Download docx - Retele termice

Universitatea Tehnica de Construcţii Bucureşti

Facultatea de Inginerie a Instalatiilor

RETELE TERMICE

-proiect-

Student:Iancu Alexandru

Anul IV, grupa 2,seria A

Memoriu justificativ

Prezenta lucrare reprezintă proiectul elementelor de transport si distribuţie a

căldurii pentru un sistem centralizat de alimentare cu căldura si apa calda.

Reglarea furnicarii căldurii

Pentru consumatorii industriali este nevoie de reglare calitativ centrala şi reglare

cantitativ locala la care se adăuga reglarea prin intermitenta. La consumatorii

industriali avem nevoie de reglare calitativ centrala şi reglare cantitativ locala la care

se adăuga reglarea prin intermitenta.

Sarcina termica

Pentru determinarea sarcinii termice a consumatorilor din M1 se aplica metoda

indicilor specifici de apartament mediu convenţional. Pentru celelalte ansambluri

rezidenţiale (M2…M9) se va aplica ipoteza ca au aceeaşi densitate termica de

încălzire si preparare apa calda menajera ca si ansamblul M1.

Calculul hidraulic

In ansamblul M1 punctele termice vor fi alimentate de doua ramuri relativ

echilibrat. In restul ansamblurilor, M2…M9, se va admite existenta unei singure

ramuri.

În cazul consumatorilor rezidenţiali, apa caldă de consum se va prepara în două

trepte serie/serie.

În cazul consumatorilor industriali, prepararea apei calde de consum (ACC) se va

face într-o treaptă în paralel cu instalaţia de încălzire (racordare directa simpla),

prevăzută cu rezervor de acumulare.

Debitul total de agent termic va fi Gtot=3747.14 [ th]

Dimensionarea tronsoanelor reţelei

Criteriul de alegere a diametrelor îl vor constitui pierderile specifice de sarcina cu

valori recomandate după tipul de tronsoane.

Pentru consumatorii rezidentiali se vor utiliza radiatoare din fonta avand

pmax adm=50[mCA ] ,exceptie fiind PT9 unde se vor utiliza CRP cu pmax adm=60[mCA ]

.Pentru consumatorii industriali se vor utiliza registre cu pmax adm=100[mCA ].

Presiunea interioara maxima de funcţionare (presiunea nominala) este de

108385[ daN

m2 ]=108.385 [mCA]

Presiunea de vaporizare la T=130°C este psat=28.744[mCA].

Calculul mecanic

Conducta este montata subteran in interiorul ansamblurilor rezidenţiale si

suprateran in exteriorul acestora.

Marca otelului din care este confecţionata conducta este in funstie de diametrul

acestei astfel pentru DN>350 se va folosi OL55 iar pentru DN<350 se va utiliza OL37.

Rezultantele forţelor care acţionează in reazemul fiz F2 sunt:

Rezultanta pe direcţie verticala: Pv=11530.4 [daN ]

Rezultanta pe direcţie ox in plan orizontal: PaxRD=-27181[daN]

PaxRI=-15436[daN]

Rezultanta pe direcţie oy in plan orizontal : PtrRD=38292.9[daN]

PtrRI=38292.9[daN]

Note de calcul

1. Reglarea furnizării căldurii

Reglarea furnizării căldurii reprezintă ansamblul de intervenţii şi masuri luate in scopul punerii in acord a necesarului real de căldura al consumatorilor cu energia termica produsa şi distribuita de sursa.

1.1.Reglarea pentru consumatorii rezidenţiali

Pentru consumatorii rezidenţiali reglarea va fi calitativ-centrala la care se adăuga

reglarea prin intermitenta.

Δt n=( t1−t 2 )n=90−70=20℃

ΔӨ=t i−t e=20−(−12 )=32[℃ ]

ΔӨn=t i−t ec=20−(−12 )=32 [℃ ]

δ n=t1+t 2

2−ti=

90+702

−20=60

t i - temperatura interioara de calcul pentru consumatori rezidenţiali(20 [℃]¿

t ec - temperatura exterioara de calcul (−12[℃]¿

t e - temperatura exterioara (variabila)

t 1=ti+0.5 ΔtnΔӨΔӨn

+δ n( ΔӨΔӨn )

11+m=20+ 0.5∗20∗32

32+60( 32

32 )1

1+0.33=90 (1)

t 2=t i−0.5 Δt nΔӨΔӨn

+δn( ΔӨΔӨn )

11+m=20−0.5∗20∗32

32+60( 32

32 )1

1+0.33=70 (2)

u=( T1−t1

t 1−t 2)

n

=( 130−9090−70 )=2

T 1=t1+u (t 1−t 2 )=80+3.5 (80−60 ) [℃ ] (3)

Relaţiile (1), (2) şi (3) se aplica pentru următoarele temperaturi exterioare t e :

-12; -10; -5; 0; 5; 10 [℃ ] .Rezultatele se gasesc in tabelul 1.1.

