CAPITOLUL 2

CAPTAREA APEI SUBTERANE

2.1. Generalităţi

Apa liberă care circulă în rocile granulare sau fisurate şi care poate fi captată sub

nivelul terenului sau când aceasta iese liber la suprafaţă se numeşte apă subterană.

Sursele de apă subterană pot fi cu nivel liber sau sub presiune. În cazul în care stratul

permeabil purtător de apă este mărginit pe o porţiune de nivelul liber al terenului se

formează izvor.

2.2. Determinarea elementelor hidrogeologice ale stratelor acvifere

Pentru dimensionarea corectă a captărilor din surse subterane este necesar să fie

cunoscute elementele hidropedologice ale stratului.

Elementele hidrogeologice ale unui strat acvifer sunt:

• natura stratului: - cu nivel liber

- sub presiune

• din material granular

• din rocă fisurata

• grosimea stratului de apă şi poziţia nivelului hidrostatic

• valoarea medie a coeficientului de permeabilitate

• panta hidraulică şi direcţia de curgere

• porozitatea stratului purtător

• granulozitatea

• debitul maxim capabil al stratului

• curba de pompare q =f(s)

• transmisivitatea: T = kM; T = kH

• coeficientul de înmagazinare S.

Pentru obţinerea acestor elemente, în teren se execută foraje de studiu.

2.2.1. Determinarea stratelor de apă subterană

În cercetarea stratelor de apă, geofizica utilizează două metode: metoda

geoelectrică şi metoda seismică.

Metoda geoelectrică se bazează pe măsurarea rezistivităţii electrice a rocilor

străbătute de un curent electric continuu.

1

Metoda microseismică constă în producerea de şocuri pe sol care se propagă prin

unde în toate direcţiile cu o viteză proporţională cu caracteristicile elastice ale rocilor (în

rocile uscate undele se propagă mai greu faţă de rocile îmbibate cu apă).

Dacă rezultatele confirmă existenţa stratului de apă se trece la metoda de

cercetare prin foraje de studiu care oferă elementele cantitative necesare în calculele de

dimensionare a captării.

2.2.2. Determinarea grosimii stratului de apă şi a nivelului apei

În cazul acviferului cu nivel liber se măsoară adâncimea de la cota terenului la

cota nivelului apei, iar în cazul acviferului sub presiune se determină cota nivelului

tavanului care limitează stratul prin verificarea probelor de pământ scoase şi calitatea

noroiului de foraj. Prin continuarea forajului se determină cota stratului impermeabil

suport.

Grosimea stratului de apă pentru calcul:

NN

HH minmin = (2.1)

în care: H - grosimea măsurată a stratului de apă în studiul efectuat;

Nmin - înălţimea precipitaţiilor anuale în anul cel mai secetos;

N - înălţimea precipitaţiilor anuale în anul în care se fac studiile.

2.2.3. Determinarea direcţiei de curgere şi a mărimii pantei hidraulice

Pentru determinarea pantei stratului de apă se execută foraje dispuse în triunghi

cu latura de 100÷150 m, grupul de foraje fiind repetat la distanţe de 500 m. Se determină

în fiecare puţ, cota nivelului apei, raportată la acelaşi sistem de referinţă.

Fig.2.1. Determinarea grafică a pantei stratului de apă: a) plan static cu trei foraje; b) trasarea hidroizohipselor

2

Cunoscând 3 puncte din acel plan se poate determina mărimea pantei şi direcţia

de curgere normală pe curbele de nivel de pe suprafaţa apei numite hidroizohipse.

2.2.4. Determinarea curbei puţului q = f(s)

În foraj se introduce o pompă a cărei conductă de refulare se prelungeşte până la

o cutie metalică (habă) cu V = 1,0 m 3 . Se introduce in puţ un sistem de măsurat nivelul.

Se face pompare la 20% din capacitatea pompei reglând vana pe refulare. Nivelul se

stabilizează în maxim 3 zile. Se determină debitul şi nivelul. Se măreşte debitul pompei şi

se obţin perechi de valori q şi s pentru a se trasa q = q(s).

2.2.5. Determinarea coeficientului de permeabilitate Darcy

Se determină în practică prin metoda pompărilor de probă.

Pe lângă forajul de bază din care se pompează apa se execută încă două foraje

de observaţie amplasate pe direcţia perpendiculară direcţiei de curgere a apei în strat la

distanţe cunoscute. Dacă din forajul de bază se execută pompări, în jurul puţului se

produce o pâlnie de denivelare care va avea valori diferite în cele 3 foraje. Rezultă, cu

relaţia Darcy:

( ) ( )2121

1

2

ssssH2

aa

lnq

k−−−π

= (2.2.)

în care a1 şi a2 sunt distanţele de la forajul de bază la forajele de observaţie (fig.2.2.).

Fig.2.2. Determinarea coeficientului de permeabilitate prin pompări de probă

3

Pentru a se obţine valorile acestui coeficient în strat se fac cel puţin 3 determinări

cu valori diferite pentru debit şi se adoptă o valoare medie pentru k.

2.2.6. Determinarea granulozităţii stratului acvifer

Granulozitatea se determină prin probe de cernere efectuate asupra materialelor

scoase din foraj. Curbele granulometrice determinate, permit să se determine valorile

caracteristice pentru strat. Valoarea cea mai des folosită este mărimea d40 - diametrul

corespunzător ochiurilor de sită care permite trecerea a 40% din materialul cernut.

Funcţie de această valoare normativele stabilesc o valoare limită a vitezei de circulaţie a

apei astfel încât nisipul din stratul poros de lângă puţ să nu fie spălat.

Tabelul 2.1. d40 (mm) Viteza admisibilă (m/s)0,250,501,00

0,00050,00100,0020

Pentru valori mai mari ale granulelor valoarea vitezei se poate calcula:

15k

va = (2.3.)

în care k este exprimat în m/s.

2.2.7. Determinarea vitezei reale de circulaţie a apei în strat

Între viteza de curgere a apei vr şi viteza aparentă va există relaţia:

Pv

vr = (2.4.)

Prin introducerea într-un foraj de studiu a unui colorant stabil în apă sau a unui

trasor radioactiv se poate determina vr - viteza reală de curgere a apei, putându-se

determina astfel şi coeficientul de porozitate care poate avea valori p = 0,05÷0,30.

2.2.8. Determinarea debitului disponibil de captat din strat

Pentru o porţiune de strat cu caracteristici hidrogeologice relativ apropiate debitul

stratului se poate determina:

4

(l/s) LikHq ⋅⋅⋅= (2.5.)

în care: H - înălţimea stratului de apă subterană

L - lungimea stratului

k - coeficient de permeabilitate

i - panta stratului de apă.

Pentru un strat format din mai multe segmente:

(l/s) LikHQ iiii∑ ⋅⋅⋅= (2.6.)

2.2.9. Determinarea debitului maxim al unui puţ (debit optim)

Pentru a determina numărul de puţuri, este necesar să se determine debitul

maxim (debit capabil) pe care îl poate da un puţ în condiţii normale de funcţionare

îndelungată.

Urmând relaţiile Depuit-Thieme:

( )0

20

2

r/RlnhMk

q−π

= (2.7.)

şi

0r/RlnkM2

qπ= (2.8.)

se observă că pentru a se obţine debite maxime se poate acţiona asupra razei puţului ro

şi (H 2 - h o2 ) sau (H - h o).

Raza puţului ro nu se poate mări foarte mult datorită execuţiei care se complică. În

ţară există utilaje de foraj până la D = 1500÷1200 mm, dar în mod normal coloana puţului

rămâne la (200÷400) mm, spaţiul rămas fiind completat cu pietriş mărgăritar. Influenţa

termenului H 2 - h o2 , (H - h o) este maximă în cazul în care ho = 0. Prin micşorarea lui ho

creste debitul, dar creşte şi viteza de infiltraţie a apei prin pereţii coloanei de filtru. Limita

acestei viteze este viteza admisibilă. La valori mai mari decât aceasta, particulele de nisip

sunt antrenate de apa captată fapt care duce la deteriorarea utilajului de pompare,

colmatarea unor instalaţii şi prăbuşirea terenului în zona de captare. Limita de debit peste

care se produce înnisiparea se găseşte:

( ) avsHr2q ⋅−⋅⋅π⋅= (2.9.)

5

Reprezentând grafic cele două curbe, curba de pompare q = f(s) şi curba care

reprezintă debitul, limita înainte de înnisipare q = f(vadmis) rezultă valoarea maximă a

debitului ce poate fi extras din puţ.

Fig.2.3. Determinarea debitului optim al unui puţ:a) strat freatic cu nivel liber; b) strat sub presiune

Raza de influenţă a puţului se poate determina aproximativ cu relaţii

semiempirice:

ks3000R = (m) (2.10.)

kHs575R = (m) (2.11.)

în care k şi H exprimate în (m/s) şi (m).

2.2.10. Determinarea transmisivităţii

Coeficientul de transmisivitate se determină:

T = kM (m 2 /s) (2.12.)

6

T = kH (m 2 /s) (2.13.)

în care: k - coeficientul de permeabilitate şi

H, M - grosimea stratului acvifer.

2.2.11. Determinarea coeficientului de înmagazinare

Coeficientul de înmagazinare S reprezintă volumul de apă care se poate elibera

din volumul de strat acvifer cu baza egală cu o unitate de suprafaţă când înălţimea

piezometrică scade cu o unitate.

S = a 0. γ .m v (2.14.)

în care : a0 - grosimea stratului de apă echivalentă presiunii hidrostatice

γ - greutatea specifică a apei

mv - coeficientul de compresibilitate verticală a rocii.

Orientativ, valorile coeficientului de înmagazinare şi porozitatea pentru strate de

mică adâncime sunt date în tabelul 2.2.

Tabelul 2.2. Material d(mm) p(%) S(%)1. Praf argilos2. Nisip fin3. Nisip fin4. Nisip mijlociu5. Nisip mijlociu6. Nisip grosier7. Nisip cu pietriş8. Pietriş mărunt9. Pietriş mediu10.Pietriş mediu11.Pietriş mare12.Pietriş grosier13.Pietriş

0,125÷0,0620,25÷0,1250,125÷0,50,5÷1,01÷27÷44÷88÷1616÷3232÷646÷128128÷256> 256

45434241403835332725191817

10152532323230252220151515

2.2.12. Determinarea influenţei între puţuri

Datorită capacităţii reduse de debitare a puţurilor pentru o captare de apă se

execută mai multe puţuri. Distanţa între ele ar trebui să fie de două ori raza de influenţă.

Deoarece raza de influenţă poate fi foarte mare şi amplasarea puţurilor ar conduce la

mari complicaţii constructive şi de exploatare este necesar a se lua a < 2R, deci curbele

7

de infiltraţie se pot suprapune, iar debitul fiecăruia se micşorează. Din acest motiv se

suplimentează numărul puţurilor (STAS 1628) cu 20%.

2.3. Captarea apei subterane în puţuri

Puţurile sunt construcţii pentru captarea apei subterane utilizate când adâncimea

stratului de bază este mai mare de (7÷8) m şi grosimea stratului de apă depăşeşte (2÷3)

m. Se utilizează puţuri săpate şi puţuri forate.

2.3.1. Puţuri săpate

Se adoptă soluţia puţ săpat în cazul în care Q < 100 l/s, iar stratul acvifer cu o

adâncime prea mare. Este posibil de realizat, dar în general se execută obişnuit foraje cu

instalaţii mecanice de foraj şi care pot fora găuri până la 1300 mm.

Având un diametru mare (1÷3) m aceste puţuri acumulează un volum mare de

apă, iar la intrarea unui debit mai mare din puţ nivelul apei variază foarte lent şi deci nu

se produce o variaţie bruscă a vitezei de intrare a apei în puţ.

În cazul stratelor cu granulaţie mare a materialului filtrant se pot obţine debite mari

pe puţ şi deci un număr mic de puţuri.

Debitul maxim se determină:

qmax = π D(H - s)v aα (2.15.)

Alegerea diametrului se face în funcţie de tehnologia de execuţie şi de tipul de

barbacane.

Pentru puţul cu perete neted şi barbacană înglobată (fig.2.5.) α = 0,20, diametrul

este diametrul interior al construcţiei, iar pentru barbacane din perete (cu cămaşă

metalică de protecţie pe perioada lansării) şi cu coroană de pietriş mărgăritar având rol

de filtru invers şi pentru lestare α = 1,0.

Conform metodologiei prezentate debitul maxim (optim) se găseşte la intersecţia

curbei de pompare q = f(s) cu dreapta debitului maxim.

Curba de pompare a fost obţinută într-un foraj de studiu cu diametru mic (2r0) în

comparaţie cu D - diametrul puţului săpat.

Presupunem că pentru un debit q pentru forajul cu diametrul 2r0, curba de

infiltraţie este dată. Trebuie să se găsească h1 = H - S1 pentru diametrul D al puţului

săpat.

8

Fig.2.4. Schema de calcul pentru curba de pompare a puţului săpat

Din ecuaţia puţului rezultă:

( ) ( )

1

21

2

0

20

2

rR

ln

hHk

rR

ln

hHkq

−π=−π

= (2.16.)

Pentru o valoare a debitului q se determină h1, respectiv s1 şi se poate trasa curba

q1 = f(s1) urmând metodologia prezentată pentru aflarea debitului maxim.

9

Fig.2.5.a. Puţ săpat: Detaliu de construcţie a puţului

10

Fig.2.5.b. Detalii de barbacane

2.3.2. Puţuri forate

Domeniul de aplicaţie este mult mai larg fiind utilizate pentru toate tipurile de

acvifer.

11

Fig.2.6. Puţ forat

Elementele de dimensionare au fost prezentate anterior.

2.4. Sisteme de colectare a apei din puţuri

Se utilizează două sisteme de colectare a apei din puţuri: sistem de colectare prin

sifonare cu puţ colector sau cazan de vacuum şi sistem de colectare prin pompare cu

pompe submersibile amplasate în puţuri.

2.4.1. Sistemul de colectare p rin sifonare

Schemele posibile ale captărilor cu puţuri prin sifonare sunt: sistem de colectare

prin sifonare clasică şi sistem de sifonare cu cap auto-amorsant.

12

2.4.1.1. Sistemul de colectare cu sifonare clasică

Conducta colectoare, care constituie sifonul, este îngropată la (1÷1,5) m sub cota

terenului cu panta de minim 1‰ spre puţul colector sau cazanul de vacuum. La acest

colector se racordează câte o conductă formată din: o parte verticală aşezată în puţ, cu

capătul liber la minim 1÷1,5 m sub nivelul cel mai scăzut al apei; a doua parte aşezată în

rampă şi legată la colector. Capătul final este la puţul colector sau cazanul de vacuum.

Diferenţa de nivel între cocoaşa sifonului şi NHd min al apei în puţul colector

(sarcina sifonului) nu trebuie să depăşească (6÷7) m. Viteza apei în aceste conducte se

consideră (0,4÷0,8) m/s. Asigurarea funcţionării sifonului (Hs < 6÷7 m) se poate asigura

prin utilizarea unor viteze de curgere prin acesta mai mici, deci diametre mari, şi

micşorarea pierderilor de sarcină. Prin acestea denivelarea s în puţul colector scade sau

îngroparea colectorului la o adâncime mai mare (nu mai mult de 3÷4 m).

