16.2. Cerinţe privind protecţia exterioară

Toate conductele metalice trebuie dotate cu o acoperire exterioară, iar pentru secţiunile îngropate sau sub apă, cu protecţie catodică. Pentru zonele cu risc mare de coroziune trebuie luate în considerare un adaos de coroziune şi utilizarea unei acoperiri durabile sau a unei protecţii cu un aliaj rezistent la coroziune. Soluţiile de proiectare pentru protecţia contra coroziunii externe a conductelor iau în considerare atât protecţia pasivă, cât şi protecţia activă. La alegerea soluţiilor de protecţie contra coroziunii externe trebuie respectate prevederile din prezentele norme tehnice, precum şi prevederile altor standarde de specialitate. a. Acoperiri exterioare – Protecţia pasivă

Parametrii ce urmează a fi luaţi în considerare la evaluarea eficienţei izolaţiilor exterioare vor include: Rezistivitatea electrică a acoperirii; Pătrunderea umezelii şi variaţia ei cu temperatura; Aderenţa necesară între izolaţie şi materialul de bază al conductei; -

Rezistenţa mecanică a izolaţiei; Susceptibilitatea la slăbirea protecţiei catodice (dezlipirea

-

izolaţiei delaprotecţie); Rezistenţa îmbătrânire, fragilitate şi fisurare; Cerinţe pentru repararea izolaţiei; Posibilele efecte detrimentale asupra materialului conductei; Cicluri termice posibile;

Rezistenţa la deteriorare în timpul manipulării, transportului, depozitării, montării şi exploatării. Izolaţiile exterioare ale ţevii trebuie să fie aplicate în fabrică, cu excepţia îmbinărilor din şantier. Îmbinările din şantier ale ţevilor de conductă trebuie protejate cu un sistem de izolaţie care să fie compatibil cu izolaţia din fabrică a ţevii şi să poată fi aplicat satisfăcător în condiţiile din şantier. Protecţia conductelor izolate termic s-ar putea să necesite o protecţie exterioară între conductă şi izolaţie. Protecţia pasivă contra coroziunii externe a conductelor supraterane se realizează prin vopsire. Vopsirea se execută în 2 - 3 straturi: un strat de grund şi unul sau două de straturi astfelconducta. aleasă încât să reziste la condiţiile mediudeînvopsea. care esteVopseaua amplasatatrebuie suprateran Anterior aplicarii stratului de grund suprafaţa ţevii se curǎţǎ şi se degresează. Gradul si tipul de curăţire minime a ţevilor de conductă se stabilesc prin proiect. Protecţia pasivă contra coroziunii externe a conductelor subterane se realizează prin izolarea conductelor. Tipul sistemului de izolare se alege funcţie de: a) agresivitatea şi structura solului; b) prezenţa curenţilor de dispersie; 104

c) clasa de locaţie a conductei; d) diametrul conductei; e) condiţiile de montaj.

Stabilirea sistemului de izolare se face luând în considerare durata de viaţă estimată a conductei şi cel puţin următoarele caracteristici: a) aderenţa la suport; b) rezistenţa la impact; c) rezistivitatea izolaţiei; d) rigiditatea dielectrică; e) desprinderea izolaţiei (disbonding); f) absorbţia apei; g) rezistenţa la penetrare. Solul în care sunt prezenţi curenţi de dispersie se consideră de agresivitate foarte mare. Existenţa curenţilor de dispersie se determină prin măsuratori de potenţial asupra altor structuri metalice subterane aflate în apropierea traseului proiectat. Este obligatorie introducerea în proiect a diagramelor î nregistrate la aceste masuratori.

Pentru întocmirea diagramei de rezistivitate a solului este obligatorie măsurarea rezistivităţii acestuia la intervale cuprinse între 500 – 1000 m pe traseul conductei. Prin măsurări se determină cu exactitate zonele de modificare a agresivităţii solului pentru alegerea tipului de izolaţie. Prezenţa curenţilor de dispersie se consideră implicită în cazul în care traseul conductei este paralel cu:

LEA substâl 1 p; KV la distanţă mai mică decât înaltimeă celui mai apropiat Cai ferate electrificate în curent continuu sau linii de 20 KV, la distanţă mai mică de 30 de m; c) LEA cu tensiune mai mare de 20 KV, la distanţa mai mică de a)

b)

100 de m;

Linii de tramvai, metrou, la distanţa mai mică de 10 m. În lipsa curenţilor de dispersie, agresivitatea solului se apreciază în funcţie de rezistivitatea acestuia. Agresivitatea solului în funcţie de rezistivitatea lui se prezintă în Tabelul nr. 4.5, iar clasele de stres ale solului în funcţie de structura lui se prezintă în Tabelul nr. 4.6. d)

Tabelul nr. 4.6. Agresivitatea solului în funcţie de rezistivitatea lui Rezistivitatea solului Agresivitatea solului

ρ (Ωm) 20 100

sub 5 5– 20 – peste 100

foarte mare mare medie

mică 105

Tabelul nr. 4.7. Clasele de stres ale solului funcţie de structura lui

Nisip sau soluri uşoare în care numai izolat sunt incluse pietre. Sol cu incluziuni normale de rocă, acestea având mărimi sub 50

A B

mm

Sol cu roci de mărimi peste 50 mm

C

4.16.3. Protectia conductei contra coroziunii interne a. Evaluarea corozivităţii interioare

Posibila pierdere sau degradare a materialului ţevii de conductă se va determina pentru toate condiţiile de operare a conductei. Vor fi identificate componentele fluidului (fluidelor) care pot produce

coroziunea interioară. Componente care pot produce coroziunea interioară a conductelor care transportă gaze naturale, ţiţeiuri sau alte fluide sunt: bioxidul de carbon, hidrogenul sulfurat, sulful elementar, mercurul, oxigenul, apa, sărur ile dizolvate (cloruri, bicarbonaţi, etc.), depozitele solide (legate de starea de curăţenie interioară a conductelor), contaminarea bacteriană, aditivii chimici injectaţi în timpul activităţilor în amonte. Tipurile dedeposibilă coroziune care urmează a fi luate în considerare în timpul evaluărilor coroziune vor include: pierderea sau degradarea generală a materialelor; coroziunea localizată, cum ar fi coroziunea în puncte sub depuneri sau atacul sub formă de sită sau crăpături; coroziunea provocată microbiologic; coroziunea fisurantă; fisurarea produsă de hidrogen sau fisurarea în trepte; eroziunea şi coroziunea prin erodare; oboseală prin coroziune; -

cupluri

bimetalice

/galvanice

care

includ

coroziunea

preferenţială a sudurii. b. Metode pentru stoparea coroziunii interioare Metodele pentru stoparea coroziunii interioare pot include: -Posibila modificare a condiţiilor de proiectare/funcţionare; -Utilizarea materialelor rezistente la coroziune; -Utilizarea aditivilor chimici; -Aplicarea acoperirilor şi căptuşelilor interioare; -Utilizarea curăţării mecanice la intervale regulate; -Eliminarea cuplelor bimetalice. 106

Alegerea materialului rezistent la coroziune va lua în consideraţie rezultatele evaluărilor coroziunii interioare şi exterioare. Factorii ce urmează a fi luaţi în considerare la alegerea inhibitorilor de coroziune trebuie să includă: -

Zonele udate, gradul de umplere al interiorului conductei;

Variaţia vitezei fluidelor din conductă; Tendinţa de separare a sistemelor multifazice în timpul transportului prin conductă; Influenţa sedimentelor şi depunerilor de piatră; Compatibilitatea cu alte tipuri de inhibitori;

Compatibilitatea cu materialele componente ale conductelor, în special cu materialele nemetalice din accesoriile conductelor;

Siguranţa personalului la manipularea substanţelor chimice, Efectele de mediu în caz de scurgeri de fluide; Compatibilitatea cu operaţiunile din aval de pe conducta. In vederea reducerii coroziunii interioare se pote aplica o izolaţie interioară. Factorii ce urmează să se ia în consideraţie în vederea alegerii acoperirii sau căptuşirii sunt: -acoperirea interioară a îmbinărilor din şantier; -

-metode de aplicare; -disponibilitatea metodelor de reparare; -condiţiile de operare; -efectele pe termen lung ale fluidului (fluidelor) asupra acoperirii/

rezisteţa la modificarea presiunii; -căptuşelii; -influenţa gradienţilor de temperatură asupra acoperirii; -compatibilitatea cu operaţiunile de godevilare. Factorii luaţi în consideraţie trebuie să urmărească: Îndepărtarea solidelor acumulate şi/sau a acumulărilor de lichid coroziv pentru a ajuta la reducerea coroziunii în aceste zone; Îmbunătăţirea eficienţei inhibitorilor de coroziune. La alegerea dispozitivului de curăţare mecanică trebuie să se ţină cont de: Posibilele consecinţe ale curăţirii mecanice, respectiv de îndepărtarea stratelor protectoare ale produselor anticorozive introduse în conductă sau de deteriorarea acoperirilor sau căptuşelilor interioare existente; -

Posibilele efecte adverse ale contactelor dintre materialele

conductei, cum ar fi oţelul inoxidabil şi materialele dispozitivelor de curăţare mecanică. 4.16.4. Programe şi metode de monitorizare Termenul de “monitorizare a coroziunii” se refera la masuratorile de coroziune care pot fi efectuate in timp ce instalatia este in plina operare.

Măsurile pentru monitorizarea coroziunii trebuie luate încă din timpul fazei de proiectare. Acestea pot fi: 107

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12.

Măsurari de pierdere în greutate; Măsurari a rezistenţei la polarizare liniară; Măsurari a rezistenţei electrice; Teste de rezistenţă inductivă; Spectroscopia impedanţei electrochimice; Zgomot electrochimic;

Emisia acustică; Radiografiere; Incercare ultrasonică;

Monitorizarea potenţialului de coroziune; Monitorizarea hidrogenului; Analize chimice.

Alegerea metodei potrivite trebuie facută dupa ce criteriile de proiectare sunt stabilite.

În principal sunt trei principii de măsurare care formează baza monitorizării coroziunii: -

Măsurarea pierderii fizice de metal; Măsurarea proprietăţilor electrochimice a suprafeţelor de

coroziune; Controlul parametrilor de proces. Programele de monitorizare a coroziunii se vor stabili pe baza mecanismelor de corodare prevăzute, a vitezelor de corodare estimate, a metodelor selectate de -

stopare a coroziunii şi vor ţine cont şi de factorii de mediu şi de siguranţă. În cere cazulpentru în caretoat supravegherea coroziuniiseinterioare exterioare sau a altor defecte se ă lungimea conductei impune sau utilizarea instrumentelor de inspectare internă a conductei. Pe baza rezultatelor inspecţiilor interne consecutive se vor stabili: - pierderea de metal; - vitezele aproximative de coroziune; -

Alegerea

tendinţele de degradare corozivă. tehnicilor pentru supravegherea coroziunii interioare va ţine cont

de: -

Tipul anticipat de coroziune;

Posibilitatea separării apei, eroziune etc. (caracteristicile curgerii);

-

Viteza anticipată a coroziunii; Precizia necesară; Accesul interior şi exterior disponibil;

-

Împiedicarea trecerii godevilelor sau aparatelor de inspectare prin obstrucţiuni interioare.

Tehnicile posibile includ: - instalarea unor dispozitive, cum ar fi cupoane de testare, care dau

indicaţii directe despre coroziunea din conductă; -

analize periodice ale fluidului pentru a-i controla corozivitatea.

108

Punctele de testare pentru supravegherea coroziunii trebuie amplasate acolo

unde este cel mai probabil să se obţină indicaţii concrete privind coroziunea din conductă, atât de-a lungul conductei, cât şi în instalaţiile asociate. Toate constatările activităţilor de monitorizare şi inspectare vor fi analizate pentru: -

a dovedi managementul adecvat al coroziunii;

a identifica posibilele îmbunătăţiri; a indica o cerinţă pentru evaluarea detaliată a stării conductei; a indica necesitatea modificării cerinţelor privind managementul coroziunii.

4.16.5. Documentaţia legată de supravegherea coroziunii

Se va elabora o documentaţie care să descrie următoarele aspecte, în conformitate cu cerinţele pentru managementulul coroziunii descrise mai sus: -

-

Evaluarea pericolelor coroziunii şi a riscurilor asociate; Alegerea materialelor şi metodele de stopare a coroziunii; Alegerea tehnicilor de inspecţie şi de supraveghere a coroziunii, precum şi a frecvenţei inspecţiilor; Orice cerinţe specifice legate de dezafectarea şi abandonarea conductei asociate cu managementul selectat al coroziunii.

109

Capitolu l 5. El emente de pr oiectare a conductelor cu r egim de godevil ar e

Proiectarea pentru godevilare trebuie să ţină cont de următoarele: şi amplasarea/localizarea gărilor p ermanente de godevilare sau a racordurilor pentru gările temporare de godevilare; -prevederea

-accesul; -instalaţiile de ridicare; -cerinţele de izolare pentru lansarea şi primirea pigurilor; -cerinţele pentru ventilaţie şi drenaj ( pentru pre -recepţie şi în timpul operării); -direcţia (direcţiile) de godevilare; -rata minim permisibilă a curbelor; -distanţa dintre curbe şi fitinguri; -modificările maxim permisibile ale diametrelor; -cerinţele de conicitate în cazul modificării diametrelor interioare; -proiectarea racordurilor de derivaţie şi compatibilitatea materialului ţevii conductei; -fitinguri interioare; -acoperiri interioare; -semnalizatoare de pig.

La determinarea orientării gărilor de piguri va fi luată în considerare securitatea drumului de acces şi facilităţile adiacente. 5.1. Conducte godevil abi le

Godevilarea este operaţia de inspecţie şi/sau de curăţire a conductelor prin intermediul unui dispozitiv denumit godevil sau PIG sau curăţitor de parafină. Proiectarea conductelor în regim godevilabil presupune asigurarea unei geometrii interioare a conductei si a tuturor elementelor de conductă, astfel încât să fie posibilă deplasarea godevilului în lungul conductei în condiţii optime. Conductele noi se proiectează astfel încât sa fie posibilă godevilarea. La repararea conductelor existente, porţiunile reparate se proiectează în regim godevilabil la cererea operatorului.

Diametrul interior al conductelor godevilabile se menţine constant. A Racordurile la conducte se prevad cu teuri egale sau reduse echipate cu

grătare. Toate conductele godevilabile vor fi inspectate înainte de recepţia preliminară, prin godevilare, de preferinţă cu un PIG inteligent, pentru a se confirma calitatea

lucrărilor.

5.2. Staţii de lansare/primire pig În vederea godevilarii conductele proiectate în regim godevilabil se prevad cu staţii de lansare/primire PIG fixe sau cu posibilităţi de cuplare a staţiilor mobile. 110

Se recomandă ca staţiile de lansare/primire PIG sa fie dotate cel puţin cu următoarele componente: a) gara de lansare/primire PIG; b) sistem de manevrare a PIG - urilor în construcţie antiex; c) sistem de introducere/extragere a PIG - urilor în construcţie antiex; d) ansamblu de robinete pentru manevrarea PIG- urilor;

e) căi de acces; f) sisteme de colectare/depozitare ale impurităţ ilor provenite din godevilarea conductelor.

Tabelul nr. 5.1.Abaterea maximă a diametrului interior pentru conducte godevilabile

Abaterea maximă

Diametrul nominal [mm]

[mm] 4 6

Până la 100 300 500 900

150 200 – 350 – 500 –

10 14 16

≥ 900

20

Tabelul nr. 5.2. Raze minime de curbură pentru conducte godevilabile

Raza de curbură

DN [mm] 100

20 DN

150 şi 200 ≥ 250

10 DN 5 DN

Se recomandă ca în componenţa gărilor de lansare/primire PIG, să fie cuprinse cel puţin următoarele: a) corp principal dotat cu dispozitiv de închidere/deschidere rapidă la 180°; b) supapă de siguranţă; c) indicator de presiune; d) racord de aerisire; e) racord de drenaj;

f) reducţie; g) semnalizatoare de trecere a PIG - ului.

Dimensiunile gărilor de lansare/primire PIG sunt condiţionate de caracteristicile PIG - ului cu care se face godevilarea conductei.

111

By-pass-ul la conducta de impuls trebuie sa fie dimensionat astfel încât sa permită un debit suficient în interiorul gării în momentul lansării/primirii PIG - ului. Se recomandă ca diametrul conductei de impuls să fie de 1/3 - 1/4 din diametrul conductei supuse godevilarii. Gările de lansare-primire PIG pentru conducte cu diametru mai mare sau egal cu DN 100 necesită echipament special de manevrare a PIG - urilor.

Dispozitivul de închidere/deschidere rapidă, se prevede cu un sistem de siguranţă care să nu permită deschiderea corpului principal în cazul în care aceasta este sub presiune.

Distanţa dintre staţiile de lansare/primire PIG se stabileşte prin proiect tinând cont de: -

traseul conductei; dimensiunile conductei; tipul PIG-ului ( godevilului);

cantitatea de impurităţi lichide şi so lide estimate a fi evacuate din conducta în urma godevilarii; - pierderea de presiune de pe conductă. Captarea, depozitarea şi evacuarea impurităţilor acumulate la staţiile de godevilare, se stabilesc prin proiect tinând cont de măsurile specifice de protecţia muncii şi PSI, precum şi de măsurile pentru protecţia mediului ambiant. Configuraţia şi componentele unui gări tipice sunt prezentate în Fig. 5.1. Caseta este partea din gară cuprinsă între robinetul gării şi dispozitivul de închidere de capăt şi este necesară pentru lansarea şi primirea pigurilor, fiind formată din următoarele părţi : cu secţiune lărgită, folosită pentru încărcarea şi a) caseta mare, extragerea pig-ului;

caseta mică, cu acelaşi diametru ca şi conducta de transport cuprinsă între robinetul gării şi reducţie; c) reducţia de trecere de la caseta principală la caseta mică. b)

Pentru conductele cu diametru mai mic de 20 inch, diametrul casetei

principale va fi cu 2 inch mai mare decât diametrul conductei, iar pentru conductele cu diametrul de 20 inch şi mai mare, diferenţa va fi de 4 inch. Dimensiunile tipice pentru caseta principală sunt prezentate în tabelul 5.3.

112

Figura 5.1 Schemă de principiu pentru o gară de godevil PI - Manometru SP - Semnalizator pig

113

Tabelul nr. 5.3. Diametre tipice pentru caseta mare şi conductele auxiliare Diam. conductei (inch) 4 6 8

Linia de by pass (inches) 3 4 4-6

10 12 14 16 18 20 24 28 30 32 36 38 40 42

6 6-8 6-10 8-12 10-12 10-16 12-18 16-20 16-24 16-24 18-28 20-28 20-32 20-36

Linia de

Casetă

(inches) 2 2 4

Linia de echilibrare (inches) 2 2 2

Linia de golire (inches) 2 2 2

mare (inches) 6 8 10

4 4 4 6 8 8 8 10 10 10 12 12 12 16

2 2 2 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4

2 2 2 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4

12 16 16 18 20 24 28 32 36 36 40 42 44 46

împingere

La determinarea diametrului casetei se va ţine seama şi de diametrul interior, care este influenţată de grosimea de perete a ţevei. Diametrul interior pentru caseta mică trebuie să fie acelaşi ca pentru conducta principală. Modificarea (tranziţia) diametrului interior datorată variaţiilor de grosimi de perete mai mari de 2,4 mm va fi în formă de con, cu un unghi maxim de 14° faţă de axa conductei, pentru a permite o trecere lină (fără întreruperi) a pig-ului. Amândouă secţiunile casetei trebuie să fie proiectate pentru cel mai lung curăţitor (pig) folosit (în mod obişnuit un pig inteligent), plus o marjă de 10 %. Dimensiunile pentru gări de piguri inteligente sunt redate în Tabelul 5.4 şi Fig.5.2.

Pentru gările de primire, caseta poate fi înclinată cu o pantă de 1: 100 către dispozitivul de închidere de capăt, pentru a permite scurgerea lichidelor din casetă . In cadrul proiectului de detaliu se va face verificarea lungimilor, în funcţie de dispozitivele de curăţire reale, care vor fi achiziţionate în cazul folosirii mai multor tipuri de pig-uri.

114

Tabelul nr. 5.4. Lungimile casetei Diametru conductei

Lungimea minimă aproximativă

Lungime

Greutate

maximă

maximă aprox. a pigului (kg) 60 90

AL

BL

AR

BR

(inches) 4 6

aprox. a pigului (m) 2,8 2,8

2,8 2,8

0,5 1,5

2,8 2,8

2,8 2,8

8 10 12 14 16 18 20 24 28 30 32 36 38 40 42

3,9 4,3 4,3 4,8 5,1 5,1 5,1 5,7 5,8 6,0 6,6 6,6 6,6 6,6 6,6

170 300 365 380 700 810 840 1600 2000 2000 2270 3560 3600 4090 4550

4,1 4,3 4,3 4,8 5,1 5,1 5,1 5,7 5,8 6,0 6,6 6,6 6,6 6,6 6,6

1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5

3,9 4,3 4,3 4,8 5,1 5,1 5,1 5,7 5,8 6,0 6,6 5,3 5,5 5,5 6,4

3,9 4,3 4,3 4,8 5,1 5,1 5,1 5,7 5,8 6,0 6,6 6,6 6,6 6,6 6,6

a casetei (m) Lansare

Primire

Figura 5.2. Dimensiuni recomandate pentru gări de lansare / primire piguri

115

Capi tolu l 6.

Încadrarea în clase şi categorii de importanţă 6.1. Gener a lități

Încadrarea conductelor în clase şi categorii de importanţă se face conform prevederilor reglementarilor în vigoare. Categoria de importanţă a construcţiei, se stabileste conform H.G.R. nr. 766 97. Pentruspecifice. traversări standarde

de cursuri de apă se impune şi încadrarea conform unor Modulul de management al calităţii şi stabilirea cerinţelor faţă de funcţiunile sistemului se determină corespunzător standardului SR EN ISO seria 9001. Categoriile de importanţă ale conductelor privind calitatea în construcţii, în conformitate cu Hotărârea Guvernului României Nr.766 -1997, completata cu H.G, nr. 102/2003, sunt: -Categoria A - construcţii de importanţă excepţională. -Categoria B - construcţii de importanţă deosebită. -Categoria C - construcţii de importanţă normală. -Categoria D - construcţii de importanţă redusă.

Categoriile de importanţă se stabilesc funcţie de punctajul stabilit în baza formulei:

P(n)K(n) = (n) x p(1)/n(i)

(6.1)

în care: P(n) = punctajul factorului determinant n = 1-6. K(n) = coeficient de unicitate. p(i) = punctajul corespunzător criteriilor (i) asociate factorului determinant (n).

n(i) = numărul criteriilor (i), asociate factorului determinant (n) luate în considerare n(i) = 3. Stabilirea punctajului p(i) funcţie de nivelul apreciat al influenţei criteriilor se face conform tabelului nr. 6.1. Tabelul nr. 6.1. Nivelul apreciat al influenţei criteriului

Nivelul apreciat al influenţei criteriului Inexistent Redus Mediu Apreciabil Ridicat

Punctajul p(i) 0 1 2 4 6

Stabilirea categoriei de importanţă funcţie de punctajul realizat, se face conform tabelului nr. 6.2.

Punctajul total obţinut stabileşte şi încadrarea în modelul de asigurare a calităţii.

116

Tabelul nr. 6.2 Punctajul pentru categoria de importanţă a construcţiei Categoria de

Punctajul P(i)

Modulul de management al

importanţă a construcţiei

calităţii, conform

A B C

 30 18 - 29 6 - 17

SR EN ISO 9001:2001 Modulul H Modulul H sau D Modulul D sau E

D

<5

Modulul E

Se deosebesc următoarele clase de importanţă: Clasa de importanţă I

Construcţii de importanţă excepţională - construcţii hidrotehnice a căror avariere poate avea urmări catastrofale; - construcţii hidrotehnice la care intemperiile în funcţionare sunt inadmisibile.

Clasa de importanţă II

Construcţii de importanţă deosebită - construcţii hidrotehnice a căror avariere ar avea urmări deosebit de grave ; - construcţii hidrotehnice a căror funcţionare poate fi

Clasa de importanţă III

întreruptă numai în mod excepţional şi pentru scurt timp. Construcţii de importanţă medie - construcţii hidrotehnice a căror avariere pune în obiective social economice.

Clasa de importanţă IV

Clasa de importanţă V

pericol

Construcţii de importanţă secundară - construcţii hidrotehnice a căror avariere are o influenţă redusă asupra altor obiective social -economice. Construcţii de importanţă redusă - construcţii hidrotehnice a căror avariere nu are urmări pentru alte obiective social-economice.

Tabelul nr. 6.3 Exemplu pentru determinarea punctajului acordat Factori

determinanţi 1

Importanţa vitală

CRITERII ASOCIATE

i - Oameni implicaţi direct în cazul unor

Punctaj

Punctaj total

corespunzător

corespunzător

fiecarui criteriu asociat 1

fiecarui factor determinant

disfuncţii ale construcţiei ii - Oameni implicaţi indirect în cazul unor disfuncţii ale construcţiei

1

iii - Caracterul evolutiv al efectelor

2

periculoase, în cazul unor disfuncţii ale construcţiei

117

1

2

i - Mărimea comunităţii care apelează

Importanţa

funcţiunile construcţiei şi/sau valoarea bunurilor materiale adăpostite de construcţie ii - Ponderea pe care funcţiunile construcţiei o au în comunitatea respectivă iii - Natura şi importanţa funcţiilor

social-

economică şi culturală

la

2

2

2

2

respective 3 Implicarea

iexploatarea - Măsura înconstrucţiei care realizarea şi în intervine

ecologică

perturbarea mediului natural şi a mediului construit ii - Gradul de influenţă

4 Necesitatea

luării în considerare a duratei de utilizare

(existenţa)

nefavorabilă asupra mediului natural şi construit iii - Rolul activ în protejarea/refacerea mediului natural şi construit i - Durata de utilizare preconizată ii - Măsura în care performanţele alcătuirilor constructive depind de cunoaşterea evoluţiei acţiunilor (solicitărilor) pe durata de utilizare iii - Măsura în care performanţele funcţionale depind de evoluţia cerinţelor

2

3

4 2 1 1

1 2

pe durata de utilizare 5 Necesitatea

adaptării la condiţiile locale de teren

şi de mediu

6 Volumul de

muncă şi de materiale necesare

iMăsura în care constructive, este asigurarea dependentăsoluţiilor de condiţiile locale de teren şi de mediu ii - Măsura în care condiţiile locale de teren şi de mediu evoluează defavorabil în timp iii - Măsura în care condiţiile locale de teren şi de mediu determină activităţi, măsuri deosebite pentru exploatarea construcţiei i - Ponderea volumului de muncă şi de materiale înglobate ii - Volumul şi complexitatea activităţilor necesare pentru menţinerea performanţelor construcţiei pe durata de existenţă a acesteia

2

iii - Măsura depind în care de performanţele funcţionale evoluţia cerinţelor

2

2 2 2

2 2 2

pe durata de utilizare Punctaj total Categoria de importanţă

11 C

Traversările supraterane sau subterane, precum şi lucrările conexe (apărări de maluri, praguri, regularizări, etc.) fiind lucrări cu caracter hidrotehnice, se 118

încadrează în categorii şi clase de importanţă şi conform STAS 4273 -83, distingându-se:  Încadrarea în clase de importanţă;  Încadrarea în categorii de importanţă. Categoria construcţiilor hidrotehnice pentru traversarea aeriană sau subterană a cursurilor de apă, aferente reţelelor de transport a fluidelor, se stabileşte conform STAS 4273-83, pct. 2.12, conform tabelul nr. 6.4:

Tabelul nr. 6.4 C ategoria de importanţă construcţiilor hidrotehnice

Felul construcţiei

Categoria construcţiilor

de traversare

hidrotehnice 2 3 4

- de interes naţional - de interes judeţean - de interes local

Încadrarea în clase de importanţă funcţie de categoria lucrărilor se face funcţie de categoria de importanţă şi de durata de exploatare, conform STAS 4273 83, pct. 5, vezi tabelul nr. 6.5.

Tabelul nr. 6.5. C lasa de importanţă construcţiilor hidrotehnice

Încadrarea construcţiilor

Categoria construcţiilor hidrotehnice

hidrotehnice

După durata de exploatare

După rolul funcţional

Definitive Provizorii

1

2

3

4

I III III IV

II III III IV

III IV IV IV

IV IV IV V

Clasa de importanţă a construcţiilor hidrotehnice

Principale Secundare Principale Secundare

Încadrarea în clase de importanţă conform P100-2006 codul de proiectare antiseismică

În vederea realizării unui nivel de protecţie antiseismică corespunzător din punct de vedere tehnic şi economic, se vor avea în vedere următoarele criterii :  seismicitatea naturală a zonei amplasamentului ;  condiţiile locale de amplasament (geologice, geoteh nice, hidrogeologice);

 

importanţa construcţiei; tipul şi caracteristicile structurii de rezistenţă a construcţiei.

119

6.2. D ocumentaţia de proiectare

Proiectarea conductelor la care se referă prezenta secţiune, se va realiza în conformitate cu legislaţia în vigoare (HG 28/2008), cu caietele de sarcini pentru oferta de proiectare sau pe baza temei de proiectare şi cuprinde următoarele faze, dupa caz: -

Studiu de prefezabilitate; Studiu de fezabilitate;

Documentaţie de avizare a lucrărilor de intervenţie; Proiect tehnic;

Detalii de execuţie

6.2.1. Tema de proiectare / Caiet de sarcini proiectare

Tema de proiectare se elaboreaza de catre beneficiar şi trebuie însuşită de proiectant. 6.2.2. Studiul de prefezabilitate

Studiul de prefezabilitate reprezintă documentaţia tehnico -economică prin care se fundamentează necesitatea şi oportunitatea investiţiei pe bază de date tehnice şi economice. 6.2.3. Studiul de fezabilitate

Studiul de fezabilitate reprezintă documentaţia tehnico -economică prin care se stabilesc principalii indicatori tehnico-economici aferenţi obiectivului de investiţii pe baza necesităţii şi oportunităţii realizării acestuia şi care cuprinde soluţiile funcţionale, tehnologice, constructive şi economice ce urmează a fi supuse aprobării. 6.2 .4. Documentaţie de avizare a lucrărilor de intervenţie

Documentaţia de avizare pentru lucrări de intervenţie reprezintă documentaţia tehnico -economică similară studdiului de fezabilitate, elaborată pe baza concluziilor raportului de expertiză tehnică şi, după caz, ale raportului de audit energetic, pentru aprobarea indicatorilor tehnico-economici aferenţi lucrărilor de intervenţie la lucrări existente. 6.2.5. Proiectul tehnic

Proiectul tehnic verificat (1), avizat (2) şi aprobat (3), potrivit prevederilor legale, reprezintă documentaţia scrisă şi desenată privind instrucţiunile necesare pentru realizarea obiectivului de investiţii: execuţia lucrărilor, montajul echipamentelor, utilajelor sau instalaţiilor tehnologice, acţiunile de asigurare şi certificare a calităţii, acţiunile de punere în funcţiune şi teste, precum şi acţiunile de predare a obiectivului de investiţie către beneficiar (recepţiile). 120

Proiectul tehnic poate face parte din documentele licitaţiei, pe baza căreia se întocmeşte oferta de către constructor şi este document anexat contractului de execuţie, pe baza căreia se execută lucrarea. Proiectul tehnic pentru conducta trebui e să conţină cel putin urmatoarele: a) planurile cu traseul conductei; b) studiile geologice şi hidrologice; c) calculele de dimensionare; d) specificaţiile tehnice specifice pentru execuţia conductei; e) proba de rezistenţă şi verificarea etanşeităţii; f) detalii privind montajul conductei; g) specificaţiile tehnice ale utilajelor, echipamentelor şi materialelor aferente conductei; h) documentele necesare pentru atestarea calităţii lucrărilor

conform legislaţiei în vigoare; i)

planurile de detaliu pentru rezolvarea cazurilor speciale din

traseu (intersecţii, paralelisme, traversări, inclusiv terasamente pentru cazuri deosebite, etc.) j)

desene de execuţie pentru toate confecţiile de atelier ce se montează în firul conductei cu ind icarea probelor la care vor fi supuse, dupa caz;

k)

alte specificaţii pentru obiective aferente conductei (staţiile de protecţie catodică, utilităţi, telecomunicaţii, etc.);

l)

schema de montaj a conductei,

m)

lista proprietarilor de traseu actele pentru care confirmă acordul de principiuafectati al acestora pentru şiaccesul execuţia conductei, respectiv, dupa caz, ocuparea temporară sau definitivă a terenurilor;

partea economică a lucrării; graficul de eşalonare a lucrărilor, dupa caz; documentaţia necesară pentru obţinerea autorizaţiei construire, întocmită conform legislaţiei în vigoare; q) măsuri de protecţia muncii şi protecţia mediului; r) măsuri de apărare împotriva incendiilor. n) o) p)

de

NOTA: 1. Verificarea

documentaţiei de proiectare pentru execuţia conductelor se face conform Legii 440/2002, de către verificatori autorizaţi pentru domeniul „4950-Transportul prin conducte”;

Avizarea certificatului proiectului de o autoritate de certificare se face cprin obţinerea de către urbanism şi a autorizaţiei de construcţie are permite începerea execuţiei lucrărilor. Prin certificatul de urbanism se impun toate avizele şi acordurile necesare pentru executarea investiţiei, acestea pot diferi funcţie de autoritatea administrativă. 3. Aprobarea documentaţiei de proiectare se face de către beneficiar în cadrul şedinţelor de C.T.E. proprii. 2.

121

4. Beneficiarul poate solicita ca unele proiecte sa fie certificate sau

validate de o autoritate de verificare independentă, care poate fi una din organizaţiile de certificare recunoscute sau un cons ultant de inginerie cu rezultate recunoscute în industria de petrol si gaze. 6.2 .6. Definirea unor noţiuni şi a

unor documente

Certificatul de urbanism: Actul de informare privind regimul juridic,

economic şi tehnic al obiectivului, precum şi cerintele urbanistice specifice amplasamentului , determinate în conformitate cu prevederile documentaţiilor de urbanism avizate şi aprobate. Acord unic - Documentul cu valoare de aviz conform, necesar pentru

elaborarea şi emiterea autorizaţiei de construire/desfiinţare, întocmit în baza concluziilor şi propunerilor rezultate ca urmare a examinării şi aprobării documentaţiilor tehnice depuse în vederea autorizării, însumând condiţiile şi recomandările formulate prin: a) avizele şi acordurile pentru utilităţi urbane pr ivind racordarea obiectivului şi a organizării execuţiei lucrărilor la reţelele de utilităţi urbane (apă/canal, electricitate, gaze, termoficare, telecomunicaţii, salubritate, transport urban); b) avizele şi acordurile specifice privind prevenirea şi stingere a incendiilor, apărarea civilă, protecţia mediului şi a sănătăţii populaţiei. Acordul unic se elaborează de structurile de specialitate constituite sub autoritatea administraţiei publice locale.

Autorizaţia de construire/desfiinţare - Actul de autoritate al administraţiei consilii judeţene şi consilii locale municipale, orăşeneşti şi comunale, pe baza căruia se pot realiza sau desfiinţa lucrări de construcţii. Procedura de emitere a autorizaţiei de construire/desfiinţare este reglementată prin lege 50/1991 şi prin normele metodologice elaborate de Ministerul Transporturilor, Construcţiilor şi Turismului. publice locale -

Avizare/aprobare - Avizare - procedura de analiză şi de exprimare a punctului de vedere al unei comisii tehnice din structura ministerelor, a

administraţiei publice locale ori a altor organisme centrale sau teritoriale interesate, având ca obiect analiza soluţiilor funcţionale, a indicatorilor tehnico -economici şi amenajare a teritoriului sociali ori a altor elemente prezentate prin documentaţiile şi urbanism sau prin proiectul pentru autorizarea execuţieidelucrărilor de construcţii extras din proiectul tehnic (P.T.) pe baza căruia se vor executa lucrările. Avizarea se concretizează printr-un act (aviz favorabil sau nefavorabil) care are caracter tehnic de obligativitate. Aprobare - opţiunea forului deliberativ al autorităţii competente de însuşire a propunerilor din documentaţiile prezentate şi susţinute de avizele tehnice favorabile, prealabil emise. Prin actul de aprobare se conferă documentaţiilor putere de aplicare, constituindu-se astfel ca temei juridic în vederea realizării programelor 122

de dezvoltare teritorială şi urbanistică, precum şi al autorizării lucrărilor de execuţie a obiectivelor de investiţii. În cadrul proiectului tehnic se vor emite documente referitoare la următoarele elemente: -

amplasamentul; topografia;

clima şi fenomenele naturale specifice zonei; geologia, seismicitatea;

prezentarea proiectului pe volume, broşuri, capitole; organizarea de şantier, descriere sumară, demolări, devieri de reţele etc.; căile de acces provizorii; sursele de apă, energie electrică, gaze, telefon etc., pentru organizarea de şantier şi definitive; căile de acces, căile de comunicaţii, etc.; programul de execuţie a lucrărilor, graficele de lucru, programul de recepţie; trasarea lucrărilor; protejarea lucrărilor executate şi a materialelor din şantier; măsurarea lucrărilor; laboratoarele contractantului (ofertantului) şi testele care cad în sarcina sa;

-

curăţenia în şantier;

--

serviciile sanitare; relaţiile dintre contractant

-

(ofertant), consultant şi persoana juridică achizitoare (investitor); memoriile tehnice, pe specialităţi.

Caietele de sarcini

Caietele de sarcini dezvoltă, în scris, elementele tehnice menţionate în planşe şi prezintă informaţii, precizări şi prescripţii complementare planşelor. Aceste caiete de sarcini se elaborează pe baza planşelor deja terminate, şi se organizează, de regulă, în broşuri distincte, pe specialităţi. Rolul şi scopul caietelor de sarcini Fac parte integrantă din proiectul tehnic şi din documentele licitaţiei. Reprezintă descrierea scrisă a lucrărilor care fac obiectul licitaţiei; planşele fac prezentarea lor grafică, iar breviarele de calcul justifică -

-

dimensionarea elementelor constituente.

Planşele, breviarele de calcul şi caietele de sarcini sunt complementare. Notele explicative, înscrise în planşe, sunt scurte şi cu caracter general, vizând în special explicitarea desenelor. Conţin nivelul de performanţă al lucrărilor, descrierea soluţiilor tehnice şi tehnologice folosite, care să asigure exigenţele de performanţă calitative. 123

-

-

-

-

Detaliază aceste note şi cuprind caracteristicile şi calităţile materialelor folosite, testele şi probele acestora, descriu lucrările care se execută, calitatea, modul de realizare, testele, verificările şi probele acestor lucrări, ordinea de execuţie şi de montaj şi aspectul final. Împreună cu planşele,caietele de sarcini trebuie să fie astfel concepute încât, pe baza lor, să se poată determina: cantităţile de lucrări, costurile lucrărilor şi utilajelor, forţa de muncă şi dotarea necesară execuţiei lucrărilor. Elaborarea acestora se face, pe baza breviarelor de calcul şi a planşelor, de către ingineri specialişti, pentru fiecare categorie de l ucrare. Forma de prezentare trebuie să fie: amplă, clară, să conţină şi să clarifice precizările din planşe, să definească calităţile materialelor, cu trimitere la standarde, să definească calitatea execuţiei, normative şi prescripţii tehnice în vigoare. Să stabilească responsabilităţile pentru calităţile materialelor şi ale lucrărilor şi responsabilităţile pentru teste, verificări, probe. Orice neclaritate în execuţia lucrărilor trebuie să -şi găsească precizări în caietele de sarcini.

-

Nu trebuie să fie restrictive. Redactarea acestora trebuie să fie concisă, sistematizată şi exprimarea se va face cu minimum de cuvinte.

-

Să prevadă modul de urmărire a comportării în timp a investiţiei. Să prevadă măsurile şi acţiunile de demontare, de demolare (inclusiv reint în mediul natural al deşeurilor), după expirarea perioadei de viaţăegrarea (postutilizarea).

Tipuri şi forme de caiete de sarcini În funcţie de destinaţie, caietele de sarcini pot fi:  Caiete de sarcini pentru execuţia lucrărilor.  Caiete de sarcini pentru recepţii, teste, probe, verificări şi puneri în funcţiune, urmărirea comportării în timp a lucrărilor pentru conducte şi conţinutul cărţii tehnice a construcţiei. 

-

Caiete de sarcini pentru furnizori de materiale, utilaje, echipamente şi confecţii diverse.

În funcţie de domeniul la care se referă, caietele de sarcini pot fi:  Caiete de sarcini generale, care se referă la lucrări curente în domeniul construcţiilor şi care acoperă majoritatea categoriilor de lucrări; acestea se pot sistematiza pe categorii şi capitole de lucrări, 

pot deveni repetitive şi pot ficare introduse în memoria Caiete de sarcini speciale, se referă la lucrări calculatoarelor. specifice şi care sunt elaborate independent pentru fiecare lucrare.

Conţinutul caietelor de sarcini Dat fiind că fiecare lucrare în construcţii are un anumit specific, caietele de sarcini sunt elaborate pentru fiecare lucrare în parte, folosind, dacă este posibil, părţi 124

secţiuni, capitole etc. elaborate anterior, verificate şi adaptate la noile condiţii tehnice ale lucrării şi puse de acord cu prescripţiile tehnice în vigoare. Astfel, conţinutul unui capitol de lucrări din caietul de sarcini trebuie să cuprindă: -

breviarele de calcul pentru dimensionarea elementelor de construcţii şi de instalaţii;

-

nominalizarea planşelor care guvernează lucrarea; proprietăţile fizice, chimice, de aspect, de calitate, toleranţe, probe, teste etc., pentru materialele componente ale lucrării cu indicarea standardelor;

-

-

dimensiunea, forma, aspectul şi descrierea execuţiei lucrării; ordinea de execuţie, probe, teste, verificări ale lucrării; standardele, normativele şi alte prescripţii, care trebuie respectate la materiale, utilaje, confecţii, execuţie, montaj, probe, teste, verificări; condiţiile de recepţie, măsurători, aspect, culori, toleranţe etc.

Listele cu cantităţile de lucrări Acest capitol va cuprinde toate elementele necesare cuantificării valorice şi duratei de execuţie a investiţiei, şi anume: -

centralizatorul obiectelor, pe obiectiv; centralizatorul categoriilor de lucrări pe obiecte;

-

listele cu cantităţile pe capitole categoriilor de lucrări,deculucrări descrierea în detaliudea lucrări, acestora;aferente listele cu cantităţile de utilaje, echipamente tehnologice şi materiale, inclusiv cu dotările (după caz), pentru execuţia lucrărilor care fac obiectul investiţiei.

-

Planurile generale -

planurile de amplasare a reperelor de nivelment şi planimetrice; planurile topografice principale; planurile de amplasare a forajelor, profilelor geotehnice, inclusiv cu

înscrierea pe acestea a condiţiilor şi a recomandărilor privind lucrările de pământ şi de fundare; -

planurile principale de amplasare a obiectelor, inclusiv cote de nivel,

distanţe de amplasare, orientări, coordonate, axe, repere de nivelment şi planimetrice, cotele 0,00, cotele trotuarelor, cotele şi distanţele principale de amplasare a drumurilor, trotuarelor, aleilor pietonale, platformelor etc.; -

planurile principale privind sistematizarea pe verticală a terenului, inclusiv înscrierea pe acestea a volumelor de terasamente, săpături umpluturi, depozite de pământ, volumul pământului transportat (excedent şi deficit), lucrările privind stratul vegetal, precum şi precizări 125

-

privind utilajele şi echipamentele de lucru, completări şi alte date şi elemente tehnice şi tehnologice; planurile principale privind construcţiile subterane - amplasarea lor, secţiuni, profiluri longitudinale, dimensiuni, cote de nivel, cofraj şi armare, ariile şi marca secţiunilor din oţel, marca betoanelor, protecţii şi izolaţii hidrofuge, protecţii împotriva agresivităţii solului, a coroziunii etc.

-

planurile de amplasare a reperelor fixe şi mobile de trasare.

Planşele principale ale o biectelor Se recomandă ca fiecare obiect subteran sau suprateran să aibă un număr sau planşele să fie organizate într -un volum propriu,

un cod şi o denumire proprie, iar independent pentru fiecare obiect.

În cazul în care proiectul este voluminos, planşele se vor organiza în volume şi/sau broşuri pentru fiecare specialitate, distinct. 6.2 .7. Detaliile de execuţie

Detaliile de execuţie (DE) conţin toate desenele de detaliu necesare montajului, verificării şi exploatării conductelor de transport ţiţei şi gaze. Trebuie elaborată următoarea documentaţie ca parte a procesului de proiectare de detaliu a sistemului de conducte: Desene cu traseul conductei; -

Liste de extrase de materiale pentru conductă; Specificaţii pentru materiale şi componente ale sistemului de conducte;

-

Documentaţie de autorizare a lucrărilor la conductă.

