curs utdh-2012
Post on 13-Aug-2015
41 Views
Preview:
DESCRIPTION
TRANSCRIPT
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 1 1
Curs 1
Mărimi fizice şi unităţi de măsură. Sistemul Internaţional
Mărimea este un atribut al elementelor unei mulţimi de obiecte sau fenomene cărora li
se poate asocia un criteriu de comparaţie. Măsurarea unei mărimi constă în operaţia de
comparare a ei cu o altă mărime de aceeaşi natură, luată drept unitate de măsură.
Mărimea m asociată unei mulţimi de obiecte sau fenomene fizice de aceeaşi natură se
numeşte mărime fizică şi se poate exprima ca produsul dintre un număr adimensional m şi
unitatea ei de măsură u, astfel
umm . (1.1)
Unităţile de măsură se organizează în sisteme, definite pe baza unui număr de mărimi
numite fundamentale.
În cadrul mecanicii, pentru a defini un sistem coerent de unităţi de măsură, sunt
suficiente trei mărimi fundamentale. Astfel, sistemele CGS şi MKfS au ca mărimi
fundamentale lungime, masa şi timpul, respectiv lungimea, forţa şi timpul, iar ca unităţi de
măsură ale acestora: centimetrul, gramul masă şi secunda, respectiv metrul, kilogramul forţă
şi secunda.
Mărimile care nu sunt fundamentale se numesc mărimi derivate.
Ţara noastră, ca membră a Convenţiei metrului din 1883, a adoptat Sistemul
Internaţional de unităţi de măsură (SI) printre primele ţări din lume, în anul 1961. Ca
urmare, la noi, sistemele CGS şi tehnic (MKfS) au devenit sisteme tolerate.
Începutul organizării Sistemului internaţional de unităţi de măsură are la bază
propunerea de unificare a măsurilor şi greutăţilor făcută în 1790, în Franţa, de deputatul
TALLEYRAND şi aprobată de Academia de Ştiinţe, la 8 mai 1790.
O comisie constituită din LAGRANGE, LAPLACE, MONGE ŞI CONDORCET a hotărât, la
19 martie 1791, asupra stabilirii metrului (de la metron – măsură în limba greacă) ca unitate
de măsură a lungimii egală cu a patruzecea milioană parte din meridianul terestru.
În cadrul evoluţiei lui, sistemul zecimal metric şi-a început etapele de
internaţionalizare cu Comisia internaţională a metrului, din 8…13 august 1872, care s-a
întrunit din nou la 20 mai 1875 şi a obţinut, prin 17 ţări semnatare, înfiinţarea Biroului
internaţional de măsuri şi greutăţi (BIPM) şi organizarea Conferinţei generale (CGPM) ale
cărei decizii sunt executate de Comitetul internaţional (CIPM).
Sistemul internaţional de unităţi de măsură a fost pus la punct între 1948 (la a 9-a
CGPM) şi 1960 (la a 11-a CGPM).
În anul 1960 s-a adoptat denumirea prescurtată SI, după care acest sistem s-a
îmbogăţit la fiecare conferinţă CGPM cu noi definiţii sau denumiri de unităţi de măsură.
Unitatea de măsură a presiunii N/m2 a primit, la cea de a 14-a CGPM, din anul 1971,
denumirea de pascal (Pa). La a 16-a CGPM (1979) s-a redefinit candela şi s-a introdus
unitatea de măsură sievert.
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 1 2
Sistemul SI cuprinde, la această dată, şapte unităţi de măsură fundamentale, prezentate
în tabelul 1.1, şi două unităţi de măsură suplimentare, radianul (rad) pentru unghiul plan şi
respectiv steradianul (sr) pentru unghiul solid.
Tabelul 1.1
Mărimea Unitatea în SI
fizică Denumirea Simbolul
lungimea metru m
masa kilogram kg
timpul secundă s
intensitatea curentului electric amper A
temperatura termodinamică kelvin K
cantitatea de substanţă kilomol kmol
intensitatea luminoasă candelă cd
Evoluţia sistemului SI pune în evidenţă caracterul dinamic, evolutiv, al unui sistem
care caută să se adapteze noilor necesităţi ale ştiinţei şi tehnicii.
Sistemul Internaţional este un sistem coerent, ceea ce înseamnă că produsul sau câtul a
două unităţi de măsură dă direct unitatea mărimii rezultante. Astfel, raportul dintre unităţile
de masă şi volum dă unitatea densităţii.
Unităţile de măsură ale mărimilor derivate se obţin ca expresii algebrice sub formă de
produse de puteri ale unităţilor de măsură fundamentale şi suplimentare, multiplicate cu
coeficientul numeric unu. Anumite unităţi de măsură derivate au denumiri specifice, care
sunt prezentate în tabelul 1.2.
Tabelul 1.2
Mărimea
fizică
Unitatea de măsură SI
Denumirea Simbolul Expresia în alte
unităţi SI
Expresia în unităţi
SI fundamentale
frecvenţa hertz Hz — s–1
forţa newton N — kg·m·s–2
presiunea, tensiunea
mecanică pascal Pa N/m
2 kg·m
–1·s
–2
energia, lucrul mecanic,
cantitatea de căldură joule J N·m kg·m
2·s
–2
puterea, fluxul energetic watt W J/s kg·m2·s
–3
cantitatea de electricitate,
sarcina electrică coulomb C — A·s
potenţial electric,
tensiune electrică,
tensiune electromotoare
volt V W/A kg·m2·s
–3·A
–1
capacitatea electrică farad F C/V kg–1
·m–2
·s4·A
2
rezistenţa electrică ohm W/A2 kg·m
2·s
–2·A
–2
conductanţă siemens S A/V kg–1
·m–2
·s3·A
2
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 1 3
fluxul inducţiei
magnetice weber Wb V-s kg·m
2·s
–2·A
–1
inducţia magnetică tesla T Wb/m2 kg·s
–2·A
–1
inductanţa henry H Wb/A kg·m2·s
–2·A
–2
temperatura Celsius grad Celsius °C — K
fluxul luminos lumen lm — cd·sr
iluminarea lux lx lm/m2 cd·m
–2·sr
activitatea radiaţiilor
ionizante becquerel Bq — s
–1
doza absorbită, energie
masică comunicată,
kerma, indice de doză
absorbită
gray Gy J/kg m2·s
–2
echivalent al dozei
absorbite, indicele
echivalentului dozei
absorbite
sievert Sv J/kg m2·s
–2
În anexa 1 sunt prezentate valorile factorilor de conversiune a unor unităţi de măsură
în altele, unde litera E (exponent) este un simbol de două cifre, precedate de semnele + sau
–, şi reprezintă puterea lui 10 cu care trebuie multiplicat numărul respectiv.
Prin prefixele prezentate în tabelul 1.3 se pot forma multiplii şi submultiplii zecimali
ai unităţilor de măsură din SI.
Tabelul 1.3
FACTOR DE
MULTIPLICARE Prefixul Simbolul Factor de
multiplicare Prefixul Simbolul
1018
exa E 10–1
deci d
1015
penta P 10–2
centi c
1012
tera T 10–3
mili m
109 giga G 10
–6 micro
106 mega M 10
–9 nano n
103 kilo k 10
–12 pico P
102 hecto h 10
–15 femto f
10 deca da 10–18
atto a
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 1
Curs 2
PRINCIPALELE PROPRIETĂŢI ALE FLUIDELOR
Fluidele sunt medii continui vâscoase şi deformabile. În această categorie intră lichidele şi
gazele, respective hidrocarburile şi apa. Transportul şi distribuţia acestora către utilizatori
(consumatori) se face, în general prin reţele de conducte.
Fluidele sunt subtanţe care se deformează continuu sub acţiunea forţelor, oricât de mici ar fi
acestea. În definirea fluidelor nu există nici-o distincţie între lichide şi gaze, deoarece principiile
mecanicii fluidelor sunt aceleaşi pentru lichide şi gaze. În al doilea rând, deşi la presiuni mai mici
decât presiunea critică diferenţa între lichid şi gaz este evidentă (lichidul ia forma vasului în care
este pus şi are o suprafaţă liberă, iar gazul umple în întregime volumul pus la dispoziţie), la presiuni
mai mari decât presiunea critică între lichid şi vaporii săi nu există nici-o deosebire evidentă.
Lichidele se deosebesc de solide prin mobilitatea mare a particulelor lor, adică printr-o
coeziune redusă. Spre deosebire de gaze, lichidele opun o rezistenţă foarte mare la acţiunile care
tind să le modifice volumul, având deci o compresibilitate redusă. În schimb, gazele sunt complet
lipsite de coeziune şi foarte compresibile, comportându-se perfect elastic.
În anumite condiţii de mişcare, dacă vitezele sunt mici se poate totuşi neglija
compresibilitatea gazelor dar, îndată ce viteza depăşeşte o anumită limită, influenţa compresibilităţii
devine importantă şi trebuie luată în seamă.
Fluidele pot fi monofazice sau multifazice, după cum sunt formate dintr-o singură fază sau din
mai multe faze. Fluidele monofazice sunt fluide omogene, în timp ce fluidele multifazice pot fi
pseudoomogene sau eterogene.
Un fluid multifazic poate fi bifazic sau trifazic, cele trei faze fiind gazoasă, lichidă şi solidă.
Fluidele bifazice pot fi aşadar gaz-lichid, lichid-lichid, gaz-solid sau lichid-solid. Gazele sau
lichidele pot fi monocomponente sau multicomponente, miscibile sau nemiscibile.
Necesitatea studierii problemelor transportului şi distribuţiei hidrocarburilor lichide apare
datorită importanţei acestora în economia naţională. În cadrul proceselor de transport şi distribuţie
apar mai multe probleme importante, prima dintre acestea fiind realizarea unui cost minim al
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 2
procesului respectiv.
Un alt aspect economic este reducerea pierderilor de hidrocarburi transportate. Stabilirea
variantei optime în realizarea unui sistem de transport, inclusiv capacitatea de depozitare reprezintă
scopul final al consideraţiilor de natură economică.
Alte probleme care apar şi trebuie să fie studiate sunt mărirea capacităţii unui sistem de
transport, realizarea transportului şi distribuţiei în condiţii de exploatare speciale fie datorită climei,
fie ca urmare a proprietăţilor hidrocarburilor vehiculate.
Cel mai răspândit mijloc de transport pentru hidrocarburile lichide îl reprezintă conductele.
Lungimea acestora poate varia de la câteva sute de metri, în interiorul rafinăriilor sau bazelor de
depozitare, până la câteva mii de kilometri. De asemenea, diametrul interior al conductelor variază
de la câteva zeci de milimetrii la 1,2 m.
În afara transportului prin conducte se utilizează pe scară largă, mai ales pentru ţiţeiuri,
transportul pe apă atât cel fluvial cât şi cel maritim. Pentru realizarea acestui gen de transport sunt
necesare nave de construţie specială numite petroliere, dane de acostare a acestora şi instalaţii de
încărcare şi descărcare.
În cazul când se transportă, pe uscat, cantităţi mici de ţiţei sau produse petroliere pot fi
utilizate vagoanele cisternă sau autocisternele pentru care sunt necesare unele instalaţii specifice şi
anume rampele de încărcare şi descărcare.
1. Proprietăţile lichidelor
a) Omogenitatea şi izotropia.
Prin lichid omogen se înţelege lichidul a cărui masă volumică, în aceleaşi condiţii de stare
fizică, este constantă în fiecare punct din interiorul său. Lichidele în marea majoritate a cazurilor,
sunt omogene; ele nu mai pot fi astfel considerate atunci când conţin particule solide sau gaze în
suspensie.
Un lichid este izotrop atunci când prezintă aceleaşi proprietăţi în toate direcţiile care pornesc
dintr-un punct. Lchidele în repaus sunt izotrope; cele în mişcare prezintă mici abateri de la
izotropie, abateri ce pot fi neglijate.
b) Greutatea specifică şi masa specifică (densitate).
Greautatea specifică a unui lichid omogen reprezintă greutatea unităţii de volum şi se notează
cu
V
G . (2.1)
Masa specifică a unui lichid omogen se defineşte ca masă a unităţii de volum şi se notează cu
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 3
V
M . (2.2)
Rezultă legătura între greutatea specifică şi masa specifică
g . (2.3)
Masa specifică şi greutatea specifică a lichidelor depind continuu de temperatură, ca funcţii descrescătoare. În această
privinţă, apa prezintă o excepţie, cele două mărimi specifice având maxime la temperatura de 277 K. Variaţia masei
specifice a apei pure cu temperatura, la presiunea atmosferică, este destul de mică (0,5…4% pentru trepta de
temperatură 30…100°C), aşa cum reiese din valorile redate în tabelul 2.1.
Variaţia masei specifice cu presiunea este foarte mică şi se poate neglija. Astfel, pentru apă, la o variaţie a presiunii de
100 bar, corespunde o variaţie de 4,65%. Masa specifică variază, de asemenea, foarte puţin cu presiunea şi temperatura,
ceea ce conduce la o neglijare practică a acestor variaţii.
Tabelul 2.1.Proprietăţile apei pure la presiunea atmosferică
Temperatura
T
Densitatea
Vâscozitatea
cinematică
Compresibilitate,
Modulul de
elasticitate
[°C] [kg/m3] [10
6 m
2/s] [10
10 m
2/N] [10
-10 N/m
2]
0 999,9 1,794 5,02 0,199
4 1000,0 1,567 4,94 0,202
10 999,7 1,310 4,82 0,207
20 998,2 1,011 4,65 0,213
30 995,6 0,804 4,56 0,219
40 992,2 0,660 4,27 0,234
60 983,2 0,477 4,08 0,245
80 971,8 0,368 4,15 0,241
1000 958,3 0,296 4,30 0,233
c) Compresibilitatea şi elasticitatea.
Lichidele sunt corpuri perfect elastice, dacă acţiunea forţei ce comprimă un lichid încetează,
acesta revine exact la volumul iniţial datorită lipsei deformaţiilor remanente.
Compresibilitatea lichidelor este extrem de redusă, în cele mai multe cazuri se poate face
abstracţie de această proprietate considerându-se lichidele ca fiind practic incompresibile. Numeric,
compresibilitatea se măsoară cu ajutorul coeficientului de compresibilitate cubică, notat cu litera
grecească , sau cu ajutorul modulului de elasticitate la compresiune cubică (sau modulul de
elasticitate de volum) notat cu litera grecească , care este inversul celui precedent.
Dacă un volum V de lichid se află sub influenţa unei presiuni p şi dacă se notează prin - dV
scăderea acestui volum la o creştere dp a presiunii, se poate scrie
p
V
V d
d1 , (2.4)
sau
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 4
V
pV
d
d1
. (2.5)
Semnul – a fost introdus deoarece presiunea şi modulul variază în sens invers (la o creştere de
presiune corespunde o scădere de volum şi la o scădere de presiune o creştere de volum).
Considerând că masa M = V = constant, deci 0ddd VVM , din (2.4) şi respectiv
(2.5) se ajunge la:
pd
d1
,
d
dp . (2.6)
Dacă notăm cu a viteza de propagare a vibraţiilor sonore în interiorul unui mediu omogen, avem
d
dpa (2.7)
de unde rezultă
2
1
d
d
ap
.
Deci, dacă fluidul ar fi incompresibil, a = , adică variaţiile de presiune s-ar transmite
instantaneu în interiorul acestuia.
Prin integrarea ecuaţei (2.6) între limitele corespunzătoare
p
poo
pdd
, (2.8)
unde o este densitatea la presiunea po se ajunge la ecuaţia de stare a lichidelor compresibile
oppo e
(2.9)
care, după dezvoltarea în serie şi reţinerea primilor doi termeni, ajunge la forma
oo pp 1 , (2.10)
valabilă până la presiunea de 500105 N/m
2.
d) Vâscozitatea.
În orice punct al unui lichid în repaus se exercită acţiuni reciproce între particule, sub forma
unor eforturi normale pe orice plan de separaţie între particule şi restul lichidului, numite presiuni.
În afară de eforturile normale, mişcarea dă naştere la eforturi tangenţiale care frânează mişcarea.
Aceste acţiuni tangenţiale care apar atunci când lichidul începe să se mişte constituie aşa numita
frecare internă sau vâscozitate.
Toate lichidele, ca şi toate gazele de altfel, au o vâscozitate proprie, care constituie o
caracteristică fizică a lor.
După o ipoteză datorată lui Newton, mărimea forţei tangenţiale între două plane fluide este
proporţională cu aria acestora A, cu diferenţa de viteză v şi invers proporţională cu distanţa dintre
ele n .
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 5
nAF
v (2.11)
fiind coeficientul de vâscozitate dinamică, vâscozitate absolută sau vâscozitate dinamică.
Raportul
(2.12)
se numeşte vâscozitate cinematică. Inversul vâscozităţii dinamice poartă numele de fluiditate. Pentru simplificare, în
studiul mişcării fluidelor se face de multe ori abstracţie de vâscozitate. Fluidele lipsite de vâscozitate se numesc fluide
perfecte sau ideale şi este evident că sunt fictive.
Fluidele ce respectă legea lui Newton se numesc fluide newtoniene. Lichidele nenewtoniene (în această categorie intră
şi fluidul de foraj) satisfac ecuaţia
n
n
d
dv (2.13)
în care vâscozitatea dinamică este o funcţie de tensiunea tangenţială la puterea n şi gradientul de
viteză.
Vâscozitatea lichidelor variază lent cu presiunea, scăzând liniar cu creşterea presiunii. De
asemenea, vâscozitatea lichidelor scade cu creşterea temperaturii, conform relaţiei experimentale a
lui Poiseuille
2
6
00022,00337,01
1078,1
tt
(2.14)
Tabelul 2.2.Vâscozitatea cinematică a unor petroluri [104 m
2/s]
Temperatura °C Cartojani A Ţicleni Ciureşti Băbeni B Mosoia A1 VideleA3
10 95,083 14,30 490
15 66,251 292
20 52,83 8,12 18,50 83,34 187
25 12,10 119
30 26,80 8,75 5,98 10,95 49,10 81,90
40 19,99 5,66 4,67 8,125 31,60 39,85
50 12,90 4,625 3,70 6,125 21,60 20,80
60 11,69 14,50 12,03
Există mai multe metode şi aparate pentru măsurarea vâscozităţii lichidelor.
În mod obişnuit, pentru uleiuri se foloseşte vâscozimetrul Engler, cu ajutorul căruia se măsoară vâscozitatea relativă, în
raport cu vâscozitatea apei.
e) Absorţia.
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 6
Lichidele absorb gazele cu care vin în contact conform legii lui Henry; masa gazului dizolvat
în lichide creşte cu presiunea, astfel că volumul gazului se menţine constant. În condiţii normale apa
conţine 2% aer. Odată cu scăderea presiunii, gazele ies din soluţie.
Dacă presiunea scade mult sub valoarea presiunii atmosferice, degajarea gazelor este bruscă şi
formează împreună cu apa o soluţie foarte compresibilă care poate da naştere fenomenului de
cavitaţie.
2.1. PROPRIETÃŢILE ŢIŢEIURILOR
Ţiţeiul este un petrol degazeificat a cãrui calitate, reprezentatã prin proprietãţile sale fizice si
chimice, diferã atât areal, de la o unitate hidrodinamicã la alta aparţinând aceleiaşi structuri, cât si
pe verticalã ca urmare a unei neuniformitãţi receptate prin analizarea investigaţiilor hidrodinamice
sau geofizice de sondã.
1. COMPOZIŢIA ŢIŢEIURILOR
Ţiţeiurile sunt fluide neomogene care conţin, în principal, hidrocarburi fluide. Proporţia lor
variazã cu natura ţiţeiurilor; la ţiţeiurile parafinoase conţinutul în hidrocarburi este de 90….98 % iar
la cele naften-aromatice de circa 50 %.
Hidrocarburile şi nehidrocarburile din ţiţeiuri se aflã în proporţii aleatoare astfel încât
proprietãţile fizice şi chimice variazã foarte mult de la un zãcãmânt la altul, mult în cadrul unitãţilor
hidrodinamice ale aceleiaşi structuri şi mai puţin pentru ţiţeiul din aceeaşi sondã pe parcursul
producerii acesteia.
Hidrocarburile au fost împãrţite în trei categorii: parafinice, naftenice şi aromatice. În
fracţiunile medii şi superioare se gãsesc hidrocarburi cu structurã mixtã. Cu mici excepţii
hidrocarburile sunt saturate din punct de vedere chimic.
Nehidrocarburile conţin, în general, acizi petrolici, compuşi cu sulf, compuşi cu azot şi
compuşi de naturã asfalticã.
Hidrocarburile parafinice, predominante în ţiţei, sunt cele mai bogate în hidrogen (CnH2n+2).
Sunt caracterizate prin structuri cu catene deschise formate din atomi de carbon cu legãturi simple.
Ele se împart în douã serii: normale parafine caracterizate printr-o catenã liniarã şi izoparafine cu o
catenã principalã şi una sau mai multe catene laterale. Ţiţeiurile parafinoase conţin mai multe
normal parafine dar proporţia acestora scade cu creşterea numãrului de atomi de carbon din
moleculã.
Hidrocarburile naftenice (CnH2n… CnH2n-6) au o structurã ciclicã în care o parte din atomii
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 7
de carbon sunt legaţi prin lanţuri închise având legãturi covalente simple. Aceastã clasã de
hidrocarburi prezintã o mare varietate de structurã datoritã variaţiei numãrului de carbon conţinuţi
în acelaşi ciclu, numãrului de cicluri prezente în aceeaşi moleculã precum şi a numãrului şi lungimii
catenei laterale. Catenele cu 5 sau 6 cicluri de carbon sunt singurele stabile. Naftenele policlice pot
conţine cicluri izolate (legate printr-o catenã) sau condensate (cu o catenã comunã). Cele mai des
întâlnite sunt structurile policiclice condensate (cu o catenã comunã). S-a observat că:
Proporţia de hidrocarburi naftenice în ţiţei este de 10….60 %;
La acelaşi numãr de atomi de carbon, naftenele au valori mai mari ale densitãţii şi a punctului
de fierbere decât hidrocarburile parafinice;
Creşterea numãrului de cicluri în molecule conduce la valori mãrite ale parametrilor mai sus
menţionaţi.
Hidrocarburile aromatice sunt caracterizate prin prezenţa în molecule a unor nuclei
benzenici. Pe lângã nucleii benzenici aromatele pot conţine atomi de carbon legaţi prin cicluri
naftenice si atomi de carbon în catene parafinice. Aromatele pot avea structuri policiclice legate sau
condensate. Starea lor fizicã, în condiţii standard, este lichidã sau solidã; sunt mai puţin prezente în
hidrocarburi decât cele parafinice sau naftenice.
Compuşii cu sulf sunt prezenţi în ţiţeiuri în cantitãţi variabile. Prezenţa sulfului şi a
compuşilor sãi conduce la mari neajunsuri atât în domeniul producţiei, transportului dar şi în
prelucrarea şi utilizarea produselor rezultate.
Compuşii de sulf se gãsesc în hidrocarburi atât sub forme anorganice (sulf şi hidrogen
sulfurat) precum şi sub formã de combinaţii organice (mercaptani, tiofenoli etc.).
Sulful elementar nu se gãseşte în zãcãmânt. La suprafaţã, în contact cu aerul are loc o reacţie
de oxidare a hidrogenului sulfurat rezultând sulf şi apã; atât sulful elementar cât şi hidrogenul
sulfurat au o puternicã acţiune corozivã fapt pentru care ele trebuie eliminate.
Mercaptanii prezenţi în gazele naturale au aceeaşi structurã chimicã ca a alcoolilor numai cã
oxigenul este înlocuit prin sulf. Datoritã puternicului miros care îl degajã, ei sunt folosiţi în
distribuţia gazelor pentru marcarea scurgerilor de gaze.
Azotul intrã în componenta ţiţeiurilor în cantitãţi ce nu depãşesc 1 %. Cantitãţi mai mari se
gãsesc în gazele naturale. Structura compuşilor cu azot este puţin cunoscutã. Analiza spectralã a
permis identificarea în ţiţei a unor substanţe complexe cu azot, derivaţi ai parafinei înruditã cu
clorofila din plante şi hemina din sânge.
2. CLASIFICAREA ŢIŢEIURILOR
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 8
Metodele de clasificarea a ţiţeiurilor dau posibilitatea unei aprecieri orientative asupra calitãţii
lor. Unele metode au la bazã criterii legate de compoziţia chimicã, iar altele, criterii tehnologice,
indicând posibilitatea de prelucrare şi de utilizare a principalelor produse ale acestuia.
Metodele de clasificare a ţiţeiurilor se pot baza, în unele cazuri, pe predominanta unor clase
de hidrocarburi. Unele dintre acestea au un caracter tehnic şi comercial, furnizând numai date
calitative asupra ţiţeiului. Alte metode de clasificare chimicã au la bazã distribuţia atomilor de
carbon în structuri parafinice, naftenice şi aromatice.
Una din cele mai complete metode de clasificare aste clasificarea "Carpaticã" elaboratã de
profesorul C. Creangã care a activat în cadrul actualei Universitãţi Petrol-Gaze Ploieşti. Ea are la
bazã fondul de hidrocarburi din ţiţei, exprimat prin indici de sulf, conţinut de cearã, conţinut de
rãşini şi asfaltene şi procent de distilat pânã la 200oC, care definesc grupele de ţiţeiuri.
În transportul ţiţeiului prin conducte intereseazã în mod deosebit clasificãrile tehnologice.
1. Clasificarea dupã densitate (tabelul 2.1)
Aceasta este cea mai veche clasificare, încã utilizatã. Se bazeazã pe observaţia cã o densitatea
scãzutã a oricãrui ţiţei (densitatea API mare) înseamnã o proporţie mai mare de fracţii uşoare,
respectiv o proporţie mai scãzutã de rezidiu. Corelaţia densitãţii cu caracterul chimic al ţiţeiului este
datã în tabelul 2.2.
Dupã aceastã clasificare, ţiţeiurile pot aparţine claselor: ţiţeiuri uşoare, medii, grele.
Tabelul 2.1. Clasificarea ţiţeiurilor dupã densitate:
Densitate relativã la 15oC (kg/m
3) Densitate la 60
o (
oAPI) Clasa ţiţeiului
0,854 34 uşor (light)
0,854 - 0,933 34 – 20 mediu (medium)
0,933 20 greu (heavy)
Clasificarea dupã densitate aste arbitrarã; ea nu are valoare din punct de vedere chimic şi nici
suport tehnologic dar este utilizatã pentru a diferenţia ţiţeiuri din aceeaşi sursã.
Tabelul 2.2. Corelarea orientativã a caracterului chimic al ţiţeiului cu densitatea
Caracterul chimic al ţiţeiului Densitatea relativã
Parafinos 0,815 - 0,830
Mixt 0,836 - 0,855
Naftenic 0,860 - 0,955
2. Clasificarea dupã temperatura de congelare
Ţiţeiurile sunt împãrţite în trei clase: A, B si C şi apoi subîmpãrţite în mai multe subclase şi
tipuri. Criteriul de împãrţire în cele trei clase menţionate îl constituie temperatura de congelare a
pãcurii obţinutã la distilarea atmosfericã:
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 9
Clasa A este un ţiţei neparafinos (asfaltos) al cãrui rezidiu DA (pãcurã) are temperatura de
congelare sub -15oC, iar conţinutul în parafinã este sub 1 %. Ţiţeiurile din clasa A se subîmpart în
patru categorii:
A1 - ţiţei octanic, uleios - având benzina uşoarã (60 % la 100oC, final 155
oC) cu CO > 70 si
pãcurã adecvatã producerii de uleiuri cu temperatura de congelare coborâtã;
A2 - ţiţei octanic, neuleios - având benzina uşoarã (60 % la 100oC, final 155
oC) cu CO > 70 si
pãcurã improprie producerii de uleiuri
A3 - ţiţei neoctanic, uleios - având benzina uşoarã cu CO < 70 şi pãcurã adecvatã producerii
de uleiuri;
A4 - ţiţei neoctanic, neuleios - având benzina uşoarã cu CO < 70 şi pãcurã improprie
producerii de uleiuri.
