Embed Size (px)
Citation preview
UNIVERSITATEA DE CONSTRUCTII BUCURESTIFACULTATEA DE INGINERIE A INSTALATIILOR
RETELE TERMICE
PROIECT
Student:
Anul V, seral Grupa 1
REGLAREA FURNIZARII CALDURII
Prin reglarea furnizarii caldurii se intelege ansamblul de masuri si interventii
efectuate in scopul obtinerii unui acord intre energia produsa de sursa si cea solicitata de
consumatori.
Graficelor de reglare se traseaza tinand seama de procesul de incalzire, celelalte
procese (preparare apa calda de consum, ventilare, consum tehnologic) aducand niste
corectii acestor grafice.
Consumatori rezidentiali
. Racordarea directa cu amestec prin pompa
T1/t2=150/75
t1/t2=95/75
t1 =
t2 =
T1 = t1 + u ( t1 – t2 )
- t1,t2 = temperatura agentului termic pe conducta de ducere, respectiv intoarcere
a retelei secundare.
- T1 = temperatura agentului termic pe conducta de ducere in sistemul de
alimentare centralizata cu caldura.
- ti = temperatura aerului interior preponderenta in incaperile consumatorilor
ti = +20 ºC (pt racordare serie-serie)
- Δtn = diferenta de temperaturi corespunzatoare regimului nominal
Δtn = ( t1 – t2 )n = 95 – 75 = 20 ºC
Δtn = 20 ºC
- Δθn= ti – tec
- tec = temperatura exterioara de calcul
- te = temperatura exterioara
- te = [+ 10 ºC, tec]
- Δθ = ti – te
- δn = .
- m = coeficient experimental, care exprima capacitatea unui corp de incalzire de
a acumula, respectiv, a ceda caldura mediului in care este amplasat.
- m = 0.33 – radiatoare din fonta
- u = coeficient de amestec,
u = =2.75
ti ∆Ѳ/∆Ѳn (∆Ѳ/∆Ѳn)1/(1+m) δn*(∆Ѳ/∆Ѳn)1/(1+m) t1 t2 T1
[0C] [ - ] [ - ] [ - ] [0C] [0C] [0C]
-21 1 1.00 65.00 95.000 75.000150.00
0
-20 0.975609756 0.98 63.80 93.560 74.048147.21
9
-15 0.853658537 0.89 57.71 86.246 69.173133.19
7
-10 0.731707317 0.79 51.39 78.711 64.077118.95
5
-5 0.609756098 0.69 44.81 70.908 58.713104.44
4
0 0.487804878 0.58 37.89 62.767 53.011 89.596
5 0.365853659 0.47 30.52 54.178 46.861 74.300
10 0.243902439 0.35 22.50 44.939 40.061 58.353
Consumatori industriali
Racordare directa simpla
T1/T2=150/70
tec = – 21ºC
T1 =
T2 =
- T1,T2 = temperatura agentului termic pe conducta de ducere, respectiv intoarcere
a retelei principale
- ti = temperatura aerului interior preponderenta in incaperile consumatorilor
industriali
ti = 15 ºC
- Δtn = diferenta de temperatura corespunzatoare regimului nominal
ΔTn = ( T1 – T2 )n =150 – 70 = 80 ºC.
- Δθn= ti – tec
- te = temperatura exterioara
- te = [+ 10 ºC, tec]
- Δθ = ti – te=36ºC
- δn = =95 ºC
- m = coeficient experimental, care exprima capacitatea unui corp de incalzire de
a acumula, respectiv, a ceda caldura mediului in care este amplasat.
- m = 0.25 – serpentine sau registre din otel
ti ∆Ѳ/∆Ѳn (∆Ѳ/∆Ѳn)1/(1+m) δn*(∆Ѳ/∆Ѳn)1/(1+m) T1 T2
[0C] [ - ] [ - ] [ - ] [0C] [0C]
-21 1.000 1.000 95.00150.00
0 70.000
-20 0.972 0.978 92.88146.77
2 68.994
-15 0.833 0.864 82.11130.44
0 63.773
-10 0.694 0.747 70.96113.74
1 58.185
-5 0.556 0.625 59.36 96.584 52.139
0 0.417 0.496 47.16 78.825 45.491
5 0.278 0.359 34.09 60.205 37.983
10 0.139 0.206 19.58 40.138 29.026
Compararea graficelor de reglare
Din compararea graficelor de reglare rezulta ca permanent consumatorii urbani
solicita din sistemul de termoficare temperature mai ridicata decat consumatorii
industriali. Deoarece avem la dispozitie o sursa unica pentru prepararea agentului termic
si o retea de transport si distributie cu tronsoane comune pentru cele doua tipuri de
consumatori, vom alege curba de reglare specifica consumatorilor urbani si pentru
consumatorii industriali.
Q= =
ti=15ºC
T2x=T2i-(T1u-T1i)
Q=G*c*( T1i-T2i)=G’*c*(T1u-T2x)
=
te T2x G'/G
10 10.811 0.2337
5 23.889 0.4408
0 34.720 0.6074
-5 44.279 0.7387
-10 52.972 0.842
-15 61.016 0.9236
-20 68.547 0.9886
-21 70.00 1.000
Stabilirea punctului de frangere a graficului de reglare
Se constata ca in preajma unei temperaturi exterioare ridicate, temperaturile
agentului termic primar pe conducta de ducere sunt relative scazute, incat nu pot permite
prepararea apei calde de consum menajer la temperatura normata de 55ºC.
In aceasta situatie se limiteaza graficul de reglare la 65ºC, pentru satisfacerea
procesului de producere a apei calde de consum.
Temperatura agentului termic primar,pentru consumatorii industriali, pe conducta
de intoarcere se limiteaza la temperatura de 15ºC, iar debitul de agent termic primar
pentru consumatorii industriali, recalculat cu noile temperaturi (T1u,T 2x) trebuie sa fie mai
mic de 40% din debitul de agent termic primar calculate cu temperaturile initiale pentru
consumatorii industriali (T1i,T 2i ).
