Transportul Titeiului prin conducte

INTRODUCERE

Activi Activitat tatea ea de colec colectar tare, e, transp transport ort,, depozi depozitar taree şi distri distribuţ buţie ie a petro petrolul lului, ui, produs produselo elor  r   petroliere şi gazelor este strâns legată de cea a extracţiei hidrocarburilor fluide şi, ca urmare, s-a dezvoltat în paralel cu aceasta. upă începuturi modeste, care se situează în al treilea pătrar al secolului trecut, când au fost fost constr construit uitee prime primele le conduc conducte te cu diame diametre tre de câţiv câţivaa centim centimetri etriii şi lungim lungimii de ordinu ordinull !ilometrilor, s-a a"uns ca în prezent să existe numeroase sisteme complexe de transport, în a căror  compunere intră conducte care au diametre de peste un metru şi lungimi de sute sau chiar mii de !ilome !ilometrii trii.. #n specia special,l, în ultime ultimele le decen decenii, ii, ca urmare urmare a creşte creşterii rii rapide rapide a neces necesită ităţilo ţilorr de alimentare cu energie primară şi a consumului de produse realizate prin prelucrarea petrolului şi a gazelor, activitatea de transport a hidrocarburilor fluide a devenit esenţială pentru dezvoltarea economică şi industrială a întregii omeniri. Aceste afirmaţii sunt evident valabile şi pentru ţara noastră, în care primele conducte de  petrol au fost construite la începutul secolului trecut, iar cele de gaze ceva mai târziu. $ dezvoltare a sistemelor de transport de hidrocarburi fluide s-a produs în ultimele decenii, odată cu descoperirea de noi orizonturi petrolifere. #n funcţie de necesităţile de extracţie, prelucrare şi consum, transportul hidrocarburilor fluide continuă să se dezvolte, ridicând noi probleme care trebuie rezolvate ţinân-du-se seama seama de cele cele mai recente recente progrese în acest domeniu. domeniu. %olectare %olectarea, a, transportul transportul şi depozitar depozitarea ea petrolului petrolului brut, produselo produselorr petroliere petroliere şi gazelor  constituie o activitate industrială de mare importanţă prin care se asigură alimentarea cu materie  primă a rafinăriilor şi combinatelor petrochimice, precum şi alimentarea cu combustibil a consumatorilor. &rincipalul mi"loc de transport, atât pentru hidrocarburile lichide, cât şi pentru gaze, îl reprezintă conductele. 'eţeaua de conducte existentă în lume s-a dezvoltat continuu, atingând lungimi, diametre şi capacităţi de transport din ce în ce mai mari. #n felul acesta s-au constituit sistemele de transport în cadrul cărora se integrează şi activităţile de colectare şi pregătire pentru transport a hidrocarburilor lichide sau gazoase, precum şi acelea de depozitare şi de distribuţie a acestora la consumatori. #ntr-un astfel de sistem, locul central îl ocupă transportul propriu-zis cu

(

 problemele lui specifice care necesită necesită o examinare atentă în vederea găsirii celor mai bune soluţii atât din punct de vedere tehnic, cât şi economic. &erfecţionarea exploatării sistemelor de transport existente, realizarea de noi conducte sau depozite la nivelul unor cerinţe din ce în ce mai complex, precum şi cooperarea internaţională în acest domeniu, necesită o cât mai bună cunoaştere atât a problemelor fundamentale cât şi a celor  mai recente realizări. #n prezent, 'omânia dispune de conducte importante de petrol şi produse petroliere, construite şi echipate la nivelul actual al tehnicii, precum şi o reţea bine dezvoltată de conducte de gaze interconectate, care formează sistemul naţional de transport. #n funcţie de necesităţile de extracţie, prelucrare şi consum, transportul hidrocarburilor fluide continuă să se dezvolte. )ransportul prin conducte nu reprezintă însă singura modalitate posibilă, deoarece pot fi utilizate utilizate în acest acest scop căile maritime sau fluviale, fluviale, căile căile ferate ferate şi şoselele şoselele.. Alegere Alegereaa modu modului lui de transport depinde de mai mulţi factori care vor fi precizaţi în continuare, soluţia trebuie să ţină seama de cerinţele menţionate anterior.

*

CAPITOLUL I PROBLEME PRIVIND TRANSPORTUL PRIN CONDUCTE A PETROLULUI BRUT VÂSCOS ŞI/SAU CONGELABIL

1.1 Considerente ener!"e +ariaţia temperaturii în conductă are o influenţă importantă asupra pompării petrolului  brut sau produselor petroliere. Astfel, viscozitatea lichidelor variază în sens contrar cu temper temperatu atura ra şi o scăde scădere re accent accentuat uatăă a aceste acesteia ia din urmă urmă produc producee o creşte creştere re import important antăă a viscozităţii. a un petrol brut vâscos pot apărea, în acest caz, dificultăţi mari de transport. e asemenea, unele petroluri brute sau produse petroliere pot a"unge la punctul de congelare atunci când temperatura din conductă scade. a petrolurile brute parafinoase, în unele cazuri, apar  depuneri depuneri de parafină pe peretele peretele conductei, conductei, fapt ce reduce reduce diametrul diametrul interior sau conduce conduce la înfundarea conductei. &roblema influenţei pe care o exercită variaţia temperaturii din conductă apare cel mai frecve frecvent nt la pom pompar parea ea petrol petroluri urilor lor brute brute parafi parafinoa noase. se. Aceste Acesteaa conţin conţin un anumi anumitt proce procent nt de  parafină care, atunci când temperatura este suficient de ridicată, se găseşte complet dizolvată în  petrol. acă temperatura scade, se poate a"unge la o valoare a acesteia la care parafina se separa sub formă de cristale foarte mici. #n cazul în care scăderea temperaturii continuă mai departe, cristalele se leagă între ele formând plasa sau reţeaua de parafină. #n aceste condiţii, petrolul brut nu se mai comportă ca un lichid netonian normal ci ca o soluţie coloidală, în care petrolul este fază continuă continuă iar parafina fază dispersă. dispersă. &rin urmare, urmare, fenomenu fenomenull de congelar congelaree a petrolului petrolului brut constă, constă, de fapt, în separara separara parafinei parafinei şi cu toate că petrolul rămăne lichid este distribuit distribuit atât de uniform în reteaua de parafină încât ansamblul formează ceea ce se numeşte gel. Acesta posedă o structură care poate fi deran"ată prin agitare dar se restabileşte în stare de repaus. Aşadar, Aşadar, petrolul  brut parafinos congelabil congelabil posedă proprietatea proprietatea de tixotropie. tixotropie.



eterminarea temperaturii de congelare a unui petrol brut parafinos este deci importantă  pentru a se asigura transportul acestuia în bune conditii. Această determinare prezintă dificultăţi deoarece metodele utilizate de obicei dau rezultate destul de diferite, care depind de tratamentul termic aplicat anterior probei de petrol brut. in punct de vedere al conţinutului de parafină, petrolurile brute se împart în trei grupe, criteriul fiind temperatura de congelare a fracţiei de ulei care la temperatura de *,(/ 0 are viscozitat viscozitatea ea cinematică cinematică

ν  = 2,/*3 ⋅ (2 −4 m * 1  s.  Atunci  Atunci

când tempera temperatura tura de congelare congelare a acestei acestei

fracţii este de */5,(/ 0 sau mai "oasă, petrolul brut este considerat puţin parafinos. #n cazul în care temperatura de congelare este cuprinsă între */6,(/ 0 şi *3,(/ 0, petrolul brut este  parafinos şi în sfârşit, dacă această temperatură depăşeşte *3,(/ 0, petrolul brut este foarte  parafinos. )emperatura solului are o influenţă care poate fi destul de importantă, fie în tot timpul anului, fie numai într-o perioadă a acestuia, în funcţie de raportul dintre această temperatură şi aceea de congelare a petrolului brut transportat. 7ste deci necesar să se determine curba de variaţie anuală a temperaturii solului în care este îngropată conducta şi să se traseze tr aseze pe acelaşi grafic cu dreapta care reprezintă temperatura de congelare a petrolului brut 8vezi diagrama (9. 7xaminarea acestui grafic permite să se stabilească, în primul rând, dacă dacă există sau nu pericolul pericolul de congelare congelare şi în ce perioadă perioadă a anului. 7vident, 7vident, conge congelar larea ea se poate poate produc producee în orice orice perio perioadă adă în care care tempe temperat ratura ura solulu soluluii este este inferi inferioar oarăă temperaturii de congelare a petrolului brut. )emperatura solului în care este îngropată conducta variază în timp şi cu adâncimea de îngropare. Amplitudinile variaţiei zilnice dar şi sezoniere ale temperaturii solului care urmăresc îndeaproape variaţiile temperaturii admosferice la suprafaţa solului se amortizează rapid îndată ce adâncimea de îngropare creşte. :ăsurătorile directe au arătat că variaţiile temperaturii în sol şi ale aerului, în funcţie de adâncime au valorile indicate în diagrama numarul *. Aşadar, din punct de vedere al transportului, faptul că un petrol brut este congelabil sau nu se apreciază în funcţie de variaţia temperaturii solului în care este îngropată conducta. &entru transportul prin conducte al petrolurilor brute cu viscozitate mare sau congelabile au fost propuse mai multe procedee, unele utilizate frecvent, altele aflate într-un stadiu incipient.

4

1.# Tr!ns$ort%" $etro"%"%i &r%t '% di"%!n(i ificultăţile care apar la transportul prin conducte al petrolului brut vâscos pot fi înlăturate dacă acesta se pompează după amestecarea cu diluanţi. %a diluanţi se poate utiliza benzina, petrolul lampant, motorina, condensatul, petrolul brut cu viscozitate mică etc. &rezenţa diluanţilor în petrol ameliorează proprietăţile de curgere ale acestuia. 7xperienţele au arătat că efectele pozitive ale diluanţilor depind de temperatura la care se face amestecarea şi de concentraţia diluanţilor în petrolul brut. Aceste efecte sunt cu atât mai mari cu cât temperatura de amestecare şi concentraţia diluanţilor în petrolul brut sunt mai ridicate.

1.) Tr!ns$ort%" $etro"%"%i &r%t '% !d!os%ri 'elativ recent a început să fie utilizat şi procedeul transportului petrolului brut cu adaosuri. Astfel de adaosuri pot fi utilizate şi în alte cazuri. e exemplu, la transportul în regim turbulent al petrolului brut puţin vâscos, un adaos de polimeri, cu molecule lungi şi rezistente, reduce pierderile prin frecare şi prin urmare micşorează căderea de presiune. #n regim laminar  aceste adaosuri de polimeri nu au nici un efect. rept adaosuri pot fi utilizaţi compuşi macromoleculari ca polimetilacrilaţii,  poliizobutilenă, polimerii etilenei, polipropilene etc. %oncentraţia acestor adaosuri în petrolul  brut care trebuie transportat depinde de condiţiile concrete de utilizare, fiind cuprinsă între 2,(; şi 2,*; în greutate. )ransportul prin conducte al petrolului brut vâscos tratat cu adaosuri este un procedeu cu  perspective de extindere a aplicării, în prezent încă limitată.
/

1.* +idrotr!ns$ort%" $etro"%"%i &r%t ,-s'os &entru reducerea pierderilor de presiune la transportul prin conducte al petrolului brut cu viscozitate mare, se poate recurge şi la transportul împreună cu apa, care se numeşte hidrotransportul. Acest procedeu se poate realiza în mai multe variante. &rima dintre acestea constă în realizarea unei curgeri concentrice, petrolul brut fiind izolat de peretele conductei printr-un inel de apă. &entru obţinerea acestei structuri este necesar să se producă o centrifugare astfel ca apa, cu masa specifică mai mare decât a petrolului, să fie trimisă spre peretele conductei. #n acest scop se utilizează aşa-numitele ţevi spiralate care au pe suprafaţa interioară un filet realizat prin sudarea unor benzi metalice elicoidale. ichidele din conductă capătă o mişcare de rotaţie care aruncă apa spre perete. +iscozitatea apei fiind mai mică decât a petrolului brut, se obţine o reducere a căderii de presiune din conductă. Această variantă de hidrotransport nu şi-a găsit aplicaţie deoarece construcţia ţevilor  spiralate este dificilă, iar menţinerea stratului inelar de apă nu este sigură. $ altă variantă constă în transportarea unei emulsii de petrol brut în apă, care are o viscozitate sensibil mai redusă decât aceea a petrolului brut. acă se produce inversarea emulsiei trecându-se la emulsia apă în petrol condiţiile de transport se înrăutăţesc. Această emulsie are o viscozitate mai mare decât petrolul brut. &entru îmbunătăţirea condiţiilor de formare şi de menţinere în stare stabilă a emulsiei de  petrol brut în apă se adaugă substanţe tensioactive care se dizolvă în apă. =idrotransportul în emulsie este aplicat dar nu pe scară largă.

1. Tr!ns$ort%" $etro"%"%i &r%t tr!t!t teri' 7xperimental s-a constatat că prin încălzire până la o anumită temperatură, urmată de răcire, proprietăţile de curgere ale petrolului brut vâscos se ameliorează temporar. Acest procedeu, numit termotratare, care are o bună eficacitate, comportă încălzirea  prealabilă a petrolului brut până la o anumită temperatură şi răcirea lui cu o anumită viteză atât temperatura de încălzire, cât şi viteza de răcire depind de proprietăţile petrolului brut transportat, trebuind să fie stabilite experimental.

>

&entru a se obţine un efect cât mai mare al termotratării este de mare importanţă alegerea corectă a vitezei de răcire. e asemenea, cantitatea de substanţe asfalto-răşinoase din petrolul  brut are o influenţă decisivă asupra eficacităţii termotratării. %u cât conţinutul în astfel de substanţe este mai mare, cu atât efectul termotratării este mai ridicat. &roprietăţile de curgere ale  petrolului brut termotratat revin în timp la valorile lor iniţiale. 7ste deci necesar ca, pentru fiecare petrol brut să se determine variaţia în timp a  proprietăţilor sale după termotratare. &rocedeul este eficace numai atunci când durata de  parcurgere a conductei de la punctul iniţial până la cel final este suficient de mică în raport cu timpul de refacere a proprietăţilor de curgere iniţiale. )ransportul petrolului brut termotratat se practică dar nu are o mare răspândire datorită complicaţiilor tehnologice şi costului relativ ridicat.

1.0 In"%en(! r%o2it3(ii $ere(i"or 'ond%'tei !s%$r! tr!ns$ort%"%i $etro"%"%i 'educerea rugozităţii pereţilor interiori ai conductei este un alt procedeu în transportul  petrolurilor brute vâscoase şi parafinoase, prin conducte. :etoda aceasta micşorează pierderile de presiune obţinându-se deci o reducere a cheltuielilor de exploatare si de asemenea micşorează depunerile de parafină prin înlăturarea asperităţilor ce formează centrii de cristalizare. 'educerea rugozităţii pereţilor conductei se obţine prin căptuşirea cu cămăşi din material  plastic, acoperirea cu răşini, cu lacuri sau cu vopsele a pereţilor interiori. Acest procedeu înlătură corodarea conductei şi îi măreşte productivitatea. )otuşi procedeul fiind destul de scump, nu are mare aplicabilitate.

1.4 Tr!ns$ort%" "! '!"d !" $etro"%"%i &r%t ,-s'os #n prezent, procedeul cel mai răspândit în practică pentru transportul petrolului  brut vâscos este pomparea lui după o încălzire prealabilă. Acest procedeu se numeşte de obicei transportul la cald. &entru a se reduce viscozitatea, petrolul brut este încălzit, înainte de intrarea în staţia  principală de pompare, la o temperatură acceptabilă. e obicei aceasta nu depăşeşte 4,(/0   pentru a nu se produce creşterea pierderilor prin evaporare. #ncălzirea se realizează fie în rezervoare prevăzute cu serpentine prin care circulă un agent cald, de obicei abur, fie cu a"utorul unor schimbătoare de căldură. 5

#n timpul deplasării prin conductă, deoarece temperatura mediului exterior este mai scăzută, petrolul brut cedează o parte din căldura acumulată prin încălzire, răcindu-se treptat. &entru ca transportul să decurgă în condiţii normale este însă necesar ca temperatura din conductă să rămână superioară temperaturii de congelare sau temperaturii admisibile atunci când se transportă un petrol brut parafinos. )emperatură admisibilă poate fi definita ca aceea la care vâscozitatea petrolului brut are cea mai mică valoare admisibilă pentru transport. 'ăcirea petrolului brut transportat depinde de temperatura variabilă a solului sau, a mediului în care se află conducta. e asemenea, schimbarea regimului de pompare prin modificarea debitului, pornirea sau oprirea pompării, fie planificată, fie în urma unei avarii,  pomparea petrolurilor brute cu caracteristici diferite, produc modificări ale regimului termic din conductă. #ntrucât procesele care conduc la această situaţie au un caracter aleatoriu, este dificil să fie luate în consideraţie şi ca urmare regimul termic din conductă este presupus staţionar. %alculele trebuie efectuate încât să se asigure funcţionarea conductei şi a staţiilor de  pompare în condiţii de deplină siguranţă.