6.2.8. Manualul de operare

Manualul de operare se execută în 3 etape: 1. În etapa de proiectare, când el conţine doar instrucţiunile necesare pentru recepţii, teste, probe, punerea în funcţiune a conductei de transport; 2.

După terminarea punerii în funcţiune a conductei de t ransport, când manualul de operare devine document tehnic final şi conţine instrucţiunile şi evidenţele necesare aa fiprocesului executate pentru toate desfăşurarea în condiţii de siguranţă tehnologic de transport hidrocarburi;

3.

În etapa de exploatare a conductei de transport, când manualul de operare va fi completat de personalul de exploatare sau de către proiectantul general, ori de câte ori se fac modificări ale procesului tehnologic, inclusiv lucrări de remediere. 126

Capitolu l 7.

Proiectarea stațiilor de pompare 7.1. Generalități Staţiile de pompare se clasifică funcție de natura produselor vehiculate și a rolului în cadrul sistemului de transport. Din punct vedere al naturii produselor vehiculate avem : pentru pomparea ţiţeiurilor;  destaţii

 staţii pentru pomparea gazolinei, etanului şi/sau condensatului ,  stații pentru livrarea produselor petroliere. Din punct de vedere rolului în cadrul sistemului de transport, staţiile de pompare, se pot împărţi în:  staţii principale ce colectează produsele de la furnizori şi le 

Toate

pompează prin conducte magistrale spre rafinării; staţii intermediare de repompare, plasate pe conductele

magistrale care servesc la ridicarea presiunii sau a debitului, pentru ca ţiţeiul să poată ajunge la destinaţie în condiţii optime de pompare. staţiile de pompare cuprind aceleaşi părţi componente, diferenţa între

ele constând în dezvoltarea lor relativă.

Astfel o staţie de colectare, are un număr mai mare de rezervoare de capacitate mică, pe când o staţie principală de po mpare a acestor produse, este echipată cu rezervoare mai puţin numeroase, dar de capacitate mai mare. O staţie intermediară de repompare are puţine rezervoare şi uneori numai un singur rezervor tampon. 7.2. Obiectele

staţiilor de pompare

Obiectele componente ale unei staţii de pompare sunt: a.Parcul de rezervoare. Pentru o staţie de pompare capacitatea

totală de este de circa trei ori capacitatea zilnică de manipulare. Aceste rezervoare sunt îndiguite, cu un zid sau un dig de pământ, ca o măsură pentru înmagazinare

limitarea incendiilor. b.Staţia de pompe,

în care sunt amplasate pompele necesare evacuării ţiţeiului, gazolinei, etanului şi condensatului. Debitul acestor pompe este egal cu capacitatea zilnică de manipulare, la care se adaugă pompele de rezervă. c.Rampele de descărcare şi încărcare CF şi AUTO. Încărcarea (descărcarea) ţiţeiului, gazolinei, produselor petroliere, etanului şi condensatului se face prin rampele de încărcare (descărcare) special amenajate.

127

d.Legături conducte tehnologice:

Toate instalaţiile cuprinse în cadrul staţiei de pompare vor fi racordate prin conducte metalice, după cum urmează: -legături de tragere între rezervoare şi pompe; -legături pentru manipulările interne între rezervoare; -legături de evacuare a produselor, în exterior. e.Arhitectura şi rezistenţa construcţiilor industriale Construcţiile industriale din cadrul unei staţii de pompare sunt: -sediul administrativ ce cuprinde: birouri, camera de control tehnologic, laborator, grupuri sanitare, vestiare, adăpost apărare civilă; -ateliere de întreţinere şi reparaţii (mecanic, electric, sudură); -magazii pentru adăpostire materiale; -garaj pentru autovehicule; -construcţii tehnologice (clădiri staţii pompe, energetice, P.S.I., protecţia muncii şi pază şi securitate). f.Instalaţiile energetice cuprind toate instalaţiile de alimentare cu energie electrică, atât de forţă cât şi de iluminat electric. g.Instalaţiile termice cuprind toate instalaţiile de alimentare cu energie termică, atât ale instalaţiilor tehnologice cât şi ale clădirilor industriale. h.Instalaţiile de alimentare cu apă cuprind toate instalaţiile de alimentare cu apă

industrială şi apă potabilă. i.Instalaţiile de canalizare cuprind sistemul de colectare, dirijare şi separare a apelor menajere, pluviale şi industriale la parametrii impuşi de normele şi normativele interioare, de protecţie ecologică în vigoare. j.Drumuri imprejmuire cuprind atât drumul de acces în incinta, platformele şi drumurile de acces la obiective cât şi drumurile P.S.I. Obiectivul este prevăzut cu împrejmuire cu porţi de acces atât pietonale, cât şi pentru vehicule. k.Instalaţiile de

prevenire şi stingere a incendiilor cuprind instalaţiile de siguranţă, instalaţiile de prevenire şi stingere a incendiilor (rezervoare stocare apă, staţii de pompare, centură hidranţi şi spumă etc.). 7.3. Rezer voare pent r u depozitar ea produ selor petrol ier e

7.3.1. Clasificarea rezervoarelor Depozitarea produselor petroliere se face în rezervoare metalice. a). În funcţie de poziţia fundului rezervorului, faţă de suprafaţa

pământului

mpart în: şi a nivelului de maxim de lichid, se îse -rezervoare suprafaţă, al cacestea aror fund găseşte la suprafaţa pământului sau este adâncit în pamânt cu mai puţin din jumătatea înălţimii sale; -rezervoare semiîngropate, al căror fund este îngropat până la jumătatea înălţimii rezervorului, iar nivelul maxim de lichid în rezervor este de maximum 2 m deasupra solului; -rezervoare îngropate sau subterane, în care nivelul maxim de lichid este complet îngropat în pamânt cu cel putin 25 cm în jos faţa de suprafaţa solului. 128

b). În funcţie de forma exterioară a rezervorelor, acestea se împart în: -rezervoare cilindrice verticale care pot fi cu: - capac flotant; - capac fix. -rezervoare cilindrice orizontale; -rezervoare sferice. c). În funcţie de presiunea de lucru rezervoarele se clasifică în : -rezervoare la presiunea atmosferică cu suprapresiune interioară în spaţiul de gaze de maximum 200 mm H 2O şi vacuum maximum de 10 mm H 2O; -rezervoare sub presiune. 7.3.2. Gama de dimensiuni rezervoare atmosferice Gama de dimensiuni uzuale, orientative în care se execută de regulă rezervoarele montate "tabla cu tabla" şi montate prin "rulare" este redată în tabelul nr. 7.1, respectiv tabelul nr. 7.2.

Tabelul 7.1 Rezervoare montate tablă cu tablă CapacitateaCapacitatea Diametrul interior alnaltimea aprtii cilindrice nominal a efectivă primei virole Numarul Nominal Abateri Nominala Abateri virolelor limit a limită [m3] [m3] [mm] [mm] [mm] [mm] 10 10,2 2500 2080 2 20 25 25 24,4 3340 2790 2   31,5 35,2 4010 2790 2 25 30 20 30 40 38,6 4200 2790 2 25 30 50 50,7 4010 4020 3 25 30 63 61,8 4350 4160 3 25 30 (70) 71,5 4680 4160 3 25 30 100 104 4740 5910 4 30 35 200 204 6630 5910 4 30 35 315 333 7590 7370 5 30 40 400 422 8540 7370 5 30 40 500 506 8540 8840 6 30 50 630 626 9500 8840 6 30 50 (700) 756 10440 30 8840 6 50 1000 1062 12370 30 8840 50 6 2000 2143 15250 40 11740 8 60 3150

3348

19060

50

11740

60

8

Grosimea tablelor Capac Fund

** Manta

[mm] 4 4 4 4 4 4 4 5 5 5 5 5 5 5 5 5

[mm] 4 4 4 4 4 4 4 5 5 5 5 5 5 5 5 5(6*)

5

5(7*)

[mm] 4 4 4 4 4 4 4 5 5 5 5 5 5 5 5 5;5;5;5 5;6;7;8 5;5;5;5

limită

5000

4824

22880

60

11740

60

8

5

5(8*)

10000

10719

32410

70

13000

65

9

5

6(9*)

5;6;7;8 5;5;5;5 6;7;8;10 6;6;6;6 8;10;12; 14;16

*) Grosimile tablelor în zona periferică a fundului

**) Grosimea tablelor mantalei pentru fiecare virolă în parte 129

ncliina-rea capa-cului Abateri [mm] 1/5 1/5 1/5 1/5 1/5 1/5 1/5 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20

Tabelul nr.7.2. Rezervoare montate prin rulare CapacitateaCapacitatea Diametrul interior alnaltimea aprtii cilindrice nominal primei virole a efectivă

[mm]

[mm]

[mm]

Numarul Capac Abateri limit a virolelor [mm] [mm]

Nominal [m3]

[m3]

Grosimea tablelor

Abateri

Nominal

limită

Fund

**) Manta

[mm]

[mm]

100 200

104 204

4730 6630

30 30

5920 5920

35 35

4 4

5 5

5 5

5 5

315 400 500 630 (700) 1000 2000

337 427 506 626 756 1056 2136

7580 8530 8530 9490 10430 12330 15180

30 30 30 30 30 30 40

7470 7470 8850 8850 8850 8850 11810

40 40 50 50 50 50 60

5 5 6 6 6 6 8

5 5 5 5 5 5 5

5 5 5 5 5 5 5(*6)

3150

3345

18980

50

11830

60

8

5

5(7* )

5000

4831

22790

60

11850

60

8

5

5(8* )

5 5 5 5 5 5 5;5;5;55; 5;6;7 5;5;5;5 5;6;7;8 5;5;5;5 6;7;8;10

*) Grosimile tablelor în zona periferică a fundului

**) Grosimea tablelor mantalei pentru fiecare virolă în parte 7.3.3. Echipamentul necesar de montat pe rezervoare

Rezervoarele pentru depozitarea hidrocarburilor petroliere trebuie să fie proiectate şi dotate cu echipamente şi sisteme de protecţie care să răspundă cerinţelor esenţiale din Legea nr. 10/ 1995 republicată - privind calitatea în contrucţii, precum şi celor din directiva europeană 94/9/CE (ATEX) - Echipamente şi sisteme de protecţie în atmosfere potenţial explozive. Amplasarea unor astfel de echipamente pe rezervoare este prezentată în fig. 7.1, iar explicitarea lor este redată în tabelul nr. 7.3.

130

ncliinarea capacului Abateri

limită [mm] 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20 1/20` 1/20

Figura 7.1. Echipamentul necesar şi amplasarea lui

131

Tabelul nr. 7.3. Echipamentul necesar de montat pe rezervoare Poz. Denumirea A. Echipament tehnologic de 1.vizitareGura min.1 2. Gura de lumină 3. pentru Gurluarea a probelor 1 Ştuţ pentru împingere 4. 5. Ştuţ pentru tragere Ştuţ pentru egalizarea presiunii în spaţiul de vapori 6. 7. Aparat pentru măsurarea nivelului Ştuţ blindat pentru aerisire 8. 9. Ştuţ şi supapă mecanică de respiraţie cu opritor de flăcări Ştuţ şi supapă hidraulică de respiraţie (de siguranţă), cu opritor 10.

11. 12. 13. 14. 15. 16. 17.

de flăcări Ştuţ de scurgere (montat pe manta saupe fundul rezervorului) Ştuţ pentru spumă de stins incendii Ştuţ pentru intrarea aburului în serpentină **) Ştuţ pentru ieşirea aburului din serpentină **) Teacă pentru regulatorul de caldă pentru Teaca termometrul bimetalic

Nr. buc.

min.1 1 1 1 1 1 min.1 min. 1 1 min.1 min.1 min.1 1

min.1

Dispozitiv automat, etanş, pentru luarea probelor şi măsurarea

1

temperaturii ***)

B. Construcţii metalice 18. Scara exterioară 19. Podeţ de acces la echipamentul de pe capac 20. Priza pentru legare electrică la pamânt.

1 1 min.1

*)

Se prevăd numai la rezervoarele la care se fac recuperări de vapori. Se prevăd numai la rezervoarele pentru depozitarea ţiţeiului, prevăzute cu serpentină de încalzire. ***) Dotarea rezervoarelor cu aceste echipamente este facultativă. **)

Pe un rezervor se pot urmări cel puţin următorii indicatori: -nivel maxim admis (maxim maximorum); -nivel maxim de avertizare dispecer; -nivel oprirea minimorum); pompelor; -nivel minim minim pentru admis (minim -temperatura; -nivelul apei decantate; -conţinutul de apă în ţiţei.

Rezervoarele sub presiune nu sunt executate standardizat, şi se folosesc pentru depozitarea etanului şi gazolinei. 132

7.3.4. Determinarea capacităţii de depozitare şi a numărului de rezervoare într-un depozit de rezervoare Ciclul tehnologic de lucru al rezervorului pentru colectarea şi depozitarea ţiţeiului se compune din trei operaţii : -umplerea rezervorului şi scurgerea concomitentă a apei libere; -decantarea şi scurgerea apei li bere; -golirea rezervorului.

Totalitatea operaţiilor în rezervoarele depozitelor de ţiţei reprezintă ciclul tehnologic al depozitului. Durata fiecarei operaţii

din care se compune ciclul rezervorului nu este constantă, ci depinde de: -cantitatea de ţiţei care vine în depozit, Q m3/zi; -vâscozitatea ţiţeiului,  cm2/s; -mărimea particulei teoretice în suspensie, care se depune de la nivelul maxim superior de tţiţei în rezervor; -debitul pompei cu ajutorul căreia ţiţeiul se trage din rezervor spre destinaţie; -calitatea ţiţeiului murdar sau curat; -natura ţiţeiului (parafinos, asfaltos etc.). Timpul de încarcare al unui rezervor se determină în baza volumului mediu orar de ţiţei, care vine în depozitul de rezervoare. t  Q [ h] 24

(7.1)

Dacă volumul unui rezervor, din numărul celor montate în depozitul de 3

rezervoare, este V [m ], timpul de încărcare (t1) va fi :

t1

V 24V [ h]  Q / 24 Q

(7.2)

Timpul de decantare (t2) a suspensiilor solide de la nivelul maxim posibil de

ţiţei în rezervor la adâncimea H, cu viteza de depunere vd, va fi: H t2 [h] 3600vd

(7.3)

sau luând în consideraţie formula:

t2



18Hm



Hm

[h]

 e   2  e 3600 .g   m  1 200 .g  m  1

(7.4)

2

în care: m - este coeficientul de v âscozitate cinematică a mediului în care se produce decantarea suspensiei, în cm2/s;  - diametrul particulei, în cm; e - greutatea specifică a particulei; 133

m - greutatea specifică a mediului. Din egalitatea obţinută rezultă că timpul de decantare al suspensiei este direct proporţional cu înălţimea de decantare şi cu coeficientul de vâscozitate cinematică a ţiţeiului şi invers proporţional cu pătratul diametrului particulei de suspensie.

In funcţie de valorile vâscozităţii ţiţeiului, durata de depunere când celelalte condiţii sunt egale - poate să varieze în limite largi.

a suspensiei -

Din cele expuse rezultă că ciclurile tehnologice de lucru ale rezervorului depind în parte de valoarea timpului de decantare a suspensiilor t2.

H (cm) 40 30 20 10 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Mărimea particulelor

Fig.7.2. Curba depunerii particulelor de nisip.

În fig. 7.2 este reprezentată curba de decantare a suspensiei cu particule de diferite mărimi, de la înălţimi diferite, în acelasi timp t2. Pe axa absciselor este raportată mărimea particulelor, iar pe axa ordonatelor înălţimea de depunere. Timpul de golire al rezervoarelor ( t3) este în funcţie de debitul pompei prin care ţiţeiul este evacuat din rezervor în staţia următoare sau direct la rafinării. Debitul pompei se determină în baza sarcinii maxime posibile pe zi, respectând egalitatea:

t1 + t2 + t3  24 h,

(7.5)

deoarece ciclul tehnologic al rezervorului trebuie să dureze cel mult o zi. Din această egalitate rezultă: t3 = 24 - t1 - t2

(7.6)

Debitul pompei va fi:

V 3 q  t3 [ m / h ] Durata de lucru a pompei pe zi, la un depozit va fi: t4 = nt4, unde: n - numărul de rezervoare din depozit; t4 - timpul de lucru al unei pompe într -o zi.

(7.7) (7.8)

Volumul fiecărui rezervor se admite a fi aproximativ egal cu volumul de ţiţei ce revine în parcul de rezervoare în timp de 24 ore. Acest lucru permite ca 134

producţia zilnică de ţiţei să se colecteze într-unul din rezervoarele parcului şi să se construiască un ciclu tehnologic mai raţional. Capacitatea totală a rezervoarelor depozitului pentru producţia de ţiţei trebuie să fie egală cu volumul ce vine în parc timp de minim 3 zile. Cu ajutorul tabelului nr. 7.4 se poate determina numărul de rezervoare în funcţie de durata de decantare t2, fiind dată mărimea teoretică a particulelor în suspensie şi durata t4 de lucru a pompei pe zi. Tabelul nr. 7.4. Determinarea numărului de rezervoare în funcţie de durata de decantare

Numărul ciclului tehnologic

Durata de decantare

Nr.rezerv oarelor

încărcare a

[buc.] 2 2 3 3 3 4 4 5

unui rezervor, [h] 12 12 8 8 8 6 6 5

[h]

1 2 3 4 5 6 7 8

4 6 8 10 12 12 14 14

Durata de

Durata de pompare sau golire, [h]

16 12 24 18 12 24 16 15

7.3.5. Proiectare rezervoare

Condiţiile de bază privind proiectarea rezervoarelor, ce trebuie să fie puse la dispoziţie, sunt: -proprietăţile fizice şi chimice ale produsului depozitat (stare de agregare, temperatura, presiune, presiune de vapori, densitate, vâscozitate, compoziţie chimică etc.); -condiţiile de amplasament (suprateran, semiîngropat, îngropat); -condiţiile atmosferice (viteza vântului, încărcări date de pluviometric, mediul marin, mediul continental, natura terenului); -încărcări exterioare.

zăpadă, regimul

7.3.6. Fundaţii rezervoare Rezervoarele metalice se pot aşeza pe fundaţii din inele de beton sau pe

perne de nisip.

Condiţiile de bază privind proiectarea fundaţiilor pentru rezervoarele atmosferice cât şi pentru cele sub presiune sunt: -studiile topografice şi de plan general; -studiile geotehnice, hidrogeologice şi de laborator. 135

7.3.7.

Încălzire rezervoare

a. Răcirea produselor depozitate în rezervoare

Temperatura ţiţeiului depozitat într-un rezervor, va scădea treptat conform relaţiei (7.9): t t Sk  In 1 0  (7.9) 2 0 t t Gc în care: t1 - temperatura iniţială a produsului din rezervor, °C; t2 - temperatura finală a produsului din rezervor după un timp de  ore, °C; t0 - temperatura medie a mediului înconjurător, °C; S - suprafaţa totală a rezervorului, m 2; G c k

- cantitatea de produs depozitat, kg; - căldura specifică a produsului, kcal/kg°C; - coeficientul total de transmisie a căldurii (produs/mediu

înconjurător) kcal/ml h °C. b. Cantitatea de căldură necesară încălzirii unui rezervor Cantitatea de caldură

necesară încălzirii unui rezervor ce conţine ţiţei este

dată de relaţia (7.10): Q = Q1 + Q2 + Q3

[k cal],

(7.10)

în care: -Q 1 -Q 2 -Q 3

- căldura utilă necesară ridicării temperaturii produsului; - căldura necesară topirii parafinei cristalizate (dacă este cazul); - căldura necesară compensării pierderilor prin transmisie în mediul

înconjurător. Q1



G



[kcal], cx t 2  t1 

(7.11)

în care: t1 t2 G c

- temperatura iniţială a produsului în rezervor, °C; - temperatura finală a produsului în rezervor, °C; - cantitatea de produs din rezervor, kg; - caldura specifică a produsului kcal/kg x °C. [kcal] Q2 G.  

100

(7.12)

în care:  

- procentul de parafină din produs (pentru ţiţeiurile obişnuite 3 - 8 %); - căldura latentă de topire a parafinei, kcal/kg.

Q3

 k1  S t m  to  136

(7.13)

în care: tm to

k1

- temperatura medie a produsului în timpul încalzirii; - temperatura mediului înconjurator.

2 1 t m  t 2  t1 3 3 - coeficientul parţial de transmisie a c aldurii este definit prin urmatoarea relaţie: k1  S  kl  S l  k f  S f  k 0  S 0

(7.14)

(7.15)

în care: - suprafaţa laterală a rezervorului, [m 2]; 2 - suprafaţa fundului rezervorului, [m ]; 2 - suprafaţa oglinzii libere de lichid în rezervor [m ]; - coeficientul de transmisie produs- aer prin suprafaţa laterală 2 a rezervorului, [kcal/m x h x °C]; kf - coeficientul de transmisie produs-mediu înconjurător prin 2 fundul rezervorului, [kcal/m x h x °C]; ko - coeficientul de transmisie produs-aer prin suprafa ta oglinzii libere, [kcal/m2 x h x °C]. Pektemirov, în calculele preliminare aproximative se pot lua

Sl Sf So kl

După următoarele valori ale acestor coeficienţi: k l = 4,5  5 [kcal/m2 x h x °C]; kf = 1 [kcal/m2 x h x °C]; 2

ko = 1  1,5 [kcal/m x h x °C]. c.Cantitatea orară de căldură necesară încălzirii unui rezervor

Cantitatea orară de căldură, este funcţie de timpul , în care se face încălzirea rezervorului. Luând în consideraţie notaţiile de la punctele anterioare: Q1 Q2 Q  [kcal/h]  Q3 

(7.16)

d. Dimensionarea serpentinei de încălzire a rezervorului Alegerea dimensiunilor geometrice ale serpentinelor folosite la

încălzirea

ţiţeiului cilindrice, metalice cu axă verticală, va fi făcută în în rezervoarele conformitate cu SR EN 14015:2005. e. Cantitatea de abur necesară încălzirii unui rezervor Consumul de abur necesar

încălzirii unui rezervor este dat de relaţia :

137

Q q [kg/h] (itc )a

(7.17)

în care: - cantitatea de căldură necesară încălzirii rezervorului, [kcal/h], calculată cu relaţia (7.0010);

Q

i tc a

- entalpia aburului, [kcal/kg]; - temperatura condensatului ( în practică 100°C); - randamentul de utilizare al aburului  0,9.

7.3.8. Pierderile produselor din rezervoare şi metodele de acestora

reducere a

Pierderile produselor se pot clasifica în: -pierderi normale - se datoresc, în cea mai mare parte, pierderilor produse prin

evaporare şi în măsură mai mică scăpărilor de lichid prin neetanşeităţile echipamentului de pompare, ale rezervoarelor, a le conductelor şi ale armăturilor acestora; -pierderi accidentale - se datoresc avariilor, ruperii unei

îmbinări sudate, perforării prin coroziune a conductelor, fundului sau mantalei, defectării armăturilor etc. Procentul de pierderi depinde de calitatea produsului pompat, de starea

echipamentului, de condiţiile climaterice şi de regimul tehnologic folosit. Pentru acelaşi echipament şi acelaşi regim tehnologic, procentul de pierderi va fi cu atât mai mare, cu cât ţiţeiul pompat conţine un procent mai mar e de substanţe volatile. Deci, pe lângă diminuarea cantitativă a produsului, pierderile prin evaporare produc şi o depreciere calitativă a acestuia, deoarece fracţiunile uşoare sunt de obicei şi cele mai valoroase. 7.3.9. Protectia rezervoarelor contra coroziunii

Coroziunea provoacă degradarea rezervoarelor metalice în diferite forme, variind după mediul coroziv care acţionează asupra metalului. 7.3.10. Echipare rezervoarelor

Toate rezervoarele trebuie prevăzute pe capacul lor cu următoarele armături de siguranţă: a) b) sistem supapeblanketing de respiraţie; c) opritoare de flăcari sau ştuturi de ventilaţie.

a. Sistem blanketing

Sistem blanketing asigură presurizarea / depresurizarea rezervorului cu gaz inert sau gaz combustibil, sub presiunea de proiectare a rezervorului. 138

Sistemul va fi setat sub presiunea de setare a supapelor de respiraţie/ aspiraţie. Dimensionarea lor se face după SR EN 28300:2008 ŞI SR EN 23251:2006. b. Supape de respiraţie

Supapele de respiraţie se execută în două tipuri: -supape cu închidere mecanică; -supape cu închidere hidraulică numite şi supape de siguranţă (deoarece se montează totdeauna împreună cu cele cu închidere mecanică) cărora le servesc drept siguranţă

în cazul defecţiunilor mecanice; Supapele de respiraţie sunt tipizate prin STAS 1468 – 62 (standardul este anulat dar nu a apărut un înlocuitor) sau se pot procura după specificaţie. Organele de închidere ale supapelor de respiraţie trebuie să fie astfel dimensionate încât să poată fi reglate, pentru a asigura deschiderea orificiilor de trecere a gazelor între urmatoarele limite  20 mm H 2O pâna la + 200 mm H 2O şi 40 mm H2O, valorile de proiectare ale rezervoarelor. Supapele de închidere hidraulică se reglează la suprapresiuni mai mari de (25...30) mm H 2O şi vacuum mai mari de (15...20) mm H 2O decât acelea la care se reglează supapele de respiraţie cu închidere mecanică, pentru ca ele să intre în

funcţiune numai în cazul defectării supapelor cu închidere mecanică. c. Opritoare de flăcări Pentru a împiedica propagarea unei flăcări venite din exterior în interiorul rezervorului, se montează sub supapele de respiraţie şi de siguranţă, opritoare de flăcări. Aceste opritoare de flăcări se vor proiecta în conformitate cu STAS 1468 62 sau se pot procura după o specificaţie de proiectare, întocmită în concordanţă cu standardele de firmă.

d. Diguri Rezervoarele izolate sau grupurile de rezervoare supraterane sau semiîngropate trebuie să fie împrejmuite printr-un dig de pământ sau din beton, astfel proiectat încât într-o situaţie de avarie să poată reţine întreaga cantitate de lichid în cazul unui rezervor izolat, sau 33 60 % din capacitatea totală de lichid depozitată într-un grup de rezervoare, dar nu mai puţin decât capacitatea celui mai mare rezervor (vezi tabelul nr. 7.5).

139

Tabelul nr. 7.5 Capacitatea de reţinere a cuvelor de retenţie

Numărul de rezervoare retenţie

cuprinse în cuva de

1 rezervor 2 rezervoare

Clasa lichidului depozitat şi volumul util al cuvei, [% din capacitatea rezervoarelor] clasa I si II clasa III si IV 100 % 100 % 60 % 50%

3 rezervoare sau mai multe depozite produse petroliere

50 % % 33

40 % % 33

e.Echipamentul pentru combaterea unui incendiu şi răcirea exterioară la rezervoarele metalice, cilindrice, verticale.

În cazul folosirii spumei aeromecanice echipamentul de prevenire şi protecţie pe rezervoare se compune din : -pentru rezervoarele cu capac fix: -generatoare de spumă cu cameră de -deversoare de spumă; -inel de răcire. -pentru rezervoarele cu capac flotant : -generatoare de spumă; -scuturi de spumă; -deversoare de spumă;

spumare;

-inel de răcire. În cazul folosirii spumei chimice echipamentul de prevenire şi protecţie pe rezervoare se compune din: -deversoare de spumă; -inel de răcire (dacă este 7.4. Pompe

cazul).

şi staţia de pompe

7.4.1. Generalităţi Incinta în care sunt adăpostite pompele face parte din clasa construcţiilor industriale şi poate fi executată în stil clădire, şopron sau aer liber . Mărimea staţiei de pompare trebuie să fie suficientă astfel ca ea să cuprindă pompele şi anexele lor, lăsând între pompe şi între pompe şi pereţi, spaţiu suficient pentru a permite lucrul în bune condiţii. Distanţa între părţile ieşinde a două pompe şi motoare trebuie să fie de minimum 1,5 m, iar distanţa dintre motor şi perete de minimum 1 m. De asemenea, distanţa între pompe şi pereţi trebuie să permită executarea operaţiilor necesare reparaţiei sau înlocuirii pompelor.

140

7.4.2. Clasificarea generală a pompelor Orice clasificare a pompelor este relativ arbitrară sau incompletă deoarece sau grupate după diferite criterii (principiul de lucru, geometria organelor de lucru, destinaţie, lichidul vehiculat, sistemul de antrenare, presiunea realizată etc.), care la un moment dat se pot întrepătrunde şi un anumit tip de pompă poate fi considerat ca aparţinând altei categorii de pompe. acestea pot fi clasif icate

a. Clasificarea generală a pompelor (principiul de funcţionare)

După principiul de funcţionare pompele se clasifică în: a) Pompe volumice care pot fi: -pompe alternative ce se împart în:  pompe cu piston;  pompe cu plunger;  pompe cu membrană. -pompe rotative ce se împart în:  pompe cu roţi dinţate;  pompe cu şuruburi. Pompe centrifuge

b.Criterii pentru alegerea pompelor

La alegerea pompelor trebuie să se ţină seama de următoarele criterii: -debitul vehiculat (cu valorile normale si extreme); -înalţimea de refulare necesară; -natura lichidului vehiculat; -cantitatea de suspensii din lichid; -dimensiunile particulelor aflate în suspensie; -pH-ul lichidului; -temperatura de lucru (şi eventualele variaţii); -greutatea specifică a lichidului la temperatura de lucru; -presiunea de vaporizare a lichidului la temperatura de lucru; -vâscozitatea lichidului la temperatura de lucru; -presiunea la aspiraţia pompei; -NPSH disponibil (Net Positive Section Head) = înălţime netă pozitivă

de aspiraţie disponibilă ca fiind o caracteristică a instalaţiei independentă de pompă; -natura acţionării pompei; -în cazul acţionării electrice, tensiunea curentului în locul de instalare a pompei şi tipul motorului pompei;

141

-posibilitatea

alegerii funcţionării unei pompe sau a două pompe, una având rolul de pompă aspiratoare - booster, situaţie identică cu funcţionarea în serie. Criteriul debitului

Alegerea tipului de pompă după criteriul debitului permite să se delimiteze tipurile de pompe care satisfac cerinţa de debit necesar. La debite mici, cerinţa este în general îndeplinită de mai multe tipuri de pompe; de aceea, stabilirea tipului de agregat de pompare se face pe baza criteriilor suplimentare (înălţime de refulare, randamente, ermeticizare, cost etc.). La dimensiuni mici, pompele volumice au

randamente ridicate, în timp ce la pompele centrifuge, randamentul scade cu scăderea dimensiunilor. Când criteriul spaţiu disponibil este prioritar faţă de randamentul pompei, se acceptă în anumite condiţii tipul de pompă inferior. Dacă criteriul cost de exploatare este mai important, alegerea trebuie să se îndrepte spre pompele cu randament ridicat.

La aceleaşi dimensiuni de gabarit pompele cu piston debitează numai 15 30% faţă de pompele centrifuge, iar pompele volumice rotative numai între 10 -25%. În cadrul aceluiaşi tip de pompă dimensiunile de gabarit dau totuşi orientări utile privind debitele.

Pompele cu acţiune directă, acţionate cu abur, corespund foarte bine cerinţei de variaţie al debitului de alimentare al cazanelor cu abur, debitul fiind uşor reglabil prin varierea cantităţii de abur introdusă în recomandate pompă. Pompele centrifuge sunt cele mai pentru vehicularea debitelor mari de fluide, atunci când ceilalţi parametri nu se iau în considerare. Criteriul debit - presiune de refulare

Acest criteriu este un parametru important în alegerea tipului de pompă. Orientativ, alegerea tipului de pompă după acest criteriu se poate face conform tabelului 7.6.

Criteriul înălţime de aspiraţie Înălţimea de aspiraţie pe care o poate realiza pompa este o altă mărime importantă în alegerea pompei. Ea prezintă importanţă deosebită în special la pomparea lichidelor cu temperatură mare şi îndeosebi la pompele centrifuge de turaţie mare, unde apariţia esteamai posibilă. Capacitatea unei cavitaţiei pomp e de realiza înălţimea de aspiraţie, inclusiv caracteristica de autoamorsare sunt caracteristice fiecărui tip de pompă. Orientativ, în tabelul 7 .7 se prezintă înălţimile de aspiraţie caracteristice pentru unele tipuri de pompe.

142

Tabelul 7. 6 A legerea pompelor după debit – presiune refulare Tipul Pompei

Joasă 1.

2.

Debit mic pr Medie 3.

Piston Plonjor Plunger

Pistonaşe Roţi dinţate

x

Palete

Şurub Membranăx Palete elastice Peristaltice Centrifuge:  1 treaptă  2 trepte  > 2 trepte  Autoamorsate Axiale Ejector

Joasă

Înaltă

Joasă

Înaltă

4.

5. X

6. x

7. x

8. x

x x

x x

x x

x

X x x

x X

x

Debit mare pr

Înaltă

x

x

Debit mediu pr

x X x

x

x

X X X

x x

x x

x x x x

X X X X X

x x x x

x x

Tabelul 7.7 Inălţimile de aspiraţie caracteristice pentru unele tipuri de pompe Tipul pompei

ÎNĂLŢIMEA DE ASPIRAŢIE Înălţimea [m] Autoamorsare Observaţii

Cu piston Plunger

Pistonaşe 7 Roţi dinţate Palete

Membrană 8 Palete elastice Peristaltice Centrifuge:  1 treaptă  2 trepte  > 2 trepte  autoamorsabile Axiale Ejector

9 9 Da 1,5 ... 6

Da Da Da

1,8 Da 4 7

Da Da Da

8 8 8 -

Nu Nu Nu Da

-

Nu -

143

Dacă are lichid La turaţii mari Dacă are lichid Obişnuit 5 m. Valabil numai

pentru apă.

Criteriul înălţime de refulare Indicaţii privind alegerea tipului de pompă pe baza acestui criteriu se dau în tabelul 7.8.

Tabelul 7.8 Inălţimile de refulare caracteristică pentru unele tipuri de pompe Tipul ÎNĂLŢIME DE REFULARE pompei Foarte Joasă Medie Înaltă Foarte Presiunea joasă înaltă max., bar Cu piston Plonjor Plunger

Pistonaşe Roţi dinţate

x x x

x

Palete

Palete elastice Peristaltice Centrifuge:  1 treaptă  2 trepte  > 2 trepte



autoamorsabilă

Axiale Ejector

x x

x

Şurub Membrană x x

x

x x

x

x x

x 6500 300

x x

Nelimitat 1400

140

x

40 4,5

x x

x x

x

x

x

x

x

x x

7 1,4 x x

x

x x x x

Max.5 10 x

în funcţie de nr.de etaje 7 1,4

Conţinutul de particule solide în suspensie În tabelul 7.9 se dau aprecieri orientative privind măsura în care diversele tipuri de pompe pot fi utilizate la pomparea hidrocarburilor lichide în cazul când ele conţin particule în suspensie.

Criteriul vâscozităţii Vâscozitatea este un alt criteriu de bază în alegerea tipului de pompă şi a regimului de funcţionare. Pompele centrifuge se folosesc îndeosebi pentru: * pomparea apei sau a soluţiilor apoase curate şi cu temperatură scăzută; * lichide vâscoase, însă relativ curate; * lichide cu particule solide în suspensie, mai ales dacă se adoptă construcţii corespunzătoare pentru rotoare şi pentru dispozitivele de evacuare şi se acceptă valori mai mici pentru randamentul total. Randamentul unei pompe centrifuge date scade de 4 ... 6 ori când se pompează lichid cu vâscozitatea de 2000 cSt faţă de cazul pompării apei. 144

Pompele volumice alternative pot vehicula lichide cu vâscozitatea de până la 100 cSt fără reducerea debitului, deşi randamentul total scade, iar puterea de antrenare creşte. La vâscozităţi mai mari, randamentul total scade ca urmare a rezistenţelor hidraulice îndeosebi în curgerea prin supape şi reducţii. Pentru îmbunătăţirea randamentului de lucru la pomparea lichidelor vâscoase se practică alegerea unei pompe cu debitul de 2 ... 3 ori mai mare , dar care lucrează la turaţie mai mică, corespunzătoare debitului care trebuie pompat. Tabelul 7.9. Conţinutul de particule solide în suspensie la alegerea unor tipuri de pompe

Concentraţii mici în solide

Tipul pompei

Cu piston Plunger

*Pistonaşe

N

Palete elastice Peristaltice

Un şurub Şuruburi

E S

Centrifuge: * rotor deschis * rotor închis

Moi

Tari

S* N N N E B N B S

Concentraţii mari în solide Moi

Tari

N** N N N E E S

Dure abrazive S N N S E E N

N N N N E B N

N N N N E E N

B N

S N

S N

S N

Dure abrazive N N

* de difuzor B B E E B * noroinepaletat B B B Axiale B B N N N *Membrană E*** B**** E E B,E B,E * S - satisfăcător; ** B - bun; *** E - excelent; **** N - necorespunzător

N E

N N N E N

Alte criterii de alegere a pompelor de transport hidrocarburi lichide

-natura

lichidului, întrucât trebuie studiată compatibilitatea acestuia cu natura materialelor din care este confecţionată pompa. Hidrocarburile lichide transportate de titularul de acord petrolier impune utilizarea următoarelor materiale: bronz, fontă, oţel şi oţel aliat. Tipul materialului se alege pe baza compoziţiei chimice a hidrocarburii lichide ce urmează a fi transportată; -poziţia şi tipul lagărelor determină construcţia pompei pentru hidrocarbura lichidă ce trebuie transportată; -t ipul de etanşare; -economicitatea. 7.4.3.Clasificarea pompelor alternative cu piston şi plunger

Pompele cu piston (plunger) se clasifică după următoarele criterii: a) după numărul de pistoane (plungere): -simplex

- cu un singur piston (plunger); 145

-duplex - cu două pistoane (plungere); -triplex - cu trei pistoane (plungere); b) dupa modul de aspirare al fluidului: -cu simplu efect; -cu dublu efect. 7.4.4. Clasificarea pompelor centrifuge

Pompele centrifuge se clasifică după următoarele criterii: a) după natura constructivă a pompei : -pompe monoetajate; -pompe multietajate. b)

după valoarea presiunii de refulare a pompei: -pompe de joasă presiune (sub 20 m H2O); -pompe de medie presiune ( 20 - 60 mH2O); -pompe de înaltă presiune (peste 60 m H 2O).

după forma rotorului: -pompa radială; -pompă diagonală cu ieşire radială sau axială; -pompă axială. d) după poziţia arborelui: c)

-pompe verticale; -pompe orizontale. Simbolizarea tipurilor de pompe centrifuge: Tip pompă

Simbol

Construcţie pompă (montare)

IN

OH1

pe reazem

Schiţă pompă

CONSOLĂ

146

OH2

pe ax

OH3

coaxial- vertical

OH4

rigid coaxial vertical

OH5

coaxial-vertical în cutie

-

147

OH6

cu

acţionare

integrată

INTRE

LAGĂRE BB1

cu secţionare axială

BB2

cu secţionare radială

BB3

cu secţionare axială

BB4

cu secţionare radială

BB5

multitrepte

148

VERTICAL

– SUSPENDATE

VS1

difuzor

VS2

spirală

VS3

spiral-axială

149

VS4

spiral-verticală în

consolă VS5

VS6

difuzor dublu-manta

VS7

spirală dublu-manta

150

7.5. Debitu l pompelor cu pi ston

Debitul pompelor cu piston se calculează pe baza diametrului interior al cilindrilor, lungimea cursei şi numărul de curse ale fiecărui piston în unitatea de timp, ţinând seama de randamentul volumetric al pompei. Astfel, în funcţie de felul pompelor cu pi ston debitul lor este: - pentru pompele cu un singur cilindru şi simplu efect: 3

[m /s] q  cu S doiL cilindrii  n  şi dublu - pentru pompele efect : 1

q2

v

 L  n 2S  s v

(7.16)

3

[m /s]

(7.17)

în care: q1, q2, - debitele pompelor, m3/s; L - lungimea cursei pistonului, m; S - secţiunea pistonului, m2; s - secţiunea tijei pistonului, m 2; n - numărul de curse pe minut al unui singur piston al pompei; v - randamentul volumetric al pompei.

Randamentul pompei depinde de mărimea pompei, de buna întreţinere a tensiune de vapori) şi de

acesteia, de natura lichidului pompat (v âscozitate, temperatura lichidului.

Avantajele şi ston dezavantajele pompelor centrifuge în pompele7.6. alter nat ive cu pi

comparaţie cu

7.6.1. Avantajele principale ale pompelor cu piston

Avantajele principale ale pompelor cu piston sunt următoarele: -randament înalt care de obicei este cu 10 - 20 % mai mare dec ât randamentul pompei centrifuge; -capacitatea de aspiraţie a pompei cu piston este mai mare decât la pompa

centrifugă; -în timp ce debitul pompei centrifuge se reduce o dată cu creşterea înălţimii de aspiraţie, debitul pompei cu piston rămâne practic constant; -cu ajutorul pompei cu piston se pot realiza presiuni foarte mari în conducta de refulare. 7.6.2. Avantajele principale ale pompelor centrifuge

Avantajele principale ale pompelor centrifuge sunt următoarele: -Fabricarea pompelor centrifuge este mai simplă, mai ieftină şi necesită mult mai puţin material decât fabricarea pompelor cu piston; -Suprafaţa de montare în sala maşinilor este mai mică şi fundaţiile mai uşoare pentru pompele centrifuge; 151

-întreţinerea, ungerea şi reparaţiile pompelor centrifuge sunt mult mai simple şi mai ieftine; -Pompele centrifuge pot fi cuplate direct cu motoare electrice sau cu turbine cu abur,

fără reductoare intermediare; -Reglarea cantităţii de lichid refulat de pompă poate fi executată în cele mai largi limite; -Pornirea sau funcţionarea pompei centrifuge cu robinetul cu sertar închis nu dezvolta o presiune excesivă, însă pornirea unei pompe cu piston cu robinetul cu sertar închis sau închiderea robinetului de refulare în timpul funcţionării poate să ducă la avarii; -Pompele centrifuge pot să funcţioneze cu lichide care conţin suspensii, ceea ce la

pompele cu piston provoacă uzura lor timpurie şi scoaterea lor din funcţiune; -Debitul pompei centrifuge este continuu, fără variaţii. Camerele pneumatice, care uniformizează debitul pompelor cu piston şi care totuşi prezintă totdeauna posibilitate de explozie, nu sunt necesare pentru pompa centrifugă; -Cu ajutorul pompelor centrifuge se pot pompa, cu un singur agregat, cantităţi foarte mari de lichid, a căror pompare cu o singură pompă cu piston este imposibilă; -Funcţionarea pompei centrifuge este mai sigură decât cea cu piston, deoarece este lipsită de mişcarea "du-te – vino", mişcare care produce defectări; -Datorită curbei caracteristice, îşi auto -ajustează debitul la schimbări ale presiunii. -Capacitatea poate fi controlată uşor într -o plajă mare de valori. 7.6.3. Dezavantajele principale ale pompelor centrifuge

Dezavantajele principale ale pompelor centrifuge sunt următoarele: -Pot atinge presiuni diferenţiale mari, numai la debite mari. -Randamentul maxim este mai mic, tipic 55-75%, comparativ cu 85-90% la pompele cu piston. -Randamentul scade cand pompa nu operează la BEP (BEST EFFICIENT POINT –

punctul optim de funcţionare al pompei, respectiv debit maxim) -Randamente foarte mici pentru lichide > 100 cP. 7.6.4. Recomandări pentru alegerea pompelor

Pompe Centrifuge: Se folosesc pentru apă (dulce sau sărată), ţiţei şi alte hidrocarburi lichide cu viscozitate < 100 cP. -Pompele heavy duty, cum ar fi cele pentru

transport ţiţei, pompe de proces cu funcţionare continuă, se specifică.SR EN ISO 13709 - Pompe centrifuge pentru industriile petrolului, petrochimiei naturale”. de regulă după NFPA 20 “Standard -Pompele Centrifuge de Incendiu şi se gazelor specifi că for The Installation of Stationary Pumps for Fire Protection”. -Pompele cu Piston: Se folosesc pentru apă (dulce sau sărată), ţiţei şi alte hidrocarburi lichide cu vâscozitate > 100 cP, sau acolo unde este necesară o pre siune mare de refulare, la un debit mic. -Pompele heavy duty se specifică

după SR EN ISO 13710:2004 „Industriile petrolului, petrochimiei şi gazelor naturale. Pompe volumice cu pistoane. 152

-Pompele cu Surub: se folosesc în aceleaşi aplicaţii ca şi pompele c u piston. -Pompe multifazice. Se instalează de regulă pe liniile de amestec sondă -parc, pentru

reducerea contrapresiunii pe capul de erupţie şi creşterea debitului sondelor. Se specifică dupa API 676 - “Positive Displacement Pumps – Rotary”. -Pompele cu roţi dinţate sunt folosite pentru fluide viscoase, ex. pompe de ulei, pompe descărcare cisterne ulei sau ţiţei vâscos. Acestea se procură după API 676 “Positive Displacement Pumps – Rotary”. 7.7.P rincipalele mărimi întâlnite în proiectarea

instalaţiilor de

pompar e

7.7.1. Înălțimea de pompare

Înălţimea de pompare H, reprezintă lucrul mecanic util transmis de pomp a unităţii de greutate a lichidului vehiculat şi se măsoară în metri. Deci o pompă centrifugă, la turaţie constantă pompează orice lichid benzină, apă sau mercur - la aceeaşi înălţime. Pompând cele trei lichide diferite de mai sus, cu o pompă av ând o anumită înălţime de pompare la refulare, la manometru se vor citi trei indicaţii diferite ale presiunii: pentru benzină, pentru apă, respectiv pentru mercur. 7.7.2. Determinarea înălţimii de pompare Determinarea înălţimii de pompare H se face a. Prin

în două moduri:

calcul la proiectarea instalaţiilor de pompare, cu ajutorul relaţiei: H i  H geo 

pi 2  pi1 V 2 V 2  H jt  i 2 [m]i1 g 2g

(7.18)

unde: - înălţimea de pompare a instalaţiei (cerută); - înălţimea geodezică totală, adică diferenţa între cota planelor suprafeţelor libere ale lichidului din rezervorul de la refulare şi rezervorul de la aspiraţie; Pi2 si pi1- presiunile statice relative la ieşirea şi la intrarea în instalaţie (presiunile exercitate pe suprafeţele libere ale lichidului din rezervorul de la refulare ş i rezervorul de la aspiraţie);  - masa volumică a lichidului pompat; g - acceleraţia gravitaţională (la locul amplasării instalaţiei);

Hi Hgeo

jt H totală (coturi, pierdutăreducţii, de aspiraţie şi în conductele refulare- şiînălţimea în accesoriile filtre, sorburi, robinete,

clapete, aparate de măsură etc.) montate între planul secţiunii de intrare şi de ieşire din instalaţie; Vi2 si Vi1- vitezele medii în secţiunea de ieşire şi în secţiunea de intrare în instalaţie. 153

b. Prin măsurare, cu pompa aflată în funcţiune într- o de încercări este o instalaţie) cu a jutorul relaţiei:

H

instalaţ (şi un stand

p2 M  p1M V 22 V 21  (Z[m] 2 Z1 ) g 2g

(7.19)

unde:

H - înălţimea de pompare (efectiv realizată de pompă); p2M și p1M- presiunile statice relative, citite la manometrele montate

la refularea, respectiv aspiraţia pompei; V2 și V1 - vitezele medii în secţiunea de ieşire şi de intrare în pompă (cele în care sunt racordate manometrele pentru citirea lui P2M și P1M); Z2 - Z1 - diferenţa între cotele planelor de referinţă ale manometrelor de la refulare şi de la aspiraţie. Desigur, valorile înălţimilor de pompare se determină separat pentru traseul de la secţiunea de intrare până la planul de referinţă al pompei şi de la ac est plan până la secţiunea de ieşire din instalaţie, aflându-se astfel H1 şi H 2 ( înălţimile totale relative la aspiraţie şi la refulare), din a căror diferenţă algebrică rezultă H. 7.7.3. Debitul Debitul Q este volumul de lichid pompat în unitatea de timp, măsurat la racordul de refulare, care nu conţine lichidul vehiculat prin conducta de descărcare, cel folosit la răcirea lagărului sau presetupei, pierderile prin neetanşeitate la garnituri etc.