Tabelul 1.1

teΔθ ∆θ/

∆θn(∆θ/∆θn)^(1/1+m)

δnδn*(∆θ/∆θn)^(1/1+m) t1 t2 T1

1. 2. 3. 4. 5. 3. 1. 2. 3.-

12 32 1 1.0060.0

0 60.00 90.0070.0

0130.0

0-

10 30 0.9375 0.9560.0

0 57.16 86.5367.7

8124.0

3

-5 25 0.7813 0.8360.0

0 49.84 77.6562.0

2108.9

0

0 20 0.625 0.7060.0

0 42.14 68.3955.8

9 93.39

5 15 0.4688 0.5760.0

0 33.94 58.6349.2

5 77.38

10 10 0.3125 0.4260.0

0 25.02 48.1541.9

0 60.65

u – coeficient de amestec al pompei

m=0.33 (pentru radiatoare din fonta sau corpuri din otel)

Rezultatele din tabelul 1.1 sunt prezentate in graficul de reglare a furnizării căldurii.

1.2.Reglarea pentru consumatorii industriali

ΔT n=( T1−T 2 )n=130−70=60℃

ΔӨ , ΔӨn−secalculeaza ca pentru consumatorii rezidentiali

δ n=T1+T 2

2−ti=

130+702

−15=85

T 1=ti+0.5 ΔTnΔӨΔӨn

+δ n( ΔӨΔӨn )

11+ m=15+ 0.5∗60∗27

27+85( 27

27 )1

1+0.24=130

T 1=ti−0.5 ΔT nΔӨΔӨn

+δ n( ΔӨΔӨn )

11+m=15+ 0.5∗60∗27

27+85( 27

27 )1

1+0.24=70

t i - temperatura interioara de calcul pentru consumatori industriali (15 [℃]¿

m=0.24(registre de teava ,serpentine)

Relaţiile (1), (2) şi (3) se aplica pentru următoarele temperaturi exterioare t e :

-12; -10; -5; 0; 5; 10 [℃ ] .Rezultatele se gasesc in tabelul 1.2.

Tabelul 1.2

teΔθ ∆θ/

∆θn(∆θ/∆θn)^(1/1+m)

δnδn*(∆θ/∆θn)^(1/1+m) T1 T2

1. 2. 3. 4. 5. 3. 1. 2.-

12 27 1 1.0085.0

0 85.00130.0

070.0

0-

10 25 0.9259 0.9485.0

0 79.88122.6

667.1

1

-5 20 0.7407 0.7985.0

0 66.73103.9

559.5

1

0 15 0.5556 0.6285.0

0 52.91 84.5851.2

5

5 10 0.3704 0.4585.0

0 38.15 64.2742.0

4

10 5 0.1852 0.2685.0

0 21.82 42.3731.2

6

Rezultatele din tabelul 1.2 sunt prezentate in graficul de reglare a furnizării

căldurii.

Pentru consumatorii industriali este nevoie de reglare calitativ centrala şi reglare

cantitativ locala la care se adăuga reglarea prin intermitenta.

1.3.Adoptarea unei singure curbe de reglare la centrala. Compararea

graficelor de reglare

Se constata din analiza graficelor ca la o aceeaşi temperatura exterioara,

temperaturile T 1 solicitate de consumatorii industriali sunt mai mici decât cele

solicitate de consumatorii rezidenţiali. Deoarece sursa de căldura este unica şi reţeaua

ce deserveşte ambii consumatori este aceeaşi, se pune problema adoptării unei

singure curbe. Apare mai avantajos adoptarea temperaturilor T 1 cerute de

consumatorii rezidenţiali şi pentru consumatorii rezidenţiali.

Se pune condiţia ca energia termica furnizata consumatorilor industriali la

temperaturile T 1u sa realizeze acelaşi efect sub aspectul temperaturilor interioare

(15…16[℃]¿.

Determinarea temperaturii pe retur, atunci când pe tur temperatura este T 1u in loc

de T 1i, pentru consumatorii industriali.

kS ( T1 i+T 2 i

2−t i)=k ' S( T 1u+T 2 x

2−t i)

k ≈ k '

T 2 x=T 2i−(T 1u−T1 i ) (1)

Relaţia (1) se aplica pentru fiecare T 2i din tabelul 1.2

T 2 x=T 2i−(T 1u−T1 i )=70−(130−130 )=70 [℃]¿

Rezultatele pentru T 2 x se găsesc in tabelul 1.3

Tabelul 1.3

T1i T2i T1u T2x130.00 70 130 70122.66 67.10705 124.033 65.74103.95 59.50623 108.8984 54.5684.58 51.24531 93.38836 42.4464.27 42.04331 77.3796 28.93

42.37 31.26063 60.64799 12.98

Curba pentru temperatura apei de retur,T 2 x este prezentata in graficul de reglare

a furnizării căldurii.