Pentru instalaţia de amorsare se are în vedere un debit de aer evacuat la un

vacuum de (6÷7) m reprezentând circa 10% din debitul de apă.

Fig.2.7. Colectarea apei în puţuri prin sifonare şi puţ colector

În cazul unui număr redus de puţuri, cu înălţimi mici de aspiraţie, aşezare

convenabilă faţă de consumator, linie electrică de alimentare, se poate aşeza puţul

colector şi la unul din capetele liniei de captare. În acest caz distanţa puţului colector faţă

de ultimul puţ va fi de minim 10 m, dar nu mai mare de (20÷30) m.

13

2.4.1.2. Sistemul de colectare cu sifon autoamorsat

În cazul în care nu se permite aşezarea în rampă a conductei colectoare (linie de

puţuri aşezată paralel cu malul unui râu pentru captarea apei infiltrată prin mal) aşezarea

colectorului se face paralel cu linia terenului. Se dimensionează astfel încât să

funcţioneze cu un grad de umplere ϕ = 0,8. Spaţiul de aer de deasupra asigură circulaţia

aerului degajat din apă, circulaţie care are loc atât datorită antrenării de către curentul de

apă cât şi datorită capului autoamorsat.

Viteza maximă nu trebuie să depăşească 1,2 m/s.

Fig.2.8. Colectarea apei din puţuri cu cap autoamorsat.

Puţul colector în amândouă variantele se dimensionează astfel încât să permită

amplasarea tuturor conductelor cu distanţa maximă între ele şi între acestea şi pereţi de

(20÷25) cm.

Diametrul poate fi 3, 4, 5, 6 m. Înălţimea se determină astfel încât să se asigure

(1÷1,5) m gardă faţă de suprafaţa liberă la NHd min şi (1÷1,5) m faţă de fund pentru a nu se

antrena nisipul care eventual s-a depus. Pentru depunerea nisipului se prevede un spaţiu

de (1÷2) m.

Se leagă 4÷6 puţuri la un colector secundar şi acest colector printr-o vană se

leagă la colectorul care ajunge la puţul colector.

14

Fig. 2.9. Detaliu de puţ colector cu trei conducte sifon

15

Fig. 2.10. Detaliu cămin de vane pe sistemul de colectare

2.4.2. Sistemul de colecta re prin pompare

La puţurile care captează apa din stratele de adâncime medie şi mare se

echipează fiecare puţ cu pompe submersibile care refulează apa într-o conductă

colectoare care lucrează sub presiune. Se utilizează acest sistem numai în cazul în care

sistemul cu sifonare nu poate funcţiona normal.

La adâncimi peste 20 m şi debite mici se utilizează pompe submersibile, iar la

adâncimi mai mici se pot utiliza pompe verticale cu coloană (fig.2.11.).

16

Fig.2.11. Schema de pompare a apei din puţuri cu pompe submersibile

2.5. Dimensionarea captărilor cu puţuri

Pentru dimensionarea captărilor cu puţuri se cunosc următoarele elemente:

• debitul ce trebuie captat Q Id

• caracteristicile stratului acvifer : H, k, i, p, d 40

• planul de situaţie al zonei.

Se determină:

a) lungimea frontului de captare:

• pentru acvifer cu nivel liber:

17

min

Id

kiHQ

L = (2.17.)

• pentru acvifer sub presiune:

kiMQ

L Id= (2.18.)

b) debitul optim pe puţ din curba de pompaj şi dreapta vitezei aparente admisibile;

c) numărul de puţuri: put optim

Id

q

Q2,1n = ; coeficientul 1,2 se ia pentru siguranţă

conform STAS 1629

d) debitul efectiv al unui puţ:

nQ

q Idput efectiv = (2.19.)

e) distanţa între puţuri:

nL

a = (2.20.)

aceasta trebuie limitată la minim 50 m pentru puţuri în acvifer cu nivel liber şi 100 m la

acvifer sub presiune. Dacă rezultă mai mică decât 50 m sau 100 m se adoptă distanţa

minimă.

f) recalcularea lungimii frontulu i de captare: L = (n - 1)a

g) sistemul de colectare a apei de puţuri

Pentru puţurile în strat freatic cu nivel liber se începe cu sistemul de sifonare

clasic sau cu cap autoamorsat. Se leagă convenabil câte 4÷6 puţuri la colector aşezând

convenabil puţul c olector.

Conductele se dimensionează la v = (0,4÷0,8) m/s pentru sifonare clasică şi la o

viteză corespunzătoare pantei terenului egală cu panta colectorului cu cap autoamorsat

la un grad de umplere maxim 0,8.

Dacă se asigură Hv = 6÷7 m sistemul poate fi adoptat, iar în caz contrar se

recurge la sistemul cu pompe individuale în puţ. Pompa se alege la un debit egal sau mai

mic decât debitul efectiv al putului. Se recalculează numărul de puţuri pentru noul debit

(debitul pompei) şi denivelarea apei în puţ. Conducta colectoare se dimensionează la

(0,8÷1,0) m/s.

h) distanţa de protecţie sanitară - mărimea perimetrului de regim sever

Utilizând graficul din figura 2.13.a. se calculează distanţa D1 conform paragrafului

2.7.

18

* pentru acvifer cu nivel liber:

−π

=

2

sHp

TqD

ef

ef1

* pentru acvifer sub presiune: pM

TqD ef

1 π=

pentru durata de parcurgere T = 20 zile, iar din grafic se determină Damonte, Daval, Dlateral cu

reducerea la dimensiunile minime indicate: Dam = 50 m

Dav = 20m

i) alegerea coloanei de filtrare este o problemă importantă întrucât de eficienţa ei

depinde durata de viaţă a puţului;

De regulă puţurile au o singură coloană cu lungimea egală cu grosimea stratului

acvifer. În cazul în care stratul acvifer este format dintr-o succesiune de strate permeabile

separate de lentile impermeabile coloana este din mai multe bucăţi.

Alegerea tipului de coloană de filtru este legată de tipul de material pentru

coloană, uşor de prelucrat mecanic şi avantajos hidraulic. Materialul trebuie protejat

contra coroziunii, oţel inox (tablă sau sârmă), masă plastică. Se poate alege o coloană tip

punte executată din oţel inox sau oţel protejat cu orificii cu deschiderea 3÷4 mm.

Procentul de goluri η calculat ca raportul dintre suprafaţa activă şi suprafaţa laterală

totală a coloanei, este important întrucât trebuie să asigure un acces favorabil al apei în

puţ dar şi să-i asigure acesteia rezistenţa mecanică.

Pentru o coloană cu lungimea egală cu grosimea stratului M, pentru a avea o

colectare relativ uniformă a apei pe întreaga coloană, este necesar ca:

0,15,0NM ÷≅⋅ (2.23.)

Pentru a avea o rezistenţă hidraulică redusă:

1NM <⋅ (2.24.)

cu: D

4N

η−µ= ,

în care µ - coeficientul de debit la curgerea prin orificiile coloanei (cu nisip sau pietriş

mărgăritar); η - procentul de goluri, D - diametrul coloanei de filtrare.

La coloane cu lungimi până la 5÷6 m se poate accepta o colectare uniformă a

apei pe toată lungimea, iar la un procent de goluri de peste 10% rezistenţa hidraulică a

filtrului este foarte redusă.

19

2.6. Captări orizontale din stratul acvifer

2.6.1. Drenuri de captare a apei

În cazul stratelor de grosime mică (2÷5) m şi care se află la adâncime relativ mică,

sub cota terenului (8÷10) m este indicată captarea apei în dren.

Drenul este un element constructiv permeabil care, aşezat perpendicular pe

direcţia de curgere a apei în strat, captează apa şi o transportă la puţul colector.

Drenurile pot fi:

• nevizitabile (dren propriu-zis)

• vizitabile (galerii).

În funcţie de panta piezometrică în regim natural a stratului acvifer, drenurile pot fi:

• de coastă; i > 0,01 (primesc apa pe o parte)

• în bazin ; i < 0,01 (primesc apa pe două părţi).

Drenurile se amplasează la baza stratului acvifer într-o tranşee. Dacă se

consideră necesar, la bază, pentru a aşeza tuburile de drenaj se execută un strat de

beton de egalizare de (10÷20) cm.

Diametrul drenului creşte către puţul colector, iar schimbarea diametrului se face

într-un cămin al cărui radier este mai coborât cu 50 cm decât cota radierului tubului.

În jurul tubului de dren se prevede un filtru invers din straturi de minim 10 cm

grosime.

20

Fig.2.12. Captare cu dren de coastă.

Mărimea granulelor se stabileşte ca la filtrul invers.

La 50 cm deasupra nivelului stratului de apă se execută o saltea de argilă de circa

30 cm grosime cu una sau două pante pentru a nu permite apelor de suprafaţă să se

infiltreze în dren. Puţul colector se aşează la jumătatea frontului, iar la debuşarea drenului

în puţ se prevede o stavilă de perete.

2.6.2. Dimensionarea captărilor cu dren

Pentru dimensionarea captării se cunosc următoarele elemente:

• debitul ce trebuie captat Q Id

• caracteristicile stratului acvifer: H, k, i, p, d 40.

Se determină:

a) lungimea frontului de captare ≡ lungime dren:

• dren de coastă:

HkiQ

L Id= (2.25)

• dren în bazin:

21

Hki2Q

L Id= (2.26.)

b) panta longitudinală a drenului se adoptă în funcţie de configuraţia terenului şi

de mărimea drenului.

Viteza apei în dren trebuie să fie mai mare de 0,7 m/s.

Panta longitudinală nu trebuie să fie mai mică de i = 0,001

c) secţiunea transversală a drenului Dn se calculează corespunzător unui grad de

umplere ϕ = h/D = 0,5 şi D n minim = 250 mm. Se presupune că drenul colectează apa din

strat cu debit uniform pe toată lungimea. Se trece succesiv la diametrele 300, 400, 500

mm şi se determină lungimile corespunzătoare până când debitul asigurat de ultima

secţiune este egal sau mai mare decât debitul drenului în secţiunea de lângă puţul

colector.

d) distanţa de protecţie sanitară se determină pentru drenuri de coastă:

pkiT

Dam = (2.27)

Pentru drenuri în bazin se utilizează graficul din fig.2.13.b., se calculează raportul

Hh0 şi

Hp

Tki 2

, iar din grafic rezultă η 1 = h1/H se deduce din relaţia (2.27.).

22

Fig.2.13. Grafice pentru calculul simplificat al zonei de protecţie sanitară

a. pentru puţuri; b. pentru dren

Dacă terenul este limitat, valorile Dam, Dav, Dlat pot fi reduse, dar nu mai mult de 20

m.

2.7. Protecţia sanitară a captărilor de apă

2.7.1. Protecţia captărilor cu puţuri

Deoarece în cazul apei subterane apa îndeplineşte condiţiile STAS 1342-91,

pentru a fi potabilă, este necesară numai o dezinfectare. Întrucât nu se prevede staţie de

tratare, sursa trebuie protejată.

O primă măsură de protecţie se ia prin alegerea amplasamentului în amonte sau

lateral de localitate sau industrii, astfel încât apa de suprafaţă care spală localitatea să nu

ajungă la captare. Excepţie fac de la această regulă captările de la adâncimi mai mari de

100 m.

La o impurificare naturală cu substanţe chimice sau organice biodegradabile,

dacă apa curge printr-un strat poros curat timp de 20 de zile, atunci datorită procesului

natural de autoepurare al solului, apa se purifică şi capătă caracteristicile unei ape

potabile.

23

Aceasta presupune că suprafaţa de teren aferentă acestei distanţe de curgere

trebuie păstrată curată din punct de vedere sanitar şi apărată împotriva oricăror

impurificări accidentale. Această suprafaţă - perimetru de regim sever - se împrejmuieşte,

accesul fiind interzis. Zona se înierbează şi nu se folosesc nici un fel de îngrăşăminte,

erbicide sau insecticide. Amonte de captare această zonă nu va fi mai mică de 50 m, iar

aval şi lateral 20 m (Decret 1059-67). În jurul acestei zone se instituie zona de restricţie

corespunzător unei durate de 50 zile. Amplasarea în aceste zone a unor construcţii se

face numai cu avizul organelor sanitare.

Mărimea perimetrului de regim sever se calculează considerând că în T = 20 zile

puţul funcţionând cu debit maxim trebuie să scoată toată apa conţinută în cilindrul de rază

D1, grosime M şi porozitate p.

Tq max = p π D 12 M (2.28.)

pM

TqD max

1 π= (m) (2.29.)

Pentru puţ în strat freatic:

−π

=

2

sHp

TqD max

1 (2.30.)

Pentru un şir de puţuri se pot folosi diagramele din fig.2.13.a.

Dacă valorile pentru Dam, Dav, Dlat sunt mari, acestea se pot reduce la 50 m amonte

şi 20 m aval şi lateral, dar nu mai pot fi garantate caracteristicile bacteorologice şi este

obligatorie clorarea apei.

În cazul puţurilor de adâncime de cel puţin (40÷50) m perimetrul se instituie de

dimensiuni minime (10÷20) m din motive constructive.

2.7.2. Protecţia captărilor cu drenuri

În cazul drenurilor distanţa amonte se ia egală cu lungimea drenului parcurs în 20

zile.

p

kiTD = (2.31.)

sau se reduce la 50 m amonte şi 20 m aval dacă rezultă mai mare, asigurându-se

totodată dezinfectarea artificială.

24

La drenul în bazin problema se rezolvă prin încercări conform cu fig.2.13.b.

−−

−−=1

010

hhhH

lnHh

Hh

iH

D (2.32.)

în care: h1 = η 1H coeficientul η 1 calculat cu graficul din fig.2.13.b. în funcţie de η 0; h0 -

înălţimea stratului de apă în dreptul drenului, H - grosimea stratului de apă.

Aplicaţia 2.1.