Unitatea de măsură este m3/s. La pompele de alimentare ale cazanelor sau la pompele de recirculare se

utilizează mai frecvent debitul de masă al pompei, care se măsoară în kg/s, are simbolul q şi se exprimă prin relaţia: q[kg/s]  Q

(7.20)

7.7 .4. Puterea necesară antrenării

Puterea utilă (Pu) este puterea transmisă de pomp a lichidului vehiculat şi are valoarea:

Pu  g    Q  H (7.21) Puterea absorbită (Pa) este puterea măsurată la arborele pompei (puterea la cuplă, absorbită de pompa de la motor). Randamentul pompei ( ) este raportul între puterea utilă şi puterea absorbită de pompă, într-un punct de exploatare. 



Pu Pa

154

(7.22)

Puterea grupului (pompă antrenâ nd pompa. Randamentul

- motor) (P gr )

este puterea absorbită de motor,

grupului (pompă-motor) ( utilă şi puterea grupului. P  gr  u Pgr

gr)

este raportul între puterea (7.23)

Alegerea puterii nominale a motorului de antrenare. Motoarele de antrenare ale pompelor trebuie alese, astfel ca între puterea lor nominală şi puterea absorbită de pompă Pa = Pu/ să existe un raport de cel puţin: -1,25 pentru motoare cu puterea nominală până la 18,5 kW; -1,15 pentru motoare cu puterea nominală până la 55,0 kW; -1,10 pentru celelalte motoare.

În funcţie de condiţiile specifice şi de destinaţia instalaţiei de pompare pot fi acceptate şi valori ale coeficientului de siguranţă inferioare celor de mai sus. 7.7.5. Înăltimea totală netă absolută la aspiraţie a.

Înălţimea totală netă absolută la aspiraţie, disponibilă, a instalaţiei

Înălţimea totală netă absolută la aspiraţie, disponibilă, a instalaţiei NPSH i înălţimea totală (potenţială şi cinetică) absolută, netă (deci micşorată cu înălţimea potenţială a vaporilor lichidului pompat) la intrarea în pompă. este

NPSH i 

pi1  pb V i21 p   H1geo  H j1  v g 2g g

(7.24)

unde:

pb - presiunea atmosferică absolută la locul de montare a pompei; H 1 geo - înălţimea geodezică la aspiraţie (valorile acestei înălţimi, determinate de nivele ale suprafeţei lichid ului plasate sub planul de referinţă al pompei se consideră negative şi se introduc în calcul cu semnul minus); Hj1 - înălţimea pierdută în conducta de aspiraţie cu accesoriile acesteia,

până la planul secţiunii de intrare în pompă;

pv

- presiunea absolută la care are loc vaporizarea lichidului pompat la temperatura ce o are în secţiunea de intrare în pompă.

Determinarea de cătreunei proiectantul a caracteristicii NPSHi este hotărâtoarecorectă, pentru alegerea pompe careinstalaţiei, să poată funcţiona fiabil la parametrii Q, H,  stabiliţi. Această valoare a NPSH i trebuie să fie cu cel puţin 0,5 m mai mare decât NPSH-ul disponibil al pompei.

155

b. Înălţimea totală netă absolută la a spiraţie a pompei

Înălţimea totală netă absolută la aspiraţie a pompei NPSH reprezintă valoarea minimă a înălţimii totale (potenţială şi cinetică) absolută, netă (micşorată cu înălţimea potenţială a vaporilor lichidul ui) la intrarea în pompă, necesară funcţionării pompei cu un grad de dezvoltare a fenomenului de cavitaţie admis. NPSH se determină de către furnizorul pompelor pentru fiecare tip şi dimensiune în parte, prin măsurători în standul de încercări. Valoarea NPSH poate fi determinată (pentru verificări sau recepţie), utilizând la încercare nu neap arat rotorul care se livrează, obligatoriu însă un rotor turnat cu acelaşi model ca şi rotorul din livrare. c. Influenţa NPSH asupra funcţionării pompei

Dacă de la proiectarea instalaţiei nu se asigură condiţia: NPSHi  NPSH + 0,5 m

(7.25)

în funcţiune pot apare dificultăţi pentru a căror înlăturare este necesară o majorare a cheltuielilor de investiţie, concomitent cu amânarea termenului de intrare în producţie. Important este să se verifice şi pentru debitul maxim de funcţionare satisfacerea condiţiei de mai sus, deoarece, cu creşterea debitului, valoarea disponibilă a instalaţiei (NPSH i) scade, iar cea cerută de pomp a (NPSH) creşte. Este de remarcat c ă în timp ce NPSH i poate fi întotdeauna majorat, prin la punerea

măsuri luatedelainvestiţii, proiectarea deşi aceasta determină creştere cheltuielilor NPSHinstala are petiei, tipuri şi dimensiuni de pompeolimite fizice,a sub care nu se poate trece laconcepţia şi la fabricaţia pompelor. Valoarea exactă a lui NPSH poate fi precizată doar de proiectantul şi fabricantul pompelor.

O valoare orientativă poate fi aproximată pentru debitul corespunzător randamentului maxim, cu ajutorul relaţiei : NPSH 

1   Q op t    g  S q 

4/3

(7.26)

unde:

n Qopt Sq

= turaţia în rotaţii/secundă; 3 = în m /secundă; = număr caracteristic de aspiraţie S q = [0,4  0,8].

Faţă de valoarea reală folosind această relaţie pot apare abateri de  50 %, întrucât nu se ţine seama de nivelul admis de dezvoltare a cavitaţiei, precum şi pentru faptul că nu se ştie în ce măsură pompa în cauză a fost proiectată pentru obţinerea unui NPSH minim sau a unui randament  maxim.

156

De aceea, calculele definitive de dimensiona re ale instalaţiei în care urmează să funcţioneze o pompă se pot face numai după obţinerea valorilor parametrilor garantaţi de la proiectantul sau fabricantul pompei. d. NPSH pentru alte lichide decât apa rece.

Înălţimea totală netă absolută la aspiraţie, cerută de pompă se determină pe standurile de încercări, utilizând ca lichid pompat apa rece (20°C).

Încercările făcute cu ap a la temperaturi ridicate şi cu lichide cu presiuni de vaporizare mari (uşor volatile, ca de exemplu: etanul, gazolina) au arătat, împotriva aşteptărilor, că NPSH cerut de pompă în aceste condiţii este inferior celui determinat pentru funcţionarea cu apă rece. Această reducere a NPSH poate atinge valori importante, de exemplu: pentru apa la 20°C şi pentru propan la 20°C, ar reprezenta 2 - 3 metri. Normele internaţionale în domeniul pompelor centrifuge nu permit utilizarea în ofertarea către furnizori şi implicit, în calculul de dimensionare a instalaţiilor de pompare, a valorilor reduse de NPSH determinate prin încercări cu alte lichide sau la alte temperaturi decât apa rece. Diferenţele existente rămân ca o rezervă a instalaţiilor pentru a face faţă sensibilităţii sistemului de aspiraţie la modificări temporare ale temperaturii şi presiuni absolute. 7.8. Comportarea pompelor centrifuge în instalaţii

7.8.1. Curbe caracteristice

a). Curba caracteristiă a pompei este reprezentarea grafică a înălţimii de pompare H, în funcţie de debitul de volum Q, la turaţie constantă (fig. 7.3, fig. 7.4).

H

H

Hn

Hn

H=f(Q)

H=f(Q)

Q

Q

Qn

Qn Figura 7.3. Curbe caracteristice stabile (oricărei valori Hn îi corespunde o singură valoare Q =Qn)

157

H

H

H=f(Q)

Hn

H=f(Q)

Hn

Qn1

Qn2

Q

Qn1 Qn2 Qn3 Figura .7. 4. Curbe caracteristice instalabile (există valori H n pentru care Q ia 2 sau 3 valori Q = Q n1, Qn2,Qn3)

Q

b). Curba caracteristică a puterii absorbite de pompă este reprezentarea

grafică a puterii măsurate la arborele pompei Pa, în funcție de debitul de volum Q, la turaţie constantă (Fig. 7.5). Pa

Pa

Pa (Q) la pompe diagonale

Pa (Q) la pompe radiale Q

Q Figura 7.5. Diferite forme ale curbei puterii absorbite c). Curba caracteristică a randamentului reprezinta randamentului pompei, în funcție de debitul de volum Q, la 7.6).

grafic variaţia valorii turaţie constantă (fig.

η ηmax η=f(Q)

Q Qoptim Figura 7.6. Forma curbei de randament.

158

d).Curba caracteristică de cavitaţie a pompei este graficul dependenţei valorilor înălţimii nete absolute la aspiraţie a pompei NPSH, de valorile pe care le ia debitul de volum Q la turaţie constantă (fig. 7.7).

NPSH

NPSH=f(Q)

Q Figura 7.7. Forma curbei caracteristice de cavita ție a pompei.

e). Curbele caracteristice ale pompei sunt constituite din reprezentarea pe

acelaşi grafic, cu o singură scară pentru valorile Q din abscisă şi diferite scări potrivite pentru valorile H, Pa,  şi NPSH în ordonaţă a curbelor de la pct. a, b, c, d (fig. 7.8).

NPSH (m)

η%

H

Pa η=f(Q)

Pa

NPSH

Q (m /h) Figura 7.8. Curbele caracteristice ale unei pompe

f). Curba caracteristică a instalaţiei ( Fig. 7.9) este reprezentarea variaţiei înălţimii de pompare a instalaţiei Hi în funcţie de debitul de volum Q. Conform relaţiei (7.18) Hi se compune din 2 părţi, una independentă de viteze, deci de debit, formată din termenii statici Hgeo şi (pi2 - pi1)  g, a doua V 2 V 2 depinzând de v2, formată din termenii cinetici Hjt şi i 2 i1 . 2g 159

Hi

2

2

Hgeo=(v i2- v i1)/(2g) Hi=f(Q) Hgeo=(pi2-pi1)/(gρ)

Q Qn Figura 7.9. Curba caracteristică a instalaţiei. g). Curba caracteristică a înălţimii totale nete absolute la aspiraţie disponibilă NPSHi reprezintă disponibilul de cădere absolută în aspiraţia pompei în funcţie de debitul Q, figura 7.10.

NPSH NPSHi=f(Q)

Q Figura 7.10. Forma curbei de NPSH disponibil al instalaţiei.

7.8.2. Reglarea caracteristicilor pompelor centrifuge a.

Punct de funcţionare

Debitul Q al pompei, funcţionând într-o instalaţie, se stabileşte de la sine corespunzător înălţimii de pompare Hi pe care trebuie să o învingă. Valoarea acestui debit este aceea pentru care înălţimea de pompare H (a pompei) este egală cu înălţimea de pompare H i (a instalaţiei), deci se găseşte la intersecţia curbei caracteristice a pompei cu curba caracteristică a instalaţiei. Notăm 160

valorile parametrilor din acest punct, valori ce se stabilesc efectiv Qe si He (figura 7.11).

H

în funcţionare, cu

H=f(Q)

He

Punct de functionare Hi=f(Q)

Qe

Q

Figura 7.11. Stabilirea punctului de funcţionare.

Poziţia punctului de funcţionare pe curba caracteristică a pompei se modifică odată cu modificarea curbei caracteristice a instalaţiei (figura 7.12). H

H=f(Q) Emax Emin Hstmax

Hstmin

Qmin

Qmax

Q

Figura 12. Modificarea curbei caracteristice a instalaţiei (C) şi a punctului de funcţionare (E) prin variaţia înălţimii geodezice (Hgeo) deci şi a lui Hst.. Cmin si C max sunt curbele caracteristice ale instalaţiei pentru H static minim, respectiv maxim.

Hst = Hgeo +

p i2

161

 pi1 g

(7.26)

De exemplu, în cazul variaţiei înălţimii geodezice de pompare între 2 limite, punctul de funcţionare se situează într-o zonă a curbei caracteristice a pompei, având ca limite intersecţiile cu cele 2 curbe caracteristice ale instalaţiei, pentru Hgeodezic minim şi maxim (figura 7.13).

H E1 robinet parțialînchis H1

E1 E2 robinet închis

H2

H=f(Q) Hstmin

Q2

Q1

Q

Figura 7.13. Modificarea curbei caracteristice a instalaţiei (C) şi a punctului de funcţionare (E) prin variaţia pierderilor Hjt (de exemplu: închiderea parţială a robinetului de refulare).

înălţime de pompare, urmare a închiderii parţiale a robinetului de refulare al pompei din instalaţie; Q1 - Q2 = Reducerea de debit, urmare a închiderii parţiale a robinetului.

H2 - H1 = Sporul de

În cazul variaţiei pierderilor Hjt pe traseul de conducte (de exemplu: prin modificarea poziţiei ventilului unui robinet de la deschis spre închis), se modifică şi curba caracteristică a instalaţiei, funcţionarea mutându-se în noul punct de intersecţie. 7.8.3. Reglarea caracteristicilor Reglarea caracteristicilor se poate face fie prin modificarea curbei caracteristice a instalatţei, ca în cele 2 exemple de mai sus, fie prin modificarea curbei caracteristice a pompei, în principal, în 2 moduri: variaţia turaţiei pompei şi modificarea diametrului exterior al rotorului pompei (figura 7.14).

162

H H(Q) pentru n maxim E3 E2

E1

Q Figura 7.14. Modificarea curbei caracteristice a pompei şi a punctului de funcţionare prin variaţia turaţiei (n) sau a diametrului exterior al rotorului (D). Caracteristicile pompei Q, H şi puterea P se modifică prin variaţia turaţiei de la valoarea n la valoarea nx , devenind Qx, Hx si Px, conform relaţiilor:

Qx 

nx Q n

(7.28)

nx  2  H n

(7.29)

H x 

3

 nx   P  n

Px 

(7.30)

în general modificări puţin importante. Prin modificarea diametrului exterior al rotorului se obţin variaţii ale curbei caracteristice, similare celor de mai sus. Calculele se pot face cu aceleaşi relaţii înlocuind raportul nx/n cu Dx/D, (D fiind diametrul exterior iniţial al rotorului), ţinând seama de urmatoarele: -valoarea diametrului redus Dx, obţinută prin calcul din relaţiile de mai sus, conduce în general în practică la caracteristici Q x si Hx inferioare celor dorite, introduse în calcul. De aceea, se va lua întotdeauna o rezervă, prelucrând diametrul exterior al rotorului la o valoare mai mare dec ât Dx calculat. După încercare, se poate efectua o nouă reducere, dacă mai este necesar; -metoda dă rezultate bune numai la pompele radiale şi pentru modificări Valorile randamentului suferă

relativ mici de diametru. La pompele diagonale, reglarea caracteristicilor prin reducerea diametrului exterior al rotorului se poate face numai consult ând, în

prealabil proiectantul produsului. La rotoarele pompelor axiale, intervenţia nu se 163

face asupra diametrului exterior, ci prin modificarea unghiului de înclinare al paletelor; -prin reducerea diametrului exterior al rotorului, randamentul se reduce în măsura mai mare decât la reglajul prin reducerea turaţiei. De aceea, e de aşteptat ca Px efectiv să fie mai dezavantajos decât cel calculat. 7.8.4. Analiza din punct de vedere economic Din punct de vedere economic, cel mai avantajos sistem de reglare a

caracteristicilor pompelor centrifuge este variaţia turaţiei. În acest sistem se produce energia hidraulică strict necesară consumului şi cu variaţii mai mici de randament. Până în prezent mai putin utilizat, datorită implicaţiilor tehnico -economice ale varierii turaţiei electromotoarelor de curent alternativ, este acum pe cale să devină un sistem curent de reglaj datorită posibilităţilor re cent oferite de electronica de putere. Reglarea prin reducerea diametrului exterior al rotorului pompei centrifuge

dă posibilitatea apropierii valorilor ce se stabilesc efectiv în funcţionare (Qe si He) de cele necesare (Qin si Hin), fiind mai puţin economică decât cea prin variaţia turaţiei. Reglarea prin modificarea curbei instalaţiei cu influenţarea termenului H jt (manevrarea robinetului de la refularea pompei sau introducerea unei diafragme pe traseul conductelor), precum şi reglarea prin by -pass (întoarcerea în aspiraţie a unei

părţi din debitul refulat), sunt metodele cele mai neeconomice bazate pe pierderea unei energii hidraulice, dar cele mai folosite în practică datorită simplităţii. 7.8.5. Necesitatea reglajului pompelor Necesitatea reglajului apare: a). La punerea în funcţiune a instalaţiilor dacă se constată valorilor efectiv măsurate Qe şi He faţă de cele necesare procesului

abateri ale tehnologic,

prezentate în foaia de date, pentru procurare. Cauzele abaterilor pot fi: -erori la determinarea prin

calcul a curbei instalaţiei sau a înălţimii de pompare la debitul de funcţionare dorit; -rezerve luate peste înălţimea de pompare calculată. Acestea se reflectă în solicitarea de către beneficiar prin foaia de date a unei înălţimi de pompare mai mari decât cea necesară, ceea ce are drept urmare, contractarea şi livrarea unei pompe, având o curbă de funcţionare cu înălţimi prea mari faţă de necesar. Intersecţia curbei peste cele pompei reală corespunzător a instalaţiei are locat,laa puterii un debit şi o înălţime necesare,cucucurba un consum major de antrenare (figura 7.15).

Cp1 Cp2 Ci A1

= = = =

curba QH a pompei necesare;

curba QH a pompei livrate urmare a indicării unui Hi prea mare în foaia de date; curba caracteristică reală a instalaţiei; punctul de funcţionare dorit; 164

A2 = punctul solicitat prin foaia de date (segmentul A 2 A1 reprezintă rezerva de înălţime de pompare luată); B = punctul de funcţionare efectiv; debitul suplimentar ce trece prin instalaţie fără a fi Qe - Qin = necesar; înălţimea de pompare suplimentară pe care o He - Hin =

creează pompa pentru a determina trecerea prin instalaţie a debitului suplimentar.

H

H=f(Q)

A2 Hi

B

Emin Cpt Hin

A1

Ci

Qin

Qe

Q

Figura 7.15. Efectul luării de "rezerve" la indicarea înălţimii de pompare în foaia de date.

Corecţia se poate face prin oricare din metodele de reglare descrise. În caz că eroarea de indicare a lui Hi s-a produs în minus faţă de necesar şi nu există posibilităţi de corecţie prin variaţia de turaţie, soluţiile sunt : -înlocuirea rotorului pompei cu unul de diametru exterior mai mare, în limita rezervei de 5 % din H care se ia de obicei la ofertare şi care se încadrează şi în rezervă de min 10 % din puterea de antrenare, cu care a fost dimensionat electromotorul; -înlocuirea rotorului pompei cu unul de diametru exterior mai mare, depinzând de la caz la caz de raportul în care se află diametrul exterior al rotorului din pompa livrată faţă de diametrul rotorului maxim, ce poate fi introdus în carcasa (0,8 în situaţia cea mai favorabilă. În această situaţie, este de obicei necesară înlocuirea electromotorului de antrenare); -reducerea înălţimii de pompare necesară, prin modificări în instalaţii; -înlocuirea electropompei.

şi

b). În exploatarea curentă a instalaţiilor, dacă sunt necesare debite sau înălţimi de pompare variabile pentru satisfacerea cerinţelor procesului tehnologic deservit. 165

Reglarea se poate face fie cu ajutorul robinetului de pe conducta de refulare sau de pe conducta de by-pass, fie prin acţionarea pompei cu turaţie variabilă. 7.9.

Funcţionarea pompelor centrifuge în paralel şi în ser i e

1. 2.

Pompele volumetrice se leagă numai în paralel. Pompele centrifuge se pot lega şi în serie şi în paralel.

7.9.1.Funcţionarea în paralel a două sau mai multe pompe, caracteristice identice

având curbe

Dacă mai multe pompe cetrifuge, având aceeaşi curbă caracteristică debitează în paralel într-o conductă comună, caracteristica comună se găseşte prin adunarea, debitelor la aceeaşi înălţime de pompare (figura 7.16).

C H

3

2

1

Q1

Q2

Q3

Q

(1), (2), (3), - curbele QH pentru funcţionarea unei singure pompe sau a 2 respectiv 3 pompe în paralel

Figura 1.16. Funcţionarea în paralel a mai multor pompe av ând curbe caracteristice QH identice. se de funcţionare pentru fiecare cu număr de instalaţiei, pompe în determinâ funcţiune nd stabilescPunctele la intersecţia curbei QH respective curba debitele Q1, O2, O3.

Se poate observa cu fiecare pompă pusă în funcţiune, că sporul de debit este

din ce în ce mai mic (Q2 - Q1) < Q1 si (Q3 – Q2) < (Q2 – Q1). Cu cât caracteristica pompei este mai plată şi curba

instalaţiei mai puternic urcătoare, având şi o pondere însemnată a înălţimii geodezice în Hi, cu atât sporul 166

de debit realizat la punerea mai mic (figura 1.17).

în funcţiune în paralel a unei pompe suplimentare, este

C H

H static

2

Debitul realizat cu o singură om a Q 1

1

Q2

Sporul realizat prin pornirea unei noi pompe

Q

(1),(2) - curbele QH pentru o singură pompă în funcţiune respectiv pentru două în paralel; (C) curba instalaţiei î Figura 1.17. O situaţie n care sporul de debit prin punerea în funcţiune a unei a doua pompe este obţinut ne însemnat.

În situaţia din figura 1.17, sporul de debit obţinut prin punerea în funcţiune în paralel a unei a 2 - a pompe, identică cu prima, este nesemnificativ. Un beneficiar neavizat, în faţa unei asemenea situaţii consideră că a 2 -a pompă este defectă deoarece "nu dă debit". 7.9.2. Funcţionarea pompelor

centrifuge în serie

Montarea a 2 sau cel mult 3 pompe în serie este o situaţie mai puţin frecventă decât funcţionarea în paralel şi se utilizează în anumite domenii, ca de exemplu la pomparea lichidelor încărcate cu suspensii abrazive, în hidrotransport sau pentru soluţionarea operativă a unor probleme de pomp are, în lipsa tipului de pompă specific adecvat (figura 7.18).

Figura 7. 18. a/.

b/.

Determinarea sporului de înălţime de pompare obţinut prin funcţionarea în serie a 2 pompe. 167

Rezolvarea unei situaţii de pompare în care H static > H (înălţimea de pompare la debit zero prin înserierea a 2 pompe).

C H H2 H1 2

1

Q

C H

H static

He

E

2

1

Qe

Q

Caracteristica comună se determină prin adunarea înălţimilor de pompare la acelaşi debit. Sporul de înălţime de pompare rezultă din înălţimile de pompare ale celor 2 puncte de funcţionare determinate de intersecţia curbei instalaţiei (C) cu curba QH a unei singure pompe (1) şi apoi cu curba QH comună a 2 pompe în serie (2). 7.9.3. Funcţionarea pompelor având curbe caracteristice instalabile Pompele cu curbe QH instabile pot funcţiona stabil în instalatii a căror înălţime geodezică (incluzând în aceasta şi diferenţa de presiuni asupra nivelelor de refulare şi aspiraţie), este mai mică decât înălţimea de pompare la debitul zero al pompei (figura 7.19). 168

C1 C H

H static H0

Funcționare instabilă Funcționare stabilă

E1

E

1

Q (C) (C1) (H) E,E1,E2

curba instalaţiei cu Hgeo Ho curba instalaţiei cu Hgeo Ho înălţimea de pompare la debit zero puncte de funcţionare

Figura 7.19. Funcţionarea pompelor având curbe caracteristice instabile. În acest caz, pornirea şi funcț ionarea într-un punct al curbei sunt sigure. La o înălţime geodezică mai mare decât înălţimea de pompare la debit zero a pompei, pornirea nu se face decât cu măsuri speciale de scădere temporară, a

înălţimii geodezice, iar funcţionarea este labilă, existând două puncte de funcţionare posibile.

Urmare a unor mici oscilaţii ale înălţimii Hi din cauza curgerii care nu e perfect staţionară, precum şi a variaţiei înălţimii H din cauza oscilaţiilor frecvenţei reţelei electrice şi deci a turaţiei motorului, apar mari variaţii şi oscilaţii ale debitului, put ând ajunge la căderea debitului la zero, cu sau fără reluarea pompării. Labilitatea funcţionării se accentuează dacă instalaţia de refulare are caracter elastic (conducte elastice, hidrofor etc.), constituind un acumulator de energie hidraulică, caz în care se ajunge la oscilaţii cu schimb ari de sens ale debitului.

Estepompa deci necesar respecte şivaloarea debitului miniminstalaţii la care poate fi exploatată indicată sădeseproiectant de furnizor, iar pentru în care pompa trebuie să funcţioneze până la debite foarte mici, să se aleagă numai pompe cu curba caracteristică stabilă.

169

7.9.4. Alegerea pompei pentru funcţionare în condiţii de variaţii de frecvenţă ale reţelei electrice de alimentare a motorului Când există posibilitatea că temporar, pe perioade mai lungi sau mai scurte, frecvenţa reţelei electrice să scadă sub valoarea normală de 50 Hz până la limita minimă posibil, de prevăzut de 47 Hz, alegerea pompei cu caracteristicile necesare realizate la turaţia corespunzătoare frecvenţei de 50 Hz, poate conduce la mari dificultăţi, uneori la imposibilitatea exploatării instalaţiei. Aceasta, ca urmare a diferenţelor în minus de cca 6 % la debit şi 12 % la înălţime fatţăde caracteristicile nominale.

Pompa nu poate fi aleasă nici cu caracteristicile nominale realizate la turaţia corespunzătoare frecvenţei de 47 Hz, întrucât în situaţia revenirii la frecvenţa normală de 50 Hz, debitul depășeşte cu cca 6,5 %, înălţimea cu cca 13 %, puterea cu cca 20 % valorile nominale. În general, atunci c ând beneficiarul o solicită prin foaia de date, ca pentru condiţiile de frecvenţă scazută temporar, să se contracteze

se convine pompe cu caracteristicile nominale calculate pentru turaţia corespunz atoare frecvenţei de 48,5 Hz. Aceasta conduce la abateri acceptabile ale caracteristicilor nominale at ât în

funcţionarea la 50 Hz, c ât şi la 47 Hz şi anume Q  3 %, H  6%, Pa  9%. 7.9.5.

Funcţionarea fără cavitaţie

Condiţia referitoare la prevederea unei rezerve de minim 0,5 m între NPSHi

si NPSH este menită să asigure o functţonare fără cavitaţie a pompei în instalaţie.

Nerespectarea ei conduce la scăderea în anumite zone din pompă a presiunii absolute până la, sau chiar sub valoarea presiunii de vaporizare a lichidului pompat la temperatura de intrare în pompă. Aceasta are drept urmare formarea de cavităţi în lichid, umplute cu vapori,

ceea ce determină o funcţionare la parametri mai scăzuţi, însoţită de zgomote caracteristice şi în final la deteriorarea prematură a pieselor cu rol hidraulic, în primul rând a rotorului pompei. Atât valoarea NPSH i, cât şi a NPSH depind de variaţia debitului, putându-se astfel trasa curbele caracteristicile de cavitaţie pentru instalaţie NPSH i (Q) şi pentru pompa NPSH (Q). Debitul Qc la care cele doua curbe se intersecteaz a constituie limita functionarii

cavitaţie a pompei respectiva instalaţie. Cu creşterea debitului peste aceastăfără limită, fenomenele careîn înso tesc cavitatia determina caderea curbei caracteristice QH a pompei faţă de alura ei normală în regim lipsit de cavitaţie (fig. 7.20 şi fig. 7.21).

170

C

Curba QH a pompei forma normala

He NPSH disponibil

Funcționare în cavitație

NPSH necesar pompei Qc

Q

Figura 7.20. Determinarea debitului maxim (Qc) până la care pompa poate funcţiona fără cavitaţie.

Ein

Punct de funcționare nominal la proiectare instalație

Hin NPSHi

Funcționare în cavitație

Minim 0,5 m NPSH Qc

Qin

Q

Figura 7.21. Rolul rezervei NPSHi - NPSH  0,5 m. Cu cât rezerva de minim 0,5 m se ia mai mare, cu at ât punctul de ) se va afla într-o zonă mai îndepartată de cea influenţată de funcţionare (Qin, QHinafl cavitaţie, debitul ându-se în dreapta debitului Qin (figura 7.22). c

171

Ein

Punctul nominal de proiectare a instalației

E QH instalație Funcționare în cavitație

Qc

Qe

Qin

Q

Figura 7.22. Efectul nerespectarii condiţiei NPSHi > NPSH.

În caz că s-ar ajunge în situaţia NPSHi < NPSH, nu se va mai realiza înălţimea de pompare H in şi nici debitul Qin, punctul de funcţionare deplasându-se pe caracteristica QH căzătoare în zona de cavitaţie. 7.9.6. Caracteristicile pompelor funcţionând cu alte lichide decât apa şi similarele ei

Pentru a obţine rezultatele dorite într-o instalaţie în care se vehiculează lichide cu proprietăţi fizice şi chimice diferite de ale apei reci, proiectantul instalaţiei trebuie să aleagă pompele potrivite printr -o colaborare cu specialiştii furnizorilor potenţiali de echipamente chiar pe parcursul procesului de proiectare a instalaţiei. Aceasta deoarece atât caracteristicile, cât şi construcţia pompelor sunt influenţate de proprietăţile lichidului pompat, poziţia de montaj şi condiţiile de mediu în care trebuie să funcţioneze. Proiectantul instalaţiei trebuie să comunice în cererea de ofertă toate aceste date pentru a putea determina coeficienţii de transformare a caracteristicilor pompelor ridicate în standurile de probă, cu ap a la 20°C. Coeficienţii de transformare pentru debit (Q) înălţime de pompare (H) şi randament () pot avea valori importante, care să impună alegerea altei tipodimensiuni de pompă, decât cea care ar satisface instalaţia în cazul apei reci. Altă tipodimensiune înseamnă alt gabarit, alte racorduri, altă putere de antrenare, ceea ce influenţează dimensionarea instalaţiei. Trebuie acordată o atenţie deosebită descrierii prin caracteristici exacte a: -lichidelor agresive chimic; -lichidelor cu suspensii solide - mai ales abrazive; -pastelor; -hidrocarburilor şi gazelor lichefiate; -lichidelor vâscoase, precum şi a unor combinaţii între acestea. 172

Variaţia concentraţiei, temperaturii, vâscozităţii, consistenţei etc., trebuie indicată prin limitele superioare şi inferioare ce pot fi at inse în exploatare. De asemenea, natura şi forma suspensiilor, caracterul eventual tixotrop, dilatant, plastic sau pseudoplastic pentru lichidele ne-newtoniene, precum şi tendinţele de cristalizare, aglomerare, sedimentare şi aşa mai departe, trebuie menţi onate în cererile de ofertă, aşa cum sunt garantate de către tehnologul de proces. Nu trebuie să lipsească datele despre mediul şi regimul în care va lucra agregatul de pompare solicitat. În caz că rubricile - chestionar ale foii de date tip nu sunt suficiente pentru

descrierea tuturor caracteristicilor pe care beneficiarul şi proiectantul său le consideră importante în garantarea bunei funcţionări a instalaţiei, aceştia vor întocmi o anexă la foaia de date. Pentru condiţii neexprimate iniţial, deci nediscutate şi neavizate de către proiectantul produsului, furnizorul nu poate fi făcut răspunzător, în caz că acestea conduc la nerealizarea parametrilor pompelor în instalaţii, la proasta funcţionare, la avarierea pompelor sau a instalaţiilor în care sunt incluse. Schimbarea sau suplimentarea unor condiţii solicitate pompelor, conform avizului proiectantului de produs, modifică obiectul contractului, conduc la reluarea circuitului de contractare, cu întârzierile inerente, toate acestea fiind absolut necesare pentru garantarea unei funcţionări sigure. 7.10. An tr enar ea pompelor

După elementul care pune

în mişcare pompa, agregatele de pompare pot fi: â

--

electropompe, nd antrenarea elementul de motor electric; motopompe, ccând se antrenare face cu este un motor cu ardere

internă. Transmiterea cuplului motor de la sursa de putere la pompă se face direct, prin intermediul unui cuplaj elastic sau rigid, printr-un angrenaj cu roţi dinţate sau prin intermediul unei curele de transmisie. Alegerea sistemului de transmisie

depinde de motorul care antrenează pompa, de raportul dintre turaţiile ambelor maşini, de marimea pompei şi de elasticitatea necesară între sursa de putere şi pompă. În cazul transmisiei prin curea, datorită alunecării curelei pe şaiba de antrenare, se evită solicitarea motorului la vârfuri de putere. Pompele pot fi amplasate şi acţionate individual sau în grup. Acolo unde agregatul de pompare se poate amplasa l ângă consumator, se utilizează acţionarea individuală. Antrenarea pompelor cu motoare electrice este cea mai răspândită, datorită avantajelor pe care le prezintă şi anume: -

motoarele electrice au un consum redusau şi ounconstrucţie randamentsimplă; mare; au pornirea uşoară, sunt simple în exploatare şi uşor de automatizat.

173

7.11. Cond iţii auxiliare de echipare ale pompelor

Pompele se vor echipa cu: -

indicator de joasă presiune; indicator de înaltă presiune; bucla de control a presiunii refulate; bucla de reglare debit;

manometru pe aspiraţie şi refulare; pornire şi oprire independentă a pompelor; supapa de siguranţă.

7.12 . Specificaţii tehni ce

Furnizorul va trebui să analizeze cererea de ofertă şi să întocmească răspunsul său către proiectant, care va trebui să conţină:  

foile de date completate;

planul general cuprinzând dimensiunile de gabarit, greutatea, amplasarea bolţurilor pentru fundaţie şi centrul de greutate al ansamblului;

schema de conducte şi automatizări a sistemelor de pornire, răcire, ungere etc.;  curba de performanţă tipică, garantată (curbele caracteristice ); 

   

desenele cuplajelor; lista de materiale pentru toate echipamentele principale;

lista uneltelor şi dispozitivelor speciale, inclusiv cele necesare cuplajului; lista cu piesele de schimb necesare pentru doi ani de

funcţionare; nivelele de zgomot aşteptate şi garantate; lista deviaţiilor de la prezenta specificaţie; lista aparatelor de măsură şi control; lista de referinţă incluzând numele clientului, modelul, funcţia tehnologică, puterea şi tipul motorului conducător;  o metodă de conservare pe termen lung;  preţul şi clauzele contractuale când se doreşte şi o ofertă economică.    

174

CAPITOL UL 8. Rampe de încărcare/descărcare C.F . şi

auto

Rampele de încărcare şi descărcare a ţiţeiului, produselor petroliere, gazolinei, etanului şi/sau condensatului se împart în rampe de încărcare/descărcare tip : -

cale ferată (C.F.); auto.

După modul de încărcare în cisterne ele se sunt : -cu încărcare pe jos; -cu încărcare pe sus. Orice rampă de încărcare/descărcare a ţiţeiului, produselor petroliere, gazolinei, etanului şi/sau condensatului este prevazută cu: linii separate pentru fiecare produs în parte; braţe fixe sau articulate; sistem de măsură şi contorizare pe fiecare produs în parte; sistem de măsură şi corecţie temperatură, densitate pe fiecare produs vehiculat;

sistem de filtrare şi de degazare a fiecărui produs în parte. Numărul punctelor de încărcare şi descărcare (braţe) se stabileşte în funcţie -

de:

-

numărul produselor vehiculate;

dinamica produselor vehiculate; -lungimea rampei C.F./peronului AUTO; - numărul liniilor C.F./peroane AUTO; - condiţiile de manevră impuse de regulamentele locale şi centrale ale administratorului liniei C.F. Manevrarea cisternelor C.F. se poate face prin : mijloc de tracţiune (locomo tiva închiriată de la administratorul -

căii ferate); dotare cu mijloc de transport (locomotivă);

dotare cu sistem granic (capstar). Manevrarea cisternelor AUTO se face în conformitate cu diagrama fluxului tehnologic a fiecărei staţii de pompare în parte.

La alegerea şi determinarea fluxului tehnologic se va ţine seama de : -

dinamica încărcarilor şi descărcarilor;

sistemul de măsură şi contorizare al cisternelor AUTO; suprafaţa aferentă spaţiului de manevră. În cazul vehiculării gazolinei rampele de încărcare/descărcare C.F. şi AUTO se prevăd cu instalaţii de recuperare vapori în sistem închis.

175

Aceste instalaţii sunt formate din: braţe de încărcare/descărcare prevăzute cu recuperator de vapori;

conducte vacuumetrice pentru colectarea şi dirijarea volumelor spaţiilor de vapori; sistem de măsură şi contorizare a debitului produsului recuperat. Alegerea instalaţiei de recuperare vapori în sistem închis se face în funcţie -

de: -

cantitatea de substanţe valabile eliberate în condiţii de diferenţă de presiune şi temperatură a punctelor de lucru minime şi maxime ale fluxului tehnologic al staţiei de pompare.

176

Capitolul 9. Pr oi ectar e condu cte tehn ologi ce

9.1. Condu cte tehnol ogi ce

Conductele tehnologice formează totalitatea conductelor interioare ale staţiei de pompare ce fac posibilă transvazarea ţiţeiului, gazolinei, etanului şi/sau condensatului între obiectele staţiei de pompare. Conductele tehnologice se împart în: conducte de încărcare (umplere) rezervor; -

conducte de tragere (golire) rezervor;

claviatură aspiraţie pompe; claviatură refulare pompe; conducte colectoare (conducte tehnologice propriu-zise).

În cazul vehiculării produselor cu depunere de parafină, conductele tehnologice vor fi prevăzute la intrarea şi ieşirea din staţia de pompare cu gări pentru primire şi lansare răzuitoare parafinaă În cazul vehiculării produselor parafinoase razele de curbură a co nductelor tehnologice trebuie să fie R = 5 D  10 D. 9.2. D eter mi nar ea diametr ul ui interi or pentr u conducte le de ref ul ar e ale agr egatelor de pompar e

aspiraţie şi

Diametrul interior se determină din ecuaţia de continuitate: Q

 3600  S  V

3

[m /h]

(9.1)

2

în care: S – aria secţiunii transversale, în m ; V – viteza medie de curgere a lichidul ui, în m/s, care pentru pompele cu piston şi pentru pompele centrifuge, orientativ este dată în tabelul 9.1, în funcţie de vâscozitatea produselor. Tabelul 9.1. Viteza de circulaţie în funcţie de vâscozitatea produsului

Vâscozitatea produsului [°E] 1-2 2-4 4-10 10-20 20-60 60-120

Valoarea vitezei [m/s]

[°E]

[cSt] 1-11,5 11,5-27,7 27,7-72,5 72,5-150 150-439 439-887

1,5 1,3 1,2 1,1 1,0 0,8

177

[cSt] 2,5 2 1,5 1,2 1,0 1,0

Figura 9.1. Amplasarea conductelor tehnologice pe rezervoare.

178

Q

G 

(9.2)

unde:

G – debitul gravimetric orar [tf/h];  - greutatea specifică a lichidului la temperatura t°C 9.3.

[tf/m 3].

Determinarea pierderilor totale de sarcină în conducte

Calculul legăturilor de tragere între rezervoare şi pompe trebuie făcut cu exactitate, întrucât dimensionarea greşită poate produce mari neplăceri în exploatare. În aceste condiţii, în cazul unei pompe cu simplu efect se ajunge la relaţia de bază:   L p1 pa  2r 2   Z 1t  K  e  2 r  (9.3)   2g g   în care: p1 – presiunea ce se exercită sub pistonul pompei, kgf/m2; pa – presiunea ce se exercită deasupra lichidului din rezervorul din care se trage, kgf/m2;

 - greutatea specifică a fluidului pompat în condiţii de tragere, kgf/m 3; Z – diferenţa de cotă între suprafaţa lichidului în rezervor şi axul

pistonului pompei (Z este pozitiv când cota lichidului din rezervor este mai mare dect cea a axului pompei), m;  - viteza unghiulară a axului curbat al pompei, rad/s; r – raza manivelei pompei = ½ din cursa pompei, m; g – acceleraţia gravitaţiei, m/s2; K – rezistenţa de deschidere a supapei, m coloană lichid; t – factor caracterizând pierderea de sarcină totală în conducta de

aspiraţie;

Le – lungimea echivalentă a conductei de aspiraţie, m. 2n Pentru   în care n numărul de curse pe minut al pompei

60

t 



l S i i  d i  si

2       j  S   sj    

2

(9.4)

în care: li – lungimea unui tronson oarecare al conductei de tragere, diametrutronsonului constant, m; di –de diametrul corespunzător, m; S – suprafaţa pistonului pompei, m 2; si – suprafaţa secţiunii transversale a tronsonului de diametru d i, m; si = 0,785 di2 i – rezistenţa hidraulică la frecare în tronsonul corespunzător, calculată la viteza Vi din acest tronson; j – rezistenţa hidraulică corespunzătoare unei rezistenţe locale 179

(9.5)

(schimbare de direcţie, de secţiune, armături etc.) calculată la viteza corespunzătoare în această secţiune V j. Le 





 ln sS 

(9.6)

n

Termenul

 2r 2

1 t 

2g

reprezintă pierderea totală de sarcină datorită

rezistenţelor hidraulice pe întreaga conductă de aspiraţie, cât şi pierderea datorită vitezei lichidului aspirat.