Determinarea debitului de agent termic pentru reglarea cantitativ locala, pentru

consumatorii industriali.

c – căldura specifica a apei

G, G’ – debitul de agent termic (apa)(’-redus)

Gc (T 1i−T2 i )=G' c (T1 u+T 2 x )⟹ G'

G=

T 1 i−T 2i

T 1u−T2 x

=130−70130−70

=1 (2)

Relaţia (1) se aplica pentru fiecare T 2i din tabelul 2.1, rezultatele se găsesc in tabelul

1.4

Tabelul 1.4

T1i T2i T1u T2x G'/G130.00 70 130 70 1

122.6667.1070

5 124.033 65.74 0.95304

103.9559.5062

3108.898

4 54.56 0.81792

84.5851.2453

193.3883

6 42.440.65425

7

64.2742.0433

1 77.3796 28.930.45866

7

42.3731.2606

360.6479

9 12.980.23309

4

Curba G'

G=f (t e) este prezentata in graficul de reglare a furnizării căldurii.

1.4.Punctul de frângere in graficul de reglare

Se constata ca la valori ridicate ale temperaturii exterioare, (aproape de 10[℃]¿, temperaturile T 1 ating valori prea mici pentru a se putea prepara apa calda de consum (acc) cu temperatura normata de 55[℃ ] . De aceea se limitează ca temperatura minima temperatura de 65[℃](=T 1

' ).Deoarece utilizând aceasta temperatura din punct de vedere al procesului de

încălzire, încăperile încălzite s-ar supraîncălzi (t i>20 [℃ ]), in domeniul +10…t e' se

aplica reglarea prin intermitenta.In final pentru consumatorii rezidenţiali avem reglare calitativ centrala intre

t ec …t e' , şi reglare prin intermitentaintre te

' …10 [℃ ]. La consumatorii industriali avem nevoie de reglare calitativ centrala şi reglare cantitativ locala la care se adăuga reglarea prin intermitenta.

T ' '−regimul mediu de lunga durata∈sezonul de incalzire

T '−regimul de punct de frangere

Temperaturi medii de lunga durata

-12[℃ ]⟹t em=0 …2 [℃ ]

-15[℃ ]⟹t em=−1 …+1 [℃ ]∎

t ec=¿ -18[℃ ]⟹t em=−2 …−1 [℃ ]

-21[℃ ]⟹t em=−3 …−2 [℃ ]

2. Sarcina termica a consumatorilor rezidenţiali si industriali

Se aplica metoda indicilor specifici de apartament mediu convenţional (Sapmc=60 m2

), o metoda aproximativa pentru determinarea necesarului de caldura.

Exemplu de calcul pentru blocul de tip A

q înc=4000 …5000W /apmc

qacc=700 …800 W /apmc

Nrapmc=Sconstr

bloc

sapmc

=Snivel∗nrnivele

sapmc

=750∗560

=62.5 apmc

Qîncbloc=Nrapmc∗q înc=62.5∗4500=281250 [W ]≅ 0.28125[ MW ]

Qaccbloc=Nrapmc∗qacc=62.5∗750=46875[W ]≅ 0.0 .46875[ MW ]

Pentru celelalte tipuri de blocuri din ansamblul rezidenţial M1 necesarul de

căldura se găseşte in tabelul 2.1

Tabelul 2.1

Denumire bloc Nr.niveleSnivel Nr.amc Qincbloc Qaccbloc

Nr.blocuri Qinc Qacc

[m2] [MW] [MW] [MW] [MW]1 2 3 4 5 6 7 8 9A 5 750 62.5 0.28125 0.046875 16 4.5 0.75B 9 750 112.5 0.50625 0.084375 8 4.05 0.675C 11 1200 220 0.99 0.165 4 3.96 0.66

12.51 2.085

Pentru calculul sarcinilor termice de încălzire si apa calda de consum a

ansamblurilor rezidenţiale M1…M9 se va aplica ipoteza ca au aceeaşi densitate

termica de încălzire si preparare apa calda menajera ca si ansamblul M1.

d încM 1=

QîncM 1

SbrutaM 1 = 12.51

234432=0.53363∗10−4 MW

m2

daccM 1=

QaccM 1

SbrutaM 1 = 2.085

234462=0.8894∗10−5 MW

m2

QîncMx=d înc

M 1∗SbrutaMx ⟹ (1)

QîncM 2=d înc

M 1∗SbrutaM 2 =0.53363∗10−4∗236776.3=12.6351[ MW ]

QaccMx=dacc

M 1∗SbrutaMx ⟹ (2)

QaccM 2=dacc

M 1∗SbrutaM 2 =0.8894∗10−5∗236776.3=2.1059[ MW ]