Stabilirea temperaturii corespunzatore punctului de frangere si a temperaturii exterioare
medii de lunga durata
Temperatu
ri nominale
Temperaturi
corespunzatoare
punctului de frangere
Temperaturi corespunzatoare
temperaturii exterioare medii
de lunga durata
T1n = 150 T1’ = 65 T1’’ = 98.5
t1n = 95 t1’ = 48.8 t1’’ = 67.65
t2n = 75 t2’ = 42.9 t2’’ = 56.43
Calculul numarului de apartamente medii conventionale pentru ansamblul
residential M1 si a sarcinii termice
Nr.apartamente=
Splan =suprafata in plan a blocului
Suprafata medie conventionala a unui apartament este de 60m2
Nramcbloc= numarul de apartamente medii conventionale pentru un bloc
Calculul sarcinii termice
Pentru calculul sarcinii trmice se vor folosi metoda indicilor specifici. Acestia sunt
stabiliti pentru apartamente medii conventionale si au urmatoarele valori:
- indice specific pentru incalzire:
qi = 4000 ÷ 5000 W/ap.m.c
qi = 5000 W/ap.m.c
- indice specific pentru prepararea apei calde de consum menajer:
qa.c.c = 700 ÷ 800 W/ap.m.c
qa.c.c = 800 W/ap.m.c
Sarcina termica de incalzire pentru un bloc se calculeaza astfel:
Qincalzire= Nramcbloc *qi [MW]
Sarcina termica de preparare a apei calde de consum, pentru un bloc se calculeaza
astfel:
Qacc= Nramcbloc *qa.c.c [MW]
Sarcina termica de incalzire/preparare apa calda de consum, pentru ansamblul
rezidential M1 va fi egala cu suma sarcinilor termice ale tuturor blocurilor din ansamblu.
Sarcina termica totala a ansamblului rezidential M1 va fi:
Qtotal= Qincalzire + Qa.c.c.
Tip bloc L l
Supraf
nivel
nivele
Total supraf
Nr bloc Nramc
bloc Nrtotal amcbloc Qi
bloc Qaccbloc Qi Qacc Qtotal
m m mpbuc
mp buc buc buc MW MW MW MW MW
A - P+8
20
12 240 9 2160 8 36 288 0.18 0.02 1.44 0.23 1.67
B - P+4
25
20 500 5 2500 10 41.66 416.6 0.20 0.03 2.08 0.33 2.41
C - P+1
0
20 55
1100 11
12100 8 201.66 1613.2 1.00 0.16 8.06 1.29 9.35
Σ = 2317.8
Σ = 11.5
8
Σ = 1.85
Σ = 13.4
4
Determinarea sarcinii termice de incalzire si preparare acc a ansamblului M1 - M9
considerand o densitate termica egala cu a ansamblului M1
Ansamblul
Suprafata ansamblu Qi Qacc Qtotal
mp MW MW MW
M1 89157 11.57 1.854
13.441
M2 90949 11.82 1.891
13.714
M3 92759 12.05 1.929
13.979
M4 94586 12.29 1.967
14.254
M5 89157 11.57 1.854
13.441
M6 90949 11.82 1.891
13.714
M7 92759 12.05 1.929
13.979
M8 94586 12.29 1.967
14.254
M9 94586 12.29 1.967
14.254
TOTAL REZIDENTIAL107.7
517.2
4125.0
3
I1 21.2 1.27 22.47
I2 42.4 2.54 44.94
I3 27.4 1.64 29.04
TOTAL INDUSTRIAL 91 5.46 96.46
QCEC=1.05* (Qtotrezidential + Qtot
industrial) = 243.601 MW
CALCULUL DEBITULUI DE AGENT TERMIC
Consumatori urbani
Avand in vedere modul de racordare a consumatorilor urbani la reteaua principala
de distributie a agentului termic primar (doua trepte, serie- serie ), debitul de agent termic
se va calcula astfel:
GP.T= Gincalzire+Ga.c.c
- Gincalzire = debitul de agent termic pentru incalzire
- Ga.c.c= debitul de agent termic pentru prepararea apei calde de consum menajer
- GP.T = debitul total de agent termic primar necesar la punctul termic
Gincalzire=
Ga.c.c =
- Qa.c.c(2)P.T = sarcina termica necesara pentru prepararea apei calde de consum
menajer, preluata din reteaua termica, in treapta a doua, la punctul termic.
- QincalzireP.T = sarcina termica necesara pentru incalzire, la punctul termic
Qa.c.c(2)P.T=
- ta.c.= temperatura apei calde
- ta.c.=55ºC
- ta.r.= temperatura apei reci-calde, ta.r.=(5÷10)ºC
- ta.r.= 5 ºC
- tint. = temperatura intermediara a apei, tinterm =t2”-(5÷8) ºC
- tinterm = 38 ºC
- t2” = temperatura agentului termic pe conducta de intoarcere, corespunzatoare
temperaturii exterioare medie de lunga durata,
- t2”= 55 ºC
- T1”= temperatura agentului termic primar pe conducta de ducere,
corespunzatoare temperaturii exterioare medie de lunga durata,
- T1”= 85 ºC
Punct termic
Qi PT Qacc QaccII PT Gi PT Gacc PT GPT
MW MW MW t/h t/h t/h
PT1 0.40 0.06 0.0204 6.253 0.584 6.837
PT2 0.40 0.06 0.0204 6.253 0.584 6.837
PT3 0.54 0.06 0.0204 8.441 0.584 9.025
PT4 0.36 0.04 0.013 5.627 0.372 6.000
PT5 0.40 0.06 0.204 6.253 0.584 6.837
PT6 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT7 0.40 0.06 0.0204 6.253 0.584 6.837
PT8 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT9 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT10 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT11 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT12 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT13 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT14 1.00 0.16 0.054 15.63 1.559 17.190
PT15 0.54 0.06 0.0204 8.441 0.584 9.025
PT16 0.4 0.06 0.0204 6.253 0.584 6.837
Σ = 195.746
Ansamblul
Qi Qacc QaccII PT Gi PT Gacc PT GPT
MW MW MW t/h t/h t/h
M1 11.57 1.854 0.631 178.814 16.932 195.746
M2 11.82 1.891 0.642 184.783 18.399 203.180
M3 12.05 1.929 0.655 188.379 18.772 207.151
M4 12.29 1.967 0.668 192.131 19.167 211.291
M5 11.57 1.854 0.631 178.814 16.932 195.746
M6 11.82 1.891 0.642 184.783 18.399 203.180
M7 12.05 1.929 0.655 188.379 18.772 207.151
M8 12.29 1.967 0.668 192.131 19.167 211.291
M9 12.29 1.967 0.668 192.131 19.167 211.291
Σ = 1680.34
5165.707 1846.05
1
Consumatori industriali
Avand in vedere modul de racordare a consumatorilor urbani la reteaua principala
de distributie a agentului termic primar (intr-o treapta in paralel), debitul de agent termic
se va calcula astfel:
GP.T= Gincalzire+Ga.c.c
- Gincalzire = debitul de agent termic pentru incalzire
- Ga.c.c= debitul de agent termic pentru prepararea apei calde de consum menajer
- GP.T = debitul total de agent termic primar necesar la punctul termic
Gincalzire=
Ga.c.c =
- T1’= temperatura agentului termic, corespunzatoare punctului de frangere, pe
conducta de ducere,
- T1’=65ºC
- T3= 35ºC
Industrial
Qi Qacc Gi PT Gacc PT GPT
MW MW t/h t/h t/h
I1 21.20 1.27 303.791 36.392 340.183
I2 42.41 2.54 607.590 72.791 680.381
I3 27.48 1.64 392.641 47.001 439.642
Σ =1304.02
2156.184 1460.18
6
Debitul total de agent termic necesar pentru incalzire si pentru prepararea apei
calde de consum menajer este:
Gtotal= 1846.051 + 1460.186 = 3303.237 t/h.