6

1. C%r&! 'e indi'3 ,!ri!(i! "%n!r3 ! te$er!t%rii so"%"%i 5n '!re este 5nro$!t3 'ond%'t! #. Dre!$t! 'e re$re2int3 te$er!t%r! de 'one"!re ! (i(ei%"%i

3

iagrama *

V!ri!(ii"e se2oniere ! te$er!t%rii so"%"%i 5n %n'(ie de !d-n'ie6 1. Te$er!t%r! !er%"%i #. Te$er!t%r! so"%"%i "! 1  !d-n'ie ). Te$er!t%r! so"%"%i "! 170  *. Te$er!t%r! so"%"%i "! )7#  . Te$er!t%r! edie !n%!"3 ! so"%"%i "! di,erse !d-n'ii 0. Te$er!t%r! edi! !n%!"3 ! !er%"%i

(2

CAPITOLUL II PROPRIET89ILE :I;ICO
&entru efectuarea calculelor şi în primul rând pentru determinarea căderii de presiune în conducte este necesar să fie cunoscute unele proprietăţi ale petrolului brut sau ale produselor   petroliere care se transportă. #n funcţie de acestea se poate stabili tehnologia adecvată de transport, sau măsurile ce trebuie luate pentru a se asigura transportul în condiţii normale.

#.1 C"!sii'!re! $etro"%"%i &r%t %ompoziţia petrolului brut este foarte complexă şi poate varia chiar în cadrul aceluiaşi zăcământ. &etrolurile brute diferă prin conţinutul de hidrocarburi uşoare, prin raportul dintre clasele de hidrocarburi, prin conţinutul în compuşi cu oxigen, azot, sau sulf şi prin prezenţa sau absenţa unor componenţi. &entru clasificarea petrolurilor brute au fost elaborate diferite metode dintre care unele au la bază criterii bazate pe natura chimică a petrolurilor brute, iar altele, criterii tehnologice, referitoare la posibilitatea de prelucrare şi de utilizare a principalelor produse.
;C  P ,

t 

;C  N  ,

t 

;C  A

. Bndicele & înseamnă parafinic, indicele C - naftenic, iar indicele A D 

aromatic.

((

&e baza acestui criteriu, petrolurile brute se împart în şapte clase prezentate în tabelul *.( )abelul *.(. %aractere chimice esenţiale ale claselor  %lasa  B BB BB B+ + +B +BB

enumirea claselor de ţiţeiuri &arafinice &arafin D naftenice &arafin D aromatice &arafin D naften D aromatice &arafin D aromato D naftenice Caften D aromatice Aromato D naftenice

de hidrocarburi

≥ 5* C  P t  ≥ /2E C  P t  ≥ /2E C  P t  ≥ /2E C  P t  ≥ /2E t  C  P  < /2E C  P t  < /2E C  P t 

t  C  P t  + C  N 

C  P t  + C  At 

≥ 32 ≥ 32

> C  At  , C  At  > (2 t  t  C  At  > C  N  > (2 , C  N  t  C  N  > C  At  t  C  At  > C  N  t  C  N 

Al doilea criteriu, care împarte petrolurile brute în grupe, se referă la următoarele conţinuturi de interes practic şi anume conţinutul de sulf 8s9, conţinutul de ceară 8c9, conţinutul de răşini şi asfaltene 8r9 şi procentul de distilare până la 450 8d.9 #n tabelul *.*. sunt indicate limitele pentru indicii de calitate, iar în tabelul *.., cele douăsprezece grupe de petroluri brute rezultate de pe urma introducerii acestor indici. )abelul *.*. %aractere de calitate  Ceceros %eros &uţin răşinos 'ăşinos Asfaltos  Cesulfuros Gulfuros

imite pentru indicii de calitate cF*; c ≥ *; rF*; (2; ≤ rF*/; r ≥ */;   sF2./; s ≥ 2./;

)abelul *.. Hrupa de ţiţei ( *

enumirea grupei de ţiţei ceros D puţin răşinos D nesulfuros ceros D puţin răşinos D sulfuros (*

 4 / > 5 6 3 (2 (( (*

ceros D răşinos D nesulfuros ceros D răşinos D sulfuros ceros D asfaltos D nesulfuros ceros D asfaltos D sulfuros neceros D puţin răşinos D nesulfuros neceros D puţin răşinos D sulfuros neceros D răşinos D nesulfuros neceros D răşinos D sulfuros neceros D asfaltos D nesulfuros neceros D asfaltos D sulfuros in categoria sistemelor practice de clasificare a petrolurilor face parte şi cea folosită în

industria petrolului din 'omânia şi pe care se bazează selecţionarea lor în vederea prelucrării. %orespunzător acestei caracteristici, petrolurile româneşti sunt împărţite în trei clase şi anume - asfaltoase sau neparafinoase D tip AE - semiparafinoase D tip IE - parafinoase D tip %. %oncluzia este că există o multitudine de sisteme şi metode de clasificare a petrolurilor, însă nici una dintre acestea nu poate fi considerată cea mai bună şi cea mai complexă, şi de aceea, fiecare poate fi folosită numai pentru scopuri limitate.

#.# Pro$riet3(i"e $etro"%"%i &r%t =i !"e $rod%se"or $etro"iere #n calculul termo si hidrodinamic al conductelor intervin unele proprietăţi ale petrolului  brut, respectiv ale produselor petroliere a căror cunoaştere este absolut necesară.

#.#.1 M!s! s$e'ii'3

(

:asa specifică 8densitatea9,  ρ   J!g1 m  K reprezintă raportul între masa si volumul corpului. ensitatea este dependentă de temperatură şi presiune. &entru produsele lichide variaţia densităţii cu presiunea este însă negli"abilă. ensitatea la o anumită temperatură, pentru produsele petroliere lichide se poate determina cu diverse relaţii empirice, dintre care una este aşa numita legea lui :endeleev  ρ t 

=

 ρ (/ [ kg  1 m  ]   ( + β 8t  − (/9

8*.(.9

 în care -  ρ (/ Ldensitatea produsului la (/ 2 C 

kg  1 m 

-t L temperatura produsului 8 2 C  9 - β  L coeficient de corecţie, valorile sale fiind date în tabelul *.4. pentru câteva produse  petroliere. )abelul *.4  ρ 4*2

β  ⋅ (2 4

 ρ 4*2

β  ⋅ (2 4

 ρ 4*2

β  ⋅ (2 4

2,522-2,552 2,5((-2,5*2 2,5*(-2,52 2,5(-2,542 2,54(-2,5/2 2,5/(-2,5>2 2,5>(-2,552 2,55(-2,562 2,56(-2,532 2,53(-2,622

6,35 6,64 6,52 6,/5 6,44 6,( 6,(6 6,2/ 5,3* 5,56

2,62(-2,6(2 2,6((-2,6*2 2,6*(-2,62 2,6(-2,642 2,64(-2,6/2 2,6/(-2,6>2 2,6>(-2,652 2,65(-2,662 2,66(-2,632 2,63(-2,322

5,>/ 5,/* 5,6 5,*/ 5,(* >,33 >,6> >,5/ >,>2 >,45

2,32(-2,3(2 2,3((-2,3*2 2,3*(-2,32 2,3(-2,342 2,34(-2,3/2 2,3/(-2,3>2 2,3>(-2,352 2,35(-2,362 2,36(-2,332 2,33(-(,22

>, >,*2 >,25 /,34 /,6( /,>5 /,/4 /,4( /,*6 /,(/

Alte relaţii dau densitatea relativă a unui produs petrolier la o temperatură oarecare Mt@ în raport cu apa la 4 2 C  , cum este relaţia   ρ 4t  =  ρ 4*2 ±  K ( t  − *2) kg  1 m  ,

8*.*.9

în care  - ρ 4*2  L densitatea relativă a produsului la *2 8 2 C  9 în raport cu apa pură la 4 8 2 C  9 E - t L temperatura produsului 8 2 C  9 - 0 L coeficient de corecţie, ale carui valori după Nuithier, sunt în tabelul *./ +alorile coeficientului 0. )abelul *./ (4

 ρ 4*2

2,>-2,5

2,5-2,5>

2,5>-2,62

2,62-2,6/

2,6/-2,66

2,66-2,3

0

2,223

2,2226/

2,2226

2,2225/

2,222>/

2,22>*

&entru amestecurile de produse petroliere lichide, densitatea se determină cu relaţia   ρ  =

n

∑ r  ρ  i

kg  1 m 

i

 

8*.9

i =(

în care  r i

=

V i V 

, este participaţia volumetrică a componentului Mi@ care are volumul

8+

V  i

este volumul amestecului9, sau cu relaţia   ρ  =

n

∑ y  ρ  i

i

kg  1 m 

,

8*.49

i =(

în care   y i

=

 M i  M 

, este participaţia molară a componentului a cărui masă molară este

 M i

[ Kg 1  Kmol ] , 8: este masa moleculară medie a amestecului9, sau cu relatia   ρ  =

( n  g i kg  1 m 

∑ ρ  i =(

,

8*./9

i

în care  g i =

mi m

, este participarea masică a componentului a cărui masă este

mi

8m, este

masa amestecului9. #n toate cele trei relaţii M ρ i @ este densitatea componentului Mi@

kg  1 m 

.

Alte relaţii pentru determinarea densităţii unui produs petrolier la o temperatură sunt de forma  ρ  =  ρ *3,(/

− ξ ( T  − *3,(/) kg  1 m 

8*.>9 în care  ρ *3.(/  este masa specifică la temperatura *3.(/ 0 determinată experimental, ) temperatura în 0, iar factorul ξ   are expresia ξ  = (,6(/ − 2,22((/ ⋅ ρ *3,(/ kg  1 m   

8*.59

#.#.# Vis'o2it!te!

(/

+iscozitatea petrolului brut şi a produselor petroliere variază atât în funcţie de presiune, cât şi de temperatură. #n calcule se poate considera sau viscozitatea dinamică  µ  , sau cinematică ν  . +ariaţia viscozităţii petrolului brut şi produselor petroliere în funcţie de temperatură este importantă şi trebuie luată în consideraţie atunci când temperatura din conductă prezintă variaţii sensibile în timpul transportului. %ea mai utilizată relaţie de calcul pentru viscozitatea cinematică este formula lui %. Nalter lg⋅ lg ((2 −>ν  + 2,6 )

= a + b lg T   

8*.69

în care - viscozitatea cinematică este exprimată în metri pătraţi pe secundă. %onstantele a şi b se determină pentru fiecare caz în parte, fiind necesară în acest scop cunoaşterea viscozităţii cinematice la două temperaturi diferite.

#.#.) C3"d%r! s$e'ii'3 !si'3 %ăldura specifică masică a petrolului brut şi a produselor petroliere prezintă o variaţie în funcţie de temperatură şi se poate determina cu diverse relaţii empirice dintre care una este 5>*,/ + ,6T  c=   8*.39  ρ *3,(/ *55 ,(/

rezultatul fiind exprimat în "ouli pe !ilogram şi !elvin  J  kg ⋅ K  .  

#.#.* Cond%'ti,it!te! teri'3 %onductivitatea termică a petrolului brut sau a produselor petroliere este de asemenea variabilă, într-o oarecare măsură, în funcţie de temperatură, formula utilizată în calcule fiind cea  propusă de %ragae

(>

λ  =

2,(4 − >,(⋅(2

−/

⋅ T 

*3,(/  ρ *55 ,(/

8*.(2.9 +alorile conductivităţii termice calculate cu această formulă sunt exprimate în aţi pe metru şi !elvin W 

m ⋅ K 

.

#.#. Coei'ient de di"!t!re ,o"%i'3 %oeficientul de dilatare de volum

β   prezintă

o variaţie în funcţie de temperatură care se

 poate calcula cu formula β  =

( *3,(/ *3,(/ */6 − >42 ⋅ ρ *55 ,(/   + /3>/ ⋅ ( ρ *55 ,(/ )

*

− T 

 

8*.((.9

valabilă pentru petrolul brut şi pentru produsele petroliere lichide cu  ρ 4*2 = 2,522 ÷ 2,6/2 la  presiunea admosferică şi T  = *5 ÷ 4* K 

#.#.0 So"%&i"it!te! !2e"or Golubilitatea gazelor în petrolul brut este o proprietate importantă din punct de vedere  practic. +olumul de gaze dizolvate în petrol se exprimă prin raportare la condiţiile normale de  presiune şi de temperatură

 p N   şi T  N 

. 'aportul dintre acest volum şi volumul corespunzător de

 petrol brut degazat se numeşte raţie de soluţie. +aloarea raţiei de soluţie depinde de presiune şi de compoziţia amestecului de petrol brut şi gaze. a o compoziţie dată, raţia de soluţie creşte o dată cu presiunea, până la o anumită valoare a acesteia din urmă, numită presiune de saturaţie. $ dată cu creşterea raţiei de soluţie, viscozitatea petrolului brut scade faţă de cea a  petrolului brut degazat, valoarea minimă corespunzând presiunii de saturaţie. 7xperimental, s-a stabilit o relaţie între viscozitatea dinamică  µ   a petrolului brut cu gaze în soluţie, la p şi ) şi viscozitatea dinamică  µ  N   a petrolului brut degazat, adică adus la presiunea normală

 p N   şi

temperatura ). Această relaţie este de forma

lg  µ  = lg⋅ a + b ⋅ lg µ  N   

8*.(*.9

în care coeficienţii a şi b sunt funcţii de raţia de soluţie.

(5

#.#.4 Te$er!t%r! de in"!!&i"it!te )emperatura sau punctul de inflamabilitate a petrolului brut sau a unui produs petrolier este aceea la care o probă, încălzită în condiţii precizate prin norme, dă naştere la o cantitate de vapori care formează cu aerul un amestec inflamabil. Această temperatură caracterizează un produs din punct de vedere al pericolului de aprindere în timpul depozitării sale.

CAPITOLUL III DATE PRINVIND CONDUCTA DE TRANSPORT

).1 Gener!"it3(i Gchiţa sistemului de conducte este prezentată în anexa (. %onducta principală are ca punct iniţial parcul (3 Guditi şi punctul final staţia de pompare
%onducta este montată pe un teren ce aparţine comunei %eptura, comuna Bordăcheanu şi comuna
).# C!"'%"%" >idr!%"i' !" 'ond%'tei ebitele care se iau în calcul sunt - pentru conducta de

4 ( O  8 d  *

e

= ((4mm, d i = (24mm 9

PL2 m 1 h ⇒ W  = 2.36m 1 s PL>2 m 1 h ⇒ W  = (.3>m 1 s - pentru conducta de /

3

(>

O  8 d 

e

= (4(mm, d i = (*6mm 9

PL>2 m 1 h ⇒ W  = (.*3m 1 s #n acest calcul hidraulic al conductelor intervin proprietăţi ale petrolului brut ce au fost  prezentate in capitolul anterior si anume a9 variaţia densităţii 8vezi diagrama 9 în funcţie de temperatură se poate calcula cu a"utorul formulei  ρ  =  ρ *3,(/ − ξ ( T  − *3,(/)

kg  1 m 

în care  ρ *3.(/ este masa specifică 8densitatea9 la temperatura *3,(/0 determinată experimental, ) temperatura în 0, iar factorul ξ   are expresia ξ  = (,6(/ − 2,22((/ ⋅ ρ *3,(/ kg  1 m  )abel .( tJ 2C  K

2

2

( 22

* 2

 ρ J Kg  1 m  K

*/

2

 22

/

2

4 22

4/

2

/ 22

//

2

> 22

2

65*,3 6>/,3 6/3

6//,/ 6/*,24 646,/ 64/,23 64(,> 66,( 64,> 6(,(

(3

V!ri!(i! densit3(ii 5n %n'(ie de te$er!t%r!  b9 vâscozitatea petrolului brut s-a determinat experimental, obţinându-se vâscozitatea 7ngler care reprezintă timpul de scurge a *22



cm

 de petrol brut printr-un orificiu calibrat 8vezi

diagrama 49. )ransformarea vâscozităţii exprimate în grade 7ngler în vâscozitate cinematică este redată în tabelul următor  )abelul .* tJ 2C  K

ν 

* 22 J /,(/

*/ ,(5 2

 22 *,(>

/ (,6 2

4 22 (,>6

4/ (,>*

/ 22 (,/6

// (,/4

> 22 (,/2

**,/

(,

3,65

6,*/

5,>*

5,*

>,5

>,*/

2

2

 E  K

2

ν  JcG) 6,4( K

*2

V!ri!(i! ,-s'o2it!(ii (i(ei%"%i 5n %n'(ie de te$er!t%r3 c9 căldura specifică masică prezentă o variaţie 8diagrama /9 în funcţie de temperatura ce se poate calcula cu relaţia c

=

5>*,/ + ,6T 

 J   kg   K  ⋅  

*2 4

 ρ 

%onform tabelului următor rezultă caldura specifică în funcţie de temperatură )abelul . tJ 2C  K )J0K %JQ10g0K

2

2

*5,(/ (6(6,66

( 22 *6,(/ (6//,(

4/ (6,(/ (36*,3/ 2

* 22 *3,(/ (63(,56

/ 22 *,(/ *22(,(6

*/ *36,(/ (3(2,2(

// *6,(/ *2(3,4* 2

*(

2

 22 2,(/ (3*6,*/

> 22 ,(/ *25,>/

/ 26,(/ (34>,46 2

4 22 (,(/ (3>4,5*

V!ri!(i! '3"d%rii !si'e s$e'ii'e '% te$er!t%r! d9 conductibilitatea termică este de asemenea variabilă 8vezi diagrama >9, într-o oarecare măsură, în funcţie de temperatură, formulă tot de natură experimentală, utilizabilă în calcule fiind λ  =