Relaţiile (1) si (2) se aplica si pentru ansamblurile rezidenţiale M3…M9;

rezultatele sunt prezentate in tabelul 2.2

Pentru calculul sarcinilor termice de căldura si apa calda la consumatorii

industriali se utilizează următoarele formule de calcul:

I 1:QîncI 1 =25+0.2 N=25+0.2∗5=26[ MW ]

I 2:QîncI 2 =30+0.15 N=30+0.15∗5=30.75 [MW ]

I 3:QîncI 3 =45−0.1 N=45+0.1∗5=45.5[ MW ]

unde:

N – numărul de ordine dat prin tema (18)

I 1:QaccI 1 =5 % Qînc

I 1 =0.05∗26=1.3[ MW ]


I 2 =0.05∗30.75=1.5375[ MW ]


I 3 =0.05∗45.5=2.275 [MW ]

Tabelul 2.2

CONSUMATORI Qinc Qa.c.c Qtot

Consumatori Sbruta

[MW] [MW] [MW] [m^2]M1 12.51 2.085 14.595 M1 234432

M2 12.6351 2.1058514.7409

5 M2 236776.32

M313.0141

52.169025

515.1831

8 M3243879.609

6

M413.6648

62.277476

815.9423

4 M4256073.590

1

M5 14.62142.436900

1 17.0583 M5273998.741

4

M615.9373

32.656221

218.5935

5 M6298658.628

1

M717.6904

32.948405

520.6388

4 M7331511.077

2

M819.9901

93.331698

223.3218

9 M8374607.517

2

M922.9887

23.831452

926.8201

7 M9430798.644

8Rezidential ΣQinc,tot ΣQa.c.c,tot ΣQrez,tot

143.052 23.84203 166.894

2 2PTI1 26 1.3 27.3PTI2 30.75 1.5375 32.2875PTI3 45.5 2.275 47.775Qtot,ind ΣQinc,tot ΣQa.c.c,tot ΣQind,tot

102.25 5.1125107.362

5

QCEC=Qtotrez+Q tot

ind+ ΔQ

ΔQ=3 …5 %

QCEC=1.05(Qtotrez+Qtot

ind)=1.05∗(166.8942+107.3625 )=287.97 [ MW ]

3. Calculul hidraulic

Sarcina termica maxim acceptata pe fiecare punct termic (PT) va fi de maxim

0.8…1.1 MW. Astfel, din acelaşi punct termic se pot alimenta 1, 2 sau mai multe

blocuri a căror sarcina termica de încălzire însumata nu depăşeşte 1.1 MW si distanta

dintre PT si cea mai departata coloana alimentata sa fie de maximm 80m.

Punctele termice se vor amplasa in subsolul tehnic al blocurilor, in spatii

special amenajate, căutând ca ramurile alimentate sa fie relativ echilibrate din punct

de vedere hidraulic. De asemenea punctele termice se vor amplasa in imediata

apropiere a accesului in clădiri.

In ansamblul M1 punctele termice vor fi alimentate de doua ramuri relativ

echilibrat. In restul ansamblurilor, M2…M9, se va admite existenta unei singure

ramuri.

Reţelele se vor trasa cu predilecţie prin spaţiul verde, la 2…3 m de limitele

clădirilor. Daca este necesar, traversarea arterelor de circulaţie se va face

perpendicular pe axul acestora; de asemenea intrarea in punctele termice se realizează

perpendicular. Unghiul de schimbare a direcţiei reţelelor va fi mai mare de 90º.

3.1.Calculul debitelor de agent termic

Calculul debitului de agent termic pentru consumatorii rezidenţiali.

În cazul consumatorilor rezidenţiali, apa caldă de consum se va prepara în două

trepte serie/serie.

t∫¿=t 2' '−(−5 … 8)=54.49−6.49=48 [℃] ¿

t 2' '−din graficul de reglare a caldurii

t ar=10 [℃ ] - temperatura apei reci

QaccPT 1II =Qacc

PT 1¿¿ (1)

G PT 1=Qînc

PT 1

c¿¿¿

=0.84375∗3600∗106∗10−3

4186 (130−70 )+ 0.021875∗3600∗106∗10−3

4186(90.22−54.49)=12.62041 ( t /h ) (2)

c=4186[ Jkg∗K ]

Relaţiile (1) si (2) se aplica pentru punctele termice PT1…PT12 si pentru

ansamblurile rezidenţiale M1…M9; rezultatele sunt prezentate in tabelul 3.1

Calculul debitului de agent termic pentru consumatorii industriali.

În cazul consumatorilor industriali, prepararea apei calde de consum (ACC) se

va face într-o treaptă în paralel cu instalaţia de încălzire (racordare directa simpla),

prevăzută cu rezervor de acumulare.