 2r

reprezintă inerţia vânei de lichid aspirat care trebuie să g urmărească mişcarea neuniformă a pistonului. Evaluarea termenilor din relaţie se face astfel: p1 - presiunea sub piston; este p uţin diferită de presiunea de vaporizare a lichidului pompat, la temperatura corespunzătoare, pentru a evita ruperea coloanei aspirate. Presiunea de vapori în funcţie de temperatură este specifică fiecărui lichid . pa - presiunea atmosferică locală, în general când se pompează din rezervor. Corecţia pa funcţie de altitudine este dată în tabelul 9.2. Termenul Le

Tabelul 9.2. Corecţia presiunii cu altitudinea Altitudinea

faţă de

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

10,33

10,2

10,1

9,9

9,8

9,7

9,6

9,5

9,4

9,3

9,2

760

750

742

733

724

716

707

699

690

682

674

nivelul

mării [m] Presiunea

atmosferică [m col apă] Presiunea

barometrică [mm Hg]

-Z - diferenţa de cotă de nivel din rezervor şi axul pistonului pompei (în pompelor cu ax vertical se ia diferenţa între nivelul lichidului din rezervor şi supapa de refulare a pompei), care trebuie să fie cât mai mare; Pentru a se evita dezamorsarea pompei din cauza golurilor de aer ce se formează la tragere este bine ca nivelul în rezervor să nu scadă la mai puţin de 0,7 m deasupra cazul

generatoarei variază îna sorbului; funcţie de construcţia supapei K - superioare obişnuite între 0,4-0,6 m col.apă. t - pentru determinare trebuie calculat i şi j:

i 

64 în regim laminar Re 180

şi este pentru supapele

(9.6)

i 

0,3164 Re0, 25

în regim turbulent Re < 70000 (formula Blasius)

i 0,0096

(9.7)

Ko 3 (formula Mieses)  d Re

(9.8)

în care: Ko - rugozitatea absolută a conductei de aspiraţie care pentru hidrocarburi lichide se calculează cu relaţia: 104 K o  25 până la 40. Pierderile de sarcină corespunzătoare rezistenţelor locale j sunt prezentate în tabelul 9.3 . Tabelul 9.3. Pierderile de sarcină corespunzătoare rezistenţelor locale Le Lungime

Felul rezistenţei locale

echivalentă, funcţie de

o

diametru

Ieşire din rezervor făcută în planul mantalei 23 Idem, cu orificiul conductei proeminent în interiorul

0,50

rezervorului

40

0,90

Tragere din sorb oscilant Cot la 45° Cot la 90° Cot la 90° din segmenţi Curbă cu raza R = 3d Curbă cu raza R = 4d

100 14 60 30 23 16 40-60 18 320 23 160 82 100

2,20 0,30 1,30 0,65 0,50 0,35 0,90-1,30 0,40 7 0,50 3,50 1,80 2,20

Teu Robinet deschis

Robinet supapă deschis Robinet cep

Sorb cu sită Ventil de contrapresiune cu clapă Filtru pentru produse albe Filtru pentru produse negre

Valorile de mai sus sunt valabile în regim turbulent cu o = 0,022. Când vitezele sunt diferite, rezistenţa hidraulică   o = 0,022 şi j are valoarea dată de relaţia:   0



0,022 iar la o curgere laminară valoarea rezistenţei locale este: 181

(9.10)

 = 0  

(9.11)

unde  are următoarele valori, conform tabelului 9.4:

Tabelul 9.4 alegerea coeficientului , funcţie de valoarea Re Re 

2800 1,98

2600 2,12

2400 2,26

2200 2,84

1800 2,90

1600 2,95

1400 3,01

1200 3,12

1000 3,22

800 3,37

600 3,53

400 3,81

Pentru pompele cu mişcări alternative cu piston cu efecte multiple, gradul de iregularitate "m" fiind mult redus, influenţa termenului corespunzător inerţiei t devine complet neglijabilă şi formula ( 9.11) devine:  p1 pa  2r    Z  K 1t   (9.12) 2g     Pentru ca pompa să aspire în bune condiţii, trebuie să fie satisfăcută condiţia:  pa  p1  2 2   Z  K 1t  (9.13) 2m 2g    În cazul pompelor centrifuge relaţia [ 9.12 ] se transformă în: pa  p1 v2 Z 1 t  5m (9.14)  2g în care termenii au semnificaţia din relaţiile anterioare, cu următoarea excepţie: v - viteza lichidului în conducta de aspiraţie, m/s; g - acceleraţia gravitaţională: 9,81 m/s2. La calculul lui t în formula (9.14), S va fi secţiunea de intrare în pompă. Pentru dimensionarea colectorului de aspira ţie a unei pompe se va proceda astfel: -se dimensionează conducta în prima aproximaţie admiţând o viteză de 1 m/s; -pe baza diametrului găsit se vor calcula pierderile de sarcină totale în conductă. În formula (9.12), în prima parte, se vor înlocui toţi te rmenii cu valorile

corespunzătoare, pentru a se vedea dacă este satisfăcută inegalitatea. În caz contrar se va lua diametrul de conductă imediat superior şi se va reface calculul; se va continua aşa mai departe, până la obţinerea unui rezultat satisfăcător . La calcul se va mai ţine seama de: -pentru produsele vâscoase cu tensiuni de vapori reduse, calculul se va face luându se valorile vâscozităţii şi ale lapresiunii de vapori corespunzătoare minimului de temperatură ce se poate obţine o funcţionare normală; -pentru produsele albe (puţin vâscoase) cu presiuni de vapori ridicate, calculul se va efectua cu valorile vâscozităţilor şi presiunilor de vapori corespunzătoare temperaturii maxime în funcţionare normală; -la produsele medii, calculul se va face atât pentru temperatura maximă, cât şi pentru cea minimă normală, luându -se diametrul de conductă maxim ce rezultă din aceste două ipoteze. 182

200 4,20

9.4. Ar matur i condu cte tehn ologice

9.4.1. Robinete pentru conducte tehnologice a. Generalitati

Robinetele sunt echipamente complexe, fabricate într-o largă varietate de tipuri şi cu folosirea unei game diverse de materiale, corespunzătoare condiţiilor de lucru preconizate şi parametrilor funcţionali pe care trebuie să -i satisfacă. Din aceste motive, alegerea unui robinet pentru o anumită utilizare nu este o acţiune simplă care se poate rezolva printr -o comandă, rezolvarea ei implicând o colaborare strânsă între proiectanţii de proces şi instalaţii, pe de o parte şi proiectantul (fabricantul) de robi nete, pe de altă parte. Rezultatul acestei colaborări va fi alegerea unui robinet cu funcţionare sigură şi optimă. Datele principale care definesc un robinet şi care trebuie luate în considerare la alegerea unui robinet sunt prezentate în tabelul 9.10. Selecţionarea unui tip corespunzător pentru o anumită utilizare implică şi analiza altor parametri specifici: greutate, dimensiuni, operabilitate, cost etc.

Conectarea robinetelor la conducte trebuie să corespundă claselor conductelor pe care le deservesc. Clasa sau presiunea/temperatura nominală a robinetului nu trebuie să fie inferioară presiunii nominale a conductei din care face parte. Toate componentele robinetului trebuie să suporte temperatura fluidului vehiculat în toate regimurile degazelor. lucru, inclusiv cele tranzitorii, cum ar fi scăderea de temperatură cauzată de detenta Robinetele trebuie să funcţioneze în mod satisfăcător cu tija în orice poziţie (verticală, orizontală, înclinată), atât pe conducte orizontale cât şi verticale. Trebuie evitată însă montarea robinetelor cu tija înclinată sub orizontală. La conductele de transport care trebuie curăţite cu răzuitoare sau sfere sunt recomandate robinete cu trecere completă. În cazul când nu se folosesc curăţitoare de conducte sau când căderea de presiune prin robinet nu este importantă, sau ori de câte ori este posibil, se recomandă utilizarea robinetelor cu trecere redusă pentru a reduce costul. Totuşi, trebuie ţinut seamă că în anumite situaţii natura fluidului poate fi corosivă sau erozivă, iar folosirea robinetelor cu trecere redusă măreşte turbulenţa curgerii, având ca efect accelerarea degradării şi uzurii robinetului. b. Clasificare După forma organului de obturare, robinetele de închidere se execută în următoarele tipuri: - cu ventil; - cu piston; - cu cep; - cu sferă; - cu sertar; 183

- pană; - paralel; - plat; - cu fluture; - cu membrană; - cu tub flexibil.

Tabelul 14. Datele principale care definesc robinetul Nr. crt.

1.

2.

Grupa de parametri sau caracteristici Parametri ai mediului vehiculat

Parametri

funcţionali

3.

4.

5.

Caracteristici constructive impuse de mediu

Caracteristici constructive impuse de proces

Caracteristici de

fiabilitate şi întreţinere impuse de proces

6.

Alţi parametri care definesc robinetul

Parametri sau caracteristici

Cine stabileşte

Natura fluidului

Proiectantul tehnolog

Proprietăţile fizice şi chimice Gradul de puritate (suspensii) - Presiunea nominală Pn - Presiunea de încercare - Presiunea maximă de lucru Pmax Domeniul presiunii de lucru Domeniul debitului de lucru Domeniul temperaturii de lucru Diametrul nominal Dn - Modul de racordare la conductă

Proiectantul tehnolog

Proiectantul tehnolog şi furnizorul robinetului

(flanşe, sudat) - Materialele principalelor piese componente - Tipul cutiei de etanşare - Tipul robinetului şi obturatorului

(închidere, derivaţie, reţinere) - Construcţia obturatorului şi variaţia acestuia, - Modul de acţionare - Accesorii şi detalii constructive şi funcţionale (etanşare) - Durata de viaţă - Durata de funcţionare până la prima reparaţie în condiţii normale de funcţionare. - Durata de funcţionare între două reparaţii curente (pentru fiecare componentă importantă) Parametrii mediului ambiant - Posibilitatea curăţirii parafinei - Asigurarea funcţionării limitate în

Proiectantul tehnolog

Proiectantul tehnolog şi furnizorul robinetului.

Proiectantul tehnolog şi furnizorul robinetului.

condiţii improprii - Diverse (cădere de presiune)

După forma corpului, robinetele de închidere cu ventil se execut ă în următoarele variante: - drept; 184

- normal, cu tija verticală; - cu tija înclinată; - de colţ. După tipul tijei, robinetele de închidere cu sertar se execută în următoarele variante: - cu tijă ascendentă; - cu tijă neascendentă. Robinetele de închidere se execută din următoarele materiale: - fontă, simbol F; - fontă protejată, simbol G; - oţel de uz general (pentru intervalul de temperaturi de lucru -

9...+450°C), simbol O; - oţel inoxidabil, simbol X; - oţel pentru criogenie, simbol R; - oţel pentru temperaturi înalte, simbol K. c.Tipuri de robinete Robi nete sferi ce

Robinetele sferice se pot folosi atât pe conductele de transport gaze cât şi pe conductele de transport hidrocarburi lichide dacă fluidele nu conţin particule solide. Acest tip de robinet are o formă compactă, asigură o etanşare bună şi este preferat atun ci când esterobinetelor necesar unsferice timp desunt: închidere mic şi presiuni maifimari de 50 bar. Dezavantajele etanşarea moale poate deteriorată de murdăria fluidului şi numai anumite tipuri pot fi întreţinute pe amplasament. Robinetele vor fi prevăzute cu un indicator de poziţie "ÎNCHIS DESCHIS". Dacă sunt prevăzute cu roţi de manevră, acestea vor fi marcate cu sensul de închidere şi deschidere. Corpurile şi capacele robinetelor vor fi cuplate cu flanşe verticale sau flanşe orizontale pentru a permite demontarea sferei. Soluţia cu corpul sudat este acceptabilă dacă întreţinerea robinetului nu implică demontarea lui şi dacă fluidele sunt curate. Robinetele care au diametrul nominal (DN) mai mic de 8 inches (200 mm) pot fi echipate cu sfere plutitoare. Robinetele cu diametrul egal sau mai mare de 10

inches (250 mm) vor fi echipate cu sfere pivotante (sferă şi cep) atât în partea inferioară cât şi în partea superioară (ax de rotaţie). Sferele pot fi fabricate din materiale corespunzătoare fluid elor vehiculate cu placare crom sau nichel.sau Suprafaţa sferică de etanşare va iar fi perfect sferică finisată. cu Placarea cu crom nichel va fi aplicată perfect, fabricantul va şi fi responsabil de orice exfoliere sau uzură prin frecare. Scaunele de etanşare vor fi realizate din metal şi părţi cu inserţii de material plastic. Materialul plastic va fi corespunzător pentru fluidul care este vehiculat prin robinet. 185

Scaunele de etanşare vor fi fabricate într-un mod care să asigure etanşarea pe sferă chiar în cazul când materialul plastic este uzat sau deteriorat. În ceea ce priveşte robinetele cu diametrul nominal egal sau mai mare de 4 inches, materialul plastic va fi forţat în partea metalică în aşa fel ca să nu existe nici o extruziune în timpul operaţiunilor de închidere şi deschidere la presiunea de proiectare a robinetelor.

În ceea ce priveşte robinetele cu diametrul nominal mai mic de 4 inches etanşarea poate fi făcută prin două părţi: una de metal şi alta de plastic. Robinetele cu un diametru nominal egal sau mai mare de 4 inches vor fi

furnizate cu etanşări suplimentare prin intermediul unsorii de etanşare. Tija poate fi integrată cu sfera sau despărţită. În cazul când tija este despărţită cuplajul tijă -sferă va fi sigur şi rezistent pentru ca să se evite deteriorarea tijei sau sferei. Toleranţa permisă între tijă şi sferă va fi minimă astfel că, atunci când robinetul este complet deschis să nu se producă nici un fel de mişcare a sferei care să obstrucţioneze trecerea fluidului. Mai mult, tija şi sfera vor fi astfel fabricate încât să se evite uzura care poate conduce la slăbire sau formarea unui joc exagerat având consecinţă ulterioară obstrucţionarea trecerii fluidului. Etanşarea între tijă şi capacul robinetului se va obţine printr -o cutie de etaşare şi garnitură de etanşare sau inel de etanşare. Materialele şi tipurile de garnituri de etanşare sau inele de etanşare vor fi corespunzătoare pentru presiunea, temperatura şi natura fluidului care curge prin robinet. Diametrul interior (diam etrul

util) al deschiderii prin sferă, la robinetele cu trecere completă, va fi cel precizat în standardul specific al robinetului. În cazul robinetelor cu capete sudate, diametrul interior al robinetului poate fi egal cu diametrul interior al conductei s au mai mic atunci când grosimea capetelor de sudare impune acest lucru.

Intrările şi ieşirile robinetelor vor fi cu secţiune circulară. Dacă este necesar un robinet cu trecere completă, acesta va avea o deschidere totală (egală cu cea din conductă) şi constantă pentru a permite trecerea unui curăţitor (PIG); dacă este necesar un robinet cu trecere redusă acesta va avea o deschidere (diametrul util) mai mică decât diametrele specificate în standardul robinetului. Robinetele vor fi prevăzute cu un orificiu sau sistem de drenaj, care să permită ca, după un drenaj corespunzător şi când robinetul este complet deschis, să nu apară nici un fel de scurgere (pierdere) prin aranjamentul scaunelor de etanşare. În cazul când robinetele sunt îngropate, drenajul va fi condus la suprafaţă cu ajutorul conductecelcorespunzătoare ancoratăsolului. de corpul robinetului. Această conductă unei va fi ridicată puţin 300 mm deasupra Robinetele pot fi îngropate sau supraterane. În comandă se va specifica, pentru fiecare robi net sau lot de robinete, distanţa de la linia de centru a conductei până la nivelul solului. 186

Dacă este necesar, fabricantul va asigura robinetele cu o prelungire astfel ca toate dispozitivele de manevrare să fie plasate deasupra solului şi axul roţii de manevră să iasă în afară cel puţin 1000 mm. Robi nete cu ser tar

Robinetele cu sertar (de tip sertar pană, sertar paralele sau sertar expandabil) au o largă folosire pentru conductele de transport hidrocarburi lichide sau gaze datorită siguranţei în exploatare şi costului mai scăzut. Robinetul cu sertar pană este cel mai compact tip, dar se recomandă să fie folosit când fluidul este curat şi nu conţine suspensii care s -ar putea depune în cavităţile robinetului şi ar conduce la îngreunarea sau împiedicarea manevrării sale. Robinetele cu sertar paralel şi cu sertar expandabil sunt recomandate pentru folosire acolo unde lichidul este impur sau pentru transportul gazelor, pentru că asigură o bună izolare pe ambele feţe ale direcţiei de curgere şi au posibilit ate de drenaj.

Robinetele cu sertar pană sunt echipate de regulă cu etanşări metalice cu aliaje corespunzătoare condiţiilor de folosire şi în mod deosebit acest tip de etanşare se foloseşte atunci când fluidul conţine impurităţi solide. În acest caz atât sertarul cât şi suprafeţele fixe de etanşare pot fi durificate. Tipul de etanşare moale va fi folosită cu precădere la robinetele cu trecere directă. Etanşarea moale este folosită adeseori când sunt cerute condiţii de dublă izolare şi drenaj şi unde eliminarea pierderilor este importantă. Robinetele pot fi cu au trecere completă sau cu trecere redusă. În cadrul acestor specificaţii, aceste denumiri următoarea semnificaţie: a.) Robinetele cu trecere completă vor avea scaune de etanşare paralele şi o deschidere constantă pe întregul robinet egală cu deschiderea conductelor la care se ataşează, în scopul de a permite trecerea unui curăţitor (PIG). Aceste robinete vor fi specificate prin dimensiunea nominală a robinetului. b.) Robinetele cu trecere redusă vor avea scaune de etanşare paralele şi o deschidere redusă prin elementul de închidere. Ele vor fi specificate prin două numere: primul număr va fi dimensiunea nominală a robinetului iar al doilea număr va fi dimensiunea nominală a robinetului corespunzătoare deschiderii minime din elementul de închidere. Etanşarea "SCAUN-SERTAR" va fi asigurată cu ajutorul inelelor făcute din material plastic care sunt aplicate pe scaunele propriu-zise. Sertarul va fi tratat corespunzător în scopul de a evita coroziunea sau oxidarea. - DESCHIS". Robinetele fi prevăzute cu indicator poziţe "ÎNCHIS Asamblareavor corpului cu capacul se vaderealiza prin bolţuri şi o etanşare perfectă. Tija va fi de tipul ascendent, confecţionată dintr-o singură bucată şi cu şurub exterior care va fi protejat contra agenţilor atmosferici cu un înveliş corespunzător.

Etanşarea între tija şi capacul robinetului va fi obţinută printr -o cutie de etanşare şi garnituri sau inele de etanşare. 187

Materialele şi tipurile de garnituri şi inele de etanşare vor fi corespunzătoare pentru presiunea, temperatura şi natura fluidului care curge prin robinet. Robinetele pot fi îngropate sau supraterane. În comandă se va specifica, pentru fiecare robinet sau lot de robinete, dimensiunea de la linia de centru a conductei până la nivelul solului. Dacă este necesar, fabricantul va prevedea robinetele cu o prelungire astfel ca toate dispozitivele de manevrare să fie plasate deasupra solului şi axul roţii de manevră să iasă în afară cu cel puţin 1000 mm. Robinetele vor fi prevăzute cu un orificiu sau sistem de drenaj care să asigure că, după un drenaj corespunzător şi când robinetul este complet deschis, nu apare nici un fel de scurgere (pierdere) prin aranjamentul scaunelor de etanşare. În cazul când robinetul este îngropat, drenajul sau scurgerea vor fi conduse la suprafaţă cu ajutorul unei conducte corespunzătoare ancorată de corpul robinetului. Această conductă va fi înălţată la minimum 300 mm deasupra solului.

Robinete de reţinere Robinetele de reţinere se montează pe conductele de transport în situaţia când este necesară limitarea curgerii într -o singură direcţie. Ele sunt armături autoacţionate şi se montează de regulă pe conductele de refulare de la pompe şi compresoare în poziţie orizontală. Robinetele de reţinere nu se vor monta pe liniile verticale unde direcţia de curgere este de sus în jos. Robinetele de reţinere se fabrică în două categorii mari: robinete de reţinere basculante (tip normal şi tip trecere

completă, cu disc montare în flanşe saumodel sudate)lung şi robinete reţinere cu montare între flanşe (cu un sau două discuri, şi model de scurt). Robinetele de reţinere pentru conductele de transport vor avea următoarele caracteristici constructive: A) Robinete de reţinere basculante cu amortizor diametre mai mari de 20 inches. B) Robinete de reţinere cu disc înclinat format

exterior pentru

din două părţi separate (două clapete). C) Robinete de reţinere cu disc înclinat format dintr -o singură bucată. D) Robinete de reţinere basculante cu amortizor exterior care să permită trecerea unui curăţitor (PIG). E) Robinet de reţinere basculant montat între flanşe (tip Wafer). Tipul A va fi echipat cu un disc clapetă ancorat de partea superioară. Pentru

diametre mai mari de 20 inches vor avea amortizoare oleo-dinamice ajustabile din exterior. Tipul B

va fi echipat cu un disc înclinat în scopul de a evita închiderea cu zgomot fără a folosi dispozitive suplimentare. Tipul C va fi echipat cu un disc înclinat în scopul de a evita închiderea cu zgomot fără a folosi dispozitive suplimentare. În plus, trebuie să permită extragerea discului printr-o deschidere plasată în partea superioară, fără a extrage corpul robinetului din conductă. 188

Tipul D va fi echipat cu amortizor oleo-dinamic ajustabil din exterior. Când robinetul este în poziţie complet deschis, discul trebuie să poată fi retras în partea superioară a robinetului fără a influenţa (împiedica) trecerea unui curăţitor de parafină (PIG). Dacă este nevoie, robinetul va fi prevăz ut cu posibilitatea de a bloca discul în poziţie deschisă din exterior. Tipul E va fi corespunzător instalării între flanşe fabricate după ANSI. Fabricantul va specifica în oferta sa, distanţa faţă la faţă, greutatea robinetului şi lungimea bolţurilor de fixare. Discul va fi fabricat într -un mod care să evite închiderea cu zgomot fără

folosirea unor dispozitive suplimentare.

Îmbinarea cu flanşe, necesară pentru demontarea discului (clapetei) va fi de tipul "cu intrare pe sus" (pentru robinetele tip A,C ş i D) sau de tipul "cu intrare laterală" (robinetul B). Îmbinarea cu etanşare prin presiune este acceptablă cu condiţia ca să existe o evacuare liberă între contra -etanşare şi capac. Robinetele vor fi în mod normal închise în timpul operării. 9.4.2.Fitinguri

forjate "Weldolet" şi "Sockolet"

a. Generalitati

Fitingurile forjate "Weldolet"

şi "Sockolet" sunt destinate racordării în

unghi a ţ10216/1 evilor de÷5 conducte EN 10208/1, 2ă SR 2009; drept SR EN -2003 – pentru 2008, industria precum şpetrolier i a ţevilor similare dup ă alte standarde utilizate internaţional. Fitingurile forjate tip "Weldolet" sunt prevăzute cu şanfren pentru sudarea cap la cap, iar cele de tip "Sockolet" cu muf ă (soclu) pentru sudarea de col ţ a ţevii de racordare. Pentru sudarea la ţeava de aşezare fitingurile sunt prevăzute cu şanfren în unghi variabil. Fitingurile forjate se numesc reduse c ând diametrul ţevii de aşezare este diferit de diametrul ţevii de racordare şi se numesc egale, când diametrul ţevii de aşezare este egal cu diametrul ţevii de racordare. b. Descriere

Fitingurile forjate tip "Weldolet"

şi "Sockolet" au form ă de butoi cu

extremităţile prelucrate pentru asamblarea prin sudur ă la conducta de baz ă şi la conducta de ramificaţie. Fibrajul de forjare este pe direc ţia paralelă cu axul fitingului. Fitingul are partea superioară de formă tronconică numită capul de racordare, iar partea inferioar ă numită fustă este de asemeni de form ă tronconică. Baza mare a celor dou ă tronconuri reprezintă suprafaţa imaginară de legătură între cap şi fustă. 189

Capul de racordare serveşte la asamblarea fitingului cu ţeava de racordare prin sudură cap la cap pentru fitingurile "Weldolet" şi prin sudură de colţ pentru fitingurile tip "Sockolet". În acest scop capetele fitingurilor sunt prelucrate prin şanfrenare, pentru sudura cap la cap sau cu muf ă, pentru sudura de col ţ. Mufa îmbracă ţeava de racordare pe o ad âncime "h" prescrisă pentru fiecare tipodimensiune de fiting "Sockolet". Fusta serveşte la asamblarea fitingului prin sudur ă cu ţeava de bază (de aşezare). În acest scop fusta este prevăzută la partea inferioară cu şanfren în unghi variabil continuu. Unghiul şanfrenului are valoarea maxim ă (50°) în secţiunea din planul axului conductei de bază (aşezare) şi valoarea minimă (35°) în planul perpendicular pe axul conductei de bază. Legea de variaţie a unghiului şanfrenului urmăreşte legea de variaţie a tensiunilor care iau naştere în secţiunea de îmbinare pe timpul exploatării. Şanfrenul fustei este prev ăzut a se ob ţine ca urmare a operaţiei de forjare în matriţă a fitingului. c. Caracteristici tehnice

Fitingurile tip "Weldolet" şi "Sockolet" se execut ă în următoarea gamă tipodimensională. Fitingurile forjate tip "Weldolet" redus - diametrul ţevii de aşezare 3 in la 24 in; - diametrul ţevii de racordare 2 in la 20 in; - grosimile ţevilor de aşezare şi racordare STD şi XS. Fitinguri egal 2 in la 20 in; - diametrulforjate ţevii detipaş"Weldolet" ezare şi racordare - grosimile ţevilor de aşezare şi racordare STD şi XS. Fitinguri forjate tip "Weldolet" redus - diametrul ţevii de aşezare 3 in la 8 in; - diametrul ţevii de racordare 2 in la 6 in; - grosimile ţevilor de aşezare şi racordare XXS şi SCH 160. Fitigurile forjate tip "Sockolet" redus seria 300 Lbs - diametrul ţevii de aşezare 3/8 in la 36 in; - diametrul ţevii de racordare 1/8 in la 2 in; - grosimi ale ţevilor de aşezare şi racordare STD şi XS; - grosimi ale ţevilor de aşezare şi racordare STD şi XS. Fitinguri forjate tip "Sockolet" redus seria 600 Lb - diametrul ţevii de aşezare 3/4 in la 36 m; - diametrul ţevii de racordare 1/2 in la 2 in;

- grosimi ale ţevilor de aşezare şi racordare XXS şi SCH 160. Se pot executa fitinguri având grosimea capului de racordare cu grosimea de perete inferioară celei din catalog cu condiţia ca, beneficiarul să specifice în comandă grosimea dorită. Fitingurile tip Weldolet şi Sockolet asigură compensarea orificiilor practicate în conducta de aşezare cu condiţia că atât fitingurile, cât şi conducta 190

alezată să aibă grosimi corespunzătoare din aceeaşi serie (ex. fiting STD, conducta STD). Presiunile de lucru ale fitingurilor corespund presiunilor de lucru ale ţevilor pe care se montează.

191

Capitolul 10. Arhitectura

și r ezisten ța co nstru cții lor indus tri ale

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale clădirilor tehnologice din cadrul staţiei de pompare ce trebuie respectate sunt: -

alegerea amplasamentului; studiile topografice; studiile hidrogeotehnice;

încadrarea în categorii şi clase de importanţă; încadrarea în categorii şi clase de pericol de incendiu; natura şi valoarea încărcărilor ce acţionează asupra structurilor; natura structurilor de rezistenţă şi a infrastructurii.

A.Instalaţii energetice Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale instalaţiilor energetice de forţă şi iluminat şi de legare la pământ din cadrul staţiilor de pompare ce trebuie respectate sunt:

 stabilirea clasei de consumatori şi principiile de alimentare din sistemul electroenergetic;

 criterii privind alegerea soluţiei de alimentare cu energie electrică;

 organizarea sistemului intern de alimentare cu energie electrică a consumatorilor:

  

din zone neclasificate; din zone cu pericol de explozie;

instalaţii de protecţie contra tensiunilor periculoase de atingere şi de pas; protecţie împotriva supratensiunilor;   limitarea influenţei receptoarelor electrice, ale consumatorilor asupra funcţionării sistemului energetic naţional. b.I nstalaţii termice

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale instalaţiilor termice de ventilaţie, de condiţionare aer şi de presurizare în sistemul natţonal de transport al ţiţeiului, gazolinei, etanului şi condensatului sunt:  stabilirea scopului instalaţiei termice:  scopuri tehnologice (încălzire, suflări, dămfuiri, decongelări, transvazări);  încălziri clădiri tehnologice sau administrativ - sociale; 192

 

producere apă caldă menajeră; scopuri P.S.I. (perdele abur, centuri înăbuşire etc);

 stabilirea caracteristicilor climaterice ale zonei;  stabilirea caracteristicilor locale ale clădirii, instalaţiei etc.;  stabilirea caracteristicilor tipodimensionale şi constructive ale clădirilor;

 stabilirea condiţiilor de microclimat necesare fiecărui al clădirii sau instalaţiilor;  compartiment stabilirea sistemului de instalatţ termică, ventilaţie, condiţionare aer şi de presurizare. C. I nstalaţiile de alimentare cu apă

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale instalaţiilor de alimentare cu apă în sistemul naţional de transport al ţiţeiului, gazolinei, etanului şi condensatului sunt:

 stabilirea zonei de amplasare a obiectivului;  încadrarea în prevederile planului de amenajare a bazinului hidrografic;



stabilirea parametrilor principali ai schemei de alimentare cu

apă:    

debit;

sursă; presiune; calitatea apei;

 studiile hidrogeologice;  încadrarea în clasele şi categoriile de importanţă ale instalaţiilor. D.Instalaţii automatizări Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale sistemului de măsură, control şi sistem computerizat de achizitie si prelucrare automata a datelor sunt:  stabilirea cazurilor în care se introduc instalaţiile de automatizare;

 stabilirea parametrilor supuşi automatizării;  optimizarea performanţei sistemului;  realizarea unui nivel maxim de control al procesului precum şi stabilirea valorilor minim - maxime a parametrilor sistemului;

 

stabilirea obiectivelor supuse sistemului de automatizare; stabilirea mijloacelor prin care este implementat sistemul. 193

E. I nstalaţii de canalizare

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale reţelelor de canalizare şi instalaţiilor pentru epurarea apelor uzate în sistemul naţional de transport al ţiţeiului, gazolinei, etanului şi condensatului sunt:  stabilirea componenţei apelor trecute în sistemul de canalizare; schemelor sistemului de canalizare şi epurare a apelor  stabilirea uzate;

 stabilirea parametrilor sistemului de canalizare şi epurare a apelor uzate în raport cu condiţiile impuse de normele s anitare;  stabilirea parametrilor sistemului apelor uzate în funcţie de tipul apelor uzate:    

ape uzate menajere; ape uzate industriale; ape uzate pluviale; ape subterane.

F .Platforme , drumu ri in teri oare, împrejmuiri

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare ale drumurilor şi platformelor carosabile interioare, instalaţiilor din sistemul naţional de transport ţiţei, gazolina, etan şi condensat.



stabilirea tipului, a caracteristicilor geometrice, a caracterului drumului şi/sau platformelor carosabile;

 alegerea structurilor sistemului rutier;  stabilirea modului de colectare şi evacuare a apelor pluviale. G.I nstalaţii privind apărarea

împotriva incendiilor

Condiţiile şi criteriile tehnice de proiectare privind siguranţa sistemului, zonarea mediilor cu pericol de explozie ale staţiei de pompare sunt:

 proiectarea instalaţiilor de siguranţă, prevenire şi stingere a incendiilor în conformitate cu legislaţia în vigoare; şi desfăşurarea prevenire stingereîna  organizarea incendiilor şi de dotare cuactivităţii mijloacedetehnice de şistingere unităţi;

 stabilirea sistemului de siguranţă şi prevenire a incendiilor ce trebuie implementat în cazul fiecărui obiectiv în parte;

 stabilirea în cadrul sistemului prevenire şi protecţie. a normelor de dotare privind: 194

    

masini de luptă împotriva incendiilor; utilaje şi aparatură specifică; echipamente de protectie;

substanţe chimice pentru prevenirea şi stingerea incendiilor; mijloace de prima interventie;

 stabilirea şi definirea notiunii de risc, analiza de risc, risc tehnic.

195

ANEXA 1 Stabilirea pierderilor de țiței

1. Clasificarea consumurilor tehnologice

Pierderile de ţiţei și condensat, se clasifică în funcţie de natura cauzelor care le produc, astfel: - pierderi reale - pierderi aparente Pierderile reale se produc din cauze obiective, cum sunt: - fenomenul de evaporare - curaţirea rezervoarelor - depuneri de parafină - transport succesiv pe conducte - scurgerea apei din rezervoarele de recepţie,după separarea saudin condensat - la umplerea – golirea cisternelor auto şi CF Pierderile aparente se produc din cauze subiective, cum ar fi: - erori de măsură: nivel, densitate, temperatură - calibrare neconformă a rezervoarelor - încălzire insuficientă a cisternelor CF - neetanşeităţi.

din ţiţei

2. Surse şi cauze generatoare de pierderi

Sursa generatoare de pierderi, reprezintă locul unde se produce fenomenul de pierdere a produsului, respectiv: - rezervorul de depozitare sau sistemul de transport - conducte (inclusiv staţiile de pompare intermediare) - cisterna CF şi/sau auto.

Cauza generatoare de pierderi, reprezintă factorul care concură la apariţia fenomenului de pierderi în locurile menţionate drept surse. Principalele cauze generatoare de pierderi la rezervoarele de depozitare, sunt: - depozitarea ţiţeiului în rezervoare cu capac fix fără posibilitatea

recuperării vaporilor -

durata mare de stocare

-

temperatura mare a lichidului operaţiile de umplere-golire supradimensionarea rezervoarelor de depozitare comparativ cu

-

-

cantităţile mici de ţiţei vehiculate lipsa automatizării şi a mijloacelor performante de control pentru măsurarea nivelului a temperaturii, determinarea densităţii și a impurităţilor îmbinarea prin nituire a virolelor 196

-

inexistenţa posibilităţii de a goli complet rezervorul (pentru reducerea stocurilor inevacuabile) debordarea produsului

lipsa protecţiei exterioare a rezervoarelor în funcţie de microclimat

-

lipsa protecţiei interioare pentru reducerea acţiunii factorilor corozivi scurgerea apei din rezervoare cu antrenare de produs

evacuarea şlamului la curăţirea rezervoarelor cu conţinut apreciabil de produs avarii

claviatura comună cu a beneficiarilor la rezervoarele de recepţie, atat la primirea cat si la livrarea titeiului aprecierea subiectivă a momentului apariţiei ţiţeiului în scurgerea

-

rezervorului, care este pregătit pentru recepţie tratarea necorespunzătoare a ţiţeiului brut care duce la creşterea % de emulsie şi sediment din ţiţeiul curat, peste limita admisă (1%).

Cauzele care generează pierderi la conducte şi cisterne auuto şi/sau CF sunt următoarele: - conducte (inclusiv staţiile de pompare) : - scurgeri la neetanşeităţi pompare succesivă -- deparafinarea conductelor - reparaţii - avarii - cisterne auto şi/sau CF: - evaporarea care

are loc la încărcarea-descărcarea produsului şi în timpul transportului (prin respiraţie) - neetanşeităţi la încărcătoare şi descărcătoare - neetanşeităţi la manlocul cisternelor - erori de masură a nivelului - încălzire insuficientă a cisternelor la descărcare (rămâne produs remanent) -

spălarea cisternelor si nerecuperarea produsului petrolier

antrenat - avarii - greşeli de operare

3. Calculul consumurilor tehnologice prin evaporare la rezervoarele cu capac fix

Conform recomandărilor API 2518/1991, pierderile totale, L T, se calculează cu formula: 197

LT = LS + LW unde: LS = pierderile la stocare LW = pierderile la operare 3.1. Date de intrare - diametrul rezervorului, D [m] - înălţimea mantalei rezervorului, H S [m] - înălţimea medie a lichidului în rezervor, H L [m] - înălţimea maximă a lichidului în rezervor, H LX [m] - tipul capacului: conic, dom (conform fig. nr.1) - culoarea vopselei la exteriorul rezervorului - zona de amplasare - temperatura ţiţeiului depozitat, T B [°C] - presiunea de vapori Reid, determinată experimental în laborator, RVP, [mmHg] - cantitatea de ţiţei introdusă în rezervor, Q [kg/an] - densitatea ţiţeiului la temperatura din rezervor,  [kg/m3] - temperatura medie lunară sau anuală a aerului, T AA [°C] - temperatura maximă medie anuală a aerului, T AX [°C] - temperatura minimă medie anuală a aerului, T AN [°C] 2 - densitatea de putere radiantă solară, I [cal/cm zi] - presiunea atmosferică, PA [mmHg]. Geometria rezervorului cu cap ac fix este prezentată în figura 1 3.2.Calculul consumurilor tehnologice la stocare, Ls Calculul consumurilor tehnologice la stocare, L S, se face cu formula: LS = n · VV · WV· KE · KS [lb/an] (1.0) LS[kg/an] = 0.4536 · LS[lb/an] unde: n = 365 zile/an (pentru rezervoarele de tranzit)

n = numărul de predări /an x durata de timp scursă de la primire la predare rezervor [h] /24, [zile/an] ( pentru rezervoarelor de recepţie) 3 VV = volumul spaţiului de vapori al rezervorului, [ft ] 3 WV= densitatea vaporilor, [lb/ft ] KE = factor de expansie al spaţiului de vapori, adimensional KS = factorul de saturare al vaporilor evacuaţi, adimensional VV = D2/4 · HVO [m3] unde: D = diametrul rezervorului, [m] HVO = înălţimea spaţiului de vapori, [m] HVO = H S - HL + HRO unde: HS = înălţimea părţii cilindrice a rezervorului, [m] HL = înălţimea lichidului in rezervor, [m] 198

(2.0)

(2.1)

HRO = înălţimea capacului, [m] Pentru rezervoare cu capac conic : HRO = 0,0208 · RS (2.2) Pentru rezervoare cu capac sferic: HRO = 0,137 · RS (2.3) R=S D/2, [m] 3 3 VV[ft ] = 35,32 · VV [m ] WV = MV · PVA / R · TLA [lb/ft3] (3.0) unde: MV = masa moleculara a vaporilor, [lb/lb-mole] Conform API, pentru ţiţeiuri MV = 50 lb/lb-mole Pentru o mai mare exactitate a calculului, M V se poate determina experimental prin analiza cromatografica a gazului din rezervor. MV [lb/lb-mole] = 0,4536 · MV[kg/kmol] PVA = presiunea de vapori a produsului la temperatura medie de la suprafaţa acestuia, [psia] R = constanta gazelor [R=10,731 psia ft3/lb-mole · °R] TLA = temperatura medie la suprafaţa produsului, [°R] PVA = exp (A-B/TLA) [psia] (3.1) unde : A = 12,82 - 0,9672 ln ·RVP (3.2) B = 7261 -ln1216 RVP· (3.3) RVP = presiunea de vapori Reid a produsului [psia] RVP[psia] = RVP[mmHg] / 51,7 TLA =: 0,44 unde

(3.4) · TAA + 0,56 · TB + 0,0079 ·  · i, [°R] TAA = temperatura medie anuală pentru zona de amplasare în discuţie, TAA[°R] = 9/5 TAA[°C] + 491,67 TB = temperatura de stocare a produsului, °R TB[°R] = 9/5 TB[°C] + 491,67  = coeficientul de absorţie a razelor solare al vopselei (conf.tabel nr.1) I = valoarea medie a densităţii de putere radiantă solară, [BTU/ft 2 · zi] 2 2 2 I [BTU/ft · zi] = 0.131x I[J/m · s] = 0.271x I[cal/cm · zi] Factorul KE se calculează cu formula: KE = TV/TLA + ( PV - PB)/(PA - PVA) unde : TV = variaţia zilnică a temperaturii vaporilor, [°R] · · TV = 0,72 · TA + 0,028 I, (4.1) unde: TA = variaţia medie zilnică a temperaturii aerului, [°R] TA = TAX - TAN TAX = temperatura maximă medie anuală a aerului,[°R] TAX[°R] = 9/5 T AX[°C] + 491.67 TAN = temperatura minimă medie anuală a aerului,[°R] TAN[°R] = 9/5 T AN[°C] + 491.67 Valorile pentru TAX si TAN sunt prezentate in tabelul din anexa nr.A1. 199

(4.0)

(4.2)

PV = variaţia zilnică anuală a presiunii de vapori, [psia] PV = 0,5 · (B · PVA · TV)/TLA2 unde: B = se calculează cu formula (3.3), PVA = se calculează cu formula (3.1), TV = se calculează cu formula (4.1) TLA = se calculează cu formula (3.4) PB = domeniu supapă respiratie, [psia] Pentru rezervoarele asamblate prin buloane sau nituri: PB = 0 Pentru rezervoarele asamblate prin sudare: PB = 0,06 psia atmosferică, [psia] PA = presiunea PA [psia] = PA[mmHg]/51,7 = 14,7 Factorul KS, se calculează cu formula: KS = 1/(1 + 0,1739 P VA HVO) unde: PVA = se calculează cu relaţia (3.1) sau cu nomograma din fig.nr. 2 HVO = se calculează cu relaţia (2.1), [m]

(4.3)

(5.0)

3.3. Calculul consumurilor tehnologice la operare (umplere-golire)

Ecuaţia de calcul a consumurilor tehnologice la operare - LW este: -3 LW = 8,403 · 10 · (MV · PVA · Q · KN · KP)/ [lb/an] (6.0) LW [Kg/an] = 0.4536 · LW [lb/an] unde: MV = masa moleculară a vaporilor ,[lb/lb-mol] MV = 50 lb/lb-mole PVA= presiunea de vapori a produsului la temperatura medie de la suprafaţa lichidului, [psia] PVA se calculează cu formula (3.1) Q = cantitatea anuală de produs pompat în rezervor, [kg/an]  = densitatea ţiţeiului la temperatura din rezervor, [kg/m 3] KN = factor frecvenţa cicluri umplere-golire KP = factor produs dacă N > 36 Factorul KN = (180+N)/6N, (6.1) dacă N  KN = 1 36 (6.2) unde : N = numărul de cicluri (umpleri-goliri/an) se calculează cu formula: N = 1,3357 · Q/(VLX · ) [cicluri/an] (6.3) unde: VLX = volumul maxim de lichid din rezervor, [m 3]  = densitatea ţiţeiului la temperatura din rezervor, [kg/m 3] VLX = D2 · HLX/4 [m3] (6.4) unde: HLX = înălţimea maximă atinsă de lichid în rezervor, [m] Factorul KP este adimensional şi pentru ţiţei are valoarea: KP = 0,75 200

Tabel nr.1. Valoarea absorţiei solare () funcţie de culoarea vopselei rezervorului CULOARE VOPSEA

ABSORTIA SOLARA, , STAREA VOPSELEI BUNA PROASTA

Aluminiu difuz lucios Aluminiu Gri deschis Gri mediu Grund Alb

0,39 0,60 0,54 0,68 0,89 0,17

0,49 0,68 0,63 0,74 0,91 0,34

3.4. Exemplu de calcul al consumurilor tehnologice prin evaporare pentru un rezervor cu capac fix Date necesare pentru calculul consumurilor tehnologice: - diametrul rezervorului, D = 17,9 m - înălţimea mantalei rezervorului, H S = 13,92 m - înălţimea medie a lichidului în rezervor, H L = 4,74 m - înălţimea maximă a lichidului în rezervor, H LX = 12,96 m - tipul capacului: sferic - culoarea vopselei la exteriorul rezervorului: bronz - amplasare rezervor: rampa C.F. Biled - temperatura ţiţeiului depozitat, T B = 50°C - presiunea de vapori Reid, determinată experimental în laborator RVP = 100 mmHg - cantitatea de ţiţei introdusă în rezervor, Q = 122 106 kg/an 3 - densitatea ţiţeiului la temperatura din rezervor,  = 782 kg/m - temperatura medie lunară sau anuală a aerului, T AA = 10,7°C - temperatura maximă medie anuală a aerului, T AX = 16,7°C - temperatura minimă medie anuală a aerului, T AN = 2,3°C 2 - densitatea de putere radiantă solară, i = 328 cal/cm zi - presiunea atmosferică, PA = 760 mmHg. Piederi la stocare,Ls: LS = n · VV · WV· KE · KS n = 365 zile/an

(lb/an)

Calculul VV: 2 VV = D /4HVO D = 17,9 m HS = 13,92 m 201

HL = 4,74 m HRO = 0,137 · D/2 = 0,137 · 17,9/2 = 1,23 m HVO = H S - HL + HRO = 13,92 - 4,74 + 1,23 = 10,41 m 2 3 VV = 17,9 /4 · 10,41 = 2619,67 m VV = 35,32 · 2619,67 = 92526,74 ft3 Calculul WV: WV = MV · PVA / R · TLA MV = 50 lb/lb-mole PVA = exp (A-B/TLA) RVP[psia] = RVP[mmHg] / 51,7 = 100 / 51,7 = 1,93 A = 12,82 - 0,9672 · ln(RVP) = 12,82 - 0,9672 · ln(1,93) = 12,182 B = 7261 - 1216 · ln(RVP) = 7261 - 1216 · ln(1,93) = 6461 TLA = 0,44 · TAA + 0,56 · TB + 0,0079 ·  · i, [°R] TAA[°R] = 9/5 TAA[°C] + 491,67 = 510,93 °R TB[°R] = 9/5 T B[°C] + 491,67 = 581,67 °R  = 0,68 (conform tabelului nr. 1) 2 i = 1208 Btu/ ft zi (conform tabelului din anexa nr. A2) TLA = 0,44 · 510,93 + 0,56 · 581,67 + 0,0079 · 0,68 · 1208 TLA = 557 °R PVA = exp (12,182 -6461/557) = 1,79 psia 3 R = 10,731 psia. ft / lb-mole.°R 3 WV = 50 · 1,79 / 10,731 · 557 = 0,015 lb/ft Calculul factorului KE: KE = TV/TLA + ( PV - PB ) / (PA - PVA) TV = 0,72 · TA + 0,028 ·  · I, TA = TAX - TAN TAX[°R] = 9/5 TAX[°C] + 491.67 = 9/5.16,7 + 491.67 = 521.73°R TAN[°R] = 9/5 TAN[°C] + 491.67 = 9/5.2,3 + 491.67 = 495,81°R Valorile pentru TAX si TAN sunt luate din tabele. TA = 521,73 - 495,81 = 25,92 °R TV = 0,72 · 25,92 + 0,028 · 0,68 · 1208 = 41,66 °R PV = 0,5 · (B · PVA · TV)/TLA2 = 0,5 · (6461 · 1,79 · 41,66)/5572 PV = 0,776 psia PA[psia] = P A[mmHg] / 51,7 = 760 / 51,7 = 14,7 P = 0 pentru rezervoare asamblate prin nituire B KE = 41,66 / 557 + (0,776 - 0)/(14,7 - 1,79) = 0,135 Calculul factorului KS: KS = 1/(1 + 0,1739 · PVA · HVO) KS = 1/(1 + 0,1739 · 1,79 · 10,41) = 0,236 Pierderile prin evaporare la stocare sunt: 202

LS = n · VV · WV· KE · KS LS = 365 · 92526,74 · 0,015 · 0,135 · 0,236 = 16139.76 lb/an LS[kg/an] = 0,4536 · LS[lb/an] = 0,4536 · 16139,7 = 7321 Pierderi la operare (umplere-golire), LW

Ecuaţia de calcul a consumurilor tehnologice la operare este: LW = 8,403 · 10-3 · (MV · PVA · Q · KN · KP)/ , [lb/an] LW [Kg/an] = 0.4536 · LW [lb/an] MV = 50lb/lb-mol 6 Q = 122 · 10 Kg/an PVA = 1,79 psia N = 1,3357 · Q/(VLX · ) VLX = D2 · HLX/4 = /4 · 17,92 ·12,96 = 3261,4 m3 N = 1,3357 · 122 · 106 /(3261,4 · 782) = 64 cicluri/an pentru N > 36,factorul KN = (180+N)/6N KN = (180+64)/6 · 64 = 0,6354 Factorul KP pentru ţiţei are valoarea: KP = 0,75 -3 6 LW = 8,403 · 10 · (50 · 1,79 · 122 · 10 · 0,6354 · 0,75)/782 LW = 55914 lb/an · 0,4536 = 25363 kg/an Piederile prin evaporare sunt: LT = LS + LW = 7321 + 25363 = 32684 kg/an

4. Calculul consumurilor tehnologice prin evaporare la rezervoarele cu capac flotant Metoda de calcul, a consumurilor tehnologice prin evaporare la rezervoarele cu capac flotant, este conform API 2517. Pierderile totale, L T, reprezintă suma consumurilor tehnologice la stocare, LS, şi la operare, LW. LT = LS + LW 4.1. Date de intrare - presiunea de vapori Reid a produsului, RVP [mmHg] - temperatura medie anuala a aerului ,Ta[°C] - diametrul rezervorului, D [m] - viteza medie a vântului, în regiunea în care este amplasat rezervorul,

V [m/s] - tipul de îmbinare a rezervorului (sudare sau nituire) - tipul de etanşare dintre manta si capacul flotant - tipul constructiv al capacului (cu pontoane sau cu punte dublă) - masa moleculară a vaporilor produsului stocat, MV - cantitatea de ţiţei vehiculată prin rezervor, Q [Kg/an] - densitatea ţiţeiului la temperatura de depozitare, W l [kg/m3] 203

- starea mantalei rezervorului - culoare vopsea 4.2. Calculul consumurilor tehnologice la stocare, LS Formula de calcul pentru LS, este: LS = (Fr · D + Ff) · P* · MV · Kc [lb/an] (7.0) LS [Kg/an] = 0,4536xLS[lb/an] unde: Fr = factorul de pierdere prin sistemul de etanşare [ lb -mol/ft · an] D = diametrul rezervorului, [ft] Ff = factorul de pierdere prin armăturile capacului, [lb -mol/an]

P* = funcţia presiunii de vapori, adimensional MV = masa moleculară a vaporilor stocati [lb/lb-mol] Kc = factor legat de produsul stocat, adimensional Fr = Kr · Vn [lb-mol/ft · an] (7.1) unde: n Kr = factor de pierdere prin sistemul de etanşare [lb -mol/(mile/h) ·ft·an]

Kr se stabileşte conform tabelului nr.2 V = intensitatea medie a vântului,[mile/h], conform anexei nr.4 V [mile/h] = 2,237 x V [m/s] n = exponent, adimensional, conform tabelului nr. 2. Fr se determină cu relaţia 7.1 sau din figurile.nr.3÷6 anexate, funcţie de tipul

constructiv al rezervorului şi sistemul de etanşare7 - 8, funcţie de tipul constructiv al Factorul Ff se determină din figurile.nr. capacului.