2,(4 − >,( ⋅ (2 −/ ⋅ T 

 ρ 4*2

, W 

m ⋅ K 

%onform tabelului următor rezultă conductibilitatea termică în funcţie de temperatură )abelul .4 2 tJ 2C  K 2 )J0K *5,(/ λ  JN1m0K 2,(/3

( 22 *6,(/ 2,((/

4/ (6,(/ 2,(*> 2

/ 22 *,(/ 2,(**

* 22 *3,(/ 2,(44

*/ *36,(/ 2,(42 2

// *6,(/ 2,((6 2

**

 22 2,(/ 2,(5

> 22 ,(/ 2,((/

/ 26,(/ 2,( 2

4 22 (,(/ 2,(*3

V!ri!(i! 'ond%'ti,it!(ii teri'i 5n %n'(ie de te$er!t%r3 e9 coeficientul de dilatare de volum

β   prezintă

8vezi diagrama 59 o variaţie în funcţie de

temperatură ce se poate reprezenta prin formula β  =

( */6 − >42 ⋅ ρ 4*2  + /3>/ ⋅ ( ρ 4*2 )

*

− T  )abelul ./

tJ

2

2

( 22

* 22

*/

*6,(/ 5,3>>

*3,(/ 6,22

*36,(/ 6,2>*

2

 22

/

2,(/ 6,23/

26,(/ 6,(*6

2

C  K

2

)J0K β 

*5,(/ 5,32 ⋅ (2

−4

⋅ (2

4 22 (,(/ 6,(>( ⋅ (2

−4

−4

⋅ (2

4/ (6,(/ 6,(3/ 2

⋅ (2

−4

−4

⋅ (2

/ 22 *,(/ 6,**6 ⋅ (2

−4

*

−4

⋅ (2

// *6,(/ 6,*>* 2

⋅ (2

−4

−4

⋅ (2

> 22 ,(/ 6,*35 ⋅ (2

−4

−4

V!ri!(i! 'oei'ient%"%i de di"!t!re de ,o"% '% te$er!t%r! 'egimul de curgere se determină funcţie de numărul 'eRnolds 'e

= W m ⋅ d  , unde v

- W m este viteza medie Jm1sKE - d este diametrul interior al conductei JmKE - ν   este vâscozitatea cinematică a fluidului J m  1 s K. %oeficientul de rezistenţă se calculează cu relaţia - pentru regim laminar 'e F*22, λ  = - pentru regim turbulent λ  =

>4 'e

'e < *22 ≤ (2/ , se foloseşte formula lui Ilasius

2,(>4 'e 2, */

&anta hidraulică a conductei

*4

   = λ ⋅

w* *

⋅ g ⋅ d i

&ierderea longitudinală de presiune în conductă se calculează cu relaţia h p = i ⋅ l  , unde l este lungimea pe care se calculează piederea de presiune &resiunea de pompare se calculeazS cu relaţia  p(

-

=  p* + γ  ⋅ ( ! * −  ! ( ) + hp , unde 

 ! (  şi  ! *  reprezintă cotele faţă de un reper de referinţă alesE

-  p( şi

 p*  reprezintă presiunile în cele

două puncte

iagrama 6

*/

CAPITOLUL IV DETERMINAREA VARIA9IEI TEMPERATURII ?N LUNGUL CONDUCTEI PRIN CALCUL ITERATIV

*.1 Gener!"it3(i +ariaţia temperaturii petrolului brut transportat se stabileste în condiţiile unui regim termic staţionar. Ge consideră cazul real şi anume temperatura variază atât în lungul conductei cât şi în secţiunea transversală a acesteia, de la axă la perete. +ariaţia tempraturii în lungul conductei, a cărei axă este considerată a fi axa $x rezultă din efectuarea bilanţului termic pentru un element de conducta dx. %antitatea de căldură cedată în unitatea de timp, în elementul considerat, este

−  ρ "cdT .

Gemnul negativ apare în această expresie deoarece fiind vorba de o răcire, variţia d) a temperaturii este negativă. Această cantitate de căldură este transferată mediului încon"urător prin suprafaţa laterală π d  ⋅ d#  a elementului, d fiind diametru interior al conductei. acă notăm cu T   temperatura mediului încon"urător în care se află conducta şi cu ) temperatura din conductă, 2

cantitatea de căldură la care ne referim are exresia  K π d ( T  − T 2 ) d# , unde 0 este coeficientul global de transfer de căldură. 'ezultă deci egalitatea  K π d ( T  − T 2 ) d# L −  ρ "cdT   , care exprimă bilanţul termic, în unitatea de timp.

acă notăm  d#

=−

(

a

dT 

a T  − T 2

π d  ,  ρ "c

=  K 

rezultă că relaţia de mai sus se poate scrie sub următarea formă

.

 Cotăm cu T   temperatura iniţială a petrolului brut, la intrarea în conductă, obţinem din (

relaţia precedentă prin intergrare

*>

 # =

T (

(

∫ a

⋅

T 

dT  T  − T 2

, formula care reprezintă legea e variaţie a temperaturii în lungul

conductei. Bn calcule practice se consideră mărimea ?a@ constantă şi în acest caz obţinem

− T   L ax sau T  = T 2 + ( T ( − T 2 ) e − a# . T  − T 

T (

=

ln

2

2

Această lege simplificată de variţie a temperaturii în lungul conductei arată că temperatura lichidului tinde spre temperatura mediului în care se află conducta. %oeficientul global de transfer 0 din formulele precedente are expresia ( k 

=

(

α (

n

+∑ i =(

d  *λ (

ln

 $i  $i

−(

+

d 

α * $n

 în care 

- α   este coeficientul de transfer de căldură de la petrolul brut la peretele intrior al (

conducteiE - λ i conductivitatea termică a stratului cilindric ?i@ 8stratul interior de protecţie,metalul conductei, izolaţia exterioară9E - d diametrul interior al conducteiE -  $i diametrul exterior al stratului ?i@ E  $2 = d  E - α * coeficientul de transfer de căldură de la suprafaţa exterioară a conductei la mediul încon"urător E -  $ n  diametrul exterior al conductei. %oeficientul de transfer de căldură prin convecţie de la lichid la peretele interior al conductei se poate calcula cu relaţia numărul lui 'eRnolds, numărul lui &randtl si numărul lui  Cusselt  &r  =

 µ c λ (

 N%  =

 - numărul lui &randtlE

α ( d  - numărul lui Cusselt, unde λ (

λ (  este

conductibilitatea termică a petrolului brut.

+âscozitatea dinamică  µ  =  ρ  ⋅ν  , depinde de temperatură, deoarece atât  ρ   cât şi ν   sunt fucţii de temperatură. %ăldura specifică masică c şi conductibilitatea termica λ   ale petrolului (

depind de asemenea de temperatură. &rin urmare numărul lui 'eRnolds, &randtl şi Cusselt sunt în acest caz toate funcţiile de temperatură şi ca urmare valoarea coeficientului α   depinde la rândul ei d e temperatura la care (

este calculată. *5

#n regim laminar, se poate utiliza formula lui Gieder si )ate modificată 2 ,(4

   µ     µ     µ   reprezintă valorile vâscozităţii lichidului la  N% = 2,45/( 'e⋅ &r )    µ  p   în care  şi     (

 p

temperatura din conductă, respectiv la temperatura peretelui interior al acestuia. #n regim turbulent, se poate utiliza formula lui Gieder si )ate modificată, pentru 'e ≥ (2 4 este recomandabilă formula lui Gieder şi )ate  2 ,(4

    µ      care pentru *222 < 'e < (2 4 se scriu cu un factor de   µ     

(

 N%

= 2,2*5 ⋅ 'e ⋅ &r  2 ,6



 p

corecţie introdus de 'amm, sub forma 2 ,(4

  µ      >22222      N% = 2,2*5 ⋅ 'e ⋅ &r    µ    ⋅  ( − 'e         #n aceste formule valorile lui 'eRnolds şi &randtl se calculează cu valoarea  µ  a vâscotităţii, deci pentru temperatura din conductă. %oeficientul de transfer de căldură de la suprafaţa exterioară a conductei la mediul încon"urător, se calculează pentru conductele îngropate cu a"utorul formulei (

2 ,6



(, 6

 p

*

*α a h2

α *

=

 α   $ ( +  λ 

h2*

a

−

 $

 s

*

4

−

 $ * 4

  h ⋅ ln * +    $ 2

*

4

h2

 $

   în care − (      

- λ a este coeficientul de transmisie a căldurii de la suprafaţa solului la atmosferă E - h este adâncimea de îngropare a conductei măsurată de la axăE 2

- λ  s este conductibilitatea termică a solului. #n cazul în care transferul de căldură de la suprafaţa solului către atmosferaă este intens, deci α  are valori mari iar adâncimea de îngropare este suficient de mare încât să avem

h2  $

> *,

se poate utiliza formula simplificată a lui Torchheime α *

=

*λ  s

  h  $ ⋅ ln * +   $   2

4

 . − (      $   h2*

#n formulele care servesc la determinarea coeficientului α  de transfer de căldură prin (

 µ 

convecţie de la lichidu la peretele interior al conductei, apare raportul  µ  . #n principiu,  p

*6

vâscozitatea  µ  trebuie calculată la temperatura din axa conductei însă, asa cum am precizat în formulele pe care le-am stabilit, se ţine seama de variaţia temperaturiiîn secţiunea transversală a conductei. a rândul ei, vâscozitatea  µ   trebuie calculată la teperatura  p

T   p  a peretelui interior al

conductei care nu este cunoscută. &entru eliminarea acestei dificultăţi, se alege o temperatură

T   p F

) şi se calculează α 

(

cu a"utorul formulei care corespunde regimului de curgere din conductă, iar după aceea se determină coeficientul global de transfer de căldură 0. #n continuare se utilizează relaţia evidentă α ( T  − T  p

= k ( T  − T  ) . %are ne dă T  = T  −  p

2

acă valoarea temperaturii

T   p  care

k  ( T  − T 2 ) . α (

rezultă din formulă coincide cu aceea admisă iniţial,

calculul se opreşte aici. #n caz contrar, se admite o valoare pentru temperatura

T   p  şi

se reia

calculul. )emperatura medie se calculează cu formula T m

=

+ *T 

T (

*



.

*.# Deterin!re! ,!ri!(iei te$er!t%rii 5n "%n%" 'ond%'tei Gtiind că temperatura iniţială este T *

T (

= (,(/ K  , admitem că temperatura finală este

= *3/,5/ K  . )emperatura medie va fi T  =

(,(/ + * ⋅ *3/,5/

m



a temperatura T m  L 2(,//0 avem  ρ  = 6/,(/6kg  1 m 

cL(3**,4(> "10g0  λ (

= 2,(6 w 1 mk 

a temperatura T  = *3,(/ K   avem  ,

 ρ  = 65*,3kg  1 m 

ν  = 6,4( ⋅ (2 −> m * 1 s

a temperatura ) L *,(/0 avem ν  = 5,* ⋅ (2 −> m * 1 s lg⋅ lg((2 ⋅ν  + 2,6) >

=  A +  & lg T  ⇒ *3

= 2(,// K 

lg⋅lg((2 ⋅ν .*.,(/ + 2,6) = A &+ lgT  lg⋅lg((2 ⋅5,*⋅(2 + 2,6) = A  &+ lg.*.,(/ ⇒,  > −>  > lg⋅lg((2 ⋅ν *3.,(/ + 2,6) = A+ &lgT  lg⋅lg((2 ⋅.6,4(⋅(2 + 2,6) = A &+ lg*3.,(/ ⇒ >

−>

>

 A + *,/23424 &⋅ = −2,244*>6 ⇒ A =(4,/55> &E = −/,6*>6   A + *,4>5263 &⋅ = 2,*2*.*. &entru temperatura T m  L 2(,//0 avem lg⋅ lg((2 ⋅ν  + 2,6) >

lg⋅ lg((2 > ⋅ν  + 2,6)

=  A +  & lg T  ⇒

= (4,/55> − /,6*>6 lg 2(,// ⇒ ν  = *(,>>( ⋅ (2 −

>

m* 1 s

eoarece, numărul lui 'eRnolds are valoarea  4⋅" ( = 4 ⋅ >2 ⋅ ⇒ 'e = 5>/, 'e = π  ⋅ν  ⋅ d  >22 π  ⋅ *(,>>( ⋅ (2 − ⋅ 2,(*6 >

- regim este intermediar  Alegem o temperatură a peretelui interior al conductei  ρ  p

= 6/>,>/ kg  1 m

T  p

= *3>,// K   pentru care avem



lg⋅ lg (2 > ⋅ν  p

+ 2,6 =  A + & lg T  ⇒ lg⋅ lg((2 ⋅ν  + 2,6 = (4,/55> − /,6*>6 ⋅ lg *3>,// ⇒

lg⋅ lg((2 > ⋅ν  p

+ 2,6 = 2,(5(( ⇒ ν  = 2,26 ⋅(2 −

 µ  p

>

 p

p

>

 p

= ν  ⋅ ρ  = *,/55(3 ⋅ (2 −  N  ⋅ s 1 m *

 p

m* 1 s

*

 p

a temperatura ) L 2(,//0, vâscozitatea dinamică este  µ  = ν  ⋅ ρ  = (,6462*/ ⋅ (2 −* N  ⋅ s 1 m * , deci numărul lui &randlt are valoarea  µ ⋅ c (,6462*/ ⋅(2 −* ⋅ (3**,4(> = = *>/,/* &r  = 2,(6 λ 

eoarece regimul este intermediar, pentru numărul lui Cusselt se aplică următoarea relaţie (

 N%

= 2,2*5 ⋅ 'e ⋅ &r  2 ,6



2 ,(4

  µ      >22222      ⋅ ( −  µ      'e     (, 6

 p

2

(

2 ,(4

 (,6462*//   ⋅  ( − >22222         * , /55(3( 5>/ ,         

 N%

= 2,2*5 ⋅ 5>/, ⋅ *>/,/*(

 N%

 N% ⋅ λ  2,(6 ⋅(36,35/ = ⇒ α  = *25,33(W  1 m  K  = (36,35/ , dar α  =

2 ,6



(, 6

*

(

d 

(

2,(*6

acă admitem pentru conductivitatea termică a solului valoarea

= (,4 [W  1 mK ] şi considerăm diametrul exterior al conductei  L 2,(4(m,

λ  s

coeficientul de transfer de căldură de la suprafaţa exterioară a conductei, se calculează cu relaţia α *

=

*λ  s

  h d  ⋅ ln * +  d   

*

2

4

e

e

h2

=

d e

(,(

h2

d e

  − (     

=

* ⋅ (,4

 * ⋅(,( 2,(4(⋅ ln  2,(4( +  

= /,55W  1 m  K  *

4 ⋅(,(

*

2,(4(*

  − (      

= 5,6 > *

2,(4(

%onsiderăm şi conductivitatea trmică a oţelului din care sunt făcute ţevile, λ 2 = /2w 1 mk  , obţinem ( = ( k  α (

=

+

d i

ln

*λ 2

( *25,33(

d e d i

+

2,(*6

+

* ⋅ /2

d i *λ i! 

ln

ln

(4( (*6

d iy

+

+

d e

d i

α * ⋅ d i! 

2,(*6 * ⋅ 2,(54

ln

=

(/4 (4(

+

2,(*6 /,55 ⋅ 2,(/4

= 2,(6(4/(W  1 m  K ) *

( = 2,(6(4/w 1 m * k  ⇒ k  = /,/(4W  1 m * K  k 

#n continuare calculăm temperatura peretelui k 

( T  − T  ) = 2(,// −

T  p

= T  −

T  p

= 22,6/ K 

α (

2

/,/(4 *25,33(

( 2(,/ − *5/,(/)

iferenţa dintre valoarea admisă iniţială fiind mare, reluăm calculel cu Avem deci  ρ  p

= 6/,>4/ kg  1 m  E  A = (4,/55>   E & = −/,6*>6 

lg⋅ lg (2> ⋅ν  p

+ 2,6 =  A + & lg T  ⇒ p

lg⋅ lg (2 > ⋅ν p

+ 2,6 = (4,/55> − /,6*>6 ⋅ lg 22,6/

lg⋅ lg((2 ⋅ν  p

+ 2,6) = 2,(>>62/ ⇒ ν  = **,>/ ⋅(2−

>

 µ  p

 p

= ν  ⋅ ρ  = (,3**>/ ⋅(2 −  N  ⋅ s 1 m *

 p

*

 p

&entru numarul lui Cusselt obtinem

(

>

m* 1 s

T  p

=

22,6/ K  .

(

= 2,2*5 ⋅ 'e ⋅ &r  2 ,6

 N%



2 ,(4

  µ      >22222      ⋅ ( −  µ      'e     (, 6

 p

 N%

= 2,2*5 ⋅ 5>/, ⋅ *>/,/*(

 N%

= *25,(>( , dar α  =

2 ,6

 N% ⋅ λ 

(

( = ( k  α (

+

d i *λ 2

ln

d e d i

+

d i *λ i! 

=

d 

ln

d iy d e

+

( 

2 ,(4

 (,6462*//   ⋅  ( − >22222         ( , 3**>/ 5>/ ,          (, 6

2,(6 ⋅ *25,(>( 2,(*6

d i

α * ⋅ d i! 