T 1' −T3=65−34=31 [° C ]

T 3=31 …35=¿34 [°C ]

T 1' =65 [℃ ] - temperatura punctului de frângere (din graficul de reglare a căldurii

G PTI 1=Qînc

PTI 1

c¿¿¿

¿ 26∗3600∗106∗10−3

4186 (130−70 )+1.3∗3600∗106∗10−3

4186(65−34)=408.7357 [ t /h ] (3)

Relaţia (3) se aplica pentru punctele termice PTI1…PTI3; rezultatele sunt

prezentate in tabelul 3.1a

Tabelul 3.1a

PT QINC,PT QA.C.C,PTQII A.C.C,PT GPT

[MW] [MW] [MW] [t/h]

10.8437

50.14062

50.02187

512.6204

12 0.5625 0.09375 0.01458 8.41360

3 6

30.8437

50.14062

50.02187

512.6204

1

4 1.0125 0.16875 0.0262515.1444

9

5 1.0125 0.16875 0.0262515.1444

9

6 0.99 0.1650.02566

714.8079

5

7 0.99 0.1650.02566

714.8079

5

8 0.99 0.1650.02566

714.8079

5

9 0.99 0.1650.02566

714.8079

5

10 1.0125 0.16875 0.0262515.1444

9

11 1.0125 0.16875 0.0262515.1444

9

120.8437

50.14062

50.02187

512.6204

1

13 0.5625 0.093750.01458

38.41360

6

140.8437

50.14062

50.02187

512.6204

1187.118

6Pti QINC,Pti QA.C.C,Pti GPTi

[MW] [MW] [t/h]

1 26 1.3408.735

7

2 30.75 1.5375483.408

6

3 45.5 2.275715.287

51607.43

2

Calculul debitelor de agent termic pentru încălzire si pentru apa calda de consum.

Pentru consumatorii rezidenţiali:

G PT 1înc =

QîncPT 1

c¿¿¿ (4)

G PT 1acc =

Q accPT 1II

c (T 1' '−t ' ' 2)

=0.021875∗3600∗106∗10−3

4186(90.22−54.49)=0.526524 ( t /h )

(5)

G PT 1=GPT 1înc +G PT 1

acc =12.09388+0.526524=12.62041 ( t /h ) (6)

Relaţiile (4), (5), (6) se aplica pentru toate punctele termice si pentru toate

ansamblurile rezidenţiale. Rezultatele se găsesc in tabelul 3.1b.

Pentru consumatorii rezidenţiali:

G PTi1înc =

Q încPTI 1

c¿¿¿ (7)

G PTi1acc =

Q accPTI 1

c (T1' −T3 )

=1.3∗3600∗106∗10−3

4186 (65−34)=36.06492 ( t /h ) (8)

G PTi1=G PTi1înc +GPTi 1

acc =372.6708+36.06492=408.7357 ( t /h )

Relaţiile (7), (8) se aplica pentru toate ansamblurile industriale. Rezultatele se găsesc

in tabelul 3.1b.

Tabelul 3.1b

PTQINC,PT

QA.C.C,PT

QII A.C.C,PT Ginc Ga.c.c GPT

[MW] [MW] [MW] [t/h] [t/h] [t/h]

10.8437

50.14062

5 0.02187512.0938

80.52652

412.9868

1

2 0.5625 0.093750.0145833

3 8.062590.35101

68.65787

5

30.8437

50.14062

5 0.02187512.0938

80.52652

412.9868

1

4 1.0125 0.16875 0.0262514.5126

60.63182

915.5841

7

5 1.0125 0.16875 0.0262514.5126

60.63182

915.5841

7

6 0.99 0.1650.0256666

714.1901

60.61778

815.2378

6

7 0.99 0.1650.0256666

714.1901

60.61778

815.2378

6

8 0.99 0.1650.0256666

714.1901

60.61778

815.2378

6

9 0.99 0.1650.0256666

714.1901

60.61778

815.2378

6

10 1.0125 0.16875 0.0262514.5126

60.63182

915.5841

7

11 1.0125 0.16875 0.0262514.5126

60.63182

915.5841

7

120.8437

50.14062

5 0.02187512.0938

80.52652

412.9868

1

13 0.5625 0.093750.0145833

3 8.062590.35101

68.65787

5

140.8437

50.14062

5 0.02187512.0938

80.52652

412.9868

1192.551

1

PTIQINC,Pti QA.C.C,Pti Ginc Ga.c.c GPTi

[MW] [MW] [t/h] [t/h] [t/h]

1 26 1.3372.670

836.0649

2408.735

7

2 30.75 1.5375440.754

9 42.6537483.408

6

3 45.5 2.275652.173

9 63.1136715.287

5

1465.6141.832

21607.43

2

Ansamblul QINC,PT QA.C.C,PT

QII A.C.C,PT GPT Ginc Ga.c.c

[MW] [MW] [MW] [t/h] [t/h] [t/h]