Calculul hidraulic al retelelor
Retelele de termoficare fac parte din categoria retelelor lungi, la care predomina
pierderile de sarcina liniare.
Pierderile de sarcina locale sunt aproximativ (20÷30 )% din valoarea pierderilor de
sarcina liniare. Se va introduce o lungime fictiva (echivalenta), de (20÷30 )% di lungimea
tronsonului, in scopul transformarii pierderii de sarcina locala in pierdere de sarcina
liniara.
Lc=Ltr+Le
Lc= lungimea de calcul a tronsonului;
Ltr= lungimea reala a tronsonului;
Le= lungimea echivalenta a tronsonului;
Le= (0.2÷0.3)* Ltr
Le= 0.25 * Ltr
Pentru dimensionarea tronsoanelor se utilizeaza pierderi de sarcina specifice pe
tipuri de tronsoane, care au fost determinate in urma unor calcule tehnico-economice.
Pierderile de sarcina specifice au urmatoarele valori:
- ΔP sp=30÷60 Pa/m – pentru tronsoanele tip magistrala;
- ΔP sp=60÷100 Pa/m – pentru tronsoanele retelei de distributie;
- ΔP sp=150÷300 Pa/m – pentru tronsoanele tipbransament;
Magistrala este tronsonul de lungime mare, care alimenteaza foarte multi
consumatori (pleaca de la sursa).
Tronsoanele retelei de distributie sunt acele tronsoane care alimenteaza 2÷3
consumatori.
Bransamentul este tronsonul care are la capat un singur consumator.
Viteza agentului termic nu constituie un criteriu de dimensionare al retelelor
termice, aceasta trebuie sa fie cuprinsa in intervalul: (0.5, 3)m/s.
Pentru dimensionare se vor folosii nomograme de calcul hidraulic pentru apa
fierbinte, pentru conducte din otel, din care, functie de valoarea debitului de agent termic
se vor determina:pierderea de sarcina specifica ΔP sp [Pa/m], viteza de circulatie a
agentului termic w[m/s] si diametrul nominal al tronsonului respectiv Dn.
Pierderea de sarcina pe tronson, va fi:
ΔP tr= ΔP sp * Le [Pa].
Pierderea de sarcina totala, pe traseul cel mai dezavantajat reprezinta suma
pierderilor de sarcina pe tronsoanele traseului, ΔP total [Pa]. Aceasta pierdere de sarcina va fi
pierderea de sarcina maxima din retea.
Pentru celelalte trasee, la dimensionare se va tine seama de echilibrarea hidraulica
intre consumatori. Daca echilibrarea hidraulica nu este posibila din faza de dimensionare,
atunci se vor introduce rezistente locale, care au rolul de anulare a excedentelor de
presiune.
Excedentul de presiune la un anumit consummator, se va calcula cu urmatoarea
formula:
ΔP excedent= 2ΔP total maxim + ΔP PT(tr. cel mai dezavantajat)-( 2ΔP CET-PTi+ ΔP PTi).
ΔP total maxim=pierderea de presiune pe traseul cel mai dezavantajat;
ΔP PT(tr. cel mai dezavantajat)=pierderea de presiune in interiorul punctului termic cel mai
dezavantajat;
ΔP CET-PTi=pierderea de presiune pe traseul punctului termic pentru care se calculeaza
ΔP excedent;
ΔP PTi= pierderea de presiune in pct termic pentru care se calculeaza ΔP excedent.
Realizarea graficului piezometric al retelelor de termoficare
In retelele de termoficare, care utilizeaza apa fierbinte ca agent termic,
presiunea in conducte are o varitie impusa de functionarea acestor retele, care cuprind, in
general, mai multe sisteme inchise. Regimul hidraulic al retelelor este determinat de
debitul si presiunea apei, precum si de caracteristicile hidraulice ale elementelor
componente.
Pe baza calculelor hidraulice de dimensionare se stabilesc elementele caracteristice
ale regimurilor de functionare:
- In regim dinamic de functionare:
presiunea relativa in instalatiile aferente surselor, retelelor de conducte
si consumatorilor de caldura;
presiunea disponibila in fiecare punct al retelelor de conducte;
presiunea realizata de instalatia de adios;
inaltimea de pompare a pompelor de circulatie.
- In regim static de functionare ( cand pompele de circulatie sunt oprite):
nivelul presiunii manometrice in diverse puncte din sistem;
presiunea realizata de pompe in regim static.