⇒

⇒ α  = *(>,/46W  1 m

*

(

k 

( = 2,(6((/ w 1 m * k  ⇒ k  = /,/*2(W  1 m * k  k 

)emperatura peretelui are valoarea k 

/,/*2(

( T  − T  ) = 2(,// −

T  p

= T  −

T  p

= 22,65 K 

2

α (

*(>,/46

( 2(,/ − *5/,(/)

Ui este deci practic egală cu aceea rezultată din etapa anterioară de calcul. &utem admite, deci, pentru coeficientul global de transfer de căldură ! L/,/*2( W  1 m * k  :ărimea a va fi a

=  K π d  =  ρ "c

/,/*2( ⋅ π  ⋅ 2,(*6 6/,(/6 ⋅ (3**,4(> ⋅

>2 >22

= 6,(*24 ⋅ (2 − ( 1 m /

eci, pentru temperatura finală obţinem următoarea valoare T *

= T  + ( T  − T  ) e − = *34,33 K  a#

2

(

2

eoarece diferenţa dintre această valoare a temperaturii finale şi aceea admisibilă T (

= (,(/ K   este

eci T  = (,(/ K  , t ( = 42 2 C , T  = *3/ ,5/ K  , t ( = **,> 2 C ,

T  = 2(,// K  ,

8*3/,5/09 este destul de mică 82,5>09 se poate admite ca t  de încălzire 2

corect aleasă. (

t m

= *6,4

2

*

C 

#n continuare vom calcula temperatura la ieşirea din conductă pentru diferite temperaturi de intrare aplicând următoarea relaţie T  = T 2

+ ( T  − T  ) e − (

a#

2

%alculăm temperatura la ieşirea din conductă pentru diferite temperaturi de intare 8vezi diagrama (29 )abel 4.( T   J0K (

*3,(/

2,(/

(,(/ *

*,(/

,(/

T   J0K(0m T   J0K*0m T   J0K0m T   J0K40m T   J0K/0m T  J0K>0m T  J0K50m T   J0K60m

*3(,54 *32,4/ *63,*/ *66,(/ *65,(4 *6>,*( *6/,/ *64,//

22,3> *36,3/ *35,23 *3/,6 *3,6( *3*,/ *3(,2( *63,55

(2,(6 25,4/ 24,3 2*,>( 22,4> *36,43 *3>,>5 *3/,5/

(3,4( (/,3/ (*,55 23,6 25,( 24,> 2,4 22,**

*6,>* *4,4/ *2,>( (5,2> (,53 (2,56( 26,22* 2/,44

)oate rezultatele prezente sunt realizate pe baza metodelor actuale de proiectare a conductelor de transport de petrol brut. $ analiză mai riguroasă trebuie să ţină seama de variaţia de temperatură a tuturor   parametrilor care determină transferul de căldură petrol-mediu funcţie de temperatura în conductă şi a mediului. eoarece în conductă temperatura este variabilă atât în lungul cât şi în secţiunea de curgere, considerarea cât mai riguroasă a procesului de transfer se poate considera tronsoane de conductă de lungimi stabilite astfel încât parametrii termo şi hidro-dinamici să poată fi consideraţi constanţi pe aceste tronsoane. &e baza unor calcule concrete s-a stabilit că lungimea unui tronson de conductă ∆ ' care să îndeplinească condiţiile de mai sus trebuie aleasă astfel încât căderea de temperatură să fie

∆t  = t + − t  = 4 (

i (

i

2

C 

iagrama 3



iagrama (2

4

V!ri!(i! te$er!t%rii "! ie=ire! din 'ond%'t3 5n %n'(ie de te$er!t%r! de intr!re Gtudiul transferului de căldură pe tronsoane este redat în următoarele figuri Tigura 4.(

Tigura 4.* /

7cuaţia de bilanţ termic pentru elementul dx de tronson se scrie, conform notaţiilor din figura 4.(, astfel " = d" + "  s(

" s( " s *

( *) = ρ  ⋅ s ⋅ w ⋅ c ⋅ t  ( )  sp

s*

dt    = ρ ⋅ s ⋅ w ⋅ c ⋅    t  + ⋅ d#   ( 4 )   d#  

=  K  ( t  − t  ) d# ( / )  , în care

d" sp

 'i

a

- " s reprezintă puterea termică intrată în elementul dx cu produs petrolierE (

- " s  reprezintă puterea termică ieşită în elementul dx cu produs petrolierE *

-

d" sp este puterea termică pierdută pe elementul dx

( * )  se poate deci scrie cu utilizarea relaţiilor ( ) , ( 4) , ( /) , astfel

7cuaţia dt  d#

=−

către atmosferă.

 K  'i

 ρ ⋅ s ⋅ w ⋅ c

( t  − t a )

( >) ,

şi reprezintă secţiunea de curgere 8constantă pentru

conductele circulare9. 7cuaţia dt  t  − t a

( >)  se mai poate pune sub forma

=−

 K 'i d#

ρ ⋅ s ⋅ w ⋅ c

( 5 ) , cu  ρ , c, s, w, K 

 'i

 constante pe tronson conform celor de mai

sus. Bntegrând obţinem ln ( t  − t a )

=−

 K 'i

 ρ ⋅ s ⋅ w ⋅ c

( ) , din condiţia la limită  # = 2, t  = t  ( 3)

 # + C  6

i

'ezultă

>

t  = t a + ( t i − t a ) ⋅ e

−

 K  'i # ρ ⋅ s ⋅ w⋅c

((2)  şi cu  & =  ρ ⋅ s K ⋅ w ⋅ c ((() , obţinem t  = t  + ( t  − t  e − ) ((* )  &#

'i

a

+ariaţia temperaturii pe tronsoane de lungimea

∆(  fiind

i

a

deci exponenţială, rezultă că pe

cele n tronsoane de lungimea ∆ ' , variaţia temperaturii este dată de n arce de curbă exponenţială ceea ce implică, spre deosebire de actualele metode de determinare a variaţiei temperaturii în conductă 8prezentate în capitolul B9, următoarele acă pentru n tronson

∆(  se

poate definii cu a"utorul expresiei

((* )  o funcţie continuă

care să exprime variaţia temperaturii pe acest tronson, o astfel de funcţie nu se poate defini  pentru exprimarea variaţiei de temperatură pe sectorul ( la extremităţile căruia valorile acestuia sunt t  şi t e  8figura 4.*9. aceasta se datoreşte faptului că I dat în relaţia 2

((()  nu mai este o

constantă ci o funcţie de distribuţie radială de temperatură. :ărimea I conform ipotezelor noastre, este deci o funcţie de temperatură a produsului  petrolier pe tronsonul

∆( .

#n dezvoltarea calculului, coeficientul global de schimb de căldură pe tronsonul

∆( ,

se

determină pentru proprietăţile produsului luate la temperatura t i  de la capătul tronsonului 8aşa cum am arătat avem ∆t i = 4 2 C  9 din stânga. 'ezultă, deci că proprietăţile fizice ale produsului  petrolier, pe tronsonul iV( se determină la temperatura de intrare, care se stabileşte conform relaţie (()  t i +( = t i + ∆t i (() , unde

∆t i

fiind căderea de temperatură pe tronsonul i 8figura 4.9.

Tigura 4.

5

((* )  rezultă că ∆t  = ( t  − t  ) (( − e − ∆ ) ((4 ) in relaţia (()  se poate deci scrie temperatura la extremitatea dreaptă a tronsonului in relaţia

& (

i

i

a

funcţie de t i , temperatura în capătul stâng al tronsonului şi de I, care este de asemenea o funcţie de t i . &ierderile de căldură pe tronsonul i de lungime " sp

=

∆(

∫ d"

 sp

=

2

" sp " sp

∆(

∫  K 

 'i

( t  − t a )d#

∆(  rezultă

din ( / ) , astfel

((/) , adică

2

=  ρ ∫ wc( t  − t  ) (( − e − ∆ )  & l 

i

a

((>)

se determină în valoare absolută, deoarece conform convenţiilor utilizate în

trmodinamică, fiind o căldură cedată de sistem, este negativă.

*.) Deterin!re! 'oei'ient%"%i "o&!" de s'>i& de '3"d%r3 $e %n tronson de 'ond%'t3 6

%onfrom relaţiei  K l 

π 

=

(

α i d i

+

(

ln

*λ 2

 pe tronsonul de lungime

d e d i

∆( ,

+

( d i! 

+

*λ i d e

( *λ  s

ln

4 (  ,

unde -  K  ' coeficient de schimb de căldură

d i! 

este funcţie de coeficientul paţia de transfer α i .

#n calcule, determinarea acestui coeficient global este destul de aproximativ, mai ales că temperaturile

t  pi şi t   pe ale

peretelui interior şi exterior nu sunt stabilite dacât prin calcule

aproximative de încercări. #n cele ce urmează stabilim o metodă de calcul precisă a temperaturii interioare şi exterioare a pereţilor conductei. &uterea termică pierdută către mediu,

" sp

conform condiţiilor mixte de unicitate poate fi

determinată după cum urmează

=  K 

" sp

t  − t  pi

 'i

=  K 

 ' *

t  pi

− t  =  K 

 ' 

 pe

t  pe

− t  ((5 ) a

Bar " s( =  K  'i t  − t  pi  - reprezintă puterea termică transferată de la produsul petrolier la  peretele interior al conductei.JN1mKE " s *

=  K  ( t  − t   ' *

 pi

- reprezintă puterea termică transferată prin pereţii conductei, de la

pe

interior la exterior JN1mKE " s 

=  K  ( t  − t    - reprezintă puterea termică transferată de la peretele exterior al  ' 

 pe

a

conductei către admosferă JN1mK şi  K  = π diα  ((6)  '(

i

'espectiv  K  ' *

(

=

( *πλ 2 '

ln

d e d i e

)emperaturile

( *πλ i! 

ln

d i!  d e

+

( *πλ 2 '

ln

d ec

, ((3 )

d i! 

( *2)

şi  K  = π deα   ' 

+

t  pi

şi

t   pe   ale

peretelui conductei la interior şi exterior, se determină

funcţie de temperatura t a prosului şi de temperatura t a a mediului ambiant, astfel cum se arată în cele ce urmează. in t  pe

((5 )  rezultă

= t  −  pi

 K  '(  K l *

( t  − t  ) , ( *()

Gi natând cu R L

 pi

t  pi , putem scrie

3

t  pe

=  y −

 K l (  K l *

( t  −  y ) , ( **) în care  K  '( = )  ( α i ) este de asemenea o funcţie de

deoarece α i =  )  ( t pi  deci t  pe =  y − in relaţia t a

= t  −  pe

 K  '( ( y )  K l *

( t  −  y )

t  pi

( *) .

((5 )  se poate determina de asemena temperatura t  = t  (  y ) E a

 K  '( ( t  −  y )  K l  ( t  pe )

t a (  y ) = t  pe ( y ) −

( t  −  y ) ( *4)  în care t  =  )  (  y )  conform 8*9 şi ca urmare  pe

 K  '( ( y ) ( t  −  y )  K l  ( t  pe (  y ) )

'ezultă că relaţia

a

( t  −  y ) ( */)

( */) este o ecuaţie cu o necunoscută şi anume

t  pi , respectiv R şi în care

temperatura t a este cunoscută şi deci din t a ( y ) − t a

= 2 , ( *>) , se poate determina R respectiv

t  pi  şi

toate celălalte mărimi

t   pe ,

α i , α e etc.

eoarece ecuaţia

( *>)  este deosebit de complexă rezolvarea ei nu se face decât numeric,

aşa cum se va arăta mai departe. Goluţia ecuaţiei se caută în domeniul t a FRFt, fiind dipă cum am arătat, temperature produsului petrolier şi t a -temperatura ambiantă.

*.* Mode"!re! !te!ti'3 ! s'>i&%"%i de '3"d%r3 $e %n se'tor de 'ond%'t3 or!t din n tronso!ne Gectorul de conductă format din tronsoane de lungime

∆(   conform

figurii ( are

lungimea (, care reprezintă practic distanţa dintre două staţii de încălzire succesive. 'elaţia

((* )

se scrie pentru un sector de conductă, utilizând relaţiile stabilite anterior pentru un tronson, prin  precizarea domeniului de definire a variabilei independente

42

t  + (t  − t )e E (i −()∆( ≤ # ≤ i∆(Ei = (,*,. ., nE  tL 2   # ∈ [2, ( i − () ∆(] ∪ [i∆(, ( n − () ∆(] − &#

a

i

a

( *5)

((()  şi t   de relaţiile (() ((4 ) .

 I, fiind dat de relaţia

i

%ondiţia de la capătul din stânga este t ( = t 2 . +ariaţia temperaturii în lungul sectorului este dată de arce de cerc exponenţiale definite pe tronsoanele de lungime

∆( .

Acest mod de variaţie a temperaturii, aproximează cel mai bine

situaţia reală deoarece ia în consideraţie faptul că proprietăţile fizice ale produsului petrolier sunt considerate variabile cu temperatura. &uterea termică pierdută pe sector se determină cu relaţia ((/)  în care temperatura este dată de relaţia

( *5) , obţinându-se ∆l 

n

"*P   '

= ∑ ∫  K  ( t  ) ( t  − t  ) d# ( *6) , iar

" *P   '

= ∑ ∫ w( t  ) ρ ( t  ) c( t  )( t  − t  ) (( − e −

i =( 2

 'i

i

a

n

 & ( t i ) ∆

i =(

#n relaţiile

i

i

i

i

a

)d# ( *3) .

( *6) şi ( *3)  mărimile de temperatură sunt  K  , ,  ρ  , c, I.  Ki

eci pentru determinarea pierderilor de căldură pe sector este necesară evaluarea pas cu  pas a temperaturii pe întreg sectorul.

*. Mode"!re! !te!ti'3 ! s'>i&%"%i de '3"d%r3 $e 5ntre!! 'ond%'t3 Gchimbul de căldură de pe întreaga conductă este similar celui de pe tronson, geometria modelului fiind redată în figura 4.4. Tigura 4.4

4(

%onducta de lungime l este împărţită în sectoare de lungime l  , l  ,..., l  ,..., l m , acestea (

reprezentând distanţele între destinaţiile de încălzire. Tiecare sector ∆l i

l   +

*

+

 este împărţit în tronsoane

8i L(,*,...,n9 conform modelului din paragraf. &entru întreaga conductă puterea termică pierdută rezultă din relaţia

temperatură dată de relaţia

((/) , ca variaţia de

((* ) , după cum urmează

− &# + ( − ) t a t i  + t a e E [( + − i ), l  + < # ≤ i∆l i ]E [( i − (), ∆l i ≤ # ≤  +l  + ]E i = (,*,...nE + = (,*,...m tL  o, # ∈ {[2, ( + − ()l  + ] ∪ [ ( i − () ∆l i ]} ∪ [( +l  + , ml  + ) ∪ ( i∆l i , ∆l i ) ]( 2) ,

I fiind dat de relaţia

((() , iar temperatura rezultând din

t i+  + = t i  + − ∆t i  + E t  = t  E ( ()  ∆t i  + = ( t i+ − t a )(( − e − &# ) (,

i(

,

,

2

,

&uterea termică pe întreaga conductă se obţine din relaţia m

"*P  t 

=∑   + =(

n

∑ ∫ w( t  ) ρ ( t  ) c( t  )( t  i =(

i+

i+

i+

i+

− t  ) (( − e −

 & ( t i+

a

) ∆l i

)d# ( *)

Tigura 4./ prezintă variţia temperaturii unui petrol brut transportat printr-o conductă.

4*

Tigura 4./

(. t a = +4 2 C  *. t a = +6 2 C  . t a = +(* 2 C 

iagram ((

4

V!ri!(i! '3"d%rii $ierd%te de %n $etro" &r%t tr!ns$!rent $rintr
44

CAPITOLUL V PROIECTAREA SC+IMB8TORULUI DE C8LDUR8 .1

CALCULUL TERMIC

.# CALCULUL +IDRAULIC .) CALCULUL MECANIC

.1 CALCULUL TERMIC

.1.1 D!te de '!"'%" - temperatura ţiţeiului la intrarea în schimbătorul de căldură * % 2

- temperatura ţiţeiului la ieşirea din schimbător 42 % 2

- debitul

"

= >2m



1 or,

- aburul se ia de la un cazan la care presiunea nominală este p L > bar  - temperatura aburului saturat umed cu titlu x L 2,3/ şi iese abur saturat umed 8se răceşte izobar9 cu titlu x L 2,>4. &rin interiorul ţevilor circulă abur, iar în spaţiul dintre ţevi şi manta circulă ţiţei.