Pentru determinarea funcţiei P*, se foloseşte diagrama din fig. 9, sau P / Pa

formula:

p* =

1  1  P / P   0 ,5

2

(7.2)

a

unde:

P = presiunea de vapori reală la te mperatura medie de stocare, [psia] P = se determină din fig. 2, sau cu formula: P = exp{[2799/(T+459.6) - 2.227]log10(RVP) - 7261/(T+459.6) + 12.82} unde :

T = temperatura produsului stocat [°F] (conform tabel 3) RVP = presiunea de vapori Reid [psia] Pa= presiunea atmosferică medie pentru zona de amplasare a rezervorului, [psia] Pa[psia] = Pa[mmHg] / 51,7 = 14,7

204

205

206

207

208

Tabelul nr. 2. Factorii de pierdere prin sistemul de etanşare, k r şi n TIPUL CONSTRUCTIV AL REZERVORULUI SI

ISTEMUL DE ETANŞARE

Etanşare cu sabot metalic - etanşare primară

ETANŞARE MEDIE

ETANŞARE FOARTE BUNA

Kr n Kr lblbmol/(mile/h)n·ft·an mol/(mile/h)n·ft·an REZERVOARE ASAMBLATE PRIN SUDARE 1,2

-etanşare

secundară montată pe sabot

1,5

0,8

0,8

1,2

1,0

0,2

1,1 0,8

1,0 0,9

0,4

0,5

1,2 0,9

2,3 2,2

n

1,6 0,8

1,1

- etanşare secundară 0,2 montată pe capac Etanşare cu anvelopă elastică cu umplutură în contact cu lichidul - etanşare primară - cu ecran de protecţie - etanşare secundară 0,7 montată pe capac Etanşare cu anvelopă elastică cu spaţiu de vapori - etanşare primară - cu ecran de protecţie - etanşare secundară

montată pe capac

0,2 2,6 0,4 REZERVOARE ASAMBLATE PRIN NITUIRE

Etanşare cu sabot metalic - etanşare primară 1,3 -etanşare secundară

0,9

0,5 0,5 0,5

1,0 1,1 1,5

1,5

montată pe sabot

1,4

1,2

- etanşare secundară

montată pe capac

0,2

1,6

Tabelul nr. 3. Temperatura medie anuală a produsului stocat TEMPERATURA MEDIE ANUALĂ A CULOARE REZERVOR

PRODUSULUI STOCAT, °F Alb Bronz - Aluminiu Gri Negru

Ta + 0 Ta + 2,5 Ta + 3,5 Ta + 5,0

NOTA: Ta = temperatura medie anuală a mediului înconjurător, °F Ta[°F] = 9/5 Ta[°C] + 32 MV = masa moleculară a vaporilor produsului stocat, [lb/lb -mole] MV = 50 lb/lb-mole (conform API) Factorul Kc = 0,4 (pentru titeiuri)

209

1,1 1,0

1,7 1,6

210

211

4.3. Calculul consumurilor tehnologice la operare, LW LW, se calculeaza cu formula: Lw = (0.943 · Q · C · Wl)/D

[lb/an]

(8.0)

LW[kg/an] = 0,4536 x LW[lb/an] unde:

Q = cantitatea de ţiţei vehiculată,

[bbl/an] Q[bbl/an] = 8,403 x Q[kg/an] / W l[kg/m3] 2 C = factor de lipire, [bbl/1000 ft ] Wl =densitatea medie a produsului stocat la temperatura de stocare, [lb/gallon] Wl[lb/gallon] = Wl[Kg/an] / 119,8 D = diametrul rezervorului, [ft]

Factorul de lipire C, se determină conform tabelului de mai jos: Tabelul nr.4 STARE MANTA PUTERNIC

PRODUS STOCAT

UŞOR RUGINITĂ

Ţiţei

0,006 0,0015

Condensat

TORCRETAT

RUGINITĂ

Ă

0,030 0,0075

0,60 0,15

NOTĂ Breviarele de calcul privind stabilirea consumurilor tehnologice prin evaporare la rezervoare, au fost elaborate în conformitate cu metodele API 2517/1989 si 2518/1991. Conform acestor metode, în relaţiile de calcul se utilizează mărimi exprimate în unităţile de masură anglo-saxone (Fps). Transformarea acestora în unităţi de măsură S.I. implică urm atoarele: - recalcularea constantelor, factorilor şi coeficienţilor din ecuaţii; - convertirea diagramelor şi nomogramelor din API 2517 si 2518,

care concură la calculul mărimilor. Acest lucru impune realizarea modelului matematic care a stat la baza intocmirii acestora. Aceste implicaţii ar conduce la erori asupra rezultatelor finale. În această

situaţie, se recomandă utilizarea breviarelor, tabelelor, diagramelor, nomogramelor, din prescriptii.

Exactitatea calculului, cât şi urmărirea periodică: lunar, semestrial, anual sau

pe anotimpuri, a consumurilor tehnologice prin evaporare la rezervoare, impune utilizarea unui soft de calcul.

212

Tabelul nr. 5.Conversia unita ților de măsură Nrc rt

Sistem de masura

1. 2. 3.

Unitatea de masura de transformat m m bar

4.

°C

SI

°C m m m kg pounds(lb) mile barrels feet pounds/sq·in (psia) pounds/sq·in (psia)

SI SI SI SI SI Fps Fps Fps Fps Fps

°C·9/5+491,67 35,31 264,2 8,403 2,2046 0,4536 1609 0,119 0,3048 0,06804

°R(ft ) cu ·ft gallons barrels (USA) pounds(lb) kg m m m atm

Fps Fps Fps Fps Fps SI SI SI SI SI

Fps

51,7

mmHg

SI

°F °R °F °R

Fps Fps Fps

(°F-32)5/9 (°R-491,67)5/9 °F+459,67 °R-459,67

°C °C °R °F

SI SI Fps

5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15. 16. 17. 18. 19. 20. 21. 22. 23.

lb/gal lb/ft Kg/m Kg/m

SI SI SI

Fps Fps Fps SI SI

Coeficient de multiplicare

Unitate de masura obtinuta

3,281 feet 6,214 · 10 mile Fps 14,5 pounds/sq·in(psia ) °C·9/5+32 °F

119 16 0,0625 0,0084

Kg/m Kg/m lb/ft lb/gal

Sistem de masura Fps Fps Fps

Fps SI SI Fps Fps

4.4. Exemplu de calcul al consumurilor tehnologice prin evaporare pentru un rezervor cu capac flotant Datele necesare pentru calculul consumurilor tehnologice: - presiunea de vapori Reid a produsului, RVP = 155 mmHg - temperatura medie anuală a aerului ,T a = 11°C - diametrul rezervorului, D = 30,48 m - viteza medie a vântului, în regiunea în care este amplasat rezervorul, V = 2,7 m/s - tipul de îmbinare a rezervorului: sudare - tipul de etanşare dintre manta şi capacul flotant: etanşare primară cu sabot metalic - tipul constructiv al capacului: cu pontoane - masa moleculară a vaporilor produsului stocat, M V = 22,23 kg/kmol 213

6

- cantitatea de ţiţei vehiculată prin rezervor, Q = 148.10 Kg/an 3 - densitatea ţiţeiului la temperatura de depozitare, W l = 760 kg/m - starea mantalei rezervorului:bună - culoare vopsea: bronz-aluminiu, deci T=Ta+2,5

Pierderile la stocare, LS LS = (Fr · D + Ff) · P* · MV · Kc [lb/an] LS[Kg/an] = 0,4536xLS[lb/an] Calculul lui Fr : Fr se determină cu relaţia: Fr = Kr · V n [lb-mol/ft · an]

sau, se citeşte în graficul din fig. 3, functie de tipul de etanşare şi viteza vântului (V = 2,7 m/s = 6 mile/h; etanşare primară cu sabot metalic): din figura 3 Fr = 18,5 lb-mole/ft.an Kr si n se determina şi din tabelul nr. 2: n Kr = 1,2 lb-mol/(mile/h) ·ft·an n = 1,5 1,5 deci, Fr = 1,2 · 6 = 18 lb-mole/ft.an Factorul Ff se determină din figura.nr.7,

funcţie de tipul constructiv al

capacului, diametrul rezervorului şi viteza vântului. D = 30,48 m = 3,281 · 30,48 = 100 ft Ff = 475 lb-mole/an Pentru determinarea funcţiei P*, se foloseşte diagrama din fig. 9, sau formula: P/Pa [1+(1-P/Pa)0.5]2

(7.2)

P = exp{[2799/(T+459,6) - 2,227]log10(RVP) - 7261/(T+459,6) + 12,82} T = Ta + 2,5 Ta[°F] = 9/5 Ta[°C] + 32 = 9/5·11 + 32 = 51,8 °F

T = 51,8 +2,5 = 54,3 °F RVP[psia] = RVP[mmHg] / 51,7 = 155/51,7 = 3 Pa[psia] = Pa[mmHg] / 51,7 = 14,7 P = exp{[2799/(54,3+459,6) - 2,227]log10(3) - 7261/(54,3+459,6) + 12,82} P = 1,25 psia P* = (P/Pa)/[1+(1-P/Pa)0,5]2 = (1,25/14,7)/[1+(1-1,25/14,7)0,5]2 P* = 0,022 psia MV = 50 lb/lb-mole (conform API) Factorul Kc = 0,4 (pentru titeiuri) LS = (18,5 · 100 + 475) · 0,022 · 50 · 0,4 = 1023 lb/an LS = 464 kg/an

214

Pierderi la operare, L W LW, se calculeaza cu formula: Lw = (0.943 · Q · C · Wl)/D [lb/an] LW[kg/an] = 0,4536 x LW[lb/an] Q = (8,403 · 148 ·106) / 760 = 1,636 · 106 bbl/an 2 C = 0,03 bbl / 1000 ft (conform tabelului nr. 4) Wl [lb/gallon] = 760 / 119,8 = 6,344 D = 100 ft Lw = (0.943 ·1,636 · 106 · 0,03 · 6,344) / 100 = 2936,2 lb/an Lw = 1331,8 kg/an LT = LS + LW = 464 + 1331,8 = 1795,8 kg/an

215

216

217

218

5. Calculul consumurilor tehnologice prin evaporare la cisterne (cf şi auto) Pierderile prin evaporare la cisterne, se produc în următoarele secvenţe: - descărcare - încărcare. Calculul consumurilor tehnologice prin evaporare la cisterne se face conform metodei API 2514A. Pierderile totale, L T, reprezintă sum a consumurilor tehnologice la descărcare, L1 si a consumurilor tehnologice la încărcare L2. LT = L1 + L2

Pierderile la descărcare, L1

Pierderile la descărcare sunt reprezentate de cantitatea de produs care se evaporă în aerul intrat în cisternă în timpul descărcării. Aceşti vapori, rezultaţi în urma evaporării, nu sunt daţi afară până nu se reîncarcă cisterna, de aceea sunt numiţi "VAPORI EXISTENŢI". Ecuaţia de calcul a consumurilor tehnologice de descărcare este conform metodei API următoarea: L1 = S · P/3300

[ % vol]

(9.0)

unde : L1 = pierderile prin evaporare la descărcare,[% vol]

S = saturaţia initială, care are valoarea medie egală cu 30% P = presiunea de vapori reală (conform formula 3.1),[psia] Pierderile la încărcare, L2 Pierderile la încărcare, reprezintă cantitatea de produs care se evaporă când începe umplerea cisternei. Aceste pierderi nu includ, "vaporii existenti". La încărcare, volumul consumurilor tehnologice prin evaporare este influenţat direct de modul de încărcare, respectiv: - încărcare sub nivelul de lichid - încărcare prin împroşcare (cădere liberă) Când încărcarea se face sub nivelul de lichid, se produce o evaporare rapidă pâna când încărcatorul se acoperă cu lichid. Pierderile la încărcare depind de gradul de saturare din spaţiul de vapori. Procentul cu care creşte saturaţia în timpul încărcării se numeşte "saturaţie incrementală". Procentele de saturaţie incrementală în timpul încărcării (valabil pentru prezentate n tabelul nr.5: încărcarea nivelul de lichid) sunt Formula desub calcul a consumurilor tehnologice laîîncărcare este:

L2 = S · P/3300

[% vol] (10.0)

unde: L2 = pierderile la încărcare

[% vol]

S = saturaţia incrementală (conform tabel nr.5). Pentru "S" se poate aproxima o valoare medie de 40%. 219

P = presiunea de vapori reală [psia], conform relatiei 3.1. Tabelul 5.

ÎNCĂRCARE

% SATURARE INCREMENTALĂ N TIMPUL ÎNCĂRCĂRII

0 10 20

50 45 40

30 40 50 60 70 80 90 100

35 30 25 20 15 10 5 0

% SATURARE NAINTE DE

Pentru o mai mare corectitudine în stabilirea valorii saturaţiei incrementale, se procedează astfel: 1. La încărcarea sub nivelul de lichid se prelevează proba de aer din cisternă înainte de încărcare. Funcţie de valoarea ob tinută, pentru procentul de saturare în hidrocarburi, se determină saturaţia incrementală (conform tabelului nr.5). 2. La încărcarea prin împroşcare, se prelevează probe de aer, din cisternă (înainte de încărcare) şi din spaţiul de vapori (la sfârşitul încărcării). Saturaţia incrementală medie se calculează cu formula:

Saturaţia in hidrocarburi la sfârşitul încărcării (%) - Saturaţia initială (%) 2

6. Calculul consumurilor tehnologice lichide prin orificii

Debitul de ţiţei scurs printr-un orificiu se calculează cu formula: Q=·A·v

[m3/h]

(11.0)

unde:

 = coeficient de debit = 0,6 ÷ 0,7 A = aria secţiunii orificiului, [m2]

v = viteza de scurgere prin orificiu,[m/s], care se calculează cu formula: v = 2 pr  pe  /  [m/s] (11.1) unde: 2 pr= presiunea din interiorul rezervorului (conductei) [N/m ] 2 pe = presiunea atmosferică [N/m ] 3 = densitatea  produsului [Kg/m ] Pierderile prin orificii se întâlnesc în cazul unor avarii la conducte, rezervoare, cisterne. 220

7. Estimarea consumurilor tehnologice lichide datorate neetanşeităţilor

Pierderile datorate scurgerilor prin neetanşeităţile sistemului de transport ţiţei cisterne) sunt în general destul de

(pompe, conducte, încărcătoare-descărcătoare mari şi ele au fost stabilite experimental.

În tabelul de mai jos este prezentat ordinul de mărime al acestor scurgeri: Tabelul nr.6

MĂRIMEA SCURGERII o picatură/sec două picături/sec fir întrerupt

DEBITUL SCURGERII

fir continuu cu diametrul=1,58mm fir continuu cu diametrul=3,20mm fir continuu cu diametrul=4,80mm

130l/lună 397l/lună 2703l/lună 9667l/lună 25000l/lună 40000l/lună

8. Estimarea consumurilor tehnologice de ţiţei prin scurgerea apei reziduale Pentru a estima cantitatea de ţiţei antrenată de apa reziduală separată şi care se scurge din rezervoarele de tranzit şi de recepţie, se procedează astfel: - se măsoară cantitatea de apă scursă din rezervor - se prelevează probe de apă pe toată durata scurgerii. Probe le se amestecă obţinându-se o probă medie căreia i se determină

conţinutul de ţiţei (%g) conform STAS 7877/87. - se determină cantitatea de ţiţei care se pierde prin scurgerea apei din rezervor,astfel: Qţiţei = Qapă x %(g)ţiţei

[kg]

(11.2)

9. Estimarea produsului remanent din cisterne

La descărcarea cisternelor auto si CF, ţiţeiurile vâscoase şi parafinoase sunt încălzite pentru a putea fi pompate. Deoarece, de cele mai multe ori, la descărcare, ţiţeiul nu este încălzit suficient, o cantitate apreciabilă rămâne pe pereţii cisternei. Acest ţiţei se numeşte produs remanent. Cantitatea de produs remanent se poate determina astfel: - se cântăreşte cisterna înainte şi după descărcare - din diferenţa celor două s e scade tara cisternei

În mod normal, cisternele trebuiesc folosite pentru transportul aceluiaşi produs. Practic însă, nu se folosesc aceleaşi cisterne, iar cele care sosesc în rampa de încărcare au deja produs remanent. Înainte de încărcarea produsului, acesta trebuie

evacuat din cisternă şi drenat la canalizare. 221

10. E stimarea consumurilor tehnologice rezultate din curăţirea rezervoarelor

Rezervoarele de depozitare ţiţei şi condensat sunt supuse periodic operaţiei de curăţire. Cantitatea de şlam acumulată în rezervor, precum şi periodicitatea curăţirii, depind de calitatea ţiţeiului (% de impurităţi solide). Pentru a estima cantitatea de produs care se pierde prin curăţirea rezervorului, se procedează astfel: - se prelevează probe de şlam pe tot parcursul curăţirii. Probele se amestecă şi se obţine o probă medie. - se determină conţinutul în hidrocarburi al probei medii conform STAS 12607/88 - raportând conţinutul în hidrocarburi la cantitatea de slam din rezervor,

se estimează cantitatea de ţiţei care se pierde prin acestă operaţie. 11. Estimarea consumurilor tehnologice datorate măsurătorilor

Pierderile datorate erorilor de măsură nu pot fi puse în evidenţă prin estimare sau calcul.

Ele se datorează atât clasei de precizie a aparatelor şi echipamentelor de măsură, care au o mare diversitate în sistemul naţional de transport, funcţie de amplasament şi durată de serviciu, cât şi erorilor umane care apar la citire. 12. Recomandări şi prescripţii pentru reducerea consumurilor tehnologice Tehnologice - depozitarea

ţiţeiului se va face în rezervoare cu capacităţi dimensionate corespunzător producţiei, pentru reducerea spaţiului de vapori, - micşorarea timpului de stocare, - reducerea secvenţelor umplere-golire, - la recepţia rezervorului (luarea în primire a stocului de ţiţei din rezervor ) se va preleva probă şi din linia de scurgere, - recepţia rezervorului se va face când procentul de impurităţi este mai mic de 1% în probele prelevate din rezervor şi din linia de scurg ere, - încălzirea corespunzătoare a ţiţeiului funcţie de caracteristicile acestuia (temperatura de congelare, viscozitate, iniţial de distilare, etc), - controlul strict al temperaturii din rezervoare, -

- recuperarea fracţiilor volatile din perna de gaze a rezervoarelor,

reducerea depozitelor intermediare (practicarea sistemului din pompă în

pompă), - înlocuirea sistemului actual de încărcare a cisternelor CF (împroşcare cu încărcator fix) cu sistemul de încărcare sub nivelul de lichid (cu încărcator flexibil), - încălzirea corespunzătoare a cisternelor CF în rampele de descărcare funcţie de temperatura de congelare a ţiţeiului, 222

- recalibrarea rezervoarelor şi a cisternelor CF, - introducerea sistemului de măsură prin cântărirea automată a cisternelor, - la recepţie, determinarea densităţii şi a conţinutului de apă din ţiţei şi condensat se va face conform ASTM:  D1298-90 (pentru densitate)  D95-83 (pentru conţinutul de apă prin distilare) - prevenirea avariilor printr-un program de control permanent al stării conductelor

Constructive şi organizatorice: - modificarea rezervoarelor cu capac fix, prin montarea de capace flotante - montare contoare volumetrice pe co nducta de ieşire ţiţei din rezervor - echiparea rampelor cu cântare automate si încărcătoare flexibile - verificarea presiunii de lucru a supapelor de respiraţie - măsurarea nivelului şi temperaturii din rezervor cu aparatură performantă - echiparea staţiilor de pompare ţiţei cu pompe centrifuge

11

10 7

9 8 6 3 4 2 5 1

Figura 1Rezervor cilindric vertical 1-fundatie; 2-fund; 3-manta; 4-virole; 5-gura de vizitare 6-racord incarcator spuma; 7-capac; 8-constructie de sustinere a capacului ; 9-invelitoarea 10-racord echipament respirator ; 11-racord ventilatie ; 12-racord decapacului; luat probe

223

An exa 2.

Calculul protecției catodice 1. Calculul numărului de anozi

Pentru proiectul “ Conducta Φ 4” transport titei amestec la Depozitul 401 Zemes “ proiectarea s-a executat avand in vedere utilizarea sistemului de protectie catodica cu anozi de sacrificiu de zinc . Urmatoarele aspecte au fost luate in considerare : Proiectarea s-a executat pentru o durata de viata a fiecarui anod ( grup de anozi ) de maximum 7 ani , de aceea dupa fiecare 7 ani anozii de sacrificiu de zinc vor trebui inlocuiti cu altii noi . Numarul minim de anozi de zinc folositi este de 4 avand in vedere rezistivitatea solului in zona si avand in vedere faptul ca rezistenta de dispersie a fiecarui grup de anozi de zinc trebuie sa fie de maximum 10 ohmi ( in conformitate cu standardul SR 7335/12 ) – deoarece anozii de sacrificiu se utilizeaza si ca legare la pamant . Deoarece conducta transporta titei amestec precum si in conformitate cu SOR durata de viata luata in considerare este de 30 de ani si deci densitatea de curent necesara este de 0,8 mA/m 2 . Curentul debitat de un anod de sacrificiu de zinc este de 30 mA , dar cand un grup de mai multi anozi este folosit , curentul total nu inseamna inmultirea curentului debitat de un anod cu numarul de anozi . In conformitate cu formula lui Sunde E.D. ( tabelul la 3 m unul de celalalt totalul curentului este de 103,8 mA . ) pentru 4 anozi montati Astfel curentul de protectie necesar pentru conducta de transport titei

amestec Φ 4” de la Depozitul 401 Zemes si numarul total de anozi sunt calculate dupa cum urmeaza : Calcul :

Lungime totala conducta Φ 4” transport titei amestec - 493 m

Suprafata conductei este de 176,6 mp 2 Curentul va fi astfel : 176,6x 0,8 mA/m = 141.28 mA Deci pentru o buna distributie a potentialului de-a lungul conductei doua grupuri de anozi de zinc , fiecare avand 4 anozi au fost folositi . Curentul total furnizat de acesti anozi este de 207,6 mA.

2. Calculul curentului de injecție O atentie speciala se va acorda pentru asigurarea unui potential OFF de minimum -850 mV (masurat fata de un electrod nepolarizabil de Cu/CuSO4) de-a lungul intregii conducte proiectate. Conducta xyz va fi preizolata din fabrica cu izolatie de polietilena extrudata in trei straturi in conformitate cu DIN 30670. Durata de viata pentru care se face calculul (ceruta prin tema de proiectare) este de 30 de ani. Zonele de sudura intre cupoanele de conducta se vor izola cu mansoane termocontractile (de preferat) sau in cel mai rau caz cu benzi de polietilena aplicate la rece. Coturile in cazul in care nu 224

se achizitioneaza preizolate se vor izola de preferat cu benzi de polietilena aplicate la cald. Imbinarile electroizolante in cazul montarii lor ingropate se vor izola cu mansoane termocontractile. In cazul montarii aeriene se vor vopsi cu un sistem de vopsea adecvat care sa nu contina pulberi metalice. Curentul necesar pentru protectia catodica a intregii conducte se calculeaza astfel : (ISO15589) Itot = J x F cx2πrL ( ISO 15589 ) Unde avem: : J este densitatea de curent de proiectare pentru otel neizolat pe metru patrat; Fc este un factor de imbatranire a izolatiei , adimensional; r este raza conductei , exprimata in metrii; L este lungimea conductei, exprimata in metrii . Itot = 0,4 x 6,28 x 0,254 x 4200 = 2,679 A S-a considerat o lungime a conductei de 4200 m. La sfarsitul duratei de viata de 30 de ani (ceruta prin tema de proietcare) necesarul de curent va fi de circa 3 amperi. Datorita insa faptului ca se pot executa si alte conducte in apropiere este de preferat sa se dimensioneze SPC-ul pentru un necesar de curent mai mare. De aceea se va alege un TR avand parametrii de iesire de 25 A , 25 V. Priza anodica se va dimensiona avand un numar de 8 anozi de fonta silicioasa. Incarcarea maxima pe un anod va fi de 3 Amperi (suficienta) .

3. anodice Masuratori de rezistivitate sol la adancimea de ingropare a prizei Pentru a putea aprecia o rezistenta de dispersie a prizei anodice in functie de rezistivitatea solului un numar de masuratori de rezistivitati ale solului se vor efectua la locul de amplasare a prizei anodice. Rezultatele sunt notate in Tabelul 1

Tabelul 1 Adancimea de Masura ( m ) 1 2 10 20 30

Valoarea Rezistivitatii Solului( Ωm )

40 50 60 70 80

32,2 27,8 47,5 44,1 37,2

18,4 24,2 37,5 36,4 42,5

225

Valorile masurate ale rezistivitatii solului permit obtinerea unei rezistente de dispersie de maximum 1 ohm. Nota: In cazul prezentei unor rezistivitati ale solului mai mari de 100 de Ωm se accepta valori ale rezistentei de dispersie de maximum 2 ohmi.

4.Bazele Proiectarii Protectiei Catodice Conductele si rezervoarele metalice trebuiesc protejate impotriva coroziunii. Pentru conductele si rezervoarele noi proiectarea sistemului de protectie catodica trebuie efectuata in acelasi timp cu proiectarea tehnologica a conductei sau rezervorului respective. Proiectarea, executia, testarea si punerea in functiune a sistemului de protectie catodica (inclusiv izolatia) se vor efectua in conformitate cu standardele in vigoare (nationale, internationale sau de firma). Toate materialele si echipamentele folosite pentru activitatile de protectie catodica vor trebui sa asigure o functionare continua a sistemului de protectie catodica pe intreaga durata de functionare a conductei sau rezervorului necesar a fi protejate (specificata in tema de proiectare) si trebuie sa respecte conditiile de protectie a mediului. In principal conductele metalice vor trebui sa fie preizolate in fabrica cu izolatie de polietilena sau polipropilena (pentru conductele ce lucreaza la temperature ridicate). Alte tipuri de izolatie (benzi de polietilena aplicate la rece ) pot fi aprobate doar de catre Beneficiarul lucrarilor. Nu se recomanda izolatie de bitum avand numeroase atat total datorate modului de aplicare (posibilitatii poluare a solului) cat siprobleme parametrilor depasiti (necesar mai mare de curentde, imbatranire etc) . La rezervoare: - in cazul rezervoarelor montate ingropat se poate utiliza izolatie pe baza de benzi de polietilena aplicate la rece sau izolatie pe baza de rasini epoxidice. - in cazul rezervoarelor montate aerian acestea se vor monta pe un strat de nisip bituminous acest tip de izolatie fiind de altfel singurul tip posibil de utilizat. Masuratori teren Inainte de a se efectua proiectarea sistemului de protectie catodica sunt necesar a fi efectuate masuratori si vizita in teren. Vizita in teren este necesar a fi efectuata pentru culegerea de informatii si efectuarea de masuratori referitor la: (rauri, drumuri, cai ferate, linii aeriene , transformatoare etc), posibila existenta a curentilor de dispersie, alte structuri metalice (conducte, cabluri, rezervoare etc), alte

structuri metalice avand sisteme de protective catodica. Vizita in teren va avea in vedere urmatoarele obiective: - Masuratori de rezistivitate a solului: Rezistivitatea solului este cel mai important criteriu pentru a se determina agresivitatea solului. Alaturi de polarizarea structurii metalice el reprezinta o valoare importanta a rezistentei in circuitul de protectie catodica. Masuratorile de rezistivitate a solului se vor efectua la fiecare 500 m de-a lungul conductei proiectate sau mai des acolo unde solul prezinta schimbari vizibile, la intersectia cu conducte stiute, la traversarile de rauri si la intersectia cu liniile 226

electrice aeriene In cazul rezervoarelor se vor efectua masuratori de rezistivitate a solului la locatia de amplasare. Masuratorile vor fi efectuate cu aparate utilizand metoda Wenner (sau asa numita a celor 4 electrozi amplasati la distante egale). Adancimile la care se vor efectua masuratori sunt de 1 m si 2 m in cazul conductelor ingropate si a rezervoarelor montate pe sol si din metru in metru in cazul rezervoarelor ingropate. O diagrama a rezistivitatii solului va fi executata in cazul conductelor si va contine valorile masurate la adancimi de 1 si 2 m. Toate aparatele ce se vor utiliza vor trebui calibrate metrologic. - Date geografice: Toate drumurile, raurile, caile ferate, liniile electrice etc trebuie specificate in raport in ideea de a fi folosite pentru designul sistemului de protectie catodica. - Posibila existenta a curentilor de dispersie va trebui a fi verificata. Existenta curentilor de dispersie se considera a fi implicita in urmatoarele cazuri: - Ruta conductei este la o distanta mai mica de 30 m de liniile electrificate in cc sau de linii electrice aeriene de 20 kV; - Ruta conductei este la o distanta mai mica de 100 m de liniile electrice aeriene mai mari de 20 kV; - Alte structuri metalice vizibile sau ingropate (stiute) vor trebui trecute in planurile topografice. Potentialul conductelor metalice stiute va trebui masurat la cea mai apropiata zona unde exista acces pentru a se vedea daca aceste conducte au sau nu sisteme de protective catodica.

5.Proiectarea protectiei pasive (izolatiei) Izolatia aplicata conductelor si rezervoarelor metalice ingropate este principala bariera anticoroziva. Cel mai bun sistem de izolare al conductelor este reprezentat de izolatie de polietilena/polipropilena extrudata in trei state aplicata in fabrica. Alte tipuri de izolatie mai sunt : izolatie cu benzi de polietilena aplicate la rece, izolatie cu rasina epoxidica, izolatie cu bitum (nu se mai recomanda) Tipul izolatiei va fi ales in functie de urmatoarele: - Rezistivitatea solului; - Prezenta curentilor de dispersie; - Clasa de stres a solului; - Diametrul conductei; - Lungimea conductei; - Condictiile de montaj . Izolatia de polietilena extrudata rezista pana la 50 grade in vreme ce izolatia de polipropilena se va utiliza la temperaturi mai ridicate de 50 de grade. Grosimea minima a acestui tip de izolatie este prezentata in tabelul 2 (DIN 30670). In cazul unor soluri cu clasa de stres mare atunci grosimea minima a izolatiei va creste cu 0.7 mm. In principiu lungimea neizolata a capetelor de cupoane de conducta izolate in fabrica nu trebuie sa fie mai mare de 150 mm sau , dupa caz poate fi specificata in mod explicit de catre producatorul tevilor si aplicatorul izolatiei. 227

Izolatia pe baza de polietilena/polipropilena extrudata in trei strate este compusa din: - Primul strat este primer; - Un strat de adeziune; - Un strat de polietilena/polipropilena extrudata. Cupoanele de conducta preizolate trebuie sa contina urmatoarele informatii: - Numele producatorului; - Numele produsului; - Numele fabricii; - Data de productie; - Numarul lotului. Zonele de conducta neizolate de la suduri, coturile ce nu vin preizolate , imbinarile electroizolante montate ingropat etc vor trebui izolate cu mansoane termocontractile. Dupa aplicarea mansoanelor si inainte de ingropare este obligatorie izotestarea intregii lungimi de conducta. Urmatoarele trebuiesc indeplinite pentru a se asigura pe teren o izolare corespunzatoare. - Înainte de aplicarea protecţiei anticorosive, suprafaţa conductei va fi

curăţată de impurităţi (praf, săruri, rugină, contaminanţi organici etc.), de bavuri, scorii, ţunder, de stratul de protecţie anticorosivă temporară. - Toate sudurile şi muchiile ascuţite ale suprafeţei metalice se vor rotunji prin polizare pentru a permite buna aderenţă a primerului şi izolaţiei. - Conducta trebuie să fie uscata. - Se interzice când umiditateaşiatmosferică este mai mare de 85% în spaţii acoperiteizolarea sau 75%atunci în spaţii neacoperite expuse la intemperii. 1 -Suprafaţa conductei va fi curăţată, prin sablare până la gradul SA 2 /2 conform ISO 8501/1-1998 şi SIS 055900 -80 sau grad de curăţire 2, conform STAS 10166/1-77. Profilul suprafeţei sablate va fi de 25 ÷ 50 m. -Pentru curăţirea suprafeţelor metalice pe şantier, se admite gradul de curăţire ST3 conform ISO 8501/1 -1998 şi SIS 055900 -80 sau grad de curăţire 3 conform STAS 10166/1-77. -După curăţire,

de pe suprafeţele metalice se îndepărtează praful cu aer comprimat curat, fără ulei. Dupa sablare/curatire suprafetele neizolate se vor incalzi la o temperature care depinde de tipul masnoanelor contractile ce se vor utiliza. Incalzirea se va efectua cu o lampa portabila. Se va acorda o atentie deosebita pentru a se preveni supraincalzirea mansoanelor. In cazul in care un manson este supraincalzit ACESTA SE VA INDEPARTA SI SUPRAFATA METALICA SE VA RECURATA . Orice parte de conducta care iese din sol in mod obligatoriu se va izola pe o inaltime de minimum 50 cm de la sol (in cazul in care nu este preizolata se vor utiliza benzi aplicate la cald sau benzi aplicate la rece) cu izolatie rezistenta la actiunea UV. Tuburile de protectie montate ingropat se vor izola cu benzi de polietilena aplicate la cald sau benzi de polietilena aplicate la rece . Tuburile de protectie de la supratraversari se vor vopsi. 228

Toate partile metalice ale conductei ingropate ce intra in contact cu solul trebuie isolate. Toate reparatiile se vor executa fie cu mastic fie cu benzi de polietilena aplicate la cald (conform procedurii producatorului izolatiei). - Benzi aplicate la rece pt fi aplicate in unul sau in mai multe strate cu suprapunere variind intre 1 inch si 50%. Grosimea minima admisa este de 2.5 mm. In principiu benzile aplicate la rece se pot utiliza pentru conducte cu lungimi mici, pentru reparatii la conductele existente izolate cu bitum, benzi etc. In cazul reparatiilor se recomanda acoperirea de o parte si de alta a zonei cu izolatie existenta pe o lungime de 10 cm. Tehnologia de aplicare depinde de tipul si de producatorul izolatiei. Izolatia de rasina epoxidica nu este prea utilizata in Romania. Se recomanda la structuri metalice cu forme complexe intrucat se aplica fie prin sprayare fie cu pensula (mai rar) Personalul care aplica izolatie trebuie sa fie calificat si sa fie in prealabil acceptat de catre Client.

Tabel 2 Diametrul nominal al conductei Pana la DN 100 Intre DN 100 si DN 250 Intre DN 250 si DN 500 Intre DN 500 si DN 800 Peste DN 800

Grosimea minima ( mm) 1.8 2.0 2.2 2.5 3.0

Verficiarea izolatiei: Izolatia trebuie intati inspectata visual iar apoi testate cu izotestul la tensiune de strapungere de 5 kV + 5 kV/mm grosime de izolatie dar nu mai mult de 25 kV pentru benzile aplicate la rece si nu mai putin de 25 kV pentru polietilena extrudata (depinde si de producatorul izolatiei). Verificarea se face inainte de lansarea conductei dar dupa sudura intre cupoanele preizolate. Este recomandat ca verificarea sa se execute in prezenta reprezentantilor Clientului. Pentru conducte verificarea se va executa cu electrod tip spiarala, folosirea periei fiind recomandata doar local. Pentru rezervoare verificarea izolatiei se va executa cu electrod tip perie. Rezultatele verificarii se vor prezenta sub forma unui raport (buletin). Verificarea izolatiei pe baza de rasini se va executa in conformitate cu prevederile productatorului. Toate defectele trebuie IN MOD OBLIGATORIU REPARATE inainte de lansarea in sant a conductei. Toate testele pentru izolatia de polietilena extrudata trebuiesc efectuate de producator in concordanta cu DIN 30 670. Producatorul este responsabil pentru efectuarea acestora. 229

Toate testele pentru izolatia de polipropilena extrudata trebuiesc efectuate de producator in concordanta cu DIN 30 678. Producatorul este responsabil pentru efectuarea acestora. Toate testele pentru izolatia de benzi de polietilena aplicate la rece si materiale termocontractile trebuiesc efectuate de producator in concordanta cu DIN 30 672. Producatorul este responsabil pentru efectuarea acestora. Conductele si alte repere preizolate trebuie depozitate in mod corespunzator astfel incat sa se evite tasarea, distrugerea zgarierea etc a izolatiei. Transportul, manipularea şi stocarea materialului tubular izolat a – Transportul ţevilor izolate se efectueaza pe dispozitive amenajate pe

mijloacele de transport care să evite deteriorarea izolaţiei. – Manipularea ( încărcarea, descărcarea, lansarea ) ţevilor izolate în staţii fixe, respectiv a conductelor preizolate se face cu macarale sau lansatoare, utilizând chingi sau dispozitive care să nu deterioreze izolaţia. c – Stocarea ţevilor izolate pe traseu, în vederea asamblării p rin sudare a conductei se face pe teren lipsit de corpuri dure şi pe suporturi special construite. Sprijinirea conductei se face pe capetele neizolate, astfel încât izolaţia sa nu se taseze sau să se deterioreze. d – Deplasarea ţevilor izolate de-a lungul şanţului se face în poziţie suspendată în braţul macaralei sau lansatorului. e – La livrarea ţevilor izolate în instalaţii fixe, fiecare lot alcătuit din 30 de bucăţi izolate cu acelaşi tip de izolaţie, se însoţeşte de un document eliberat de staţia de izolare care trebuie să conţină : b

 

numărul data izolarii; valoarea lotului medie asirezistenţei de trecere a izolaţiei ; tensiunea de încărcare a continuităţii cu defectoscopul cu scântei.