Corespunzator graficelor de repartizare a presiunilor se pot determina:
- modul de racordare a instalatiilor consumatorilor de caldura la retea;
- posibilitatea de consumare a presiunilor disponibile excedentare prin
dimensionarea corecta a bransamentelor;
- masuri necesare in vederea echilibrarii hidraulice a retelelor de conducte.
Pentru intocmirea graficului piezometric sunt necesare urmatoarel elemente:
- profilul longitudinal al terenului de-a lungul retelei;
- presiunile maxim admise de instalatiile consumatorilor;
- inaltimile hidrostatice din instalatiile interioare ale consumatorilor;
- parametrii nominali ai agentului termic si pierderile de sarcina din instalatiile de
racordare si instalatiile interioare ale consumatorilor.
In vederea trasarii liniilor piezometrice se procedeaza, in prealabil la
trasarea profilului retelei de distributie a agentului termic, precizand puntele de consum,
desenarea profilului terenului, tinand cont de cotele geodezice stabilite pentru diferite
puncte ale retelei. Corespunzator fiecarui consummator se traseaza inaltimile hidrostatice
ale acestora si presiunile maxime admise, functie de corpurile de incalzire folosite in
instalatia interioara.
Pe baza calculului hidraulic efectuat si avand la dispozitie pierderile de sarcina pe
fiecare tronson al retelei, se poate elabora graficul piezometric tinand cont de respectarea
unor conditii care vizeaza buna functionare a sistemului.
Conditii ce trebuiesc respectate la trasarea graficului piezometric:
1) Conditia generala
Presiunea din conducta generala de intoarcere la iesirea din retea sa fie de minim
10 ÷ 15 mCA.
Aceasta presiune corespunde inaltimii de pompare a pompelor de adaos , iar nivelul ei
este stabilit la aceasta valoare pentru evitarea fenomenului de cavitatie al pompelor de
circulatie.
2) Conditia de evitare a avariei
Presiunea pe conducta de ducere la intrarea in instalatia interioara de incalzire
trebuie sa fie mai mica decat presiunea maxima admisibila in instalatia interioara
respectiva .
Presiunea maxima admisa intr-o instaltie interioara de incalzire este data de presiunea la
care rezista corpurile de incalzire.
pentru corpurile din fonta: 4,5÷5 bar → 45÷50 mCA
pentru corpurile de incalzire din otel: 6 bar → 60 mCA
pentru corpurile de incalzire folosite in industrie (serpentine, registre):
10 bar → 100 mCA
3) Conditia de evitare a golirii
Presiunea pe conducta de intoarcere la iesirea din instalatie interioara de incalzire
trebuie sa fie mai mare decat inaltimea hidrostatica din instalatia respectiva.
4) Conditia de evitare a vaporizarii
Presiunea in orice punct al sistemului trebuie sa fie mai mare decat presiunea de
saturatie corespunzatoare temperaturii maxime de regim in punctul respectiv.
Pentru 130°C → psat = 38,6 mCA
5) Conditia de echilibrare
Suma pierderilor de sarcina pe instalatiile racordate intr-un punct de racord trebuie
sa fie strict egala cu presiunea disponibila in punctul de racord respectiv.
daca presiunea disponibila este mai mica decat suma pierderilor de sarcina, pentru
realizarea egalitatii se utilizeaza pompe pentru ridicarea presiunii.
daca presiunea disponibila in punctul de racord respectiv este mai mare decat suma
pierderilor de sarcina se utilizeaza diafragme de laminare (robineti) pentru
consumarea excedentului de presiune.
Calculul mecanic al retelelor termice
Calculul mecanic al ansamblului unei retele termice cu conducte din otel tine seama
de starile de tensiune in materialul conductei retelei, generate de sarcini cu actiuni:
- permanenta: provenita in general din greutatea conductelor si armaturilor;
- temporara: determinate de frecarea pe reazemele mobile si in compensatoarele
axiale, de presiunea interna, de pretensionare;
- temporara: provenita din incalzirea neuniforma rapida a conductelor, tasarea
unor reazeme mobile;
- accidentala: in eventualitatea unor seisme sau la inchiderea brusca a unor vane.
In calculul mecaanic al retelelor termice se au in vedere:
- realizarea schemei termodinamice
- calculul grosimilor peretilor conductelor pe baza tensiunii generate de presiunea
interna;
- calculul distantelor intre reazemele mobile;
- verificarea deplasarilor in zona coturilor si a tensiunii de incovoiere datorita
deformatiilor termice pentru configuratiile naturale clasice in forma de “L” si “Z”;
- calculul compensatoarelor curbate in forma de “U”;
- calculul fortelor ce actioneaza asupra reazemelor fixe ale conductelor;
- verificarea rezistentei tevilor in sectiunea de solicitare maxima.
1. Schema de calcul termodinamic
Schema de calcul termodinamic sta la baza calculului mecanic al
conductelor prin care circula agent termic cu temperaturi ridicate. In schema se
reprezinta dinstinct toate tronsoanele retelei, bifilar, urmarind acelasi mod de
reprezentare in toata schema(conducta de ducere pe dreapta si conducta de intoarcere pe
stanga, in sensul de curgere al fluidului).
In schema se reprezinta:
-robineti de sectionare si izolare a consumatorilor(la 600-700 m unul fata de
celalalt);
-reazeme fixe(se prevad obligatoriu la ramificatii, la intrarea in punctele
termice, la iesirea din sursa, pe schimbari de directie sub unghiuri mai mari de 145, se
prevad de o parte si de alta a schimbarilor de directie astfel incat sa se formeze
compensatoare naturale elastice in forma de “L” sau “Z” si pe tronsoanele rectilinii la
anumite distante intre care se marcheaza compensatoarele elastice in forma de “U” sau
compensatoare elastice cu presgarnitura.