Să se determine elementele caracteristice ale captării subterane cu puţuri ştiind

că:

- Q Ic = 5625 m 3 /zi = 65 l/s

- grosimea stratului acvifer H = 9,9 m

- d 40 = 0,5 mm

- curba de pompaj: s = 0,04q(q + 1)

- coeficientul de permeabilitate K = 70 m/zi

- plan de situaţie

Schema sistemului de alimentare cu apă

C - captare

SP - staţie pompare

A - apeduct

R - compartiment de înmagzinare a apei (castel de apă, rezervor)

RD - reţea de distribuţie a apei

Determinarea elementelor caracteristice pentru captarea subterană CS:

25

H = 8 + 0,1Ns = 8 + 0,1 ⋅ 19 = 9,9 m

s = 0,04q(q+1)

q1 = 1 l/s → s 1 = 0,08 m

q2 = 4 l/s → s 2 = 0,80 m

q3 = 10 l/s → s 3 = 4,40 m

d40% = 0,5 mm cf. temei (40% din granulele stratului acvifer au mărimea 0,5 mm)

se alege:

d40 = 0,5 mm → v a = 1 mm/s

d40 = 1 mm → v a= 2 mm/s

d40 = 0,25 mm → v a = 0,5 mm/s

deci: Qmax = 2 π rHv a

Q max = 300.10 -3 .3,14.9,9.1.10 -3 m 3 /s

Qmax = 9326.10 -6 m 3 /s

deci: Qmax = 9,33 l/s

1. Determinarea lungimii frontului de captare.

KiHQ

Lmin

Ic=

QIc = Qs.zi.max. = 5625 m 3 /zi = 65 l/s

26

K - coeficient de permeabilitate = 70 m/zi

i - panta hidraulică - panta medie a terenului

Fig.2.14. Calculul pantei medii

008,0300

5,2i1 ==

006,0400

5,2i1 ==

007,0350

5,2i1 ==

007,03

007,0006,0008,03

iiii 321 =++=

++=

m007,0709,9

5625L

⋅⋅=

L = 1160 m

2. Determinarea debitului optim şi a denivelării optime.

27

Fig.2.15. Determinarea debitului optim

Din reprezentarea grafică din figura 2.15. rezultă:

s 0 = 2,20 m

q 0 = 7,30 l/s

3. Numărul de foraje:

9,8s/l3,7s/l65

q

Qn

o

Ic ===

n0 = 1,2n = 10,68

n0 = 11 foraje

4. Debitul efectiv al unui foraj:

s/l9,5q

s/l9,511

s/l65n

Qq

'

0

Ic'

=

===

28

5. Distanţa între foraje:

m105l

m116011105nl'L

m50m10511

1160l

m5nL

l

0

0

==⋅=⋅=

>==

≥=

6. Distanţa de protecţie sanitară:

Se adoptă: Damonte = 50 m

D aval = 20 m

D lat =35m

pKiT

D =

p - porozitatea = 0,3

T - timpul normat de filtrare a apei în strat; pentru perimetrul de regim sever T =

20zile

Deoarece D > 50m

m105lm66,323,0

zile20007,0zi/m70D =<=⋅⋅= e necesar D =105 m

7. Captarea apei prin sifonare clasică:

29

Fig.2.16. Schiţă pentru captarea apei prin sifonare clasică din puţuri

Dimensionarea conductelor prin sifonare

Tro

nson

Q (l/s)Dn

(mm)

jv (m/s)

L (m) hr=J.L(m)cote piezometrice

F1-2 q’=5,9 1250.0035

0,49l+3m+l0105+3+8,73116,73

0,408N F Hd = 118,300cota piezo 2

F2-32q’=11,8

1500.0050

0,66 105 0,525117,890cota piezo 3

F3-43q’=17,7

2000.0042

0,70 105 0,473117,360cota piezo 4

F4-54q’=23,6

2000.0040

0,72 105 0,420116,890cota piezo 5

F5-65q’=29,5

250 0.002 0,60 105 0,210116,470cota piezo 6

F6-A6q’=35,5

2500.0032

0,74 52,5 0,168116,260cota piezo A

A-PC

Fq’=65 350 0.003 0,83 20 0,060116,092NPC=116,032

- Cota tere n puţ colector C TPC = 123,00 m

- Cota ax conductă sifonare lângă PC = CTPC - 1,5 m = 123,00 - 1,50 = 121,50m

- Cota în dreptul primului foraj F1 = cotă ax cond. sifonare lângă PC - [5,5 ⋅ l + (3,0

+ 3,0)]ic

C F1 T =121,5 - [(5,5 ⋅ 105) + 6] ⋅ 0,002

C F1 T=121,5 - 1,167 =120,33 m

- Cota conductă de sifonare partea inferioară = C F1 T - 2,5 - H + 1 m = 123,0 - 2,5 -

9,9 + 1

30

C F1 T = 111,60 m

l0 = cota în dreptul lui F1 - cota conductă sifonare partea inferioară

deci: l 0 = 120,33 - 111,60 = 8,73 m

l0 = 8,73 m < H = 9,9 m

NHst F1 = nivel hidrostatic corespunzător F 1

NHst F1 = C F1 Tcaptare - 2,50 m = 123,00 - 2,50 = 120,5 m

NHd F1 = N Hst

F1 – s 0 = 120,50 - 2,2 = 118,30 m (s0 = 2,2 m)

C 2 piezo = NHdF1 - h r

F1-2 = 118,30 - 0,408 = 117,89 m

C 3 piezo = NHdF1 – h r

F2-3 = 117,89 - 0,525 = 117,36 m

C 4 piezo = NHdF1 - h r

F3-4 = 117,36 - 0,473 = 116,89 m

C 5 piezo = NHdF1 - h r

F4-5 = 116,89 - 0,420 = 116,47 m

C 6 piezo = NHdF1 - h r

F5-6 = 116,47 - 0,210 = 116,26 m

C A piezo = NHdF1 - h r

F6-A = 116,26 - 0,168 = 116,092 m

C A-PC piezo = NHdF1 - h r

A-PC = 116,092 - 0,060 = 116,032 m

Verificare:

NHdF1 - ∑ h r = NPC

∑ h r = 0,408 + 0,525 + 0,473 + 0,420 + 0,210 + 0,168 + 0,06 = 2,264;

DPC = 3,0; 4,0; 5,0; 6,0 m.

util

2PC

fIc h4

DtQ

π=⋅

QIC = 234 m 3 /h

tf = 1’

Luăm DPC = 4 m pentru puţul colector

u

3

h4

1614,3min1

min60h/m234 ⋅⋅=⋅

3,9 = 12,56hu, de unde: hu = 0,31 m < 1,0 m

Deci, diametrul ales DPC = 4,0 m este bun.

NPCmin = N PC - hu

NPC= 116,032 - 0,31 = 115,722 m

Hvacuum = cota ax conductă de sifonare la intrare în PC minus NPC

Hvacuum = 121,50 - 115,722 = 5,778 m

31

Se verifică Hvac. < 6÷7 m şi soluţia poate fi adoptată.

Aplicaţia 2.2.

32

Fig

.2.1

7. C

apta

rea

ap

ei p

r in s

ifon

are

cla

sică

Captare din strat acvifer sub presiune, prin şir de foraje

echipate cu electropompe submersibile prin conducte de refulare

Să se determine elementele caracteristice ale captării subterane cu puţuri ştiind

că:

- Q IC = 5625 m 3 /zi = 65 l/s

- grosimea acviferului M = 11,9 m

- d 40% = 0,5 mm

- coeficientul de permeabilitate K = 70 m/zi

- plan de situaţie

Elementele captării:

M - grosimea stratului captiv

Ns = 19

M = 10 + 0,1Ns;

M = 10 + 0,1 ⋅ 19=11,9 m

M = 11,9 m

1. Lungimea frontului de captare Lfc.

m8,16804,0zi/m70m9,11

zi/m5625MKi

QL

3Ic

fc =⋅⋅

==

QIc = 5625 m 3 /zi

K - coeficient de permeabilitate = 70 m/zi

i - panta hidraulică - panta medie a terenului

i = 4%

33

M = 11,9 m/zi

Lfc = 169,0 m

2. Debitul optim pentru un foraj

rK

ln

MsK2q

π=

q = KMs;

K - coef. de permeabilitate = 70m/zi

va = 1mm/s

q0 = Qmax = 2 π rMv a

q0 = 3,14 ⋅ 300 ⋅ 10 -3 ⋅ 11,9 ⋅ v a

q0 = Qmax = 3,14 ⋅ 300 ⋅ 10 -3 ⋅ 11,9 ⋅ 1.10 -3

q0 = 11209 ⋅ 10 -6 ⋅ 10 -3 l/s = 11,21 l/s

q0 = 11,21 l/s

Rezultă din graficul din fig.2.18.

s0 = 1,20 m

q 0 = 11,21 l/s

34

Fig.2.18. Determinarea debitului optim pe puţ

3. Determinarea numărului de foraje

0

Ic0 q

Qn =

n = 1,2 ⋅ no = 6,95

n = 7 foraje

4. Debitul efectiv pe puţ

s/l30,97

s/l65n

Qq Ic' ===

35

Debitul unui foraj: q’ = 9,30 l/s

5. Distanţa între foraje

m14,247

169n

Ll fc ===

cum l = 24,14 < 100m se adoptă l = 100m

Lfc = 100 ⋅ n = 100 ⋅ 7 = 700m

6. Distanţa de protecţie sanitară

pKiT

D = (m)

în care:

K = 70 m/zi

i = 0,04

p - porozitatea = 0.3

T - timpul normat de filtrare a apei în strat; pentru perimetrul de regim sever

T=20zile

D = 186,66 m > 50 m

Se adoptă: Damonte = 50 m

Daval = 20 m

D lat = 35 m

La sursă se prevăd instalaţii pentru dezinfecţia apei.

36

Fig.2.19. Schiţă pentru calculul sistemului de colectare a apei din puţuri

7. Dimensionarea conductelor de colectare a apei din puţuri

Tro

nson

Q (l/s)

Dn (

mm

)

jv (m/s)

L (m)hr=jxL(m)

Cote piezometrice

F1-1 q’=9,3125

0,008 0,734 + 5 = 9 m

0,072Cpiezo

F1 = 147,212

1-2 q’=9,3125

0,008 0,73 100 0,80Cpiezo

1 =147,14

2-32q’=18,60

200

0,0028

0,60 100 0,28Cpiezo

2 =146,34

3-43q’=27,80

200

0,0048

0,78 100 0,48Cpiezo

3 =146,06

4-54q’=37,50

250

0,0038

0,80 100 0,38Cpiezo

4 =145,58

5-65q’=46,50

250

0,0045

0,85 100 0,45Cpiezo

5 =145,20

6-76q’=55,75

250

0,0080

1,15 100 0,80Cpiezo

6 =144,75

7-R7q’=65,00

300

0,0035

0,88 1700 5,95

Cpiezo7 =143,95

CTR+5m = 133+5 =138,0CTR+4m = 133+4 =137,0

37

Dimensionarea conductelor se face astfel încât vitezele să fie cuprinse în

domeniul 0,6 m/s÷1,2 m/s

Cpiezo7 = C T

R + 5 m + h r7-R = 138,00 + 5,95 = 143,95 m

Cpiezo6 = C piezo

7 + h r6-7 = 143,95 + 0,80 = 144,75 m

Cpiezo5 = C piezo

6 + h r5-6 = 144,75 + 0,45 = 145,20 m

Cpiezo4 = C piezo

5 + h r4-5 = 145,20 + 0,38 = 145,58 m

Cpiezo3 = C piezo

4 + h r3-4 = 145,58 + 0,48 = 146,06 m

Cpiezo2 = C piezo

3 + h r2-3 = 146,06 + 0,28 = 146,34 m

Cpiezo1 = C piezo

2 + h r1-2 = 146,34 + 0,80 = 147,14 m

CpiezoF1 = C piezo

1 + h rF1-1 = 147,14 + 0,072 = 147,212 m

CpiezoF2 = C piezo

2 + h rF2-2 = 146,34 + 0,072 = 146,412 m

CpiezoF3 = C piezo

3 + h rF3-3 = 146,06 + 0,072 = 146,132 m

CpiezoF4 = C piezo

4 + h rF4-4 = 145,58 + 0,072 = 145,652 m

CpiezoF5 = C piezo

5 + h rF5-5 = 145,20 + 0,072 = 145,272 m

CpiezoF6 = C piezo

6 + h rF6-6 = 144,75 + 0,072 = 144,822 m

CpiezoF7 = C piezo

7 + h rF7-7 = 143,95 + 0,072 = 144,022 m

NHdF1 = C T

F1 - 3,5 m – s 0 = 122,0 - 3,5 - 1,2 = 117,30 m

NHdF1 = 117,30 m

Înălţimea de pompare pe forajul F1

HpF1 = C piezo

F1 - N HdF1 = 147,212 - 117,30 = 29,91 m

HpF2 = C piezo

F2 - N HdF2 = 146,412 - 117,30 = 29,112 m

HpF3 = C piezo

F3 - N HdF3 = 146,132 - 117,30 = 28,832 m

HpF4 = C piezo

F4 - N HdF4 = 145,652 - 117,30 = 28,352 m

HpF5 = C piezo

F5 - N HdF5 = 145,272 - 117,30 = 27,972 m

HpF6 = C piezo

F6 - N HdF6 = 144,822 - 117,30 = 27,522 m

HpF7 = C piezo

F7 - N HdF7 = 144,022 - 117,30 = 26,722 m

38

39

Fig

.2.2

0. C

ap t

are

în s

trat

acv

ifer

sub

pr e

siun

e cu

for a

je e

chip

ate

cu

ele

ctro

po

mpe

sub

me

rsib

ile p

rin

co

ndu

c te

de

re

fula

re

40

Fig

.2.2

1. D

et e

rmin

area

de

bitu

lui o

ptim

pe

pu

ţ

Aplicaţia 2.3.

Să se determine elementele caracteristice ale unei captări subterane cu puţuri

cunoscând:

- QIC = 4084,5 m 3 /zi = 0,047 m 3 /s

- i = iT

- nivelul apei se găseşte la 6,50 m sub cota terenului

- grosimea acviferului M = 9,05 m

- d 40 = 0,5 mm

- coeficientul de permeabilitate K=70 m/zi

- curba de pompaj s = 0,04q(q + 1)

- grosimea stratului acvifer din anul de studiu: H = 9,05 m

- precipitaţii atmosferice minime anuale: Nmin = 525 mm

- precipitaţiile în anul de studiu: N st = 691,67 mm

A. Calculul elementelor captării cu puţ forat din acvifer cu nivel liber

1. Lungimea frontului de captare:

Mişcarea apei subterane în stratele acvifere continue se face în conformitate cu

legea lui Darcy (regim de curgere laminară); face excepţie numai o zonă redusă situată în

imediata vecinătate a construcţiilor de captare, unde viteza apei creşte sensibil, astfel

încât regimul de mişcare se departează de cel laminar, dar acest fapt nu influenţează

calculul general al captării, ci produce o coborâre mică a nivelului apei în puţuri.

Lungimea L a frontului de captare se calculează în ipoteza că întreaga lungime a

stratului acvifer care transportă debitul ce trebuie captat este interceptată de puţuri,

dispus perpendicular pe direcţia de curgere a curentului subteran.

Pentru strate de apă cu nivel liber expresia de calcul a lungimii frontului de

captare este:

KiHQ

Lmin

Ic= (m)

în care:

Q c - debitul de calcul al captării (m 3 /s);

Hmin - grosimea medie a stratului de apă subterană cu nivel liber pe lungimea

frontului de captare la nivelul cel mai scăzut al apei subterane, după perioade

lungi de secetă (m);

K - coeficient mediu de permeabilitate al stratului acvifer, calculat prin metode

statistice ca valoare medie ponderată (m/s);

41

i - panta hidraulică medie a curentului subteran;

m87,60917,0525,0

05,9NN

HHstudiu

minmin =⋅==

i = iT =1,2%

m5,712m2,712000066,0

047,087,6012,00008,0

047,0L ≅==

⋅⋅=

2. Calculul debitului maxim pe puţ (Qmax.puţ):

Debitul se determină pe baza rezultatelor obţinute la probele de pompare,

punându-se condiţia de limitare a vitezei de intrare a apei în puţ, pentru a se evita

înnisiparea puţului. Viteza aparentă admisibilă de intrare a apei în puţ se calculează cu

relaţia de tip Sichardt:

aK

va =

K - coeficient de permeabilitate (m/s)

a - coeficient care se ia de regulă egal cu 15, iar la strate acvifere cu granulaţie

foarte fină se ia egal cu 18.