La rândul lor ţiţeiurile din categoriile A1, A2, A3, A4 se subîmpart în trei subtipuri dupã
proporţia de benzinã uşoarã (60 % la 100oC, final 155
oC): a - cu minim 10 % benzinã uşoarã; b - cu
5 - 10 % benzinã uşoarã; c - cu maxim 5 % benzinã uşoarã.
Clasa B este un ţiţei semiparafinos al cãrui rezidiu de la DA are temperatura de congelare
cuprinsã între -14oC şi +19
oC, iar conţinutul în parafinã este cuprins între 1…4%.
Clasa C este un ţiţei parafinos al cãrui rezidiu de DA are temperatura de congelare mai
ridicatã de +19oC, conţinutul în parafinã fiind mai mare de 4 %.
Ţiţeiurile B şi C se împart la rândul lor în trei tipuri dupã proporţia de benzinã totalã (final
185oC): d - cu minim 20 % benzinã; e - cu 15 - 20 % benzinã; f - cu maxim 15 % benzinã.
Aceastã clasificare este prezentatã sintetic în tabelul 2.3. Aceastã clasificare, utilizatã în
prezent în rafinãrii, dã informaţii numai cu privire la randamentul de benzinã şi nivelul ei octanic
precum şi la calitatea rezidiului apt sau nu pentru producerea de uleiuri. Neajunsurile importante
derivã din faptul cã nu se dau nici un fel de informaţii asupra altor produse importante cum ar fi
petrol, motorinã etc.
În practicã, substanţele au fost împãrţite în funcţie de selecţionarea fãcutã în scopuri practice
dupã zona din care provin sau dupã scopul în care sunt utilizate, de exemplu:
A1 special (pentru benzinã având CO > 74);
A3 special (pentru fabricarea de uleiuri sau bitum);
B special (pentru bitum);
C special (pentru parafinã sau pentru uleiuri).
În acest mod clasificarea a devenit atât de "stufoasã" încât nu îşi mai atinge scopul pentru care
a fost elaboratã. Pe de altã parte, nu este potrivitã pentru procesele moderne din rafinãrii şi nu
acoperã ţiţeiurile grele cu conţinut ridicat de sulf şi compuşi asfaltici, care pun probleme deosebite
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 10
de prelucrare şi au o largã rãspândire în întreaga lume.
Tabelul 2.3.Clasificarea ţiţeiurilor dupã temperatura de congelare a pãcurii
Clasa Tipul Sub-
tipul
Produse
Caracterizarea
ţiţeiului
Pãcurã,
temeratura de
colgelare
Producţie
de uleiuri
Benzina
cifra
octanicã
Randamentul benzinei
Usoarã
f1550C
Totalã
f1850C
A
A1
a < -15 + >70 >10 Neparafinos
uleios octanic b < -15 + >70 5 - 10
c < -15 + >70 < 5
A2
a < -15 - >70 >10 Neparafinos
neuleios octanic b < -15 - >70 5 - 10
c < -15 - >70 < 5
A3
a < -15 + >70 >10 Neparafinos
uleios
neoctanic b < -15 + >70 5 - 10
c < -15 + >70 < 5
A4
a < -15 - >70 >10 Neparafinos
neuleios
neoctanic b < -15 - >70 5 - 10
c < -15 - >70 < 5
B B
d -14 la +19 >20 Mixt (semi-
parafinos)
neoctanic e -14 la +19 15 - 20
f -14 la +19 < 15
C C
d > +20 >20 parafinos
neoctanic e > +20 15 - 20
f > +20 < 15
3. PRINCIPALELE PROPRIETÃŢI ALE ŢIŢEIURILOR
1. Densitatea ţiţeiurilor. Aceasta variazã în funcţie de proporţia hidrocarburilor cu numãr mare de
carbon în moleculã şi de tipul hidrocarburilor. La acelaşi numãr de atomi de carbon în moleculã
densitatea creste în ordinea parafine-naftene-aromate.
Valoarea densitãţii unui ţiţei la orice temperaturã se poate calcula cu relaţia:
),15,273(15,293 TT (2.1)
unde
15,293001315,0825,1 (2.2)
Densitatea relativã a produselor petroliere la orice temperaturã, în intervalul 0...150oC, se
poate determina cu relaţia D.I. Mendeleev
),15,293(15,293
15,27715,277 Tadd T (2.3)
d fiind densitatea ţiţeiului la temperatura T în raport cu aceea a apei la 4oC (277,15 K), iar a un
coeficient de corecţie (tabelul 2.4).
Tabelul 2.4. Coeficientul de corecţie (a) în formula de calcul a densitãţii produselor petroliere lichide
d20
4 A d20
4 A
0,7000-0,7099 0,000897 0,8500-0,8599 0,000699
0,7100-0,7199 0,000884 0,8600-0,9699 0,000686
0,7200-0,7299 0,000870 0,8700-0,8799 0,000673
0,7300-0,7399 0,000857 0,8800-0,8899 0,000660
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 11
0,7400-0,7499 0,000844 0,8900-0,8999 0,000647
0,7500-0,7599 0,000831 0,9000-0,9099 0,000633
0,7600-0,7699 0,000818 0,9100-0,9199 0,000620
0,7700-0,7799 0,000805 0,9200-0,9299 0,000607
0,7800-0,7899 0,000792 0,9300-0,9399 0,000594
0,7900-0,7999 0,000778 0,9400-0,9499 0,000581
0,8000-0,8099 0,000765 0,9500-0,9599 0,000567
0,8100-0,8199 0,000752 0,9600-0,9699 0,000554
0,8200-0,8299 0,000738 0,9700-0,9799 0,000541
0,8300-0,8399 0,000725 0,9800-0,9899 0,000522
0,8400-0,8499 0,000712 0,9900-1,0000 0,000515
În tabelul 2.7 sunt redate valorile densităţii pentru unele hidrocarburi pure la diferite temperaturi.
Tabelul 2.7
Hidro- Formula Temperatura [C]
carbura chimică -150 -100 -75 -50 -25 0 20 50 100
Metan CH4 309 302
Etan C2H6 622 561 531 499 462 412 326
Propan C3H8 696 646 619 590 560 528 501 450
Butan C4H10 698 676 652 627 601 579 542 468
Pentan C5H12 737 715 693 670 646 626 596 533
Hexan C6H14 742 721 700 678 659 631 580
Heptan C7H16 761 741 721 701 684 658 612
Octan C8H18 757 738 719 703 678 635
Nonan C9H20 769 733 723 718 684 653
Decan C10H22 762 745 730 697 667
Densitatea amestecurilor de produse petroliere, când se cunosc proprietãţile componenţilor, se
poate calcula cu relaţia
n
i
,,iam dVd
1
1529315277100
1. (2.4)
Densitatea relativã a fracţiilor înguste (10….20oC) poate fi calculatã cu relaţia
n
mTd
100
15,293
15,277 (2.5)
Pentru ţiţeiurile neparafinoase = 0,722 si n = 0,13, Tm fiind temperatura medie ponderatã.
Variaţia densitãţii cu presiunea se poate determina cu relaţia
,e 0
0
pp
(2.6)
sau prin dezvoltarea în serie
,1 00 pp (2.7)
relaţie valabilã pânã la presiuni de 500 bar. În aceastã relaţie este coeficientul de compresibilitate.
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 12
2. Vâscozitatea ţiţeiurilor. Ca şi la alte lichide, aceasta poate fi calculatã cu relaţia C.Walther
(A.S.T.M.)
,log8,0loglog TBA (2.8)
de unde rezultã
8,010 )log(10 TBA (2.9)
şi
,310 (2.10)
prin convertire din cSt în cP.
În relaţiile de mai sus: - vâscozitatea cinematicã (cSt); T - temperatura absolutã (K); -
vâscozitatea dinamicã (cP); - densitate (kg/m3); A, B - constante.
Dacã se cunosc valorile a douã vâscozitãţi cinematice (1 şi 2) la douã temperaturi diferite
(T1 şi T2), constantele A şi B se pot determina din relaţiile:
1
2
1
2
log
8,0log
8,0loglog
T
TB
(2.11)
22 log8,0loglog TBA (2.12)
Domeniul de valabilitate al acestei relaţii este 40…110oC, erorile fiind minime fatã de valorile
experimentale. În intervalul de temperaturã (-100C...+160
oC) recomandãm relaţia Makhija şi Stairs
'
''log
TT
BA
,
'TT
'B'A
10 (2.13)
în care valorile parametrilor sunt urmãtoarele: A' = 1,5668; B' = 230,298; T' = 147,797.
3. Punctul (temperatura) de congelare. Acesta reprezintã temperatura maximã la care ţiţeiul aflat
într-o eprubetã nu-şi schimbã meniscul prin înclinarea acestuia la 45o fatã de orizontalã, timp de un
minut. Valoarea acestei temperaturi depinde de conţinutul în parafine, crescând cu creşterea acestui
conţinut dar şi cu cantitatea de uleiuri aflate în ţiţei.
Valoarea punctului de congelare determinatã în laborator este valoarea limitã luatã în
proiectarea unui sistem de transport; aceastã valoare nu are nici o legãturã cu fenomenul depunerii
parafinei solide pe pereţii conductei, depunere care are loc şi la temperaturi mult mai mari decât cea
a punctului de congelare. Punctul de congelare este o caracteristicã fizicã neaditivã de aceea acesta
nu poate fi calculat prin relaţii matematice. H.Maurin a reuşit sã stabileascã nişte indici de amestec
care au reuşit sã liniarizeze urmãtoarele caracteristici: punctul de congelare, punctul de inflamare şi
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 13
vâscozitatea. Experimentele de la CHIMPEX Constanta au arãtat cã pentru ţiţeiurile fãrã aditivi
eroarea este de 20C. Indicii de amestec în funcţie de punctul de congelare şi respectiv de viscozitate
sunt redaţi în tabele.
Tabelul 2.5 redã corespondenta între unitãţile de vâscozitate cinematicã, oE - cSt (STAS 1666
- 73), iar tabelul 2.6 valorile vâscozitãţilor maxime ale lichidelor pompabile funcţie de temperatura
solului si diametrul conductelor recomandate de cãtre S.C.CONPET S.A. Ploieşti.
Tabelul 2.5. Conversia din unitãţi de vâscozitate cinematicã în unitãţi de vâscozitate Engler
cSt E cSt E cSt E cSt E
2,00 1,119 6,75 1,543 18,50 2,70 48 6,37
2,10 1,129 7,00 1,546 19,00 2,75 50 6,62
2,20 1,140 7,25 1,586 19,50 2,81 55 7,28
2,30 1,150 7,50 1,608 20,00 2,87 60 7,93
2,40 1,160 7,75 1,630 20,50 2,92 65 8,58
2,50 1,169 8,00 1,651 21,00 2,98 70 9,23
2,60 1,179 8,25 1,673 21,50 3,04 75 9,89
2,70 1,189 8,50 1,696 22,00 3,10 80 10,54
2,80 1,198 8,75 1,718 22,50 3,16 85 11,20
2,90 1,207 9,00 1,740 23,00 3,22 90 11,86
3,00 1,217 9,25 1,763 23,50 3,28 95 12,51
3,10 1,226 9,50 1,785 24,00 3,34 100 13,17
3,20 1,235 9,75 1,808 24,50 3,40 105 13,83
3,30 1,244 10,00 1,831 25,50 3,52 110 14,48
3,40 1,253 10,20 1,849 26,00 3,58 120 15,80
3,50 1,262 10,40 1,868 26,50 3,64 130 17,11
3,60 1,271 10,60 1,886 27,00 3,70 135 17,77
3,70 1,280 10,80 1,906 27,50 3,76 140 18,43
3,80 1,289 11,00 1,924 28,00 3,82 145 19,08
3,90 1,298 11,20 1,942 28,50 3,88 150 19,74
4,00 1,307 11,40 1,961 29,00 3,94 160 21,06
4,10 1,315 11,60 1,980 29,50 4,00 170 22,37
4,20 1,324 11,80 1,999 30,00 4,07 180 25,00
4,30 1,333 12,00 2,020 31,00 4,19 190 25,00
4,40 1,341 12,50 2,070 32,00 4,32 200 26,30
4,50 1,350 13,00 2,120 33,00 4,44 210 27,60
4,60 1,359 13,50 2,170 34,00 4,57 220 28,90
4,70 1,367 14,00 2,220 35,00 4,70 230 30,30
4,80 1,376 14,50 2,270 36,00 4,82 240 31,60
4,90 1,384 15,00 2,320 37,00 4,95 250 32,90
5,00 1,393 15,50 2,370 38,00 5,08 260 34,20
5,25 1,414 16,00 2,430 39,00 5,21 270 35,50
5,50 1,436 16,50 2,430 40,00 5,33 280 36,80
5,75 1,457 17,00 2,480 42,00 5,59 290 38,20
6,00 1,479 17,50 2,530 44,00 5,85 300 39,40
6,25 1,500 18,00 2,590 46,00 6,11
6,50 1,521 2,640
Peste 300 cSt (mm2/s) se aplicã relaţia = 7,6E
Tabelul 2.6. Vâscozitãţi maxime admise în transportul ţiţeiurilor prin conducte
Temperatura la sol, oC 14"+20"+28",
oE 24",
oE
0 3,560 4,050
1 3,700 4,300
2 3,900 4,750
3 4,085 5,000
4 4,266 5,150
5 4,600 5,350
6 4,828 5,750
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 14
7 5,080 6,100
8 5,435 6,450
9 5,680 6,850
10 6,090 7,400
11 6,473 7,750
12 6,888 8,100
13 7,333 8,600
14 7,760 9,150
15 8,357 9,800
16 8,857 10,500
17 9,392 11,200
18 9,928 12,000
19 10,464 12,800
20 11,000 = 80 cSt 13,700 = 100 cSt
Punctul de congelare se ia cu 7 mai mic decât temperatura solului.
4. Cãldura specificã masicã. Pentru ţiţeiurile şi fracţiile de hidrocarburi în stare lichidã aceasta se
poate evalua cu relaţiile:
C.S. Cragoe: 20
4
38,35,762
Tc
; (2.14)
W.R.Gambil:15
15
4,31685
Tc
(2.15)
Se pare cã experimentele au dovedit cã relaţia lui Cragoe dã rezultate mai bune.
5. Conductivitatea termicã. Aceasta reprezintã fluxul de cãldurã care poate trece prin unitatea de
suprafaţã pe o distantã de un metru. Ea variazã în intervalul (0,05…0,3) W/mK.
Cu un grad redus de eroare, aceastã valoare poate fi calculatã cu relaţia
15,293
15,277
51031,6134,0
T . (2.16)
Pentru roci (soluri), conductivitatea termicã poate fi estimatã prin
675,127
2,251
T. (2.17)
6. Coeficientul de dilatare volumicã. Acesta reprezintã creşterea de volum a lichidului, la presiune
constantã, datoritã creşterii temperaturii.
Valoarea sa pentru ţiţei se poate aproxima cu relaţia experimentalã
T
220
4204 596563402583
1. (2.18)
2.2. UNELE PROPRIETÃŢI ALE PRODUSELOR PETROLIERE
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 15
1. CONSIDERAŢII GENERALE
Dupã cum s-a afirmat petrolul sau ţiţeiul brut este un produs natural lichid, de culoare galben
închisã pânã la negru, constituit din hidrocarburi, din compuşi cu oxigen, sulf şi azot, compuşi cu
caracter asfaltic, urme de compuşi organometalici şi sãruri. Prin fracţionare el se separã în: gaze
sãrace, gaze bogate, gazolinã, benzinã, petrol lampant, motorinã, uleiuri parafinice, bitum, etc. care
ar putea fi prezentate astfel:
combustibili gazoşi care constau din gaze naturale şi gaze "reziduale" din procesul de
prelucrare al petrolului;
gazele lichefiate, constituite din butan şi procente mai mici de propan, utilizate drept
combustibil denumit "aragaz";
benzinele, caracterizate prin cifra octanicã (C.O.=75-100) şi distilare (40o–185
oC);
petrolul reactor, combustibilul motoarelor cu reacţie al avioanelor, caracterizat prin domeniul
de distilare (65o – 290
oC) şi temperatura de congelare scãzutã (sub – 50
oC);
petrolul lampant, care serveşte în general la iluminat sau în scopuri casnice;
motorina, combustibilul motoarelor diesel, se caracterizeazã prin cifra octanicã şi prin
conditiile de distilare (min. 85 - 90% la 350oC);
combustibili distilati, se consumã în arzãtoare pentru încãlzitul rezidenţial;
combustibili reziduali, de focare, se ard în cuptoarele industriale şi în cazanele
termocentralelor, având un domeniu de distilare peste 330oC – 360
oC şi caracterizându-se
mai ales prin vâscozitate;
cocsul de petrol, este utilizat ca atare, drept combustibil casnic şi industrial;
uleiurile lubrefiante şi unsorile consistente, pentru motoare, uleiurile industriale şi uleiurile
speciale pentru maşini şi mecanisme, fac posibilã funcţionarea pieselor în contact, cu
frecãri reduse, deci cu consum de energie redus. Se produc într-o largã paletã de calitate.
2. PROPRIETÃŢI
1. Masa molecularã. La amestecurile de compoziţie cunoscutã, masa molecularã medie M se
calculeazã cu relaţia
,sau
1
1
1
n
i i
i
n
i
in
i
ii
M
g
g
MxMM (2.19)
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 16
în care: Mi este masa molecularã a componentului i; xi este fracţia molarã a componentului i şi gi
este fracţia masică a componentului i.
2. Densitatea. Densitatea este o proprietate importantã, care intervine în procesele de transfer de
cãldurã, masã şi moment, iar cunoasterea ei în condiţiile variaţiei de temperaturã şi presiune este
absolut necesarã în proiectarea sistemului de transport.
Pentru hidrocarburi pure, variatia densitãţii cu temperatura poate fi exprimatã cu urmãtoarea
relaţie
,)()( 2
00440 ttbttadd
tt (2.20)
în care: T este temperatura la care se cere valoarea densitãţii; T0 este temperatura la care este datã
densitatea; iar a, b sunt constante, calculate prin regresie, plecând de la densitãţi obţinute pe cale
experimentalã.
Pentru produsele petroliere se foloseste relaţia
),20(0
44 TCddtt (2.21)
în care "C" este factorul de corecţie cu temperatura prezentat în STAS 35-81.
Densitatea lichidelor este influenţatã, în micã mãsurã, de presiune; efectul acesteia se face
simţit la temperaturi mari, caz mai rar întâlnit în transportul produselor petroliere.
3. Vâscozitatea. Vâscozitatea dã indicaţii asupra frecãrii interne a lichidelor (transfer de impuls
între strate adiacente) şi prezintã o importanţã deosebitã în proiectarea instalaţiilor de transport.
Majoritatea produselor petroliere sunt considerate fluide newtoniene, la care vâscozitatea este
dependentã numai de presiune şi temepraturã. Fluidele newtoniene se supun legii lui Newton,
conform cãreia
nd
dv (2.22)
unde: este tensiunea tangenţialã, nd
dveste gradientul de vitezã iar este vãscozitatea dinamicã
(absolutã).
Vâscozitatea cinematicã () este raportul dintre vâscozitatea dinamicã şi densitatea lichidului
la temperatura şi presiunea determinãrii
(2.23)
În mod practic, vâscozitatea fluidelor se mãsoarã în unitãţi convenţionale cu aparate numite
vâscozimetre; în industrie se utilizeazã urmãtoarele unitãţi conventionale: Engler, Redwood,
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 17
Saybolt Universal, Saybolt Furol etc.
Transformãrile valorii vâscozitãţii cinematice a unui lichid în sistemele convenţionale mai sus
menţionate sunt urmãtoarele:
din "grade" Engler în cSt:
30
11
0 6,7 EE (2.24)
din "grade" Saybolt în cSt:
S
S195
226,0 (pentru intervalul 32-100 secunde) (2.25)
S
S135
220,0 (pentru t >100 secunde) (2.26)
din "grade" Redwood în cSt
R
R179
260,0 (pentru intervalul 32-100 secunde) (2.27)
R
R50
247,0 (pentru t >100 secunde) (2.28)
Vâscozitatea ţiţeiurilor parafinoase se menţine scãzutã, pânã la o anumitã temperaturã, putin
superioarã temperaturii de congelare, dupã care, la scãderea temperaturii, creşte brusc la valori
foarte ridicate. În cazul ţiţeiurilor uleioase, variaţia vâscozitãţii cu temperatura este mai puţin
accentuatã. La temperaturile normale de pompare (20oC – 70
oC), vâscozitatea lor este însã
superioarã aceleia a ţiţeiurilor parafinoase.
Explicaţia acestei comportãri rezidã din faptul cã ţiţeiurile parafinoase conţin un procent
ridicat de produse albe de micã vâscozitate dar şi parafinã. Atât timp cât parafina rãmâne în soluţie,
vâscozitatea ţiţeiului este determinatã numai de vâscozitatea componenţilor şi de proporţiile lor
relative. Deci, în aceastã perioadã vâscozitatea ţiţeiului parafinos va fi mai micã şi va creşte încet
când temperatura scade. În momentul când parafina începe sã iasã din soluţie, ca urmare a rãcirii,
prezenţa cristalelor de parafinã produce o creştere rapidã a vâscozitãţii. Pe mãsurã ce numãrul de
cristale creşte, creşte şi vâscozitatea, care ajunge la valori foarte mari pânã când ţiţeiul congeleazã.
În schimb, ţiţeiurile uleioase, conţinând proporţii mai mari de produse negre, vâscoase, vor
avea, chiar la temperaturi ridicate, o vâscozitate mai mare decât a unui ţiţei parafinos. Aceastã
vâscozitate va creşte continuu şi încet atunci când temperatura scade.
În general, atunci când nu sunt date experimentale suficiente, variaţia vâscozitãţii unui produs
petrolier cu temperatura se poate determina cu ajutorul relaţiei lui Walter (2.8).
5. Limitele de explozie. Acestea delimiteazã domeniul în care se produce explozia unui gaz
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 18
inflamabil, cuprins între limita inferioarã si limita superioarã, exprimatã în procente în volum de gaz
inflamabil în amestec cu aerul. Limitele de explozie ale unor hidrocarburi, produse petroliere şi alte
substanţe sunt prezentate în tabelul 2.7. Domeniul de explozie se lãrgeşte cu creşterea temperaturii.
Limitele de explozie se restrâng când sunt prezente în amestec gaze inerte.
Tabelul 2.7. Limite de explozie în amestec cu aerul
Hidrocarbura Hidrocarbura în aer, %vol. Hidrocarbura Hidrocarbura în aer, %vol.
metan
etan
etilenã
acetilenã
propan
n-butan
n-pentan
n-hexan
ciclohexan
n-heptan
n-decan
benzen
5,00 - 15,00
2,00 - 13,00
3,02 - 34,00
2,50 - 80,00
2,10 - 9,50
1,80 - 8,40
1,40 - 8,30
1,20 - 7,70
1,30 - 8,35
1,00 - 7,00
0,78 - 2,60
1,30 - 7,90
toluen
naftalinã
diclormetan
clorbenzen
metanol
etanol
acetonã
etilenoxid
ebnzinã
petrol
hidrogen
hidrogen sulfurat
1,27 - 7,00
0,90 - 5,90
13,00 -18,00
1,30 - 11,00
5,50 - 36,50
3,10 - 20,00
2,10 - 13,00
3,00 -100,00
1,30 - 6,00
1,16 - 6,00
4,10 - 74,20
4,30 - 45,20
6. Temperatura (punctul) de inflamabilitate. Aceasta reprezintã temperatura la care o probã de
produs petrolier încãlzitã dã naştere la o cantitate de vapori care formeazã cu aerul un amestec
inflamabil. Temperatura de inflamabilitate caracterizeazã un produs din punctul de vedere al
pericolului de aprindere în timpul depozitãrii sale. Trebuie fãcutã deosebirea între temperatura de
inflamabilitate şi temperatura de aprindere, aceast din urmã fiind temperatura la care lichidul emite
o cantitate suficientã de vapori, care odatã aprinsã continuã sã ardã, fãrã intervenţia unei surse
exterioare de cãldurã.
Temperatura de autoaprindere reprezintă temperatura la care nivelul termic atins de un produs
este atât de ridicat încât aprinderea are loc fără o sursă de foc exterior.
Pentru câteva produse întâlnite în practica transportului, se prezintă, în tabelul 2.9, valorile
temperaturii de autoaprindere în aer şi în oxigen.
Tabelul 2.9
Produsul Temperatura de autoaprindere, K
în aer în oxygen
n Pentan 852 565
n Hexan 793 559
n Octan 731 -
i Octan 834 -
i Decan 837 -
Benzen 929 912
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 19
Toluen 906 855
7. Temperatura (punctul) de congelare. Temperatura de congelare a unui produs petrolier este
aceea la care el îşi pierde mobilitatea, comportându-se ca un corp plastic atunci când este cercetat în
anumite condiţii fixate convenţional. Se considerã ca temperaturã de congelare, aceea la care
aplecând la 450 o eprubetã cu dimensiuni standard, ce conţine lichidul considerat, suprafaţa acestuia
rãmâne imobilã timp de un minut.
Temperatura de congelare a produsului, astfel determinatã în laborator, nu este constantã, ci
depinde de tratamentele termice la care produsul a fost suspus înaintea determinãrii. De aceea,
cifrele temperaturii de congelare, obtinute în laborator, nu pot fi considerate ca absolute.
8. Conductivitatea electricã
Conductivitatea electrică a uleiurilor rafinate, are valori foarte mici. Deoarece mobilitatea
ionilor este oarecum proporţionalã cu fluiditatea produsului, conductivitatea electricã creşte cu
temperatura, în mãsura în care scade vâscozitatea. De asemenea, conductivitatea creşte prin
oxidarea produsului iar creşterea este mai mare în prezenţa sãrurilor, acizilor organici, decât a
acizilor corespunzãtori.
9. Constanta dielectricã (permitivitatea relativã). Constanta dielectrică este raportul dintre
capacitatea unui condensator la care spaţiul dintre electrozi şi din jurul acestora este umplut în
întregime cu produsul petrolier şi capacitatea aceluiaşi condensator considerat în vid (capacitatea
condensatorului în aer poate înlocui, cu suficientã precizie, capacitatea condensatorului în vid).
Valoarea permitivitãţii relative a produselor petroliere uzuale scade la creşterea temperaturii, dar
variaţia este micã în domeniul de lucru.
3. EXEMPLIFICÃRI ALE VALORILOR PROPRIETÃŢILOR PRODUSELOR PETROLIERE
1. Gaze lichefiate. Gazele petroliere lichefiate provin din gazele naturale sau din cele de rafinãrie şi
sunt, de obicei, constituite din propan, butan sau din amestecurile acestora. Ele se obţin prin
fracţionarea gazolinei brute rezultatã la degazolinarea gazelor naturale bogate în hidrocarburi mai
grele decât etanul. În general, gazele lichefiate destinate uzului casnic nu conţin hidrocarburi
nesaturate, pentru a evita depuneri la arderea lor şi mirosul neplãcut.
De obicei se discutã de patru tipuri de gaze lichefiate, de la propan pânã la butan, cu presiunea
de vapori la temperatura de 37,80C de la 4,85 bar pânã la 14,3 bar. În România se produce un tip de
gaz lichefiat care conţine practic numai butan (maxim 12% propan si 1% pentan).
Tabelul 2.8. Caracteristicile principale ale hidrocarburilor care se pot gãsi în gazele naturale şi de rafinãrie
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 20
Hidrocarbura Masa
molecularã
Punct de
fierbere,oC
Densitatea la 15,6 oC şi presiunea atmosfericã
g/l Aer = 1
metan
etilenã
etan
propilenã
propan
butadienã-1-2
butadienã-1-3
butenã-1
cis-butenã-2
trans-butenã-2
izo-butenã
n-butan
izo-butan
16,043
28,054
30,068
42,081
44,097
54,088
54,088
56,108
56,108
56,108
56,104
58,124
58,124
-161,5
-103,7
-88,6
-47,7
-42,1
10,9
-4,4
-6,3
37,0
0,9
-6,9
-0,5
-11,7
0,6786
1,1949
1,2795
1,8052
1,8917
2,3451
2,3491
2,4442
2,4543
2,4553
2,4442
2,5320
2,5268
0,5547
0,9768
1,0460
1,4757
1,5464
1,9172
1,9203
1,9981
2,0063
2,0063
1,9981
2,0698
2,0656
Pe baza compoziţiei hidrocarburilor componente (tabelul 2.8) se pot calcula caracteristicile
diferitelor amestecuri. De obicei, în gazele lichefiate metanul este absent, etanul sub formã de urme
iar pentanul sub 1%. Compoziţia gazelor lichefiate se poate determina prin distilare fracţionatã sau,
mai practic, prin cromografie.