2. Calculul grosimii peretilor de conducta
Grosimea peretilor conductelor rezulta din relatia:
s= [cm], unde:
pi=presiunea interioara maxima de functionare [daN/cm2];
Di=diametrul interior al tevii [cm];
φ= coeficient de calitate al sudurii;
σa=rezistenta admisibila a materialului [daN/cm2]
σa= [daN/cm2]
σr=rezistenta la rupere a materialului [daN/cm2];
cs=coeficient de siguranta(cs=3.75 pentru tevi trase, cs=3 pentru tevi sudate);
c= adaos de coroziune si uzura
s= [cm],
2 *φ * σa
s - grosimea peretelui tevii ;pi - presiunea din interiorul tevii (grafic piezometric) ;di = DN [cm]
pi = pad + pcircul. - ΔpCEC [daN/cm2]
pi = 8.82 [daN/cm2] pad = 4.7 [daN/cm2] pcircul.
= 7.12 [daN/cm2] ΔpCEC
= 3 [daN/cm2]
σa =
σr [daN/cm2]cs
σr = 4500[daN/cm2] pt. OLT 45
cs = 3 pt. tevi sudate elicoidal
cs = 3.75 pt. tevi trase
σa = 1500[daN/cm2] pt. tevi sudate elicoidal
σa = 1200[daN/cm2] pt. tevi trase
σr - rezistenta la rupere a materialului ;
cs - coeficient de siguranta ;
φ = 0.8 pt. tevi sudate elicoidalφ = 1 pt. tevi trase
φ - coeficient de calitate al sudurii ;
c = 0.1 [cm]
c - coeficient de adaos ;
Tevi sudate elicoidal Tevi trase
s cm 0.39
0.32
0.28
0.27
0.21
0.19
0.17
0.16
0.16
0.15
0.14
0.13
0.12
0.12
s mm
3.90
3.20
2.80
2.70
2.10
1.90
1.70
1.60
1.60
1.50
1.40
1.30
1.20
1.20
dimm
800 600 500 450 300 250 200 175 150 125 100 80 65 50
s STAS
mm
8.00
8.00
7.00
7.00
8.00
8.00
7.00
7.00
5.50
4.00
4.00
3.50
3.50
3.50
3. Calculul distantei intre reazemele mobile
Indiferent de tipul reazemelor mobile utilizate ( cu frecare de alunecare
sau frecare de rostogolire) distanta intre aceste suporturi se determina cu relatia pentru
calculul la incovoiere a grinzilor continue cu sarcina uniform distribuita:
l= [cm], unde:
σai=rezistenta admisibila la incovoiere datorata greutatii proprii (σai=200÷250 daN/cm2
pentru pozarea conductelor in canale nevizitabile, σai=500÷600 daN/cm2 pentru
conducte montate aerian si in canale vizitabile );
W= modul de rezistenta al sectiunii conductei [cm3];
gt=greutatea totala a conductei, apei si izolatiei daN/cm.
Subteran Aerian
DN DEXT s I W siz gteava gfluid giz g l Mmax siz gteava gfluid giz g l Mmax
[mm]
[mm]
[mm]
[cm4] [cm3] [mm]
[dan/m] [dan/m] [dan/m]
[dan/m] [cm] [dan*cm] [mm]
[dan/m] [dan/m] [dan/m] [dan/m] [cm] [dan*cm]
800 8208.00
167,913.70
4,095.30
60159.8
3497.8
088.03
745.66
1,048.06
682,550.00
90159.8
3497.8
0118.6
2776.2
51,779.1
72,047,650.0
0
600 6208.00
71,895.902,319.2
060
119.63
280.90
69.09469.6
2993.83
386,533.33
90119.6
3280.9
095.89
496.42
1,674.25
1,159,600.00
500 5217.00
37,269.501,430.7
060 88.25
197.90
59.98346.1
3909.22
238,450.00
90 88.25197.9
084.06
370.21
1,522.74
715,350.00
450 4697.00
36,209.761,181.7
060 81.52
166.81
55.40303.7
3882.11
196,950.19
90 81.52166.8
176.71
325.04
1,476.93
590,850.57
300 3258.00
9,996.09 615.14 60 61.32 73.53 41.65176.5
0834.89
102,523.33
90 61.32 73.53 54.65189.5
01,395.5
9307,570.00
250 2738.00
5,841.29 427.93 50 52.26 50.85 30.90134.0
1799.16 71,321.67 80 51.26 50.85 47.89
150.00
1,308.33
213,965.00
200 2197.00
2,617.36 239.02 50 35.88 32.35 26.48 94.71 710.45 39,836.67 80 35.88 32.35 41.90110.1
31,141.1
4119,510.00
175 1947.00
2,349.21 190.66 50 27.68 23.83 20.33 71.84 728.55 31,776.05 80 27.68 23.83 33.84 85.351,157.7
195,328.14
150 1625.50
678.85 89.32 40 19.48 15.30 14.17 48.95 604.11 14,886.67 60 19.48 15.30 25.78 60.56 940.71 44,660.00
125 1334.00
336.92 50.66 30 12.48 12.03 12.45 36.96 523.58 8,443.33 50 12.48 12.03 18.95 43.46 836.30 25,330.00
100 1084.00
176.64 32.70 30 10.06 7.69 10.83 28.58 478.36 5,450.00 50 10.06 7.69 16.90 34.65 752.49 16,350.00
80 893.50
85.90 19.30 30 7.23 5.17 9.41 21.81 420.69 3,216.67 50 7.23 5.17 15.34 27.74 646.10 9,650.00
65 703.50
40.46 11.50 30 5.62 3.06 8.13 16.81 369.90 1,916.67 50 5.62 3.06 13.72 22.40 555.01 5,750.00
50 573.50
21.10 7.40 30 4.53 1.92 7.35 13.80 327.48 1,233.33 50 4.53 1.92 13.35 19.80 473.54 3,700.00
4. Verificarea deplasarilor si a tensiunii de incovoiere datorita
deformatiilor termice pentru configuratiile naturale clasice in
forma de “L”
Se considera un sistem ABC fixat in extremitatile A si C cu un unghi
φ=90º intre laturile sale. Diametrul nominal al conductelor este de 700 mm.
Pentu a stabili starea de incarcare din functionarea reala se considera
eliberata extremitatea A si deformarea configuratiei face ca aceasta
extremitate sa ajunga in punctual A’. Starea reala se obtine prin aducerea
punctului A’ in punctual A prin intermediul unei forte P si a momentului de
incovoiere MA( reactiuni ale reazemului fix ).