.1.# C!"'%"%" s%$r!e(ei de s'>i& de '3"d%r3 Guprafaţa de schimb de căldură se determină conform relaţiei " s

[ m ] , unde 

 Ae

=

"* 

= cantitatea de căldură necesară încălzirii ţiţeiului se calculează cu relaţia

*

 KK c ∆T  M'

"* 

= " ⋅ c ⋅ ρ ⋅ t 

"* 

=

>2 >22

[ Kw]

[

(3**,4(> ⋅ 6/,(/6 ⋅ (3 = /(3,5*  Kw

−  K  coeficient global de schimb de căldură * 

4/

]

− ∆T  diferenţa medie logaritmică între ţiţei şi abur   M'

"*  = " ⋅ c ⋅ ρ  ⋅ t  = η *  ⋅ mab%r  ⋅ ( iiab − ieab ) , unde

− η  L 2,3 randamentul schimbătorului * 

−

mab%r  cantitatea de abur

− i iab −

necesar încălzitorului

entalpia aburului de la intrarea în schimbătorului

ieab entalpia aburului de la ieşirea

iiab

= *>/2k+ 1 Kg 

ieab

= *222 K+ 1 Kg 

mab%r  m ab%r 

= =

"* 

η *  ( iiab

[ Kg  1 sec]

eab

/(3 ,5* 2,3( *>/2 − i *222 )

∆T  =  M'

−i )

din schimbător 

∆t  − ∆t  ∆t  ln ∆t  max

= 2,665 Kg  1 sec = (3>,(4 Kg  1 h = ,(3>t  1 h

min

max

[

2

C ]

min

Ge adoptă o curgere în contracurent 8figura /.(9 Tigura /.(

#n care

∆t max

 - diferenta maximă între temperatura celor două fluideE

∆t  = (/6,64 − * = (/,64

2

max

∆t min

C 

 - diferenţa minimă între temperatura celor două fluide

∆t  = (/6,64 − 4* = ((>,64 min

2

C 

Ge obţine astfel

4>

∆T  =  M'

(/,64 − ((>,64 (/,64 ln ((>,64

= (*>,(2(

2

C 

%oeficientul global de schimb de căldură se determină cu relaţia (

=

 K e

d e

α i d i

+

d e *λ -'

ln

d e d i

+

(

α e

+  . [W  1 m  K ]  unde *

m

− d  este diametrul exterior al ţevilor prin care circulă abur  − d  este diametrul interior al ţevilor prin care circulă abur  e

i

− λ  este conductivitatea termică a materialului din care s-au realizat ţevile în N1m0  λ  = /2[W  1 mK ] -'

-'

−  . este rezistenţa termică care ţine seama de murdărie pe ambele feţe ale peretelui în m

m * K  1 W  . Ge adoptă  . m

= 2,222*/

m * K  1 W 

− α  este coeficientul de transmitere a căldurii de la abur la peretele conductei, i

W  1 m * K 

− α  este coeficientul de transmire a căldurii de la peretele conductei la ţiţei, e

W  1 m * K 

eterminarea lui α i 6 %oeficientul α i  se va calcula cu relaţia  N% ⋅ λ a

α i

=

λ a

= 2,2*3 [W  1 mK ]

7 unde λ  este conductibilitatea termică a aburuluiE a

d i

d i este diametrul interior al ţevilor  d i

= 2,2*(  m

 Cu este numărul lui Cusselt  Cumărul lui 'eRnolds se determină cu relaţia 'e =

wd i

ν ab

, unde

ν  ab este vâscozitatea cinematică a aburului

ν ab

= /,26 ⋅ (2 −

>

m * 1 s

N este viteza aburului prin ţevile fascicolului tubular, [ m 1 s ] , care se determină cu relaţia w = V  sab

 N  nt 

⋅

( π d i* , unde 4

45

- n este numărul de ţevi D se adoptă n L >22 de ţevi 8*/x*9 - C este numărul de treceri al aburului prin ţevi, C L 6 n1C L >2216 L 5/ ţevi1trecere ebitul volumetric al aburului

= m ⋅ V  , unde

V  sab

ab

ab

V ab  este volumul specific al aburului, V ab

= 2,665 ⋅ 2,/ = 2,(24

V  sab

= 2,/

m  1 Kg 

m  1 s

+iteza aburului va fi 2,(24 4 ⋅ 5/ π  ⋅ 2,2*( *

w=

= ((,34  Jm1sK

 Cumărul 'eRnolds se va determina astfel

= ((,34 ⋅ 2,2*( = 43/6,*> > (2 ⇒ regimul este turbulent. /,26 ⋅ (2 − 4

'e

>

 Cumărul lui &randl se va calcula cu relaţia *,*36 ⋅ /,26 ⋅ (2

&r  =

−>

⋅ *,6/5

2,2*3

= 2,22(2(

eoarece regimul este turbulent, numărul lui Cusselt se va calcula cu relaţia lui :c Adams  N%

= 2,2* ⋅ 'e ⋅ &r  2,6

2, 4

Astfel valoarea lui Cusselt devine  N%

= 2,2* ⋅ 43/6,*> ⋅ 2,22(2( = 6,*6* 2 ,6

2, 4

+aloarea lui α i  devine α i

6,*6* ⋅ 2,2*3

=

2,2*(

= (*,35 W  1 m * K 

eterminarea lui α e  %oeficientul de transmisie perete-conductă-ţiţei se determină cu relaţia α e

=

 N% ⋅ λ t  d eh

7 unde

− λ   este conductivitatea termică a ţiţeiului, t 

λ t 

= 2,(6 [W  1 mK ]

−  N% este numărul lui Cusselt − d  este diametrul echivalent hidraulic care se determină cu relaţia 4 ⋅ *  d  = , unde eh

c

eh

 P n

46

− *  reprezintă suprafaţa de curgere c

π  ⋅ $im *

* c

=

−  P %

 P %

4

n ⋅ π  ⋅ d e

*

−

π  ⋅ (

*

=

4

4

m*

π  ⋅ 2,2*/

*

− >22

4

= 2,4326

m*

reprezintă perimetru udat [ m ]

= n ⋅ π  ⋅ d  + π  ⋅ $ = >22 ⋅ π  ⋅ 2,2*/ + π  ⋅ ( = /2,*>/ e

im

[ m]

iametrul echivalent hidraulic devine 4 ⋅ 2,4326 = d  = m= mm eh

2,232/

/2,*>/

3,2/

+iteza ţiţeiului în spaţiul dintre ţevi şi manta se calculează cu relaţia W  / 

=

W  / 

=

"t  * c >2

[ m 1 s ] ⋅

(

>22 2,4326

= 2,2 [ m 1 s ]

 Cumărul lui 'eRnolds este 'e = W  /  ⋅

d eh

ν 

, unde

−ν   este vâscozitatea cinematică a ţiţeiului

ν  = 2,26 ⋅ (2 −> [ m * 1 s ] 'e

= 2,2 ⋅ 2,232/ = 4*  ,64( < *22 ⇒ regimul este laminar  2,26 ⋅ (2 − >

 Cumărul lui &randl se determină cu relaţia c ⋅ν  ⋅ ρ  &r  = , unde λ 

- c este căldura specifică a ţiţeiului, c L (3**,4(> Q10g0  - ν   este vâscozitatea cinematică a ţiţeiului, ν  = 2,26 ⋅(2 − m * 1 s >

−  ρ  este densitatea ţiţeiului,  ρ  = 6/,(/6

kg  1 m 

− λ  este conductibilitatea termică a ţiţeiului,

λ  = 2,(6 [W  1 mK ]

eoarece regimul este laminar 8 'e F *229, pentru calculul numărului lui Cusselt se utilizează relaţia lui Gieder-)ate modificată 2 ,(4

   µ     (,6462*// ⋅ (2 −     ⇒  N% = 2, 45/ ⋅ ( 'e⋅ &r ) ⋅    µ    ⋅  *,/55(3( ⋅ (2 −         (,6462*// ⋅ (2 −   ⋅   ⇒  N% = ((,5>  N% = 2, 45/ ⋅ ( 4*,64( ⋅ >6,5()  −   ⋅ * , /55(3( (2     2 ,(4

*

(



*

 p

*

2 ,(4

*

+aloarea lui α e  devine

43

2 ,(4

α e

= ((,5>

⋅ 2,(6

2,232/

= 6,356 [W  1 m * K ]

eci coeficientul global de schimb de căldură devine =

 K e

2,2*/ (*,35 ⋅ 2,2*(

= 6,43>(

 K e

+

2,2*/ * ⋅ /2

ln

( 2,2*/ 2,2*(

+

( 6,356

+ 2,222*/

W  1 m * K 

Aria de schimb de căldură va fi =

 Ae

/(35* 33,*/( ⋅ 6, 43>(

= (>,(/6[ m ] *

&entru a compensa ineficacitatea schimbătorului de căldură pe porţiunea de madrinare a ţevilor, suprafaţa de schimb de căldură se ma"orează cu 4,; astfel  Ae

= (>,(/6 + 2,24 ⋅ (>,(/6 = (>3,5 [ m ] *

eci  Ae = (62 , m*

.1.) C!"'%"%" e"eente"or diension!"e de &!23 !"e !s'i'o"%"%i t%&%"!r &entru determinarea lungimii unei ţevi şi deci şi a fascicolului tubular, se aplică formula  ' =

 Ae

π  ⋅ d e ⋅ n

−  Ae

m

, unde

este aria de schimb de căldură, m*

− d  este diametru exterior al ţevii, [ m ] − n numărul de ţevi e

eci lungimea fascicolului devine  '

=

(62

π  ⋅ 2,2*/ ⋅ >22

= /,3 [ m ] , conform normelor în viguoare se adoptă  L >m.

.1.* Deterin!re! di!etr%"%i interior !" !nt!"ei .1.*.1 C!"'%"%" $!s%"%i dintre (e,i &asul ţevilor se calculează cu relaţia T  = ((,* ÷ (,**) ⋅ d e

Aleg t  = (, ⋅ */ = *,/mm , conform normelor în viguoare se adoptă tL* mm &entru ţevi având d e = ((5 ÷ >2) mm . /2

Aria aferentă unei ţevi pe suprafaţa plăcii tubulare se calculează cu relaţia a p

= t 

*

sin α  ⇒ a p

= * ⋅ 2,6>> = 2,266m *

*

.1.*.# C!"'%"%" di!etr%"%i de dis$%nere !" (e,i"or 5n $"!'! t%&%"!r3 iametrul de dispunere al ţevilor în placa tubulară, pentru repartiţia , se calculează cu relaţia  $ p = −  Ae

t    4 ⋅ 323 ⋅  Ae d e ⋅ ' ⋅  y

π 

cm

, unde

este aria de schimb de căldură, m*

- R este coeficientul ce ţine seama de tipul repartiţiei şi de numărul de şicane,  y = 2,6/ ÷ (,*/ , se adoptă R L (,*/ -  lungimea ţevilor în [ m ]

− d  este diametru exterior al ţevii, [ m ] e

- t pasul ţevilor în [ m ] eci valoarea diametrului de dispunere a ţevilor va fi  $ p

=

2,2*

4 ⋅ 323 ⋅ (62

π 

2,2*/ ⋅ 4 ⋅ 2,3

= 6*,65cm = 6*6,5mm

.1.*.) C!"'%"%" di!etr%"%i interior !" !nt!"ei iametrul interior al mantalei se calculează cu relaţia  $i

=  $ + d  + *a , unde e

−  $ p

e

este diametrul de dispunere al ţevilor,

mm

− d  este diametru exterior al ţevii, [ m ] − a ≥ *2mm   eci  $ = 6*6,5 + */ + /2 = 32,5mm .%onform normelor in viguare se adoptă e

i

(222mm.

/(

L

.# CALCULUL +IDRAULIC Deterin!re! $ierderi"or de $resi%ne 5n 'ir'%it%" (i(ei%"%i

.#.1 Deterin!re! $ierderi"or de $resi%ne 5n s'>i&3tor%" de '3"d%r3 Wiţeiul intră în schimb cu * % şi iese cu 4* %. 2

2

&rincipalele proprietăţi fizice pentru ţiţei la 4* % sunt 2

− ρ  = 64/,23 Kg  1 m

− ν  = 6,*/ ⋅ (2 −

>



m * 1 s

− c = (3>4,5* J  1  KgK 

− λ  = 2,(*33W  1 mK  − ρ 

2

*2 C 

= 6/3 Kg 1 m



%ăderea de presiune în schimbător se determină cu relaţia

∆h =  )l 

γ   *

w*

l  d eh

λ   N  1 m *

, unde

- γ  este greutatea specifică a ţiţeiului - λ   coeficient de piedere liniară, [ N  1 m  ] iametrul echivalent hidraulic se calculează cu relaţia π  ⋅ $i

*

d eh

4 ⋅ * 

= 4⋅ 4 π  ⋅ $i  P %

=

π  ⋅ d e

*

−n

4 + n ⋅ π  ⋅ d e

*

=

 $i

 $i

− n ⋅ d  + n ⋅ d 

*

e

e

−  $ este diametrul interior al mantalei i

/*

m

, unde

 $i =   (222 mm

− d  este diametru exterior al ţevii, [ m ] − n numărul de ţevi, n L >22 ţevi. e

eci vom opţine

= ( − >22 ⋅ 2,2*/ = 2,23 [ m ] ( + >22 ⋅ 2,2*/ *

d eh

*

+iteza ţiţeiului este  L 2,2 m 1 s  Cumărul lui 'eRnolds se determină cu relaţia 'e = W 

d eh

⋅

2,2 ⋅ 2,23

=

ν 

6,*/ ⋅ 2,2*/

= (/> < *22

&entru ca 'e L (/> F *22 rezultă că regimul de curgere este laminar  %oeficientul de rezistenţă se calculează cu formula λ  =

>4 'e

=

>4 (/>

= 2,4(2*

Astfel, pierderile de presiune devin ∆h =

64/,23

)l 

*

⋅ 2,2 ⋅

4

*

2,23

⋅ 2,4(2* = (3,/  N  1 m *

.#.#. Deterin!re! $ierderi"or de $resi%ne $rin re'!re 5n 'ond%'t! de !"ient!re Aceste piederi se calculează cu relaţia

∆h =  ρ ⋅  )l 

w *  ' *

⋅

d i

⋅ λ   N  1 m

*

+iteza de curgere a ţiţeiului se calculează cu relaţia w=

"t 

π  ⋅ $i*

=

4"t 

π  $i* , unde

4 − "t 

 este debitul de ţiţei, "t  = 2,2(>> m  1 s

−  $  este diametrul interior al conductei de alimentare  $ = (*6mm = 2,(*6 m i

i

eci, viteza va fi w

= 4 ⋅ 2,2(>> = (,*3 [ m 1 s] π  ⋅ 2,(*6 *

ungimea totală a conductei se consideră  L *22 m.  Cumărul lui 'eRnolds se determină cu relaţia /

'e

= w ⋅ d  = (,*3 ⋅ 2,(*6 = *22(4,/ 6,*/ ⋅ (2 − ν  >

eci regimul de curgere este turbulent pentru că 'e X (2 4 . %oeficientul de piedere prin frecare se determină cu relaţia lui Ilassius λ  =

2,(>4 *22(4,/ 2 , */

= 2,(>4 = 2,2*> 'e 2 , */

&ierderile de presiune prin frecare vor fi ∆h =

64/,23 ⋅ (,*3

)  *

*

⋅

*

*22 2,(*6

⋅ 2,2*> = *6/>/,5/  N  1 m *

.#.). Deterin!re! $ierderi"or "o'!"e de $resi%ne 5n 'ir'%it%" (i(ei%"%i Aceste pierderi se calculează cu relaţia ω *

∆h =  ρ ⋅ e

ξ  =

*

⋅ ξ  , unde

∑ ξ  , având următorii termeni ξ  - coeficientul pentru piedere la robinetul de trecere i

i

cu valori cuprinse între 2,>-*. Ge adoptă ξ ( = (,/ ξ * - coeficientul de pierdere la curbe de 32  cu ' L 4d, ξ * L (,2 2

ξ  - coeficient de pierdere la intrare respectiv la iesire din schimbătorul de căldură, ξ  L (,/

ξ 4 - coeficient de pierdere la intrare în spaţiu dintre ţevi sub unghiul de 32

2

 faţă de axa

2

 faţă de axa

ţevilor, ξ  L(,/ 4

ξ / - coeficient de pierdere la întoarcerea cu (62  prin şicane, ξ /  L (,/ 2

ξ > - coeficient de pierdere la ocolirea şicanelor de susţinere, ξ > L 2,/ ξ 5 - coeficient de pierdere la ieşirea din spaţiu dintre ţevi sub unghiul de 32

ţevilor, ξ  L (,2 5

Astfel obţinem ξ  = *ξ  + ξ  + *ξ  + ξ  + ξ  + (6ξ  + ξ  ξ  = * ⋅ (,/ + ( + * ⋅ (,/ + (,/ + (,/ + (6 ⋅ 2,/ + ( = *2 (

*



4

/

>

5

%onsiderând o viteză medie a ţiţeiului la intarea şi la ieşirea din schimbătorul de căldură w=

(,*3 + 2,2 *

= 2,>>(/ [ m 1 s]

Ge obţine

/4

∆h =

64/,2> ⋅ 2,>>(/ *

e

*

⋅ *2 = >35,3>

 N  1 m *

Astfel căderile de presiune totale pe circuitul ţiţeiului devine ∆h = ∆h + ∆h + ∆h = (3,/ + *6>/>,5/ + >35,3> = **6,2>  N  1 m * tot 

  )  (

  )  *

e

eci căderea de presiune totală pe circuitul ţiţeiului este

∆h = **6,2> tot 

 N  1 m * .