2. Solvenţi, combustibili casnici, petrol lampant. Solvenţii petrolieri sunt constituiţi din fracţiuni
obţinute la distilarea atmosfericã a ţiţeiului sau a gazolinei din schelã şi din procesele de prelucrare
a hidrocarburilor. Proprietãţile principale ale solvenţilor sunt: curba de distilare, vâscozitatea,
culoarea, rezistenţa la oxidare, conţinutul de sulf.
Vâscozitatea este în general micã şi creşte cu temperatura de distilare: la -18oC valoarea sa în
cazul unei fracţiuni uşoare (35-115oC) este 0,71 cSt, iar pentru white spirit (2,4 cSt; la 15,6
oC)
valorile corespunzãtoare pentru cele douã exemple sunt: 0,51 cSt si 1,4 cSt. Petrolul lampant are la
aceleaşi temperaturi 4,7 cSt, respectiv, 2,1 cSt.
Standardizate sunt douã tipuri de combustibili. Primul, pentru uz casnic şi iluminat, trebuie sã
distile cel putin 18% la 200oC si 98% la 280
oC, cu înãlţimea flãcãrii fãrã fum de minim 18 mm,
temperatura de tulburare sub -12oC, cu conţinut de sulf sub 0,1%, punct de inflamabilitate peste
38oC, vãscozitate maximã 2,5 cSt la 20
oC. Al doilea tip este un produs mai greu, fãrã condiţie
pentru flacãra de fum, fiind folosit pentru ardere în aparate cu evacuare la coş a gazelor arse.
3. Benzine. Benzinele pentru motoarele cu aprindere prin scânteie se pot împãrţi în douã categorii:
pentru motoarele care funcţioneazã la nivelul solului (automobile, ambarcatiuni etc.) şi motoarele
de aviaţie. Benzina provine din procesele de prelucrare a ţiţeiului: distilare atmosfericã, cracare
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 21
termicã etc., precum şi din gazolina extrasã din gazele de sondã.
Arderea bruscã a amestecului vapori de benzinã şi de aer în cilindrul motoarelor, care are loc
în urma aprinderii prin scânteie, produce "detonaţia" un fenomen care reduce eficienţa motoarelor.
Autodetonaţia se mãsoarã printr-o unitate convenţionalã numitã cifrã octanicã (C.O.). Ea a
fost stabilitã în raport cu douã hidrocarburi etalon: izooctanul (224 - trimetilpentanul) cãruia i s-a
atribuit cifra octanicã C.O. = 100 şi normal heptanul, care este foarte detonant şi cãruia i s-a atribuit
cifra octanicã zero (C.O. = 0). Cifra octanicã reprezintã procentul în volume de izooctan dintr-un
amestec de izooctan şi n-heptan, care are aceeaşi tendinţã la detonatie ca şi combustibilul de
încercat. În România se livreazã partu tipuri de benzine pentru automobile (tabelul 2.9).
Tabelul 2.9. Unele caracteristici ale benzinelor româneşti pentru automobile
Caracteristici
Tipul benzinei
Premium Regular Normalã
I II
Cifra octanicã, COR 96-98 min.95 min.87 min.75
Tetraetilplumb,ml/l,max distilat,% în vol.la0oC,max 0,3 0,6 0,6 -
10 70 70 70 79
50 120 125 125 145
90 180 180 185 195
Punct final 205 205 205 205
Perioada de inducţie,min.,max. 600 550 550 300
Presiune de vapori, torr,max. 500 500 500 500
Sulf, % max. 0,05 0,1 0,1 0,15
Gume actuale, mg/100 ml,max 3 3 4 7
Conţinut de metanol şi stabilizator, % max. 12 - - -
Tabelul 2.10. Caracteristicile benzinelor pentru automobile comercializate în 15 ţãri europene
Caracteristici Premium Regular
Minimum Maximum Minimum Maximum
Densitate, 6,15
6,15d 0,7260 0,7741 0,7143 0,7523
Presiune de vapori,bar 0,5000 0,8000 0,5000 0,9300
Saturate,%vol. 41,30
Olefine, %vol. 0,00
Aromatice,%vol. 20,60
Conţinut de plumb,g/l 0,12
Cifra octanicã:
Cercetare,R 96,40
Motor,M 85,60
Benzina pentru motoarele de aviaţie este constituitã mai ales din izoparafinice, naftene şi o
micã proportie de aromatice. Aceasta fierbe între temperaturile 30 şi 70oC, nu conţine butan şi are
tetraetilplumb.
În tabelul 2.11. sunt prevãzute patru tipuri de benzinã de aviaţie .
Tabelul 2.11. Unele caracteristici ale benzinelor româneşti pentru aviaţie
Tipul benzinei, COM, min. 76 80 90 95
Cifra de performantã, min. - - 115,0 130,0
Tetraetilplumb, g/kg, max. - - 2,7 3,3
Distilat, % vol. la 0C, max.
10% 82 70,0
50% 105 105,0
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 22
90% 145 145,0
97% 180 175,0
Toate patru au punctul iniţial de fierbere de minimum 40oC, tensiunea de vapori 220 - 360
torr, temperatura de început de cristalizare max. -60oC, cifra de iod max. 2 mg/100 g, gume actuale
max. 2 mg./100 ml, conţinut de sulf max. 0,05%, coroziune pe cupru negativã.
4. Motorine. În categoria combustibililor Diesel intrã fracţiunea de motorinã rezultatã la distilarea
atmosfericã a ţiţeiului, fracţiunile corespunzãtoare din diferite procese, precum şi fracţiunile grele
sau chiar reziduuri de distilare.
Motorinele sunt constituite din hidrocarburi parafinice, naftenice, aromatice şi mixte, cu
domeniul de fierbere între 200 şi 400oC.
Absenţa apei şi a impuritãtilor solide, cu un conţinut cât mai mic de sulf, adicã puritatea, este
o caracteristicã deosebit de importantã pentru funcţionarea motorului.
Numeroasele motorine utilizate drept combustibil se pot încadra în trei tipuri principale
(tabelul 2.12).
Tabelul 2.12. Tipurile şi caracteristicile combustibililor diesel conform specificaţiei ASTM D 975-78
Caracteristici 1-D 2-D 4-D
Punct de inflamabilitate,0C min. 38,00 52,00 55,00
Apã şi sediment, % în volum max. 0,05 0,09 0,50
Cifra de cocs (la reziduu de 10%) %max. 0,15 0,35 -
Cenusã, % max. 0,01 0,01 0,10
Distilare ASTM:
90% distilatã la: 0C min - 282,00 -
0C max 288,00 338,00 -
Vâscozitatea la 400C, cSt 1,30-2,40 1,90-4,10 5,50-24,00
Sulf, % max. 0,50 0,50 2,00
Coroziunea lamei de Cu nr.3 nr.3 -
Cifra cetanicã, min. 40,00 40,00 30,00
Punct de tulburare Se specificã în funcţie de temperatura ambiantã din diferite zone ale ţãrii
Tipul 1-D este un distilat relativ volatil, destinat pentru motoarele rapide, care funcţioneazã cu
schimbãri frecvente de vitezã şi sarcinã, tipul 2-D este un distilat de volatilitate joasã, pentru
motoare de serviciu industrial sau mobil greu, iar tipul 4-D pentru motoare cu viteze mici sau medii.
5. Uleiuri (lubrefiante şi cu utilizãri diverse)
Uleiurile sunt cele mai numeroase şi mai variate dintre produsele petroliere prin compoziţia,
proprietãţile şi prin întrebuinţãrile lor.
Pentru uleiurile industriale, I.S.O. a elaborat o clasificare bazatã pe vâscozitatea la 400C,
temperatura cea mai apropiatã de condiţiile de exploatare.
Uleiurile de motoare sunt clasificate dupã vâscozitate şi dupã tipul serviciului. Clasificarea
SAE, este practic singura acceptatã în prezent, pentru caracterizarea sistematicã a acestor uleiuri,
dupã vâscozitatea lor în funcţie de temperaturã (tabelul 2.13).
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 23
Tabelul 2.13. Clasificarea SAE a uleiurilor pentru motoarele autovehiculelor
Clasa SAE Vâscozitatea maximã la -180C,cP*)
Vâscozitatea la 1000C, cSt
minimã maximã
5 W
10 W
15 W
20 W
20
30
40
50
1250
2500
5000
10000
-
-
-
-
3,8
4,1
5,6
5,6
5,6
9,3
12,5
16,3
-
-
-
-
9,3
12,5
15,3
21,9
*)vâscozimetru "Cold Cranking Simulator"
Se observã valorile pentru vâscozitatea aparentã la -18oC a uleiurilor de iarnã (W),
determinatã cu aparatul "Cold Cranking Simulator" si exprimatã în cP. Noua clasificare SAE (1982)
cuprinde zece clase din care şase clase W, cu condiţii pentru pompabilitatea sub 0oC.
Uleiurile pentru transmisiile mecanice (angrenaje) ale autovehiculelor sunt mai vâscozse
decât cele de motoare. Din punct de vedere al vâscozitãţii, uleiurile respecutive se încadreazã cel
mai bine în clasificarea SAE adoptatã şi de STAS 871-81 (tabelul 2.14).
Tabelul 2.14. Clasificarea SAE a uleiurilor pentru transmisiile mecanice ale autovehiculelor
Clasa SAE Temperatura maximã pentru
1500 P, 0C
Vâscozitatea la 1000C, cSt
minimã maximã
75 W
80 W
85 W
90
140
250
-40
-26
-12
-
-
-
4,1
7,0
11,0
13,5
24,0
41,0
-
-
-
24
41
-
2. Proprietăţile gazelor
Proprietăţile gazelor sunt comune cu cele ale lichidelor, cu următoarele deosebiri :
gazele ocupă, prin expansiune, un spaţiu oricât de mare şi au o compresibilitate mare ;
volumul gazelor variază foarte mult cu temperatura la presiune constantă ;
vâscozitatea gazelor creşte cu temperatura T, conform relaţiei lui Southerland
2
3
o
oo
T
T
T
CT (2.15)
în care o este valoarea vâscozităţii dinamice la temperatura To, iar C este o constantă ale cărei
valori sunt date în tabelul 2.3
Tabelul 2.3
Gaz Aer H2 CH4 C2H6 C3H8 CO2 O2 N2
C 124 73 164 226 322 270 112 102
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 24
Comprimarea gazelor se face în conformitate cu legi termodinamice. Pentru gaze perfecte ecuaţia caracteristică este
legea lui Mariotte şi Gay-Lussac
TRpp
o
o
2731
(2.16)
unde este temperatura în °C, R - constanta gazelor perfecte şi T - temperatura absolută în K.
Pentru gazele reale, care nu pot fi reduse sub un anumit volum limită, corespunzător unei mase
specifice e, ecuaţia caracteristcă are forma
2731
1111
eoo
e
pp (2.17)
La mişcările cu viteză mare ale gazelor nu se produce schimb de căldură cu mediul
înconjurător şi, în anumite situaţii, se poate admite că procesul este izentropic. Ecuaţia caracteristică
este în acest caz
k
o
o
k
pp
(2.18)
unde k este exponentul adiabatic, redat pentru câteva gaze în tabelul 2.4.
Tabelul 2.4
Gaz Aer H2 CH4 C2H6 CO2 O2 N2
k 1,401 1,407 1,310 1,250 1,293 1,396 1,401
În tabelul 2.5 sunt date unele proprietăţi fizice ale aerului la presiunea atmosferică
Tabelul 2.5
Proprietatea Temperatura [°C]
-20 -10 0 10 20 40 60 80 100
[kg/m3] 1,39 1,34 1,293 1,24 1,20 1,12 1,06 0,99 0,94
106, [m
2/s] 11,3 12,1 13,0 13,9 14,9 17,0 19,2 21,7 24,5
2.3. PROPRIETĂŢILE GAZELOR NATURALE
Gazele naturale sunt hidrocarburi uşoare parafinice (alcani), care în condiţii normale de
presiune şi temperatură se află în stare gazoasă. Gazele neasociate, pentru care se utilizează de
obicei denumirea de gaze naturale, sunt hidrocarburi gazoase care se găsesc sub formă de gaze
libere în condiţiile iniţiale de presiune şi de temperatură ale unui zăcământ care nu conţine petrol.
Gazele asociate sunt definite ca hidrocarburi gazoase ce se găsesc sub formă de gaze libere,
în condiţii de zăcământ şi în contact cu o zonă saturată cu petrol din care se produce sau se poate
produce acesta din urmă.
Gazele dizolvate sunt hidrocarburi gazoase care, în condiţii iniţiale de zăcământ, se găsesc
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 25
dizolvate în petrol.
Masa specifică a gazelor poate fi definită dacă se precizează condiţiile de presiune şi
temperatură, deoarece volumul gazelor variază în funcţie de acestea. În condiţii normale, respectv
pN = 1,013·105 Pa, TN = 273,16 K, se defineşte masa specifică normală
,V
M
N,M
N (2.29)
exprimată în kilograme pe normal metru cub, M şi VM,N având semnificaţiile precizate anterior. La
presiunea p şi temperatura T, gazul are masa specifică
,V/m (2.30)
m fiind masa de gaz şi V – volumul ocupat de acesta.
Starea normală fizică este caracterizată de temperatura normală fizică TN = 273,15 K (0ºC) şi
presiunea normală fizică pN = 101325 Pa = 1,01325105 N/m
2 = 1,01325 bar.
Starea standard este caracterizată de temperatura standard TS = 288,15 K (15ºC) şi presiunea
standard pS = pN.
Starea normală tehnică este caracterizată de temperatura normală tehnică Tn = 293,15 K
(20C) şi presiunea normală tehnică pn = 98066,5 N/m2 = 0,980665 bar.
Densitatea relativă a unui gaz este raportul dintre masa sa specifică şi cea a aerului, în
aceleaşi condiţii
,,
M
M
M g
a
g
a
g
9728
(2.31)
indicii g şi a referindu-se la gaz, respectiv la aer.
Gazele naturale sunt amestecuri de hidrocarburi gazoase. Cunoscând fracţiile volumice sau
molare ale componenţilor gazului, se poate calcula masa specifică cu
,yV
V
V
m N
iii
N
i i
iiN
i i
iam
111
(2.32)
unde i este masa specifică a componentului i. Aceasta se poate calcula cu
,TRZ
Mp
Mi
iii (2.33)
iar iZ se determină aşa cum s-a arătat mai înainte. Presiunea parţială rezultă din
pyp ii . (2.34)
De asemenea se poate utiliza şi formula
,TRZ
Mp
Mam
aam (2.35)
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 26
unde aM se calculează cu una dintre formulele (2.13), iar amZ cu formula (2.18).
Vâscozitatea este proprietatea pe care o au fluidele (lichide şi gaze) de a opune rezistenţă
atunci când două straturi adiacente ale fluidului se deplasează cu viteze diferite. Într-un fluid aflat în
mişcare, pe lângă eforturile normale, apar şi eforturi tangenţiale, care se manifestă prin forţe de
frecare internă, având tendinţa să frâneze mişcarea şi să împiedice deplasările fluidului, adică să se
opună deformaţiilor.
Vâscozitatea dinamică (absolută) a gazelor () reprezintă proprietatea pe care o au fluidele ca
între două straturi vecine care se deplasează cu viteze diferite să se creeze o forţă care să
încetinească mişcarea stratului mai rapid şi să accelereze stratul mai lent.
Viscozitatea dinamică a gazelor prezintă caracteristica de a scădea atunci când masa molară
creşte. Atunci când presiunea nu depăşeşte 70 bar, viscozitatea creşte odată cu temperatura. Pentru
valori ale presiunii mai mari sau egale cu cea menţionată, curba de variaţie a viscozităţii cu
presiunea prezintă un minim, creşterea pentru valori mai mari ale temperaturii fiind mai puţin
semnificativă.
Se observă că la presiuni foarte mari, viscozitatea scade foarte mult cu temperatura în
domeniul temperaturilor mici, după care rămâne practic constantă. De asemenea, viscozitatea creşte
odată cu presiunea pentru orice valoare a temperaturii, mai accentuat însă pentru temperaturi mai
mici. În domeniul presiunilor inferioare valorii amintite mai sus, viscozitatea dinamică în funcţie de
temperatură se poate determina cu ajutorul formulei
,
23
0
00
T
T
T
CT (2.36)
datorată lui W. Sutherland, în care 0 este valoarea viscozităţii dinamice la temperatura T0, iar C
este o constantă specifică gazului respectiv (pentru metan C = 198, pentru etan C = 226, pentru
propan C = 318, pentru aer C = 124 etc.).
Pentru determinarea viscozităţii amestecurilor de gaze pot fi folosite metode grafice şi metode
analitice. Ca metode grafice se pot utiliza nomogramele construite de: Bromley şi Wilke, Carr,
Kobayashi şi Burrows etc. Ca metode analitice se pot folosi metodele propuse de Bicher şi Katz,
Herning şi Zipperer etc. Formula empirică propusă de Herning şi Zipperer pentru calcularea
viscozităţii amestecurilor de gaze are următoarea expresie:
n
icriii
n
icriiiiam TMnTMn
11
/ , (2.37)
în care ni, Mi, Tcri şi μi reprezintă: fracţiile volumice în %, masele moleculare, kg/kmol,
temperaturile critice, K şi viscozităţile dinamice, Pa·s.
Pentru amestecuri de gaze, viscozitatea cinematică se determină cu ajutorul formulei
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 27
N
i i
iam
y
1
/1 (2.38)
viscozitatea dinamică fiind amamam . Unităţile de măsură pentru vâscozitate în S.I. sunt:
= Ns/m2=Pa.s; 1 cP=10
-3 Pa.s; v = m
2/s; 1cSt=10
-6 m
2/s.
Căldura specifică se defineşte pentru gaze în funcţie de natura procesului termic. Există
astfel căldură specifică izobară masică cp J/(kg·K), molară Cp,m J/(kmol·K) şi volumică Cp
J/(Nm3·K), respectiv căldură specifică izocoră masică cv J/(kg·K), molară Cv,M J/(kmol·K) şi
volumică Cv J/(Nm3·K). Între aceste două feluri de căldură specifică există relaţiile:
,C
C
C
C
c
c
v
p
M,v
M,p
v
p (2.39)
unde este exponentul adiabatic şi are valorile: 1,67 pentru gaze monoatomice, 1,40 pentru gaze
biatomice, respectiv 1,33 pentru gaze poliatomice. De asemenea există relaţiile:
.V
CC,
V
CC,
M
Cc,
M
Cc
N,M
M,vv
N,M
M,pp
M,vv
M,pp (2.40)
Între căldurile specifice izobară şi izocoră se pot scrie relaţiile:
Rcc p v , MMM,p RCC v, . (2.41)
Pentru amestecuri de gaze, se utilizează formulele de exprimare a căldurilor specifice ale
amestecurilor în funcţie de fracţiile componenţilor:
,gcc,gccN
iii,vv
N
iii,pp
11
(2.42)
,ycC,ycCN
iiM,vM,v
N
iiM,pM,p ii
11
(2.43)
.ycC,ycCN
iii,vv
N
iii,pp
11
(2.44)
În tabelul 2.15 sunt prezentate principalele proprietăţi fizico-chimice ale hidrocarburilor
gazoase care intră în componenţa gazelor naturale.
Tabelul 2.15
Caracteristica metan etan propan izobutan Nbutan
Formula chimică CH4 C2H6 C3H8 iC4H10 nC4H10
Masa molară 16 30 44 58 58
Masa specifică în condiţii normale kg/m3 0,72 1,34 1,97 2,60 2,60
Densitatea relativă în raport cu aerul 0,554 1,038 1,523 2,007 2,007
Constanta de gaz perfect, J/(kg·K) 519,62 277,13 188,95 143,34 143,34
Căldura specifică în condiţii normale
J/(kg·K) 2218 1728 1573 1494 1494
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 28
Exponentul adiabatic 1,31 1,198 1,161 1,144 1,144
Temperatura critică, K 191 306 370 407 425
Presiunea critică, bar 44,93 47,67 42,57 37,47 35,02
Compresibilitatea.
Proprietatea corpurilor manifestată prin micşorarea volumului lor sub acţiunea forţelor
exterioare de compresiune se numeşte compresibilitate. Ea este caracterizată cantitativ prin
coeficientul de compresibilitate şi are unitatea de măsură în S.I este m2/N.
,1
Tp
V
V
(2.38)
Presiunea de vapori.
Presiunea de vapori a unui fluid este presiunea la care există un echilibru între faza gazoasă şi
faza lichidă. Valoarea acestei presiuni variază cu temperatura, compoziţia gazului şi curbura
suprafeţei lichi-gaz.
Când fluidul se află la presiunea de vapori, schimbul de molecule între faza gazoasă şi cea
lichidă este egal. Valoarea acestui parametru ne interesează pentru determinarea cantităţii de lichid
aflată în curentul de hidrocarburi.
Vaporizarea.
Vaporizarea reprezintă fenomenul de trecere a unui lichid în stare de vapori. Procesul invers
vaporizării se numeşte condensare.
Vaporizarea intensă produsă în toată masa lichidului datorită unei absorbţii masive de căldură,
se numeşte fierbere; vaporizarea lentă, produsă numai la suprafaţa lichidului se numeşte evaporare.
Vaporii se numesc saturaţi dacă o scădere infinit mică de temperatură provoacă lichefierea şi
supraîncălziţi dacă pentru lichefiere este necesară o scădere finală de temperatură.
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 29
Vaporii suprasaturaţi pot fi umezi sau uscaţi. Cei umezi reprezintă un amestec de vapori cu
picături foarte fine de lichid. Vaporii saturaţi uscaţi sunt cei în care nu mai există nici o picătură de
lichid.
Solubilitatea este proprietatea gazelor de a se dizolva în lichide. Conform legii lui Henry, la o
anumită temperatură, solubilitatea gazelor în lichide este direct proporţională cu presiunea
,x
xpKN
1 (2.45)
unde N este concentraţia masică a gazului în lichid, p – presiunea la care se produce procesul de
dizolvare, K – coeficientul de solubilitate care depinde de temperatură, x – fracţia masică de gaz
dizolvat. Trebuie menţionat faptul că legea lui Henry nu mai este valabilă la presiuni mari, unde K
nu mai este constant, ci scade mult. Este cunoscut faptul că tensiunea de vapori a componenţilor
unui amestec depinde de temperatură şi de presiune. Influenţa presiunii asupra tensiunii de vapori a
unui component din amestec se numeşte fugacitate.
Legea lui Raoult exprimă dependenţa fugacităţii parţiale a unui component din amestec, 'if ,
de fugacitatea acestuia curat la presiunea şi temperatura amestecului, if şi de concentraţia sa
molară, ix , sub forma
.xff i'ii (2.46)
Laminarea care se manifestă la curgerea gazelor prin secţiuni înguste (duze, diafragme,
ajutaje etc.), însoţită totodată de scăderea presiunii statice a acesteia, este un proces ireversibil care
se caracterizează prin menţinerea cantitativ constantă a entalpiei (i = ct.).
Joule şi Thomson au demonstrat că laminarea gazelor reale, la curgerea acestora prin duze sau
diafragme, este însoţită totdeauna de scăderea presiunii şi de variaţia temperaturii, fără producere de
lucru mecanic din exterior (destindere izoentalpică).
Coeficientul de laminare, denumit şi coeficient Joule – Thomson, (p,T) şi se defineşte:
VT
VT
cp
TT,p
ctppcti
1 (2.47)
unde i este entalpia sistemului; cp – căldura specifică molară la presiune constantă; p, V, T –
parametrii de sistem, presiune, volum şi temperatură.
Variaţia totală a lui T în procesul de laminare izoentalpică pentru o scădere finită a lui T este:
2
1
2
1
dT1
d,21
p
ppp
p
pii pVT
V
cpTpTTT . (2.48)
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 30
Dacă (p,T) > 0 – laminarea este însoţită de o scădere a temperaturii gazului, deci are loc o
răcire a gazului (T1 > T2). Dacă (p,T) < 0 – laminarea este însoţită de o creştere a temperaturii
gazului, deci are loc o încălzire a gazului (T1 T2), iar dacă (p,T) = 0 – laminarea nu mai este
însoţită de o variaţia a temperaturii. În acest punct, gazul real se comportă ca un gaz ideal,
caracterizat de faptul că laminarea este un proces izoentalpic, izotermic, iar punctul respectiv se
numeşte punct de inversiune.
Temperatura corespunzătoare acestui punct se numeşte temperatură de inversiune, Tinv. La
temperaturi ale sistemului mai mari decât temperatura de inversiune, T > Tinv, laminarea produce o
creştere a temperaturii gazului, deci o încălzire, iar la temperaturi ale sistemului mai mici decât
temperatura de inversiune, T Tinv, laminarea produce o scădere a temperaturii gazelor.
Curba de inversiune a efectului Joule-Thomson uneşte stările pentru care (p,T) = 0. În
domeniul delimitat de curba de inversiune şi de axa temperaturilor, laminarea are efect de răcire a
gazului, 0, iar în domeniul situat în afara curbei de inversiune, efect de încălzirea gazului, 0.
2.2. UMIDITATEA GAZELOR NATURALE.
Toate gazele naturale conţin vapori de apă într-o cantitate mai mică sau mai mare.
Datorită condiţiilor de presiune şi temperatură, toate gazele naturale conţin apă sub formă de
vapori.
Prezenţa apei în gazele naturale, cunoscută sub denumirea de umiditate, se exprimă în g/m3
N.
Se constată că la o presiune constantă umiditatea creşte cu creşterea temperaturii, iar la temperatura
constantă creşte cu scăderea presiunii (vezi figura 2.2.).
Umiditatea gazelor creează posibilitatea formării criohidraţilor, micşorează capacitatea de
transport a conductelor, favorizează coroziunea conductelor, afectează funcţionarea staţiilor de
comprimare, precum şi a celor de reglare.
Starea de saturaţie este starea la care lichidul sau vaporii au temperatura egală cu temperatura
de saturaţie la o anumită presiune.
Dacă temperatura scade foarte puţin sub cea de saturaţie, se poate produce condensarea
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 31
Fig. 1.2. Umiditatea gazelor în funcţie de presiune şi temperatură; corecţia conţinutului de
apă cu salinitatea apei.
vaporilor dacă presiunea este aceeaşi.
Dacă presiunea creşte puţin peste presiunea de saturaţie, temperatura fiind aceeaşi din nou va
avea loc o condensare.
Umiditatea gazelor naturale reprezintă cantitatea de apă conţinută de unitatea de masă de gaz.
Acest conţinut poate fi exprimat prin:
Umiditatea absolută Us reprezintă raportul dintre masa vaporilor de apă şi masa gazului uscat.
Se mai numeşte şi umiditate de saturaţie.
g
OH
sm
mU 2
, uscat gaz
OH
kg
kg2
(2.40)
unde OHm2 şi gm
este masa vaporilor de apă şi respectiv masa gazului kg.
Conţinutul în apă al gazelor se mai poate exprima şi în raport cu masa gazului umed, astfel:
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 32
gOH
OH
smm
mU
2
2'
, umed gaz
OH
kg
kg2
(2.41)
Umiditatea relativă U este raportul dintre umiditatea reală Ur şi umiditatea maximă la
echilibru Us şi reprezintă gradul de saturare a gazului.
1
2
2 t
OH
OH
s
r
p
p
U
UU
(2.42)
unde OHp2 este presiunea parţială de vapori de apă Pa, iar
t
OHp2 este presiunea de vapori a apei la
temperatura t dedusă din ecuaţia de echilibru. La echilibru putem considera OHp2 =
t
OHp2 .