6.Parametrii si elemente protectie catodica Durata de viata

In mod normal, in cazul in care nu este specificat in tema de proiectare durata de viata se considera a fi de 30 de ani. Durata de viata a sistemului de protectie catodica se considera a fi durata de viata a conductei/rezervorului de protejat. Potentiale de p rotectie

Pentru conductele si rezervoarele metalice ingropate (sau rezervoarele montate pe sol) potentiale Off cuprinse intre – 850 mV si -1200 mV masurate fata de electrodul de Cu/CuSO4 se considera a fi adecvate. O grija deosebita se va avea in a nu se depasi valoarea de -1200 mV , in caz contrar

putand apare fenomenul de “cathodic disbondment" care inseamna practice desprinderea izolatiei de suprafata metalica pe care a fost aplicata. 230

Densitate de curent

Densitatea de curent reprezinta valoarea curentului de protectie catodica pe unitatea de suprafata. 2

Densitatea de current pentru otel neizolat este de 10 mA/m . (ISO 15589) a. Conducte/rezervoare noi. Densitatea de current necesar pentru protectia catodica pentru o durata de viata de 30 de ani este de 0.8 mA/m2 pentru benzi de polietilena aplicate la rece si de 0.4 mA/m 2 pentru polietilena sau polipropilena extrudata. Aceste valori vor fi luate in considerare la proiectare (in cazul in care prin tema de proiectare nu se specifica alte valori). Nota: Datorita faptului ca in decursul vietii conductei/rezervorului pot aparea defecte de izolatie (si avand in vedere faptul ca la noi nu se utilizeaza metodele de verificare periodica a izolatiei de la suprafata solului) se recomanda ca valorile densitatii de curent sa fie duble. b. Conducte existente: Pentru conductele/ rezervoarele existente atunci cand este nevoie sa se execute sisteme de protective catodica si nu exista informatii referitoare la calitatea izolatiei necesarul densitatii de current medie se va determina prin masuratori de teren. Astfel se va utiliza o statie de protectie catodica mobila alcatuita dintr-un generator de current o cabina SPC si o priza anodica temporara. Se va injecta current la un punct numit drain point si se va vedea distanta la care mai exista potential de protectie. Inainte de instalarea unui system de protective catodica in mod obligatoriu se va executa o verificare a starii izolatiei pentru a se vedea daca se poate aplica protectie catodica (daca renteaza) . Necesarul de curent

Dimensionarea sistemului de protectie catodica se va efectua in functie de necesarul total de curent de protectie. Necesarul de curent de protectie pentru conducte ingropate se calculeaza cu formula: Itot = J x F cx2πrL (ISO 15589) Unde avem : J este densitatea de curent de proiectare pentru otel neizolat pe metru patrat ; Fc este un factor de imbatranire a izolatiei , adimensional ; Jx Fc este necesarul de curent per metru patrat pentru durata de viata estimata. r este raza conductei , exprimata in metrii ; L este lungimea conductei , exprimata in metrii . Deci avem (exemplu) : Itot = 0,8x2πx0,04x1117 = 224.6 mAmperi (diametrul conductei 3” si lungime 1117 m) Legarile la pamant se vor lua in considerare la calculul necesarului de curent. In mod normal legarile la pamant ce se conecteaza la partea protejata a 231

conductelor/rezervoarelor se leaga inseriate cu dispozitive tip ISP (care inchid circuitul doar cand este nevoie) . Uneori Clientul doreste ca aceste legari la pamant sa fie legate direct la structura metalica si in acest caz trebuie luate in mod obligatoriu in seama la calculul necesarului de curent de protectie. Uneori legarile la pamant se executa cu anozi de zinc ( trebuie luat in considerare). Imbinari electroizolante cu flanse/ Imbinari electroizolante monobloc

Toate conductele/rezervoarele la care se aplica protectie catodica trebuie in mod OBLIGATORIU izolate din punct de vedere electric de instalatiile la care se cupleaza. In mod normal vor trebui utilizate imbinari electroziolante monobloc, cele cu flanse avand numeroase puncte slabe. In cazul rezervoarelor se vor monta imbinari electroizolante pe toate conductele aferente. Imbinarile elctroizolante monobloc pot fi montate aerian sau ingropat in vreme ce imbinarile electroizolante cu flanse se vor monta numai aerian. In cazul montarii ingropat a imbinarilor electroizolante monobloc in mod obligatoriu acestea vor trebui izolate, in vreme ce in cazul montarii aeriene vor trebui vopsite cu vopsea care sa nu contina pulberi metalice. In cazul montarii aeriene a iminarilor electroizolante monobloc sau cu flanse in zone cu pericol de explozie in mod obligatoriu se vor instala dispositive spark gap pentru a se elimina riscul unei explozii. Toate imbinarile montate aerian vor trebui montate la o inaltime de minimum 60 cm pentru a se etc) reduce precipitatii abundente (zapada . posibilitatea punerii la pamant in cazul unor In anumite cazuri fluidul transportat prin conducte contine o anumita cantitate de apa (mica) si atunci imbinarea electroizolanta se va monta in pozitie oblica sau vertical pentru a nu permite scurtcircuitarea (de asemenea se va izola la interior). La alegerea imbinarilor electroizolante se va tine seama de parametrii de functionare ( presiune , diametru etc). Rezistenta electrica in aer in cazul imbinarilor electroizolante cu flanse trebuie sa fie de minimum 1 MΩ, in vreme ce rezistenta electrica a imbinarilor

monobloc trebuie sa fie de minimum 2 MΩ. In mod obligatoriu dupa instalare imbinarile electroizolante trebuie verificate in timpul tesatrilor si in timpul comissioningului. O metoda de verificare poate fi si metoda ON-OFF – de explicat. Dispozitive tip isolating spools

Dispozitivele tip isolating spools se folosesc l;a conducte ce transporta fluide cu conductivitate mare ( amestec titei- apa sarata , apa sarata) in idea de a se rupe circuitul ce se poate inchide prin fluidul transportat, current ce POATE PRODUCE COROZIUNE LA PARTILE NEPOTEJATE CATODIC . Dispozitivele tip isolating spools vor trebui in mod obligatoriu utilizate pe conducte ce transporta titei amestec (cu continut mai mare de 5% apa sarata) , apa sarata. 232

Lungimea acestor dispozitive se calculeaza cu formula: (NACE) L= 400/ρ x D , unde avem: L – lungimea partii de conducta izolata la interior (in cm); ρ – rezistivitatea fluidului transportat (in ohmxcm); D – diametrul conductei (in cm). Deci avem : L=400/20 x 7.5 = 1.50 m S-a considerat rezistivitatea amestecului transportat in cea mai defavorabila ipostaza , respectiv 20 ohmxcm. Dispozitivele tip isolating spool se pot executa fie din material plastic introdus in interiorul conductei in asa fel incat sa se asigure aderenta necesara, in vreme ce conducta se separa dpdv electric cu flansa electroizolante , fie prin introducerea unui tub de GRE intre armaturi in cadrul conductei. Prize de potential

Proiectantul sistemului de protectie catodica va trebui sa prevada in cadrul proiectului un numar suficient de prize de potential in asa fel incat sa se asigure posibilitatea unor masuratori adecvate ale potentialului la conducte si rezervoare. In mod normal doua tipuri de prize de potential sunt recomandate: tip metalic si tip cutie. Mai exista si prize de potential de beton tip Aa sau Ab dar care nu se mai folosesc. Dimensiunile prizelor de potential pot varia in functie de cerintele clientului. In mod obligatoriu pe corpul prizelor trebuie trecute urmatoarele informatii: Conducta -

Diametrul Numarul prizei Existenta intersectiei cu alta conducta Legare la pamant (daca este cazul) si eventual si chainage( km unde este montata) Prizele de potential se vor monta in urmatoarele situatii (locatii): Pentru masuratori de potential; La intersectia cu alte conducte avand CP; La tuburile de protectie ; La imbinari electroizolante/isolating spools; - La locul de injectie curent (la SPC); - La legarile la pamant si la anozii de sacrificiu de zinc. Prizele de potential montate pentru masuratori de potential se vor monta la distante de maximum 1000 m (SR 7335/12). In zonele populate aceasta distant se micsoreaza la 500m (retele de distributie gaze). Un cablu de cupru de tip minim CYY 1x6 mm se va conecta la conducta si la priza de potential (la o borna). La conducta cablul se va conecta la un papuc sudat in prealabil . Materialul din care este confectionat papucul trebuie sa fie similar cu metalul conductei. Suprafata de 2 contact minim trebuie sa fie de 10- 15 cm . O atentie deosebita se va acorda izolarii zonei de conducta cu izolatie distrusa si a papucului deoarece multe defecte apar in decursul expoatarii la aceste zone. 233

Daca mai multe conducte sunt montate in paralel in acelasi sant atunci fiecare conducta va avea propriul cablu de masurare a potentialului. Daca mai multe conducte sunt montate in paralel la distante mai mari una de cealalta atunci fiecare conducta va avea propria priza de potential. Prizele de potential trebuie montate cat mai aproape de conducta . In principiu toate prizele de potential ce se monteaza pentru masuratori de potential trebuie sa fie de tip metalic. La intersectiile cu conducte avand sisteme de protectie catodica se vor monta prize de potential. In cazul in care se doreste masurarea potentialelor se vor monta prize de potential metalice. In cazul in care se doreste egalizare de potentiale cu rezistente reglabile se vor monta prize de potential tip cutie . Toate cablurile montate in prizele de potential trebuie clar marcate. La traversarile de drum etc la care se monteaza tuburi de protectie in mod obligatoriu se vor prevedea si prize de potential de masura de tip metallic , un cabul se va conecta la conducta si un cablu la tubul de protectie. Prize de potential se vor monta si la imbinarile elctroziolante / isolating spooluri. Daca se doreste numai monitorizarea potentialului se vor monta prize de potential metalice. Daca se are in vedere si montarea altor conducte atunci se vor monta prize de potential tip cutie. La punctual de injective se vor monta prize de potential metalice pentru a se masura potentialul. Prize de potential metalice sau tip cutie se vor monta la legarile la pamnat cu dispositive tip ISP. Cutii de distributie (NDB)

Uneori este necesar sa se protejeze mai multe conducte/rezervoare cu o statie de protectie catodica. Datorita lungimii diferite, diametrelor diferite tipurilor de izolatie etc necesarul de curent pentru fiecare conducta este diferit . In acest caz se vor folosi cutii de distributie (care sunt tot un fel de prize de potential tip cutie dar mai mari ) echipate cu rezistente reglabile de unde curentul si implicit potentialul se poate regla. Izolatii ( protectia pasiva )

Protectia pasiva a conductelor si rezervoarelor ingropate se va realiza cu ajutorul izolatiilor. Este de preferat sa se utilizeze conducte preizolate in fabrica cu polietilena /polipropilena extrudata. Izolatia este tratata in capitol distinct. Materiale pentru anozi si tipuri de p rize anodice

In funtie de diversi parametrii pot exista doua tipuri de protectii caotidce pentru conducte si rezervoare ingropate (rezervoare montate pe sol). 234

-

Protectie catodica cu anozi galvanici; Protectie catodica cu sursa de curent (SPC) . Anozii galvanic care se pot folosi sunt anozii de zinc sau magneziu livrati in saci cu backfill. Anozii folositi pentru prize anodice pot fi de fonta silicioasa (fonta silicioasa aliata cu crom la soluri saraturoase – cu rezistivitate mai mica de 5 ohmi/m), anozi MMO , Anodflex etc. Tipuri de prize anodice: Se pot utilize doua tipuri de prize anodice: Priza de suprafata – verticala sau orizontala; Priza de adancime forata. Este de preferat a se utiliza priza verticala forata din urmatoarele considerente: Se reduce riscul interferentelor cu alte structuri metalice din vecinatate; La adancime exista o mai mare umiditate a solului asiguranduse astfel o mai buna functionare a prizei anodice; Se utilizeaza o suprafata mai mica de teren cu toate cele aferente. Distanta minima de la prize la conducta/conductele de protejat trebuie sa fie de 80 m la prizele orizontale si de 50 m la prizele verticale (de la cel mai apropiat anod) . In cazul rezervoarelor avand in vedere ca nu sunt structuri metalice lungi nu este nevoie de asemenea distante. Alegerea sistemului de protectie catodica.

Tipul sistemului de protectie catodica (cu anozi de sacrificiu sau cu sursa de curent – SPC) necesar unei conducte/unui rezervor se va alege in functie de cativa parametrii si factori: Durata de viata a conductei / rezervorului - anozii de sacrificiu sunt folositi pentru durate mici de viata (zinc 5 ani , magneziu 6-7 ani); Rezistivitatea solului – pentru soluri cu rezistivitati foarte mari anozii de sacrificiu au o eficienta limitata; - Necesarul de curent – o conducta lunga , un numar mai mare de conducte scurte , rezervoare mari (ca suprafata) este recomandat sistemul cu injective de current costurile pentru sistemul cu anozi devenind foarte mari; ( se va avea in vedere faptul ca anozii trebuie schimbati la fiecare 5 – 6 ani pentru ca se consuma. Ca idée conducta mai mari de 2.5 km este recomandat sa se protejeze cu SPC-uri. Existenta sureslor de curent – utilizare SPC-urilor implica existent unor surse de alimentare cu current electric . Daca nu exista surse in apropiere se recomanda utilizarea anozilor de sacrificiu. Pot exista si surse alternative ( panouri solare , generatoare etc) . Existenta altor SPCuri - daca in apropiere exista alte SPC-uri acest lucru trebuie luat in considerare. 235

- Existenta conductelor care nu au CP dar acre au izolatie bun ace permite aplicarea de CP – se vor efectua investigatii in acest sens DCVG etc; In cazul existentei surselor de curenti de dispersie se recomanda utilizarea de SPC-uri si legari la pamant ; - Criteriu economic – cand toate cerintele tehnice au fost indeplinite , atunci se vor lua in considerare si criteriile economice (inclusive costurile de intretinere). Selectia tipului cabinei SPC

Cand se vor utiliza surse de curent (SPC-uri) se va avea grija la alegerea tipului cabinei SPC si la dimensionarea prizei anodice. In mod normal se vor utiliza cabine avand iesirea de 15, 25 sau 50 V dc. Tipul cabinei va fi racita cu aer. Priza anodica va trebui sa aibe minimum 8 anozi se fonta silicioasa.

236

ANEXA 3 PROIECTAREA UNUI SISTEM DE CONDUCTE In cadrul unei brigazi de productie petroliera pe un camp petrolier se extind x sonde care se racordeaza la un parc de separatoare nou.Productia acestui parc este transportata la depozitul central (DC) impreuna cu productia a inca patru parcuri conform scemei: Q

Q

P

P x xx

L

L L

SA

P

L

L

B A

L

L

D

P

z DC

L

L

p

E

C

Q

,z q

L

P

p Q

Q ,z

p

unde notatiile au urmatoarele semnificatii:

P1 ...P5

 parcuri de sonde;

La  lungimea conductei de apa;

 debitul sursei de apa;  cota topografica a sursei de apa; Lij  lungimea conductei pe portiunea ij;

qa za

Lt

 lungimea

conductei de transport titei intre depozitul central si

rafinarie;

DC  depozitul central; R  rafinarie; z i  cotele topopgrafice ale parcurilor i,i=1…5; SA  sursa de apa; 237

L

R

Qi  debitele de titei la parcurile Pi ; n-numărul studentului în catalog. 2. DATE CUNOSCUTE 2.1. Cote topografice

 295 m; z SA  290 m; z1  300 m; z 2  170 m; z 3  180 m; z 5  190 m; z 5  210 m; z A  160 m; z B  175 m; z C  160 m; z D  180 m; z E  160 m; z R  180 m;

ZS

2.2. Lungimea conductelor

 (10  0,1  n)  (10  0,1  13)  11,13 [ Km] Lam  (1,5  0,1  n)  (1,5  0,1  13)  2,2 [ Km] L1 A  ( 4,4  0,1  n)  ( 4,4  0,1  13)  5,7 [ Km] L AB  ( 2,8  0,1  n)  (2,8  0,1  13)  4,1 [ Km] LBC  (3,2  0,1  n)  (3,2  0,1  13)  4,5 [ Km] LCD  (5,5  0,1  n)  (5,5  0,1  13)  6,8 [ Km] LDR  (3,85  0,1  n)  (3,85  0,1  13)  5,15 [ Km] L2  (1,1  0,1  n)  (1,1  0,1  13)  2,4 [ Km] L3  (1,8  0,1  n)  (1,8  0,1  13)  3,1 [ Km] L4  (0,7  0,1  n)  (0,7  0,1  13)  2 [ Km] L5  (3,4  0,1  n)  (3,4  0,1  13)  4,7 [ Km] Lt  (62  0,1  n)  (62  0,1  13)  63,3 [ Km] L g  (1,2  0,1  n)  (1,2  0,1  13)  2,5 [ Km] La

238

2.3. Numarul sondelor racordate la parcul 1

x  4  n  0,5  4  13  0,5  10,5;

Se adopta x  10 sonde 2.4. Productia parcurilor

Q1  x  q am  10  9,25  10 5  9,25  10 4 [m 3 / s] 8 3 unde q am  8 [ m lichid / zi ]   9,25  10 5 [m 3 lichid / s] 86400 q am

 lichid bifazic/apa 275 Q2  (210  5  n)  275 [m 3 / zi ]   3,182 [m 3 / s]

86400 245 Q3  (180  5  n)  245 [ m / zi ]   2,835  10 3 [m 3 / s] 86400 255 Q4  (190  5  n)  255 [m 3 / zi ]   2,951 [m 3 / s] 86400 155 Q5  (90  5  n)  155 [ m 3 / zi ]   1,79 [m 3 / s] 86400 3

2.5. Densitatea relative a gazelor in raport cu aerul



 0,67

2.6. Temperatura de congelare a titeiului, Tc (tabelul 1)

Tc

 4 [ C] 

2.7. Temperatura de siguranta pentru transport

TS

 TC  (2...7)  4  5  9 [ C ] 

2.8. Unele proprietati ale titeiurilor functie de temperatura (  ,  , ) ,tabelul 1. Se transporta titeiul (tip TEIS-Depozit) de la depozit la rafinarie cu urmatoarele proprietati:

Tabelul 1 Temperatura

[ C]

Densitatea



[ g / cm3 ]

Vascozitatea Cinenatica

[cSt ]

Vascozitatea dinamica

[cP]

Punctul de congelare titei,

Punctul de congelare reziduu

[ C]

[ C]



Continutul de parafina

[% gr ]



20

0,8720

31,014

27,044

+4

+ 25

9,52

30

0,8653

18,421

15,939

+4

+ 25

9,52

40

0,8585

11,113

9,541

+4

+ 25

9,52

50

0,8518

8,184

6,971

+4

+ 25

9,52

60

0,8451

6,461

5,460

+4

+ 25

9,52

239

1cP  10 3 [ Pa  s];1cSt  10 6 [m 2 / s] 2.9. Se va trasa grafic a) Densitatea titeiului functie de temperatura 0,875 0,872 0,87

0,8653

0,865

a e 0,86 t a it s n e D0,855

0,8585

0,8518 0,85

0,8451

0,845

0,84 0

10

20

30

40

50

60

70

Temperatură

b) Vascozitatea cinematica a titeiului functie de temperatura 35

31,014

30

25 ă ic t a m e 20 n i c te a ti z 15 o c s â V

18,421

11,113

10 8,184 6,461 5

0 0

10

20

30

40

50

Temperatură

240

60

70

c) Vascozitatea dinamica a titeiului functie de temperatura 30 27,044 25

ă 20 c i m a n i d

15,939

ta 15 e it z o c s â 10 V

9,541 6,971 5,46

5

0 0

10

20

30

40

50

60

70

Temperatură

2.10. Ratia de solutie

r  250  (1) n  n  250  (1)13  13  237 [m 3 St / m 3 ] 2.11. Imputitati

i  0,2  0,01  n  0,2  0,01  13  0,33 [%] 2.12. Densitatea medie a lichidului

ρ=(1-i)·ρ t +i·ρa = (1  0,33)  876,94  0,28  1015  871,74 [kg / m 3 ]

ρ a =1015 [kg/m 3 ] ρ t =ρ 29 3,15 -ξ(T m -273,15)=872-0,002(26-273,15)=876,94 [kg/m 3 ] ξ=1,1825 -0,001315·ρ 27 3,15 =1,1825-0,001315·883=0,02 ρ 27 3,15 =883 [kg/m 3 ] ρ 29 3,15 =872 [ kg/m 3 ] 2.13. Temperatura medie

Tm

T



so nd a

 2 T

3 Tso nd a  42 [ C ]

parc

 42 32  18  26



T pa rc  18 [ C ] 

241

2.14. Vascozitatea lichidului

l

 (1  i ) l Tm  i  * a  (1  0,33)  20,46  10 6  0,33  0,987  10 6

l

 1,403  10 5 [m 3 / s]

2.15. Vascozitatea titeiului la temperature medie,  t Tm

log[log(10 6  t Tm

 0,8)]  A  B  log Tm   t Tm ;

Constantele A si B se determina din sistemul de ecuatii: 6

log[log(10  t1 C  0,8)]  A  B  log T1 6 log[log(10  t 2 C  0,8)]  A  B  log T2 T1  20 [ C ]   t1  31,014 [cSt ] T2  30 [ C ]   t 2  18,421 [cSt ] 6 log[log(10  31,014  0,8)]  A  B  log 20  log[log(10 6  18,421  0,8)]  A  B  log 30 log 7,491  A  B  1,301  A  0,968; B  0,073  log 7,265  A  B  0,861 log[log(10 6  t Tm  0,8)]  A  B  log Tm 







6

log[log(10  t Tm  0,8)]  0,986  0,073  log 26 log(10 6  t Tm  0,8)  7,311 10 6  t Tm

 0,8  10 7,31 1   t Tm 

20464446,37  0,8 10 6

 20,46 [cSt ]

2.16. Vascozitatea cinematica a apei de zacamant

 *a 

*

a



 *a 

*

a



1,0027 1,015

 0,987 [cSt ]  0.987  10 6 [m 3 / s ]

 1015 [ Kg / m 3 ]  1,015 [ Kg / m]

2.17. Vascozitatea dinamica a apei sarate

  a (1  1,34  10 3  s  6,62  10 6  s 2 ) s  20 [ Kg NaCl / vagon]  2 [ g NaCl / l ]  *a

3

 a  1 [cP]  10 [ Pa  s ]  * a  10 3 (1  1,34  10 3  2  6,62  10 6  4)  1,0027 [cP]

242



CAPITOLUL I CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTEI DE ALIMENTARE CU APA Determinarea diametrului orientativ

d0

4  qa



4  72



  va

  3600  2

 0,112 [m]  112 [mm]

v a  (1...3)  2 [m / s] Debitul

qa

de

 72 [m / ora]  

apa

necesar

pentru

alimentare

72 [m 3 / s ] 3600

3

Alegerea diametrului real (STAS 715/2-88 ales din anexa 3.1)

D  141,3 [mm] d  130,1 [mm] e  5,6 [mm] 

Determinarea vitezei reale de curgere

v 

4  qa  d2



4  72   (130,1) 2  3600

 1,504 [m / s]

Determinarea caderii2 de presiune

La

v   a  g ( z1  z SA );  a  1000 [ Kg / m 3 ] d 2 11,13  10 3 1,504 2 1000 p  (0,015     1000  9,806(300  290) 2 130,1  10 3

p   

 u 

p  1549418,844 [ Pa ]  15,49 [bar ] 

Determinarea numarului lui Reynolds,Anexa 3.2 (proprietatile apei)

Re  

vd va



1,504  130,1  10 3 1,008  10 6

 1,941  10 5  2300  regim turbulent

Determinarea coeficientului de rezistenta hidraulica

64 Re 0,3164 -regim turbulent:   Re 0, 25 -regim laminar: 

Re  1,941 105 



 2300  regimturbulent   

Determinarea presiunii de pompare a apei 243

0,3164 0,3164  0, 25 Re (1,941 105 ) 0, 25

 0,015

 p H  p  6  15,49  21,49 [bar ] p hidrant  6 [bar ] p SA 

Inaltimea de pompare



H SA 

p SA a  g

pompare H

 72 [m 3 / h] ,se allege pompa Lotru 100-80-200 cu inaltimea de a

 54 [m] 

H SA H



219,151  4,05 pompe 54

alegem 4 pompe Lotru 100-80-200 Determinarea puterii pompei

N

p SA  q a 



21,49  10 5  72  61400 [W ]  61,4 [ KW ] 0,7

 0,7

 

 219,151 [m]

Determinarea numarului de pompe

np 

21,49  10 5 1000  9,806

Alegerea pompelor din diagrama FTO nr. 11-220 (Anexa 3.3) Pentru q





Determinarea valorii energiei consummate

W t

 N  t  61,4  6  368,4 [ KW h / zi ]

 6 [ore / zi]

244

CAPITOLUL II CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR DE GAZE

Calculul hidraulic urmăreşte stabilirea unei corelaţii între debitul ce se transportă prin conductă,diametrul interior al conductei şi căderile de presiune. Producţia de ţiţei a unei sonde este formată din:faza lichidă (hidrocarburi şi apă) şi faza gazoasă. 2.1. Conducta de presiune inalta 2

2

p p  pi 

Qg *

2

 Lg k2 p p  40 [ ata]  40  10 5 [ Pa] , pi  6 [ata ]  6  10 5 [ Pa ] p p  presiune de parc

 presiune inalta de la sonda k  mod ul de debit

unde pi

a)Debitul pe fiecare treapta va fi:

Qg*

1 3

  Q1  r ,

unde r Qg*

 ratia de solutie ; r  237 1 3

  9,25  10  4  237  0,07 [m 3 / s ]

b)Modulul de debit: 0 ,5

2  Qg*  Qg* 0,07 2 3  ki   2  L  L      0,0885  10 5 2 , 5 10 g 2 2 2 2 10  p p  pi 2 g    ( 40 6 ) 10 p  p p i   5   d0  T   k    0   Raer     4  p0   Z p  Tp      T0  273,15 [ K ]; p  1,01325  10 5 [ Pa ]; 0 R  8314 [ J / kg  K ]

245

c)Determinarea diametrului orientativ:

 k 4  p   Z p  T p    0, 5      0  d0    Raer   T0   100  

0,375



 0,08  105 4  1,01325 105   0,6905 291,15  0,67  0,5           100    8314   273,15   d0

0,375

 0,01013 [mm]

,13 [m]  10Alegerea diametrului real (STAS 715/2-88 ales din anexa 3.1) d  10,7 [mm] D  17,1 [mm] e  3,7 [ mm] d)Coeficientul de rezistenta hidraulica:



Zp





1 100  d 0

1/ 3

1  100  131 / 3



e)Evaluarea coeficientului de abatere de la legea gazelor perfecte f (Tr ; p r ) se poate determina din Anexa 3.4,sau cu relatia:

 6   1  2 , T r r  T p 18  273,15 Tr    0,98 Zp

9 pr  128 T

 1

Tcr

unde



pr

Zp

pp pcr

296,4



40  10 5 48,27  10 5

 1  0,07 

 0,82

0,82  6  1  0,98228  98228 2

2.2. Conducta de presiune medie a)Modulul de debit:

 Km  

Qg* 2

2 2

  Lg 

0,5

 p p  p m  p pm  presiunea medie la parc pm

 presiunea medie de la sonda

246

  0,6905  

pp

 16 [ata]  16  10 5 [ Pa]

pm

 2 [ata]  2  10 5 [ Pa] 0,5

 Qg*  0,072   Lg  Qg*  2500   0,2204 105 Km   2 L g 2 2 2 2 10  p p  pm 2    ( 16 2 ) 10 p  p p m   b) Diametrul orientativ se deduce din K m :

T    0   Raer 4  p 0 



K

5   d0      Z p  Tp     

0,5

T0  273,15[ K ]; p 0  1,01325  10 5 [ Pa]; R  8314 [ J / kg  K ]

 k 4  p   Z p  T p    0,5    d0      0    R  aer   T0   100  

0,375



 0,22  105 4  1,01325 105   1,023  291,15  0,67  0,5         273,15   100 8314        d 0  18,14 [m]

0,375

 0,01814[mm]

Alegerea diametrului real (STAS 715/2-88 ales din anexa A.1)

d  18,14 [mm] D  20,7 [mm]

e  3,9 [mm] c)Coeficientul de rezistenta hidraulica:



Zp



1 100  d 0

1/ 3



1  4,53  10 4 100  131 / 3

d)Evaluarea coeficientului de abatere de la legea gazelor perfecte  f (Tr ; pr ) se poate determina cu relatia:

Zp Tr



pr



unde

9 pr 1   128  Tr Tp

Tcr pp pcr



 6  1    Tr 2 ,

18  273,15 296,4



16  10 5 48,27  10 5

 0,98  0,33 247

Zp

 1  0,07 

0,33  6  1  0,98228  98228 2

  1,023  

2.3. Conducta de joasa presiune: a)Modulul de debit:

 Qg* 2  Kj  2  Lg  2  p p  pm 

0,5

p pj  8 [ata]  8  10 5 [Pa] p j  1,5 [ata]  1,5  10 5 [ Pa] 0, 5

 Qg *  Q 0,07 2 Kj  2  Lg   Lg  2 g* 2  2500 2 2  p pj  p j  (8  1,5 2 )  1010 p pj  p j   K j  0,4453 105 b) Diametrul orienatativ se deduce din K m : 5   T  d0  K    0   Raer     4  p0  Z T      p p   T0  273,15[ K ]; p 0  1,01325  10 5 [ Pa]; R  8314 [ J / kg  K ]

0,5



0,375

 k 4  p0   Z p  Tp   0,5     d0          Raer   T0   100   0,375  0,44 105 4  1,01325105   1,0118 291,15  0,67 0,5            0,02063[mm] 100    8314   273,15   d0  20,63 [m] Alegerea diametrului real (STAS 715/2-88 ales din anexa 3.1)

d  20,9 [mm] D  20,7 [ mm] e  2,9 [ mm] c)Coeficientul de rezistenta hidraulica:





1 100  d 0

1/ 3



1  100  131 / 3 248

Zp

d)Evaluarea coeficientului de abatere de la legea gazelor perfecte se poate determina cu relatia:

 f (Tr ; pr ) Zp

 1 Tp



pr

 pp 

unde

Zp

p cr



 6   1  2 ,  Tr 

18  273,15 296,4

Tr

Tcr

9 pr  128 Tr

8  10 5 48,27  10 5

 1  0,07 

 0,98  0,16

0,16  6  1  0,98228  98228 2

249

  1,0118  

CAPITOLUL III CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTEI DE AMESTEC (SONDA-PARC DE SEPARARE)

3.1. Calculul caderii de presiuine pentru faza lichida: 2

p L   am  v2  am  Ldam   am  g   z1  z SA  am

p L  706,74  g

0,23 2 2800  0,04   706,74  9,81  (300  290)  69356,82  0,69 2 81,7

 1,2   [kg / m 3 ]  Densitatea amestecului trifazic:

 am

 (1  x)   g  x  1  (1  0,81)  0,804  0,81  872,332  706,74 1

x 1

g l



 RGT 3

RGT

 254 [m

1 0,804 1  254 876,94

 0,81

3 ST

/m ]

 Vascozitatea cinematica:

 am



 g  l

x  g  (1  x)  l



1,49  10 5  1,403  10 5 0,81  1,49  10 5  (1  0,81)  1,403  10 5

 1,41  10 5 [m 2 / s ]  g 0,012  10 3   1,49  10 5 [m 2 / s ] g   am

0,804

g

g

 0,012 [cP]  0,012  10 3 [ Pa  s]

 Viteza medie a amestecului:

 l    vl  v g    x   l  (1  x)  g  ,94 0,804  876    0,18  13,92   0,81  876,94  (1  0,81)  0,804   0,23 [m / s]

v am  v am v am

g

250

4  Ql



4  9,25  10 4   0,08 2

Ql

 A  vl  vl 

Qg

 A  vg  vg 

Qg

  RGT  Ql   254  9,25  10 4  0,07 [m / s]

 d2

4  Qg  d

1 3

2



4  0,07   0,08 2

 0,18 [m / s]

 13,92 [m / s]

1 3

 Diametrul orientativ:

do 

4  Qam



  vec

4  0,079  0,0818 [m]  81,8 [mm]   15

v ec  (15...25) [m / s]  vec  15 [m / s] Qam  Ql  Qg  9,25  10  4  0,07  0,079  Diametrul real (Anexa 3.1):

d

 81,8 [mm]

 Viteza amestecului:

v am v

am

v am



 l    vl  v g    (1  x)   g   g  0,804  876,94 g

x  l

 0,81  876,94  (1  0,81)  0,804  0,804   0,23 [m / s]

0,18 13,92



 

 Numarul Reynolds:

Re am 

v am  d 0,23  0,08   1304,96  am 1,41  10 5

 Coeficientii de rezistenta hidraulica: Re<2300 => regim laminar





64 Re am



64 1304,96

 0,04

3.2. Calculul caderii de presiune pentru faza gazoasa 2

p 2 G  p S2  p P2  QG2  Lam  K

2

0,02  2800  73493,09 (1,44  10 5 ) 2

 presiunea la sonda p P  presiunea la parc pS

251

 Determinarea modulului de debit:

T  d5  Raer   o   4  p o  Z S  TS      0,0815  273,15  K   55770,38    1,44  10 5  5  4 0 , 639 283 , 15 0 , 67 3 , 46    1 , 01325  10   K



 Coeficientul de rezistenta hidraulica:



 1,5 

 Raer

1 d

1/ 3

 1,5 

1 (0,081)1 / 3

 3,46

   R  0,67  8314  5570,38 [ J / Kg  K ]

 Debitul de gaze al unei sonde:

Qg

 qam  rS  9,25  10 5  237  0,02

 Numarul Reynolds:

Re 

( v) G  d G

Tm

( v ) G

Z

( v ) G

 0,639 

To

0,159  0,081  1073,25 0,000012

 

po



4  Qg

pm   d 2

 o

299,15 1,01325  10 5 4  0,02    0,86631  0,159 273,15 14,98  10 5   (0,081) 2

 Presiunea medie:

pm

 p P2  2  2  (45  10 5 ) 2     (44,94  10 5 ) 2    14,9  10 5    p S2  5 5  3  pS  pP  3  44,94  10  45  10   Presiunea la parc: 5

pp

2

 45,10  10 [ N / m ]

 Presiunea si temperature reduse:

 0,931; Tr  0,972; pr

pr



pS p cr

 p S  p r  pcr  0,931  48,278  10 5  44,94  10 5 [ N / m 2 ] 252

 Factorul de abatere le la legea gazelor perfecte:

Z

 1

9 pr  128 Tr

 6  9 0,931  6   1  2   1    1    0,639 128 0,972  0,972 2   Tr 

 Vascozitatea dinamica a gazelor :

G

 0,000012

3.3. Aplicarea corectiei Lockart-Martinelli :

 G  2,8  L  2,4 p *L   2L  p L  2,4 2  0,69  5,07 pG*   G2  pG  2,8 2  0,73  5,72 p L 0,69 X    0,97  1 0,73 pG p  p L*  pG*  1 bar

253

CAPITOLUL IV DETERMINAREA PROGRAMULUI OPTIM DE EVACUARE A TITEIULUI DIN PARCURILE DE SEPARARE

Parcurile sunt echipate cu pompe PI-160 (Anexa 3) sau 2 PN 400 (Anexa 3). In vederea dimensionarii colectorului si a stabilirii unui program optim de pompare se vor alege mai multe variante. Avand ca date cunoscute datele inscrise in schema de mai jos si proprietatile fizice ale fluidului de transport,alegerea variantei optime de pompare se va face tinand seama de energia consumata la fiecare varianta in parte si de urmatoarele ipoteze : -titeiul recoltat de la cele 5 parcuri are aceeasi calitate ; -toate parcurile sunt echipate cu acelasi tip de pompe :PI-160 ; -toate parcurile trebuie sa-si evacueze produsul in 20 de ore ; -se considera perioada de varf energetic intre orele 6-8 si 16-18 ; Parcurile sunt echipate cu pompe PI-160 cu urmatoarele caracteristici : -debitul pentru o cursa dubla :

 0,092 [l / s]  0,092  10 3 [m 3 / s]

Vcd

-numarul de curbe duble pe minut :

ncd  50 [curse duble / min] -randamentul pompei :

 0,7

t

-debitul pompei :

qp

 Vcd  ncd  cd  0,092  10 3  3600  50  0,7  11,595 [m 3 / h] VARIANTA 1

Pompeaza pe rand parcurile (1-2-5) ; (3-4)  Timpul zilnic de pompare :

tZ



20 2

 10 [ore]

2-grupuri de pompare 3 Grupa 1 :Q1+Q2+Q5=80+275+155=510 [m /zi] 3 Grupa 2 :Q3+Q4=245+255=500 [m /zi]

 Numarul de pompe necesar in fiecare parc (se rotunjeste in plus) :

nci 

Qi qp  tz

i=parcul 1,2,3,4,5; Qi=productia zilnica 254

nc1



nc 2 

Q1 q p  tz



80 27,26  10

 0,29

Q2



275 27,26  10

 1,008

n pr 2

 1 pompa



245

 0,89

n pr 3

 1 pompa

qp  tz Q3

nc 3 

qp  tz

n pr1

27,26  10

Q

Q P4

P

L

L

L

P

L

L

B

A

P3

nc 5 

Q5 qp  tz

Q



255 27,26  10

 0,93

n pr 4

 1 pompa



155 27,26  10

 0,56

n pr 5

 1 pompa

 Timpul de evacuare pentru fiecare parc :

t ev1 

DC

P

Q

qp  tz

z E

L

L

Q4

L

D C

Q ,z

nc 4 

 1 pompa

Qi q r  n pi 255

t c 1



t c 2



t c 3



t c 4



t c 5



Q1 q p  n pr1 Q2 q p  n pr 2 Q3 q p  n pr 3 Q4 q p  n pr 4 Q5 q p  n pr 5



80  2,93 27,26  1

t ev1  3 [ore]



275  9,96 27,26  1

t ev2  10 [ ore]



245  8,87 27,26  1

t ev3

 9 [ore]

 255  9,23 27,26  1

t ev4

 9 [ore]

155  5,68 27,26  1

t ev5

 6 [ore]



 Debitul de evacuare

qevi 

Qi tev1

q ev1 

Q1 80   26,66 [m 3 / h] t ev1 3

q ev 2 

Q2



275

 27,5 [m 3 / h]

t 10 Q3 245    27,22 [m 3 / h] t ev3 9 ev 2

q ev3

q ev 4 

Q4 255   28,33 [mm 3 / h] t ev 4 9

q ev5 

Q5 155   25,83 [m 3 / h] t ev5 6

Nr parc

Q[m3/zi]

n pc

n pr

tevi[ore]

q evi [m3/h]

1 2 3 4 5

80 275 245 255 155

0,29 1,008 0,89 0,93 0,56

1 1 1 1 1

3 10 9 9 6

26,66 27,5 27,22 28,33 25,83

256

 Graficul de pompare este urmatorul :

Program pompare varianta I 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

O ra P

1 0

11

1 2

13

14

1 5

1 6

17

1 8

1 9

20

2 1

2 2

1 2 3 4 5

 Dimensionarea conductelor de legatura: Se alege viteza economica:v ec=1 [m/s] Pentru parcul 1:

d 01 A



4  q ev1   vec



4  26,26 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,096 [m]  96,37 [mm]

 101,6 [mm] ; d1 A  93,6 [mm] ; e  4,0 [mm]

Pentru parcul 2:

d 02 A



4  q ev 2   v ec



4  27,5 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D Pentru parcul 3:

d 03B



4  q ev3   vec



 114,3 [mm] ; d 2 A  98,5 [mm] ; e  8,9[mm]

4  27,22 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,09862 [m]  98,62 [mm]

 0,09811 [m]  98,11 [mm]

 114,3 [mm] ; d 3B  98,5 [mm] ; e  8,9 [mm]

Pentru parcul 4:

4  q ev3 d

4  28,33

 3,14  1  3600  0,10009 [m]  100,09 [mm] Din STAS 715/8-88: D  114,3 [mm] ; d 4c  100,1 [mm] ; e  8,1 [mm] 04C



  v ec

257

2 3

Pentru parcul 5:

d 05 D



4  q ev5



  vec

4  25,83 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,09557 [m]  95,57 [mm]

 114,3 [mm] ; d 5 D  97,1 [mm] ; e  8,6 [mm]

 Se estimează diametrul tronsoanelor colectorului în conformitate cu varianta aleasă.Relaţia de calcul este:

 4  (qev1  qev 2 )  4  (26,66  27,5)  0,13840 [m]  138,5 [mm]   vec  3600   1  3600

d AB

Din STAS 715/8-88: D

d OBC



4  max[(q ev1  q ev 2 ), q ev3 ]   v ec  3600

Din STAS 715/8-88: D

d OCD







4  54,72   1  3600

 0,13911 [m]  139,11 [mm]

 128,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3 [mm]

4  max[(q ev 4  q ev3 ), (q ev 2 , q ev1 )]   v  3600

Din STAS 715/8-88: D

d ODE

 158,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3 [mm]



4  108,32   1  3600

 0,19573 [m]  195,73 [mm]

ec

 219,7 [mm] ; d AB  193,7 [mm] ; e  12,7 [mm]

4  max[(qev1  q ev 2  q ev5 ), ( q ev3  q ev 4 )]   v ec  3600



4  135,54  1  3600



 0,218946 [m]  218,94 [mm]

 219,1 [mm] ; d AB  208,3 [mm] ; e  6,4 [mm] Diametrele conductelor de legătură de la parcuri la conducta colectoare si diametrele diverselor porţiuni ale conductei sunt trecute în schema următoare: Se calculează presiunea de pompare pe fiecare interval de timp în conformitate cu graficul de pompare,pornind de la expresia căderii de presiune : Din STAS 715/8-88: D

Orele 00-02

 Pompeaza parcurile 1,2 si 5. v1-A=

4  q ev1   (d1 A )

2

 3600



4  26,66  1,07 [m / s] 3,14  (0,0936) 2  3600 258

v2-A=

v5-D=

4  q ev 2   ( d 2 A )

2

 3600

4  q ev5   ( d 5 D )

2

 3600



4  27,5  1,002 [m / s ] 3,14  (0,0985) 2  3600



4  25,83  0,968 [m / s ] 3,14  (0,0971) 2  3600

P

P

98 5 mm

100 1 mm

P

B 93,6 mm

A

136,5 mm

D

E

136,5 mm C 136 5 mm 174,7 mm 98,5 mm

P

97,1 mm

P

 Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductelor colectoare. vA-B=

vB-C=

vC-D=

vD-E=

4  (q ev1  q ev 2 )   (d A B ) 2  3600

4  (q ev1  q ev 2 )   ( d B C )

2

 3600

4  (q ev1  q ev 2 )   (d C  D )

2

 3600



4  (26,66  27,5)  1,02 [m / s] 3,14  (0,1365) 2  3600



4  (26,66  27,5)  1,02 [m / s] 3,14  (0,1365) 2  3600



4  (26,66  27,5)  1,02 [m / s] 3,14  (0,1365) 2  3600

4  (q ev1  q ev 2  q ev5 ) 4  (26,66  27,5  25,83)   0,92 [m / s ]   (d D  E )  3600 3,14  (0,1747) 2  3600 259

DC

 Calculul numărului conducta colectoare :

Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v d 1,07  0,0936 Re1-A= 1 A 1 A   7097,94  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 Re2-A= v 2 A  d 2  A

v am

 1,002  0,0985  6994,826  2300regim turbulent 14,11  10  6 0,968  0,0971   6661,431  2300regim turbulent 14,11  10 6

v 5 D  d 5 D v am  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d A B 1,02  0,1365 ReA-B= A B   9867,469  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d B C 1,02  0,1365 ReB-C= B C   9867,469  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 Re5-D=

ReC-D=

v D  E  d D  E 1,02  0,1365   9867,469  2300regim turbulent v am 14,11  10  6

ReD-E= v D  E  d D  E

 0,92  0,1747  11390,786  2300regim turbulent v am 1411  10 6  Calculul coeficientului de rezistenţă pe conductele de legătură de la parcuri la conducta colectoare:

0,3164 0,3164   0,03 0 , 25 (Re1 A ) (7097,94) 0, 25 0,3164 0,3164 2 A    0,03459 0 , 25 (Re 2 A ) (6994,826) 0, 25 0,3164 0,3164 5  D    0,03502 (Re 5 D ) 0, 25 (6661,431) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 1 A



conductei colectoare:

 A B



0,3164 (Re A B ) 0, 25



0,3164 (9867,469) 0, 25

 0,03174

 B C



0,3164 (Re B C ) 0, 25



0,3164 (9867,469) 0, 25

 0,03174

260

0,3164 0,3164   0,03174 0 , 25 (Re C  D ) (9867,469) 0, 25 0,3164 0,3164 DE    0,0306 0 , 25 (Re D  E ) (11390,786) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 8  1 A q ev1  L1 A 8  0,03 0,0074 2  5700 (iL)1 A   2  g  d1 A 5   2  9,81  0,0936 5  107,84



C  D

(iL) 2 A



8   2 A q ev 2 2 g



2

 L2  A

d 2 A

8  5 D q ev5

2

5

 L5 D

8  0,0345 0,007632  2400   2  9,81 0,0985



 43,067

8  0,035 0,00717 2  4700   80,998 5 2 g  2  9,81 0,097 5 d 5 D  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale (iL) 5 D







conductei colectoare:

8   A B (qev1  qev2 ) 2  LA B

(iL) A B



(iL) BC



2 g



d A5  B

8   BC (qev1  qev 2 ) 2  LB C



2

8  0,0317 (0,0074  0,00763) 2  4100



 2  9,81

5

(iL) C  D (iL) D E





 g d 8  C  D (qev1  qev 2 ) 2  LC  D

2 g





2

g



d D5  E



2

 51,292

5

 56,296

9,81 0,1365 8  0,031 (0,0074  0,00763) 2  6800





d C5  D

8  D E (qev1  qev2  qev5 ) 2  LD E

0,1365

8  0,031 (0,0074  0,00763) 2  4500



B C





 2  9,81



0,13655

8  0,0306 (0,0074  0,00763 0,0071) 2  5150 

2

 9,81



0,17475

 85,07  46,41

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P1:

p1  p E   am  g  [iL1 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z1 )]

 69331,194  706,74  9,81 [107,84  51,292  56,296  85,0708 46,416  (160  300)] p1  1503896,208 [Pa] p1

Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )] 261

 69331,194  706,74  9,81 [43,067  51,292  56,296  85,07  46,416  (160  170)] p2  1956122,787 [ Pa ] p2

Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )]

 69331,194  706,74  9,81[(80,99  46,416  (160  210)] p5  605996,234 p5

ORELE 03-05

 Pompează parcurile 2 şi 5. v2-A=

4  q ev 2   (d 2 A ) 2  3600

4  q ev5



4  27,5  1,002 [m / s ] 3,14  (0,0985) 2  3600

4  25,83  0,968 [m / s ]   (d 5 D )  3600 3,14  (0,0971) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev 2 4  0,0076 vA-B=   0,519 [m / s] 2   ( d A B ) 3,14  (0,1365) 2 v5-D=

vB-C=



2

4  q ev 2 2

  (d ) 4  q ev 2 B C

vC-D=

  (d C  D ) 2

4  0,0076

 

2

 0,519 [m / s]

3,14  (0,1365) 4  0,0076  0,519 [m / s] 3,14  (0,1365) 2

4  (q ev 2  q ev5 )

4  (0,0076  0,0071)  0,613 [m / s ]   (d D  E ) 3,14  (0,1747) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

2



conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 2 A 1,002  0,0985 Re2-A= 2 A   6994,826  2300regim turbulent v am 14,11  10  6 v5 D  d 5 D 0,968  0,0971 Re5-D= v am  14,11  10 6  6661,431  2300regim turbulent  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d A B 0,519  0,1365 ReA-B= A B   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

262

ReB-C=

v B C  d B C 0,519  0,1365   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

ReC-D=

v D  E  d D  E 0,519  0,1365   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

ReD-E=

v D  E  d D  E 0,613  0,1747   7589,73  2300regim turbulent v am 1411  10 6

 Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de 0,3164 0,3164 2 A    0,03459 (Re 2 A ) 0, 25 (6994,826) 0, 25 0,3164 0,3164 5  D    0,03502 (Re 5 D ) 0, 25 (6661,431) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale

conductei colectoare:

 A B



 B C



0,3164 (Re A B ) 0, 25 0,3164 (Re B C ) 0, 25

0,3164 (5020,8) 0, 25 0,3164  (5020,8) 0, 25



 0,0375  0,0375

0,3164  0,3164  0,0375 (Re C  D ) 0, 25 (5020,8) 0, 25 0,3164 0,3164 DE    0,0338 (Re D  E ) 0, 25 (7589,73) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 q L 8 8  0,03459 0,007632  2400 (iL) 2 A  2 2 A  ev 2 52 A    43,0676  g 3,14 2  9,81 0,09855 d 2 A C  D



2

8  5 D q ev5  L5 D

8  0,03502 0,00717 2  4700   80,9985 5 2 g 3,14 2  9,81 0,09715 d 5 D  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale (iL) 5 D 



=

conductei colectoare:

(iL) A B



8   A B q ev2 2  L A B 2 g



d A5  B

=

8  0,0375 0,007632  4100   15,607 3,14 2  9,81 0,13655

263

(iL) B C



(iL) C  D



(iL) D E



8   B C q ev2 2  LB C 2 g

d B5 C

8  C  D q ev2 2  LC  D 

2



g

8  D E (qev2 2 g





5 CD 2

d

=

8  0,0375 0,007632  4500   17,129 3,14 2  9,81 0,13655

=

 qev5 )  LD E d D5  E



8  0,0375 0,007632  6800   25,884 3,14 2  9,81 0,13655 8  0,033 (0,00763 0,00717) 2  5150  2  9,81



0,17475

 21,76

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81 [43,067  15,607  17,129  25,884  21,765  (160  170)] p2  855907,456[ Pa ] p2

Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )] p5

 69331,194  706,74  9,81  [80,998  21,765  (160  210)] p5  435143,372 [ Pa] ORELE 06-09

 Pompează parcul 2. v2-A=

4  q ev 2   ( d 2 A )

2

 3600



4  27,5  1,002 [m / s ] 3,14  (0,0985) 2  3600

 Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. vA-B=

vB-C=

vC-D=

4  q ev 2   ( d A B )

2



4  0,0076  0,519 [m / s] 3,14  (0,1365) 2

2



4  0,0076  0,519 [m / s] 3,14  (0,1365) 2



4  0,0076  0,519 [m / s] 3,14  (0,1365) 2

4  q ev 2   ( d B C )

4  q ev 2   (d C  D )

2

264

4  (q ev 2  q ev5 )

4  0,0076  0,317 [m / s ] 3,14  (0,1747) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

  (d D  E ) 2



conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] Re2-A= v 2 A  d 2  A

 1,002  0,0985  6994,826  2300regim turbulent v am 14,11  10  6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d A B 0,519  0,1365 ReA-B= A B   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 ReB-C=

v B C  d B C 0,519  0,1365   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

ReC-D=

v D  E  d D  E 0,519  0,1365   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

ReD-E=

v D  E  d D  E 0,317  0,1747   3924,868  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

 Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de 0,3164 0,3164   0,03459 2 A  0 , 25 (Re 2 A ) (6994,826) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale

conductei colectoare:

 A B  B C C  D DE

0,3164 0,3164   0,0375 (Re A B ) 0, 25 (5020,8) 0, 25 0,3164 0,3164    0,0375 (Re B C ) 0, 25 (5020,8) 0, 25 0,3164 0,3164    0,0375 (Re C  D ) 0, 25 (5020,8) 0, 25





0,3164 (Re D  E ) 0, 25



0,3164 (3924,868) 0, 25

 0,0399

 Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare:

265

2

8   2 A q ev 2  L2 A

8  0,03459 0,007632  2400   43,0676  g 3,14 2  9,81 0,09855 d 2 A  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale (iL) 2 A 



2

5

=

conductei colectoare:

(iL) A B (iL) B C



8   A B q ev2 2  L A B 

2

8 



g

d q

2

5 A B

L

=

8  0,0375 0,007632  4100   15,607 3,14 2  9,81 0,13655 2

4500  17,129   2  g  d B5 C = 38,14  02,0375  9,81  0,00763 0,1365 5 8 q2  L 8  0,0375 0,007632  6800 (iL) C  D  2 C  D  ev 2 5 C  D =   25,884 d CD  g 3,14 2  9,81 0,13655 (q  q ev5 ) 2  LD  E 8 (iL) D  E  2 D  E  ev 2 =  g d D5  E 8  0,0338 (0,00763) 2  5150   5,145 3,14 2  9,81 0,1747 5 B C

ev 2

B C

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde: 3

 am -densitatea amestecului  am H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74 [kg / m ] ;

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81 [43,067  15,607  17,129  25,884  5,145  (160  170)] p2  740679,011 [ Pa ] p2

ORELE 12-20

 Pompează parcurile 3 şi 4.