În cazul unui strat de apă freatică, determinarea debitului maxim capabil al unui

puţ de captare se face prin metoda grafică şi anume: se trasează grafic curba debitului în

funcţie de denivelare, după rezultatele obţinute la probele de pompare, însă raportate la

nivelul apei subterane după perioada de secetă, adică la nivelul corespunzător Hmin.

Consider Dforaj = 300 mm.

Corespunzător la 40% din diametrul particulelor de nisip de 0,5 mm rezultă:

v adm = 0,001 m/s

q max.puţ = vadmπ D fH = 0,001 ⋅ 3,14 ⋅ 0,3 ⋅ 9,05 = 0,00852 m 3 /s = 8,53 l/s

q max.cap.puţ = 5,24 l/s ;

soptim = 3,4 m

3. Numărul puţurilor:

puturi1176,1024,5

472,1

q

Q2,1n

put optim

Ic ≈=⋅=⋅=

n - numărul de puţuri

4. Debitul efectiv pe puţ:

42

.cap.maxput.ef

.cap.maxIc

put.ef

q24,5s/l28,41147

q

qn

Qq

=<==

<=

5. Distanţa între puţuri:

m50m25,7110

5,7121n

La >==

−=

a - distanţa între puţuri

6. Calculul zonei de protecţie a captării:

Se determină prin calcul la captări de apă potabilă pentru condiţia îndeplinirii unui

timp normat de filtraţie T prin strat:

T = 20 zile pentru zona cu regim sever

T = 70 zile pentru zona de restricţie din care 50 zile în afara zonei cu regim sever;

Calculul distanţelor de protecţie sanitară constă în calculul timpului T, în care o

particulă fluidă parcurge drumul de la marginea perimetrului până la puţ. Egalându-se

timpul T cu 20 zile se găseşte distanţa de protecţie căutată. De obicei, perimetrul de

regim sever se admite de formă dreptunghiulară cu distanţele de protecţie Dam spre

amonte, Dav spre aval şi Dlat lateral.

qef.puţ = 4,28 l/s = 0,00428 m 3 /s =15,408 m 3 /h = 369,8 m 3 /zi.

Pentru zona de protecţie de regim sever:

m15,37

39,584,7395

295,0

05,92,014,3

208,369

2

sHp

TqD

ef

ef1 ==

−⋅⋅

⋅=

π

=

considerând porozitatea p = 0,2

≅=⇒=

=⇒=

=⇒=

⇒==

m4 41 8,4 4D6 2,0a

D

m5 7D8,0a

D

m5 7D8,0a

D

5 3,02 5,7 11 5,3 7

aD

l a tl a t

a va v

a ma m

1

43

Pentru zona de restricţie a captării:

T = 50zile

m6,5839,5

1849039,5

508,369D1 ==⋅=

=⇒=

=⇒=

=⇒=

⇒==

m6.1 2 2D7 2.1a

D

m9.1 0 6D5.1a

D

m9.1 0 6D5.1a

D

8 3,02 5.7 16.5 8

aD

l a tl a t

a va v

a ma m

1

44

i = 1‰; ∆ h 1-PC - i ⋅ L tot1-PC = 0,001 ⋅ 356,25 = 0,36 m

∆ h CT-CTPC + 1,5 = 1,86 m

LP1-2 = 11,55 - 1,85 - 1 m + 71,25 + 5 m = 84,94 m

qef.puţ = 4,28 l/s

45

Fig

.2.2

2. Z

on a

de

pro

tecţ

ie a

ca

ptăr

ii

7. Dimensionarea conductelor sifon pentru colectarea apei din puţuri

Tronson

Q (l/s)Dn

(mm)

jv (m/s)

L (m)

hr=jxL(m)

Cote piezometrice

P1-2 4,28 1000,0055

0,5584,94

0,4671

Cpiezo1 = C TF1-2,5-

sef=149,25m

2-3 8,56 1250,0061

0,6771,25

0,4346

Cpiezo2 =149,25-

0,4671=148,78m

3-4 12,84 1500,0058

0,771,25

0,4132

Cpiezo3 =148,78-

0,4346=148,34m

4-5 17,12 1750,0047

0,72 7,250,3348

Cpiezo4 =148,34-

0,4132=147,93m

5-PC 21,4 2000,0035

0,6871,25

0,2493

Cpiezo5 =147,93-

0,3348=147,59m

CpiezoPC = 147,35m

Fig.2.23. Schiţa de legare la sifo nul colector

8. Dimensionarea puţului colector

util

2PC

fIc h4

DtQ

π=⋅

tf = 5÷10 min - timp de trecere

Aleg: tf = 8 min

⇒ 2PC

fIcutil

D

tQ4h

⋅π⋅⋅

=

NHd min = 147,35mdM

46

Cax sifon = CtPC -1,5 = 151,5 - 1,5 = 150 mdM

Hsifon = 150 - 147,35 = 2,65 mdM < 6 m

B. Dimensionarea captării cu puţuri săpate

1. Lungimea frontului de captare:

L = 712,5m

2. Debitul maxim pe puţ:

q max.puţ = vadm⋅ π ⋅ D puţ⋅ H = 3,14 ⋅ 3 ⋅ 9,05 ⋅ 0,001 = 0,0853 m 3 /s = 85,3 l/s

Dpuţ = 3,4,5,6 m

aleg Dpuţ = 3 m

Trebuie transpusă curba de pompaj pentru D = 3 m.

( ) ( )

1

21

2

0

20

2

rR

ln

hHK

rR

ln

hHKq

−π=−π

=

în care:

r0, h0 - corespund puţului cu diametrul mic;

r1, h1 - corespund puţului cu diametrul D = 3 m;

( ) ( )20

21

0

1

20

21 hh

30300

ln

0008,0

rr

ln

hhKq −π=

−π=

q (l/s) h0 (m) h1(m) s1(m)3 8,45 8,58 0,474 8,05 8,27 0,786 7,30 7,66 1,398 6,15 6,72 2,3310 4,65 0,54 3,5112 2,70 4,28 4,77

47

Fig.2.24. Schema pentru determinarea curbei de pompaj pentru D = 3,00 m

qoptim =11,9 l/s cu soptim =7,7 m (conform fig.2.25.)

48

49

Fig

.2.2

5. D

eb i

tul o

ptim

pen

tru

pu

ţ să

pat

Fig.2.26.Sistemul de colectare a apei din puţurile de captare

3. Numărul de puţuri săpate:

puturi573.49.11

472,1

q

Q2,1n

optim

Ic ≈=⋅=⋅=

4. Debitul efectiv pe puţ:

m1,3s

s/l4.9547

n

Qq

ef

Icput.ef

=

===

5. Stabilirea distanţei dintre puţuri:

m100m125,17810

5,7121n

La >==

−=

6. Zona de protecţie:

D am = Dav = 57 m

D lat = 44 m

50

CAPITOLUL 3

ADUCŢIUNI

3.1. Tipuri de aducţiuni

Aducţiunea reprezintă totalitatea construcţiilor şi instalaţiilor cu ajutorul cărora apa

este transportată, în condiţiile cerute de la captare la rezervoarele de înmagazinare.

Aducţiunile pot fi:

- aducţiuni gravitaţionale

• sub presiune

• cu nivel liber

- aducţiuni sub presiune funcţionând prin pompare

3.1.1. Aducţiuni gravitaţionale sub presiune

Se adoptă acest tip de aducţiuni în cazul în care cota la care este amplasată captarea este mai ridicată decât cota rezervorului, debitul transportat Qaducţiune ≤ (5÷6) m 3 /s, relieful terenului pe traseul aducţiunii este accidentat, iar apa transportată este de bună calitate.

3.1.2. Aducţiuni gravitaţionale funcţionând cu nivel liber

Se adoptă în situaţia în care cota captării este mai ridicată decât cota rezervorului, terenul are o pantă relativ uniformă, calitatea apei este indiferentă consumatorului, siguranţa în funcţionare în perioada de iarnă satisface beneficiarul, iar debitul transportat este mare. În cazul în care este necesar să se păstreze calitatea apei, să existe o siguranţă în funcţionare ridicată sau dacă terenul prezintă denivelări importante se utilizează aducţiuni închise (canal sau galerie) funcţionând cu nivel liber.

3.1.3. Aducţiuni sub presiune funcţionând prin pompare

Acest tip de aducţiune se adoptă în situaţia în care, captarea se află la o cotă mai mică decât cota rezervorului. Se poate realiza acest tip de aducţiune cu pomparea realizată într-o singură treaptă sau dacă este cazul, mai multe trepte.

Fig.3.1. Aducţiune gravitaţională sub presiune

51

Fig.3.2. Aducţiune gravitaţională cu nivel libera,b – deschisă; c,d – închisă

Fig.3.3. Aducţiune sub presiune funcţionând prin pompare

3.2. Proiectarea aducţiunilor

Aducţiunea fiind unul dintre obiectele sistemului de alimentare cu apă din cele mai dezvoltate, este important ca soluţia aleasă să ofere cele mai bune posibilităţi de execuţie şi exploatare.

3.2.1. Stabilirea traseului aducţiunii

Traseul aducţiunii se alege astfel încât:

• să aibă lungimea cea mai mică;

• să se găsească în apropiere de căile de comunicare;

• să nu fie afectate de construcţiile executate ulterior în zonă;

• să se evite zonele de teren instabil, inundabil;

• să nu existe zone de poluare subterană sau de suprafaţă.

3.2.2. Stabilirea schemei de funcţionare a aducţiunii

52

În cazul alimentării cu apă pentru centrele populate transportul apei se realizează prin aducţiuni închise. Pentru aducţiunile gravitaţionale:

• traseul este mai lung;

• secţiunea este mai mare;

• costul mai redus întrucât se poate utiliza un material mai puţin pretenţios

întrucât presiunea de lucru este mai mică.Pentru aducţiunile prin pompare:

• traseul este mai scurt;

• secţiunea este mai mică;

• apar o construcţie suplimentară – staţia de pompare şi alte construcţii

a ccesorii;

• apar cheltuielile cu energia consumată şi exploatarea staţiei de pompare;

• necesită material mai pretenţios întrucât funcţionarea este sub presiune.

3.2.3. Debitele de dimensionare

Aducţiunile se dimensionează la:

QI d = Qs zi max

Dacă se are în vedere sporul de creştere al populaţiei se poate alege una din posibilităţile: - se execută aducţiunea pentru debitul de perspectivă; - se execută aducţiunea la o dimensiune dată de debitul pentru prima etapă şi se extinde prin dublare, triplare, în perspectivă.

3.3. Calculul hidraulic al aducţiunilor gravitaţionale sub presiune

Determinarea diametrului conductei se face cu relaţia:

JRCQ ⋅⋅⋅ω= (3.1.)

în care: ω - secţiunea conductei; R – raza hidraulică; C – Coeficientul Chèzy; J – panta hidraulică.

Secţiunile la acest tip de aducţiune sunt circulare, ceea ce duce la:

4D

PR ;

4D2

=ω=⋅π=ω (3.2.)

61

Rn1

C ⋅= (3.3.)

în care: n – coeficientul de rugozitate exprimat sub forma K = 1/n

Tabelul 3.1.

53

Tip conductă K123

Beton prefabricatMetal, beton sclivisitAzbociment, PVC, PE

748390

Panta hidraulică J este panta hidraulică disponibilă datorită diferenţei de nivel ∆ H:

LH

J∆= (3.4.)

Dimensionarea se poate face prin calcul analitic sau folosind diagramele din fig.3.4., 3.5., 3.6. care sunt ilustrarea grafică a relaţiilor prezentate anterior.

Fig.3.4. Diagramă pentru dimensionarea conductelor (canalelor) din tuburi din beton, prefabricate, după formula lui Manning (1/n = 74)

54

Fig.3.5. Diagramă pentru dimensionarea hidraulică a conductelor din metal, beton precomprimat, după formula lui Manning (1/n = 83)

55

Fig.3.6. Diagramă pentru dimensionarea hidraulică a conductelor din azbociment, după formula lui Manning (1/n = 90)

3.4. Calculul hidraulic al aducţiunilor gravitaţionale cu nivel liber

În cazul acestor aducţiuni calculul este mai laborios întrucât forma secţiunii aducţiunii poate fi mult mai variată.

Dimensionarea se face utilizând relaţia 3.1. cu coeficientul de rugozitate n apreciat în funcţie de modul de căptuşire al canalului. Viteza apei în canal trebuie să fie mai mare decât viteza la care pot avea loc depuneri şi mai mică decât viteza la care există pericolul eroziunii materialului de căptuşire.

În rezolvarea problemei se impune “b” lăţimea la fund a canalului aleasă în funcţie de forma secţiunii, lăţimea minimă de execuţie, lăţimea utilajului de săpare. Se reprezintă grafic Q = f(h) pentru b ales, iar pentru debitul la care se dimensionează aducţiunea se determină h din acest grafic.

Pentru secţiunile cu profil de curbă continuă se utilizează diagramele din fig. 3.7.,3.8.,3.9., verificându-se viteza şi debitul la înălţimea h şi la secţiune plină.

3.5. Dimensionarea aducţiunilor funcţionând cu pompare

Dimensionarea hidraulică a acestui tip de aducţiune se face cu relaţia 3.1. şi diagramele de la aducţiunile gravitaţionale sub presiune. În cazul acestor aducţiuni, deoarece sunt două necunoscute, D şi J se adoptă la dimensionare un criteriu tehnico-economic: există un diametru pentru care cheltuielile totale anuale sunt minime. Acest diametru este denumit diametru optim economic.

Cheltuielile totale anuale cu aducţiunea pot fi exprimate:

er

CIT1

z +⋅= (3.5.)

în care: z – cheltuielile totale anuale de calcul;I – investiţia în aducţiune;

56

Tr – timpul de recuperare a investiţiei în aducţiune;Ce – costul anual al energiei electrice consumate cu pomparea apei pe aducţiune.

Fig.3.7. Diagrame pentru calculul canalelor circulare din beton

57

Fig.3.8. Diagrame pentru calculul canalelor ovoide din beton

58

Fig.3.9. Diagrame pentru calculul canalelor clopot din betonDiametrul optim economic rezultă în punctul în care funcţia z = zmin.Cele două componente ale cheltuielilor totale anuale pot fi exprimate în funcţie de

diametru.Investiţia totală în aducţiune este:

LII u ⋅= (3.6.)

în care: Iu – investiţia unitară USD/m (fig.3.10.);L – lungimea aducţiunii

59

3.10. Investiţia unitară în conducte metalice (1996)

Cheltuielile cu energia rezultă:

cee EpC ⋅= (3.7.)