Presiunea totală a sistemului:
gOH ppp 2 (2.43)
unde pg este presiunea parţială a gazului.
Dacă se cunoaşte umiditatea relativă U se poate calcula umiditatea reală cu relaţia:
g
OH
t
OH
t
OH
srM
M
pp
pUUU 2
2
2
(2.44)
Caracterizarea umidităţii gazelor este sugestiv exprimată de temperatura de rouă numită şi
punct de rouă. Pentru o anumită presiune, temperatura de rouă este temperatura la care apare prima
picătură de apă prin condensare. Temperatura de rouă este pentru o presiune dată, temperatura de
saturaţie. În condiţiile admiterii că abaterea de la comportarea ideală a vaporilor de apă şi a gazului
este mică, cunoscându-se umiditatea absolută Us se poate calcula presiunea de vapori a apei t
OHp2 la
temperatura t. Temperatura de rouă este cu atât mai mare cu cât conţinutul în apă al gazelor este mai
mare.
2.3. MECANISMUL APARIŢIEI ŞI STABILITATEA CRIOHIDRAŢILOR.
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 33
Fig. 1.3. Structuri ale criohidraţilor.
Criohidraţii se formează prin interacţiunea, în anumite condiţii, dintre hidrocarburi şi vaporii
de apă conţinuţi în gaz, în prezenţa apei libere, la temperaturi relativ scazute şi presiuni ridicate.
Criohidraţii sunt substanţe
solide, cu aspectul gheţii sau al
zăpezii, mai uşoare ca apa şi apar la
temperaturi mai mari de 0C.
Criohidraţii sunt compuşi chimici
metastabili de forma CnH2n+2mH2O, unde
n = 1...4, iar m = 6...7.
Metanul formează criohidraţi cu şase molecule de apă, iar etanul, propanul şi butanul
formează criohidraţi cu şapte molecule de apă.
Condiţii favorabile de formare a criohidraţilor se creează, în special, în zonele unde gazele
încep să se răcească. Explicaţia constă în faptul că, scăderea presiunii în zonele de detentă fiind fără
efectuare de lucru mecanic (destindere izoentalpică) este însoţită de răcirea gazului, răcire care
permite apariţia apei libere din condensarea vaporilor de apă existenţi în gazele naturale.
Mecanismul formării criohidraţilor cuprinde mai multe faze: saturarea gazelor cu vapori de
apă (condiţie de bază), apariţia punctului de rouă, condensarea, separarea şi depunerea apei,
acumularea acesteia în anumite zone, amorsarea cristalizării şi cristalizarea în anumite condiţii de
temperatură şi presiune (formarea hidratului). Există şi o serie de condiţii secundare de formare a
criohidraţilor, cum ar fi: prezenţa hidrogenului sulfurat şi a etil-mercaptanului în gaze, viteza mare a
gazelor, turbulenţa mişcării, modificările bruşte de direcţie şi de secţiune ale conductei şi
instalaţiilor, etc.
Formarea criohidraţilor, atât în sondele de gaze, cât şi în instalaţia tehnologică de suprafaţă şi
conductele de transport, poate conduce la distrugerea integrităţii echipamentelor, instalaţiilor anexe
şi a conductelor, ca urmare a impactului cu dopul de criohidrat devenit liber, în momentul
restabilirii fluxului de gaze naturale către consumatori.
La sondele de gaze naturale criohidraţii pot apare în zonele de detentă, în aval de o porţiune
ştrangulată, în coloanele de ţevi de extracţie în zonele unde apar depuneri sub forma unor dopuri pe
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 34
Fig. 1.4. Diagrama de echilibru metan-apă: L1 -
apă în stare lichidă; L2 - hidrocarbură în stare
lichidă; V2 - hidrocarbura în fază gazoasă; H -
hidrat; G - gheaţă.
interiorul tubingului, în capul de erupţie după duza capului de erupţie sau în interiorul conductelor
de aducţie sau transport în punctele unde există ventile parţial deschise sau strangulări ale
conductelor.
Diagrama (vezi figura 2.4.) de echilibru metan – apă indică:
Punctul C este punctul critic în care
metanul în cele două faze lichid, vapori se află
în echilibru cu apa.
Curba BC separă domeniul metanului
gazos şi cel lichid în echilibru cu apa.
Punctul B reprezintă punctul de echilibru
pentru patru faze şi anume: hidrat, apă, metan
lichid şi metan gazos.
Curba AB este curba de echilibru între criohidrat, apă şi metan gazos şi indică, pentru o
temperatură dată, de la ce presiune începe formarea criohidratului.
Din figura 2.4 se observă următoarele caracteristici:
- criohidraţii se formează la temperaturi mai mari de 0°C;
- există o temperatură TCH peste care oricât de mare ar fi presiunea, criohidratul
nu se mai formează;
- domeniul de temperaturi în care se formează criohidraţii este mai mare în cazul
metanului şi scade cu creşterea numărului de atomi de carbon din molecula
hidrocarburii.
Stabilitatea criohidraţilor creşte de la metan la butan, iar în cadrul butanului, izobutanului
formează cu uşurinţă criohidraţi faţă de normal butan, care formează criohidraţi numai la
temperaturi mai mici. Criohidraţii se formează la temperaturi relativ mici, dar nu sub 0°C şi nu se
mai formează la temperaturi mai mari de 21,5°C pentru metan şi de 25°C pentru amestecul de
hidrocarburi gazoase.
Prezenţa componenţilor gazoşi nehidrocarburi sau impurităţi de tipul CO2 şi H2S, determină o
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 35
stabilitate mărită criohidraţilor, iar mineralizaţia (salinitatea) apei determină o micşorare a
temperaturii de formare a acestora.
1. Prevenirea şi combaterea criohidraţilor.
Pentru că formarea dopurilor de criohidraţi conduce la oprirea din producţie a sondelor, este
de preferat să se aplice unele măsuri tehnologice de prevenire a formării acestora.
Prevenirea se poate face fie prin:
- cunoaşterea condiţiilor de formare şi dezvoltare a criohidraţilor;
- stabilirea unui ritm de extracţie adecvat dacă condiţiile geologo-tehnice permit
(tendinţa de mărire a debitului produs de sonde);
- montarea duzelor de fund în interiorul coloanei de ţevi de extracţie;
- uscarea gazelor în instalaţii de deshidratare înainte de a fi transportate;
- izolarea elementelor componente ale instalaţiei tehnologice de suprafaţă ale
sondelor de gaze cu vată minerală, plută sau cochilii din poliuretan expandat;
- încălzirea gazelor după destinderea acestora în duza capului de erupţie cu
ajutorul încălzitoarelor sau caloriferelor cu care sunt echipate unele instalaţii
de suprafaţă;
- în perioadele reci ale anului, se recomandă injectarea în sondă sau în conducte,
a unor cantităţi de lichide cu afinitate mare la apă cum sunt glicolii
(etilenglicolul, dietilenglicolul), amoniacul, metanolul, etc.
Prin micşorarea presiunii gazului până la o valoare inferioară presiunii de echilibru şi prin
mărirea temperaturii până la o valoare superioară aceleia corespunzătoare temperaturii de echilibru
la presiunea gazelor, posibilităţile formării criohidraţilor vor fi eliminate.
Pentru fiecare valoare a presiunii de exploatare există o temperatură de echilibru deasupra
căreia criohidraţii nu se mai pot forma.
În cazul sondelor de metan se poate calcula cu precizie temperatura de formare a
criohidraţilor cu relaţia:
tCH = 20 log p- 28 (2.45)
unde tCH este temperatura în °C la care apare criohidratul, dacă presiunea gazului metan p se
introduce în bar. Valorile temperaturilor sub care criohidraţii metanului sunt stabili pentru domeniul
--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Curs 2 36
de presiuni cuprinse între 30 şi 250 bar sunt calculate şi tabelate, astfel pentru p = 250 bar, rezultă
temperatura a criohidratului de 19,9°C.
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 7
Curs 3
TRANSPORTUL FLUIDELOR PRIN CONDUCTE
3.1. GENERALITĂŢI
Cel mai răspândit mijloc de transport pentru hidrocarburile fluide îl reprezintă
conductele. Calculul hidraulic are drept scop dimensionarea conductei, respectiv determinarea
diametrului interior minim necesar pentru asigurarea debitului de transport în condiţiile unor
presiuni impuse. Valoarea acestui diametru permite alegerea diametrului nominal al conductei
din gama curentă de fabricaţie a ţevilor.
3.2. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR PENTRU LICHIDE .
Punctul de plecare al acestui calcul îl constituie ecuaţia
pgzpgzp 22
22
211
21
12
v
2
v (3.1)
care se deduce din ecuaţia lui Bernoulli prin introducerea pierderilor de presiune p.
Indicele 1 se referă la secţiunea de intrare în conductă, iar indicele 2 la cea de ieşire.
Coeficienţii Coriolis 1 şi 2 au fost introduşi deoarece ecuaţia a fost scrisă pentru un curent
linear, la care se va face corecţia energetică. Cotele z1 şi z2 se măsoară din centrele secţiunilor
respective până la un plan orizontal care de obicei se consideră a fi nivelul mării.
Pentru o conductă cu secţiune transversală constantă, vitezele medii v1 şi v2 sunt egale.
Deci, se obţine
1221 zzgppp (3.2)
în termenul p înglobându-se atât căderea de presiune longitudinală cât şi pierderile locale;
rezultă aşadar
n
i
id
lp
1
2
.2
v (3.3)
unde i reprezintă coeficienţii de pierderi locale . Pentru cazul când nu este posibil ca acestea
să fie neglijate, se introduce lungimea echivalentă , dată de expresia
n
ie i
dl
1
. (3.4)
astfel că formula (3.3) se scrie
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
8 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
d
llp e
2
v2
. (3.5)
În calculele ulterioare se mai presupune că lungimea le este inclusă în lungimea totală l.
Cu această observaţie, formula (3.2) devine
12
2
212
vzzg
d
lpp m (3.6)
şi se mai poate scrie sub forma
12
221
2
vzz
d
l
gg
pp m
(3.7)
toate mărimile fiind exprimate în unităţi de lungime.
Mărimea adimensională
dg
i m
2
v2
(3.8)
se numeşte panta hidraulică a conductei şi reprezintă căderea de presiune (în unităţi de
lungime) pe unitatea de lungime a conductei. În loc de viteza medie vm este mai util să se
introducă debitul Q, obţinându-se formulele
1252
2
21
8zzgl
d
Qpp
(7.9)
respectiv
1252
221 8
zzlgd
Q
g
pp
(3.10)
Panta hidraulică are, în acest caz, expresia
52
28
dg
Qi
(3.11)
şi formula (3.10) se poate scrie sub forma
1221 zzli
g
pp
(3.12)
Dacă notăm
1221 zz
g
pphp
(3.13)
se ajunge la formula compactă
lihp (3.14)
care poate fi utilizată în unele calcule.
O formulă echivalentă se obţine dacă se introduce mărimea
gddk
2
4
2
(3.15)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 9
numită modul de debit. Cu ajutorul acestei mărimi, formula (3.10) se scrie
122
221 zzl
k
Q
g
pp
(3.16)
sau
lk
Qhp 2
2
(3.17)
de asemenea utilizabilă pentru simplificarea unor calcule.
Se observă imediat că între panta hidraulică şi modulul de debit există relaţia
iQ
k
2
2 . (3.18)
În câteva cazuri particulare, expresia pentru panta hidraulică poate fi pusă sub o formă
care oferă anumite avantaje în calculele referitoare la unele probleme care vor fi prezentate în
cele ce urmează.
Astfel, dacă se ţine seamă de faptul că formula (5.180) se mai poate scrie
sk
d71,3lg2
1
(3.19)
şi se consideră, de asemenea, formulele (5.75) şi (5.167) rezultă că toate acestea au forma
comună
A
Re
m , (3.20)
în care m=1 pentru regimul laminar (formula lui Stokes), m=0,25 pentru regimul turbulent în
conducte hidraulice netede cu Re<105
(formula lui Blasius) şi m=0 pentru regimul turbulent în
conducte rugoase (formula lui J.Nikuradze). Pentru constanta A aceasta ia respectiv valorile
64 şi 0,3164.Ca urmare, expresia pantei hidraulice devine
m
mm
d
vQi
5
2
, (3.21)
unde
g
Amm
24
8, (3.22)
valorile acestei constante fiind 4,153 pentru regimul laminar, 0,0246 pentru regimul turbulent
în conducte hidraulic netede cu Re<105 şi 0,0826.
În stabilirea formulelor precedente s-a presupus implicit că temperatura lichidului
transportat este constantă. În realitate, această temperatură variază de la un anotimp la altul,
fapt care atrage după sine şi o variaţie corespunzătoare a vâscozităţii şi a masei specifice a
lichidului . Din acest motiv, se consideră o temperatură de calcul care este aceea minimă a
solului la adâncimea de îngropare a conductei. În formulele prezentate mai sus sunt introduse
valorile vâscozităţii şi masei specifice care corespund acsetei temperaturi.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
10 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
3.3. CALCULUL GRAFIC AL CONDUCTELOR PENTRU LICHIDE
Dacă se scrie formula (3.12) pentru o lungime x de conductă (x<l)
11 zzxi
g
pp
(3.23)
rezultă
zzgxigpp 11 , (3.24)
p şi z fiind presiunea, respectiv cota, la distanţa x de intrarea în conductă.
Faptul că presiunea este o funcţie liniară de x permite trasarea unui grafic util în
proiectarea conductelor. Acest grafic se întocmeşte reprezentând în abscisă lungimea
conductei, la o scară convenabil aleasă, iar în ordonată, cotele diferitelor puncte de pe traseu,
începând cu cel iniţial şi terminând cu cel final, la o altă scară. De obicei pentru cote, scara
este de 100 ori mai mare decât pentru lungimi. Unind apoi diferitele cote se obţine profilul
deformat al traseului conductei (fig.3.1).
Fig. 3.1
Pentru trasarea graficului, se consideră cunoscută presiunea p2 din secţiunea finală a
conductei, a cărei valoare este impusă din considerente tehnologice în legătură cu manipularea
în continuare a lichidului transportat. În continuarea cotei z2 a punctului final se trasează un
segment de lungime p2/g, paralel cu axa ordonatelor şi la aceeaşi scară ca şi cotele.
Separat, se construieşte un triunghi dreptunghic, cu catetele paralele cu axele de
coordonate şi având unghiul dintre ipotenuză şi paralela la axa absciselor dat de relaţia
l
hi
parctg.arctg . (3.25)
Determinarea acestui unghi presupune deci calculul prealabil al pantei hidraulice.
Lungimile celor două catete sunt evident arbitrare; pentru uşurarea construcţiei, se fixează
lungimea l1 a catetei ab , iar lungimea l2 a catetei ac este atunci
tg12 ll . (3.26)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 11
Bineînţeles, lungimea l2 astfel calculată se înmulţeşte cu raportul dintre scara
ordonatelor şi scara absciselor şi deci în construcţia triunghiului , unghiul apare deformat.
După ce s-a construit triunghiul abc, din punctul 'B se duce o paralelă la ipotenuza BC
a acestuia. Această paralelă intersectează axa ordonatelor în punctul 'A , iar segmentul 'AA
astfel determinat are lungimea p1/g. Segmentul de dreaptă 'B'A reprezintă variaţia presiunii
în lungul conductei.
Dacă observăm că formula (3.12) permite să se scrie
lig
pz
g
pz
2
21
1 (3.27)
este uşor de verificat corectitudinea construcţiei grafice descrisă mai sus.
Determinarea pe această cale a presiunii de pompare este mai puţin precisă decât cea
realizată prin calcul, dar construcţia grafică prezintă totuşi interes. Astfel, pe această cale, sunt
puse imediat în evidenţă unele situaţii care prin calcul se depistează mai greu.
Un exemplu în acest sens este cel din fig. 3.2 din care se observă că presiunea maximă
nu este în punctul iniţial (presiunea de pompare), ci în punctul M.
Fig.3.2
Tot în fig. 3.2 se mai constată că pomparea se poate asigura cu o presiune iniţială astfel
aleasă încât dreapta care indică variaţia presiunii să fie tangentă la profilul traseului în punctul
N. Din acest punct şi până în B lichidul curge prin cădere liberă, presiunea din conductă
ajungând egală cu cea atmosferică.
În realitate, dreapta care indică variaţia presiunii este paralelă cu tangenta la profil în
punctul N, deoarece în acest punct presiunea din conductă trebuie să fie cea atmosferică. În
continuare, prin cădere liberă lichidul se accelerează şi deoarece debitul este constant,
secţiunea transversală nu mai este plină.
Dacă se doreşte evitarea acestui fenomen, care duce la pierderi prin evaporări, sau dacă
presiunea din punctul final al conductei p2 are o valoare impusă mai mare, dreapta se
deplasează în sus paralel cu ea însăşi, până ce trece prin 'B .
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
12 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
Punctul N se numeşte punct de culme al conductei ; în cazul în care există un astfel de
punct şi condiţiile de exploatare permit curgerea în continuare prin cădere liberă, calculul
hidraulic se efectuează numai pentru porţiunea AN din lungimea lc numită lungime de calcul.
Se mai poate întâmpla ca, după ce se determină panta hidraulică şi se trasează dreapta de
variaţie a presiunii să se constate că profilul traseului este de aşa natură încât nu permite
obţinerea debitului indicat de calculul analitic al căderii de presiune.
La această situaţie se ajunge atunci când dreapta care indică variaţia presiunii
intersectează profilul traseului (fig. 3.3).
Fig. 3.3
O soluţie constă în mărirea presiunii iniţiale , ceea ce revine la deplasarea dreptei 'B'A
paralel cu ea însăşi până ce devine tangentă la profil.
Problema se rezolvă însă şi altfel şi anume prin micşorarea pantei hidraulice pe o
porţiune a conductei la o valoare i0=tg (i0<i). După cum se va arăta mai departe, o astfel de
scădere a pantei hidraulice se poate realiza fie prin montarea unei intercalaţii cu diametrul mai
mare , fie prin montarea unei derivaţii. Lungimea acestei derivaţii sau intercalaţii se poate
determina uşor pe cale grafică, după ce se calculează panta i0.
Astfel dacă se trasează din punctele 'A şi N câte o parelelă la 'bc şi din punctul N o
paralelă la 'B'A , se obţin punctele de intersecţie R şi S.
Prin urmare, între ;'A şi N, presiunea poate varia fie după dreptele R'A şi RN, fie după
dreptela S'A şi SN.
Rezultă de aici două aşezări posibile pentru intercalaţie sau derivaţie, dintre care este
preferabil să se aleagă cea din zona în care presiunea în conductă este mai mică, pentru a
putea utiliza ţevi cu pereţi mai subţiri. Lungimea întercalaţiei sau a deviaţiei se obţine în
proiecţiile de pe axa absciselor 'r'a sau 'n's 'n's'r'a .
Precizăm însă că la o conductă nou construită este preferabil să nu se recurgă la
intercalaţii sau la deviaţii, care pot produce unele dificultăţi în exploatare. Dacă nu este posibil
să se mărească presiunea iniţială, se poate recurge la alegerea unui diametru interior mai mare
pentru toată conducta, realizându-se astfel o micşorare a pantei hidraulice, prin care este
posibilă transportarea debitului prevăzut.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 13
3.4. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR COMPLEXE PENTRU
LICHIDE
Conductele pentru care l/d50 au fost denumite conducte lungi. La acestea, pierderile
de presiune locale sunt neglijabile faţă de cele lineare. Celelalte conducte care au l/d<50 au
fost denumite conducte scurte şi la acestea pierderile locale de presiune pot fi mult mai mari
decât cele lineare. După importanţa legăturilor pe care le asigură şi după funcţia pe care o
îndeplinesc, conductele se împart în conducte auxiliare, conducte locale şi conducte
magistrale.
Conductele auxiliare sunt utilizate în punctele de lucru din interiorul rafinăriilor,
parcurilor de depozitare şi tratare. Conductele locale asigură transportul petrolului brut sau al
produselor petroliere pe distanţe scurte (30-40 Km) la presiuni relativ scăzute (5-25 bar).
Conductele magistrale sunt utilizate la transportul petrolului brut sau al produselor petroliere
pe distanţe mari de sute de kilometri şi funcţionează la presiuni ridicate (20-60 bar).
O altă clasificare a conductelor este aceea în conducte simple şi complexe. Conductele
simple sunt formate dintr-un singur fir de ţevi, cu diametrul interior constant şi având debitul
Q de asemenea constant. În continuare, se vor examina câteva cazuri în care cel puţin una
dintre condiţiile precedente nu mai este îndeplinită.
3.4.1. Conducte pentru lichide în serie
O conductă în serie este formată dintr-un singur fir de ţevi, alcătuit însă din tronsoane cu
lungimi şi diametre interioare diferite(fig. 3.4).
Fig. 3.4
Debitul Q fiind acelaşi pentru toată conducta, putem scrie pentru un tronson oarecare i
iii
i
iii zzgl
d
Qpp
152
2
1
.8 (3.43)
şi prin însumare obţinem
111
52
2
11
.8zzgl
d
Qpp ni
n
i i
in
, (3.44)
respectiv
i
n
i i
i
nn
ld
zzg
pp
gQ
15
1111
.2
4 (3.45)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
14 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
Se poate defini o conductă simplă echivalentă cu conducta în serie care transportă
acelaşi debit Q sub aceeaşi diferenţă de presiune p1-pn+3. Avem deci
1152
2
11
.8zzgl
d
Qpp ne
e
en
, (3.46)
unde
n
iie ll
1
, iar e şi de reprezintă coeficientul de rezistenţă şi diametrul conductei
echivalente. Prin comparaţie cu (3.44) obţinem
5
15
..
e
een
i i
ii
d
l
d
l
, (3.47)
formulă din care se poate calcula diametrul conductei echivalente dacă se cunoaşte regimul de
curgere pentru a se putea introduce expresia corespunzătoare a coeficientului de rezistenţă e.
Dacă utilizăm formula (3.17) putem da rezultatelor precedente o formă mai compactă.
Astfel, pentru un tronson oarecare i, avem
i
i
pi lk
Qh
2
2
, (3.48)
unde
11
ii
iipi zz
g
pph . (3.49)
Prin însumare obţinem
n
i i
ip
k
lQh
12
2 , (3.50)
formulă în care avem
1111
n
np zz
g
pph . (3.51)
3.4.2. Conducte pentru lichide în paralel
Conductele în paralel au lungimi şi diametre diferite ramificându-se dintr-un punct şi
reunindu-se în alt punct (fig.3.5).
Fig.3.5
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 15
Notând cu Qi debitul pe una din cele n conducte (i=1, 2, 3, ..., n), debitul total al
sistemului are expresia
n
iiQQ
1
. (3.52)
Pentru fiecare conductă putem scrie
1252
2
21
.8zzgl
d
Qpp i
i
ii
,
presiunile p1 şi p2 ca şi cotele z1 şi z2 fiind aceleaşi pentru toate conductele. Din această
formulă rezultă
5
1221
.2
4i
iii d
l
zzg
pp
gQ
(3.53)
şi prin urmare, dacă ţinem seamă de (3.12)
n
i ii
i
l
dzz
g
ppgQ
1
5
1221
.2
4, (3.54)
respectiv
122
1
52
2
21
.
8zzg
l
d
Qpp
n
i ii
i
i
. (3.55)
Atunci când lungimile li şi diametrele interioare di ale celor n conducte sunt date şi se
cunoaşte debitul total Q, necunoscutele sunt cele n debite parţiale Qi şi una dintre presiunile
p1 şi p2, cealaltă fiind fixată. În cazul în care amândouă presiunile sunt date, necunoscutele
problemei devin cele n debite parţiale Qi şi debitul total Q. În ambele situaţii, numărul
necunoscutelor este deci n+1 şi coincide cu numărul ecuaţiilor deoarece ecuaţia (3.53) se scrie
de n ori şi se adaugă ecuaţia (3.52).
O soluţie mai simplă a problemei se poate obţine atunci când admitem că în toate cele n
conducte regimul de mişcare este turbulent rugos. În acest caz, coeficienţii de rezistenţă i pot
fi calculaţi cu uşurinţă deoarece depind numai de rugozitatea relativă.
Regimul de mişcare în fiecare conductă nu poate fi stabilit corect decât numai după ce
se calculează numărul lui Reynolds corespunzător. Deoarece valoarea acestuia depinde de
debit, problema este nedeterminată. Soluţia se poate găsi prin încercări, presupunând regimul
de mişcare din fiecare conductă, fapt care permite să se introducă în formule expresia
corespunzătoare pentru coeficientul de rezistenţă i. După ce debitele Qi au fost calculate pe
această cale, se verifică dacă regimul de mişcare a fost ales corespunzător şi în caz contrar se
reia calculul.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
16 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
3.4.3. Conducte cu ramificaţii (colectoare sau distribuitoare)
Conductele cu ramificaţii sunt conducte în serie alcătuite din tronsoane la care nu se
schimbă numai lungimea şi diametrul interior ci şi debitul (fig. 3.6). La intrarea în fiecare
tronson debitul creşte în cazul unei conducte colectoare sau scade în cazul unei conducte
distribuitoare. Esenţial pentru calculul hidraulic este faptul că debitul se schimbă, formulele
fiind deci identice pentru ambele situaţii.
Pentru un tronson oarecare i (i = 1, 2, ..., n) putem scrie
iii
i
iiii zzgl
d
Qpp
152
2
1
.8 (3.62)
şi prin însumare obţinem
111
5
2
211
.8zzgl
d
Qpp ni
n
i i
iin
. (3.63)
Fig 3.6
Dacă se cunoaşte presiunea p1, presiunea la sfârşitul unui tronson oarecare m rezultă din
formulă
211
8
mpp 11
15
2 .zzgl
d
Qmi
m
i i
ii
, (3.64)
iar dacă se cunoaşte presiunea pn+1, din formulă rezultă
211
8
nm pp 11
15
2 .
mni
n
i i
ii zzgld
Q. (3.65)
Dacă pentru fiecare tronson se cunoaşte lungimea, diametrul interior şi debitul, calculul
căderii totale de presiune sau al presiunilor din punctele de ramificaţie nu ridică probleme.
Acelaşi lucru se întâmplă atunci când conducta are un diametru interior constant d, formula
(3.53) devine
111
2
5211 .8
zzglQd
gpp n
n
iiiin
. (3.66)
De obicei, sunt cunoscute lungimile tronsoanelor şi debitele respective, diametrele
putând fi alese. Atunci când debitul variază mult de la un tronson la altul, nu este
recomandabil, din motive economice, să alegem un diametru constant. Este indicat ca atunci
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 17
când debitul creşte de la un tronson la altul să crească şi diametrele, acesta fiind cazul
conductelor colectoare. Invers, atunci când debitul scade, aşa cum se întâmplă la conductele
distribuitoare, apare util să micşorăm diametrele.
Pentru ca această schimbare a diametrelor să nu se facă arbitrar, se recomandă
împărţirea căderii totale de presiune proporţional cu lungimea fiecărui tronson.
Considerând diferenţa totală de presiune p1-pn+1 dată, pentru tronsonul oarecare i putem
scrie
l
pp
l
pp n
i
ii 111
, (3.67)
unde
n
iill
1
este lungimea totală a conductei. Se observă uşor că în acest caz presiunea
dintr-un punct oarecare m are expresia
1
1
111
m
ii
nm l
l
pppp , (3.68)
sau
n
mii
nnm l
l
pppp 11
1 . (3.69)
Prin urmare, dacă în afară de căderea de presiune p1-pn+1 se fixează şi presiunea iniţială
p1, presiunile pm (m=2,3,...,n+1) se calculează cu ajutorul formulei (3.68), iar atunci când se
fixează presiunea finală pn+1 presiunile rezultă din formula (3.69). Odată calculate presiunile
în toate punctele de ramificaţie, din formula (3.64) obţinem
ii
iiii
i
i
lQ
zzgpp
d 2
112
5 8
.