M1 12.51 2.0850.32433

3187.118

6 179.312 7.81

M2 12.6351 2.105850.32757

7188.989

8181.105

1 7.88

M313.0141

52.16902

60.33740

4194.659

5186.538

3 8.12

M413.6648

62.27747

70.35427

4204.392

4195.865

2 8.53

M5 14.6214 2.43690.37907

3218.699

9209.575

7 9.12

M615.9373

32.65622

1 0.41319238.382

9228.437

6 9.95

M717.6904

32.94840

50.45864

1 264.605253.565

7 11.04

M819.9901

93.33169

80.51826

4299.003

7286.529

2 12.47

M922.9887

23.83145

30.59600

4343.854

2329.508

6 14.352139.70

62050.43

789.268661

1

Gcec=GPT+GPTI=1607.432+213.706=3747.13788[t/h]

3.2.Dimensionarea tronsoanelor reţelei

Dimensionarea reţelelor se va face considerând sistemul ca un sistem de conducte

lungi, in care valoarea cea mai mare o dau pierderile liniare de sarcina. Pierderile

locale se vor lua in considerare printr-o lungime echivalenta, adiţionata la lungimea

fizica, egala cu 20…30% din aceasta.

Criteriul de alegere a diametrelor îl vor constitui pierderile specifice de sarcina cu

valori recomandate după tipul de tronsoane:

Δpsp=30 ÷ 60Pam

→magistrala

Δpsp=60÷ 90Pam

→ distributie

Δpsp=150 ÷ 300Pam

→bransament

Fără a constitui un criteriu de dimensionare se urmăreşte ca in reţelele primare

viteza sa fie v=0.5…3 [m/s].

Pentru realizarea dimensionării tronsoanelor se utilizează schema de calcul

hidraulic si nomogramele pentru pierderi de sarcina hidraulica.

G [t/h] – debitul de agent termic vehiculat pe tronson

L [m] – lungimea tronsonului (măsurata)

Le – lungimea echivalenta; Le=(0.2 …03 ) L

Lc – lungimea de calcul; Lc=L+Le

DN – diametrul nominal al conductei (citit din nomograma)

v [m/s] – viteza agentului termic pe tronson

Δpsp [Pam

] - pierderea specifica de sarcina hidraulica (citit din nomograma)

Δptr [ Pa] - pierderea de sarcina pe tronson; Δptr=Lc∗Δpsp

Δpcum[ Pa] – pierderea totala de sarcina pentru circuitul de alimentare a punctului

termic; Δpcc=Δptot+ ΔpPT+Δptot

Δp PTrez=10 [mCA ]

Δp PTind=12[mCA ]

14

Δpexc [Pa] - excedentul de presiune; Δpexc=( Δpcc )max−Δpcc

Rezultatele calculului de dimensionare sunt prezentate in tabelul 3.2

Echilibrarea hidraulica presupune ca pe toate circuitele de alimentare a

consumatorilor sa aveam aceeaşi pierdere totala de sarcina si egala cu a celui mai

dezavantajat consumator.

Excedentul de presiune trebuie sa fie cat mai mic posibil. Acest lucru se face

prin alegerea pe branşamente a unor diametre pentru care pierderile de sarcina

specifice pot sa depăşească domeniul recomandat. Se menţine acelaşi domeniu de

viteze (0.5…3 [m/s]).

Daca nu se reuşeşte echilibrarea reţelei prin modificarea diametrelor

branşamentelor, atunci se utilizează si diafragme de laminare sau alte rezistente

locale.

4. Calculul mecanic

4.1 Calculul peretilor de conducta

s= pi x Di2 ϕσa +c[mm]

pi=presiunea interioara cu valoarea maxima care se poate intalni in sistemul de retele;

pi=Hc+Had-Δpcec[daN/m2]

Δpcec=35÷40 [mCA]=40 [mCA]

Hc=102.62[mCA]

Had=45.765[mCA]

pi=108.385[mCA]=10.8385[daN/cm2]

Di≈DN

σa=σrcs

cs=3 pt. conducte trase(Dn≤ 350[mm])

16

cs=3.75 pt. conducte sudate elicoidal(Dn¿350[mm])

cs=coefficient de siguranta

Dn=800[mm]=80[cm] OL55

σa=55

3.75=14.67[daN/m2]=0.001467[daN/cm2]

ϕ=coefficient de calitate al sudurii

ϕ=1 pentru Dn≤ 350[mm]

ϕ=0.7 pentru Dn¿350[mm]

c=coeficient de adaos

c≈10%s

s= pi x Di2 ϕσa +c[mm]=

10.8385 ×802× 0.7 ×0.001467

+¿0.1×10.8385 × 80

2 ×0.7 × 0.001467

=0.445+0.0445=0.4897[cm]=4.9[mm]

¿>¿conform SR EN 10217-5 sstas=8[mm]