în care: pe – preţul energiei electrice USD/kWh;Ec – energia electrică consumată într-un an kWh/an

Energia electrică consumată cu pomparea pe aducţiune într-un an:

)kWh(THQ

81,9TPEp

pIdc ⋅

η⋅

⋅=⋅= (3.8.)

în care: QId – debitul pentru care se dimensionează aducţiunea;Hp = Hg + Σ hr – sarcina pompelor;η p – randamentul pompelor;T – timpul de funcţionare într-un an al aducţiunii ( se consideră pompare continuă

T = 8760 ore/an).

60

Aplicaţia 3.1.

Să se dimensioneze aducţiunea al cărui profil tehnologic este dat în fig.3.11. Debitul transportat este 43,5 l/s.

Fig.3.11.

Rezolvare:Conducta funcţionează gravitaţional:

006,0600040

LH

J ==∆=

Pentru o conductă din tuburi PREMO, din diagrama Manning, pentru Q = 43,5 l/s şi J = 0,006 rezultă D = 250 mm cu v = 1,0 m/s.

Aplicaţia 3.2.

Să se dimensioneze secţiunea canalului de aducţiune pentru alimentarea cu apă a unei industrii pentru care Q = 8 m3/s, iar J = 0,005.

a) Canal trapezoidal deschisSe impune b = 1,0 m şi considerând canalul protejat cu beton (K = 74):

Fig.3.12. Profil canal aducţiune

JRCQ ;Rn1

C ;74n1

K ;P

R

m1h2bP

h)hmb(h)hm2bb(21

61

2

⋅⋅⋅ω=⋅===ω=

+⋅⋅+=

⋅⋅+=⋅⋅⋅++⋅=ω

61

La = 6000 m

Tabelul 3.2.hm

ωm2

Pm

Rm R R1/6 C

Qm3/s

123

0,51,01,5

0,752,003,75

234

0,370,660,93

0,610,810,96

0,850,930,98

62,9069,0472,52

2,027,9318,54

Fig.3.13. Cheie limnimetrică Q = f(h)

b) Canal circular parţial plin, îngropatPentru J = 0,005 din diagrama 3.7. Dn = 2,00 m, rezultă Qplin = 10 m3/s, vplin = 3,30

m/s.Se calculează:

8,0108

Q

Q

plin

efectiv ===α

Din diagrama 3.7. pentru α = 0,8 rezultă:

10,1v

v şi 7,0

dh

plin

efectiv ==β=

Rezultă vefectiv = 1,10⋅ vplin = 1,10⋅ 3,3 = 3,63 m/s, ceea ce duce la concluzia că se pot utiliza tuburi prefabricate din beton.

Înălţimea apei în canal este h = 0,70⋅ D = 1,40 .

Aplicaţia 3.3.

Să se determine valoarea diametrului colectorului de refulare al unei captări subterane cunoscând:

- Q = 9,81 l/s;- timpul de recuperare a investiţiei Tr = 20 ani;- se adoptă conductă metalică;- costul energiei Pe = 0,05 USD/kWh- randamentul agregatelor de pompare η a = 0,80- timpul de funcţionare Tf = 8760 ore/an- preţul mediu al conductei- înălţimea geodezică Hg = 22 m, iar hr loc. = 2 m- lungimea conductei Laducţiune = 1200 m

62

Calculul este prezentat în tabelul 3.4.

Tabelul 3.4.Calculul diametrului optim economic

Ipoteza

Ql/s

Dn

mm

vm/s

Jm/m

hr

mHp

mEc

kWhCe

$/anIu

$/mI$

I/Tr

$/anz$/an

1 fir128,4

350400500

1,331,020,65

0,00940,00480,0015

11,285,761,80

35,3529,8225,90

229992191856164822

1149995938241

163,8181,8222,1

196560218160266520

98281090813320

213272050021567

2 fire 64,2

250300350

1,300,850,65

0,01000,00340,0015

12,004,081,80

36,0026,0825,80

248267179856177925

1241389938896

115,0128,4163,8

138000154080196560

690077049828

193131669718724

Fig.3.14. Reprezentarea grafică a cheltuielilor totale anuale funcţie de diametru

63

Fig.3.15. Plan de situaţie aducţiune – model

Fig.3.16. Profil longitudinal aducţiune – model

64

CAPITOLUL 4

ÎNMAGAZINAREA APEI

4.1. Rolul înmagazinării

În schema de alimentare cu apă prezenţa înmagazinării permite dimensionarea raţională a sistemului de alimentare cu apă, funcţionarea tehnologică mai uşoară a obiectelor tehnologice cu debite lent variabile exceptând reţeaua de distribuţie, sporirea siguranţei în funcţionare a sistemului de alimentare cu apă. Faptul că toate construcţiile din amonte de rezervor, inclusiv acesta, se dimensionează la Qs zi max, deci la un debit constant, o mare parte a anului permite menţinerea acestora la parametrii hidraulici relativ constanţi în timp. Înmagazinarea trebuie să aibă un anumit volum care să asigure funcţionarea curentă a reţelei de distribuţie. Volumul de apă din rezervor trebuie să acopere diferenţa de debit Qo max – Qzi max la orice oră din an. Volumul care asigură acest rol poartă numele de volum de compensare orară.

În construcţia de înmagazinare trebuie păstrată şi cantitatea necesară de apă care trebuie să fie la dispoziţia organelor PSI în orice moment şi în orice punct al reţele, pentru combaterea incendiilor. Acest volum este numit rezerva intangibilă de incendiu. De asemenea, mai trebuie asigurat un volum de apă pentru cazul în care în amonte de rezervor, la sursă sau la aducţiune apar situaţii de avarie. Acest volum poartă numele de volum de avarie. În unele cazuri mai pot fi înmagazinate volume de apă pentru funcţionarea intermitentă a staţiei de pompare care se găseşte imediat sau după rezervor, numite volum suplimentar sau volume de apă justificate din considerente economice sau de siguranţă. Volumul înmagazinării va avea cea mai mare valoare dintre cele două valori calculate (conform STAS 4165-88):

juslsupavo.compR

juslsupinco.compR

VVVVV

VVVVV

+++=

+++= (4.1.)

În mod normal volumul V R este format din volumul de compensare orară, volumul intangibil pentru combaterea incendiilor şi total sau parţial volumul de avarie. Înmagazinarea trebuie să asigure presiunea în reţea. Debitul orar cerut de reţea trebuie asigurat la presiunea necesară cerută la branşament. Aceasta duce la amplasarea cuvei rezervorului la o cotă convenabil aleasă astfel încât să se asigure presiunea la branşament întrucât pomparea directă a apei în reţea cu un debit care să urmărească cererea de apă este o soluţie mai greu de realizat. Rezervorul se amplasează în apropiere de consumator, la o cotă convenabilă, astfel încât să asigure o funcţionare robustă şi economică a sistemului de alimentare cu apă.

4.2. Construcţii de înmagazinare

Construcţiile care servesc pentru înmagazinarea apei se numesc rezervoare. Acestea sunt caracterizate prin: capacitate utilă, formă şi cotă de nivel a fundului. Capacitatea utilă a rezervoarelor se determină în funcţie de scopul în care sunt folosite. Forma şi dimensiunile geometrice se stabilesc în funcţie de capacitate astfel încât să se poată asigura distribuţia apei în reţea cu presiunea de serviciu necesară. Rezervoarele pot fi amplasate pe o cotă dominantă care domină centrul populat sau obiectivul industrial sau agricol. Construcţia poate fi (fig. 4.1.):

65

- rezervor subteran îngropat, cu toate cotele sub cota terenului;

- rezervor subteran parţial îngropat, cu cotă radier sub cotă teren la

adâncimea de îngheţ, dar acoperit;

- rezervor suprateran sau castel de apă, cu cotele deasupra cotei terenului.

Fig.4.1. Construcţii pentru înmagazinarea apei

a. rezervor subteran îngropat

b. rezervor subteran semiîngropat

c. rezervor suprateran

d. castel de apă

Alegerea amplasamentului se face în baza calculelor tehnico-economice. Soluţia rezervor subteran impune amplasarea acestuia la distanţă de centrul populat pe o cotă dominantă pentru a se asigura presiunea cerută de consumatori fără pompare. În acest caz, reţeaua rezultă mai scumpă. Castelele de apă se amplasează în centrul de greutate al consumului reţelei, costul acesteia fiind mai mic, dar costul castelului este mai mare din cauza construcţiei de susţinere. Se poate adopta o soluţie combinată, un rezervor din care apa este pompată într- un castel de apă pentru a se reduce volumul acestuia.

4.3. Determinarea cotei înmagazinării

Cota rezervorului se determină astfel încât reţeaua de distribuţie să asigure la consumatori presiunea la branşament (tabelul 4.1.) Valoarea presiunii la branşament este valoarea presiunii apei în conducta de serviciu care asigură alimentarea cu apă în condiţii normale la robinetele tuturor obiectelor sanitare instalate în locuinţă. Valoarea presiunii la branşament H b măsurată în metri coloană de apă peste cota terenului se obţine:

ris

cb hP

HH +γ

+= (4.2.)

66

în care:Hc – înălţimea deasupra trotuarului străzii a ultimului robinet ce trebuie alimentat; se poate considera ca înălţimea clădirii (un etaj se consideră 3 m înălţime);

γsP

- presiunea de serviciu la robinet; se consideră 2 m pentru orice robinet şi 3

m pentru duş şi robinetele care au baterie de amestec apă rece-caldă; pentru hidranţii interiori Ps se calculează în funcţie de debitul şi lungimea jetului şi diametrul duzei;hri – pierderea de sarcină pe conducta de branşament şi pe reţeaua interioară de distribuţie; se consideră (3÷5 m), iar pierderea de sarcină în apometru (1÷2 m).

În tabelul 4.1. sunt date valorile presiunii la branşament în funcţie de înălţimea clădirilor de locuit.

Tabelul 4.1.

Numărul de nivele 1 2 3 4 >4

Hc (m) 3 6 9 12

Hb=Pb/ γ (mH 2O) 8 12 16 20 4,5 m pentru fiecare nivel

4.3.1. Determinarea cotei rezervorului

Prin cota rezervorului se înţelege cota văzută în interior a radierului construcţiei de înmagazinare a apei.

Fig.4.2. Determinarea cotei rezervorului pentru soluţia rezervor-reţea de distribuţie

Conform figurii 4.2., rezultă:

xrRbTxR hHCC −++= (4.3.)

în care: C Tx – cota topografică la branşamentul consumatorului; H b – presiunea necesară la branşament (mH2O);

hrR-x – pierderea de sarcină pe circuitul rezervor punctul x luat în consideraţie.

Pierderea de sarcină se poate aprecia ca:

67

xRxrR Lih −− ⋅= (4.4.)

în care:i – panta hidraulică apreciată ca fiind 0,003÷0,008 corespunzător vitezelor economice de curgere a apei prin conductele reţelei de distribuţie;LR-x – suma lungimilor tronsoanelor străbătute de apă pe drumul cel mai scurt de la rezervor la punctul x.

Pentru aplicarea relaţiei (4.3.) este necesar să se facă aproximaţii succesive întrucât nu se cunosc nici poziţia rezervorului, nici a punctului care conduce la stabilirea poziţiei acestuia şi nici conductele prin care circulă apa. Schema de lucru este următoarea:

- se alege poziţia rezervorului pe o cotă dominantă;

- se determină cota maximă a localităţii;

- se determină presiunea la branşament;

- se determină pierderile de sarcină de la rezervor la punctul de cotă

maximă a localităţii;

- se determină cota rezervorului C R’;

- se alege din reţea poziţia punctelor care ar putea duce la o cotă mai înaltă

a rezervorului – punctul cel mai depărtat şi de cotă cea mai înaltă, punctul de

cea mai mică cotă şi situat cel mai departe de rezervor, punctul unde sunt

consumatorii care cer presiune mare la branşament;

- pentru fiecare punct se calculează C R;

- se alege valoarea C R cea mai mare şi se compară cu CR’;

- se reia calculul modificând poziţia rezervorului funcţie de C R - CR’ şi se

reface calculul până când această diferenţă este mică (0,5÷1,0 m) şi se

fixează cota rezervorului.

4.3.2. Determinarea cotei castelului de apă

Dacă în condiţiile reliefului este necesar un castel de apă, calculele sunt similare cu cele de la rezervor. Acesta trebuie amplasat în centrul de greutate al reţelei de distribuţie (figura 4.3.).

68

Fig.4.3. Determinarea cotei la castel

Cota minimă a castelului de apă se determină cu relaţia:

xrCAbTxminCA hHCC −++= (4.5.)

în care: C Tx – cota punctului luat în considerare; H b – presiunea la branşament a consumatorilor;

hrCA-x – pierderea de sarcină pe conducte de la castelul de apă la punctul x. Schema de lucru este asemănătoare cele de la rezervor:

- se alege poziţia castelului de apă;

- se calculează presiunea la branşament;

- se stabilesc punctele de cea mai înaltă cotă şi cel mai departe, cea mai

înaltă cotă, punctul de cea mai joasă cotă şi cel mai departe;

- se stabilesc C CAmin pentru toate punctele şi se consideră valoarea maximă;

În cazul castelelor în care se înmagazinează şi rezerva intangibilă de incendiu se determină cota rezervei de incendiu (figura 4.4.)

xrCAbTxri hHCN −++= (4.6.)

în care: N ri – cota rezervei de incendiu din castelul de apă; H b – presiunea la branşament; h rCA-x – pierderea de sarcină pe conducte de la CA la x.

Fig.4.4. Cotele apei la castel

69

Între cota maximă a apei în castel şi N ri se înmagazinează apa pentru consumul orar, iar între Nri şi cota minimă a apei, rezerva intangibilă de incendiu. Aceasta înseamnă că la stabilirea cotei, se stabileşte de fapt cota rezervei de incendiu care trebuie să rămână permanent înmagazinată.

Se pot considera: m43CN

m43NCminCAri

rimaxCA

÷=−

÷=−

- se stabileşte înălţimea construcţiei de susţinere a castelului:

CA.TminCACA CCH −= (4.7.)

- se alege H CA ca multiplu de 2,5 sau 5,0 m întrucât construcţia este

modulată şi se pot utiliza proiecte tip.

4.4. Determinarea volumului înmagazinării

Volumul înmagazinării se determină ţinând seama de mărimea celor trei volume

componente şi de tipul construcţiei.

4.4.1. Volumul de compensare (Vco)

Rezerva de compensare orară se determină grafic sau analitic şi reprezintă acel volum capabil să stocheze apă în orele în care consumul este mic şi să o distribuie atunci când consumul este mare (figura 4.5.)

Fig.4.5. Determinarea grafică a volumului de compensare orară

În acest grafic, în abscisă sunt trecute cele 24 ore ale zilei, iar în ordonată volumul alimentat şi consumat în procente din debitul zilnic maxim. Cea mai mare diferenţă între volumul de apă de alimentare şi volumul de apă consumat în timpul unei zile rezultă:

70

( ) ( )zi/mQ100

bamV 3

max. zi s3

co ⋅+= (4.8.)

Se poate spune că volumul de compensare orară rezultă:

max zi sco QcV ⋅= (4.9.)