. (3.70)
Presupunând un anumit regim de mişcare în tronsonul respectiv, putem introduce
formula corespunzătoare pentru coeficientul de rezistenţă i şi determina apoi diametrul
interior di . Cu acest diametru se verifică regimul de mişcare şi dacă acesta nu a fost ales în
mod corespunzător se reface calculul.
3.5. DETERMINAREA PARAMETRILOR OPTIMI AI CONDUCTELOR
MAGSITRALE PENTRU LICHIDE
În general, la proiectarea unei conducte sunt cunoscute caracteristicile lichidului,
debitul, traseul şi lungimea conductei şi presiunea finală. Alegerea diametrului fiind oarecum
arbitrară se caută să se asigure varianta care mai favorabilă din punct de vedere economic.
Acest obiectiv se atinge atunci când costul transportului are cea mai mică valoare posibilă.
Pentru obţinerea acestei eficienţe economice maxime este necesar să se determine valorile
optime ale principalilor parametrii care sunt diametrul interior şi grosimea peretelui conductei,
presiunea de pompare şi numărul de staţii de pompare.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
18 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
Această problemă poate fi tratată în mai multe moduri, unele dintre acestea comportând
calule destul de complexe.
Metoda comparaţiei variantelor
În această metodă, se consideră câteva variante posibile de conducte, care se disting
între ele prin valoarea diametrului interior. Pentru fiecare dintre acestea se efectuează un
calcul complet, determinându-se grosimea peretului conductei, presiunea de pompare şi
numărul de staţii de pompare. Diametrele interioare în număr de n, aranjate în ordinea
crescătoare d1,d2, … , dm sunt alese după criteriul vitezei medii admisibile pentru fiecare
produs transportat.
În continuare, această metodă prezintă mai multe variantă. În prima dintre acestea,
criteriul de optimizare este valoarea costurilor reduse (anuale).
EIACa , (3.71)
în care
I reprezintă costul investiţiei,
A – un coeficient de amortizare anuală a acesteia,
E – cheltuielile anuale de exploatare.
Costul investiţiei se compune din acela al conductei propriu-zise şi acela al staţiilor de
pompare şi poate fi scris sub forma
nblaI (3.72)
unde a este costul unităţii de lungime de conducta, b costul unei staţii de pompare, l reprezintă
lungima, iar n numărul de staţii de pompare.
În ceea ce priveşte cheltuielile anuale de exploatare E [lei/an], acestea pot fi exprimate
cu următoarea relaţie
sscsc CRRAAE , (3.73)
în care
Ac este amortizarea conductei (lei/an),
As – amortizarea staţiilor de pompare (lei/an),
Rc – reparaţii curente ale conductei (lei/an),
Rs – reparaţii curente ale staţiilor de pompare (lei/an),
Cs reprezintă cheltuielile totale anuale cu staţiile de pompare (lei/an).
Unele dintre aceste cheltuieli depind de parametrii conductei, iar altele nu. Pentru
fiecare dintre cele n variante neconsiderate, se calculează expresia (3.71) a costurilor anuale
şi se alege varianta care conduce la cea mai mică valoare a acestora. În cazul în care două sau
mai multe variante sunt foarte apropiate din acest punct de vedere, alegerea se poate face pe
baza unui alt criteriu ca, de exemplu, consumul cel mai mic de metal sau consumul cel mai
mic de energie.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 19
În principiu, numărul n de variante nu trebuie să fie prea mare putând fi limitat la 3 sau
4.
Într-o altă variantă a acestei metode, se consideră separat cheltuielile de investiţie pentru
cele n diametre şi cheltuielile de exploatare conform relaţiei (3.73).
Din şirul de cheltuieli de investiţie se consideră cea mai mică, notată cu iI , cheltuielile
de exploatare corespunzătoare fiind iE . Tot astfel, din şirul de n cheltuieli de exploatare
anuale se consideră cea mai mică, notată cu jE , cheltuielile corespunzătoare de investiţie
fiind jI
Fig. 3.9
Cunoscându-se ij II şi ji EE se pot calcula diferenţele
jiij EEEIII ; , (3.74)
al căror raport
tE
I
(3.75)
reprezintă timpul, exprimat în ani, în care excesul de cheltuieli de investiţie pe care îl
comportă alegerea varintei j este compensat prin economia la cheltuielile de exploatare. Dacă
acest timp este de 5 sau 6 ani se alege acestă variantă, deoarece conducta va funcţiona în
continuare cu cheltuielile de exploatare cele mai mici. În caz contrar, se alege varianta care
asigură cele mai mici cheltuieli de investiţie.
3.6. APLICAŢII
Aplicaţia 3.1.
O conductă are diametrul interior d=0,2064m şi lungime l=14000m. Se preconizează
transportul prin cădere liberă al unui petrol brut cu vâscozitatea cinematică =4,26.10
-6 m
2/s.
Ştiindu-se că diferenţa de nivel dintre capetele conductei este z=70m, să se determine
debitul.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
20 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
Rezolvare. Presupunând că regimul este laminar, coeficientul de rezistenţă are
expresia (3.75) şi după înlocuirea în (3.42), în care nu se consideră termenul g
p
2 rezultă
509633,0701026,410014128
2064,081,9z
l128
dgQ
6
44
m
3/s.
Cu această valoare a debitului se obţine
7374071026,42064,0
509233,04
d
Q4Re
6
,
ceea ce înseamnă că regimul de curgere este turbulent şi deci aplicarea formulei (3.75) nu este
potrivită. Utilizând pentru formula lui Blasius (3.137) rezultă
3
25,06
25,052
25,0
25,05275,1
10467558,2702064,01026,43164,0
4
100148
2064,081,9
zd3164,0
4
l8
gdQ
şi prin urmare
21023494,3Q m3/s.
Cu această valoare a debitului se obţine
468441026,42064,0
1023494,34Re
6
2
ceea ce arată că aplicarea formulei lui Blasius este corectă.
Aplicaţia 3.2.
Un sistem de conducte în paralel este format din două conducte, prima cu lungimea
l1=900 m şi diametrul interior d1=0,104 m şi a doua cu lungimea l2=1200 m şi diametrul
interior d2=0,127 m. Prin acest sistem se transportă petrol brut cu densitatea =800 kg/m3 şi
vâscozitatea cinematică =0,25 10-4
m2/s, debitul total fiind Q =0,080 m
3/s.
Să se determine căderea de presiune şi debitele pe fiecare conductă, considerându-se
diferenţa de nivel dintre capetele sistemului egală cu zero.
Rezolvare. Admiţând pentru ambele conducte =0,003, formula (3.55) devine
255
2
2
2
2
52
1
512
2
21
1200030
1270
900030
1040
08080088
,
,
,
.
,
l
d
l
d
Qpp
adică
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Curs 3 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 21
bar.63415N/m1563427 221 ,pp
Din (3.53) rezultă
/sm0330
900030800
104010684152
4
2
4
355
1
5121
1 ,,
,,
l
dppQ
şi prin urmare
/sm04700330080 312 ,,,QQQ .
Se obţine deci
16160104,01025,0
033,044Re
41
11
d
Q
şi
18848127,01025,0
047,044Re
42
22
d
Q.
Deoarece Re1<105 şi Re2<10
5 şi nu s-au dat valorile înălţimii rugozităţilor, putem utiliza
formula lui Blasius care dă
0281,016160
3164,0
Re
3164,0.
25,025,01
1
şi
0270,018848
3164,0
Re
3164,0.
25,025,02
2 .
Cu aceste valori se aplică din nou formula (3.55) şi se obţine
255
2
2
21
12000270
1270
90002810
1040
0808008
,
,
,
.
,pp
adică
bar.30214N/m1430168 221 ,pp
Cu această valoare a căderii de presiune debitele sunt:
/sm0326090002810800
104010302142
4
355
1 ,,
,,Q
,
respectiv
/s.m04740032600800 32 ,,,Q
De aici rezultă
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
22 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Curs 3
15964104,01025,0
0326,04Re
41
şi
19008127,01025,0
0474,04Re
42
precum şi
0281,015964
3164,0.
25,01
şi
0269,019008
3164,0.
25,02 ,
căderea de presiune fiind deci
255
2
2
21
120002690
1270
90002810
1040
0808008
,
,
,
.
,pp
adică
bar.27214N/m1427150 221 ,pp
Diferenţa dintre această valuare şi aceea calculată anterior fiind foarte mică (sub 2%),
rezultatele cerute sunt:
p1-p2=14,272 bar ;
Q1=0,0326 m3/s ;
Q2=0,0474 m3/s.
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 25
Curs 4
POMPAREA FLUIDELOR PRIN CONDUCTE
4.1. ALEGEREA TRASEULUI CONDUCTEI
Stabilirea traseului unei conducte trebuie făcută astfel încât să se ajungă la varianta cea
mai favorabilă din punct de vedere economic ţinând seamă atât de valoarea investiţiei cât şi de
cheltuielile de exploatare.
Punctul iniţial şi punctul final al conductei fiind date, traseul unei conducte trebuie să se
apropie , în general, cât mai mult de linia dreaptă care uneşte aceste două puncte.În unele
cazuri însă traseul se abate sensibil de la această linie pentru a trece pe lângă punctele
obligatoriu fixate prin tema de proiectare sau din alte considerente pe care le vom preciza în
cele ce urmează.
Punctele obligatorii de trecere pot fi staţii de cale ferată, porturi fluviale, centre de
consum (localităţi şi platforme industriale sau chiar staţii de pompare sau compresoare
existente), care pot fi utilizate şi pentru noua conductă.
În ceea ce priveşte considerentele de altă natură care conduc la abaterea traseului de la
linia dreaptă, acestea sunt
traseul conductei trebuie să evite trecerea peste culmi sau vârfuri prea înalte, căutându-
se trecerea prin pasuri; în felul acesta se uşurează construcţia conductei şi se evită
presiuni prea mari de pompare, în cazul transportului lichidelor;
traseul conductei trebuie să evite unele obstacole naturale a căror trecere este dificilă sau
costisitoare ca, de exemplu lacurile, bălţile, regiunile mlăştinoase, albiile prea largi ale
râurilor;
traseul trebuie să caute puncte de trecere uşoare pentru traversările de drumuri, căi ferate
şi râuri;
traseul trebuie să respecte distanţele de siguranţă, evitând trecerea prin localităţi, prin
apropierea platformelor industriale, a staţiilor de cale ferată, a podurilor;
prin alegerea traseului trebuie să se permită o amplasare convenabilă a staţiilor de
pompare sau de compresoare, pe un teren cât mai puţin accidentat, sănătos, cu drumuri
de acces convenabile;
traseul trebuie să urmărească, pe cât posibil, apropierea de drumurile existente, ceea ce
uşurează atât construcţia conductei cât şi exploatarea acesteia;
traseul trebuie să evite pantele prea abrupte, terenurile fugitive sau cu seismicitate mare.
Primele studii ale traseului se efectuează pe hartă, de obicei la scara 1/100.000 şi apoi
fixarea în detaliu se face pe hărţi la scara 1/20.000. Urmează recunoaşterea traseului pe teren
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
26 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
care conduce la fixarea definitivă a acestuia. Etapa următoare o constituie ridicarea
topografică a traseului şi pichetarea acestuia.
Este util ca odată cu ridicarea topografică să se efectueze măsurători pentru
determinarea agresivităţii solului şi a naturii acestuia din punct de vedere al posibilităţilor de
săpare a şanţului în care se îngroapă conducta.
Consideraţiile precedente sunt valabile, aşa cum se poate uşor constata, atât pentru
conductele destinate transportului lichidelor câţ şi pentru conductele de gaze.
În ultimul timp au fost dezvoltate metode matematice de alegere a traseului conductei,
în vederea realizării unei alegeri optime din punct de vedere economic.
4.2. STAŢII DE POMPARE
Presiunea necesară transportului petrolului brut sau produselor petroliere se realizează în
staţiile de pompare. Aşa cum s-a precizat la conductele lungi şi cu debite mari nu este
suficientă o singură staţie de pompare. Pe lângă staţia principală, aşezată la intrarea în
conductă, mai sunt necesare una sau mai multe staţii intermediare al căror număr se determină
în modul indicat, mai înainte.
Agregatele de pompare utilizate sunt pompele cu piston sau pompele centrifuge.
Alegerea agregatelor de pompare se efectuează pe baza considerentelor tehnico-economice şi
a condiţiilor de exploatare.
Pompele centrifuge prezintă o serie de avantaje şi anume:
dimensiuni de gabarit relativ mici la debite mari şi presiuni înalte;
simplitatea cuplării directe a arborelui pompei la un motor cu viteza de rotaţie mare
(electric);
cost mai redus, în comparaţie cu pompele cu piston, simplitatea exploatării şi a
reparaţiilor;
posibilitatea unei reglări largi a regimului fără oprirea agregatului;
posibilitatea de a se transporta petrol brut care conţine impuritatţi solide;
relativa simplitate a automatizării funcţionării staţiilor de pompare.
Principalele dezavantaje ale pompelor centrifuge sunt:
scăderea rapidă a debitului, a presiunii şi a capacităţii de aspiraţie odată cu creşterea
viscozităţii lichidului pompat;
pornirea mai dificilă deoarece este necesară umplerea pompei pentru evitarea
fenomenului de cavitaţie ;
randamentul relativ scăzut la debite mici ;
un interval relativ redus de funcţionare eficient.
La rândul lor, pompele cu piston au câteva avantaje şi anume:
randament mare, neinfluenţat de viscozitatea lichidului pompat;
presiune de pompare practic independentă de debit ;
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 27
În schimb, din punct de vedere al utilizării lor la transportul petrolului brut şi al
produselor petroliere prin conducte magistrale, pompele cu piston prezintă mai multe
dezavantaje:
dimensiuni de gabarit mari, în special la debite mari;
posibilităţi limitate de reglare a regimului fără oprirea agregatului;
cost relativ ridicat;
condiţii de exploatare mai dificil;
necesitatea montării compensatorilor de pulsaţie a debitului;
imposibilitatea de a se transporta petrol brut care conţine foarte puţine impurităţi solide;
dificultatea automatizării funcţionării statiilor de pompare.
Pompele utilizate la transportul petrolului brut şi al produselor petroliere prin conducte
magistrale trebuie să asigure presiuni şi debite mari, să funcţioneze economic, să aibă o
fiabilitate ridicată să fie compacte, de construcţie simplă şi uşor de exploatat.
Din aceste motive, cele mai folosite sunt pompele centrifuge, pompele cu piston putând
fi luate în consideraţie numai pentru transportul fluidelor foarte vâscoase.
De asemenea, pompele cu piston se utilizează la transportul intern, în exploatări, sau la
transportul local, prin conducte relativ scurte şi cu debite mici.
Atunci când sunt folosite pompele centrifuge, pentru a se asigura condiţii normale de
aspiraţie, se montează în special în staţiile principale, pompe de alimentare.
Aceste sunt tot pompe centrifuge care asigură presiunea necesară la aspiraţia pompelor
principale. De obicei se utilizează pompe cu ax verical, antrenate electric şi instalate în
vecinătatea rezervoarelor, pentru asigurarea unor condiţii bune la aspiraţie.
Pentru antrenarea pompelor centrifuge din staţiile de pompare sunt folosite în general
motoarele electrice, dar pot fi luate în consideraţie şi turbinele cu gaze sau motoarele cu ardere
internă. În ceea ce priveşte pompele cu piston, acestea sunt antrenate de obicei cu motoare cu
ardere internă, prin intermendiul unui reductor. În compunerea staţiilor de pompare intră ca
părţi principale parcul de rezervoare, casa pompelor, legăturile interne ale staţiei şi instalaţia
de măsură.
Parcul de rezervoare constă dintr-un număr de rezervoare prevăzute cu conducte de
umplere şi golire. Capacitatea rezervoarelor din staţia de pompare trebuie să asigure de obicei
transportul timp de trei zile în cazul întreruperii alimentării staţiei. Pentru cazul în care
conducta magistrală este utilizată pentru transporul succesiv al preoduselor petroliere,
capacitatea rezervoarelor staţiei principale depinde de numărul de cicluri de pompare.
În casa pompelor se află agregatele de pompare care sunt, în prezent în cea mai mare
parte a cazurilor , pompe centrifuge. Aceste pompe funcţionează în general în paralel, trebuind
să fie legate încât să fie posibilă trecerea în rezervă a oricăreia dintre ele fără a se afecta
funcţionarea staţiei.
Legăturile interne ale staţiei principale formate din acele conducte care asigră primirea
petrolului brut sau a produselor petroliere şi repartizarea lor în rezervoare, legăturile între
rezervoare, legăturile dintre rezervoare şi pompele de alimentare, dintre acestea din urmă şi
pompele principale şi, în sfârşit, dintre pompele principale şi conducta magistrală.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
28 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
Instalaţia de măsură curpinde filtre şi debitmetre.
În staţia principală de pompare, la intrarea în conducta magistrală se află montată o
instalaţie de lansare a curăţătoarelor.
În figura 4.1 este reprezentată o schemă tehnologică a unei staţii principale de pompare
pentru petrol brut. Acesta este trimis de la o exploatare, trece prin filtrele 6, unde se curăţă de
impurităţi solide, apoi prin debitmetrele 8 şi, după aceea, prin calviatura 12 în oricare dintre
rezervoarele 13. Din acestea, este aspirat prin claviatura 14 de către pompele de alimentare 10
care il refulează la aspiraţia pompelor principale 4. Din conductele de refulare ale acestor
pompe, petrolul brut trece prin regulatorele de presiune 5 şi intră în conducta magistrală.
În schemă mai este figurată staţia de lansare a curăţătoarelor de parafină 4. Cu 3 este
notată casa pompelor principale, cu 7, instalaţia de măsură, cu 11, grupul de pompe de
alimentare, iar cu 9, vanele acţionate electric. Dacă este necesar, se instalează şi rezervoarele
9, de colectare a pierderilor de la pompele principale.
Figura 4.1
Staţiile intermediare de pompare se deosebesc de staţiile principale în primul rând prin
aceea că parcul de rezervoare are o capacitate mai mică sau poate lipsi complet. În acest ultim
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 29
caz, nu există nici pompe de alimentare. De asemenea, staţia pentru curăţătoare este de
primire şi de lansare a acestora.
Toate staţiile de pompare sunt dotate cu instalaţii de primire şi distribuţie a energiei
electrice, de alimentare cu apă potabilă şi cu apă indistrială, instalaţii pentru combaterea
incendiilor şi canalizări pentru colectarea pierderilor de petrol brut sau produse.Sunt prevăzute
legături telefonice şi radio. Într-o staţie mai există clădiri pentru birouri şi ateliere, locuinţe
pentru personal, dacă staţia este izolată, şi drumuri de aces.
Pentru asigurarea funcţionării staţiilor în condiţii de deplină securitate este obligatorie
înlăturarea tuturor surselor posibile de incendiu, asigurarea unui control continuu al
funcţionării agregatelor de pompare şi al legăturilor, precum şi al posibilităţilor de reglare fără
dificultăţi.
4.3. SISTEME DE POMPARE
În funcţie de tipul de agregate de pompare instalate şi de existenţa parcurilor de
rezervoare în staţiile intermediare, pot fi utilizate diferite sisteme de pompare. Astfel un
sistem mai vechi este pomparea prin rezervoarele staţiei (fig. 4.2), care presupune existenţa a
două grupuri de rezervoare în staţiile intermediare. Într-unul din acestea este primit petrolul
sau produsul pompat din staţia din amonte, în timp ce al doilea grup aspiră pompele staţiei.
Această metodă permite un control uşor al cantităţii de produse sosită în staţie, dar comportă
pierderi mari prin evaporarea în rezervoare.
Figura 4.2
Un alt sistem este pomparea printr-un rezervor (fig. 4.3) în care lichidul pompat din
staţia din amonte intră într-un singur rezervor de unde este aspirat de pompele staţiei. Şi
această metodă conduce la pierderi importante şi ca urmare nu este recomandată pentru
pomparea produselor volatile.
Figura 4.3
În sistemul de pompare în rezervor tampon (fig.4.4), lichidul intră din conductă direct în
pompele staţiei intermediare. Intrarea sau ieşirea lichidului din rezervorul tampon se produce
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
30 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
numai atunci când funcţionarea staţiilor de pompare nu este sincronizată. Rezervorul tampon
joacă aşadar rolul unui compensator.
Figura 4.4
La sistemele de pompare din pomă în pompă, rezervoarele nu intervin, lichidul trecând
din conductă direct în pompele staţiei de unde este refulat spre staţia următoare (fig. 4.5).
Sistemul comportă sincronizarea perfectă a funcţionării staţiilor, care se realizează mai uşor
atunci când pentru transport se utilizează pompe centrifuge.
Ca măsură de siguranţă se montează supape de siguranţă pe conductele de aspiraţie ale
pompelor. De asemenea, în conductele de aspiraţie trebuie să existe rezervoare pentru golirea
conductei atunci când este necesar (accidente, reparaţii).
Figura 4.5
Această ultimă metodă este recomandată şi în cazul transportului succesiv deoarece
reduce pierderile suplimentare.
Transportul prin conducte poate fi automatizat integral, mai ales atunci când se
utilizează pompe centrifuge acţionate cu motoare electrice. Automatizarea staţiilor de
pompare permite conducerea de la distanţă a funcţionării lor.
La conductele magistrale, este necesară pentru funcţionarea normală o reglare centrală
care să asigure sincronismul funcţionării staţiilor de pompare. Metoda de regalre trebuie
aleasă astfel încât să fie aplicabilă la pompele cu care sunt înzestrate staţiile.
La pompele centrifuge, reglarea debitului se face de obicei prin manevrarea robinetului
de la refulare sau a aceluia de la aspiraţie. O reglare discontinuă a debitului se poate face prin
schimbarea numărului de trepte ale rotorului. Modificarea schemei de legare a pompelor, în
serie sau în paralel, poate fi , de asemenea, utilizată pentru reglare.
La pompele cu piston, reglarea debitului se poate face prin schimbarea numărului de
rotaţii la motorul care activează pompa. Reglarea debitului se mai realizează şi prin trecerea
lichidului de la refulare la aspiraţie, procedeu utilizat la pompele centrifuge. O reglare
discontinuă, cu salturi mari, este realizabilă prin schimbarea numărului de pompe în
funcţionare.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 31
4.4. DETERMINAREA NUMĂRULUI ŞI AMPLASAMENTULUI
STAŢIILOR DE POMPARE
La conductele de lungime mare şi cu debite ridicate, presiunea de pompare nu se poate
realiza într-o singură staţie aşezată în punctul iniţial al conductei. Pe lângă această staţie
principală este deci necesar să existe una sau mai multe staţii intermediare. În toate aceste
staţii se montează pompe identice, astfel încât presiunile date de staţii sunt egale între ele,
având valoarea ps. Dacă se notează cu pp presiunea de refulare din pompe şi cu pl pierderile
locale de presiune în staţii, rezultă presiunea disponibilă pentru transport
lps ppp (4.1)
sau, dacă se exprimă în înălţime de coloană din lichidul transportat
g
pph
lps
. (4.2)
Presiunea necesară pentru pompare, exprimată tot în înălţime de coloană de lichid, are
expresia
g
pzzil
g
p
212
1 (4.3)
dedusă din (1.12). Prin urmare, numărul staţiilor de pompare necesar este
sh
g
pzzil
n
212
. (4.4)
Admiţând că n este un număr întreg, ceea ce este foarte puţin probabil, amplasarea pe
teren a staţiilor de pompare se poate face prin construcţia grafcă reprezentată în fig. 4.6
Figura 4.6
Admiţând, de exemplu, n=3, segmentul 'AA care reprezintă presiunea de pompare
p1/g se împarte în trei părţi egale. Din punctele de diviziune se trasează paralele la dreapta
'B'A care indică variaţia presiunii. Staţia de pompare principală se găseşte în punctul A, iar
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
32 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
cele două staţii intermediare, în punctele C şi D , unde paralelele menţionate mai sus
intersectează profilul traseului. Distanţele dintre staţii rezultă ducănd din C şi D paralele la
axa ordonatelor până ce acestea intersectează axa absciselor; aceste distanţe sunt A1C1 şi
C1D1. Bineînţeles, în punctele C şi D presiunea în conductă nu este egală cu zero, ci are o
valoare care este necesară pentru a se asigura aspiraţia la pompe în condiţii normale.
Această observaţie este deosebit de importantă atunci când staţiile sunt echipate cu
pompe centrifuge. În acest caz, presiunea la aspiraţie trebuie determinată corect pentru a se
evita apariţia fenomenului cavitaţie în pompe.
De obicei, n nu este un număr întreg şi trebuie deci rotunjit în plus sau în minus la un
întreg n0. În primul caz (n0>n) există un surplus de presiune disponibil care poate fi utilizat
pentru mărirea capacităţii de transport a conductei. Dacă se urmăreşte menţinerea capacităţii
de transport cerută prin datele de proiectare, se poate recurge la reducerea presiunii de refulare
la fiecare staţie, deci la reamplasarea staţiilor de pompare. Grafic, problema se rezolvă aşa
cum se arată în fig. 4.7 unde, spre exemplificare, s-a considerat n=2,7 şi rotunjirea s-a făcut la
no=3.
Excesul de presiune (n0-n)hs reprezentat prin segmentul ''A'A se împarte în trei părţi
egale şi se scade din presiunea fiecărei staţii care devine astfel
ss hnnh
0
'
3
11 .
Figura 4.7
Amplasarea staţiilor de pompare intermediare rezultă apoi prin construcţia grafică
descrisă mai înainte. În general, dacă nu se precizează n şi no, relaţia între s'h şi hs este
ss hn
nh
0
' . (4.5)
În celălalt caz (n0<n), presiunea staţiilor este insuficientă pentru a se asigura capacitatea
de transport a conductei. Atunci când diferenţa (n-n0)hs nu este prea mare, reprezentând cel
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 33
mult 0,2 hs se poate recurge la creşterea presiunii staţiilor de pompare, fapt care conduce din
nou la o reamplasare a acestora.
Construcţia grafică este reprezentată în fig. 4.8 unde s-a considerat, pentru
exemplificare, n=3,3 şi n0=3.
Figura 4.8
Surplusul de presiune necesar pentru pompare (n-n0)hs, reprezentat prin segmentul
''A'A se împarte în trei părţi egale şi se adună la presiunea fiecărei staţii care devine astfel
ss hnnh
0
'
3
11 .
Amplasarea staţiilor intermediare de pompare rezultă prin construcţia grafică obişnuită.
Dacă nu se precizează de la început n şi n0, între hs’ şi hs există tot relaţia (4.5). Atunci
când nu este posibil să se mărească presiunea staţiilor, se poate recurge la micşorarea pantei
hidraulice pe o porţiune a conductei prin montarea unei intercalaţii cu diametrul mai mare sau
a unei derivaţii. Lungimea x pe care trebuie redusă panta se obţine dacă se scrie formula (4.4)
sub forma
g
pzzilnhs
2
12 (4.6)
şi avem de asemenea
g
pzzxixlihn ss
2
121 (4.7)
unde i1<i este panta hidraulică a porţiunii de lungime x.
Din aceste formule rezultă imediat
shii
nnx
1
0
. (4.8)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
34 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
Determinarea acestei lungimi se poate face şi grafic, aşa cum se arată în figura 4.9. Este
evident că amplasarea porţiunii cu panta hidraulică micşorată se face oriunde pe traseul
conductei.
Figura 4.9
4.5. CURBE CARACTERISTICE.
4.5.1. Determinarea regimului de functionare al staţiilor de pompare
Dacă se introduc notaţiile
g
pH
1 (4.9)
şi
g
pzzz
2
12 , (4.10)
formula (4.10) devine
zlgd
QH
52
28. (4.11)
Deoarece coeficientul de rezistenţă este în general o funcţie de debitul Q, prin
intermediul numărului lui Reynolds, (4.11) reprezintă o relaţie între înălţimea de pompare H şi
debitul Q. Pentru o conductă cu parametrii daţi, această relaţie se numeşte caracteristică.