.) CALCULUL MECANIC C!"'%"%" e'!ni' de $roie't!re ! s'>i&3tor%"%i de '3"d%r3

.).1 Gener!"it3(i .).1.1 Des'riere! ener!"3 =i '!r!'teristi'i te>ni'e 22 de ţevi Φ */ x * în lungime de >22 m. Gpri"inirea schimbătorului se face pe doi suporţi de tip şa prin intermediul cărora schimbătorul se fixează în instalaţie pe fundaţie. a exterior schimbătorul este prevăzut cu racorduri şi mufe pentru legarea liniilor  tehnologice din instalaţii şi pentru montarea aparatelor de măsură şi control. #n interior schimbătorului este prevăzut cu fascicul tubular de şicane. %aracteristicile şi condiţiile tehnice sunt redate in tabelul /.(.

&resiunea maximă admisibilă de lucru :&a

Bnterior 7xterior

&resiunea de încercare hidraulică la &resiunea :&a Tluid1durată1minute rece

//

%ircuit

%ircuit

manta 2,> (,*6 (2

ţevi 2,> 2,> (,(4 (2

#ncercarea de etanşeitate în instalaţie

&resiunea :&a Tluid1durată1minute )emperatura admisibilă de lucru a :inima % :axima %  peretelui metalic )emperatura de calcul % enumire   e    l   a %orozivitatea faţă de peretele metalic 8mm1an9   u   r etal   c   u    l )oxic   e   i &ericulozitate   u    d   l 7xploziv   u   e   d    l

2,> 2 (* (/2 (/2

2,> 2 (* (/2 (/2

)iţei 2, a a

Abur 2, a a

/* *,4

*22 (42

ensitatea 8!g1dm 9 Adaos pentru condiţii de exploatare 8mm9  Cumărul de treceri Guprafaţa efectivă de schimb de căldură  Cumărul, dimensiunea ţevilor fascicolului istribuţia şi pasul ţevilor fascicolului Aria secţiunii de trecere 8mm * 9 Bzolaţia termică 8grosimea9 8mm9

2,6/3  ( (62 >22 bucăţi * mm 2,4326 -

2,22*6  6

%apacitatea 8m 9 :asa fascicolului tubular 80g9 :asa utila"ului %u amena"ări amovibile 80g9 Tără amena"ări amovibile 80g9 gol

*,6> /4(2 3562 452

(,*4*

:asa utila"ului la încercarea hidraulică 80g9 :asa maximă a încărcăturii 80g9

(4>6 6**

:asa utila"ului în funcţiune 80g9

(>2

2

2

2

   i   c   i   u    i    l    t    f   s    i   r   e    t   c   a   r   a    %

)emperatura

:inima :axima

2

2

% %

.

.

 

2,*256 -

.).1.# A"eere! @%stii'!t3 ! !teri!"e"or $entr% e"eente"e 'o$onente %ti"i2!te 5n 'onstr%'(i! $rin'i$!"e"or re$ere )abelul /.*  Cr. %rt. 7lementul component

:aterialul utilizat

G)AG

(

:anta

&//C-(

G'7C (22*6-

*

Tund elipsoidal

&//C-(

G'7C (22*6-



%apac cap-flotant

&//C-(

G'7C (22*6-

4

%apac cameră distribuţie

&//C-(

G'7C (22*6-

/

&lăci tubulare

&//C-(

G'7C (22*6-

>

Tlanşe for"ate cu gât

&//C-(

G'7C (22*6-

5

Wevi fascicul

&**/P

G'7C (2*(>-4

/>

6

Wevi racorduri

&**/P

G'7C (2*(>-4

3

&rezoane

*(%r:o+/-5

G'7C (2*>3-*

(2

&iuliţă

*/%r:o4

G'7C (2*>3-*

.).1.) Condi(ii te>ni'e de '!"it!te !"e o(e"%ri"or %ti"i2!te A. %ompoziţia chimică %ompoziţia chimică a principalelor oţeluri utilizate este prezentată în tabelul /. )abelul /. :arca oţelului

% max

:n

Gi

& max

G max

%r  

&//C-(

2,(6

(,(...(,>

(,(5...2,4/

2,2

2,2*/

2,

&**/P

2,(>

≥ 2,4

2,(/...2,/

2,2/

2,2/

2,

*(%r:o+/-5

2,6...2,4/

2,>...2,3

2,(5...2,5

2,2/

2,2/

2,3...(,*

*/%r:o4

2,...2,5

2,>...2,3

2,(5...2,5

2,2/

2,2/

2,3...(,*

%ontinuare tabel /. :arca oţelului

Ci

%u

Al

:o

As

&//C-(

2,2

2,2

2,2*

-

2,2>

&**/P

2,

2,*

2,2*...2,2>

2,2/

2,26

*(%r:o+/-5

max 2,2

2,2

-

2,(/5...2, 2,2/

*/%r:o4

max 2,2

2,2

-

2,(/...2,2 2,2/

I. %aracteristicile mecanice şi tehnologice

1. P)NL<1 SREN 1#<) )abelul /.4 )abelul /.4

/5

imita de curgere

'ezistenţa la

Alungirea la

#ndoirea la

 . P 2, * [ N  1 mm * ] pentru

rupere  . m

rupere As;

rece la

table cu grosimea a,

 N  1 mm *

min pentru

(6 2 C  pe

[ mm]

 pentru table cu

table cu

dorn cu

grosimea a,

diam. d

[ mm]

 pentru table

:arca

grosimea a,

oţelului

[ mm]

cu grosimea

≤ (> &//C-(

/2

≤ (22

X(>Y X42...

≤ 42 42

≤ >2 2

X6...

/(2...>(2

a, [ mm] ≤ (> X(>

≤ */

**

*./a

a

+alorile limitei de curgere la cald pentru table cu grosimea până la >2 mm sunt date în tabelul /./. )abelul /./ :arca

(22

oţelului &//C-(

)emperatura [ C ] (/2 *22 */2 22 /2 imita de curgere convenţională  . P 2, * [ N  1 mm * ]

*3/

*5/

2

*//

*/

*(/

(3/

422 (>/

#. P#N+ SREN 1###<# )abelul /.> )abelul /.>    l   e    ţ   o    ă   c   r   a    :

  c    i   m   r   e    t    t   n   e   m   a    t   a   r    )

   9   m   m    8   a   e   m    i   s   o   r    H

   9    *   m   m    1    C    8   m    '   e   r   e   p   u   r   a    l    ă    ţ   n   e    t   s    i   z   e    '

   9    *   m   m    1    C    8    *  ,   o   p    '   e   r   e   g   r   u   c   e    d   a    t    i   m    i    

   *    1    2 )emperatura [ C ]    2        1 */2 22    < *22    %    0    9 imita de curgere    *   m   c *    1    "    8 , *  N  1 mm    %    2    *   a    l   a    ţ   n   e    t   s    i   z   e    '

   ;   s    A   e   r   e   p   u   r   a    l   e   r    i   g   n   u    l    A

2

/6

/2

4

22 convenţională

%ontinuare tabel /.> &ana &*6/C=

C

la*/2 4/2 sau &este ... */2 >32 B

22

*(

*62

63

(3

/3

*2

*(2

*(2

(32

(32

(>2

(2

(52 (42 ((2

). P#L SREN 1#10<* %aracteristicile mecanice garantate pe produs determinate pe probe tratate termic sunt  prezentate în tabelul /.5. )abelul /.5 :arcă oţel

&*//P

  c    i   m   r   e    t    i   u    l   u    t   n   e   m   a    t   a   r    t    l   u    l   e    T

C

#ncercări la temperatura   e   n   u    i    ţ   c   a   r    t  ,   e   r   e   p   u   r   a    l    ă    ţ   n   e    t   s    i   z   e    '

atmosferei ambiante

42...442

  e   r   e   g   r   u   c   e    d   a    t    i   m    i    l

**/

#ncercări la temperatura redusă

  e   r   e   p   u   r   a    l   a   e   r    i   g   n   u    l    A

*>

  e   r   a   c   r   e   c   n    î   e    d   a   u    t   a   r   e   p   m   e    )

   *    1    2    2        <    %    0   a    ţ   n   e    i    l    i   z   e    '

>2

-/2

*. #CrMo*7 #1CrMoV<4 SREN 1#0<# %aracteristicile mecanice garantate pe probe de referinţă tratate termic, în condiţiile atmosferei ambiante sunt redate în tebelul /.6.

)abelul /.6

/3

   l   e    ţ   o    ă   c   r   a    :

  u   c   c    i    ă    ţ   m   r   n   m   e   r    t    i   e   m    i    f    >   u    l   e   r    (   u    t   e   e   n    d   e   d    l    i   e   u   m   r   a   b    t    t   o   e   a   r   r   p   m    t   a    l    t    i   u   a    d    l   c   e   i    T   l   p   a

%aracteristici mecanice    *  .   o   p    '   e   r   e   g   r   u   c   e    d   a    t    i   m    i    

  m    '   e   r   e   p   u   r   a    l   a    ţ   n   e    t   s    i   z   e    '

*/%r:o4

% 6*2...6/2 % u /42

542

*(%r:o+/-5

' >22...>62 % % 6*2...6/2 % u ' >22...>62 %

/32

562

  s    A   e   r   e   p   u   r   a   ;    l   a   e   r    i   g   n   u    l    A

   ;    Z   e   r   e   p   u   r   a    l   a   e   r    i   u    t    â    H

   Q   e   r   e   p   u   r   e    d   a    i   g   r   e   n    7

4/

/>

2

2

(4

2

2

(4 4/ /> < - uleiE % - călitE ' D revenit.

+alorile energiei de rupere 0+, la temperaturile scăzute sunt date în tabelul /.3 )abelul /.3 :arca oţelului

7nergia limită de rupere, 8Q9 -42 % ->2 % *6 *6 *6 *6

-(2 % 2

*/%r:o4 *(%r:o+/-5

2

-62 % -

2

2

+alorile limitei de curgere la temperaturB ridicate sunt prezentate în tabelul /.(2 )abelul /.(2 )emperatura de încercare [ :arca oţelului

*/%r:o4 *(%r:o+/-5

*22 432 /42

*/2

22

442 /(2

>2

2

C ]

/2

422

4/2

imita de curgere 32 42 462 4(2

*2 /2

*62 *32

.).# C!"'%"%" e'!ni' de diension!re =i ,erii'!re ! $rin'i$!"e"or e"eente 'o$onente .).#.1 C!"'%"%" re2isten(e"or !disi&i"e $entr% !teri!"e"e !"ese

A. Metod! re2isten(ei !disi&i"e :etoda rezistenţei admisibile prin care rezistenţa şi deci siguranţa elementului sau utila"ului se determină prin mărimea asa numitei rezistenţe admisibile, adică a efortului unitar ce  poate fi atins în orice secţiune fără ca deformaţiile să depăşească anumite valori. Aceasta înseamnă că starea de eforturi maxime dezvoltate în condiţiile de probă şi1sau de funcţionare nu trebuie să depăsească o stare de eforturi, unitară admisibilă, adică ( e ⋅ % ) max ≤ ( e ⋅ % ) a =

( e ⋅ % ) re)   c re)  

, unde

( e ⋅ % ) a - efortul unitar admisibil, numit şi rezistenţa admisibilă.

'ezultă deci, că determinarea rezistenţei admisibile pe cale analitică se face cu următoarea formulă generală T 

σ a

=

T  σ re)  

c re)  

,  N  1 m *

acă temperatura de calcul 8t9  t  ≤ */2 C  2

*/2 < t  ≤ 4/22 C 

t  > 4/2 C  2

σ  σ   σ  = min E  c c  *2

*2

r 

c

r 

c

a

σ  σ   σ  = min E  c c  t 

t 

r 

c

r 

c

a

σ  σ  σ   σ  = min  E E  , în care c c c  t 

t 

t 

c

 )  

d 

c

 )  

d 

a

σ r *2 - rezistenţa la rupere la întindere la temperatura de *2 %, [ N  1 mm * ] 2

σ r t  - rezistenţa de rupere la întindere la temperatura de calcul,  N  1 mm *

σ c*2 - limita de curgere la temperatura de *2 %,  N  1 mm * 2

σ ct  - limita de curgere la temperatura de calcul,  N  1 mm *

σ d t  - rezistenţa tehnică de durată la temperatura de calcul,  N  1 mm * σ   )  t  - limita tehnică de flua" la temperatura de calcul, [ N  1 mm * ] c r  - coeficient de siguranţă la rupere

>(

c c - coeficient de siguranţă la curgere c  )   - coeficient de siguranţă la flua"

c d  - coeficient de siguranţă de durată

%oeficienţii de siguranţă se determină în funcţie de încadrarea elementului de utila"  precum şi de tipul constructiv şi tehnologic de execuţie al elementului de utila". %onform BG%B' %4-32 pentru oţeluri se definesc după caz două tensiuni admisibile, din care σ a corespunde caracteristicilor determinate pe baza încercărilor de scurtă durată ale (

materialului şi σ a caracteristicilor determinate pe baza încecărilor de lungă durată ale *

materialului. )ensiunea admisibilă σ a are valoarea cea mia mică rezultată din relaţia (

σ  σ  (σ  )  E σ  = min  c c   *2

t 

t 

r 

c

2, *

a(

r 

c

%oeficienţii de siguranţă cr  şi c c au următoarele valori  )abel /.(( :ateriale $ţeluri 8cu excepţia celor turnate9

cc

cr 

(,/

*,4

)ensiunea admisibilă σ a are valoarea cea mai mică rezultată din relaţia *

σ a

σ  = min  c

t   )  

*

E

 )  

σ d t   c d 

 

#n relatia de mai sus, coeficienţii de siguranţă

c  )   şi c d   au următoarele valori

)abel /.(* :ateriale $ţeluri 8cu excepţia celor turnate9

c )  

c d 

(,/

(,2

acă temperaturile de lucru sunt în general pentru oţeluri sub 62 2 C  , atunci rezistenţa admisibilă se determină de la încercarea de scurtă durată şi anume

σ  σ  (σ  )  E σ  = min  c c   *2

t 

t 

r 

c

2, *

a(

r 

c

'ezistenţa admisă la proba hidraulică se determină cu relaţia σ ap

= 2,3 ⋅ σ 

*2

c

>*

B. Deterin!re! re2isten(ei !disi&i"e $entr% P)NL<1 SREN 1#<) σ a

σ r *2 σ ct  (σ 2t , * )  = min  E  c c c  r  

= /(2 N  1 mm

σ r *2

*

'ezistenţa admisibilă la rupere σ r *2 are valoarea  σ r *2

=

σ c*2

= /2 N  1 mm

cr 

=

/(2

σ ar 

*2

*,4

= *(*,/ N  1 mm

*

*

'ezistenţa admisibilă la curgere σ c*2 are valoarea σ 

=

*2 ac

 σ c*2 cc

=

/2 (,/

= *, N  1 mm

*

*2

'ezistenţa admisibilă σ   are valoarea a

σ *2

= min(σ  Eσ  ) = min( *(*,/E*,) = *(*,/ N 1 mm

σ c(/2

= *5/ N  1 mm

a

*2

*2

ar 

ac

*

*

(/2 'ezistenţa admisibilă la curgere σ ac are valoarea

=

(/2

σ ac

 σ c(/2 cc

=

*5/ (,/

= (6, N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă σ a(/2 are valoarea σ a(/2 σ a(/2

= min(σ  Eσ  ) = min( *(*,/E(6,) = (6, N  1 mm *2 a

(/2 ac

*

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică are valoarea σ ap

= 2,3 ⋅ σ  = 2,3 ⋅ /2 = (/ N  1 mm *2

*

c

C. Deterin!re! re2isten(ei !disi&i"e $entr% P#N+ SREN 1###<# σ a

σ r *2

σ r *2 σ ct  (σ 2t , * )  = min  E  c c r  c  

= 4/2 N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă la rupere σ r *2 are valoarea *2

σ r 

=

σ r *2 c r 

=

4/2 *,4

= (65,/ N 1 mm

*

>

= 22 N  1 mm

σ c*2

*

'ezistenţa admisibilă la curgere σ c*2 are valoarea σ c*2

=

*2

σ ac

cc

22

=

= *22 N 1 mm

(,/

*

*2

'ezistenţa admisibilă σ   are valoarea a

σ *2

= min(σ  Eσ  ) = min((65,/E*22) = (65,/ N 1 mm

σ c(/2

= *43,44 N  1 mm

a

*2

*2

ar 

ac

*

*

(/2 'ezistenţa admisibilă la curgere σ ac are valoarea

(/2 ac

σ 

=

 σ c(/2

=

cc

*43.44 (,/

= (>>.*3 N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă σ a(/2 are valoarea σ a(/2 σ a(/2

= min(σ  Eσ  ) = min((65,/E(>>,*3 ) = (>>,*3 N  1 mm *2

(/2

a

ac

*

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică are valoarea σ ap

= 2,3 ⋅ σ  = 2,3 ⋅ 22 = *52 N  1 mm *2

*

c

D. Deterin!re! re2isten(ei !disi&i"e $entr% P#L SREN 1#10<* σ a

σ r *2

σ r *2 σ ct  (σ 2t , * )  = min  E  cc   c r 

= 42 N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă la rupere σ r *2 are valoarea  σ r *2