în care:c – coeficient care se determină în funcţie de numărul de locuitori (tabel 4.2.) conform STAS 4165-88.

Tabelul 4.2.

Ui (mii loc.) <5 5÷10 10÷20 20÷50 50÷100 100÷300

c (%) 50 40 30 30 25 20

În cazul în care din date se dispune de variaţia orară a consumului se poate determina printr-un calcul analitic sau grafic volumul de compensare orară.

Tabelul 4.3.

Variaţia totală a consumului total în diverse tipuri de centre populate

Ora

Numărul de locuitori din centrul populat

Până la

10000

De la 10001

la 50000

De la 50001

la 100000

Peste

100000

În localităţi

de tip rural

0-1

1-2

2-3

3-4

4-5

5-6

6-7

7-8

8-9

9-10

10-11

11-12

12-13

13-14

14-15

15-16

16-17

17-18

18-19

19-20

20-21

21-22

22-23

23-24

1,00

1,00

1,00

1,00

2,00

3,00

5,00

6,50

6,50

5,50

4,50

5,50

7,00

7,00

5,50

4,50

5,00

6,50

6,50

5,00

4,50

3,00

2,00

1,00

1,50

1,50

1,50

1,50

2,50

3,50

4,50

5,50

6,25

6,25

6,25

6,25

5,00

5,50

5,50

6,00

6,00

5,50

5,00

4,50

4,00

3,00

2,00

1,50

3,00

3,20

2,50

2,60

3,50

4,10

4,50

4,90

4,90

5,60

4,80

4,70

4,40

4,10

4,20

4,40

4,30

4,10

4,50

4,50

4,50

4,80

4,60

3,30

3,35

3,25

3,30

3,20

3,25

3,40

3,85

4,45

5,20

5,05

4,85

4,60

4,60

4,55

4,75

4,70

4,65

4,35

4,40

4,30

4,30

4,20

3,75

3,70

0,75

0,75

1,00

1,00

3,00

5,50

5,50

5,50

3,50

3,50

6,00

8,50

8,50

6,00

5,00

5,00

3,50

3,50

6,00

6,00

6,00

3,00

2,00

1,00

71

4.4.2. Volumul de avarie (Vav)

Volumul de avarie se determină conform prevederilor STAS 4165-88 în funcţie de lungimea conductei de aducţiune, stabilitatea şi accesibilitatea terenului de execuţie:

( ) ( ) av'

iavmin. 3

av TQTTQmV ⋅−−⋅= (4.10.)

în care:Qmin.– debitul minim (m 3 /h) necesar pentru funcţionarea sistemului de alimentare cu apă pe durata avariei; Se consideră Qmin.=(0,6÷0,8)Qs zi max.Tav – durata maximă de remediere a unei avarii pe circuitul amonte de rezervor (tabel 4.4.)

Tabelul 4.4.

Durata maximă de remediere a unei avarii la aducţiune

Tav (h) Daducţiune (mm)

18÷24

9÷16

≥ 800 <800

Ti – durata de scoatere din funcţiune a staţiei de pompare (timpul admis pentru întreruperea alimentării cu energie electrică) – tabelul 4.5.; Q’ – debitul care poate fi obţinut de la alte surse considerate că funcţionează la capacitatea maximă.

Tabelul 4.5.

Durata de scoatere din funcţiune a staţiei de pompare

Ui (locuitori) Ti (h)

<10000

10000÷50000

50000÷100000

>100000

6

4

2

0

4.4.3. Rezerva intangibilă de incendiu (Vinc)

Volumul necesar combaterii incendiilor se determină conform STAS 1343/1-1991 şi STAS……….. şi este formată din rezerva efectivă pentru combaterea incendiilor şi volumul de apă necesar consumatorilor obişnuiţi pe perioada combaterii incendiului.

∑∑ ⋅+⋅+⋅⋅== iiiiieieiemax o siinc TQTQTQaVV (4.11.)

în care:

iemax o s TQa ⋅⋅ - volumul de apă pentru consumatori pe durata combaterii incendiului – utilizarea apei cu restricţii;

∑∑ ⋅+⋅ iiiiieie TQTQ - rezerva efectivă pentru combaterea incendiilor.

4.4.4. Stabilirea capacităţii, formei şi dimensiunilor rezervoarelor

La rezervoarele subterane capacitatea totală se calculează pentru toate cerinţele:

72

incavcoR VVVV ++= (4.12)

• din motive de uniformizare, STAS 4165-88 impune rotunjirea volumelor

rezultate astfel: 25, 50, 75, 100, 150, 200, 300, 400, 500, 750, 1000, 1500,

2000, 5000, 7500, 10000 m 3 ;

• rezervoarele cu volumul sub 200 m 3 se prevăd cu o singură cuvă, iar cele

peste 200 m 3 cu două sau mai multe cuve egale, având volumul rotunjit la una

din valorile prezentate;

• pentru centre populate volumul rezervorului rezultă conform prescripţiilor

actuale egal cu jumătate din necesarul zilnic de apă.Forma cuvei se adoptă conform tabelului 4.6.

Tabelul 4.6.

Înălţimea apei, forma şi materialul cuvei rezervorului

MaterialÎnălţimea

apei (m)

Volum (m 3 )

<2500 >3000 >20000

Beton armat 3÷5 Circulară Rectangulară Rectangulară

Beton armat

precomprimat6÷15 Circulară

În figurile 4.6., 4.7. şi tabelul 4.7. sunt prezentate câteva dimensiuni pentru rezervoarele tip.

73

Fig.4.6. Schemele rezervoarelor din beton armat, după proiecte tip

Fig.4.7. Detalii de execuţie pentru un rezervor precomprimat

74

Se are în vedere faptul că în rezervorul de apă potabilă, în conformitate cu normele sanitare, apa nu poate să rămână mai mult de 7 zile.

Tabelul 4.7.

Principalele dimensiuni şi caracteristici ale rezervoarelor din beton armat, după proiecte

tip

Cap

acita

te (

m

3 )

Caracteristici constructive h

(m)

D (

m)

a (m

)

d 1 (c

m)

d 2 (c

m)

Indici tehnico economici la 1 m 3 apă

Bet

on s

impl

u (

m

3 )

Bet

on a

rmat

mon

olit

(m 3 )

Bet

on a

rmat

pre

fabr

icat

Oţe

l bet

on (

daN

)

Lem

n (m

3 )

100

SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

2,15

7,70

3,26 12 13

0,15

6

0,22

3

0,05

1

27,7

-

200

SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

2,72

9,70

3,50 12 13

0,12

4

0,17

5

0,03

9

19,6

-

300

SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

3,99

9,70

3,50 12 13

0,08

2

0,13

4

0,02

6

16,4

-

100

2×(1

00)

SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

2,15

7,70

3,02 12 12

0,12

2

0,15

0

0,12

8

17,7

0,01

2

200

2×(2

00)

SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

2,72

9,70

3,60 12 12

0,07

0

0,10

8

0,10

6

15,4

0,00

8

300

2×(3

00)

SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate)

3,99

9,70

3,60 12 12

0,04

8

0,07

8

0,09

0

10,5

0,00

6

75

Cap

acita

te (

m

3 )

Caracteristici constructive h

(m)

D (

m)

a (m

)

d 1 (c

m)

d 2 (c

m)

Indici tehnico economici la 1 m 3 apă

Bet

on s

impl

u (

m

3 )

Bet

on a

rmat

mon

olit

(m

3 )

Bet

on a

rmat

pre

fabr

icat

(m

3 )

Oţe

l bet

on (

daN

)

Lem

n (m

3 )

500

2×(5

00)

SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate

4,15

12,1

8

3,50 12 12

0,02

8

0,08

6

0,06

0

11,9

-

1000

2×(1

000)

SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate

5,30

15,6

4

4,10 12 13

0,02

4

0,09

1

0,04

8

10,4

0,00

5

2500

2×(2

500)

SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate

6,51

22,3

4

4,50 12 13

0,02

3

0,05

8

0,04

7

9,6

0,00

2

5000

2×(5

000)

SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate

8,31

27,7

0

5,50 12 18

0,01

5

0,04

9

0,04

0

8,5

0,00

1

4.4.5. Stabilirea capacităţii, formei şi dimensiunilor castelului de apă

Pentru castelele de apă capacitatea cuvei se calculează numai pentru compensare orară şi pentru cantităţile de apă strict necesare combaterii incendiilor.

sicoCA VVV += (4.13.)

Rezerva de avarie se acumulează în rezervoare subterane separate din care se pompează apa în castel.

• Castelele de apă se prevăd cu o singură cuvă al cărui volum să nu

depăşească 2000 m 3 din motive de execuţie;

• Castelele de apă se execută după proiecte tip au volume de 25÷1000 m 3

şi înălţime de 20÷30 m se execută în întregime din beton armat;

76

• Întrucât construcţia de susţinere este realizată cu ajutorul cofrajului glisant,

ceasta trebuie calculată ca multiplu de 2,5 sau 5;

• Timpul de staţionare a apei în castelul de apă, admis de normele sanitare

este de 48 ore.

Fig.4.8. Detalii de execuţie pentru un castel de apă

4.4.6. Instalaţii hidraulice

4.4.6.1. Instalaţii hidraulice la rezervoare

77

La fiecare cuvă a rezervorului trebuie să existe (figura 4.9.):

• Conductă de alimentare cu diametrul egal cu cel al aducţiunii prevăzută cu

vană;

• Conductă de preaplin cu diametrul egal cu al conductei de alimentare;

• Conductă pentru preluarea curentă a apei care se dimensionează

corespunzător Qo max şi v = (0,8÷1,5) m/s. La această conductă se leagă prin

vană comandată de la distanţă şi sorbul pentru apa de incendiu. Sorbul de

plecare curentă a apei este amplasat deasupra rezervei de incendiu, iar sorbul

pentru apa de incendiu în başa rezervorului;

• Conducta de golire definitivă cu D = (100÷300) mm astfel încât golirea

definitivă să se facă în (6÷8) ore;

• Conductă de legătură cu apă între alimentare şi consumul apei;

• Armături şi aparatură pentru măsură şi control debit şi nivel.

4.4.6.2. Instalaţii hidraulice la castele de apă

În figura 4.8. este prezentat un exemplu de instalaţie hidraulică într-un castel de apă. Pentru a nu exista riscul stagnării apei în partea inferioară a cuvei sorbul este amplasat în această zonă, dar la cota rezervei de incendiu. Conducta de preluare a apei este prevăzută cu un orificiu de dezamorsare de (1÷2)˝, conducta funcţionând ca un sifon pentru a putea păstra în cuvă rezerva de incendiu.

78

Fig.4.9. Instalaţia hidraulică la un rezervor de apă de mici dimensiuni (sub 1000 m 3 ) a – vedere în plan; b – secţiune verticală.

Aplicaţia 4.1.

Să se determine cota şi volumul înmagazinării pentru o localitate cu:

• U i = 10000 locuitori ştiind că:

• Q I c = 4720 m 3 /zi, Q II c = 306 m 3 /h;

• Regimul de construcţii este P+2 nivele;

• Rezerva intangibilă de incendiu V ri = 868 m 3 ;

• Cota cea mai înaltă din localitate 180 mdM;

• Cota cea mai joasă din localitate 169 mdM;

• Volumul consumat de consumatori pe durata incendiului Q’ cons = 760 m 3 ;

• Plan de situaţie (figura 4.10.).

A. Calculul cotei rezervorului Varianta I: Rezervor de înmagazinare pe o cotă dominantă a localităţii

79

Cota rezervor rezultă:

PrRs

ricPARA hP

hHCC −+γ

+++= ,

în care: C PA – cota punctului considerat; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h ri – pierderi de sarcină interioare;

γsP

- presiunea de serviciu;

h rR-P – pierderi de sarcină de la rezervor la punctul P.a. Se consideră punctul cel mai îndepărtat de amplasamentul rezervorului:

Hc = 3 × 3 =9 mhri = 4 m

γsP

= 3 m

hrR-P = i ⋅ L R-A = 3070 × 0,006 = 18,4 m, unde: i = 0,003÷0,008 şi L = 3070 m. Pentru punctul de cotă 173 mdM rezultă cota rezervorului: C R = 173 + 9 + 4 + 3 + 18,4 = 207,4 mdM Se consideră: C R = 208 mdM. b. Se verifică cota cea mai înaltă a localităţii 180 mdM: C PB = 180 mdM C R = 208 mdM În acest caz cota rezervorului va fi:

mdM52,201920006,0349180

hP

hHCC BrCAs

ricPBRB

=⋅++++=

=+γ

+++= −,

unde: LR-B = 920 m C RB ≅ 202 mdM < C RA = 208 mdM Rămâne cotă rezervor: 208 mdM

c. Se verifică cota cea mai joasă a localităţii: 169 mdM C R – Cc = 208 – 169 = 39 m < 60 m, presiune admisibilă în reţea.

80

Fig.4.10. Plan de situaţie Varianta a II-a: Rezervor şi castel de apă amplasate în interiorul localităţii. 1. Rezervor: C T = 180 mdM C radier rezervor = 178 mdM 2. Castel de apă: se calculează cota castelului:

PrCAs

ricPCA hP

hHCC −+γ

+++= ,

în care: C P – cota punctului considerat; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h ri – pierderi de sarcină în interiorul clădirilor;

γsP

- presiunea de serviciu;

h rCA-P – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul considerat.

a. Se consideră punctul cel mai îndepărtat şi de cota cea mai mare: C PA = 173 mdM L CA-A = 2150 m h rCA-A = 0,006 × 2150 = 12,40 m

81

C CA = 173 + 9 + 4 + 3 + 12,90 = 201,90 mdM Se consideră: C CA = 202 mdM. b. Se consideră punctul cel mai înalt din reţeaua de distribuţie: C PB = 180 mdM L CA-B = 100 m i = 0,006 C CA

B = 180 + 9 + 4 + 3 + 0,6 = 196,60 mdM C CA

B = 197 mdM Între cele două cote se alege cota cea mai mare: C CA = 202 mdM c. Se verifică cota cea mai joasă din reţea:

CPC = 169 mdMCPC – Cc = 202 – 169 = 33 m < 60 m, presiune admisibilă în reţea.

d. Determinarea înălţimii castelului: H CA = CCA - CT = 202 – 180 = 22 m, cu: C CA = 202 mdM C T = 180 mdM Se alege H CA = 22,5 m (ca multiplu de 2,5 m) Rezultă: C CA = 202,5 mdM

B. Calculul volumului de înmagazinare 1. Calculul de redimensionare al înmagazinării Volumul de înmagazinare

)(m VVVV 3incavo.comp ++= ,

în care: V comp.o = volum de compensare orară V av = volum de avarie V inc = volum de combatere a incendiilor V comp.o = 0,22·Qs zi max = 0,22·4720 = 1040 m 3 V av = 0,20·Qs zi max = 0,20·4720 = 944 m 3 V = 1040 + 944 + 868 = 2842 m 3 V = 3000 m 3

2. Verificarea timpului de primenire a apei

ore 48T ore 1,112703000

QV

T admismax o s

=<===

se respectă condiţia de primenire

3. Calculul exact al volumului rezervorului de apă – varianta I

a). )(m VVVV 3incavo.compR ++=

V av = 0,20·Qs zi max = 944 m 3 V inc = 868 m 3 Se calculează volumul de compensare orară cunoscând pentru U i = 10000 locuitori consumul orar de apă din literatura de specialitate (tabelul 4.8.)