Dn=600[mm]=60[cm] OL55

σa=55

3.75=14.67[daN/m2]=0.001467[daN/cm2]



10.8385 ×602× 0.7 ×0.001467

+¿0.1×10.8385 × 60

2 ×0.7 × 0.001467

=0.334+0.0334=0.367[cm]=3.7[mm]


Dn=500[mm]=50[cm] OL55

σa=55

3.75=14.67[daN/m2]=0.001467[daN/cm2]



10.8385 ×502× 0.7 ×0.001467

+¿0.1×10.8385 ×50

2 ×0.7 × 0.001467

=0.278+0.0278=0.306[cm]=3.1[mm]


Dn=200[mm]=20[cm] OL37

σa=373 =12.333daN/m2]=0.0012333[daN/cm2]



10.8385× 202× 1× 0.0012333

+¿0.1×10.8385 ×20

2 ×1 ×0.0012333

=0.134+0.0134=0.147[cm]=1.5[mm]


Dn=150[mm]=15[cm] OL37

σa=373 =12.333daN/m2]=0.0012333[daN/cm2]



10.8385× 152× 1× 0.0012333

+¿0.1×10.8385 ×15

2 ×1 ×0.0012333

=0.1+0.01=0.11[cm]=1.1[mm]

¿>¿conform SR EN 10217-5 sstas=5.5[mm]

Dn=65[mm]=6.5[cm] OL37

σa=373 =12.333daN/m2]=0.0012333[daN/cm2]



10.8385× 6.52× 1× 0.0012333

+¿0.1×10.8385 ×6.5

2 ×1 ×0.0012333

=0.043+0.0043=0.048[cm]=0.5[mm]

¿>¿conform SR EN 10217-5 sstas=3.5[mm]

4.2 Calculul distantei intre reazemele mobile

l=√ 10 × w × σai¿

[m]

l=distanta intre reazemele mobile;

w=modul de rezistenta al cnductei [cm3];

σai=tensiunea admisibila la incovoiere din greutatea conductei;

σai=200÷ 250[daN/cm2] pentru amplasare subterana;

σai=500÷ 600[daN/cm2] pentru amplasare supraterana;

gt=gc+ga+giz[daN/m];

ga=greutatea apei;

gc=greutatea conductei;

giz=greutatea izolatiei.

Dn=800[mm]

w=4095.3[cm3]

σai=550[daN/cm2]

gt=776.3[daN/m]=7.763[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 × 4095.3 ×5507.763

=1703.4[cm] ¿>¿l=17[m]

Dn=600[mm]

w=2319.2[cm3]

σai=225[daN/cm2]

gt=469.7[daN/m]=4.697[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 × 2319.2× 2254.697

=1054[cm]¿10.54[m] ¿>¿l=10.5[m]

Dn=500[mm]

w=1430.7[cm3]

σai=225[daN/cm2]

gt=346.2[daN/m]=3.462[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 ×1430.7 × 2253.462

=964.3[cm]¿9.643[m] ¿>¿l=9.5[m]

Dn=200[mm]

w=239.02[cm3]

σai=225[daN/cm2]

gt=94.73[daN/m]=0.9473[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 × 239.02× 2250.9473

=753.5[cm]¿7.54[m] ¿>¿l=7.5[m]

Dn=150[mm]

w=89.32[cm3]

σai=225[daN/cm2]

gt=48.96[daN/m]=0.4896[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 × 89.32× 2250.4896

=640.7[cm]¿6.41[m]¿>¿l=6[m]

Dn=65[mm]

w=11.55[cm3]

σai=225[daN/cm2]

gt=16.81[daN/m]=0.1681[daN/cm]

l=√ 10 × w × σai¿

= √ 10 ×11.55 ×2250.1681

=393[cm]¿3.94[m]¿>¿l=4[m]

4.3 Calculul fortelor in punctele fixe (F2)(proces de incalzire)

A.Forte in plan vertical

Pv=gt1l12 + gt2

l22 + gt2

l32 =776.3×

172

+¿469.7×10.5

2+¿469.7×

10.52

=¿

=> Pv=11530.4[daN]

B.Forte in plan orizontal

B1.Forte de frecare pe reazemele mobile(Pf)

Pfx1=μax×gt×cosβ(L1+L4 )

μax¿ μtr=0.3 pentru reazeme cu rostogolire(pentru D¿700[mm]

gt=greutatea totala a conductei

Pfx1=0.1×776.3×cos(38°)(50+504 )=> Pfx1=4633.9[daN]

Pfy1=μtr×gt×sinβ(L1+L4 )

Pfy1=0.1×776.3×sin(38°)(50+504 )=> Pfy1=1438[daN]

Pf2=μax×gt×L2

μax¿ μtr=0.3 frecare la alunecare

Pf2=0.3×469.7×942 = Pf2=6622.8[daN]

Pf3=0(se descarca in F23)