4  q ev3 V3-B=

V4-C=

  ( d 3 B )

4  0,00756 2

4  q ev 4   ( d 4 C )

2

 3,14  (0,0985) 2  0,992 [m / s ] 

4  0,00786  0,998 [m / s ] 3,14  (0,1001) 2

 Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 266

vB-C= vC-D= vD-E=

4  q ev3   ( d B C )

2

4  0,00756  0,516 [m / s] 3,14  (0,1365) 2



4  (q ev3  q ev 4 )   (d C  D ) 2

4  (q ev3  q ev 4 )   (d D E ) 2

 Calculul numărului conducta colectoare.



4  (0,00756  0,00786)  1,053 [m / s] 3,14  (0,1365) 2



4  (0,00756  0,00786)  0,643 [m / s ] 3,14  (0,1747) 2

Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 3 B 0,992  0,0985 Re3-B= 3 B   6925,017  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 4C 1,001  0,0998 Re4-C= 4 C   7080,0708  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d B C 0,516  0,1365 ReB-C= B C   4991,778  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 ReC-D= vC  D  d C  D

v am

ReD-E=

v D E  d D  E v am

 1,053  0,1365  10186,711  2300regim turbulent 14,11  10 6 0,643  0,1747   7961,169  2300regim turbulent 14,11  10 6

 Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

0,3164  0,0346 (6925,017) 0, 25 0,3164  4 C   0,0344 (7080,0708) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 3 B

0,3164 (Re 3 B ) 0, 25 0,3164  (Re 4C ) 0, 25

rezistenţă hidraulică pe conductele de legătură de





conductei colectoare:

 B C



0,3164 (Re B C ) 0, 25



0,3164 (4991,778) 0, 25

C  D



0,3164 (Re C  D ) 0, 25



0,3164 (10186,711) 0, 25 267

 0,0376  0,0314

0,3164 0,3164   0,0334 0 , 25 (Re D  E ) (7961,169) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 8 q2  L 8  0,0346 0,00756 2  3100 (iL) 3 B  2 3 B  ev3 5 3 B =   67,568  g d 3 B 3,14 2  9,81 0,0944 5



DE

(iL) 4C

2 2  8  24C  qev4 5 L4C = 8  02,0344  0,00786  52000  34,944  g d 4C 3,14  9,81 0,1001

Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diversele porţiuni ale conductei colectoare:

(iL) B C



8   B C q ev2 3  LB C 2 g



d B5 C

8  0,0376 0,00756 2  4500   16,861 3,14 2  9,81 0,13655

=

8  C  D (qev3  qev4 ) 2  LC  D

(iL) C  D



(iL) D  E





2

g



8   D  E (qev3 2 g



d



5 CD

 qev4 ) 2  LD E d D5  E

8  0,0314 (0,0075  0,0078) 2  6800





2

 9,81



0,13652

8  0,033 (0,0075  0,0078) 2  5150  2  9,81



0,17475

 88,52

 20,76

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P3:

p3  p E   am  g  [iL3 B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81  [67,568  16,861  88,524  20,767  (160  170)] p3  1343083,89 [ Pa] p3

Presiunea la parcul P4:

p 4  p E   am  g  [iL4C  iLC  D  iLD  E  ( z E  z 4 )] p4 p4

 69331,194  706,74  9,81  [34,944  88,524  20,767  (160  190)]  861336,088 [ Pa] ORA 21

 Pompează parcul 4. 268

V4-C=

4  q ev 4   ( d 4 C )

2



4  0,00786  0,998 [m / s ] 3,14  (0,1001) 2

 Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. vC-D=

4  q ev 4   (d C  D )

2



4  0,00786  0,53 [m / s] 3,14  (0,1365) 2

4  q ev 4

4  0,00786   (d D  E )  3,14  (0,1747) 2  0,32 [m / s ]  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la 2

vD-E=

conducta colectoare.

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 4C 1,001  0,0998 Re4-C= 4 C   7080,0708  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d C  D 0,53  0,1365 ReC-D= C  D   5123,458  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d D  E 0,32  0,1747 ReD-E= D  E   3962,012  2300regim turbulent 6 v am

14,11 10

 hidraulică pe conductele de legătură de  Calculul coeficientului de rezistenţă la parcuri la conducta colectoare: 0,3164 0,3164   0,0344 (Re 4C ) 0, 25 (7080,0708) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale  4 C



conductei colectoare:

0,3164 0,3164   0,0373 0 , 25 (Re C  D ) (5123,458) 0, 25 0,3164 0,3164 DE    0,0398 0 , 25 (Re D  E ) (3962,012) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 8 q2  L 8  0,0344 0,00786 2  2000 (iL) 4C  2 4C  ev 4 5 4C =   34,944  g d 4 C 3,14 2  9,81 0,10015 C  D



 Calculăm presiunile ale conductei colectoare:

sub formă de termeni de înălţime pe diversele porţiuni

269

(iL) C  D



(iL) D  E



8  C  D q ev 4 

2

g



d

8   D  E q ev 4 

2

g

2



L

CD 5 CD

2

d

 LD  E 5 DE

=

8  0,0373 0,00786 2  6800   27,322 3,14 2  9,81 0,13655

=

8  0,0398 0,00786 2  5150   6,429 3,14 2  9,81 0,1747 5

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P4:

p 4  p E   am  g  [iL4C  iLC  D  iLD  E  ( z E  z 4 )]

 69331,194  706,74  9,81  [34,944  27,322  6,429  (160  190)] p 4  337608,249 [ Pa] p4

Se calculează puterea necesară la fiecare parc,pe fiecare interval de timp:  Pe intervalul 00-02. La parcul 1: N1



p1  q ev1





La parcul 2: N 2



La parcul 5: N 5



p 2  q ev 2  p5  q ev5



1503,896  0,0074

 15,89 [kW ] 0,7  1956,122  0,00763   21,32 [kW ] 0,7 605,9996  0,00717   6,2 [kW ] 0,7

 Pe intervalul 03-05. La parcul 2: N 2



La parcul 5: N 5



p 2  q ev 2  p5  q ev5 

855,907  0,00763  9,32 [kW ] 0,7 435,143  0,00717  4,45 [kW ] 0,7

 

 Pe intervalul 06-09.

q

p La parcul 2: N 2

2





ev 2



740,679  0,00763  8,07 [kW ] 0,7

 Pe intervalul 12-20. La parcul 3: N 3



p3  q ev3 



1343,083  0,00756 0,7

270

 14,5 [kW ]

La parcul 4: N 4



p 4  q ev 4 



861,33  0,00786 0,7

 9,67 [kW ]

 Pe intervalul 21-21.

p 4  q ev 4 337,608  0,00786   3,79 [kW ]  0,7 Se calculează energia consumată la fiecare parc,pe fiecare interval de timp: La parcul 4: N 4



 Pe intervalul 00-02: Pentru parcul 1: W1 Pentru parcul 2: W2

 N1  t ev1  15,89  3  47,67 [kW ]  N 2  t ev2  21,32  10  213,2 [kW ] Pentru parcul 5: W5  N 5  t ev5  6,2  6  37,2 [kW ]  Pe intervalul 03-05. Pentru parcul 2: W2  N 2  t ev 2

 N 5  t ev5

 9,32  10  93,2 [kW ]  4,45  6  26,7 [kW ]

 Pe intervalul 06-09. Pentru parcul 2: W2  N 2  t ev 2

 8,07  10  80,7 [kW ]

Pentru parcul 5: W5

 Pe intervalul 12-20. Pentru parcul 3: W3  N 3  t ev3

 14,5  9  130,5 [kW ] Pentru parcul 4: W4  N 4  t ev 4  9,67  9  87,03 [kW ]

 Pe intervalul 21-21. Pentru parcul 4: W4  N 4  t ev 4

 3,79  9  34,11 [kW ]

Energia totală consumată pentru această variantă de pompare: Wt  W1  W2  W3  W4  W5 Wt  46,67  213,32  37,2  93,2  26,7  80,7  130,5  87,03  34,11 Wt

 380,31 [kW  h]

VARIANTA 2 Pompeaza pe rand parcurile : (1-2) ; (3) ; (4-5)  Timpul zilnic de pompare :

tZ



20 3

 7 [ore]

3-grupuri de pompare Grupa 1 :Q1+Q2 =80+275=355 [m 3/zi] Grupa 2 :Q3=245 [m3/zi] Grupa 3 :Q4+Q5=255+155=140 [m3/zi]  Numarul de pompe necesar in fiecare parc (se rotunjeste in plus) :

nci 

Qi qp  tz 271

i=parcul 1,2,3,4,5; Qi=productia zilnica

nc1



Q1 q p  tz

80 27,26  7



 0,41

n pr1

Q

Q P4

P

L

L

L

P

L

L

B

A

D

P3

E

P5

Q

Q



275 27,26  7

 1,42

n pr 2

 1 pompa



245 27,26  7

 1,26

n pr 3

 1 pompa



255 27,26  7

 1,31

n pr 4

 1 pompa

 q p  t z  27,26  7  0,80

n pr 5

 1 pompa

nc 2  nc 3  nc 4 

qp  tz Q3 qp  tz Q4 qp  tz Q5

n

z

L

L

Q2

L

C

Q ,z

c5

 1 pompa

155

 Timpul de evacuare pentru fiecare parc :

t ev1 

Qi q r  n pi

272

DC

t c 1



t c 2



t c 3



t c 4



t c 5



Q1 q p  n pr1 Q2 q p  n pr 2 Q3 q p  n pr 3 Q4 q p  n pr 4 Q5 q p  n pr 5



80  2,93 27,26  1

t ev1  3 [ore]



275  9,96 27,26  1

t ev2  10 [ ore]



245  8,87 27,26  1

t ev3

 9 [ore]

 255  9,23 27,26  1

t ev4

 9 [ore]

155  5,68 27,26  1

t ev5

 6 [ore]



 Debitul de evacuare

qevi 

Qi tev1

q ev1 

Q1 80   26,66 [m 3 / h] t ev1 3

q ev 2 

Q2 275   27,5 [m 3 / h] t ev 2 10

q ev3 

Q3 245   27,22 [m 3 / h] t ev3 9

q ev 4 

Q4 255   28,33 [mm 3 / h] t ev 4 9

q ev5 

Q5 155   25,83 [m 3 / h] t ev5 6

Nr parc

Q[m3/zi]

n pc

n pr

tevi[ore]

q evi [m3/h]

1 2 3 4 5

80 275 245 255 155

0,41 1,42 1,26 1,31 0,80

1 1 1 1 1

3 10 9 9 6

26,66 27,5 27,22 28,33 25,83

 Graficul de pompare este urmatorul :

273

Program pompare varianta II 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Ora P

1 0

1 1

1 2

1 3

14

1 5

16

17

1 8

1 9

2

2 1

2 2

2 3

1 2 3 4 5

Dimensionarea conductelor de legatura: Se alege viteza economica:v ec=1 [m/s] Pentru parcul 1:

d 01 A



4  q ev1   vec



4  26,26 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D Pentru parcul 2:

d 02 A



4  q ev 2   v ec



d 03B



4  q ev3   vec



 101,6 [mm] ; d1 A  93,6 [mm] ; e  4,0 [mm]

4  27,5 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D Pentru parcul 3:

 0,09862 [m]  98,62 [mm]

 114,3 [mm] ; d 2 A  98,5 [mm] ; e  8,9[mm]

4  27,22 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,096 [m]  96,37 [mm]

 0,09811 [m]  98,11 [mm]

 114,3 [mm] ; d 3B  98,5 [mm] ; e  8,9 [mm]

Pentru parcul 4:

d 04C



4  q ev3   v ec



4  28,33 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,10009 [m]  100,09 [mm]

 114,3 [mm] ; d 4c  100,1 [mm] ; e  8,1 [mm]

Pentru parcul 5:

4  q ev5 d 05 D

4  25,83 3,14  1  3600

 0,09557 [m]  95,57 [mm] Din STAS 715/8-88: D  114,3 [mm] ; d 5 D  97,1 [mm] ; e  8,6 [mm] 

  vec



Se estimează diametrul tronsoanelor colectorului în conformitate cu varianta aleasă.Relaţia de calcul este:

274

d OAB



4  (q ev1  q ev 2 )   v ec  3600



4  (26,66  27,5)   1  3600

 0,13840 [m]  138,5 [mm]

 158,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3 [mm] 4  max[(q ev1  q ev 2 ), q ev3 ] 4  54,72 d OBC    0,13911 [m]  139,11 [mm]   v ec  3600   1  3600 Din STAS 715/8-88: D  128,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3 [mm] Din STAS 715/8-88: D

d OCD



4  max[(qev1  qev2 ), (qev3 ), (qev4 )]   vec  3600

Din STAS 715/8-88: D

d ODE



4  53,76



  1  3600

 0,13789 [m]  137,89 [mm]

 168,3[mm] ; d AB  136,5 [mm] ; e  15,9 [mm]

4  max[(qev1  qev 2 ), (qev3 ), (qev4  q ev5 )]   v ec  3600



4  54,16  1  3600



 0,13840 [m]  138,402 [mm]

 168,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3[mm] Diametrele conductelor de legătură de la parcuri la conducta colectoare si diametrele diverselor porţiuni ale conductei sunt trecute în schema următoare: Din STAS 715/8-88: D

P

P

98 5 mm

100 1 mm

P

B 93,6 mm

A

D

E

136,5 mm C 137 8 mm 138,4 mm

136,5 mm

98,5 mm

P

97,1 mm

P

Se calculează presiunea de pompare pe fiecare interval de timp în conformitate cu graficul de pompare,pornind de la expresia căderii de presiune : 275

DC

Orele 00-02

 Pompeaza parcurile 1,2 si 5. v1-A=

4  q ev1   (d1 A ) 2  3600



4  q ev 2

4  26,66  1,07 [m / s] 3,14  (0,0936) 2  3600

4  27,5  1,002 [m / s ]   (d 2 A )  3600 3,14  (0,0985) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductelor colectoare. v2-A=



2

vA-B= 4  (q ev1

 qev 2 )   (d A B ) 2  3600

vB-C= vC-D=

4  (q ev1  q ev 2 )   ( d B C )

2

 3600

4  (q ev1  q ev 2 )   (d C  D ) 2  3600



4  (26,66  27,5)  1,02 [m / s] 3,14  (0,1365) 2  3600



4  (26,66  27,5)  1,02 [m / s] 3,14  (0,1365) 2  3600



4  (26,66  27,5)  1,008 [m / s] 3,14  (0,1378) 2  3600

4  (q ev1  q ev 2  q ev5 ) 4  (26,66  27,5  25,83)   1,476[m / s]   (d D  E )  3600 3,14  (0,1384) 2  3600  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură d e la parcuri la vD-E=

conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: 6

v

2

,11 10 [m / s]  14 v1 A d1 A 1,07  0,0936   7097,94  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 2 A 1,002  0,0985 Re2-A= 2 A   6994,826  2300regim turbulent v am 14,11  10  6 am

Re1-A=

 Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare:

v A B  d A B 1,02  0,1365   9867,469  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d B C 1,02  0,1365 ReB-C= B C   9867,469  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 ReA-B=

ReC-D=

vC  D  d C  D



1,008  0,13789 6

 9850,681  2300regim turbulent

v 14,11 10 v D  E  d D  E 1,476  0,13840 ReD-E=   14477,562  2300regim turbulent v am 14,11  10  6  Calculul coeficientului de rezistenţă pe conductele de legătură de la parcuri am

la conducta colectoare:

276

0,3164 0,3164   0,03 0 , 25 (Re1 A ) (7097,94) 0, 25 0,3164 0,3164 2 A    0,03459 0 , 25 (Re 2 A ) (6994,826) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale



1 A

conductei colectoare:

0,3164



0,3164

 0,03174 (Re A B ) (9867,469) 0, 25 0,3164 0,3164  B C    0,03174 (Re B C ) 0, 25 (9867,469) 0, 25 0,3164 0,3164 C  D    0,03175 0 , 25 (Re C  D ) (9850,681) 0, 25 0,3164 0,3164 DE    0,0288 0 , 25 (Re D  E ) (14477,562) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 8 q L 8  0,03 0,007405 2  5700 (iL)1 A  2 1 A  ev1 51 A =   107,84  g 3,14 2  9,81 0,0936 5 d1 A 

A B



0 , 25

2 2 (iL) 2 A  8  2 2 A  q ev 2  L52 A = 8  0,203459  0,00763  2400  43,0676  g 3,14  9,81 0,09855 d 2 A  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale

conductei colectoare:

8   A B (q ev1  q ev 2 ) 2  L A B

(iL) A B



(iL) B C



(iL) C  D



2 g



d A5  B

8   B C (q ev1  q ev 2 ) 2  LB C 2 g



d B5 C

8  C  D (q ev1  q ev 2 ) 2  LC  D 

2

g



d

5 CD



8  0,031 (0,0074  0,0076) 2  4100  0,13655  2  9,81



8  0,0317 (0,0074  0,0076) 2  4500  0,13655  2  9,81

 52,29



8  0,031 (0,0074  0,0076) 2  6800   2  9,81 0,13655

 81,13

8   D  E (q ev1  q ev 2 ) 2  LD  E (iL) D  E

 2 g 

d D5  E

8  0,0306 (0,0074  0,0076) 2  5150

  2  9,81 

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 51,29

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m. 277

0,1384 5

 57,85

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P1:

p1  p E   am  g  [iL1 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z1 )]

 69331,194  706,74  9,81 [107,84  51,292  56,296  81,133  57,853  (160  300)] p1  1555889,057 [ Pa] p1

Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81 [43,067  51,292  56,296  81,133  57,853  (160  170)] p 2  2008115,636 [ Pa] p2

ORELE 03-04  Pompează parcul 2.

4  q ev 2

4  27,5  1,002 [m / s ]   (d 2 A )  3600 3,14  (0,0985) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductelor colectoare. 4  q ev 2 4  0,0076 vA-B=   0,519 [m / s] 2   ( d A B ) 3,14  (0,1365) 2 v2-A=

vB-C=



2

4  q ev 2 2

  (d ) 4  q ev 2



B C

vC-D=

  (d C  D ) 2

4  (q ev 2 )



4  0,0076 2

 0,519 [m / s]

3,14  (0,1365) 4  0,0076  0,508[m / s ] 3,14  (0,13789) 2

4  0,0076  0,505[m / s]   (d D E ) 3,14  (0,13840) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

2



conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 2 A 1,002  0,0985 Re2-A= 2 A   6994,826  2300regim turbulent v am 14,11  10  6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v d 0,519  0,1365 ReA-B= A B  A B   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d B C 0,519  0,1365 ReB-C= B C   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

278

ReC-D=

vC  D  d C  D 0,508  0,13789   4964,43  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

v D  E  d D  E 0,505  0,13840   4953,366  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de ReD-E=

la parcuri la conducta colectoare:

0,3164 0,3164 0 , 25   (Re 2 A )  (6994,826) 0, 25  0,03459  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 2 A

conductei colectoare:

 A B  B C C  D DE

0,3164 0,3164   0,0375 (Re A B ) 0, 25 (5020,8) 0, 25 0,3164 0,3164    0,0375 (Re B C ) 0, 25 (5020,8) 0, 25 0,3164 0,3164    0,0376 0 , 25 (Re C  D ) (4964,43) 0, 25 0,3164 0,3164    0,0377 0 , 25 (Re D  E ) (4953,366) 0, 25



 Calculăm presiunile subcolectoare: formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta 2 8 q L 8  0,03459 0,007632  2400 (iL) 2 A  2 2 A  ev 2 52 A =   43,0676  g 3,14 2  9,81 0,09855 d 2 A  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale conductei colectoare:

(iL) A B



(iL) B C



(iL) C  D



(iL) D  E



8   A B q ev2 2  L A B 

2

g



8   B C q 2 g



d 2 ev 2

5 A B

 LB  C

d B5 C

=

8  0,0375 0,007632  4100   15,607 3,14 2  9,81 0,13655

=

8  0,0375 0,007632  4500   17,129 3,14 2  9,81 0,13655

8  C  D q ev2 2  LC  D 

2

g



d

8   D  E q ev 2 

2

g



5



=

8  0,0376 0,007632  6800   24,671 3,14 2  9,81 0,13789 5

C D 2

d

 LD  E

5 DE

=

8  0,0377 0,00717 2  5150   16,241 3,14 2  9,81 0,13840 5

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde: 279

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81  [43,067  15,607  17,129  24,671  16,241  (160  17 p 2  809799,03 [ Pa] p2

ORELE 08-12

 Pompează parcul 3.

4  q ev3

4  0,00756  0,992 [m / s ]   ( d 3 B ) 3,14  (0,0985) 2  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev3 4  0,00756 vB-C=   0,519 [m / s] 2   ( d B C ) 3,14  (0,1365) 2 V3-B=

vC-D= vD-E=

2

4  q ev3   (d C  D )

2

4  q ev3   (d D E ) 2





4  0,00756  0,508[m / s] 3,14  (0,13789) 2



4  0,00756  0,502[m / s] 3,14  (0,1384) 2

 Calculul numărului conducta colectoare :

Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 3 B 0,992  0,0985 Re3-B= 3 B   6925,017  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d B C 0,519  0,1365 ReB-C= B C   5020,8  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d C  D 0,508  0,13789 ReC-D= C  D   4964,43  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v D  E  d D  E 0,502  0,1384 ReD-E= v am  14,11  10 6  4923,94  2300regim turbulent  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de la parcuri la conducta colectoare:

3 B



0,3164 (Re 3 B ) 0, 25



0,3164 (6925,017) 0, 25 280

 0,0346

 Calculul coeficientului conductei colectoare:

0,3164  0,0375 (5020,8) 0, 25 0,3164 C  D   0,0376 (4964,43) 0, 25 0,3164    0,0377  DE 0 , 25 (Re D  E ) (4923,94) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 8 q2  L 8  0,0346 0,00756 2  3100 (iL) 3 B  2 3 B  ev3 5 3 B =   67,568  g d 3 B 3,14 2  9,81 0,0944 5  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale  B C

0,3164 (Re B C ) 0, 25 0,3164  (Re C  D ) 0, 25 0,3164

de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale





conductei colectoare:



(iL) B C (iL) C  D



8   B C q ev2 3  LB C 

2



g

d

8  C  D q 2 g



2 ev 3

5 B C

 LC  D

d C5  D

=

8  0,0375 0,00756 2  4500   16,87 3,14 2  9,81 0,13655

=

8  0,0376 0,00756 2  6800   24,221 3,14 2  9,81 0,13789 5

2

(iL) D  E



2

DE 8 0,00756 55150  18,319  qev3d 5 LD E = 38,14  02,0377 2 g 0,138  9,81  DE

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P3:

p3  p E   am  g  [iL3 B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )] p3 p3

 69331,194  706,74  9,81  [67,568  16,87  24,221  18,319  (160  170)]  880353,6352 [ Pa]

ORELE 15-19  Pompează parcurile 4 si 5 V4-C= v5-D=

4  q ev 4   ( d 4 C ) 2

4  q ev5   ( d 5 D )

2



4  0,00786  1,001 [m / s] 3,14  (0,1001) 2



4  0,00717  1,0009 [m / s ] 3,14  (0,0955) 2 281

 Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. vC-D=

4  q ev 4   (d C  D )

2



4  0,00786  0,526[m / s] 3,14  (0,13789) 2

4  (q ev 4  q ev5 )

4  (0,00786  0,00717)  0,999 [m / s]   (d D  E ) 3,14  (0,1384) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

2



conducta colectoare.

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 4C 1,001  0,1009 Re4-C= 4 C   7158,107  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 5 D 1,0009  0,0955 Re5-D= 5 D   6774,34  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d C  D 0,526  0,13789 ReC-D= C  D   5140,33  2300regim turbulent v am 14,11  10  6 v  d D E 0,999  0,1384 ReD-E= D  E   9798,837  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

0,3164  0,0343 (7158,107) 0, 25 0,3164 5  D    0,0348 (6774,34) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale  4 C



0,3164 (Re 4C ) 0, 25 0,3164 (Re 5 D ) 0, 25

rezistenţă hidraulică pe conductele de legătură de



conductei colectoare:

C  D



DE



0,3164 (Re C  D ) 0, 25 0,3164 (Re D  E ) 0, 25

0,3164  0,0373 (5140,33) 0, 25 0,3164  0,0318 (9798,837) 0, 25

 

 presiunile subcolectoare: formă de termeni de înălţime pe conducte de legăturăCalculăm de la parcuri la conducta 8 q2  L 8  0,0344 0,00786 2  2000 (iL) 4C  2 4C  ev 4 5 4C =   34,944  g d 4 C 3,14 2  9,81 0,10015 2

(iL) 5 D 

8  5 D q ev5  L5 D 

2

g



d 5 D

5

=

8  0,0348 0,00717 2  4700   87,462 3,14 2  9,81 0,09555 282

 Calculăm presiunile ale conductei colectoare:



(iL) C  D (iL) D  E



8  C  D q ev 4 2 g



8   D  E (q ev 4 

2

sub formă de termeni de înălţime pe diversele porţiuni

g



2

 LC  D

d C5  D

=

 qev5 ) 2  LD  E d

5 DE

8  0,0373 0,00786 2  6800   25,972 3,14 2  9,81 0,13789 5



8  0,0318 (0,0078  0,00717) 2  5150   2  9,81 0,1384 5

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul 4:

p 4  p E   am  g  [iL4C  iLC  D  iLD  E  ( z E  z 4 )]

 69331,194  706,74  9,81  [34,944  25,972  60,199  (160  190)] p 4  701042,368 [ Pa] p4

 Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )] p5 p5

,194  706,74  9,81[(87,462  60,199  (160  210)]  69331 746426,567 [ Pa] ORA 20

 Pompează parcul 5.

4  q ev5

4  25,83  0,968 [m / s ]   (d 5 D )  3600 3,14  (0,0971) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev 4 4  0,00786 vD-E=   0,52 [m / s] 2   (d D E ) 3,14  (0,1384) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la v5-D=



2

conducta colectoare.

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: 6

2

v am

,11 10 [m / s]  14 v  d 5 D 1,0009  0,0955 Re5-D= 5 D   6774,34  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d D  E 0,52  0,1384 ReD-E= D  E   5100,496  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 283

 60,19

 Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

rezistenţă hidraulică pe conductele de legătură de

0,3164 0,3164   0,0348 0 , 25 (Re 5 D ) (6774,34) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 5  D



conductei colectoare:

DE

0,3164



0 , 25

(Re

D E

)

0,3164



0 , 25

 0,0374

(5100,496)

 Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe conducte de

legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 8 q L 8  0,0348 0,00717 2  4700 (iL) 5 D  2 5 D  ev5 55 D =   87,462  g 3,14 2  9,81 0,09555 d 5 D  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diversele porţiuni ale conductei colectoare:

(iL) D  E



8   D  E q ev 4 

2

g



2

d

 LD  E 5 DE

=

8  0,0374 0,00786 2  5150   19,362 3,14 2  9,81 0,1384 5

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde: 3

 am -densitatea amestecului  am

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74 [kg / m ] ;

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )]

 69331,194  706,74  9,81[(87,462  19,362  (160  210)] p5  463303,25 [ Pa] p5

Se calculează puterea necesară la fiecare parc,pe fiecare interval de timp:  Pe intervalul 00-02. La parcul 1: N1



p1  q ev1 1555,889  0,0074   16,44 [kW ]  0,7 p 2  q ev 2 2008,115  0,00763

La parcul 2: N 2    Pe intervalul 03-04. La parcul 2: N 2



p 2  q ev 2 

0,7

 

 21,88 [kW ]

809,799  0,00763  8,82 [kW ] 0,7

 Pe intervalul 08-12 284

La parcul 3: N 3



p3  q ev3 

880,353  0,00756 0,7



 9,507 [kW ]

 Pe intervalul 15-19 La parcul 4: N 4



La parcul 5: N 5



p 4  qev 4  p5  q ev5 

 

701,042  0,00786  7,87 [kW ] 0,7 746,426  0,00717  7,64 [kW ] 0,7

 Pe intervalul 20-20.

p 5  q ev5

463,303  0,00717  4,74 [kW ] 0,7  Se calculează energia consumată la fiecare parc,pe fiecare interval de timp: La parcul 5: N 5





 Pe intervalul 00-02: Pentru parcul 1: W1  N1  t ev1

 16,44  3  49,32 [kW ] Pentru parcul 2: W2  N 2  t ev 2  21,88  10  218,8 [kW ]  Pe intervalul 03-04. Pentru parcul 2: W2  N 2  t ev 2  Pe intervalul 08-12. Pentru parcul 3: W3  N 3  t ev3

 8,82  10  88,2 [kW ]

 9,507  9  85,56 [kW ]

 Pe intervalul 15-19. Pentru parcul 4: W4  N 4  t ev 4

 7,87  9  70,83 [kW ] Pentru parcul 5 : W5  N 5  t ev5  7,64  6  45,84 [kW ]  Pe intervalul 20-20. Pentru parcul 5 : W5  N 5  t ev5

 4,74  6  28,44 [kW ] Energia totală consumată pentru această variantă de pompare: Wt  W1  W2  W3  W4  W5 Wt  49,32  218,8  88,2  85,56  70,83  45,84  28,44  486,99 [kW  h] VARIANTA 3 Pompeaza pe rand parcurile (1-3-5) ; (2-4)  Timpul zilnic de pompare :

20 t

Z

 2  10 [ore]

2-grupe de pompare 3 Grupa 1 :Q1+Q3+Q5=80+245+155=480 [m /zi] 3 Grupa 2 :Q2+Q4=275+255=530 [m /zi]  Numarul de pompe necesar in fiecare parc (se rotunjeste in plus) :

285

nci 

Qi qp  tz

i=parcul 1,2,3,4,5; Qi=productia zilnica

Q Q P2

L

L

L

P

P4

L

L

B

A

L

D

z E

C

Q ,z

L

L P3

Q

P

Q



Q1 q p  tz



80 27,26  10

 0,29

nc 2 

Q2 qp  tz



275 27,26  10

 1,008

n pr 2

 2 pompe

Q3



245 27,26  10

 0,89

n pr 3

 1 pompa



255 27,26  10

 0,93

n pr 4

 1 pompa



155 27,26  10

 0,56

n pr 5

 1 pompa

nc1

nc 3  nc 4  nc 5 

qp  tz Q4 qp  tz Q5 qp  tz

286

n pr1

 1 pompa

DC

 Timpul de evacuare pentru fiecare parc :

t ev1  t c 1



t c 2



Qi q r  n pi Q1 q p  n pr1 Q2 q

t c 3



t c 4



t c 5





n Q3

p

80  2,93 27,26  1 275



Q4 q p  n pr 4 Q5 q p  n pr 5

 5,04

t ev2

 6 [ ore]



27,26  2 245  8,87 27,26  1

t ev3

 9 [ore]



255  9,23 27,26  1

t ev4

 9 [ore]



155  5,68 27,26  1

t ev5

 6 [ore]

pr 2

q p  n pr 3

t ev1  3 [ore]

 Debitul de evacuare

qevi 

Qi tev1

q ev1 

Q1

q ev 2



80

 26,66 [m 3 / h]

t ev1 3 Q2 275    45,83 [m 3 / h] t ev 2 6

q ev3 

Q3 245   27,22 [m 3 / h] t ev3 9

q ev 4 

Q4 255   28,33 [mm 3 / h] t ev 4 9

q ev5 

Q5 155   25,83 [m 3 / h] t ev5 6

Nr parc

Q[m3/zi]

n pc

n pr

tevi[ore]

q evi [m3/h]

1 2 3 4 5

80 275 245 255 155

0,29 1,008 0,89 0,93 0,56

1 1 1 1 1

3 6 9 9 6

26,66 45,83 27,22 28,33 25,83

287

 Graficul de pompare este urmatorul : Program pompare varianta II 0

1

2

3

4

5

6

7

8

Ora P

9

10

1 1

1 2

13

14

15

16

1 7

1 8

1 9

20

2 1

1 2 3 4 5

 Dimensionarea conductelor de legatura: Se alege viteza economica:v ec=1 [m/s] Pentru parcul 1:

d 01 A



4  q ev1   vec



4  26,26 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D Pentru parcul 2:

 0,096 [m]  96,37 [mm]

 101,6 [mm] ; d1 A  93,6 [mm] ; e  4,0 [mm]

4  45,83  0,12731 [m]  127,31 [mm]  4  q ev 2    vec 3,14  1  3600 Din STAS 715/8-88: D  141,3[mm] ; d 2 A  127,1 [mm] ; e  7,1[mm] d 02 A

Pentru parcul 3:

d 03B



4  q ev3   vec



4  27,22 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,09811 [m]  98,11 [mm]

 114,3 [mm] ; d 3B  98,5 [mm] ; e  8,9 [mm]

Pentru parcul 4:

d 04C



4  q ev3   v ec



4  28,33 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,10009 [m]  100,09 [mm]

 114,3 [mm] ; d 4c  100,1 [mm] ; e  8,1 [mm]

Pentru parcul 5:

d 05 D



4  q ev5   vec



4  25,83 3,14  1  3600

Din STAS 715/8-88: D

 0,09557 [m]  95,57 [mm]

 114,3 [mm] ; d 5 D  97,1 [mm] ; e  8,6 [mm]

 Se estimează diametrul tronsoanelor colectorului în conformitate cu varianta aleasă.Relaţia de calcul este: 288

2 2

2 3



d AB

4  (q ev1  q ev 2 )   vec  3600



4  45,83   1  3600

 0,12731 [m]  127,31 [mm]

 141,3[mm] ; d 2 A  127,1 [mm] ; e  7,1[mm] 4  max[(q ev1  q ev3 ), q ev3 ] 4  54,72 d OBC    0,13911 [m]  139,11 [mm]   vec  3600   1  3600 Din STAS 715/8-88: D  128,3 [mm] ; d AB  139,7 [mm] ; e  14,3 [mm] Din STAS 715/8-88: D

d OCD



4  max[(q ev1  q ev3 ), (q ev 2   v ec  3600

 qev 4 )] 

4  74,16   1  3600

 0,161952 [m]  161,952 [mm]

 168,3 [mm] ; d AB  155,5 [mm] ; e  6,4 [mm] 4  max[(qev1  qev3  qev5 ), (qev2  qev4 )] 4  80,55 d ODE    0,168786 [m]  168,786[mm]   vec  3600   1  3600 Din STAS 715/8-88: D  219,1 [mm] ; d AB  174,7 [mm] ; e  22,2 [mm] Din STAS 715/8-88: D

Diametrele conductelor de legătură de la parcuri la conducta colectoare si diametrele diverselor porţiuni ale conductei sunt trecute în schema următoare: P

P

127 1 mm

100 1 mm

P

D

B 93,6 mm

A

127,1 mm

E

139,7 mm C 155 5 mm 174,7mm 98,5 mm

P

97,1 mm

P

Se calculează presiunea de pompare pe fiecare interval de timp în conformitate cu graficul de pompare,pornind de la expresia căderii de presiune :

289

DC

Orele 00-02

 Pompeaza parcurile 1,3 si 5.