Atunci când se poate utiliza expresia (1.21) a pantei hidraulice, formula (4.11) devine
zld
vQH
m
mm
5
2
(4.12)
sau
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 35
zaQH m 2 , (4.13)
constanta a având o expresie care se deduce imediat din (4.12). Formula (4.13) este valabilă
pentru regimul laminar (m=1) şi pentru regimul turbulent în conducte hidraulic netede cu
Re<105 (m=0,25), respectiv în conducte rugoase (m=0). Aşadar, în regim laminar, (4.13)
reprezintă ecuaţia unei parabole. Pentru regimul turbulent în conducte netede cu Re<105, curba
reprezentată de ecuaţia (4.13) este tot de tip parabolic. În celelalte două situaţii posibile şi
anume regim turbulent în conducte netede cu Re>105 sau în conducte mixte, dependenţa
H=f(Q) are o formă ceva mai complicată.
Construind o diagramă în care abscisele reprezintă debitul Q şi ordonatele înălţimea de
pompare H, se obţine curba caracteristică a conductei, trasată în fig. 4.10 pentru cazul z>0.
Figura 4.10 Figura 4.11
Pompele care se utilizează pentru transportul lichidelor au şi ele o caracteristică ce
reprezintă dependenţa dintre presiunea de refulare H, exprimată în înălţime de coloană de
lichid şi debitul Q.
Pentru o pompă cu piston, care funcţionează cu o turaţie constantă n, debitul este,
teoretic, acelaşi pentru orice înălţime de refulare. În acest caz, în diagrama Q-H, curba
caracteristică este o dreaptă paralelă cu axa ordonatelor. Curba caracteristică reală,
reprezentată în figura 4.11 prin linii întrerupte, se abate de la curba caracteristică teoretică
deoarece odată cu creşterea înălţimii de refulare H scade randamentul volumic al pompei.
În general, la conductele magistrale se utilizează pompe centrifuge. Curba caracteristică
reală a unei astfel de pompe este reprezentată în figura 4.14.
Figura 4.12 Figura 4.13
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
36 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
Pentru a se obţine debite mai mari, în staţiile de pompare se montează în paralel două
sau mai multe pompe centrifuge identice. În cazul în care se montează în paralel două pompe,
curbele lor caracteristice A şi B se suprapun în diagrama Q-H .
Dacă se ţine seamă de pierderile de presiune de pe circuitul de la ieşirea din pompă până
în punctul de racordare a conductelor respective, notate cu pr ,curba caracteristică a fiecărei
pompe este aceea notată cu A1, B1 în figura 4.13. Curba caracteristică a ansamblului, notată cu
A1+B1 , se obţine prin însumarea absciselor corespunzătoare aceleiaşi înălţimi de refulare.
Pentru a se obţine presiuni de refulare mai mari, în staţiile de pompare se montează
pompe centrifuge în serie. În cazul montării în serie a două pompe, curbele lor caracteristice
fiind notate respectiv cu A şi B (figura 4.14), curba caracteristică a ansamblului, notată cu
A+B, se obţine prin însumarea ordonatelor la acelaşi debit.
Figura 4.14 Figura 4.15
Curba caracteristică a unei staţii de pompare rezultă prin însumarea, în modul precizat
mai sus, a caracteristicilor pompelor montate în paralel sau în serie. O astfel de curbă
caracteristică este prezentată în figura 4.15 pe care s-a trasat şi curba caracteristică a
conductei. Intersecţia acestor două curbe reprezintă punctul de funcţionare al staţiei
respective.
Dacă se modifică debitul sau vâscozitatea lichidului transportat, curba caracteristică a
conductei suferă, de asemenea, o modificare şi punctul de funcţionare va fi altul.
Deoarece randamentul unei pompe centrifuge este o funcţie de debit, este necesar ca
pompele să fie astfel alese astfel încât diferitele puncte de funcţionare ale staţiei să se găsească
în domeniul de debit în care randamentul are valori apropiate de cele maxime.
În practica transportului apar situaţii în care lichidele pot fi transportate prin cădere
liberă. Condiţia pe care trebuie să o îndeplinească o conductă în acest caz este aceea ca
punctul iniţial să fie mai sus decât punctul final şi între aceste două puncte să nu existe altele
care au cote mai mari decât cota punctului iniţial.
Din formulele stabilite mai înainte, rezultă că transportul prin cădere liberă este posibil
atunci când este satisfăcută inecuaţia
g
pzzl
gd
Q
22152
28 (4.14)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 2 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 37
termenul g
p
2 apărând atunci când în punctul final lichidul se depozitează în rezervoare.
Pentru o conductă cu lungimea şi diametrul interior date, presupunând cunoscute cotele z1 , z2
precum şi presiunea p2 necesară în punctul final, rezultă că debitul trebuie să satisfacă
inecuaţia
g
pzz
l
gdQ 2
21
522
8. (4.15)
Aceste consideraţii se aplică şi în situaţia prezentată la punctul 4.3 şi anume la realizarea
curgerii prin cădere liberă după punctul de culme, pe porţiunea finală a conductei, z1, se
înlocuieşte, în formula precedentă, cu cota punctului de culme. Deoarece în acest caz debitul
Q este dat, lichidul nu umple complet secţiunea transversală a conductei decât atunci când
(4.15) este o egalitate.
În caz contrar, apare o curgere cu suprafaţă liberă şi presiunea nu poate depăşi pe aceea
atmosferică.
4.5.2Mărirea capacităţii de transport a unei conducte pentru lichide prin creşterea
presiunii de pompare
Dacă apare necesitatea ca la o conductă să se realizeze un debit sporit Q'Q , aceasta se
poate realiza prin mărirea presiunii de pompare, ceea ce echivalează cu creşterea pantei
hidraulice a conductei. Pentru simplificarea calculelor, vom scrie formula (4.9) sub forma
ld
Qpp f 52
2
21
8
, (4.16)
unde
1222 zzgpp f . (4.17)
Atunci când debitul Q/ >Q, iar presiunea de pompare ia valuarea p1
/ >p1, rezultă
ld
Qpp f 52
/2/
2/1
.8
(4.18)
deoarece coeficientul de rezistenţă se schimbă odată cu debitul.
Prin împărţire, obţinem
2
/2/
21
2/1 .
Q
Q
pp
pp
f
f (4.19)
sau
/
21
2/1
/
.
f
f
pp
pp
Q
Q. (4.20)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
38 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 2
Din formula (4.19) se observă că efectul maxim se obţine în regimul laminar în care
coeficientul de rezistenţă este invers proporţional cu debitul şi prin urmare
f
f
pp
pp
Q
Q
21
2/1
/
. (4.21)
În schimb, în conducte rugoase unde =/, formula (4.20) devine
f
f
pp
pp
Q
Q
21
2/1
/
, (4.22)
ceea ce arată că efectul creşterii presiunii este redus.
Pentru celelalte situaţii, eficacitatea acestui procedeu este cuprinsă între limitele indicate
mai sus. Astfel, în regim turbulent în conducte netede, în domeniul în care este valabilă
formula lui Blasius, din (4.20) obţinem
25,0
21
2/1
/
f
f
pp
pp
Q
Q (4.23)
efectul măririi presiunii fiind deci puţin mai mare decât în cazul reprezentat prin formula
(4.22).
Creşterea presiunii de pompare se poate realiza montând în staţii noi pompe în serie cu
cele existente.
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 57
Curs 5
TRANSPORTUL PRODUSELOR CONGELABILE PRIN
CONDUCTE
Variaţia temperaturii în conductă au o influenţă sensibilă asupra pompării petrolului brut
sau produselor petroliere. Astfel, vâscozitatea lichidelor variază în sens contrar cu temperatura
şi o scădere accentuată a acesteia din urmă produce o creştere importantă a vâscozităţii. La un
petrol brut vâscos pot apărea, în acest caz, dificultăţi mari de transport. De asemenea, unele
petroluri brute sau produse petroliere pot ajunge la punctul de congelare atunci când
temperatura din conductă scade. În sfârşit, la petrolurile brute parafinoase, în unele cazuri apar
depuneri de parafină pe peretele conductei, fapt care reduce diametrul interior sau conduce la
înfundarea conductei.
Problema influenţei pe care o exercită variaţia temperaturii din conductă apare cel mai
frecvent la pomparea petrolurilor brute parafinoase. Acestea conţin un anumit procent de
parafină care, atunci când temperatura este suficient de ridicată, se găseşte complet dizolvată
în petrol. Dacă temperatura scade, se poate ajunge la o formă de cristale foarte mici. În cazul
în care scăderea temperaturii continuă mai departe, cristalele se leagă între ele formând plasă
sau reţeaua de parafină. În aceste condiţii, petrolul brut nu se mai comportă ca un lichid
newtonian normal, ci ca o soluţie coloidală, în care petrolul este faza continuă, iar parafina
faza dispersă.
Prin urmare, fenomenul de congelare a petrolului brut constă, de fapt în separarea
parafinei şi cu toate că petrolul rămâne lichid este distribuit atât de uniform în reţeaua de
parafină încât ansamblul formează ceea ce se numeşte gel. Acesta posedă o structură care
poate fi deranjată prin agitare dar se restabileşte în stare de repaos. Aşadar, petrolul brut
parafinos congelabil posedă proprietatea de tixotropie.
Determinarea temperaturii de congelare a unui petrol brut parafinos este deci importantă
pentru a se asigura transportul acestuia în bune condiţii. Această determinare prezintă
dificultăţi deoarece metodele utilizate de obicei dau rezultate destul de diferite care depind de
tratamentul termic aplicat anterior probei de petrol brut.
Din punct de vedere al conţinutului de parafină, petrolurile brute se împart în trei grupe,
criteriul fiind temperatura de congelare a fracţiei de ulei, care la temperatura de 323.15 K are
vâscozitatea cinematică =0,529.10
-4 m
2/s. Atunci când temperatura de congelare a acestei
fracţii este de 257.15 K sau mai joasă, petrolul brut este considerat puţin parafinos. În cazul în
care temperatura de congelare este cuprinsă între 258.15 K şi 293.15 K, petrolul brut este
parafinos şi în sfârşit dacă această temperatură depăşeşte 293.15 K, petrolul brut este foarte
parafinos.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
58----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
Trebuie precizat însă că această clasificare nu este de mare utilitate în problema
transportului, deoarece temperatura de congelare a petrolului brut parafinos variază între
limite destul de largi. În orice caz, pentru evitarea urmărilor neplăcute, este necesar să se
determine temperatura maximă de congelare a petrolului brut ce trebuie transportat.
Temperatura solului are o influenţă care poate fi destul de importantă, fie în tot timpul
anului, fie numai într-o perioadă a acestuia, în funcţie de raportul dintre această temperatură şi
temperatura de congelare a petrolului brut transportat. Este deci necesar să se determine curba
de variaţie anuală a temperaturii solului în care este îngropată conducta şi să se traseze pe
acelaşi grafic cu dreapta care reprezint temperatura de congelare a petrolului brut.
Examinarea acestui grafic permite să se stabilească, în primul rând, dacă există sau nu
pericolul de congelare şi în ce perioadă a anului. Evident, congelarea se poate produce în orice
perioadă în care temperatura solului este inferioară temperaturii de congelare a petrolului brut.
Aşadar, din punct de vedere al transportului, faptul că un petrol brut este congelabil sau nu se
apreciază numai în funcţie de variaţia temperaturii solului în care este îngropată conducta.
Pentru transportul prin conducte al petrolului brut cu vâscozitate mare sau congelabil au
fost propuse mai multe procedee, unele utilizate frecvent, altele aflate încă într-un stadiu
incepient.
5.1. TRANSPORTUL PETROLULUI BRUT CU DILUANŢI
Dificultăţile care apar la transportul prin conducte al petrolului brut vâscos sau
congelabil pot fi înlăturate dacă acesta se pompează după amestecarea cu diluanţi.
Ca diluant se poate utiliza benzina, petrolul lampant, motorina, condensatul, petrolul
brut cu vâscozitate mică etc. Prezenţa diluanţilor în petrol ameliorează proprietăţile de curgere
ale acestuia; de asemenea, diluanţii reduc considerabil concentraţia de parafină din amestec, o
parte din aceasta fiind dizolvată în fracţiile uşoare ale diluanţilor. S-a mai constatat că, dacă
diluantul este un petrol brut puţin vâscos, unele componente ale acestuia împiedică
dezvoltarea cristalelor de parafină.
Experienţele au arătat că efectele pozitive ale diluanţilor depind de temperatura la care
se face amestecarea şi de concentraţia diluanţilor în petrolul brut. Aceste efecte sunt cu atât
mai mari cu cât temperatura de amestecare şi concentraţia diluanţilor în petrolul brut sunt mai
ridicate.
Transportul prin conducte al petrolului brut în amestec cu diluanţi este un procedeu
relativ nou care prezintă însă şi unele aspecte negative. Astfel, dacă se pompează petrol brut
parafinos, la o oprire mai îndelungată a pompării se formează în conductă reţeaua de cristale
de parafină care face dificilă reluarea transportului.
De asemenea, dacă diluantul trebuie transportat de la o oarecare distanţă în punctul
iniţial al conductei, unde se realizează amestecul, costul instalaţiilor necesare în acest scop
afectează nefavorabil eficienţa economică a transportului.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 59
5.2. TRANSPORTUL PETROLULUI BRUT CU ADAOSURI
Tot relativ recent a început să fie utilizat şi procedeul transportului petrolului brut
vâscos congelabil cu adaosuri.
Astfel de adaosuri pot fi utilizate şi în alte cazuri. De exemplu, la transportul în regim
turbulent al petrolului brut puţin vâscos, un adaos de polimeri, cu molecule lungi şi rezistente,
reduc pierderile prin frecare şi prin urmare micşorează căderea de presiune. Trebuie menţionat
că în regim laminar aceste adaosuri de polimeri nu au nici un efect.
Un interes deosebit îl prezintă adaosurile la transportul prin conducte al petrolului brut
parafinos, deoarece cu ajutorul lor se pote realiza o scădere a temperaturii de congelare.
Mecanismul acţiunii acestor adaosuri nu este complet cunoscut până în prezent. Se presupune
că moleculele de adaos sunt absorbite pe suprafaţa cristalelor de parafină şi împiedică
dezvoltarea acestora.
Pentru ca tratarea cu diluanţi să fie cât mai eficace, este necesar ca înainte de
introducerea adaosurilor petrolul brut să fie încălzit până ce cristalele de parafină se topesc
complet şi se formează o soluţie adevărată de parafină în petrol.
Drept adaosuri pot fi utilizaţi compuşi macromoleculari ca polimetilacrilaţii,
poliizobutilena, polimerii etilenei, polipropilene.
Au fost fabricate adaosuri de polimeri etilen-parafinici sub denumirea de Paramins -20,
-25, -75 sau ECA 4242, 5217, 5234 care au fost folosiţi cu succes.
Concentraţia acestor adaosuri în petrolul brut ce trebuie transportat depinde de condiţiile
concrete de utilizare, fiind cuprinsă între 0.1% şi 0.2% în greutate şi dau posibilitatea de a se
porni conducta după o oprire mai îndelungată şi reduc depunerile de parafină pe peretele
conductei sau pe pereţii rezervoarelor de depozitare.
Transportul prin conducte al petrolului brut vâscos sau congelabil tratat cu adaosuri este
un procedeu relativ nou cu perspective de extindere. Un dezavantaj îl constituie faptul că
adaosurile utilizate până în prezent nu sunt în acelaşi timp şi eficiente şi ieftine.
5.3. HIDROTRANSPORTUL PETROLULUI BRUT
Pentru reducerea pierderilor de presiune la transportul prin conducte al petrolului brut cu
vâscozitate mare, se poate recurge şi la transportul împreună cu apă, care se numeşte
hidrotransport.
În principiu, acest procedeu se poate realiza în mai multe variante. Prima dintre acestea
constă în realizarea unei curgeri concentrice, petrolul fiind izolat de pereţii conductei printr-un
inel de apă. Pentru obţinerea acestei structuri este necesar să se producă o centrifugare astfel
ca apa, cu masă specifică mai mare decât a petrolului, să fie împinsă spre peretele conductei.
Pentru aceasta se utilizează ţevi spiralate care au pe suprafaţa interioară un filet realizat prin
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
60----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
sudarea unor benzi metalice elicoidale. Prin centrifugare apa este aruncată spre peretele
conductei şi datorită vâscozităţii mai mici a apei se obţine o reducere a căderii de presiune din
conductă.
Această variantă de hidrotransport nu şi-a găsit aplicaţie deoarece construcţia ţevilor
spirale este dificilă, iar menţinerea inelului de apă nu este sigură.
O altă variantă constă în transportarea unei emulsii de petrol brut în apă, care are o
vâscozitate sensibil mai redusă decât aceea a petrolului brut. În acest caz, apa vine în contact
cu peretele conductei şi prin urmare pierderile prin frecare sunt mai reduse.
Dacă se produce inversarea emulsiei, trecându-se la emulsia apă în petrolul brut,
condiţiile de transport se înrăutăţesc, petrolul este acum lichidul care vine în contact cu
peretele conductei.
S-a constatat că pentru formarea unei emulsii stabile de petrol în apă, concentraţia apei
în emulsie trebuie să depăşească 30%. Hidrotransportul în emulsie este aplicat dar nu pe scară
largă.
5.4. TRANSPORTUL PETROLULUI BRUT TRATAT TERMIC
Experimental s-a constatat că prin încălzire până la o anumită temperatură, urmată de
răcire, proprietăţile de curgere ale petrolului brut vâscos sau congelabil se ameliorează
temporar.
Acest procedeu se numeşte termotratare şi comportă încălzirea prealabilă a petrolului
brut până la o anumită temperatură şi răcirea lui cu o anumită viteză. Atât temperatura cât şi
viteza de răcire depind de proprietăţile petrolului brut transportat, trebuind să fie stabilite
experimental.
Prin încălzire, parafina din petrol se dizolvă, iar la răcire, componentele asfalto-
răşinoase din petrol sunt absorbite pe suprafaţa cristalelor de parafină ce se formează,
împiedicând formarea unei reţele structurale rezistente.
Pentru a se obţine un efect cât mai mare al termotratării este de mare importanţă
alegerea corectă a vitezei de răcire cât şi cantitatea de substanţe asfalto-răşinoase. Cu cât
conţinutul în astfel de substanţe este mai mare, cu cât efectul temperaturii este mai ridicat.
Procedeul este eficace numai atunci când durata de parcurgere a conductei de la punctul
iniţial până la cel final este suficient de mic în raport cu timpul de refacere a proprietăţilor de
curgere iniţiale.
Transportul petrolului brut termotratat se practică dar nu are o mare răspândire datorită
complicaţiilor tehnologice şi costului relativ ridicat.
În figura 5.1 este reprezentată variaţia temperaturii de congelare în funcţie de viteza de
răcire, pentru trei petroluri brute diferite. Proprietăţile de curgere ale petrolului brut
termotratat revin în tim pla valorile lor iniţiale.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 61
Figura 5.1
5.5. TRANSPORTUL LA CALD
În prezent procedeul cel mai răspândit în practică pentru transportul petrolului brut
vâscos sau congelabil este pomparea lui după o încălzire prealabilă. Acest procedeu se
numeşte de obicei transportul la cald.
Pentru a reduce vâscozitatea sau pentru a evita atingerea temperaturii de congelare în
conductă, petrolul brut este încălzit înainte de a intra în staţia principală de pompare, la o
temperatură ce nu depăşeşte 343.16 K pentru a se evita creşterea pierderilor prin evaporare.
Încălzirea se realizează fie în rezervoare prevăzute cu serpentine prin care circulă un agent
cald, de obicei abur, fie cu ajutorul unor schimbătoare de căldură.
În timpul deplasării prin conductă, deoarece temperatura mediului exterior este mai
scăzută, petrolul brut cedează o parte din căldura acumulată prin încălzire, răcindu-se treptat.
Pentru ca transportul să decurgă în condiţii normale este însă necesar ca temperatura din
conductă să rămână superioară temperaturii de congelare, dacă se transportă un petrol brut
congelabil, sau temperatura admisibilă, atunci când se transportă un petrol brut cu vâscozitate
mare.
Răcirea petrolului brut transportat depinde, aşa cum s-a mai amintit, de temperatura
variabilă a solului sau, mai general, a mediului în care se află conducta. De asemenea,
schimbarea regimului de pompare prin modificarea debitului, pornirea sau oprirea pompării
fie planificată, fie în urma unei avarii, pomparea petrolurilor brute cu caracteristici diferite,
produc modificări ale regimului termic din conductă.
Se poate deci afirma că acest regim prezintă frecvent un caracter nestaţionar, dar întrucât
procesele care conduc la această situaţie au un caracter aleatoriu, regimul termic din conductă
este presupus staţionar.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
62----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
5.5.1. Determinarea variaţiei temperaturii în lungul conductei
Conform cu precizările prezentate anterior, variaţia temperaturii petrolului brut
transportat se stabileşte în condiţiile unui regim termic staţionar. Temperatura variază atât în
lungul conductei, cât şi în secţiunea transversală a acesteia, de la axă la perete, pe care o
considerăm constantă. Variaţia temperaturii în lungul conductei, a cărei axă este axa conductei
Ox, rezultă din efectuarea bilanţului termic pentru un element de conductă de lungime dx.
Temperatura lichidului transportat scăzând cu dT (figura 5.2) în acest element, cantitatea de
căldură cedată în unitatea de timp, în elementul considerat, este TQcd . Semnul negativ
apare în această expresie deoarece, fiind vorba de o răcire, variaţia dT a temperaturii este
negativă.
Figura 5.2
Această cantitate de căldură este transferată mediului înconjurător prin suprafaţa laterală
xd d a elementului , d fiind diametrul interior al conductei. Dacă notăm cu 0T temperatura
mediului în care se află conducta şi cu T, temperatura din conductă, cantitatea de căldură
cedată mediului exterior are expresia xTTdk d0 , unde k este coeficient global de transfer
de căldură, rezultă egalitatea
TQcxTTdk dd0 (5.1)
care exprimă bilanţul termic, în unitatea de timp. Dacă se introduce relaţia
cQ
dka
(5.2)
relaţia (5.1) se scrie
0
d1d
TT
T
ax
. (5.3)
În general, mărimea a definită prin (5.2) nu poate fi considerată constantă deoarece
coeficientul global de transfer de căldură k este dependent de temperatură. De asemenea,
căldura specifică masică c precum şi densitatea , variază cu temperatura conform (1.23) şi
(1.20) însă produsul Q , debitul masic este constant.
Dacă notăm cu T1 temperatura iniţială a petrolului brut, la introducerea în conductă, se
obţine din (5.3) prin integrare
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 63
1
0
d1T
T TT
T
ax (5.4)
formulă care reprezintă legea de variaţie a temperaturii în lungul conductei.
Deoarece dependenţa lui a de temperatură nu se exprimă sub o formă simplă, integrala
(5.4) se calculează numeric, fixând valoarea temperaturii iniţiale T1 dând lui T(T<T1) un şir de
valori descrescătoare, de pildă din grad în grad. Rezultă astfel valori corespunzătoare ale
distanţei x.
În practică, se obişnuieşte să se considere mărimea a constantă şi în acest caz din (5.4)
rezultă
axTT
TT
0
01ln (5.5)
sau
axeTTTT 010 . (5.6)
Această lege simplificată de variaţie a temperaturii în lungul conductei arată că
temperatura lichidului tinde spre temperatura mediului în care se află conducta. Teoretic,
aceasta se întâmplă pentru x tinzând către infinit dar în realitate, la o distanţă finită destul de
mare, temperatura T este practic egală cu T0, observaţie valabilă şi pentru cazul formulei (5.4).
În cazul în care conducta poate fi descompusă în n porţiuni de lungime lj (j=1,2,…n),
pentru fiecare din aceasta coeficientul global de transfer de căldură având o valoare diferită kj
(j=1,2,…n), pentru un tronson oarecare lj se poate scrie
jj
jx
jlk
cQ
d
TT
TT
01
0ln . (5.7)
La acest rezultat se ajunge prin aplicarea formulei (5.5) în care a are expresia (5.2).
Pentru întreaga conductă rezultă, prin însumare
n
j
jj
n
lkcQ
d
TT
TT
101
01ln
(5.8)
T1 fiind temperatura de intrare, iar Tn+1 temperatura la ieşirea din conductă.
Coeficientul global de transfer de căldură k din formula precedentă are expresia
n
i i
i
i D
d
D
Dd
k 1 211
ln2
11
, (5.9)
în care 1 este coeficientul de transfer de căldură de la petrolul brut la peretele interior al
conductei, i conductivitatea termică a stratului cilindric i (stratul inferior de protecţie,
materialul conductei, izolaţia exterioară etc.), d diametrul interior al conductei, Di diametrul
exterior al stratului i, 2 coeficientul de transfer de căldură de la suprafaţa exterioară a
conductei la mediul înconjurător şi D diametrul exterior al conductei.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
64----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
Pentru conductele cu diametru mare, peste 0,5 m, se poate utiliza formula simplificată
n
i i
i
k 1 21
111
(5.10)
în care i este grosimea stratului i. Coeficientul de transfer de căldură prin convecţie de la
lichid la peretele interior al conductei se poate calcula din relaţia dintre numărul lui Reynolds,
numărul lui Prandtl
cPr (5.11)
şi numărul lui Nusselt
dNu 1 (5.12)
fiind conductivitatea termică a petrolului brut. Deoarece atât vâscozitatea dinamică
cât şi căldura specifică masică c şi conductivitatea termică ale petrolului brut, depind de
temperatură rezultă că numerele lui Reynolds, Prandtl şi Nusselt sunt şi ele funcţie de
temperatură. Ca urmare, valoarea coeficientului 1 depinde, la rândul ei, de temperatura la
care este calculată. În regim laminar, se poate utiliza formula Sieder - Tate modificată
140
3
1
4750
.
p
PrRe.Nu
(5.13)
în care şi p reprezintă valorile vâscozităţii lichidului la temperatura din conductă respectiv
la temperatura peretelui interior al acesteia. În regim turbulent, pentru Re 104 , este
recomandabilă formula lui E.N. Seider şi I.E. Tate
140
3
1
800270
.
p
. PrRe.Nu
(5.14)
care pentru 410Re2000 se scrie, cu un factor de corecţie introdus de I. Ramm, sub forma
81
140
3
1
80 60000010270
.
.
p
.
RePrRe.Nu
(5.15)
În aceste formule, valorile numerelor Re şi Pr se calculează cu valoarea a vâscozităţii,
deci pentru temperatura din conductă. Coeficientul de transfer de căldură de la suprafaţa
exterioară a conductei la mediul înconjurător se calculează, pentru conductele îngropate, cu
ajutorul formulei
142ln4
1
42
2
200
220
220
2
D
h
D
hDhD
Dh
s
a
a
(5.16)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 65
în care a este coeficientul de transmisie de căldură de la suprafaţa solului la atmosferă, h0 -
adâncimea de îngropare a conductei măsurată de la axă şi s - conductivitatea termică a
solului.
În cazul în care transferul de căldură de la suprafaţă către atmosferă este intens, deci a
are valori mari, iar adâncimea de îngropare este suficient de mare încât 20 D
h, se poate
utiliza formula simplificată a lui Ph. Forcheimer
142
ln
2
2
200
2
D
h
D
hD
s . (5.17)
La rândul său a are expresia
araca (5.18)
în care
aac .. v184156 (5.19)
este coeficientul de transfer de căldură prin convecţie, dependent de viteza va a vântului, iar
44
1
100100
as
as
sar
TT
TT
c (5.20)
este coeficientul de transfer de căldură prin radiaţie; 1 este un coeficient care exprimă gradul
de închidere al culorii solului, cu valori cuprinse între 0.6 - 0.9 pentru conducte neizolate, iar
pentru conducte izolate valorile fiind cuprinse între 0.043 - 0.93, /KW/m685 2.cs , Ts
temperatura suprafeţei solului şi Ta temperatura aerului atmosferic.
Pentru cazul în care conducta se găseşte montată de asupra solului, coeficientul de
transfer de căldură de la peretele conductei la atmosferă se raportează la diferenţa de
temperatură dintre suprafaţa exterioară a conductei şi aerul atmosferic,. Acest coeficient se
calculează cu expresia
250
38060250
.
pc
a.a
.aa PrRe.Nu
, (5.21)
în care indicele a arată că respectivii parametri adimensionali se calculează la temperatura
aerului, iar pc este vâscozitatea aerului la temperatura peretelui exterior al conductei.