=

σ c*2

= **/ N  1 mm

c r 

=

42

σ ar 

*2

= (4(,>5 N  1 mm

*,4

*

*

'ezistenţa admisibilă la curgere σ c*2 are valoarea σ 

*2

ac

=

 σ c*2 cc

=

**/ (,/

= (/2 N  1 mm

*

>4

*2

'ezistenţa admisibilă σ   are valoarea a

σ *2

= min(σ  Eσ  ) = min((4(,>5E(/2) = (4(,>5 N 1 mm

σ c(/2

= (33,5 N  1 mm

a

*2

*2

ar 

ac

*

*

(/2 'ezistenţa admisibilă la curgere σ ac are valoarea

=

(/2

σ ac

 σ c(/2

=

cc

(33,5 (,/

= (,( N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă σ a(/2 are valoarea σ a(/2 σ a(/2

= min (σ  Eσ  ) = min ((4(,>5E(,() = (,( N  1 mm *2 a

(/2 ac

*

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică are valoarea σ ap

= 2,3 ⋅ σ  = 2,3 ⋅ **/ = *2*,/ N  1 mm *2 c

*

E. B!2! de st!&i"ire ! tensi%nii !disi&i"e $entr% =%r%&%ri )ensiunile admisibile pentru materialul şuruburilor σ as*2 , σ ast    se determină conform  prevederilor BG%B' %4-32 după cum urmează *2

σ as t 

σ as

=

=

σ c*2 (σ 2*2, * ) c ss

σ ct  (σ 2t , * ) c ss

 unde

σ c*2 - este limita de curgere la temperatura de *2 2 C  ,  N  1 mm * σ ct  - limita de curgere la temperatura de calcul,  N  1 mm * σ 2*2, * - limita de curgere convenţională la temperatura de *2 2 C  , [ N  1 mm * ]

σ 2t , * - limita de curgere convenţională 8tehnică9 la temperatura de calcul,  N  1 mm * c ss - coeficient de siguranţă care pentru oţeluri are următoarele valori

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică se determină cu relaţia σ ap

= 2,3 ⋅ σ 

*2

c

)abelul /.( 'aportul dintre limita de curgere şi

c ss

rezistenţa de rupere ≥ 2,>

*,6 $ţeluri carbon *,

F 2,> >/

$ţeluri austenitice (,3

:. Deterin!re! re2isten(ei !disi&i"e $entr% #1CrMoV<4 SREN 1#0<# σ c*2 (σ 2*2, * )

σ as

=

σ 2*2, *

= /32 N  1 mm

*2

σ r 

= 562 N  1 mm

σ 2*2,*

/32

=

σ r  σ as

σ c(/2

562

σ 2*2, *

=

*2

σ r 

c ss

c ss

(/2

σ as

*

= 2,5/> > 2,> ⇒ c = *,6 ss

=

/32 *,6

= *(2,5( N  1 mm

= //,63 N  1 mm

= 562 N  1 mm

σ c(/2 σ r 

*

= =

//,63

c ss

*

*

= 2,4( > 2.> ⇒ c = *,6 ss

562

 σ c(/2

*

//,63

=

*,6

= (35,6( N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică se determină cu relaţia σ ap

= 2,3 ⋅ σ  = 2,3 ⋅ /32 = /( N  1 mm *2

*

c

G. Deterin!re! re2isten(ei !disi&i"e $entr% #CrMo* SREN 1#0<# σ 2*2, *

= /42 N  1 mm

*

σ r  = 542 N  1 mm * σ 2*2, * σ r  *2 as

σ 

σ c(/2

=

=

/42 542

 σ 2*2, * c ss

= 2,5*3 > 2,> ⇒ c = *,6 ss

=

/42 *,6

= (3*,6/ N  1 mm

= (53,3> N  1 mm

*

*

σ r  = 542 N  1 mm * σ c(/2 σ r 

=

(53,3> 542

= 2,*4 < 2.> ⇒ c = *, ss

>>

(/2

σ as

=

 σ c(/2 c ss

=

(53,3> *,

= 56,*4 N  1 mm

*

'ezistenţa admisibilă la proba hidraulică se determină cu relaţia

= 2,3 ⋅ σ  = 2,3 ⋅ /42 = 46> N  1 mm *2

σ ap

*

c

.).#.# C!"'%"%" de diension!re =i ,erii'!re ! !nt!"ei s'>i&3tor%"%i de '3"d%r3 I.C!2%" so"i'it3rii "! $resi%ne interio!r3 %nior3 Ge consideră o structură 8manta, tubulatură9 cilindrică cu grosimea de perete constantă închisă la extremităţi cu capace sau funduri şi solicitată la presiunea interioară uniformă 8figura /.>9. Gtructura respectivă se caracterizează prin următoarele mărimi geometrice  .(

=∞

 . *

=  . = 2,/ m

 $m

= constant

ϕ  =

π  *

= constant

)eoria fără moment Având în vedere ca  p # = 2  şi  p !  =  p  N m  .(

+

 N t 

= − p [ N  1 mm ] *

 ! 

 .*

'ezultă direct că  N t 

=  p ⋅ . =  p ⋅

σ t  =

m

 p ⋅ .m  s

=  p ⋅

 $m *  $m * ⋅ s

>5

Gtructura 8mantaua, tubulatura9 cilindrică cu grosimea de perete constantă, este solicitată la presiune interioară uniformă. Aşadar în condiţii identice,  N t   şi σ t  , în cazul structurii cilindrice au valori duble faţă de cele corespunzătoare structurii sferice. Având în vedere că  s ≤  .* ≤  .m , deci  s <<  $m , se poate accepta aproximaţia  $i

=  $ − s → $ , în care condiţiia rezultantă m

m

 p 2 a

eforturilor de contur 8distribuite uniform pe

conturul liber al suprafeţei mediane a structurii, figura /.69 este egală cu forţa de presiune rezultantă

 p  p , ce

acţionează asupra fundului sau capacului respectiv

π  ⋅ $i

*

 p 2 =  p p =

4

*

 p =

 N m ⋅ .* ⋅ sin ϕ  = *

π  ⋅ $m

 p2 *π 

4

 p , şi din ecuaţia

ϕ 

− *π  ∫  .  . (  p (

*

 #

sin ϕ  +  p !  cosϕ ) sin ϕ d ϕ 

ϕ 2

Ge obţine

−  N  =  p

 .m

m

σ m

=  p

 .m * s

*

=  p

=  p

 $m 4

 $m 4 s

>6

 N t   N m

=

σ t  σ m

= * , ceea ce înseamnă că eforturile

 N t   şi

eforturile unitare corespunzătoare

σ t   sunt duble faţă de  N m  şi respectiv σ m , în cazul structurilor cilindrice solicitate la presiunea

interioară uniformă. #n consecinţă, în condiţiile presurizării interioare, secţiunea cea mai solicitată a tubulaturii şi mantalelor cilindrice este cea longitudinală, direcţia parabolei tenace, identificându-se în ansamblul cu generatoarea

>3

&resupunând că structura cilindrică în discuţie este executată în construcţie sudată şi observând că σ max = σ t  > σ m , se poate scrie σ max

= σ  =  p

 s ≥  p

 $m

t 

 $m * ⋅ ϕ  ⋅ σ a

* s

≤ σ  = ϕ ⋅ σ  , rezultă că avem următoarele formule de dimensionare

E s ≥  p

as

a

 $i * ⋅ ϕ  ⋅ σ a

−  p

E s ≥  p

 $e * ⋅ ϕ  ⋅ σ a

+  p

, în care

ϕ  - este coeficientul de rezistenţă al cordonului de sudură şi este egală cu raportul dintre

rezistenţa σ a a secţiunii considerate întregi, fără sudură. %oeficientul ϕ    depinde de o serie întreagă de factori între care se menţionează cei mai importanţi -

tipul îmbinării prin sudareE

-

modul şi mi"loacele de control radiografice, cu ultrasunete, etc.

-

proprietăţile fizico-mecanice ale îmbinării prin sudare

+alorile coeficientului de rezistenţă al cordonului de sudură ϕ  s-au stabilit în următoarele condiţii -

sudabilitate normală

-

detensionare, făcută în condiţii corespunzătoare

-

examen defectoscopic 8cu raze [ şi \ sau cu ultrasunete9 corect, cu rezultate bune

-

control riguros al caracteristicilor mecanice ale îmbinărilor sudate, însă corespunzător 

materialelor folosite. 52

%a urmare, ϕ   se poate calcula astfel ϕ  = ϕ 2 ⋅ K ( ⋅ K *⋅ K  ⋅ K 4 , în care ϕ 2 - este coeficient de rezistenţă teoretic 8maxim9 al îmbinărilor prin sudare  K ( - coeficient de corecţie depinzând de sudabilitate  K * - coeficient de corecţie depinzând de tratamentul termic de detensionare

 K  - coeficient de corecţie depinzând de  K 4 -

examentul de roentgenografic

coeficient de corecţie depinzând de încercările mecanice efectuate şi de controlul

aspectului +alorile coeficientilor  K ( , K  * K  , K 4  sunt date în tabele. %oeficienţii de rezistenţă ai îmbinărilor sudate ϕ    pentru materiale feroase pot avea următoarele valori directe, conform BG%B' %4-32.

)abelul /.(4  Cr. %tr.

+$<:< 7[A:BC]'BB )B&< #:IBC]'B$' G<A)7

 C7BG)'<%)B+7 )$)A &A'WBA T]']

#mbinările cap la cap executate automat prin orice procedeu de sudare (

cu arc electric sau gaze, pe ambele feţe

(

2,3

2,6

2,3/

2,6/

2,52

-

-

2,>

2,3

2,6

2,5

sau pe o singură faţă cu completare la *

rădăcină Bdem nr. ctr. (, însă executate manual #mbinările cap la cap executate prin orice procedeu de sudare cu arc electric



sau cu gaze, numai pe o faţă, fără inel sau placă suport la rădăcină Bdem nr. ctr. , cu inel sau placă suport

4

la rădăcină

5(

#mbinatri în formă de ) sau alte îmbinări în colţ cu pătrundere completă, /

asigurată din ambele părţi prin orice

-

-

2,5

-

-

2,>

 procedeu de sudare cu arc electric sau gaz #mbinătri în formă de ) sau alte >

îmbinări în colţ cu sudare pe o singură  parte, prin orice procedeu de sudare cu arc electric

eci grosimea de perete a elementelor cilindrice simple, supuse la presiuni interioare, conform BG%B' %4-32 este

∆ p =

 pc ⋅ $ * ⋅ σ a ⋅ ϕ  −  pc

+ c + c , unde (

r (

 D diametrul elementului în 8mm9  p c -

presiunea de calcul, în  N  1 mm * , care reprezintă presiunea folosită în calculul de

determinare a grosimii de rezistenţă. #n calculul de verificare ea este presiunea la care poate fi supus elementul de recipient fără solicitări admisibile la temperatura de calcul. σ a -tensiunea admisibilă în [ N  1 mm * ]

ϕ  - coeficient de rezistenţă a îmbinărilor sudate

- adaosul pentru condiţiile de exploatare în 8cm9 şi reprezintă grosimea suplimentară,

c

(

care se adaugă la elementul recipientului susceptibil de a se subţia prin coroziune sau eroziune, în scopul de a realiza o funcţionare sigură, pe durata de funcţionare stabilită prin proiect c r 

(

- adaosul pentru rotun"ime în 8cm9, ţine seama de valoarea grosimii de standardizare

imediat superioare a semifabricatului şi de abaterea negativă la grosime în 8mm9 &resiunea de calcul la verificarea elementului  p c , se calculează cu relaţia  pc

=

− c ⋅ σ  ⋅ ϕ  ∆t ( ∆ p − c )

*  s p

(

a

(

'elaţiile sunt aplicabile când se îndeplineşte concluzia  s  p

−c

(

 s

≤ 2,(

II. Verii'!re! rosiii de $roie't!re "! $resi%ne! de $ro&3 >idr!%"i'3 5*

&resiunea de încercare hidraulică a unui recipient 8compartiment9,

 p ph ( bar )  este egală cu

valoarea calculată conform relaţiei de mai "os  p  ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

8:&a9, 8bar9 în care

σ at 

 p m - este presiunea maximă admisibilă de lucru a recipientului în 8:&a 9 *2 σ ap -este

temperatura admisibilă a elementului determinat pentru  p m  la temperatura la

care are loc încercarea, în [ N  1 mm * ] σ at  - este tensiunea admisibilă a elementului determinat pentru  p m  la temperatura de

calcul, în  N  1 mm * 7lementul determinat este elementul de recipient pentru care raportul

σ ap*2 σ at 

 este minim.

7lementele de recipient vor fi astfel proiectate încât în timpul încercării hidraulice tensiunea în elementul considerat să nu depăşească 32; din valoarea limitei de curgere a materialului din care a fost executat. &resiunea de probă hidraulică se determină pentru toate materialele astfel

1. Pentr% P)NL<1 SREN 1#<)  p  ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

σ at 

= (/ N  1 mm  p = >bar  σ  = (6, N  1 mm *

σ ap c

(/2

*

a

 p  ph

= (,*/ ⋅ > ⋅

(/ (6,

= (*,66bar 

#. Pentr% P#N+ SREN 1###<#  p ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

σ at 

= *52 N  1 mm  p = >bar  σ  = (>>,*3 N  1 mm *

σ ap c

(/2

*

a

 p ph

= (,*/ ⋅ > ⋅

*52 (>>,*3

= (*,(5bar  5

). Pentr% P#L SREN 1#10<*  p ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

σ at 

= *2*,/ N  1 mm  p = >bar  σ  = (,( N  1 mm *

σ ap c

(/2

*

a

= (,*/ ⋅ > ⋅

 p ph

*2*,/ (,(

= ((,4bar 

*. Pentr% #CrMo* SREN 1#0<#  p ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

σ at 

= 46> N  1 mm  p = >bar  σ  = (53,3> N  1 mm *

σ ap c

(/2

*

a

= (,*/ ⋅ > ⋅

 p  ph

46>

= *2,5bar 

(53,3>

. Pentr% #1CrMoV<4 SREN 1#0<#  p ph

= (,*/ ⋅ p

σ ap m

σ at 

= /( N  1 mm  p = >bar  σ  = (35,6( N  1 mm *

σ ap c

(/2

*

a

 p ph

= (,*/ ⋅ > ⋅

/( (35,6(

= *2,(bar 

III. C!"'%"%" de diension!re =i ,erii'!re ! !nt!"ei 'or$ !,-nd  $i =  (222 mm 7 s%$%s3 "! $resi%ne interio!r3 III.1 C!"'%"%" de diension!re Hrosimea de proiectare se determină cu relaţia

∆ p = ∆ + c + c 2

 s 2  $

=

(

r 

 p c $ *ϕσ a(/2

−  p

c

=  $ = (22cm i

54

= 2,> N  1 mm

 p c

*

ϕ  = 2,6/ σ a(/2

= (6, N  1 mm

*

c(

= 2,cm

c r 

= 2,26cm , conform G'7C (22*3-3/

 s 2

= 2,(3* + 2, + 2,26 = 2,/5*

in considerente constructive pentru asigurarea condiţiilor de stabilitate se adoptă  s  p

= (cm = (2mm

III.# C!"'%"%" de ,erii'!re "! $resi%ne! de $ro&! >idr!%"i'3

 s  pph

=

 p  ph $ *ϕσ ap

−  p

 ph

= (,*6 N  1 mm  $ =  $ = (22cm ϕ  = 2,6/ σ  = (/ N  1 mm  p  ph

*

i

*

ap

(, *6 ⋅ (22

 s pph

=

 s pph

<  s ⇒ 2,*3 < (cm

* ⋅ (/ ⋅ 2,6/ − (,*6

= 2,*3cm

 p

IV. C!"'%"%" de diension!re =i ,erii'!re ! !nt!"ei '!erei de distri&%(ie !,-nd  $i =   (222 mm 7 s%$%s3 "! $resi%ne interio!r3

IV.1 C!"'%"%" de diension!re Hrosimea de proiectare se calculează cu relaţia

5/

 s p

=  s + c + c

 s 2

=

 P c

= 2,> N  1 mm

 $

=  $ = (22cm

 p c

= 2,> N  1 mm

2

(

r 

 p c $ *ϕσ a(/2

−  p

c

*

i

*

ϕ  = 2,6/

= (6, N  1 mm

σ a(/2

*

c(

= 2,cm

c r 

= 2,26cm conform G'7C (22*3-3/

 s 2

=

 s  p

= 2,(3* + 2, + 2,26 = 2,/5*cm

2,> ⋅ (22 * ⋅ 2,6/ ⋅ (6, − 2,>

= 2,(3*cm

in considerente constructive pentru asigurarea condiţiilor de stabilitate se adoptă  s  p

= (cm = (2mm

&resiunea de calcul la verificarea elementelor se determină cu relaţia  pc

*( s p

− c ) ⋅ σ  ⋅ ϕ  =  $ + ( s − c ) (/2

a

(

 p

eci  pc =

(

*(( − 2,) ⋅ 2,6/ ⋅ (6, (22 + (( − 2,)

= *,(> N  1 mm >  p = 2,> N  1 mm *

IV.# C!"'%"%" de ,erii'!re "! $resi%ne! de $ro&3 >idr!%"i'3

 s  pph

=

 p ph $ *ϕσ ap

−  p

 ph

= (,*6 N  1 mm  $ =  $ = (22cm ϕ  = 2,6/ σ  = (/ N  1 mm  p  ph

*

i

*

ap

(, *6 ⋅ (22

 s pph

=

 s pph

<  s ⇒ 2,*3 < (cm

* ⋅ (/ ⋅ 2,6/ − (,*6

= 2,*3cm

 p

5>

*

CAPITOLUL VI INSTRUC9IUNI PRIVIND NORME DE TE+NICA SECURIT89II MUNCII 0.1 INSTRUC9IUNI PRIVITOARE LA MATERIALE 0.# INSTRUC9IUNI DE :ABRICA9IE 0.) NORME DE TE+NICA SECURIT89II MUNCII

0.1 INSTRUC9IUNI PRIVITOARE LA MATERIALE (. a execuţie se vor folosi numai materiale cu certificate de calitate. #n lipsa acestora întreprinderea constructoare trebuie să facă probele necesare conform standardelor în vigoare şi să întocmească certificate de calitate şi încercări din care să rezulte că materialele au compoziţia chimică şi calităţile fizico-mecanice conform standardelor materialelor respective şi respectă cerinţele din prescripţiile tehnice %4-32. *. #n cazurile temeinic "ustificate, întreprinderea constructoare poate să înlocuiască mărcile de oţeluri prevăzute în documentaţia de proiectare cu altele echivalente, considerate corespunzătoare dacă îndeplinesc în mod obligatoriu condiţiile de mai "os •

:aterialele care se înlocuiesc să fie din aceeaşi clasă

•

$ţelul să fie calmat

•

%ompoziţia chimică să fie echivalentă

•

%aracteristicile mecanice să fie cel puţin egale cu ale mărcii de oţel iniţial prescris

 pentru condiţii de calcul prevăzute în proiect

55

•

&entru utila"ele supuse controlului BG%B', marca respectivă din oţel să aibă

omologat procesul tehnologic de sudare, în conformitate cu dispozitivele legale în vigoare •

#nlocuirea de material la ma"orarea preţului utila"ului

. a execuţia sudurilor se vor folosi electrozi aprovizionaţi cu respectivele certificate de calitate. #n lipsa acestora, uzina constructoare trebuie să facă toate probele necesare şi să întocmească certificatele de calitate din care să rezulte că electrozii au compoziţia chimică şi calităţile fizico-mecanice conform standardului respectiv 4. &entru realizarea utila"ului, în construcţia sudată, întreprinderea constructoare va aplica un procedeu de sudură omologat care să asigure respectarea tuturor precizărilor din prescripţiile tehnice BG%B'. %oeficientul de rezistenţă al îmbinărilor sudate trebuie asigurat la cel puţin valoarea precizată în proiect şi luată în considerare în calculul de rezistenţă.