Etapele de calcul sunt urmatoarele:
- se calculeaza deplasarile laterale maxime in zona cotului
conductelor:
D1=α(tf-t0)L1 [m];
D2=α(tf-t0)L2 [m];
L1=L2=L=laturile configuratiei in forma de “L”;
α=coeficientul de dilatare a materialului utilizat;
tf=temperature fluidului in regim nominal;
t0=temperature mediului ambient in perioada de montare
Aceste deplasari se impun a fi mai mici decat valorile maxime admise
( 0.16÷0.17m) pentru a preintampina caderea conductelor de pe reazeme.
L1=L2=L=45 [m];
D1=α(tf-t0)L1=12*10-6*(120-0)*45= 0.064[m];
D2=α(tf-t0)L2 =12*10-6*(120-0)*45= 0.064 [m];
- se calculeaza deplasarea AA’:
AA’= [m];
Δx=αLΔt=0.064 [m];
Δy=αLΔt=0.064 [m];
- se calculeaza coordonatele centrelor de greutate ale celor doua
laturi ale configuratiei:
G1 G2
G1{0;22.5}, G2{22.5:45}
- se calculeaza momentele statice in raport cu axele x si y:
Msx=y1L1+y2L2=22.5*45+45*45=3037.5 [m2];
Msy=x1L1+x2L2=0*45+22.5*45=1012.5 [m2];
- se calculeaza coordonatele centrului de greutate al siatemului:
ξ= η=
ξ=11.25 [m]; η=33.75[m]
- se calculeaza momentele de inertie in raport cu axele x si y:
Ix= = 121500 [m3];
Iy= =30375 [m3];
Ixy= = =30375 [m3];
- se calculeaza momentele de inertie in raport cu axele xG si yG:
IxG= Ix – η2 ( L1+L2 )=121500-33.752*90=18984.3 [m3];
IyG= Iy - ξ2 ( L1+L2 )=30375-11.252*90=18984.3 [m3];
IxyG= Ixy - η ξ( L1+L2 ) =30375-33.75*11.25*90=-3796.87[m3].
- se calculeaza componentele X si Y ale fortei P cu relatiile:
X=E I = 2*106* 113206.3
Y=E I =X=6.36 [daN];
E=modulul de elasticitate longitudinal pentru materialul
ales;E=2*106daN/cm2
I= moment de inertie al sectiunii conductei , I=113206.3 [cm4];
- se calculeaza momentele de incovoiere in punctele A,B,C plasand
fortele X siY in centrul de greutate al sistemului:
MA=XGη-YGξ=6.36*33.75-6.36*11.25=140.06 [daN m];
MB=XG(η-L1)-YGξ=6.36*(45-33.75)-6.63*11.25=-3.03 [daN m];
MC=XG(η-L1)+YG(L2-ξ) =6.36*(45-11.25) – 6.63*(45-33.75)=149.175[daN m].
- se calculeaza tensiunea maxima de incovoiere:
σmax= ≤ σat
σmax= =4.74≤ σat=1000 [daN/cm2]
σat= rezistenta admisibila a otelului conductei [daN/cm2],
W= modulul de rezistenta al sectiunii conductei, [cm3].
5. Verificarea deplasarilor si a tensiunii de incovoiere datorita
deformatiilor termice pentru configuratiile naturale clasice in
forma de “Z”
Se considera un system ABCD fixat in extremitatile A si D cu un unghi
φ=90º intre laturile sale. Diametrul nominal al conductelor este de 700 mm.
Etapele de calcul sunt urmatoarele:
- se calculeaza deplasarea punctului A sub efectul dilatarii termice
Δx=α(L1+L2)Δt=12*10-6*120*(70+70)=0.201 [m];
Δy=αL3Δt=12*10-6*120*100=0.144 [m];
α=coeficientul de dilatare a materialului utilizat;
tf=temperature fluidului in regim nominal, tf=120 C ;
t0=temperature mediului ambient in perioada de montare, t0=0 C
- se calculeaza momentele statice in raport cu axele x si y:
Msx=L2*0+ +L1*L3 = [m2];
Msy=L2* =16800 [m2];
- se calculeaza coordonatele centrului de greutate al sistemului:
ξ= η=
ξ=70 [m]; η=50[m]
- se calculeaza momentele de inertie in raport cu axele x si y:
Ix= = =1033333.33 [m3];
Iy= L22L3+ = 702100+ =1404666.66 [m3];
Ixy= [m3];
- se calculeaza momentele de inertie in raport cu axele xG si yG:
IxG= Ix – η2 ( L1+L2 +L3)=1033333-502*240=433333 [m3];
IyG= Iy - ξ2 (L1+L2 +L3)=1404666.66-702*240=228666.66 [m3];
IxyG= Ixy - η ξ(L1+L2 +L3) =893333.3-50*70*240=53333.3[m3].
- se calculeaza componentele X si Y ale fortei P cu relatiile:
X=E I =
=2*106* 113206.3 [daN]
Y=E I =
=2*106* 113206.3 [daN]
E=modulul de elasticitate longitudinal pentru materialul
ales;E=2*106daN/cm2
I= moment de inertie al sectiunii conductei , I=71895.9 [cm4];
- se calculeaza momentele de incovoiere in punctele A,B,C plasand
fortele X siY in centrul de greutate al sistemului:
MA=XGη-YGξ=12.61*50-17.2*70=-573.5 [daN m];
MB=XGη =12.61*50=630.5 [daN m];
MC=-XG*L3/2=-12.61*50=630.5[daN m].
MD=-XG*L3/2+YG*L1=-12.61*50+172.70=573.5[daN m].
- se calculeaza tensiunea maxima de incovoiere:
σmax= ≤ σat
σmax= =20≤ σat=1000 [daN/cm2]
σat= rezistenta admisibila a otelului conductei [daN/cm2],
W= modulul de rezistenta al sectiunii conductei, [cm3].
6. Calculul compensatoarelor curbate in forma de “U”
In cazul compensatoarelor curbate in forma de “U”se neglijeaza
momentele de incovoiere si sngura forta care se ia in considerare de-a lungul
tronsonului este forta de reactiune elastica a compensatorului.