Tabelul 4.8.

82

OraAlimen-tare (%)

Consum (%)

Valori cumulate Diferenţa (%)Obs.Alim. Consu

m+ -

0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24

4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17

1,001,001,001,002,003,005,006,506,505,504,505,507,007,005,504,505,006,506,505,004,503,002,001,00

4,168,3312,5016,6620,8325,0029,1633,3337,5041,6645,8350,0054,1658,3362,5066,6670,8375,0079,1683,3387,5091,6695,83100,00

1,002,003,004,006,009,0014,0020,5027,0032,5037,0042,5049,5056,5062,0066,5071,5078,0084,0089,5094,0097,0099,00100,00

3,166,339,5012,6614,8316,0015,1612,8310,509,168,837,504,661,830,500,16

0,673,005,346,176,505,343,17

Val. max. poz.

Val. max. neg.

Volumul de compensare orară:

3max zi s.O.C m 10604720

10050,22

Q100

baV =⋅=⋅+=

Volumul rezervorului:

VR = 1060 + 944 + 868 = 2862 m 3

Rezultă: V R = 3000 m 3 Se vor considera două cuve cu V cuvă = 1500 m 3 . b). Determinarea dimensiunilor rezervorului Se consideră înălţimea apei în cuvă H a = 4 m. Volumul unei cuve:

23a

2R

aR m375Am1500H

4

DHA

2

V=⇒=⋅

⋅π=⋅= ,

cu D R – diametrul interior al cuvei:

m22414,3

15004DR =

⋅⋅=

c). Calculul înălţimii corespunzătoare volumului de incendiu

83

m16,1h

m16,13752

868A2

Vh

inc

incinc

=

=⋅

=⋅

=

4. Calculul exact al volumului rezervorului şi castelului de apă – varianta a II-a. Cotă teren rezervor: CT R = 180 mdM Cotă radier rezervor: CR R = 178 mdM Înălţimea apei în rezervor: H a = 4,00 m Cotă apă rezervor: C a = 182 mdM Cotă castel de apă: C CA

min = 202,50 mdM Cotă apă castel: C CA

max = 206,00 mdM Înălţime castel: 22,50 m Înălţime maximă castel: 22,50 + 3,50 = 26 m Înălţime apă în castel: 3,50 m Rezultă înălţimea geodezică:

H g = CCAmax – CR R = 206,00 –178,00 = 28,00 m

a). Înălţimea de pompare pentru staţia de pompare dintre rezervor şi castelul de apă

H p = Hg + hra + hrr = 28,00 + 1,00 + 0,50 = 29,50 m

Debitul pompei se alege astfel încât Q o max să fie acoperit de un număr cât mai mare de pompe.

Q o min = 1,5·Qs zi max = 0,015·4720 = 71 m 3 /h

Din catalogul de pompe pentru H p = 29,50 m şi Qp min = 71 m 3 /h rezultă pompe Cerna 100 b, n = 3000 rot/min, cu: Q p = 75 m 3 /h

Hp = 30 mP = 13 kW

Numărul de pompe va fi:

pompe 1,4Q

Qn

p

calc2 ==

Se aleg 4 pompe în funcţiune şi 2 pompe de rezervă. Se calculează cât reprezintă debitul unei pompe din Q s zi max:

%59,10159,0472075

Q

Qp

max zi s

p1 ====

b). Se calculează volumul de compensare orară pentru rezervor şui castelul de apă pentru aceeaşi alimentare şi consum ţinând seama de pomparea dintre acestea:

Tabelul 4.9.

84

OraA

limen

tare

rez

ervo

r

Alim

. ca

stel

con

sum

rez

.

Con

sum

din

cas

tel

(S

TA

S

1343

)

Valori cumulateDiferenţe

Nr.

de

pom

pe în

func

ţiune

Rezervor A-P

Castel P-C

A P C + - + -

0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24

4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17

1,591,591,591,591,591,594,776,366,366,364,774,776,366,366,364,774,776,366,364,774,773,181,591,59

1,001,001,001,002,003,005,006,506,505,504,505,507,007,005,504,505,006,506,505,004,503,002,001,00

4,168,3312,516,620,825,029,133,337,541,645,850,054,158,362,566,670,875,079,183,387,591,695,8100

1,593,184,776,367,959,5414,320,627,033,438,142,949,355,662,066,871,577,984,289,193,896,998,6100

1,002,003,004,006,009,0014,020,527,032,537,042,549,556,562,066,571,578,084,589,594,097,099,0100

2,575,157,7310,312,815,514,812,610,48,277,677,075,072,680,49

0,120,722,915,115,716,315,332,750,17

0,591,181,772,361,950,540,310,170,030,891,160,43

0,150,010,280,05

0,17

0,21

0,090,230,460,190,010,42

111111344433444334433211

Calculul volumului de compensare a). Pentru rezervor

3comp

3max zi scomp

m 1030V

m 10304720100

31,646,15Q

100ba

V

=

=⋅+=⋅+=

b). Pentru castelul de apă

3comp

3max zi scomp

m 133'V

m 1334720100

46,036,2Q

100'b'a

'V

=

=⋅+=⋅+=

Volumul rezervorului:

85

)(m V'VVV 3avconso compR ++= ,

în care: V’ cons = volumul consumatorilor pe timp de incendiu (consum cu restricţii)

V R = 1030 + 760 + 944 = 2734 m 3 Se consideră V R = 3000 m 3 pot fi utilizate două cuve circulare cu V = 1500 m 3 , Ha = 4 m şi DR = 22 m.

Volumul castelului de apă:

3inco compCA m 241108133V'VV =+=+=

Se consideră conform STAS V CA = 300 m 3

c). Determinarea dimensiunilor castelului de apă

Fig.4.11. Schiţă pentru dimensionarea castelului

Aleg b = 2,5 m, deci '205125,125,2

ab

tg °=β⇒===β

deci α = 38°40’ şi tg α = 0,8

m 12,38,05,2

mmb

tg

)bh(25,1)bh(8,0

1n

nbh

tg

==⇒=α

−⋅=−⋅=⇒−=α

Însă volumul castelului este:

86

30

t020

2tt

2t

20

0

220cilindrucon trunchi0

m 156V

)rrrr(3b

)rrrr(3b

V

m62,612,325,1marr

)rRrR(3

)bh(VVVVV

=

⋅++⋅⋅π−⋅++⋅⋅π=

=++=++=

⋅++⋅−⋅π+=−+=

156c83,143c5,28c79,1V

c1,256,62nrR

b-hc deoarece ,c25,1)bh(25,1n

23CA +⋅+⋅+⋅=

⋅+=+=

=⋅=−⋅=

Tabelul 4.9.c(m)

h=b+c(m)

c 2 (m 2 )

c 3 (m 3 )

1,79·c 3 (m 3 )

28,5·c 2 (m 2 )

143,83·c(m)

VCA

(m 3 )

012345

2,53,54,55,56,57,5

1491625

182764125

1,7914,3248,33114,56223,75

28,50114,00256,50456,00712,50

143,83287,66431,49575,32719,15

156,00330,00571,89892,291301,881811,40

Fig.4.12. Variaţia volumului de apă din castel funcţie de înălţime

87

Fig.4.13. Plan de situaţie al ansamblului rezervor – SP – castel de apă

88

Aplicaţia 4.2.

Să se determine cota şi volumul înmagazinării pentru o alimentare cu apă pentru care se cunosc:

• numărul de locuitori U i = 11500

• Q s zi max = 3481 m 3 /zi

• Q s o max = 220 m 3 /h

• V i = 682 m 3

• Q II c = 238 m 3 /h;

• Regimul de construcţii este P+3 nivele;

• Plan de situaţie Se adoptă soluţia rezervor şi castel de apă cu staţie de pompare care pompează

apa din rezervor în castel. a). Determinarea cotei la castelul de apă: Cota rezervei de incendiu:

x-CA rint rs

Cxri hhP

H)5,1CT(N ++γ

++−= ,

în care: N ri – cota rezervei de incendiu; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h r int – pierderi de sarcină în interiorul clădirilor;

γsP

- presiunea de serviciu;

Plan de situaţie

h r CA-x – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul x;

89

CTx – cota teren a punctului luat în considerare din care se scad 1,5 m, adâncimea de îngropare a conductelor.

hr CA-x = j·LCA-x; j = 5÷8‰Se consideră trei puncte pe planul de situaţie:1. punctul A – cel mai înalt C PA = 145 mdM L CA-A = 185 m 2. punctul B – cel mai depărtat

CPB = 130 mdM L CA-B = 1000 m 3. punctul C – mediu

CPC = 135 mdM L CA-B = 800 m

Considerând clădirea cea mai înaltă în cele trei puncte rezultă cota rezervei de incendiu în castelul de apă. N ri

(A) = 145 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·185 = 163,6 mdM N ri

(B) = 130 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·1000 = 153,5 mdM N ri

(C) = 135 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·800 = 157,3 mdM

Se alege cota maximă: N ri = 163,6 mdM

Cota cuvei castelului: C CA

min = N ri – 4 m = 163,6 – 4 = 159,6 mdM

Înălţimea castelului: H T = CCA

min – CTCA = 159,6 – 145,0 = 14,6 m

Se alege H T = 15 m ca multiplu de 2,5. C CA

min = CT CA + 15 = 145 + 15 = 160 mdM N ri = CCA

min + 4 = 160 + 4 = 164 mdM C CA

max = N ri + 4 = 164 + 4 = 168 mdM

b. Determinarea volumului de înmagazinare: 1. Alegerea pompelor din staţia de pompare

m23145168NCH

hhHH

Rinc

maxCAg

loc rlin rgp

=−=−=

++=

Se consideră cota rezervei de incendiu în rezervor de 145 m. h r loc = 1 m h r lin = 0,8 m Rezultă: H p = 23,0 + 1,0 + 0,8 = 24,8 m Din graficul orar de consum se observă că valoarea maximă este 1,5%·Q s zi max. Rezultă:

s/l27,523485100

5,1Q min o =⋅=

Din catalogul de pompe rezultă pompa AN 180-125-315, cu: H p = 25 m Q p = 180 m 3 /h = 50,17 l/s

n = 1450 rot/minSe utilizează patru pompe în funcţiune şi două de rezervă.

90

2. Calculul volumului de compensare orară Se calculează:

%44,11003485

17,50Q

Qp

max zi s

p =⋅==

În tabelul 4.10. se observă că se obţin: a 1 max = 13,16 b 1 max = -8,70 a 2 max = 1,40 b 2 max = -1,12

Tabelul 4.10.

Ore

Alim

enta

re(%

)

Pom

pare

(%) C

onsu

m(%

)

Valori cumulate Diferenţe (%)

Nr.

pom

pe î

n fu

ncţiu

ne

A(%)

P(%)

C(%)

A - P P - C

+a1 -b1 +a2 -b2

0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24

4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17

1,481,481,481,482,962,962,964,445,925,925,925,925,925,925,925,925,925,924,444,442,962,962,961,48

1,51,51,51,52,53,54,55,56,256,256,256,25555,5665,554,54321,5

4,168,3312,516,620,825,029,233,337,541,645,850,054,258,362,566,670,875,079,283,387,594,695,8100

1,482,964,445,928,8811,816,322,228,134,039,945,951,857,763,669,675,581,485,890,393,296,299,2100

1,534,568,51216,52228,234,540,747525762,568,574,5808589,593,596,598,5100

2,685,378,0610,711,913,112,911,19,387,625,874,122,360,61

-1,14-2,9-4,65-6,4-8,16-8,43-8,7-6,02-3,33-0,64

0,38

0,2

0,721,141,060,981,40,840,78

0,660,64

-0,02-0,04-0,06-0,08

-0,16-0,22

-0,13-0,46-0,79-1,12-0,2

-0,26-

111122344444444444332221

91

Ore

Alim

enta

re(%

)

Pom

pare

(%)

Con

sum

(%)

Valori cumulate Diferenţe (%)

Nr.

pom

pe

în fu

ncţiu

ne

A(%)

P(%)

C(%)

A - P P - C

+a1 -b1 +a2 -b2

0,30

Volumul de compensare orară a rezervorului:

3max zi s

11Rcomp m 7613481

1007,816,13

Q100

baV =⋅+=⋅

+=

−−

+=s ia v

s iiRc o m pR VV

VVm a xVV ,

în care: V i = volumul pentru combaterea incendiilor (rezerva de incendiu);

∑∑ =⋅⋅+⋅⋅=+= 3ieieiiiisi m21936,320

61

6,35TQTQV

Q ii = 5 l/s T ii = 10 min Q ie =20 l/s T ie = 3 h 3

max zi sav m870Q%25Q =⋅=

3R m1 4 1 26 5 17 6 1

6 5 12 1 98 7 0

4 6 32 1 96 8 2m a x7 6 1V =+=

=−=−

+=

VR = 1500 m 3

Volumul de compensare orară al castelului de apă:

3si

CAcompCA

3max zi s

22CAcomp

m72,30621972,87VVV

m 72,873481100

12,14,1Q

100

baV

=+=+=

=⋅+=⋅+

=

V CA = 500 m 3 .

92

Aplicaţia 4.3.

Să se determine complexului de înmagazinare şi cotele acestuia ştiind că:

• U i = 11175

• Q s zi max = 5625 m 3 /zi

• Q s o max = 325 m 3 /h

• V i = 900 m 3

• Q ii = 5 l/s; Qie = 2×20 l/s, n = 1 incendiu

• Regimul de construcţii este P+3 nivele;

• Plan de situaţie scara 1:5000

A. Stabilirea cotei cuvei casteluluiSe stabileşte poziţia complexului de înmagazinare în punctul de cotă teren CTCA =

134 mdM.