0.# INSTRUC9IUNI DE :ABRICA9IE

(. #n cursul procesului tehnologic de fabricaţie se vor respecta •

)oate dimensiunile desenelor de ansamblu si detalii

•

)oleranţele indicate în desene

•

%aliatăţile de materiale prescrise

*. )rasarea găuri pentru racorduri, precum şi amplasarea amena"ărilor pe aparat se vor  executa numai după realizarea integrală a utila"ului, considerând o bază unică de măsurare. . Hăurile de la flanşe, pentru şuruburi, vor fi dispunse simetric faţă de axele principale ale utila"ului, sau faţă de axele paralele ale acestuia. 4. #n vederea realizării fascicolului tubular, capetele ţevilor ce urmează a fi mandrinate în  plăci tubulare, vor fi supuse unui tratament termic de recoacere în vederea sigurării unei durităţi mai mici cu cel puţin 2 =I decât duritatea plăcii tubulare. /. #nainte de asamblarea ţevilor în plăcile tubulare, se va proceda la pregătirea îmbinării mandrinate prin îndepărtarea oricăror impurităţi sau urme de materii străine din găurile plăcilor  tubulare, acestea trebuind să fie absolut curate şi uscate. #n acelaşi scop, înainte de începerea asamblării, capetele ţevilor fascicolului tubular vor fi curăţate la luciu metalic, pe o lungime egală cu grosimea plăcii tubulare plus (2 mm. 56

>. #nainte de începerea asamblării ţevilor în fascicol tubular, şicanele transversale şi şicanele suport vor fi pregătite prin eliminarea tuturor bavurilor sau marginilor ascuţite, atât la găurile pentru trecerea ţevilor cât şi la toate celalalte muchii. 5. Hăurile pentru ţevi, practicate în plăcile tubulare trebuie să fie prelucrate la rugozitatea  precizată în desen, nefiind permise rizuri sau zgârieturi ca urmare a procesului de execuţie. 6. Cu sunt permise cuponări sau întregiri ale ţevilor fascicolului tubular prin operaţii de sudare. 3. %ordoanele de sudură longitudinale şi transversale ale îmbinărilor corpului vor fi  polizate la nivelul suprafeţei interioare a mantalei. (2. upă asamblarea virolelor între ele, suprafaţa exterioară a mantalei cilindrice nu trebuie să prezinte abateri măsurate pe generatoare 8săgeată9, faţă de linia dreaptă, mai mari de (mm 1 m * , dar maxim / mm pe toată lungimea corpului.

((. $valitatea maximă admisă pentru corpul aparatului de schimb de căldură nu va depăşi 2,/; din diametrul nominal al mantalei, dar maximum de > mm.

0.) NORME DE TE+NICA SECURIT89II MUNCII

#n vederea asigurării unor bune condiţii de desfăşurare a procesului de prelucrare şi a evitării accidentelor de muncă se recomandă următoarele •

epozitarea semifabricatelor să se efectueze în mod "udicios astfel încât la

manipularea lor să nu apară accidente •

&ersonalul care execută operaţii de curăţire chimică va fi dotat obiligatoriu cu mănuşi

şi haine de protecţie adecvate pentru a prote"a împotriva agenţilor chimici, iar părţile libere ale corpului vor fi unse cu o cremă adecvată •

&ersonalul va purta ochelari de protecţie, iar operaţia se va executa fie în aer liber, fie

în încăperi deschise •

 Cu este permis să se înceapă nici o operaţie de prelucrare sau de sudare înainte de a

 poseda certificatul de calitate şi a identifica marca oţelului respectiv •

upă identificare se va avea în vedere numai aplicarea de tehnologii de sudare şi

 prelucrari elaborate de organizaţii de proiectare specializate •

 Cu se permite prinderea cu sudură a unor îmbinări realizate printr-o centrare forţată

sau corectarea ei, în ambele cazuri existând pericolul fisurării 53

•

a prelucrările mecanice, piesa de prelucrat trebuie fixată deosebit de rigid pentru a

combate vibraţiile ce apar la regimurile intense de aşchiere •

Ge vor evita prinderile excentrice care duc la secţiuni neuniforme de aşchii

•

a găurirea pieselor se vor prinde în dispozitivele speciale, rigide construite pe

corpuri din fontă care preiau şi micşorează vibraţiile •

&entru fixarea cuţitelor în suport se utilizează adaosuri executate special la

dimensiunile corpului, nefiind permisă folosirea unor adaosuri improvizate din diferite table luate la întâmplare •

a fixare, şuruburile se strâng pe rând câte puţin fiecare, nu fiecare şurub până la

refuz, ceea ce ar duce la aşezarea greşită a cuţitului •

Aproprierea şi îndepărtarea sculei de piesa de prelucrat trebuie făcută numai în timp

ce piesa sau scula se roteşte •

Iurghierea se va face cu gri"ă pentru că în momentul terminării operaţiei la ieşirea

sculei din gaură se poate rupe tăişul sculei •

'etragerea sculei din pieşă se face numai după dega"area lor prin aşchiere, fiind

interzisă pornirea şi oprirea maşinii în timp ce scula se află în aşchiere •

a prelucrarea cu carburi metalice trebuie evitate regimurile care duc la formarea unor 

aşchii lungi care datorită vitezei mari de aşchiere au temperaturi ridicate putânt produce arsuri •

#n cazul în care se produc aşchii sfărâmate este indicat să se monteze ecrane de

 protecţie transparente, pe masa maşinii, putând totodată urmări mersul lucrărilor  •

a utilizarea lichidelor de răcire-ungere, este interzis ca acestea să conţină substanţe

nocive care pot provoca dermatoze •

Aschiile se vor îndepărta numai cu cârlige şi lopăţele

62

A:T ARRO AT) Arro combina o interfata grafica avansata cu o solutie inginereasca complexa pentru simplificarea procesului, de cele mai multe ori complicat, de analiza a debitelor de gaze in sistemele de conducte. &entru a oferi flexibilitate si incredere ridicata in predictiile sale, AT) Arro ofer metode cu solutii multiple. $ parte integrala a interfetei este ferestra spatiului de lucru al AT) Arro. Aici puteti amplasa iconite sis a desenati linii pentru a reprezenta diferite component ale sistemului de conducte. &uteti introduce informatii pentru componentele associate in ferestrele Gpecifications. AT) Arro prezinta atat date initiale cat si rezultatele analizelor intr-o forma vizuala, permitand rapida analiza a validitatii modelului. Bdentificarea presupunerilor slabe, a erorilor tipografice, si redemararea modelelor sunt aceelerate datorita mediului graphic al AT). Acesta reduce  posibilitatea de modelare a erorilor. Acum in AT) Arro 4.2 sunt doua noi module care permit extensia capabilitatilor de modelare ale AT) Arro in noi noi zone. :odulul Analiza bac!-solution si %ontrol permite inginerului sa dezvolte o analiza multivariata si sa simuleze functiile de control ale sistemului. :odulul de calcul al costurilor 8%G)9 permite inginerului sa calculeze costurile sistemului, atat initiale, cat si recurente. :odulele pot fi folosite individual sau impreuna. Bndiferent daca sistemul de conducte va fi folosit pentru a evalua si imbunatati un sistem de"a existent sau pentru a desena unul nou, AT) Arro creste productivitate in modelarea procesului.

Versi%ni"e st!nd!rd !"e '!$!&i"it!ti"or • • • • • • • • •

•

•

Gistemele inchise 8recirculate9 sau deschiseE Gisteme de retele care se ramifica sau sunt inchise, fara limita asupra numarului de bucleE Gisteme de conducere a presiuniiE Gisteme compresor sau ventilator, incluzand compresoare multiple in serie sau paralelE %ompresoare cu viteza variabila, presiune si debit controlateE Gisteme cu supape de control a presiunii sau debituluiE Gisteme cu supape inchise sau compresoare opriteE Gisteme de analiza a schimbului de caldura si sisteme de echilibrare a energieiE Gisteme care experimenteaza incetinirea sonica, incluzand multiple puncte de incetinire sonicaE Gisteme cu debit non-reactiv mixt si amestecuri definite de utilzator 8cu optional %hempa!9E Gisteme cu schimbari de altitudine la fel ca in cazul turbomasinilorE

6(

• •

%azuri multiple de desing intr-un singur document modelE %alculul costului consumului de energie al compresoruluiE

 C!r!'teristi'i"e interetei •

•

•

•

Bnterfata grafica a AT) Arro este bazata pe operatiile de tras si plasat, ceea ce permit cons constr truc ucti tiee cu usur usurin inta ta a unui unui mo mode dell al unui unui sist sistem em de cond conduc ucte te.. &oti &oti cont contro rola la aran"amentul, si beneficiezi de feedbac!-ul direct vizual privind configuratia modelului. atele sunt introduse pentru component in ferestrele Gpecifications, care sunt deschise  printr-un dublu clic! asupra componentei de interes. %aracteristicile aditionale de editare simplifica schimbarile pe care doriti sa le faceti in model. AT) Arro incorporeaza atat sistemul traditional 7nglez, cat si Gistemul Bnternational de unitati de masura. Asignati Asignati unitatile tuturor parametrilor initiale prin alegerea acestora din lista. Aceasta Aceasta inalta flexibilitate va scapa de calculele dificile realizate de mana.  Cumeroase rapoarte cu date de iesire pot fi generate, toate pot fi modificate. )oate )oate datele de iesire printate sunt de calitatea raportului.atele de iesire organizate permite de asemnea verificarea acuratetii modelului.

Consider!tii"e inineresti din A:T ArroF ArroF AT) Arro este bazat pe urmatoarele consideratii fundamentale ale mecanicii fluidelor ebit compresibilE )oate gazele sunt supraincalziteE %onditii stare de echilibruE ebitul unidirectional Tara reactii chimiceE ebitul supersonic nu exista in sistemE • • • • • •

AT) Arro Arro permi permite te schimb schimbare areaa accela accelarat ratiei iei gravit gravitati ationa onale le a sistem sistemulu ului,i, o carac caracter terist istica ica folositoare pentru aplicatiile cu vehiculele aerospataile sau pentru sistemele care sunt construite  pentru medii extraterestre extraterestre

In A:T ARRO !,e 6   Cond%'te $ conducta poate reprezenta mai multe conducte in paralel 8folositoare pentru fascicule de conducte9E Titinguri imbunatatie ^intrari de pierderi pentru conducteE Bzolarea poate fi inclusa pe interiorul conductei1 duct si efectul asupra suprafetei de debit si transferul acaldurii acaldurii pot fi modelateE Bzolarea poate fi aplicata chiar si atunci cand nu existra transfer termicE •

• •

•

  Re2o",!tor Gchimbatorrele de caldura pot schimba caldura cu schimbatoarele de caldura din cicluri separate care pot avea acelasi fluid sau un fluid diferitE

•

6*

Bzolatia interna poate fi adaugata unei conducte sau tevi, si aria redusa a debitului si efectele termice 8daca sunt modelate9 vor fi automat calculate.  Coi ecuatii de stare sunt sunt folosite pentru a modela modela densitatea ca un un tabel de curbe bazate bazate pe  presiune si temperature temperature 8similare cu tabelele tabelele entalpiei9E •

•

6

64

CONCLU;II &rezentul proiect a abordat mai întâi problema influenţei temperaturii de încălzire asupra  probabilităţii de transport prin prin conducte a ţiţeiului ţiţeiului brut vâscos si1sau congelabil. &e baza studiului efectuat, transportul prin conducte a produselor petroliere 8în special a ţiţeiului vâscos9 este susceptibil de îmbunătăţire în sensul că se poate realiza mai economic, dacă s-ar utiliza una din metodele enumerate în capitolul B . +ariaţia temperaturii în conductă are o influenţă importantă asupra pompării petrolului  brut sau produselor petroliere. Astfel, viscozitatea lichidelor variază în sens contrar cu temper temperatu atura ra şi o scăde scădere re accent accentuat uatăă a aceste acesteia ia din urmă urmă produc producee o creşte creştere re import important antăă a viscozităţii. a un petrol brut vâscos pot apărea, în acest caz, dificultăţi mari de transport. e asemenea, unele petroluri brute sau produse petroliere pot a"unge la punctul de congelare atunci când temperatura din conductă scade. a petrolurile brute parafinoase, în unele cazuri, apar  depuneri depuneri de parafină pe peretele peretele conductei, conductei, fapt ce reduce reduce diametrul diametrul interior sau conduce conduce la înfundarea conductei. #n contextul actual când consumul energetic este foarte important, cum este cazul ţării noastre, optimizarea transportului petrolier prin conductă este un factor hotărâtor. Ui în ceea ce priveşte proiectarea generatoarelor de abur, utilizate în staţiile de încălzire, este însă susceptibilă de îmbunătăţiri ceea ce ar constitui alături de o reproiectare a staţiei o importantă sursă de economie. &rezentul proiect aduce o mică contribuţie la aceste probleme prezentate. &entru realizarea proiectării s-a apelat la toată gama de cunoştiinţe dobândite pe parcursul celor cinci ani de studiu, nu numai la disciplinele - )ransportul fluidelor şi )ermotehnică D în al căror domenii se înscrie tematica, ci şi la celelalte discipline. &e acestă cale ţin să aduc o dată mulţumirile mele tuturor cadrelor didactice din facultate,  pentru interesul depus la formarea mea profesională şi le prezint prin această lucrare de diplomă  D recunoştinţa mea. mea.

6/

BIBLIOGRA:IE B!nes'% A.7 R!d%"i!n D., - *istemati!area calc%lelor aparatelor 1n ind%stria chimic, - 7ditura )ehnică - Iucureşti (355E

Dr!otes'% N. s.!. - Transport%l pe cond%cte a /i/ei%l%i2 ga!elor 3i  prod%s%l%i petrolier  - 7ditura

)ehnică - Iucureşti (3>(E

Oro,e!n% T.7 St!n A".7 T!""e V, - Transport%l petrol%l%i - 7ditura )ehnică -Iucureşti (36/E

P!,e" A., 4 Materiale 3i re!isten/e admisibile )olosite la constr%c/ia de %tila+e pentr% ind%stria petrolier,2 prel%cr,toare 3i petrochimic,  - 7ditura didactică

şi pedagogică - Iucureşti (3>5E

R!2n@e,i'7 %2!n 4 Tabele 3i diagrame termodinamice  Voi'% I., - 5tila+%l ind%striei chimice 3i petrochimice  - B.&.H. &loieşti (36> M. P3t-r"!e!n%7 T. Cristes'% D Termotehnic, D +ol B D 7ditura <.&.H. &loieşti *222

Antones'% N.7 C!"oi!n V., - *chimb,tor de c,ld%r, D Bnstitutul de %onstrucţie, Iucureşti (355

Ni'o"!e Viore", %urs %ontrolul şi %onstructia er% G>.7 Dr3>i'i G>.7 Elemente de 7tiin/, 3i ngineria Materialelor ,

vol.(, 7ditura Blex şi 7ditura
HHH - Prescrip/ii tehnice *C. C849:

6>