Pentru componenta radiativă, aceasta se calculează tot cu (5.20) în care Ts se înlocuieşte
cu Tpc temperatura peretelui exterior al conductei. În intervalul de temperaturi obinuite ale
atmosferei, de la 233.16 K până la 313.16K, formula (5.21) se poate aproxima astfel
60
602210.
a
.a
a
Re.Nu
. (5.22)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
66----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
Atunci când atmosfera este complet liniştită (va=0), componenta convectivă se
determină cu formula
aaa PrGrmMu (5.23)
în care
a
a
apc
a gDTT
Gr 2
3 (5.24)
este numărul lui Grashof. În expresia acesteia, pe lângă mărimile definite mai înainte, intervin
vâscozitatea cinematicâ a a aerului, coeficientul de dilatare volumică a al acesteia şi
acceleraţia gravitaţională g. De obicei, pentru conductele magistrale, 510aa PrGr şi în acest
caz m=0.53 şi =0.25.
Pentru determinarea coeficientului de transfer de căldură prin convecţie 1 de la
lichidul din conductă la peretele interior al conductei trebuie calculat raportul p/ , dintre
vâscozitatea lichidului la temperatura T din axul conductei şi cea de la peretele interior Tp al
conductei.
Pentru eliminarea acestei dificultăţi, se alege o temperatură Tp<T şi se calculează 1 cu
ajutorul formulei care corespunde regimului de curgere din conductă, iar după aceea se
determină coeficientul global de transfer de căldură k. În continuare, se utilizează relaţia
evidentă
01 TTkTT p (5.25)
care dă
0
1
TTk
TTp
. (5.26)
Dacă valoarea temperaturii Tp care rezultă din această formulă coincide cu aceea admisă
iniţial, calculul se opreşte aici. În caz contrar se admite o altă valoare a temperaturii Tp şi se
reia calculul.
Dacă variaţia temperaturii din conductă se stabileşte cu ajutorul formulei simplificate
(5.6), se utilizează valorile medii ale coeficientului global de transfer de căldură k, respectiv al
coeficientului a, pe un tronson de conductă. Lungimea lj a unui astfel de tronson se stabileşte
din formula (5.5)
02
01ln
1
TT
TT
al
j
j
j
(9.27)
unde T1j, şi T2j sunt temperaturile la intrarea, respectiv la ieşirea din tronson, fixate în
prealabil. Coeficientul a se calculează la o temperatură constantă definită prin formula
3
2 21 jj
mj
TTT
. (5.28)
Determinarea temperaturii Tp a peretelui interior al conductei se efectuează tot prin
procedeul prezentat mai înainte, cu observaţia că se alege o valoare Tp<Tmj, iar în formula
(5.26), temperatura T se înlocuieşte cu Tmj.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 67
5.5.2. Determinarea numărului şi amplasamentului staţiilor de încălzire
Temperatura de încălzire fiind limitată, aşa cum am precizat mai înainte, atunci când
conducta are o lungime mare nu este suficientă o singură staţie de încălzire aşezată în punctul
iniţial. Este deci necesar să se amplaseze una sau mai multe staţii intermediare de încălzire.
Numărul acestor staţii se poate determina dacă se fixează temperatura de încălzire T1 şi
temperatura finală T2, definită mai înainte. Această temperatură trebuie să fie cel puţin egală
cu temperatura minimă care asigură transportul în condiţii normale. De obicei, pentru T2 se
consideră o valoare cu 2 - 3 grade superioară temperaturii minime admisibile.
În acest mod, din formula (5.4) se obţine
1
2 0
d1T
Te
TT
T
al (5.29)
le fiind lungimea pe care este eficace o staţie de încîlzire, adică distanţa dintre două staţii
succesive. Raportul
el
ln (5.30)
reprezintă numărul total de staţii de încălzire necesare. De obicei, n este un număr fracţionar
care trebuie rotunjit la numărul întreg imediat superior. O determinare mai puţin exactă a
numărului de staţii de încălzire se poate efectua şi cu ajutorul formulei (5.5) din care rezultă
02
01ln1
TT
TT
ale
. (5.31)
Dacă intervalul de temperaturi [T2,T1] este mare, eroarea poate fi importantă deoarece
coeficientul a se calculează la o valoare medie a temperaturii conform formulei (5.28). Pentru
eliminarea acestei inconvenient este recomandabil împărţirea intervalului [T2,T1] în mai multe
subintervale corespunzând la diferenţe mici de temperatură pentru care a are valori constante,
dar diferite. Însumarea lungimilor astfel determinate dă distanţa totală între două staţii
succesive.
În figura 5.3 este indicată determinarea grafică a amplasamentului staţiilor de încălzire
pentru cazul n=3. Pentru cazul rotunjirii în plus, distanţa l1 dintre ultima staţie şi punctul final
al conductei este mai mică decât le.
Figura 5.3
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
68----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
Se observă că, deoarece numărul staţiilor de încălzire se rotunjeşte în plus, petrolul brut
iese din conductă cu o temperatură superioară celei minime admise care este T2.
Este remarcabil că amplasarea staţiilor de încălzire să se facă în aceleaşi locuri cu
staţiile de pompare intermediare. În acest fel se realizează exploatare şi o întreţinere mai
uşoară a staţiilor de încălzire.
5.5.3. Decongelarea conductelor şi combaterea depunerilor de parafină
Dacă într-o conductă se produce totuşi o congelare a lichidului transportat, decongelarea
se poate face prin pomparea aceluiaşi lichid sau a altuia mai puţin congelabil, încălzit în
prealabil la temperatura maximă posibilă. Dacă prin congelare s-a astupat conducta complet se
poate încerca desfundarea acesteia prin presiune, cu ajutorul unei pompe cu abur, ridicându-se
gradat presiunea până la limita admisibilă care este presiunea de probă a conductei. În felul
acesta se poate desfunda numai o conductă scurtă, iar dacă operaţia trebuie aplicată la o
conductă mai lungă trebuie să se procedeze pe tronsoane.
Dacă pe pereţii interiori ai conductei se depune parafina, acesta se curăţă prin răzuire,
făcându-se să circule prin conductă un curăţitor de parafină (godevil). Acesta este alcătuit
dintr-o tijă articulată în unul sau două puncte, astfel ca să poată trece prin porţiunile curbate
ale conductei. Pe tijă sunt montate 4 - 6 roţi tăietoare şi un număr de lame elastice din oţel, în
formă de spirală, cu ajutorul cărora se curăţă parafina depusă. Tot pe tijă sunt montate şi două
garnituri de etanşare. Curăţitorul este împins cu ajutorul lichidului etanşarea fiind asigurată de
garnituri, iar în timpul deplasării lamelele spirale din oţel răzuie parafina de pe perete.
Lansarea şi primirea curăţitorului se efectuiază printr-o claviatură specială, numită gară
de lansare a curăţitorului (gara de godevil). După cum se este montată, una şi aceeaşi gară
poate servi la lansarea sau la primirea curăţitorului (figura 5.4).
Figura 5.4
Pentru lansarea curăţitorului, pomparea se face normal, ventilele 1 şi 3 fiind închise şi
ventilul 2 deschis. După ce se desface capacul 4 şi se introduce godevilul, se închide ventilul 2
şi se deschid ventilele 1 şi 3. Lichidul trece prin conducta de ocolire şi împinge curăţitorul.
Pentru primirea curăţitorului, în gara de sosire se deschide ventilele 1 şi 3 şi apoi se
închide ventilul 2. Curăţitorul, împins de lichid, se opreşte între 1 şi 5. Pentru scoaterea lui se
închid ventilele 1 şi 3 se deschide ventilul 2 şi se desşurubează capacul 5.
5.5.4. Calculul hidraulic al conductelor pentru transport la cald
În cazul când printr-o conductă se transportă petrol brut sau orice produs încălzit,
calculul căderii de presiune este mai complicat deoarece panta hidraulică nu mai este în
general constantă ci poate depinde de temperatură.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 69
Pentru a putea determina variaţia presiunii în conductă în aceste condiţii, considerăm un
element de lungime dx al acesteia pentru care căderea de presiune are expresia
zgxd
Qp dd
8d
52
2
, (5.32)
care se mai poate scrie sub forma
zxihg
pddd
d
, (5.33)
dacă utilizăm expresia pantei hidraulice.
Dacă presupunem temperatura din conductă constantă, curgerea fiind izotermică, avem
zxihg
pii
i
i dddd
, (5.34)
unde panta hidraulică ii are expresia
52
28
gd
Qi iii
. (5.35)
Obţinem prin urmare imediat
i
i
i
i
iiiii Q
Q
Q
Q
i
i
222
, (5.36)
deoarece
iiQQ , (5.37)
debitul masic fiind independent de temperatură.
Pentru simplificare introducem notaţiile
xizhHxizhH iii dddd;dddd (5.38)
şi prin împărţire găsim
ii
ii
i
HHi
iH ddd
2
(5.39)
sau
xiHii
i dd
2
. (5.40)
Prin integrare între două secţiuni notate cu 1 şi 2 (intrarea, respectiv ieşirea din
conducte), rezultă
xiHHi
ii d
2
1
2
21
(5.41)
sau
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
70----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
xig
p
g
p
i
ii d
2
1
2
2
2
1
1
. (5.42)
Calculul integralei (5.42) nu se poate efectua decât după ce facem schimbarea de
variabilă (5.3) deoarece şi depind de temperatura T. Se obţine astfel
12
0
2
2
2
1
1 d1
2zz
TTa
Ti
g
p
g
p T
Ti
ii
, (5.43)
T1 fiind temperatura de intrare în conductă, iar T2 temperatura la ieirea din aceasta.
Pentru a se determina căderea de presiune în conductă, se alege curgerea izotermică de
comparaţie, fixând temperatura acesteia, şi calculând iii ,i, cu formulele cunoscute, după
care coeficientul a se calculează în funcţie de temperatură, iar coeficientul de rezistenţă
funcţie de temperatură se face utilizând formula (5.22).
După fixarea valorilor T1 şi T2 aletemperaturii, integrala din membrul drept al formulei
(5.43) se calculează numeric.
Legătura dintre lungimea l a conductei şi temperatură este
1
20
d1T
T TT
T
al (5.44)
şi conduce la stabilirea temperaturii T2 dacă T1 şi lungimea l sunt cunoscute sau la stabilirea
lui T1 dacă T2 şi l sunt cunoscute.
Dacă se urmăreşte stabilirea variaţiei presiunii în lungul conductei, se utilizează formula
1
0
2
1
1 d1 zz
TTa
Ti
g
p
g
p T
Ti
ii
(5.45)
integrarea efectuându-se tot numeric, pentru diferite valori T<T1 ale temperaturii. În
continuare, din formula
1
0
d1T
T TT
T
ax (5.46)
se stabileşte relaţia dintre temperatură şi distanţa de la intrarea în conductă. În figura 5.5 este
reprezentată curba de variaţie a presiunii în lungul conductei obţinută pe această cale.
Figura 5.5
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 71
În regimul laminar sau în regimul turbulent în conducte netede cu Re<105 se obţine prin
transportul la cald, deci cu încălzire, cea mai mare reducere a pantei hidraulice, în schimb, în
regimul turbulent cu conducte rugoase, se obţine un efect negativ, de uşoară creştere a pantei
hidraulice.
Totuşi, dacă prin transportul la cald se ajunge în regim turbulent în conducte rugoase,
rezultă un avantaj deoarece, la rugozităţi obişnuite, coeficientul de rezistenţă în conducta
rugoasă este mai mic decât în conducta mixtă cu aceeaîi rugozitate relativă decât în regim
laminar.
În ceea ce priveşte transportul petrolului brut congelabil, încălzirea urmăreşte un alt
obiectiv.
În încheierea acestor consideraţii, este necesar să mai precizăm un aspect legat de modul
de utilizare al formulelor precedente.
Temperatura fiind variabilă în lungul conductei şi anume descrescătoare, numărul lui
Reynolds variază şi el, scăzând odată cu creşterea distanţei faţă de secţiunea de intrare în
conductă, motiv pentru o schimbare a regimului de curgere din conductă.
Astfel, dacă regimul rămâne turbulent pe toată lungimea conductei, se poate trece de la
un domeniu la altul; în alte cazuri regimul poate trece din turbulent în laminar.
Prin urmare, este necesar ca în intervalul [T2,T1] să se determine temperatura Tt la care
se produce o tranziţie de felul celor menţionate mai sus. Acest lucru se poate face calculând
raportul
iii
ii Q
Q
Re
Re (5.47)
în funcţie de temperatură. Valoarea Rei a numărului lui Reynolds din curgerea izotermică de
comparaţie fiind cunoscută, la fel ca valoarea Ret la care se produce tranziţia rezultă
temperatura Tt.
Pentru valoarea acestei temperaturi, Tt, se determină poziţia secţiunii transversale a
conductei şi anume
1
0
dT
Ttt TTa
Tx . (5.48)
Pentru o astfel de situaţie, pentru 0<x<xt se utilizează în (5.45) o formulă pentru
coeficientul de rezistenţă , corespunzător regimului, iar pentru lxxt o altă formulă, de
asemenea corespunzătoare regimului.
Presiunea tp corespunzătoare schimbării regimului este
1
0
2
1
1 d1 zz
TTa
Ti
g
p
g
pt
T
Ti
ii
t
t
t
. (5.49)
Pentru cazul în care pentru transport sunt necesare mai multe staţii de pompare,
amplasarea lor se poate stabili şi grafic similar cazului izotermic.
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
72----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 4
În figura 5.6 este reprezentată amplasarea staţiilor de pompare pentru n=3, în cazul în
care între două staţii succesive se atinge temperatura Tt.
Precizăm, de asemenea, că în construcţia din fig. 5.6 s-a presupus că staţiile de încălzire
au aceeaşi amplasare ca şi staţiile de pompare.
În cazul în care există staţii de încălzire între staţiile de pompare, curba de variaţie a
presiunii poate prezenta o discontinuitate a tangentei în punctele în care se află aceste staţii de
încălzire.
Figura 5.6
5.5.5. Răcirea fluidului din conductă în cazul opririi pompării
În cazul transportului la cald, dacă dintr-un motiv oarecare se opreşte pomparea, lichidul
aflat în conductă începe să se răcească. Dacă temperatura scade destul de mult, la reluarea
pompării pot să apară dificultăţi, fie din cauza creşterii vâscozităţii, fie pentru că s-a produs
fenomenul de congelare.
Este util să se determine variaţia în timp a temperaturii din conductă, într-o secţiune
oarecare, după oprirea pompării.
Considerăm un element de volum situat la distanţa x de intrarea în conductă, în care se
află masa de lichid dxd
4
2 .
În momentul opririi pompării (t=0) temperatura xT se poate determina cu una din
formulele (5.4) sau (5.6).
La momentul oarecare t temperatura masei considerate este xTT , iar ecuaţia de bilanţ
va da
txTTdktxcd
dddd4
0
2
(5.50)
c, k şi 0T având semnificaţiile cunoscute, sau
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 4 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 73
0
d
4
1d
TT
T
k
cdt
. (5.51)
Aşa cum am precizat mai înainte, ,c şi k sunt funcţii de temperatură prin urmae, timpul
în care temperaura scade de la xT la T este
xT
T TT
T
k
Cdt
0
d
4. (5.52)
Integrarea se poate efectua numeric, dând temperaturii xTTT , un şir de valori
descrescătoare şi găsind astfel timpului t.
Pentru cazul în care , c şi k pot fi admise constante, din (5.52) rezultă
0
0ln4 TT
TT
k
cdt x
(5.53)
sau
cd
kt
x eTTTT
4
00
. (5.54)
Formulele (5.53) şi (5.54) pot fi utilizate pentru a se determina timpul maxim admisibil
de staţionare a lichidului în conductă.
Pentru aceasta se înlocuieşte temperatura T cu valoarea ei minima admisibilă.
Coeficientul global de transfer de căldură se calculează tot cu formulele (5.9) sau (5.10)
în care coeficientul 1rezultă din formula
nrr PGCNu (5.55)
unde numărul rP şi numărul Nu au expresiile (9.11) respectiv (9.12) iar numărul rG este
gdTT
G Pr 2
3 (5.56)
fiind coeficientul de dilatare volumică al lichidului. Coeficientul C şi exponentul n depind
de valorile produsului rr PG aşa cum se arată în tabelul 5.1
Tabelul 5.1
G Pr r C n
10 5 103 3 .... 1.18 1/8
5 10 2 103 7 .... 0.57 1 4/
2 10 107 13 .... 0.135 1/3
Temperatura pT a peretelui interior al conductei se determină tot cu ajutorul formulei
(5.26) prin acelaşi procedeu.
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 39
Capitolul 6
TRANSPORTUL SUCCESIV AL PRODUSELOR
PETROLIERE PRIN CONDUCTE
În cazul în care dintr-un centru de prelucrare a petrolului brut produsele petroliere se
transportă în cantităţi mari în diverse centre de consum, se impune utilizarea în acest scop a
conductelor.
Dată fiind diversitatea produselor petroliere, nu este recomandabilă construirea de
conducte separate pentru fiecare produs, aceasta nefiind justificată economic decat pentru
cantităţi foarte mari. În general, este recomandabil ca în acest caz să se recurgă la transportul
tuturor produselor prin aceeaşi conductă, într-o anumită succesiune de unde şi denumirea de
transport succesiv.
Realizarea acestui gen de transport ridică o serie de probleme care vor fi examinate în
cele ce urmează.
6.1. CONTAMINAREA PRODUSELOR ÎN TRANSPORTUL SUCCESIV
Produsele petroliere fiind miscibile între ele, la contactul lor în conductă, în cadrul
transportului succesiv, se formează un anumit volum de amestec. Mecanismul de formare a
acestuia şi posibilităţile determinare prin calcul a valoriirii lui reprezintă o problemă de o
deosebită importanţă.
În afară de această contaminare normală, se mai produce şi o contaminare suplimentară,
datorită unor cauze diverse şi anume:
contaminarea datorită modului de operare în punctul terminal al conductei;
contaminarea datorită claviaturilor din staţia depompare şi din staţiile intermediare;
contaminarea datorită întreruperii pompării;
contaminarea datorită derivaţiilor conductei, dacă produsele au viteze diferite pe această
derivaţii.
Printr-o proiectarea corectă şi printr-o manipulare corespunzătoare a instalaţiilor,
contaminarea suplimentară poate fi redusă la minimum.
În ceea ce priveşte mediul în care se produce contaminarea normală, aceasta se
realizează, în cazul regimului laminar, atât datorită diferenţei moleculare, fenomen care
intervine şi în stare de repaos a fluidelor miscibile aflate în contact direct, cât şi ca urmare a
difuziei convective care apare numai în stare de mişcare. În regim turbulent, pe lângă difuzia
moleculară şi aceea convectivă, mai apare şi difuzia turbulentă, datorită fluctuaţiilor vitezei.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
40 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
În cazul unei conducte,difuzia moleculară şi cea turbulentă în direcţie radială au ca
efect, într-un timp relativ scurt, uniformizarea amestecului în secţiunea transversală a
conductei. În continuare, principalul mecanism de contaminare rămâne difuzia convectivă.
Aceasta depinde însă de repartiţia vitezei în secţiune transversală a conductei, care este mult
mai uniformă în regim turbulent decât în cel laminar. Ca urmare, creşterea în continuare a
volumului de amestec este mai accentuată în cazul regimului de mişcare laminar. Din punct de
vedere practic, aceasta înseamnă că este preferabil ca transportul succesiv să se realizeze în
regim turbulent.
Considerând, la un moment dat, că în conductă se află două produse, notate rezpectiv cu
1 şi 2, volumul aV al zonei de amestec dintre acestea are expresia
21 VVVa , (6.1)
1V respectiv 2V fiind volumele celor două produse.
Concentraţiile volumice c1 şi c2 sunt definite prin relaţiile
aa V
Vc;
V
Vc 2
21
1 (6.2)
şi se observă imediat că
121 cc . (6.3)
De aici rezultă că este suficient să se cunoască repartiţia concentraţiei unui singur
produs în zona de amestec dintre acestea. În continuare, vom ţine seama de această observaţie
şi vom considera că produsul 1 se află în conductă iar produsul 2 este introdus în urma
acestuia. Notând cu c concentraţia produsului 2 în zona de amestec, ne vom ocupa de
stabilirea legii de repartiţie a acestuia şi, în continuare, de determinarea volumului de amestec.
6.2. DETERMINAREA VOLUMULUI DE AMESTEC
Din consideraţiile precedente rezultă că, pentru cazul practic al transportului succesiv
prin conducte, studiul formării zonei de amestec între produse se poate efectua considerând
numai concentraţia medie a amestecului în secţiunea transversală a conductei.
Dacă în zona de amestec există masele m1 şi m2 ale celor două produse, masele specifice
fictive ale acestora au expresiile
222220
2111110
1 , cV
v
V
mc
V
v
V
m
aaaa
(6.4)
Pentru fiecare dintre cele două componente ale amestecului, ecuaţia de continuitate este
,2,1;0)v( 00
i
xt
iii (6.5)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 41
axa Ox coincizând cu axa conductei.
Deoarece produsele sunt incompresibile, din formulele (6.4) se obţine
,2,1;0)v(
i
x
c
t
c iii . (6.6)
Dacă se adună termen cu termen aceste ecuaţii şi se ţine seama de (6.3) rezultă o nouă
ecuaţie
0vv 2211
cc
x. (6.7)
Aşadar, viteza
2211 vvv ccm (6.8)
este constantă pe lungul conductei şi se observă uşor că este chiar viteza medie de transport.
Întroducând această viteză,se poate scrie ecuaţia (6.6) sub forma
2,1;vvv
ic
xx
c
t
cimi
im
i (6.9)
şi se observă că mărimea
,2,1;vv icj imii (6.10)
este fluxul componentului i, raportat la unitatea de suprafaţă dintr-o secţiune transversală a
conductei, care se deplasează cu viteza vm.
Deoarece este evident că 021 jj , fluxurile j1 şi j2 diferă numai prin semn.
În felul acesta, ecuaţia (6.9) se scrie
x
j
x
c
t
c iim
i
v (6.11)
şi poate fi utilizată dacă se cunoaşte expresia fluxului.
Din cercetările întreprinse de G. I. Taylor asupra acestei probleme, rezultă
x
cKj i
i
(6.12)
relaţie analogă cu legea lui Fick pentru difuzia moleculară. Din acest motiv, mărimea K se
numeşte coeficient efectiv de difuzie şi include, în regim laminar, atât efectul difuziei
moleculare, cât şi pe cel al difuziei convertive. De asemenea, în regim turbulent, în K este
cuprins şi efectul difuziei turbulente.
Dacă se admite că acest coeficient este constant, ecuaţia (6.11) devine
2
2
vx
cK
x
c
t
cm
, (6.13)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
42 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
unde am suprimat indicele, deoarece, datorită relaţiei (6.3), este suficient să se determine cum
variază, în funcţie de x şi de t, una din cele două concentraţii medii.
6.2.1. Determinarea variaţiei concentraţiei medii
Pentru găsirea soluţiei ecuaţiei (6.13), se face mai întâi schimbarea de variabile:
txxtt mv, 11 (6.14)
în urma căreia se obţine
2
2
x
cK
t
c
. (6.15)
Presupunând că în momentul iniţial conducta este umplută cu produsul 1 şi că în
secţiunea de intrare apare produsul 2, pentru stabilirea variaţiei concentraţiei acestuia din
urmă, c, se consideră conducta prelungită la ambele sensuri până la infinit. În aceste condiţii
concentraţia c(x,t) satisface condiţia iniţială
0xpentru0
0xpentru1)0,x(c . (6.16)
Soluţia ecuaţiei (6.15) cu condiţia iniţială (6.16) se găseşte cu uşurinţă dacă se face
schimbarea de variabilă
Kt
x
2
1 (6.17)
care duce la ecuaţia diferenţială ordinară
0d
d2
d
d2
2
cc (6.18)
cu condiţiile
01 c,;c, . (6.19)
Soluţia ecuaţiei (6.18) care satisface condiţiile (6.19) este
deMC (6.20)
fiind variabila de integrare, iar M o constantă ce trebuie determinată.
Având în vedere rezultatul cunoscut
de2
(6.21)
dacă se ţine seama de prima condiţie (6.19), se obţine soluţia
dec21
. (6.22)
Acest rezultat se mai poate scrie succesiv
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 43
0000d
21
2
1d
2
1dd
1 2222
eeeec (6.23)
şi dacă se introduce notaţia
erfe0
d2 2
. (6.24)
se ajunge la expresia concentraţiei medii sub forma
)1(2
1 erfc . (6.25)
Deoarece )(erf)(erf,)(erf 1 , este evident că ambele condiţii (6.19)
sunt satisfăcute. Revenind la variabilele iniţiale se obţine
kt
txerfc m
2
v1
2
1. (6.26)
6.2.2. Coeficientul efectiv de difuzie
Utilizarea rezultatului precedent propune cunoaşterea expresiei coeficientului efectiv de
difuzie K. În literatură există atât formule teoretice, cât şi formule experimentale care pot fi
luate în consideraţie în acest scop.
Astfel, pentru regimul laminar, cercetările menţionate mai înainte ale lui G.I. Taylor au
condus la formula
D
rDK m
48
v 20
2
, (6.27)
unde 0r este raza conductei, iar D - coeficientul de difuzie moleculară. Trebuie precizat că
această formulă a fost stabilită în ipoteza că lichidele care vin în conducte au aceeaşi masă
specifică şi aceeaşi vâscozitate.
Cercetările ulterioare (W.N. Gill, T. Oroveanu) au arătat că, pentru valori mici ale
timpului, coeficientul efectiv de difuzie nu este constant, ci o funcţie crescătoare în timp care
tinde spre o valoare constantă.
Pentru regimul turbulent, tot G.I. Taylor a dedus formula
0v56.3 rK m (6.28)
cu aceleaşi ipoteze ca şi mai sus, fiind coeficientul de rezistenţă hidraulică.
Alte formule, obţinute pe cale similară sunt
ScrK m
Re
194.741v178.3 0 (6.29)
dată de T. Oroveanu şi
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
44 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
32
0Re
6.1051
Re
4.231v56.3
ScScrk m (6.30)
stabilită de V.I. Maran.
În aceste formule, Sc este numărul lui Schmidt, definit prin
D
Sc
, (6.31)
fiind vâscozitatea cinematică şi D având aceeaşi semnificaţie ca şi mai înainte.
Menţionăm şi faptul că, la valori mici ale timpului, coeficientul efectiv de difuzie în
regim turbulent este o funcţie de timp, similară cu aceea corespunzătoare regimului laminar,
tinzâmd deci spre o valoare constantă atunci când timpul creşte.
Pentru eliminarea unor neajunsuri ale formulelor teoretice, au fost propuse, tot pentru
regimul turbulent, numeroase formule, rezultate din prelucrarea datelor experimentale.
Menţionăm astfel pe aceea a lui A.M. Asaturian
3
2
417 Re.K
(6.32)
numărul lui Reynolds Re având expresia obişnuită apoi formula dată de I.H. Hizghilov
54507603000 .Re.K
(6.33)
şi pe aceea stabilită Z. Aunicky
Re..d
l.
Re
.Kg
.lg81720104201lg7685220
0945229870
(6.34)
în care intervin lungimea l şi diametrul interior d al conductei.
În formulele precedente, vâscozitatea cinematică are expresia
4
231 , (6.35)
cu precizarea 21 , produsul notat cu 1 având deci vâscozitatea mai mare decât produsul
notat cu 2.
O formulă, tot cu caracter empiric, dar cu o structură puţin diferită este
141.06.3
07
4v1064.2
d
lrK m (6.36)
şi a fost stabilită de F. Sjenitzer.
6.2.6. Calculul volumului de amestec
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 45
Rezultatele precedente permit stabilirea unei formule pentru calculul volumului de
amestec format într-o conductă de transport succesiv.