B2.Forte de frecare in interiorul compensatoarelor cu presgarnitura(Pc)

Pc=μtr×(2÷ 3¿pi×π× D × b=¿

pi=presiunea interioara cu valoarea maxima care se poate intalni in sistemul de retele;

pi=Hc+Had-Δpcec[daN/m2]

Δpcec=35÷40 [mCA]=40 [mCA]

pi=108.385[mCA]=108385[daN/m2]

μ≈ 0.1

D=0.8[m]

b≈(D3

÷D4

¿= D3 .5

=0.171429[m]

Pc3=0.1×2.5×108385×3.14×0.6× 0.171429=>Pc3=8751.34[daN]

B3.Forte de reactiune elastica(“L”;”Z”;”U”)

Pk-pentru compensatorul “U”

ΔL=α × L× ∆ T=α × L× (T 1 n−T 0 )

α-coeficient de dilatare al otelului

α=0.012[mm/°Cm]

L-distanta inte reazemele fixe

L=94

T1n-temperatura maxima a fluidului=130[°C]

T0-temperatura mediului ambient la care se mai executa suduri=0[°C]

ΔL=0.012 ×94 ×130=¿147[mm]

H=8[m]

R=(1÷ 2)DN=1.5x800=1.2[m]

ΔL=4 × σad × AE× D × H

A-momentul de inertie al liniei elastic

A=0.07 × R3−0.28 × R2× H −0.86 × R × H 2+0.67 × H 3+B× H 2

σadmax=efortul maxim admisibil din variatia de temperature

σadmax=800…1000[daN/cm2]=900[daN/cm2]

E=modul de elasticitate(modulul lui Young)

E=2×106[daN/cm2]

D-diametrul nominal=600[mm]

A=∆ L× E × D × H

4 × σad =14.7 ×2 ×106 ×60 × 8004 ×900

=392000000[cm3]

B=392000000−0.07 × 1203+0.28 ×1202 ×800+0.86 ×120 ×8002−0.67 × 8003

8002

=184.55[cm]=1.85[m]

=>B’=2[m]

=>A’=401.9[m3]

Pk2=∆ L× E × I

2 × A ' =0.147 ×2 ×1010 ×71895.9 ×10−8

2× 401.9=> Pk2=2629.7[daN]

I=momentul de inertie

I=71895.9[cm4]=71895.9*10-8[m4]

In cazul compensatorului “Z” se va adopta X1=350[daN] si Y1=350[daN]

B4.Forte de tensiune interioara(Pi)

Picot1=pi×π4

× D 12= 108385 ×

3.144

×0.8002=> Picot1=54453[daN]

Piram3=pi×π4

× D 32= 108385 ×

3.144

×0.6002=> Piram3=30629.6 [daN]

Pirob i3=pi×π4

× D 32= 108385 ×

3.144

×0.6002=> Pirob i3=30629.6[daN]

Pired=pi×π4

×(D 1¿¿2−D 22)¿= 108385 ×3.14

4×(0.8¿¿2−0.62)¿=> Pired=3403.3[daN]

Picot2=pi×π4

× D 22= 108385 ×

3.144

×0.6002=> Picot2=30629.6[daN]

Rezultanta pe direcţie verticala:

Pv=gt1l12 + gt2

l22 + gt2

l32 =776.3×

172

+¿469.7×10.5

2+¿469.7×

10.52

=¿

=> Pv=11530.4[daN]

a)Robinet deschis

Rezultanta pe direcţie ox in plan orizontal:

Pax=-Pf2+Pfx1-Pk2+X1-Picot1+ Pired+ Picot2=

Pax=-6622.8+0.5*4633.9-2629.7+0.5*350-54453+3403.3+30629.6=

PaxRD=-27181[daN]

Rezultanta pe direcţie oy in plan orizontal:

Ptr=-Pfy1 +Y1 + Pc3 +Piram3 =

Ptr=-1438+350+8751.34+30629.6

PtrRD=38292.9[daN]

b)Robinet inchis

Rezultanta pe direcţie ox in plan orizontal:

Pax=+Pfx1+X1-Picot1+ PirobI3=

Pax=+4633.9+350-54453+3403.3+30629.6=

PaxRI=-15436[daN]

Rezultanta pe direcţie oy in plan orizontal:

Ptr=-Pfy1 +Y1 + Pc3 +Piram3 =

Ptr=-1438+350+8751.34+30629.6

PtrRI=38292.9[daN]

Cuprins

A. Partea scrisa

Memoriu justificativ

1 Reglarea furnizării căldurii

2 Sarcina termica a consumatorilor industriali si rezidenţiali

3 Calculul hidraulic

4 Calculul mecanic

B. Partea desenata

1 Planul zonal

2 Planul de situaţie a ansamblului M1

3 Schema de calcul hidraulic

4 Graficul piezometric

5 Schema termomecanica