4  q ev1

v1-A=

  (d1 A )

V3-B=

2

 3600

4  q ev3



  ( d 3 B ) 2



4  26,66  1,07 [m / s] 3,14  (0,0936) 2  3600

4  0,00756  0,992 [m / s ] 3,14  (0,0985) 2

4  q ev5 4  25,83   0,968 [m / s ]   (d 5 D ) 2  3600 3,14  (0,0971) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductelor colectoare. 4  q ev1 4  0,0074 vA-B=   0,581 [m / s ] 2   ( d A B ) 3,14  (0,12731) 2 v5-D=

vB-C= vC-D=

4  (q ev1  q ev3 )   ( d B C )

2

4  (q ev1  q ev3 )   (d C  D ) 2



4  (0,0074  0,00756)  0,98[m / s] 3,14  (0,1391) 2



4  (0,0074  0,00756)  0,73 [m / s ] 3,14  (0,161) 2

vD-E=

4  (q ev1  q ev3  q ev5 ) 2

  (d

D E

)



4  (0,0074  0,00756  0,00717) 2

 0,99 [m / s ]

3,14  (0,168)

 Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v d 1,07  0,0936 Re1-A= 1 A 1 A   7097,94  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 3 B 0,992  0,0985 Re3-B= 3 B   6925,017  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 5 D 0,968  0,0971 Re5-D= 5 D   6661,431  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v d 0,581  0,127 ReA-B= A B  A B   5229,411  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d B C 0,98  0,1391 ReB-C= B C   9661,091  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

290

ReC-D=

vC  D  d C  D 0,73  0,161   8329,553  2300regim turbulent v am 14,11  10 6

v D  E  d D  E 0,99  0,168   11787,384  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul coeficientului de rezistenţă pe conductele de legătură de la parcuri ReD-E=

la conducta colectoare:

0,3164 0,3164 0 , 25   (Re1 A )  (7097,94) 0,25  0,03 0,3164 0,3164 3 B    0,0346 0 , 25 (Re 3 B ) (6925,017) 0, 25 0,3164 0,3164 5  D    0,03502 0 , 25 (Re 5 D ) (6661,431) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 1 A

conductei colectoare:

0,3164 (Re A B ) 0, 25 0,3164 (Re B C ) 0, 25



0,3164 (5229,411) 0, 25 0,3164 (9661,091) 0, 25

 A B



 B C



C  D

0,3164  (Re0,3164  0,0331 0 , 25  (8329,553) 0, 25 CD )



 0,0372  0,0319

0,3164 0,3164   0,0303 0 , 25 (Re D  E ) (11784,384) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 q L 8 8  0,03 0,007405 2  5700 (iL)1 A  2 1 A  ev1 51 A =   107,84  g 3,14 2  9,81 0,0936 5 d1 A DE



(iL) 3 B



8  3 B q ev2 3  L3 B 2 g



d 35 B

=

8  0,0346 0,00756 2  3100   67,568 3,14 2  9,81 0,0944 5

2

(iL) 5 D 

8  5 D q ev5  L5 D



8  0,03502 0,00717 2  4700

  80,9985 5 2 5 5 D g d 3 , 14 9 , 81 0 , 0971    Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale 2

=



conductei colectoare:

291

(iL) A B



8   A B (q ev1 ) 2  L A B 2 g



=

d A5  B

8  0,0372 (0,007405) 2  4100   20,66 3,14 2  9,81 0,127 5 (iL) B C



8   B C (q ev1  q ev3 ) 2  LB C 2 g



d B5 C



8  0,0319 (0,0074  0,0075) 2  4500   2  9,81 0,13915

 51,008

2 2  8  2 C  D  (qev1  qev5 3 )  LC  D  8 20,033  (0,0074  0,00755 )  6800  37,44 d CD 0,1619  g   9,81 8  D E (qev1  qev3  qev5 ) 2  LD E 8  0,0303 (0,0074  0,0075  0,0071) 2  5150  2   2   46,23  g d D5  E   9,81 0,16875

(iL) C  D (iL) D E

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P1:

p1  p E   am  g  [iL1 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z1 )]

 69331,194  706,74  9,81  [107,84  20,66  51,008  37,44  46,23  (160  300)] p1  923338,975 [ Pa] p1

Presiunea la parcul P3:

p3  p E   am  g  [iL3 B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81  [67,568  51,008  37,44  46,23  (160  170)] p3  1401183,431 [ Pa] p3

Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )]

 69331,194  706,74  9,81[(80,99  46,23  (160  210)] p5  603874,699 [ Pa]

p5

ORELE 03-05

 Pompează parcurile 3 şi 5. V3-B=

4  q ev3   ( d 3 B ) 2



4  0,00756  0,992 [m / s ] 3,14  (0,0985) 2

292

4  q ev5

4  25,83  0,968 [m / s]   (d 5 D )  3600 3,14  (0,0971) 2  3600  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev3 4  0,00756 vB-C=   0,49 [m / s] 2   ( d B C ) 3,14  (0,139) 2 v5-D=

vC-D=



2

4  q ev3   (d



)2

4  0,00756  0,33 [m / s ] 3,14  (0,1619) 2

CD

4  (q ev3  q ev5 )

4  (0,00756  0,0071)  0,65 [m / s ]   (d D  E ) 3,14  (0,1687) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=



2

conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitate a amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 3 B 0,992  0,0985 Re3-B= 3 B   6925,017  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 5 D 0,968  0,0971 Re5-D= 5 D   6661,431  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: ReB-C= v B C  d B C

 0,49  0,1391  4830,545  2300regim turbulent 14,11  10 6 v  d C  D 0,33  0,1619 ReC-D= C  D   3786,463  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d D  E 0,65  0,1687 ReD-E= D  E   7771,438  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v am

 Calculul coeficientului de la parcuri la conducta colectoare:

3 B



5  D



0,3164 (Re 3 B ) 0, 25 0,3164 0 , 25

(Re

5 D

 

)

rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de

0,3164 (6925,017) 0, 25 0,3164 0 , 25

 0,0346  0,03502

(6661,431)

 Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale conductei colectoare:

 B C



0,3164 (Re B C ) 0, 25



0,3164 (4830,545) 0, 25

293

 0,0379

0,3164 0,3164   0,0403 0 , 25 (Re C  D ) (3786,463) 0, 25 0,3164 0,3164 DE    0,0336 0 , 25 (Re D  E ) (7771,438) 0, 25  Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 8  3 B q ev2 3  L3 B 8  0,0346 0,00756 2  3100 (iL) 3 B   2  g  d 35 B = 3,14 2  9,81  0,0944 5  67,568



C  D

2

8  5 D q ev5  L5 D

8  0,03502 0,00717 2  4700   80,9985  g 3,14 2  9,81 0,09715 d 5 D  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale (iL) 5 D 



2

5

=

conductei colectoare:

(iL) B C



(iL) C  D



(iL) D  E



8   B C q ev2 3  LB C 2 g



d B5 C

8  C  D q ev2 3  LC  D 

2

g



8   D  E (q ev3 2 g



5 CD 2 ev 5 5 DE

d

=

8  0,0379 0,00756 2  4500   15,52 3,14 2  9,81 0,139 5

=

8  0,0403 0,00756 2  6800   11,63 3,14 2  9,81 0,1619 5

 q )  LD  E d



8  0,033 (0,0075  0,0071) 2  5150  0,1687 5  2  9,81

 22,703

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P3:

p3  p E   am  g  [iL3 B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )] p3  69331,194  706,74  9,81  [67,568  15,52  11,63  22,703  (160  170)] p3  814093,813 [ Pa] Presiunea la parcul P5:

p5  p E   am  g  [iL5 D  iLD E  ( z E  z 5 )] p5  69331,194  706,74  9,81  [80,998  22,703  (160  210)] p5

 441646,638 [ Pa] ORELE 06-08

 Pompează parcul 3.

294

4  q ev3

4  0,00756  0,992 [m / s ]   ( d 3 B ) 3,14  (0,0985) 2  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev3 4  0,00756 vB-C=   0,49 [m / s] 2   ( d B C ) 3,14  (0,139) 2 V3-B=

vC-D=

2

4  q ev3   (d

)2





4  0,00756  0,33 [m / s ] 3,14  (0,1619) 2

CD

4  (q ev3 )

4  0,00756  0,33[m / s ]   (d D E ) 3,14  (0,1687) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

2



conducta colectoare :

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului: v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 3 B 0,992  0,0985 Re3-B= 3 B   6925,017  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d B C 0,49  0,1391 ReB-C= B C   4830,545  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 ReC-D= vC  D  d C  D

v am

 0,33  0,1619  3786,463  2300regim turbulent 14,11  10 6 0,33  0,1687   4043,801  2300regim turbulent 14,11  10 6

v D E  d D E v am  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulica pe conductele de legătură de ReD-E=

la parcuri la conducta colectoare:

0,3164 0,3164   0,0346 (Re 3 B ) 0, 25 (6925,017) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 3 B



conductei colectoare:

 B C



0,3164 (Re B C ) 0, 25



0,3164 (4830,545) 0, 25

 0,0379

C  D







0,3164 (3786,463) 0, 25 0,3164 (4043,801) 0, 25

 0,0403

DE

0,3164 (Re C  D ) 0, 25 0,3164 (Re D  E ) 0, 25



295

 0,0396

 Calculăm presiunile sub formă de termini de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conduc ta colectoare: 8 q2  L 8  0,0346 0,00756 2  3100 (iL) 3 B  2 3 B  ev3 5 3 B    67,568 d 3 B 0,0944 5  g 2 g  Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diverse porţiuni ale conductei colectoare:



(iL) B C (iL) C  D



(iL) D  E



8   B C q ev2 3  LB C



2

5 B C

8  0,0379 0,00756 2  4500

=

2



5

 g d 3,14  9,81 0,139 8  C  D q ev2 3  LC  D 8  0,0403 0,00756 2  6800

2 g



d C5  D

=

3,14 2  9,81

8   D  E (q ev3 ) 2  LD  E 2 g



d D5  E





0,1619 5

 15,52  11,63

8  0,0396 0,00756 2  5150  0,1687 5 2 g

 7,048

 Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

pPresiunea  p  la  parcul  g  [P3: iL

E am 3 B  iLB C  iLC  D  iLD  E  ( z E  z 2 )]  69331,194  706,74  9,81  [67,568  15,52  11,63  7,048  (160  170)] p3  705555,828 [ Pa] 3

p3

ORELE 11-20  Pompează parcurile 2 şi 4. v2-A=

4  q ev 2   ( d 2 A ) 2

4  q ev 4



4  0,0127  0,127 [m / s] 3,14  (0,0127) 2

4  0,00786  0,998 [m / s]   ( d 4 C ) 3,14  (0,1008) 2  Calculul vitezelor pe diverse porţiuni ale conductei colectoare. 4  q ev 2 4  0,0127 vA-B=   1,002 [m / s ] 2   ( d A B ) 3,14  (0,127) 2 4  q ev 2 4  0,0127 vB-C=   0,83[m / s ] 2   ( d B C ) 3,14  (0,139) 2 4  (q ev 2  q ev 4 ) 4  (0,0127  0,00786) vC-D=   0,99 [m / s]   (d C  D ) 2 3,14  (0,1619) 2 V4-C=

2



296

4  (q ev 2  q ev 4 )

4  (0,0127  0,00786)  0,91 [m / s ]   (d D E ) 3,14  (0,1687) 2  Calculul numărului Reynolds pe conductele de legătură de la parcuri la vD-E=

2



conducta colectoare.

Se cunoaşte vâscozitatea amestecului : v am  14,11  10 6 [m 2 / s] v  d 2 A 0,127  0,127 Re2-A= 2 A   3143,99  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d 4C 1,001  0,0998 Re4-C= 4 C   7080,0708  2300regim turbulent v am 14,11  10 6  Calculul numărului Reynolds pe diverse porţiuni ale conductei colectoare: v  d A B 1,002  0,127 ReA-B= A B   9018,71  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d B C 0,83  0,1391 ReB-C= B C   8182,352  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v  d C  D 0,99  0,1619 ReC-D= C  D   11359,39  2300regim turbulent v am 14,11  10 6 v D  E  d D  E 0,91  0,1687 Re

=

v am  14,11  10 6  10880,014  2300regim turbulent  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe conductele de legătură de D-E

la parcuri la conducta colectoare:

0,3164 0,3164   0,042 (Re 2 A ) 0, 25 (3143,99) 0, 25 0,3164 0,3164  4 C    0,0344 (Re 4C ) 0, 25 (7080,0708) 0, 25  Calculul coeficientului de rezistenţă hidraulică pe diverse porţiuni ale 2 A



conductei colectoare:

0,3164 (Re A B ) 0, 25 0,3164



 B C

 (Re B C ) 0, 25  (8182,352) 0, 25  0,033

C  D



DE



0,3164 (Re C  D ) 0, 25 0,3164 (Re D  E ) 0, 25



0,3164 (9018,71) 0, 25 0,3164

 A B

 

 0,032

0,3164  0,0306 (11359,39) 0, 25 0,3164  0,0309 (10880,014) 0, 25 297

 Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe conducte de legătură de la parcuri la conducta colectoare: 2 q 8 L 8  0,042 0,0127 2  2400 (iL) 2 A  2 2 A  ev 2 52 A  2   40,66  g   9,81 0,127 5 d 2 A

8   4C q ev2 4  L4C

8  0,0344 0,00786 2  2000   34,944  g d 3,14 2  9,81 0,10015 Calculăm presiunile sub formă de termeni de înălţime pe diversele porţiuni ale (iL) 4C





2

5 4 C

=

conductei colectoare:

(iL) A B



(iL) B C



(iL) C  D



(iL) D  E



8   A B q ev2 2  L A B 

2

g



8   B C q ev2 2  LB C 2 g



8  C  D (q ev 2 

2

d

5 A B

g





8  0,032 0,0127 2  4100  0,127 5  2  9,81

 52,92



8  0,033 0,0127 2  4500  0,13915  2  9,81

 38,003

 qev 4 ) 2  LC  D d

8   D  E (q ev 2 2 g

d B5 C



5 CD

 qev 4 ) 2  LD  E d D5  E



8  0,03 (0,0127  0,00786) 2  6800  0,1619 5  2  9,81

 51,53



8  0,03 (0,0127  0,00786) 2  5150  0,1687 5  2  9,81

 39,49

Presiunea la depozitul central:

pE

  am  g  H

unde:

 am -densitatea amestecului  am

 706,74 [kg / m 3 ] ;

H-înălţimea H=10m.

pE

 706,74  9,81 10  69331,194 [ Pa]

 Presiunea la parcul P2:

p 2  p E   am  g  [iL2 A  iLA B  iLB C  iLC  D  iLD E  ( z E  z 2 )]

 69331,194  706,74  9,81  [40,46  52,92  38,033  51,53  39,49  (160  170)] p 2  1542154,548 [ Pa] p2

Presiunea la parcul 4:

p 4  p E   am  g  [iL4C  iLC  D  iLD  E  ( z E  z 4 )] p4

 69331,194  706,74  9,81  [34,944  51,53  39,49  (160  190)]

p 4  735261,064 [ Pa] Se calculează puterea necesară la fiecare parc,pe fiecare interval de timp:  Pe intervalul 00-02. La parcul 1: N1



p1  q ev1 



923,338  0,0074 0,7 

298

 9,76 [kW ]

La parcul 3: N 3



La parcul 5: N 5



p3  q ev3  p5  q ev5 

1401,183  0,00756  15,13 [kW ] 0,7 603,874  0,00717   6,18 [kW ] 0,7



 Pe intervalul 03-05. La parcul 3: N 3



La parcul 5: N 5



p3  q ev3  p5  q ev5



814,093  0,00756  8,79 [kW ] 0,7 441,646  0,00717   4,52 [kW ] 0,7



 Pe intervalul 06-08. La parcul 3: N 3



p3  q ev3 



705,55  0,00756 0,7

 7,61 [kW ]

 Pe intervalul 11-20. La parcul 2: N 2



La parcul 4: N 4



p 2  q ev 2  p 4  q ev 4 

1542,154  0,0127  27,97 [kW ] 0,7 735,261  0,00786   8,25 [kW ] 0,7



Se calculează energia consumată la fiecare parc,pe fiecare interval de timp:  Pe intervalul 00-02: Pentru parcul 1: W1  N1  t ev1

 9,76  3  29,28 [kW ] Pentru parcul 3: W3  N 3  t ev3  15,13  9  136,17 [kW ] Pentru parcul 5: W5  N 5  t ev5  6,18  6  37,08[kW ]  Pe intervalul 03-05. Pentru parcul 3: W3  N 3  t ev3

 8,79  9  79,11 [kW ] Pentru parcul 5: W5  N 5  t ev5  4,52  6  27,12 [kW ]  Pe intervalul 06-08 Pentru parcul 3: W3  N 3  t ev3  Pe intervalul 11-20 Pentru parcul 2: W2  N 2  t ev 2

 7,61 9  68,49 [kW ]  27,97  6  167,82 [kW ]  8,25  9  74,25 [kW ]

Pentru parcul 4: W4  N 4  t ev 4 Energia totală consumată pentru această variantă de pompare: Wt  W1  W2  W3  W4  W5 Wt  29,28  136,17  37,08  79,11  27,12  68,49  167,82  74,25  619,32 [kW  h]

299

CAPITOLUL V

BILANŢUL TERMIC AL DEPOZITULUI CENTRAL În depozitul central, ţiţeiul curat este depozitat în rezervoare metalice cilindrice verticale cu capacităţi corespunzătoare conform STAS Pentru depăşirea temperaturii de congelare şi asigurarea transportului ţiţeiului spre rafinărie acesta se încălzeşte cu ajutorul serpentinelor la o temperatură t i  60C .Aburul de îcălzire va fi de tip saturat în agregate de tip ABA. Cantitatea de ţitei curat în parcul central va fi egală cu: QT   1  i Q1  Q2  Q3 Q4  Q5 QT  1 0,33 80  275  245  255  155  676,7 [m 3 / zi] Rezervoarele au urmatoarele caracteristici: -capacitatea nominala: V=400 m

3

3

-capacitatea efectiva: V=422 m -diametrul interior al primei virole: D=8540 mm =8,54 m -inaltimea partii cilindrice: H=7370 mm =7,37 m -numarul virorelor: n=5 -grosimea tablelor: -capac: 5 mm -fund: 5 mm -manta: 5 mm -inclinarea capacului: 1/20 Determinarea numarului de rezervoare:

QT 676,7   1,69  nr  2 rezrevoare V 400 5.1.Calculul cantitătii totale de căldură QT  QI  QII  QIII  Q I -cantitatea de căldură necesară ridicării ţiţeiului de la temperatura de siguranţă la temperatura de încălzire: TS  TC  3C  4C  3C  7C nr



Temperatura de siguranta:

Ts

 Tc  30 C  4  6  10 [ C ]  283,15 [ K ] 

Temperatura de incalzire:

Ti

 60 [ C ]  Ti  60  273,15  333,15 [ K ] 

Temperatura medie:

Tm 

Ti  2Ts 3



333,15  2  283,15 3

 299,816 [ K ]

Caldura necesara ridicarii temperaturii titeiului la temperature de siguranta:

QI   t  ct  V  Ti  Ts  300

ct -caldura specifica a titeiului; V-volumul titeiului din rezervor

 0,4825  0,00077(Tm  100)  0,4825  0,00077  (299,15  100)  0,63 [ Kcal / kg C ] QI  856,83  0,63  400  (333,15  283,15)  10898877,6 [ Kcal] ct



Cantitatea totala de caldura necesara topirii parafinei cristalizate:

QII

 t V    

 -continutul de parafina,  =(4…8)%; se alege   6%  0,06  -caldura latenta de vaporizare =40 kcal/kg=167400J/kg

QII  856,83  400  0,06  40  822556,8 [cal ] Cantitatea de caldura necesara anihilarii pierderilor de caldura:

QIII  KS Tm  Text  K-coeficientul global de schimb de caldura , Text

 250 C;150 C

 K g  S f  K 0g  S0g  K l  S L K g  1kcal / m 2 h 0 C  1,163W / m 2 K (pentru fundul rezervorului), K l  5kcal / m 2 h 0 C  5,8W / m 2 K (pentru suprafata laterala a rezervorului), K 0 g  1,5kcal / m 2 h 0 C  1,75W / m 2 K (coeficient de oglinda); KS

Cantitatea de caldura necesara compensarii pierdereilor de caldura se determina in doua cazuri:

 25 C -pe timp de iarna: Text  15 C -pe timp de vara: Text





Rezervorul avand o forma cilindrica,suprafetele de fund si de oglinda sunt egale:

h

400 57,28

 6,983

S f  S0g 

  D2

4



3,14  8,54 2  57,28 [m 2 ; ] 4

S l    D  h  3,14  8,54  6,983  187,348 [ m 2 ]

K  S  1  57,28  1,5  57,28  5  187,348  1,08  10 3 cal / h C 

pe timp de vara:

QIII  1080  (32,67  25)  8283,6 [ Kcal] Q  QI  QII  QIII  10898877,6  822556,8  8283,6  11729718 [ Kcal] Pe timp de iarna:

QIII  1080  (32,67  15)  51483,6 [ Kcal] Q  10898877,6  822556,8  51483,6  11772918 [ Kcal] 301

5.2.Numarul de agregate necesare incalzirii titeiului: 0

a)Debitul de abur necesar (kg abur/apa);p=8 at,t=175 C

Qabur 

Q iabur

iabur -entalpia aburului=560(kcal/kg) Pe timp de vara:

Qabur

 11729718  20945,925 [ Kg abur / h] 560

Pe timp de iarna:



Qabur

11772918  21023,067 [ Kg abur / h] 560

b)Cantitatea de apa necesara producerii aburului,pentru raport de coversine de 1/1:

Qabur (m 3 / ora) 1000

Qap a 

Pe timp de vara:

Qap a



20945,925 1000

 20,945 [ Kg ap a / h]

Pe timp de iarna:



Q

21023,067

 21,023 [ Kg

1000

abur

/ h] ap a

c)Debitul de gaze necesar producerii aburului:

Qg 

Q p cal

p cal -puterea calorifica a gazului=8760 kcal/m 3 st=36.600 KJ/m 3 Pe timp de vara:

Qg



11729718  1339,008 [m 3 ] 8760

Pe timp de iarna:

Qg



11772918  1343,940 [m 3 ] 8760

5.3.Lungimea serpentinelor de incalzire:

L  S sp  d Q S sp  K abt

S sp -aria suprafetei serpentinei

 Tiab  T fc Tiab  Ts     2  2 

1 km=860 kcal/ora; Tiab -temperatura de incalzire a aburului,K; 302

K fc -temparatura finala a condensului, 375,15 K

K abt (K abur-titei)-coeficientul global de schimb de caldura 1600 W/m 2 K, d=50 mm-diametrul serpentinei. Pe timp de vara:

11729718  1,163  185,34 [m 2 ] 448,15  375,15 448,15  283,15   1600     2 2   S sp 185,34 L   1179,96 [m]   d 3,14  0,05

S sp 

Pe timp de iarna:

S sp 

L

11772918  1,163  186,03 [m 2 ] 448,15  375,15 448,15  283,15   1600     2 2  

S sp  d



186,03  1184,31 [m] 3,14  0,05

5.4.Timpul de racire al titeiului din rezervor:





 t  ct  V

 ln

Ti  Text T t

K S s ext  250 C (vara) ; Text  150 C (iarna) 856,83  0,636  400  60  15    ln   221,734 [ore] 1,08  10 3  19  1 

Text 

303

CAPITOLUL VI PROIECTAREA CONDUCTEI DE TRANSPORT DE LA DEPOZITUL CENTRAL LA RAFINARIE Transportul titeiului curat de la depozitul central la rafinarie se face cu "

pompele 2PN-400 echipate cu camasa de7 1 4 care au volumul pe cursa dubla V = 30,6 l/c.d. si n = 50 c.d./minut. Determinarea debitului real:

qr

 Vcd  ncd   30,6  50  0,7  1,071 103 [l / min]  64,26 [m 3 / h]

6.1.Calculul hidraulic:

Q2  pR 8  2    t5  Lt   t  g z R  z D  t  g d  g

pD

- p D -presiunea la depozitul central; - p R -presiunea la rafinarie; a)Debitul de titei curat:

QT   1  i Q1  Q2  Q3 Q4  Q5 QT  1 0,33 80  275  245  255  155  676,7 [m 3 / zi]  28,19 [m 3 / h] b)Calculul numărului de pompe: n pc  Qt  28,19  0,024 q r  t z 64,26  18

Se alege

n pc

 1 pompa

c)Determinarea timpului de evacuare:

t ev



Qt qr  n p



28,19  0,438 64,26  1

Se alege

t ev

 1ora

d)Determinarea debitului de evacuare:

Qt 28,19   28,19 [m 3 / h] t ev 1 e)Diametrul orientativ al conductei de ţiţei curat: 4Qt 4  676,7 d0    0,099 [m]  d 0  99 [mm] 3,14  1  86400   v ec Se alege conform STAS 715/8-88 diametrul efectiv al conductei de ţiţei curat: Qev 

D=114,3 [mm] ; d=100,1 [mm] ; e=7,1 [mm]

f)Determinarea temperaturii medii între temperatura de la depozitul central şi temperatura de la rafinărie : T  2TR Tm  D 3 TD  60 0 C  60  273,15  333,15K ; 304

TR  180 C  18  273,15  291,15K TR  2 0 C  2  273,15  275,15K Pe timp de vară: T  2TR 333,15  2  291,15 Tm  D   305,15 [ K ] 3 3 Pe timp de iarnă: TD  2TR 333,15  2  275,15 Tmi  3 3   294,483 [ K ] g)Determinarea vâscozităţii cinematice şi a densităţii ţiţeiului la temperatura medie:  tm  22,31 [cSt ]  tm  865,83 [ Kg / m 3 ] Calculul vitezei reale de curgere:

4  Qt 4  676,7   0,992 [m / s]   d 0 3,14  86400  (0,1) 2 Calculul numărului Reynolds: vd 0,992  0,1 Re    4446,23  2300 vtm 22,311  10 6 v

Calculul coeficientului hidraulica:





0,3164 0,3164   0,0476 Re 0, 25 (4446,23) 0, 25

Calculul pantei hidraulice:

i

8

Qt2 (d )

5

 3600

8



 0,047 

28,19 2 (0,1) 5  3600 2

3,14  9,81 Calculul presiunii la rafinărie : PR   tm  g  h  856,83  9,806  10  8,40207  10 4 Pa 

2

g

 

2

2

 0,02357

Calculul presiunii la depozitul central:

p D  p R   am  g  [i  Lt  ( z R  z E )] p D  8,40207  10 4  706,94  9,81  [0,023  86400  (180  160)  14,07  10 6 [ Pa] Determinarea numărului de staţii de pompare: P 140 ns  D   2 Se aleg n s=2 staţii de pompare. pp 70 Determinarea puterii necesare pompelor:

N



p P  Qt  m  t

 k  ns 

70  676,7  1,1  2  143990 [W ]  143,99 [kW ] 0,96  0,75

 m -randamentul motorului = 0,96  t -randamentul transmisiei =0,75 k -coeficientul de suprasarcina =1,1 305

Calculul energiei consumate:

W

 N  t z  320  143,99  18  320  829382,4 [kW / h]

6.2.Calculul mecanic al conductei:

Conform anexei 1 ,grosimea peretelui ţevii se determină pe baza teoriei efortului unitar maxim (tangenţială)  - coeficient de calitate al îmbinării (sudurii) = 0,7…0,9; a1 - adaos pentru neuniformitatea grosimii peretelui;

a 2 - adaos pentru coroziune =(0,5…1)mm,se alege a2=0,75mm;

 a - efortul unitar admisibil;

 c - rezistenţa de curgere a oţelului;

a1 = (0,125…0,15)mm,se alege a1=0,130mm.

2,07  108 N  1,217  108 c 1,7 mm 2 c – coeficient de siguranţă c= 1,67…2,se alege c=1,7; a



c



pD  D 140  10 5  114,3  a1  a 2    a1  a 2   0,130  0,75  6,6145 [mm] 2   a 2  0,85  1,217  10 8 e=6,6145 [mm] <7,1 [mm],deci conducta este bine aleasă şi dimensionată. e

6.3.Calculul hidraulic al conductei de transport (DC - R): Trasarea variatiei temperaturii de-a lungul conductei:  ax

 Text  (TD  Text )  e k   d 2    0,1  86400 a   13,25 [m]  m  em  Qt 856,83  0,0071  676,7 Text  18 0 C (vara); Text  2 0 C (iarna); e  6 [mm]; L  5000 [m]  tm  856,83 [ Kg / m 3 ]

Tx

K – coeficient global de schimb de caldură ,K =

2 W/m 2 K

-vara:

T XV TXV

 Textv  (TD  Text v )  e  aL =291,15+(333,15-291,15)(6)-13,53 . 5000 ;  291,15K ;

-iarna:  aL

13, 535000

TXI Text i  (TD  Texti )  e  275,15  (333,15  275,15)  6  275,15K ; T XI  Calculul hidraulic al conductelor ,considerând proprietăţile fluidelor ca fiind zonal constante ( L = 5 Km); Calculul temperaturii medii pe tronsoane:

Tmi



Ti

 2  Ti 3



60  2  18 3

 32 C ; 

306

Valorile proprietăţilor ţiţeiului:  tm  856,83 [ Kg / m 3 ] ; Viteza medie pe fiecare tronson:

4  Qt

v

 d



2

4  676,7 3,14  86400  (0,1) 2

 0,992 [m / s]

Calculul numărului v  d Reynolds: 0,992  0,1 Re i    4446,23  2300 regim turbulent  mi 22,311  10 6 Calculul coeficientului hidraulic:





0,3164 Re 0, 25



0,3164 (4446,23) 0, 25

 0,0476

Calculul pantei hidraulice:

ii



8

 i 

2 g

Qt2 (d ) 5  3600 2



8 28,19 2  0,0476  3,14  9,81 (0,1) 5  3600 2

 0,02357

Pierderea de sarcină: hLI  ii  L  0,023  5000  115 [m] Pierderea totală de sarcină: n  Lt  63200  12,64 [m] L 5000 hL 

n

h

n

L

1

 L   ii  n  hLi  12,64  115  1453,6 1

Calculul presiunii la rafinărie: PR   tm  g  h  8,40207  10 4 [ Pa] Calculul presiunii de pompare:

 PR   am  g  [hL  ( z R  z E )]  8,402  10 4  706,74  9,81  [1453,15  (180  160)] p D  10,46  10 6 [ Pa]

PD

Lungimea de congelare :

Lc  a  ln

TD  Texti Ts  Texti

 13,53  ln

333,15  275,15  26,248 [ Km] 283,15  275,15

Numărul staţiilor de încălzire: n si



Lt

Lc



63,2 26,2

 2,41 ; n=2 staţii de încălzire;

6.4.Calculul mecanic al conductei (verificare):

307

Grosimea de perete:

e*



PD  Qt 2   a

 a1  a 2

unde:

 = (0,7…0,9)=0,85 – coeficient care ţine seama de calitatea sudurii;

c

 este rezistenţa de curgere ; a

  c  2,07  108  1,217  108 N 2 ; c

1,7

mm

c

 2,07  108 N 2 ; mm

c =1,7 (traseu gradul 1);

a1 =(0,125…0,15)=0,130mm – este un coeficient ce ţine de abaterile conductei de la linearitatea traseului ;

a 2 =(0,5…1)= 0,75mm – adaos pentru coroziune; PD  Qt

140  10 5  114,3  0,125  1  6,61 [mm] 2   a 2  0,85  1,217  10 8 e=6,61 [mm]<7 [mm],deci conducta a fost bine aleasă şi dimensionată. e

 a1  a 2 

Concluzii

Proiectul sistemului de transport şi de depozitare este un calcul complex care are în vederea realizarea unei scheme tehnice de transport şi depozitare,astfel încât cheltuielile efectuate pentru aceasta,să fie cât mai reduse,dar cu un randament maxim.

Unii dintre parametrii care intervin în calcul depind de proprietăţiile fluidului transportat,deci de respectivele proprietăţi (densitatea, vâscozitatea, raţia de gaze-soluţie,presiunea,temperatura,etc) şi este valabilă numai pentru fluidul de transport pentru care s-a făcut calculul. Calculul variantelor de pompare a necesitat o atenţie deosebită din partea proiectantului deoarece trebuie să se ajungă la o variantă cât mai eficientă,din punct de vedere economic,cât şi din punct de vedere al timpului de pompare şi evacuare a produselor petroliere.

Această operaţiune se face printr -un sistem de parcuri,conducte de legătură,depozit şi în cele dinînurmă acest sistem putând fi angajat. adoptat la procesele automatizate,uşurând acest rafinărie fel responsabilitatea pe rsonalului Ţinând cont de faptul că transportul produselor petroliere prin conducte are cel mai redus,acesta are prioritate faţă de alte metode de transport.Întreţinerea sistemului este uşoară,el necesită revizii tehnice periodice de căteva ori pe an de către persoane autorizate.

308

Anexa 3.4.

309

TEVI CONSTRUCTII Diametru 1,5

Grosime (s) mm 2

2,3 2,5 2,6 2,9

3

mm

inch

17,1

3/8''

21,3

1/2'' 0,73 0,95

1,08 1,16 1,20 1,32 1,35

25,0

0,87 1,13

1,39 1,44 1,58 1,63

26,9 32,0 33,7

3,2

4

4,5

5

1,82

1,87

2,07

1,19 1,56 1,78 1,92 1,99 2,20 2,27

2,41

2,67

2,19

3,09

3,44

3,79

4,21

4,61

1 1/2'' 1,73 2,28 2,61 2,82 2,93 3,25 3,35

3,56

3,97

4,37

4,86

5,34

2,99

57,0

2,05 2,71

3,36

â

3,55

4,07

4,64

4,00

5,23

2,18 2,88 3,29 3,56 3,70 4,11 4,24

4,51

5,83

5,03

4,48

5,16

5,55

6,19

2 1/2'' 2,76 3,65 4,19 4,54 4,71 5,24 5,41

5,75

6,44

7,95

8,77

4,29 4,91 5,33 5,53 6,15 6,36

6,76

7, 57

8,38

9,37

10,35

12,30

12,83

4,91

6,11 6,35 7,06 7,29

7,77

8,70

9,63

10,78

11,91

14,14

14,81

9,27

10,26

11,49

12,70

114,3

8,77

4''

9,17

127,0 133,0

5''

139,7

5 1/2''

9,83

7,21

7,11

10,88

12,19

13,48

16,03

16,80

9,77

10,96

12,13

13,59

15,04

17,90

18,75

10,24

11,49

12,73

14,26

15,78

18,79

19,69

10,77

12,09

15,29

159,0

6,55

6,82

76,1

108,0

5,87

5,67

6,41

2,29 3,03

3 1/2''

3,76

3,72

63,5

101,6

10

3,54

1 1/4'' 1,51 1,99 2,27 2,46 2,55 2,82 2,91

1,83 2,42

3,35

3,24

48,3 51,0

2,59

2,93

42,4

3''

8

2,15

1,35 1,78

88,9

7,1

1,43

3/4'' 0,94 1,23 1,40 1,50 1,56 1,72 1,77

2''

6,3

0,74

38,0

60,3

6

Greutate kg/ml

1,13 1,48 1''

3,6

13,39 17,15

16,21

15,00 18,99

18,18

16,61

22,64 20,14

19,80

16,55

18,77

20,73

20,10

23,22

26,00

32,00

23,72 24,02

25,20

28,23

31,63

39,04

168,3

6''

177,8

7''

17,14

19,23

21,31

25,42

26,64

29,89

33,50

41,40

49,10

193,7

7 1/2''

18,71

21,00

23,30

27,80

29,12

32,67

36,60

45,30

53,80

219,1

8 5/8''

21,22

23,82

26,40

31,53

33,10

37,12

41,65

51,60

61,30

244,5

9''

29,53

35,30

37,01

41,57

46,70

57,80

68,81

273,0

10 3/4''

33,05

39,51

41,43

46,56

52,30

64,86

77,24

323,9

12 3/4''

39,32

47,04

49,34

55,47

62,32

77,41

92,30

355,6

14''

54,30

Anexa 3.1.

310

68,60

85,20

102,0

12

Anexa 3.2.

311

BIBLIOGRAFIE

1. Speight, James G. (1999). The Chemistry and Technology of Petroleum. Marcel Dekker. ISBN 0-8247-0217-4. 2. Treibs, A.E. (1936). "Chlorophyll- und Häminderivate in organischen Mineralstoffen". Angew. Chem. 49 (38): 682–686, 3. http://en.wikipedia.org/wiki/Petroleum, 4. Koncsag Claudia Irina, Fizico-chimia petrolului, Ovidius University Press,

Constanța, 2003, 5. Soare Alexandru, Transportul și depozitarea fluidelor, Editura Universității Petrol-Gaze, Ploiești, 2002, 6. SR EN 14161, Industriile petrolului și gazelor naturale, Sisteme de transport prin conducte, Asociația Română de Standrdizare, 2004,

312

CUPRINS

Introducere.................................................................................... 1 1.Generalități................................................................................. 2 1.1.Noțiuni introductive................................................................ 2 1.2. Proprietățile lichidelor transportate........................................3 1.2.1. Compoziția țițeiurilor.......................................................... 3 1.2.2. Clasificarea țițeiurilor......................................................... 5 1.2.2.1.Clasificarea după densitate............................................... 5 1.2.2.2.Clasificarea după caracterul chimic al țițeiului................ 6 1.2.2.3.Clasificarea după conținutul de sulf.................................. 6 1.2.2.4.Clasificarea Van Nes-Van Westen....................................6 1.2.2.5.Clasificarea după temperatura de congelare..................... 7 1.2.3.Categorii de fluide............................................................... 9 1.2.4.Proprietățile fluidelor........................................................... 10 1.2.4.1.Greutatea specifică............................................................ 10 1.2.4.2.Densitatea (masa specifică)............................................... 11 1.2.4.3.Densitatea relativă............................................................. 13 1.2.4.4.Masa moleculară........................................................ ....... 14 1.2.4.5.Conductivitatea termică.................................................... 15 1.2.4.6.Coeficientul de dilatare volumică..................................... 15 1.2.4.7.Căldura specifică masică............................................ .......15 1.2.4.8.Limitele de explozie.......................................................... 16 1.2.4.9.Temperatura (punctul) de inflamabilitate......................... 16 .....16 1.2.4.10.Conductivitatea electrică............................................ 1.2.4.11.Permisivitatea relativă (constanta dielectrică)................ 17 1.2.4.12.Compresibilitatea și elasticitatea.................................... 18 1.2.4.13. Absorția și cavitația....................................................... 18 1.2.4.14. Impuritățile.................................................................... 18 1.2.4.15. Punctul (temperatura) de congelare............................... 18 1.2.4.16. Depunerile de parafină................................................. .. 20 1.2.4.17. Vâscozitatea................................................................... 21 1.2.4.18. Presiunea de vapori........................................................ 29 1.3. Analiza țițeiurilor românești.................................. ................ 34 1.3.1. Analiza țițeiurilor românești funcție de raportul dintre temperatura mediului ambient și temperature de congelare…… 34 1.3.2. Analiza țițeiurilor românești funcție de vâscozitate........... 36 2. Calculul hidraulic al conductelor de transport lichide............. 38 2.1. Modelul teoretic..................................................................... 38 2.2. Determinarea debitului optim pompat pe o conductă.......... 41 2.3. Calculul debitului maxim pentru o conductă existentă....... 42 2.4. Determinarea presiunii de pompare pe conductă................. 43 2.5. Corespondenţa dintre diferite mărimi pentru presiune........ 44 2.6. Calculul coeficientului de frecare.......................................... 44 2.7. Calculul pierderilor de presiune locale.................................. 44

2.8. Determinarea numărului şi amplasamentului staţiilor de pompare.................................................................................... 51 313

2.9. Metoda grafică de calcul pentru conductele de transport lichide............................................................................ 53 2.10. Pompări succesive................................................................ 55 2.11. Calculul termic la transportul prin conductă....................... 56

2.11.1. Determinarea variaţiei temperaturii în lungul conductei...................................................................................... 56

2.11.2.Determinarea numărului şi amplasamentului staţiilor de încălzire...................................................................... 57 2.11.3. Determinarea coeficientului global de transfer termic.... 58 2.12. Calculul conductelor complexe........................................... 61 2.13. Determinarea parametrilor optimi ai conductelor.............. 67 2.13.1. Metoda comparaţiei variantelor....................................... 67 2.13.2. Metoda analitică............................................................... 67 3. Calculul mecanic al conductelor de transport lichide............. 71 3.1. Calculul conductei la solicitari compuse.............................. 71 3.1.1. Solicitări funcţionale........................................................... 71 3.1.2. Solicitări dinamice.............................................................. 71 3.1.3. Solicitări datorate greutăţii.................................................. 71 3.1.4. Definirea sarcinilor la care este supusă o conductă........... 72 3.1.5. Sarcini funcţionale.............................................................. 72 3.2. Cerinţe privind rezistenţa conductelor................................... 76 3.2.1.Calcularea eforturilor........................................................... 76 3.2.2.Criterii de rezistenţă............................................................. 76 81 3.3. Calculul Cerinţe privind stabilitatea..................................................... 3.4. conductelor la presiune interioară........................... 82 3.5. Calculul razei minime de curbură elastică pentru conducte....................................................................................... 85

3.6. Calculul razei minime de curbură pentru manevrarea conductei la lansarea în şant................ ......................................... 85 4. Elemente de proiectare tehnologică a conductelor.................. 87 4.1. Alegerea presiunii de proiectare............................................ 87 4.2. Alegerea temperaturii de proiectare....................................... 88 4.3. Analiza hidraulică.................................................................. 89 4.4. Controlul presiunii şi protecţia la suprapresiune.................. 89 4.5. Cerinţele pentru operare şi întreţinere....................................90 4.6. Siguranţa publică................................................................... 90 4.7. Alegerea traseului conductelor de transport lichide............. 90 4.7.1. Stabilirea limitelor.............................................................. 92 4.7.2. Stabilirea obstacolelor........................................................ 92 4.7.3. Stabilirea coridoarelor de interes........................................ 92 4.7.4. Detalierea traseului............................................................. 92 4.7.5. Analiza factorilor care trebuie luaţi în considerare în alegerea traseului……………………………………………. 93 4.7.6. Analiza condiţiilor nefavorabile de teren........................... 94 4.8. Clasele de locaţie................................................................... 95

4.9. Paralelisme, încrucişări ale conductelor de transport 314

fluide............................................................................................ 96 4.10. Robinete de izolare. Descărcătoare de presiune................. 97 4.11. Robinete de reglare.............................................................. 98 4.12. Adâncimea de montare a conductei.................................... 99 4.13. Documentaţia privind traseul conductei............................. 99 4.14. Selectarea îmbinărilor pentru conducte............................... 101 4.15. Controlul nedistructiv al sudurilor....................................... 101 4.16. Protecţia anticorozivă a conductei....................................... 102 4.16.1. Evaluarea coroziunii exterioare........................................ 103 4.16.2. Cerinţe privind protecţia exterioară.................................. 104 4.16.3. Protectia conductei contra coroziunii interne.................. 106 4.16.4. Programe şi metode de monitorizare................................ 107 4.16.5. Documentaţia legată de supravegherea coroziunii......... 109 5. Elemente de proiectare a conductelor cu regim de godevilare...................................................................... 110 5.1. Conducte godevilabile........................................................... 110 5.2. Staţii de lansare/primire pig.................................................. 110 6. Încadrarea în clase şi categorii de importanţă.......................... 116 6.1. Generalități............................................................................ 116 6.2. Documentaţia de proiectare................................................... 120 6.2.1. Tema de proiectare / Caiet de sarcini proiectare................ 120 6.2.2. Studiul de prefezabilitate.................................................... 120 6.2.3. Studiul de fezabilitate........................................................ 120 6.2.4. Proiectul Documentaţie de avizare a lucrărilor de intervenţie........... 120 6.2.5. tehnic................................................................... 120 6.2.6. Definirea unor noţiuni şi a unor documente...................... 122 6.2.7. Detaliile de execuţie............................................................126 6.2.8. Manualul de operare........................................................... 126 7. Proiectarea stațiilor de pompare................................................127 7.1. Generalități............................................................................. 127 7.2. Obiectele staţiilor de pompare............................................... 127 7.3. Rezervoare pentru depozitarea produselor petroliere........... 128 7.3.1. Clasificarea rezervoarelor................................................... 128 7.3.2. Gama de dimensiuni rezervoare atmosferice...................... 129 7.3.3. Echipamentul necesar de montat pe rezervoare.................. 130 7.3.4. Determinarea capacităţii de depozitare şi a numărului de rezervoare într-un depozit de rezervoare..................................... 133 7.3.5. Proiectare rezervoare.......................................................... 135

7.3.6. Fundaţii rezervoare............................................................. 135 7.3.7. Încălzire rezervoare............................................................. 136 7.3.8. Pierderile produselor din rezervoare şi metodele de reducere a acestora..................................................................... 138 7.3.9. Protectia rezervoarelor contra coroziunii........................... 138 7.3.10. Echipare rezervoarelor...................................................... 138 7.4. Pompe şi staţia de pompe........ ............................................... 140 315

7.4.1. Generalităţi..........................................................................140 7.4.2. Clasificarea generală a pompelor........................................ 141 7.4.3.Clasificarea pompelor alternative cu piston şi plunger...... 145 7.4.4. Clasificarea pompelor centrifuge....................................... 146 7.5. Debitul pompelor cu piston .................................................. 151 7.6. Avantajele şi dezavantajele pompelor centrifuge în comparaţie cu pompele alternative cu piston.......................... 151 7.6.1. Avantajele principale ale pompelor cu piston................... 151 7.6.2. Avantajele principale ale pompelor centrifuge.................. 151 7.6.3. Dezavantajele principale ale pompelor centrifuge............ 152 7.6.4. Recomandări pentru alegerea pompelor............................. 152

7.7.Principalele mărimi întâlnite în proiectarea instalaţiilor de pompare................................................................................... 153 7.7.1. Înălțimea de pompare.......................................................... 153 7.7.2. Determinarea înălţimii de pompare.................................... 153 7.7.3. Debitul................................................................................ 154 7.7.4. Puterea necesară antrenării................................................. 154 7.7.5. Înăltimea totală netă absolută la aspiraţie.......................... . 155 7.8. Comportarea pompelor centrifuge în instalaţii..................... 157 7.8.1. Curbe caracteristice............................................................. 157 7.8.2. Reglarea caracteristicilor pompelor centrifuge.................. 160 7.8.3. Reglarea caracteristicilor.................................................... 162 7.8.4. Analiza din punct de vedere economic............................... 164 7.8.5. Necesitatea reglajului centrifuge pompelor......................................... 7.9. Fun cţionarea pompelor în paralel şi în serie....... 165 166

7.9.1.Funcţionarea în paralel a două sau mai multe pompe, având curbe caracteristice identice............................................ 166 7.9.2. Funcţionarea pompelor centrifuge în serie......................... 167 7.9.3. Funcţionarea pompelor având curbe caracteristice instalabile...................................................................................

168

7.9.4. Alegerea pompei pentru funcţionare în condiţii de variaţii de frecvenţă ale reţelei electrice de alimentare a motorului..................................................................................... 170 7.9.5. Funcţionarea fără cavitaţie.................................................. 170

7.9.6. Caracteristicile pompelor funcţionând cu alte lichide decât apa şi similarele ei...................................................... ....... 172 7.10. Antrenarea pompelor........................................................... 173 7.11. Condiţii auxiliare de echipare ale pompelor....................... 174 7.12. Specificaţii tehnice............................................................... 174 8. Rampe de încărcare/descărcare C.F. şi auto............................. 175

316

9.Proiectare conducte tehnologice................................................ 177 9.1. Conducte tehnologice............................................................ 177 9.2. Determinarea diametrului interior pentru conductele de aspiraţie şi refulare ale agregatel or de pompare........................... 177 9.3. Determinarea pierderilor totale de sarcină în conducte........ 179 9.4. Armaturi conducte tehnologice.............................................. 183 9.4.1. Robinete pentru conducte tehnologice............................ 183 9.4.2.Fitinguri forjate "Weldolet" şi "Sockolet"........................... 189 10.Arhitectura și rezistența construcțiilor industriale.................. 190 Anexa 1. Stabilirea pierderilor de țiței.......................................... 196 Anexa 2. Elemente de proiectare protecție catodică.................... 224 Anexa 3. Proiectarea unui sistem de conducte........................... 234

317