Deformatia totala preluata de compensator este:
ΔL=α*L*(tf-to), unde L este lungimea totala a liniei elastice.
Forta de reactiune elastica se poate calcula cu relatia:
X= [daN]
D=diametrul conductei,D=500 mm2;
E=modul de elasticitate, E=2*106[daN/cm2];
I= momentul de inertie al conductei, I=42348 [cm4];
A=momentul de inertie al liniei elastice [cm3];
A=(0.07R3-0.28HR2-0.86RH2+0.67H3+BH2)=105+25B
R= raza de curbura a coturilor compensatorului [m];
R=(1÷2)Dn=2*500=1000 mm;
B= latimea compesatorului [m];
Tensiunea maxima de incovoiere se deduce cu relatia:
maxim= [daN/cm2], unde D este diametrul conductei.
Etapele de calcul pentru dimensionarea si deducerea fortei de
reactiune elastica pentru un compensator tip “U” sunt:
-se aleg constructiv valorile razei de curbura si inaltimea H;
-se calculeaza deformatia totala preluata de compensator
ΔL=α*L*(tf-to)=12*10-6*126.6*120=0.17 m;
A= =225 *106 cm3
-se determina deschiderea compensatorului B, considerand at=1000
daN/cm2;
B=4.8 [m].
-se calculeaza valoarea fortei de reactiune elastica in ipoteza pretensionarii
X= = [daN].
D=diametrul conductei,D=150 mm2;
E=modul de elasticitate, E=2*106[daN/cm2];
I= momentul de inertie al conductei, I=42348 [cm4];
A=momentul de inertie al liniei elastice [cm3];
A=(0.07R3-0.28HR2-0.86RH2+0.67H3+BH2)=4.28+4B
R= raza de curbura a coturilor compensatorului [m];
R=(1÷2)Dn=2*150=300 mm;
B= latimea compesatorului [m];
Tensiunea maxima de incovoiere se deduce cu relatia:
maxim= [daN/cm2], unde D este diametrul conductei.
Etapele de calcul pentru dimensionarea si deducerea fortei de
reactiune elastica pentru un compensator tip “U” sunt:
-se aleg constructiv valorile razei de curbura si inaltimea H;
-se calculeaza deformatia totala preluata de compensator
ΔL=α*L*(tf-to)=12*10-6*74*120=0.1 m;
A= =15 *106 cm3
-se determina deschiderea compensatorului B, considerand at=1000
daN/cm2;
B=2.68 [m].
-se calculeaza valoarea fortei de reactiune elastica in ipoteza pretensionarii
X= = [daN].
7. Calculul fortelor in reazeme fixe
Reazemele fixe sunt solicitate de forte care apar simultan sau partial in
functie de solutiile adoptate pentru preluarea deformatiilor, de diametru si
lungimea tronsoanelor.
In cazul rezultantelor ce actioneaza asupra unui reazem fix se iau in
considerare urmatoarele tipuri de forte:
-forte de frecare din reazeme mobile;
-forte de reactiune elastica dezvoltate de compensatoarele
naturale elastice in forma de “L” si “Z”, cele generate de compensatoare
curbate in forma de “U”;
-forte de frecare in compensatoare cu presgarnitura;
-forte generate de presiunea interioara neechilibrata
a. Forte de frecare in reazeme mobile
Forta de frecare pentru un reazem mobil este:
Pf=ax*gt*l [daN], unde :
-ax este coeficient de frecare, ax= 0.03;
-gt este greutatea totala a conductei pline si izolate
[daN/m];
Fortele de frecare in cazul configuratiilor elastice in forma de “L” se
calculeaza cu relatiile:
Pfx=axgtcos(L1+L2/2)=0.03*600.5* =859.85[daN];
Pfy=trgtsin(L1+L2/2) =0.03*600.5* =859.85[daN].
Fortele de frecare in cazul compensatoarelor curbate in forma de “U”
se calculeaza cu relatiile:
Pf=axgtL/2=0.03*14.17*74/2=15.72 [daN];
In cazul compensatorului “Z” fortele de frecare se calculeaza cu
relatiile:
Pfx=axgtcos(L1+L/4);
Pfy=trgtsin(L1+L/4).
In cazul compensatorului axial cu presgarnitura forta de frecare se va
calcula cu relatia:
Pf=axgtL=0.03*469.7*125=1761.3[daN].
b. Forte de frecare in interiorul compensatorului cu presgarnitura
Forta de frecare in interiorul compensatorului cu presgarnitura se
calculeaza cu relatia:
Pc=(23)piDeb, unde:
- =0.1, coeficient de frecare;
- pi=10[daN/cm2], presiunea interioara;
- b=(1/31/4)De=155[mm], latimea garniturii.
Pc=0.032*10*π*62*15.5=6038.1[daN].
c. Forte de reactiune elastica
Fortele de reactiune elastica pentru compensatoarele elastice naturale
in
forma de “L” si “Z” precum si pentru compensatoarele curbate in forma de
“U” s-au calculat la calculul configuratiilor in forma de ”L” , “Z” si al
compensatorului in forma de “U”.
Pentru punctual fix ales pentru calcul se regasesc urmatoarele forte de
reactiune elastica:
Pk2=452.566 [daN];
X1=12.61[daN];
Y1=17.2[daN].
d.Forte datorate presiunii interioare
Aceste forte determina incarcarea reazemelor fixe in situatia
neechilibrarii lor in materialul conductei.Situatiile care conduc la aparitia
solicitarilor datorate presiunii interioare pi sunt urmatoarele:
-reductii: Pi red= [daN];
-ramificatii :Pi teu= [daN];
-vane inchise: Pi vana= [daN];
-schimbari de directie: Pi cot= [daN].