93

Fig. 4.14. Plan de situaţie

Se consideră trei puncte pe planul de situaţie (fig.4.14.):1. punctul de cotă maximă din localitate cu: CT P1 = 145,00 mdM L CA-P1 = 960 m 2. punctul cel mai îndepărtat de punctul de injecţie cu:

CTP2 = 139,00 mdM L CA-P2 = 1260 m 3. punctul de cotă înaltă şi îndepărtat de punctul de injecţie:

CTP3 = 141,00 mdM L CA-P3 = 1160 m

Presiunea la branşamentul consumatorului (fig.4.15.) va fi:

γ+++++=

γ +s

riapometru vană rcb P

hhHm0,1m5,1P

H c = 4 × 3 m = 12 m h r vană + apometru = (1,0÷1,5) m h ri = (2,0÷3,0) m P s/ γ = 2,0 m

94

Rezultă: P b/ γ = 1,5 + 1,0 + 12,0 + 1,5 + 2,0 + 2,0 = 20,0 m

Cota rezervei de incendiu în castelul de apă:

x-CA rb

xri hP

)5,1CT(N +γ

+−= ,

în care: N ri – cota rezervei de incendiu; h r CA-x – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul x;

CTx – cota teren a punctului luat în considerare din care se scad 1,5 m, adâncimea de îngropare a conductelor.

hr CA-x = j·LCA-x; j = 3÷6‰

Punctul 1: N ri = 145,0 –1,5 + 20 + 0,006·960 = 169,26 mdM Punctul 2: N ri = 139,0 –1,5 + 20 + 0,006·1260 = 164,82 mdM Punctul 3: N ri = 141,0 –1,5 + 20 + 0,006·1600 = 166,46 mdM

Se alege cota maximă: N ri = 169,26 mdM

Cota cuvei casteluluiCota minimă a cuvei:

C CAmin = N ri – 4,0 m = 169,26 – 4,0 = 165,26 mdM

Înălţimea construcţiei de susţinere castelului: H T = CCA

min – CTCA = 165,26 – 134,0 = 31,26 m

Se alege H T = 32,5 m ca multiplu de 2,5. Rezultă cele două cote recalculate:

C CAmin = CT CA + 32,5 = 1340,0 + 32,5 = 166,5 mdM

N ri = CCAmin + 4,0 = 166,5 + 4,0 = 170,5 mdM

C CAmax = N ri + 4,0 = 166,5 + 10,0 = 176,5 mdM

95

Fig.4.15. Determinarea presiunii la branşamentul consumatorilorşi cotelor la castelul de apă

B. Stabilirea capacităţii complexului de înmagazinare a apei:

Fig.4.16. Schiţă pentru determinarea capacităţii complexului de înmagazinare a apei

Pentru U i = 11175 locuitori din literatura de specialitate se adoptă un grafic de consum orar al apei. Consumul orar minim este de 1,5%·Qs zi max şi acest consum trebuie asigurat prin funcţionarea unei singure pompe.

s/l 65,97h/m 3515625100

25,6Q

10025,6

Q 3max zi smax o ==⋅=⋅=

h/m 38,845625100

5,1Q

1005,1

Q 3max zi smin o =⋅=⋅=

Debitul pompei alese trebuie să fie: Q p = 84,38 m 3 /h Sarcina de pompare va fi:

m 5,420,1345,176NCH

hhHH

Rinc

maxCAg

rrargp

=−=−=

++=

Se consideră cota rezervei de incendiu în rezervor de 134,0 m. h ra = (0,5÷1,0) m; se adoptă hra = 1,0 m h rr = j·Lechiv

se adoptă: Lechiv = 100 mPentru Q = 97,65 l/s şi v = 1,0 m/s,rezultă: D = 350 mm şi j = 0,0038.

96

H p = 42,50 + 1,0 + 0,0038·100 = 43,88 m H p = 43,88 m

Din catalogul de pompe rezultă pompa AN 80-65-200, cu: H p = 44 m Q p = 83,81 m 3 /h P p = 25 kW

n = 2900 rot/min Se calculează:

%49,1Q

Qp

max zi s

p ==

Se completează tabelul 4.11.:

Tabelul 4.11.

Ore

Alim

enta

re(%

)

Pom

pare

(%) C

onsu

m(%

)

Valori cumulate Diferenţe

Nr.

pom

pe î

n fu

ncţiu

neA P C

A - P P - C

+ - + -

0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-12

4,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,17

1,491,491,491,492,982,984,475,965,965,965,967,45

1,51,51,51,52,53,54,55,56,256,256,256,25

4,178,3312,516,620,825,029,233,337,541,645,850,0

1,492,984,475,968,9411,916,422,329,440,240,247,6

1,53,04,56,08,512,016,522,028,234,540,747,0

2,685,358,0310,711,913,012,810,99,197,405,602,32

0,44

0,350,06

0,68

0,010,020,030,04

0,080,11

0,230,52

97

Ore

Alim

enta

re(%

)

Pom

pare

(%)

Con

sum

(%)

Valori cumulate Diferenţe

Nr.

pom

pe

în fu

ncţiu

ne

A P CA - P P - C

+ - + -

12-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24

4,174,164,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17

4,474,475,965,965,965,964,474,474,472,981,491,49

5,05,05,56,06,05,55,04,54,03,02,01,5

54,258,362,566,670,875,079,283,387,591,695,8100

52,156,662,668,574,580,484,989,493,996,898,399,8

52,057,062,568,574,580,085,089,593,596,598,5100

2,021,71

0,17

0,081,883,675,015,846,176,375,192,51

0,15

0,080,040,000,46

0,370,35

0,38

0,070,10

0,160,17

a 1 = 13,08 b 1 = -6,37 a 2 = 0,68 b 2 = -0,52 A - valori cumulate privind alimentarea cu apă a rezervorului; C - valori cumulate privind consumul de apă;

P - valori cumulate privind consumul de apă din rezervor, respectiv valori cumulate privind alimentarea cu apă a costului.

Volumul rezervorului:

−−

+=s ia v

s iiRc o m pR VV

VVm a xVV ,

în care: V i = volumul pentru combaterea incendiilor (rezerva de incendiu); V i = 900 m 3 ∑∑ =⋅⋅⋅+⋅⋅=+= 3

ieieiiiisi m4353360020260105TQTQV

3max zi sav m 112556252,0Q%20Q =⋅=⋅=

3max zi s

11Rcomp m 063,10945625

10037,608,13

Q100

baV =⋅+=⋅

+=

3R m0 6,1 7 8 46 9 00 6 3,1 0 9 4

6 9 04 3 51 1 2 5

4 6 54 3 59 0 0m a x0 6 3,1 0 9 4V =+=

=−=−

+=

Se adoptă 2 rezervoare circulare cu V = 1000 m 3 VR = 2×1000 m 3

98

Volumul castelului de apă:

3CA

3max zi s

22CAcomp

siCAcompCA

m 5,5024355,67V

m 5,675625100

52,068,0Q

100

baV

VVV

=+=

=⋅+=⋅+

=

+=

Se alege un castel cu: V CA = 500 m 3 .

Timpul de staţionare a apei în rezervor:

zile 7 ore 70,2338,84

2000Q

VT

min o

RR <===

Timpul de staţionare a apei în castel:

ore 48 ore 92,538,84

500Q

VT

min o

CAR <===

CAPITOLUL 5

POMPAREA APEI

5.1. Rolul staţiilor de pompare

99

Datorită faptului că destul de frecvent este necesar ca apa să ajungă de la o cotă

mai joasă la o cotă mai ridicată, în fluxul de utilizare, apa are nevoie de o energie

suplimentată. Această energie hidraulică suplimentară apa o primeşte de la pompe.

Totalitatea construcţiilor şi instalaţiilor care au rolul de a ridica apa de la o cotă

mai joasă la o cotă mai înaltă poartă numele de staţie de pompare.

5.2. Clasificarea staţiilor de pompare

În schema de alimentare cu apă după locul pe care îl ocupă staţiile de pompare pot fi: - staţii de pompare de treapta I sau staţii de pompare apă brută care pompează apa de la captare (SPI) - staţii de repompare

• repomparea apei atunci când în schemă sunt mai multe staţii de

pompare;

• repomparea apei atunci când trebuie asigurată o diferenţă de cotă

(SRP);

• staţie de pompare pentru spălarea obiectelor staţiei de tratare;

• staţie de pompare în reţea pentru asigurarea presiunii în reţeaua

de distribuţie;

• staţie de pompare pentru incendiu, pentru asigurarea debitului de

incendiu.

5.3. Pompe fabricate în România şi domeniile de utilizare

• Pompe Lotru, Cerna, Criş – pompe orizontale, Q = (4÷400) m 3 /h şi H =

(4÷55) m;

• Pompe SADU – pompe multietajate, Q = (2÷100) m 3 /h şi H = (8÷180) m;

• Pompe Siret NDS – pompe monoetajate cu dublu flux, Q = (200÷7200)

m 3 /h şi H = (10÷100) m;

• Pompe NC – pompe orizontale, Q = (5÷1000) m 3 /h şi H = (10÷200) m;

• Pompe RDT – pompe orizontale, Q = (250÷1000) m 3 /h şi H = (80÷200) m;

• Pompe RDC – pompe orizontale, Q = (100÷2000) m 3 /h şi H = (60÷300) m;

• Pompe RD – pompe orizontale în dublu flux, Q = (100÷5000) m 3 /h şi H =

(10÷100) m;

• Pompe MO – pompe orizontale în dublu flux, Q = (500÷4000) m 3 /h şi H =

(5÷15) m;

• Pompe MA – pompe verticale, Q = (50÷300) m 3 /h şi H = (10÷130) m;

• Pompe MV – pompe verticale, Q = (100÷2000) m 3 /h şi H = (5÷160) m.

Se utilizează în prezent şi pompe produse de firme de prestigiu din străinătate. Pentru pomparea apei din puţuri se utilizează:

• pompe submersibile pentru debite mici şi adâncimi ale apei peste 20 m;

• pompe cu ax vertical cu rotorul în mediu uscat pentru debite mari şi

adâncimi sub 20 m;

100

• pompe orizontale, în puţuri săpate, aşezate pe o platformă deasupra

nivelului apei.

5.4. Dimensionarea hidraulică a staţiei de pompare

Alegerea pompei se face prin determinarea sarcinii pompei:

rrragp hhHH ++= (5.1.)

în care: H g = înălţimea geodezică; h ra = pierderile de sarcină pe conducta de aspiraţie; h rr = pierderile de sarcină pe conducta de refulare.

Aspiraţia se dimensionează astfel încât pierderea de sarcină să fie cât mai mică. Se acceptă de obicei va = (0,6÷1,0) m/s, lungime şi număr de armături minime. Pentru refulare se acceptă vref = (0,8÷1,5) m/s. Pe lângă pompele active se prevăd şi pompe de rezervă după cum urmează:

Tabelul 5.1.Pompe active 3 3÷7 7÷8Pompe rezervă 1 2 3

5.5. Staţii de pompare cu hidrofor

Sunt cazuri când în reţeaua de distribuţie a apei se asigură apa beneficiarului într- un regim variabil în timp. Capacitatea acestor staţii este redusă, de 5÷20 l/s. Pentru o automatizare simplă şi o bună funcţionare a pompelor, în această situaţie sunt două soluţii:

- se realizează un castel de apă de cotă egală cu cota piezometrică necesară pentru asigurarea presiunii la beneficiar;

- prevederea unui hidrofor. Când staţia funcţionează, apa furnizată ajunge toată la beneficiar Q pompat = Q0 max

sau poate ajunge parţial la beneficiar Qpompat > Qbeneficiar şi parţial în hidrofor Qbeneficiar > Qpompat toată apa pompată ajunge la hidrofor. Alimentarea hidroforului conduce la ridicarea nivelului apei până la o anumită valoare şi la comprimarea pernei de aer. Când presiunea în perna de aer a ajuns la o valoare stabilită, pompa este oprită automat de către un presostat care decuplează motorul de la reţea. Dacă beneficiarul consumă apă, perna elastică se destinde ridicând apa până la cota Hp, presostatul comandă pornirea pompei şi ciclul se reia. Volumul hidroforului trebuie să fie atât de mare încât între două porniri, timpul să nu fie mai mic de (6÷10) minute. Când sunt mai multe pompe pot fi mai multe hidrofoare, automatizarea făcându-se în trepte. Alimentarea pompei se poate face direct din conductă când debitul este mic şi diametrul este mare (400 mm). Conform STAS 1478-90 volumul hidroforului este:

( ))10H()HH(

)10H()10H(

n4

Q36001,1lV

ip0

0pp

+⋅−+⋅+

⋅⋅⋅

⋅= (5.2.)

în care: V – capacitatea hidroforului (l); H p – presiunea în hidrofor în momentul pornirii; H 0 – presiunea în hidrofor în momentul opririi pompei;

Hi – presiunea iniţială în hidrofor; se alege Hp – Hi = (0,3÷2,7) mCA în funcţie de V şi Hi conform STAS 1478-90;

101

Q p – debitul pompei (l/s); n – numărul de porniri – opriri ale pompei pe oră; n < (8÷10)

Din volumul total 20% constituie rezerva de siguranţă pentru ca aerul din pernă să nu scape în instalaţia de apă alimentată de hidrofor.

Aplicaţia 5.1.

Să se dimensioneze staţia de pompare ce pompează apa din rezervor în castelul de apă, cunoscând:

• Q 0 max = 380,69 m 3 /h

• Q 0 min = 54,38 m 3 /h

• C CAmax = 207,07 mdM

102

• C Rmin = 186,07 mdM

Pentru dimensionarea tipului şi numărului de pompe:

∑

∑

+=

=−=−=

+=

rrrar

minR

maxCAg

rgp

hhh

m00,2107,18607,207CCH

hHH

Se consideră: - h ra = 0,5 m - L r ≈ 30 m - v r = 1,5 m/s - D r = 275 mm - j = 0,01 m/m conductă - h r loc =1,0 m

m3,10,13001,0hhh loc.rlin.rrr =+⋅=+=

Rezultă:

m3,23,221hHH rgp =+=+= ∑

Pentru alegerea pompei se consideră că debitul orar minim se asigură prin funcţionarea unei singure pompe. Din catalogul de pompe româneşti pentru: Qp = 54,38 m 3 /h şi H p = 23,3 m rezultă pompa orizontală: AN 65-50-160, n = 2400 rot/min., φ = 169 mm. Din curbele de funcţionare ale pompei ( fig. 5.2.) rezultă: - H p = 23,3 m - Q p = 60 m 3 /h - η P = 0,65

Numărul de pompe rezultă:

34,660

69,380Q

Q

Q

Qn

P

max0

P

STP ====

Se aleg: n = 7 pompe cu:- Qp = 54,38 m 3 /h - Hp = 26,00 m- η p = 0,70

Staţia va fi prevăzută cu 7 + 2 pompe.

103

Fig.5.2. Curbele de funcţionare pentru pompa AN 65-50-160, n = 2900 rot/min

Aplicaţia 5.2.

104

Să se aleagă pompele submersibile necesare pentru echiparea unor foraje dintr-

un acvifer sub presiune ştiind că:

• q efectiv foraj = 8,64 l/s

• q optim foraj = 9,52 l/s

• NHst = 177,5 mdM

• C Rmax = 187,8 mdM

• h r aducţiune = 25,86 m

• h r local = 1,00 m

Pentru determinarea tipului de pompă se calculează conform schemei din figura

5.3.

m16,3700,186,2530,10H

hhHhHH

m30,105,1778,187NHCH

P

local raducţiune rgrgP

stmaxRg

=++=

++=+=

=−=−=

∑

Din catalogul de pompe Vogel rezultă pompa tip 631 TL 3 HF 402 cu: Q p = 8,80 l/s

şi Hp = 38 m, cu următoarele dimensiuni:

Tabelul 5.2.

A (mm) B (mm) C (mm) Tmin (mm) P (kW)

1538 825 147 1330 3,0

min 100

min 150

B

A

Tmin

C

Fig.5.3. Dimensiuni pompă submersibilă

105

Alimentare

M

Hg

Hg*

CTF1

sef

NHst

NHd

Nmin

Nmax

CCAmax

Fig.5.4. Schemă pentru calculul sarcinii pompei submersibile

şi pompelor din STP dintre rezervor şi castel

106