Pentru rezolvarea problemelor calculului fortelor ce solicita un reazem
fix se parcurg urmatoarele etape:
-se analizeaza reazemul fix de calcul observand tronsoanele adiacente
de conducta si compensatoarele de pe acestea;
-se alege un sistem de referinta;
-se analizeaza fiecare tronson in parte stabilindu-se fortele pe fiecare
directie(in plan vertical si pe cele doua directii in plan orizontal);
-se deduc expresiile fortelor rezultante, luandu-se in final, in
considerare rezultantele cu efectul cel mai defavorabil asupra reazemelor
fixe.
a). V2,V3 deschise:
Px=-Picot 1+Pi reductie=-pi*π/4*D32=-28274.33[daN];
Py=Picot2-Piteu2=0
b). V2,V3 inchise:
Px=-Picot 1+Pi reductie+ Pi v3 =0;
Py=Piv2-Piteu2=0
c). V2 inchisa,V3 deschisa:
Px=-Picot 1+Pi reductie=-pi*π/4*D32=-28274.33[daN];
Py=Piv2-Piteu2=0
d). V2 deschisa,V3 inchisa:
Px=-Picot 1+Pi reductie+ Pi v3 =0;
Py=Picot2-Piteu2=0
Calculul rezultantei fortelor in plan orizontal
a). V2,V3 deschise:
Rx=Pf1x-Pf3+ X1- Pc3+ Pixa=
=0.5*859.85-1761.3+12.61-6038.1-28274.33=-35631.1[daN];
Ry=-Pf1y-Pf1y-Pk2+Y1+ Piya=
=-15.72-859.85-452.566+17.2=-1110.93 [daN]
b). V2,V3 inchise:
Rx=Pf1x-Pf3+ X1- Pc3+ Pixb=
=0.5*859.85-1761.3+12.61-6038.1=-7356.86[daN];
Ry=-Pf1y-Pf1y-Pk2+Y1+ Piyb=
=-15.72-859.85-452.566+17.2=-1110.93 [daN]
c). V2 inchisa,V3 deschisa:
Rx=Pf1x-Pf3+ X1- Pc3+ Pixc=
=0.5*859.85-1761.3+12.61-6038.1-28274.33=-35631.1[daN];
Ry=-Pf1y-Pf1y-Pk2+Y1+ Piyc=
=-15.72-859.85-452.566+17.2=-1110.93 [daN]
d). V2 deschisa,V3 inchisa:
Rx=Pf1x-Pf3+ X1- Pc3+ Pixd=
=0.5*859.85-1761.3+12.61-6038.1=-7356.86[daN];
Ry=-Pf1y-Pf1y-Pk2+Y1+ Piyd=
=-15.72-859.85-452.566+17.2=-1110.93 [daN]
8. Verificarea rezistentei conductelor in sectiunea cu solicitarea
maxima
Intrucat conductele retelelor termice intr-o sectiune data sunt solicitate
pe mai multe directii, apare necesitatea verificarii rezistentei materialului din
care sunt fabricate.
Din oricare din teoriile de rezistenta se deduce relatia specifica de
verificare de forma:
echvalent=f(1,2,3)< e, unde
-ech este efectul unitar normal echivalent celor 3 eforturi 1,2,3, orientate
pe directiile axiala, tangentiala si radiala;
-e, limita de elasticitate a materialului.
Deoarece conductele sunt supuse la solicitari complexe, se calculeaza
tensiunile: ax, tg, r.
r
tg
ax
Efortul unitar axial ax include toate eforturile normale in sectiunea
considerata, determinata de fortele de frecare de presiune interioara si de
elasticitatea compensatoarelor curbate; deasemenea, se include si efectul
cumulat al momentelor de incovoiere, generate de la caz la caz de greutatea
proprie Mg, de deformatia termica a configuratiilor elastice naturale Mt, si de
vant Mv .
In ipoteza amplasari supraterane a retelei si a unor configuratii plane
orizontale, momentul total este:
M= .
ax= [daN/cm2], unde:
-P=forta axiala rezultanta;
-As=suprafata peretelui conductei in sectiune transversala;
P= , unde:
-Pi= forta de presiune interioara;
-Pc=forta de frecare in compensatoarele cu presgarnitura;
-Pf=forta de frecare in reazemele mobile;
-Pe=forta de elasticitate.
P=Pi ct1-Pf1x-X1=pi*/4*D12- Pf1x-X1=10*/4*702-859.85-12.61=11377.54daN
As=Ds, unde:
-D, diametrul interior al conductei;
-s, grosimea peretelui conductei;
-W, modul de rezistenta al sectiunii.
As=70*0.8=175.92 [cm2]
[daN/cm2];
-ag=500 [daN/cm2], tensiunea admisibila din greutatea proprie a conductei;
-at=1000 [daN/cm2], tensiunea admisibila la deformatia termica.
[daN/cm2];
ax= [daN/cm2],
Efortul unitar tangential tg este determinat in cele mai multe cazuri de
presiunea interioara:
tg= , unde pi este presiunea interioara.
tg= [daN/cm2].
Efortul unitar radial r apare ca efect al presiunii interioare pe aceasta
directie:
r=-pi.
r=-10 [daN/cm2].
Cele trei eforturi calculate se noteaza 1,2,3 in ordinea
descrescatoare a valorilor.
1=1182.7[daN/cm2];
2=437.5[daN/cm2];
3 =-10[daN/cm2];
Cand efortul unitar mediu este pozitiv(de intindere) adica:
med= (1+2+3)>0, relatia de verificare este:
ech= a;
a= =3700/3=1233.33[daN/cm2];
med=536.73[daN/cm2]>0
ech= 1233.
9. Calculul lungimii maxime admise pentru conducte preizolate
utilizate in reteaua din zona urbana
Prin tema s-a propus realizarea retelei termice urbane din conducte
izolate nepretensionat.
Lungimea maxima se obtine punand conditia ca tensiunea interna
maxima sa nu depaseasca tensiunea admisibila: a=1200 [daN/cm2].
Daca frecarea se opune deformatiei datorate cresterii de temperatura
se poate scrie:
f=ta=
Lmaxim= [m], unde:
-q=2Dm*h*g*+qc, q= greutatea liniara de conducta;
-Dm, diametrul mantalei;
-h=0.8[m], adancimea de montaj;
-g=10[m/s2], acceleratia gravitationala;
-=1800 [kg/m3], densitatea solului;
-qc, greutatea liniara conductei;
-=0.45, coeficientul de frecare intre conducta si sol;
-s, grosimea conductei;
-De, diametrul exterior al conductei.