Se consideră astfel argumentul soluţiei (6.26) şi se notează cu t0 timpul în care secţiunea
zonei de amestec cu concentraţia c=0.5 parcurge întreaga conductă.
Deoarece 0v tl m rezultă
k
l
kt
tt
kt
tl mmm v
2
1
2
)(v
2
v 0
, (6.37)
unde s-a introdus relaţia
0t
t . (6.38)
Mărimea
K
lPe mv
(6.39)
este adimensională şi se numeşte numărul lui Péclet de difuzie.
În regim turbulent, lungimea zonei de amestec este mică faţă de lungimea conductei
reprezentând circa 1% din aceasta. Ca urmare, timpul t în care o secţiune oarecare a zonei de
amestec ajunge în secţiunea finală a conductei nu diferă mult de t0 şi prin urmare, în (6.37) se
poate aproxima 1 ceea ce duce la
zRek
lm
2
1v
2
1. (6.40)
Prin urmare, variaţia în timp a concentraţiei medii a produsului 2 în secţiunea finală a
conductei are expresia
Reerfc
2
11
2
1 (6.41)
sau
zerfc 12
1. (6.42)
Această ultimă expresie este reprezentată în figura 6.1
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
46 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
Figura 6.1
Pentru stabilirea volumului de amestec ce curge prin secţiunea finală a conductei, în
intervalul de timp dintre t1 şi t2 avem expresia
)tt(QVa 12 (6.43)
şi mai departe se poate scrie
12120
1212 )(1
)(v
)(
ttt
ttAl
Att
V
Q
V
V m
cc
a , (6.44)
unde Vc este volumul conductei şi A - aria secţiunii transversale a acesteia.
Din (6.40) rezultă însă
Re
z21 (6.45)
şi prin urmare formula (6.44) devine
Re
zz
V
V
c
a 212
. (6.46)
Pentru utilizare acestei formule, care dă valoarea volumului de amestec raportată la
volumul conductei, este necesar să se determine valorile z1 şi z2.
Se precizează că volumul de amestec nu se consideră pentru valorile extreme ale
concentraţiei c, care sunt 0 şi 1, ci se admite a oarecare contaminare a celor două produse.
Se notează, prin urmare, cu 1c concentraţia admisibilă a produsului 2 în produsul 1 şi
cu 2c – concentraţia admisibilã la care produsul 2 poate fi considerat curat.
Între aceste limite se determinã volumul de amestec (figura 6.2.), iar din (6.42) rezultã
)()( czarg,czarg 11
22 2121 (6.47)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 47
Fig. 6.2
Valorile argumentelor z2 şi z1 pot fi obţinute din tabele pentru funcţia arg z2.
În tabelul 6.1. sunt date valorile argumentului z pentru diferite valori ale concentraţiei c,
conform relaţiilor (6.47).
Alegând dintre valorile concentraţiei c pe cele care corespund limitelor 2c şi 1c
rezultã z2 şi z1.
Tabelul 6.1.
c(1)
c(2)
z c(1)
c(2)
z
0,01 0,99 1,645 0,10 0,90 0,906
0,02 0,98 1,452 0,15 0,85 0,733
0,03 0,97 1,330 0,20 0,80 0,593
0,04 0,96 1,238 0,25 0,75 0,477
0,05 0,95 1,163 0,30 0,70 0,371
0,06 0,94 1,099 0,35 0,65 0,272
0,07 0,93 1,044 0,40 0,60 0,180
0,08 0,92 0,994 0,45 0,55 0,089
0,09 0,91 0,948 0,50 0,50 0
Se observã cã, dacã aceste valori au suma egalã cu unitatea, de exemplu c(2)
=0,99 şi
c(1)
=0,01 , c(2)
=0,98 şi c(1)
=0,02 etc. diferenţa este
zzz 221 (6.48)
şi formula (6.46) devine
ec
a
PV
V 14 . (6.49)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
48 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
Putem arãta acum şi cantitativ de ce este preferabil ca transportul succesiv să se
efectueze în regim turbulent. Aplicând formula (6.46) pentru regimul laminar şi cel turbulent ,
între aceleaşi limite de concentraţii admisibile, rezultã
t
l
el
et
ta
ta
K
K
P
P
V
V . (6.50)
Raportul t
l
K
Keste însã mult mai mare decât unitatea. Astfel dacã se ia în considerare
formula (6.29) în care se neglijeazã termenul aditiv D şi formula (6.30) rezultã
rD
r
K
K m
t
l
88,170
v 0 . (6.51)
Alegând ro=0,25 m, vm = 1 m/s, D= 10-8
m2/s, =0,03, rezultã
t
l
K
K=845673 şi
ta
la
V
V=919.
Aşadar, dacã în regim turbulent volumul de amestec reprezintã 0,01 Vc, în regim laminar
rezultã un volum de amestec egal cu 9,19 Vc.
Acest exemplu are un caracter strict ilustrativ, rezultatul calculului precedent depinzând
atât de proprietãţile celor douã produse, cât şi de caracteristicile conductei şi de debit.
6.6. DETERMINAREA NUMÃRULUI OPTIM DE CICLURI DE POMPARE
Din consideraţiile precedente, rezultã cã la transportul succesiv, pomparea produselor
trebuie sã se efectueze într-o anumitã ordine, în special pentru a se evita contactul între
produse cu vâscozitãţi sensibil diferite. În felul acesta , se realizeazã o reducere a volumului
de amestec.
Dacã pe o conductã se transportã m produse diferite, iar ordinea 1,2,3,…,m-1,m şi apoi
în ordinea inversã m-1,…,3,2, cu respectarea condiţiei ca proprietãţile fizico-chimice ale
produselor ce vin în contact sã fie cât mai puţin diferite, se realizeazã astfel ceea ce se
numeşte un ciclu de pompare (figura 6.3) în care numãrul n de contacte între produse este
n=2(m-1) (6.52)
Figura 6.3
Pentru a face posibile realizarea corectã a ciclurilor de pompare este necesar ca în
punctul iniţial al conductei sã se gãseascã un parc de rezervoare în care se depoziteazã
produsele ce urmeazã a fi pompate. De asemenea, în punctul final al conductei trebuie sã se
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 49
gãseascã un parc de rezervoare similar pentru a se asigura alimentarea continuã cu produse a
consumatorilor.
În cazul în care numãrul anual de cicluri de pompare este mic, într-un ciclu se transportã
cantitãţi mari din fiecare produs, astfel încât este necesar ca în punctul iniţial al conductei sã
existe capacitãţi mari de depozitare pentru produse. În acelaşi timp, frecvenţa cu care se
pompeazã fiecare produs este micã şi prin urmare alimentarea continuã a consumatorilor nu se
poate asigura decât cu ajutorul unor capacitãţi de depozitare mari în puctul final al conductei.
Se observã însã cã, dacã numãrul annual de cicluri de pompare este mic, numãrul de
contacte dintre produse se micşoreazã şi prin urmare volumul de amestec scade.
În concluzie, un numãr anual mic de cicluri de pompare duce la economii în ceea ce
priveşte depozitarea şi reprelucrarea volumului de amestec, dar sporeşte investiţiile şi
cheltuielile de exploatare pentru parcurile de rezervoare de produse.
În cazul în care numãrul anual de cicluri de pompare este mare, într-un ciclu se
transportã cantitãţi mici din fiecare produs, ceea ce face ca în punctul iniţial al conductei sã fie
necesare capacitãţi de depozitare, de asemenea, mici, pentru produse. Tot astfel, deoarece
frecvenţa cu care se pompeazã fiecare produs este mare, în punctul final al conductei
alimentarea continuã a consumatorilor se realizeazã cu ajutorul unor capacitãţi de depozitare
mici. În schimb, dacã numãrul anual de cicluri de pompare este mare, numãrul de contacte
dintre produse creşte, ceea ce va avea ca efect sporirea volumului de amestec.
Aşadar, un numãr anual mare de cicluri de pompare duce la economii în ceea ce priveşte
investiţiile şi cheltuielile de exploatare pentru parcurile de rezervoare de produse, dar sporeşte
cheltuielile referitoare la depozitarea şi revalorificarea volumului de amestec.
Din consideraţiile precedente rezultă numărul anual optim de cicluri de pompare se
poate găsi luând în considerare aspectele semnalate.
Astfel, dacă se notează cu kT timpul în care se pompează o singură dată produsul k în
cadrul unui ciclu, timpul în care se realizează un ciclu este
1
21121 22
m
kmkmmk ttttt....ttT (6.53)
deoarece produsele 1 şi m nu se pompează decât o singură dată în fiecare ciclu (figura 6.3).
Pentru a da tratării acestei probleme o mai mare generalitate, care corespunde de altfel
cu situaţiile reale, se presupune că pe traseul conductei există r centre de consum alimentate
cu produse din conductă.
Se consideră mai întâi necesităţile de depozitare pentru produsul 1. Pe durata unui ciclu,
timpul în care se pompează celelalte produse este
1
21 2
m
kmkk tttT . (6.54)
Dacă se notează cu iQ1 debitul de produs 1 în punctul iniţial, capacitatea de depozitare
pentru acest produs în punctul iniţial este deci
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
50 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
111 tTQV kii (6.55)
iar în punctul final
111 tTQV kff
(6.56)
fQ1 fiind debitul de produs 1 în punctul final. De asemanea, dacă se notează cu
jQ1 debitul de
produs 1 în unul dintre cele r centre de pe traseu, capacităţile de depozitare pentru acest
produs au expresia
r
jk
jr
j
jTTQV
111
11 (6.57)
pentru toate produsele, rezultă deci următoarele capacităţi de pompare
m
ppk
ip
m
p
ip tTQV
11
(6.58)
în punctul iniţial
r
j
r
j
m
ppk
ip
m
p
jp tTQV
1 1 11
(6.59)
în punctele de pe traseu corespunzând celor r centre de consum
m
ppk
fp
m
p
fp tTQV
11
(6.60)
în punctul final.
Aşadar, volumul total al rezervoarelor pentru cele m produse este
m
ppk
fp
m
p
r
j
m
ppk
jppk
ip tTQtTQtTQV
11 1 10 . (6.61)
Dacă se notează cu K numărul anual de cicluri de pompare, cu 0N numărul de zile dintr-
un an în care se pompează produse în conductă şi cu pN numărul de zile dintr-un an în care
se transportă produsul 1p rezultă
K
Nt;
K
NT
ppk 0 (6.62)
şi formula (6.61) devine
k
BNNQNNQNNQ
kV
m
p
r
j
m
p
m
pp
fpp
jpP
iP
1 1 1 10000
1. (6.63)
(în acest calcul timpul trebuie considerat în zile, iar debitul, în metri cubi pe zi).
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 51
Notând cu if pierderea care rezultă din contactul a două produse în cadrul unui ciclu,
suma
n
iifF
1
, (6.64)
în care n este numărul de contacte între produse conform (6.52), reprezintă pierderile totale,
datorate amestecului dintre produse, în cadrul unui ciclu.
Pe de altă parte, volumul aV al rezervoarelor de amastec are expresia
kVV kaa , (6.65)
în care kaV este volumul de amestec realizat în cadrul unui ciclu ce nu se poate repartiza în
rezervoarele de produse, în urma secţionării amestecului.
Pentru a stabili numărul optim de cicluri de pompare în cursul unui an, se consideră
costurile reduse (anuale) aC a căror expresie este
kFVVEAIC aa 0 , (6.66)
unde I reprezintă costul specific de investiţii pe unitatea de volum utilă a rezervoarelor, A
coeficientul de amortizare anuală a acestora şi E cheltuielile de exploatare anuale raportate la
aceeaşi unitate de volum. După ce se înlocuiesc volumele 0V şi aV cu expresiile lor (6.61) şi
(6.65), se calculează derivata lui aC în raport cu k şi se egalează cu zero obţinându-se astfel
2
1 1 100
10
1
d
d
kNNQNNQNNQEAI
k
C r
j
m
p
m
pp
fpp
jp
m
pp
ip
a
0 FVEAI ka (6.67)
sau, dacă se ţine seama de notaţia introdusă în (6.63)
0d
d
2 FVEAI
k
BEAI
k
Cka
a . (6.68)
Rezultă de aici
FVEAI
EAIBK
ka
, (6.69)
adică numărul de cicluri pentru care expresia (6.66) are valoarea minimă. Se observă imediat
că este vorba de un minim al acestei expresii deoarece
02d
d
22
2
k
BEAI
k
Ca . (6.70)
Prin urmare numărul optim de cicluri de pompare determinat prin formula (6.69) este
cel optim.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
52 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
Cunoscând cantităţile din fiecare produs ce trebuie pompat anual, se poate determina
numărul anual pN de zile de pompare pentru toate produsele (p=1,2,….,m). În continuare, din
a doua formulă (6.62), rezultă timpul afectat pompării fiecărui produs în cadrul unui ciclu.
Apoi, formula (6.53) permite să se calculeze durata unui ciclu şi din prima formulă (6.62) se
obţine numărul 0N de zile dintr-un an în care se pompează produse.
Din formula (6.61) se determină, în cele din urmă, volumul optim al rezervoarelor
pentru toate produsele şi pentru fiecare produs în parte, în punctul iniţial, în punctul final şi în
punctele care corespund centrelor de consum de pe traseul conductei.
6.4. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTEI ÎN CAZUL
TRANSPORTULUI SUCCESIV
În cazul transportului succesiv, numărul de staţii de pompare se determină pentru
produsul care dă cea mai mare cădere de presiune pe lungimea conductei. În continuare,
determinarea diametrului interior optim din punct de vedere economic se poate face prin
oricare din metodele utilizabile atunci când se transportă un singur produs.
Atunci când se utilizează metoda comparării variantelor, se efectuază pentru fiecare
diametru în parte şi determinarea numărul optim de cicluri de pompare, respectiv a
capacităţilor optime de depozitare a produselor. Dacă diametrul optim din punct de vedere
economic se stabileşte printr-o altă metodă, numărul optim de cicluri de pompare se
determină, evident, numai pentru aceasta.
Pompele din staţii trebuie astfel alese încât punctul lor de funcţionare pentru fiecare
produs în parte, să se găsească în zona din vecinătatea randamentului maxim.
6.5. MĂSURI PENTRU MICŞORAREA VOLUMULUI DE AMESTES LA
TRANSPORTUL SUCCESIV
Aşa cum s-a menţionat înainte, în cazurile în care transportul succesiv se efectuază în
regim turbulent, volumul de amestec realizat prin contactul direct a două produse reprezintă
0.5 - 1% din volumul total al conductei. Pentru o conductă de dimensiuni obişnuite dar de
lungime suficient de mare, aceasta poate reprezenta câteva sute de metri cubi. În anumite
împrejurări, ca de exemplu la oprirea transportului, volumul de amestec poate creşte până la
două sau trei ori faţă de valoarea nominală.
Apare deci necesitatea de a se lua măsuri în vederea micşorării volumului de amestec în
cazul transportului succesiv. Unele dintre aceste măsuri rezultă din consideraţiile precedente
şi anume realizarea transportului succesiv în regim turbulent şi alegerea unei succesiuni
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 53
judicioase a produselor în cadrul unui ciclu. De asemenea, pentru micşorarea volumului de
amestec iniţial, este necesar să se introducă în instalaţii ventile cu închidere şi deschidere
rapidă.
Pentru a reduce şi mai mult volumul de amestec, se utilizează separatoare care nu permit
contaminarea directă între două produse ce se transportă succesiv. Aceste separatoare pot fi
lichide sau solide.
În calitate de separator lichid se poate întrebuinţa un produs oarecare, sau un amestec
din două produse, sau se introduce în conductă sub formă de tampon între produsele care se
transportă succesiv. Acestea difuzează în lichidul care formează tamponul şi dacă acesta este
ales în mod corespunzător, valorificarea amestecului se realizează mai uşor decât în cazul
contactului direct.
Volumul VT al unui astfel de tampon se poate determina, orientativ, cu ajutorul formulei
Pe
VV c
T 2 . (6.71)
Separatoarele solide (mecanice), care prezintă o varietate destul de mare de forme
constructive, sunt introduse de asemenea între două produse care se transportă succesiv.
Aceste separatoare trebuie să se afle în contact direct cu suprafaţa interioară a conductei
pentru a împiedica amestecul produselor între care sunt introduse. Eficacitatea separatoarelor
solide depinde de astfel în mare măsură siguranţa realizării contactului cu suprafaţa interioară
a conductei în tot timpul mişcării lor.
Dintre numeroasele forme constructive se utilizează mai frecvent separatoarele sferice şi
separatoarele în manşetă (figura 6.4).
Sferele şi manşetele sunt construite din materiale elastice, rezistente la uzură, în general
din cauciuc rezistent la acţiunea produselor transportate sau din polimeri.
Separatoarele sferice sunt umplute în interior cu un lichid sub presiune determinată,
astfel încât să se asigure contactul cu suprafaţa interioară a conductei.
Figura 6.4
În figura 6.5 este reprezentată schematic o instalaţie pentru lansarea şi primirea
separatoarelor sferice la o conductă. Camera de lansare 1, înclinată cu un unghi, este închisă
cu un capac 2, de construcţie specială. La capătul opus, camera 1 este racordată la teul 6.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
54 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
Figura 6.5
Întroducerea succesivă a separatoarelor sferice în teul 3 este realizată cu ajutorul
mecanismului 4, reprezentat în figura 6.6
Figura 6.6
După aceea, separatorul intră în conductă, sub acţiunea gravitaţiei sau a presiunii,
trecerea lor fiind indicată prin semnalizatorul 5. Camera de primire 6 se montează tot înclinat
şi are una sau două linii de derivaţie. Lichidul din camera de primire, după sosirea
separatoarelor, este evacuat cu ajutorul pompei 7. Sosirea separatoarelor este indicată prin
semnalizatorul 5.
Pentru a se obţine o separare a produselor nu este suficient un singur separator, ci cel
puţin două sau trei, pentru a se separa şi zona amestecului iniţial. Nu se recomandă mărirea
numărului de separatoare peste patru sau cinci deoarece nu se mai obţine o reducere
semnificativă a volumului de amestec. Utilizarea separatoarelor sferice conduce la o reducere
cu 20 - 40% a volumului de amestec sau chiar cu 50% dacă transportul este corect organizat.
Uzarea separatoarelor la contactul cu peretele interior al conductei, existenţa
cordoanelor de sudură a ţevilor şi amestecului iniţial sunt principalele cauze care împiedică o
separare completă a produselor transportate succesiv.
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 117
Capitolul 6 - CONTINUARE
TRANSPORTUL FLUIDELOR BIFAZICE
PRIN CONDUCTE
În schelele de extracţie petrolul brut este transportat prin conducte de la sonde la
parcurile de separatoare, iar apoi la depozitul central. De la sonde până la punctele de
separare, prin conducte circulă un lichid bifazic constituit din faza lichidă reprezentată de
petrolul brut şi apă şi faza gazoasă reprezentată de gazele libere care au ieşit din soluţie ca
urmare a scăderii presiunii.
Mişcarea unui sistem fluid bifazic printr-o conductă este complexă şi este influenţată
atât de proprietăţile fizice ale celor două faze cât şi raportul dintre acestea. Majoritatea
rezultatelor privind curgerea unui fluid bifazic printr-o conductă existente în literatura de
specialitate au fost obţinute experimental. Multe dintre corelaţiile empirice existente sunt
reprezentate grafic sub forma unor nomograme.
Pentru scopuri practice, se recomandă, în cazul sistemului aer-apă sau al sistemelor
asemănătoare, utilizarea hărţii reprezentate în figura 6.1, stabilită de G. W. Govier şi M. M.
Omer pe baza observaţiei că proprietăţile şi diametrul conductei afectează în mică măsură
tipul curgerii.
Figura 6.1. Harta sistemului aer-apă
R.W.Lockhart şi R.C. Martinelli au stabilit o astfel de corelaţie frecvent utilizată în
studiul transportului fluidelor bifazice prin conducte. În acest scop a fost definit parametrul
specific metodei X dat de
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
118 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
sg
ls
l
p
l
p
X
(6.1)
unde lsl
p
este gradientul de presiune dacă lichidul ar curge singur prin conductă
2
v12lsl
slls dl
p
(6.2)
iar sgl
p
este gradientul de presiune dacă gazele ar curge singure prin conductă
2
v12sgg
sgsg dl
p
. (6.3)
Relaţia (6.1) devine:
sgg
sll
sg
slX
v
v, (6.4)
unde vsl este viteza lichidului dacă ar curge singur, vsg este viteza gazelor dacă ar curge
singure, l este densitatea fazei lichide iar g este densitatea fazei gazoase.
Căderea de presiune în curgerea bifazică pentru conducte orizontale poate fi calculată
prin metoda propusă de Lockhart şi Martinelli, metodă ce are la bază ipoteza că în faza lichidă
şi în cea gazoasă gradienţii de presiune au aceeaşi valoare, adică:
2
v12ll
ll
b dl
p
, (6.5)
2
v12
.
gg
gg
b dl
p
, (6.6)
în care bl
p
este gradientul de presiune în curgerea bifazică, l , g sunt coeficienţii de
rezistenţă hidraulică longitudinală pentru fazele lichidă şi respectiv gazoasă, vl , vg sunt
vitezele medii de curgere a fazelor lichidă, respectiv gazoasă, dl , dg diametrele hidraulice al
secţiunilor de curgere a fazei lichide, respectiv gazoase. Vitezele mediei de curgere se
calculează cu ajutorul relaţiilor:
le
ll
d
M
2
4v ,
gg
g
d
M
2g
4v , (6.7)
unde Ml este debitul masic al fazei lichide, Mg - debitul masic al fazei gazoase, , sunt
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
Capitolul 6 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 119
coeficienţi ce ţin seama de mişcare relativă între cele două faze. Coeficienţii l şi g pot fi
calculaţi cu relaţii de tipul celei propuse de Blazius:
n
ll
l
l
nl
ll
d
M
BB
4Re;
m
glg
g
g
mg
gg
d
M
BB
4Re (6.8)
unde Rel este numărul Reynolds pentru faza lichidă, Reg - numărul Reynolds pentru faza
gazoasă, Bl, Bg, m, n - constante, l - viscozitatea dinamică a fazei lichide, g - viscozitatea
dinamică a fazei gazoase.
Pe baza relaţiilor menţionate pot fi scrise expresiile parametrilor adimensionali l şi g
corespunzători celor două faze, respectiv:
2
22
-5
2
2
2
v
2
v
nn
lslsl
ll
l
l
sl
bl
d
d
d
d
l
p
l
p
, 2
22
-5
mm
g
sg
bg
d
d
l
p
l
p
(6.9)
Lockhart şi Martinelli au arătat că atât l şi g sunt funcţii de parametrul X şi de
regimul de curgere atât pentru faza lichidă cât şi pentru faza gazoasă.
Regimurile de curgere se pot stabili cu ajutorul numărului Reynolds, corespunzător
celor două faze:
l
sll
d
vRe ,
g
sgg
d
vRe . (6.10)
Datele experimentale au condus la identificarea a patru domenii de mişcare:
laminar-laminar, pentru Rel<1000; Reg<1000,
laminar- turbulent, pentru Rel<1000; Reg>1000,
turbulent-laminar, pentru Rel>1000; Reg<1000,
turbulent-turbulent, pentru Rel>1000; Reg>1000.
Corespunzător acestor domenii, parametrilor l şi g li se asociază indicii ll, lt, tl şi tt.
Valorile parametrilor l şi g în funcţie de parametrul X sunt redate în diagrama fig. 6.2.
Figura 6.2. Diagrama Lockhart şi Martinelli.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
120 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Capitolul 6
Există şi expresii teoretice pentru lll şi gll în funcţie de parametrul X şi anume
2
11
xlll ; 21 xgll . (6.11)
Datele experimentale au arătat însă că întotdeauna căderea de presiune este mai mare
faţă de corelaţiile R, W. Lockhart şi R. C. Martinelli dacă se utilizează aceste relaţii. Pentru
calculul lui l s-a propus şi ecuaţia
2
2 11
XX
Cl , (6.12)
care dă rezultate apropiate de corelaţiile lui Lockhart şi Marlinelli, C fiind o constantă cu
următoarele valori: 20 pentru curgere turbulent-turbulentă, 12 pentru curgere laminar-
turbulentă, 10 pentru curgere turbulent-laminară şi 5 pentru curgere laminar-laminară.
Pentru calculul parametrului g pot fi utilizate şi corelaţiile propuse de O. Baker,
aplicabile doar pentru curgerea turbulent-turbulentă, respectiv Rel >> 1000 şi Reg > 1000, care
sunt:
pentru mişcarea de tip faze stratificate:
8,0
2337,78
sl
gW
X ; (6.13)
pentru mişcarea de tip bule alungite:
17,0
855,08899,8
sl
gW
X ; (6.14)
pentru mişcarea de tip bule dispersate:
1,0
75,03371,7
sl
gW
X ; (6.15)
pentru mişcarea dop:
8,0
2337,78
sl
gW
X ; (6.16)
pentru mişcarea de tip ceaţă inelară :
g = (4,8 - 12,3031 d) X(0,343 – 0,021d)
, (6.17)
unde d este diametrul conductei, în metri, iar Wsl viteza masică a fracţiei lichide exprimată în
kg/m2s.
Pentru conductele rugoase, rezultatele obţinute sunt de precizie îndoielnică şi din acest
motiv corelaţiile obţinute pentru conductele netede se aplică şi la calculul căderii de presiune
la conducte rugoase.
Capitolul 5 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 77
Curs 7
TRANSPORTUL GAZELOR PRIN CONDUCTE
7.1. CALCULUL CĂDERII DE PRESIUNE ÎNTR-O CONDUCTĂ DE GAZE
Calculul pierderii de presiune într-o conductă de gaze este deosebit de important pentru
alicaţiile practice. Privită sub aspectul ei teoretic general, problema este foarte dificilă şi nu
poate fi rezolvată dacă nu se recurge la unele ipoteze simplificatoare, acceptabile din punct de
vedere al exactităţii calculelor. În cele ce urmează se stabilesc formulele utilizate în mod
curent pentru calculul conductelor de gaze.
Ca punct de plecare vom considera ecuaţia lui Bernoulli sub formă diferenţială şi
corectată cu termenul corespunzător pierderii de energie
0d
2
vddvv
2
d
xp. (7.1)
Din ecuaţia de continuitate rezultă
11vv
indicele 1 referindu-se la intrarea în conductă, iar din ecuaţia de stare ZRT/p rezultă
p
ZRTp11
11 vv
v
. (7.2)
Prin diferenţierea formulei (7.2) se obţine
p
p
T
T
Z
Z ddd
v
dv . (7.3)
De asemenea se obţine pe aceeaşi cale
ZRT
p21
21
2 v
1
v
1
(7.4)
şi ecuaţia (7.1) devine
0dv
d2ddd2
21
21
x
dZRT
pp
p
p
T
T
Z
Z
. (7.5)
Pentru a elimina masa specifică 1 şi viteza v1 din această ecuaţie se introduce debitul
volumic corespunzător condiţiilor de intrare, Q1, şi QN, cel corespunzător condiţiilor stării
normale K16273Pa1001331 5 .T;.p NM , de unde se obţine
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
78---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
N
MM
N QpTZ
pTZQ
1
111 . (7.6)
Prin urmare după câteva calcule simple ecuaţia (7.5) devine
0dd
8
ddd2
22
225
xT
Z
pp
Qp
RTZdT
p
p
T
T
Z
Zd
NN
NM
. (7.7)
Constanta R se înlocuieşte cu constanta aR a aerului sub forma
aa
g
a RRR
(7.8)
unde este densitatea relativă a gazului, obţinându-se
0dd
8
ddd2
22
225
xT
Z
pp
Qp
TRZdT
p
p
T
T
Z
Zd
NN
NaM
. (7.9)
Integrarea acestei ecuaţii este dificilă şi din acest motiv se va face o ipoteză
simplificatoare.
Se acceptă o evoluţie a gazului izotermică (T=ct) de unde se obţine
Z
Z
p
pd
Z
pp
Qp
TRZdx
NN
NaM dd2d
8d
22
225
. (7.10)
Dacă admitem că şi coeficientul de pierderi de sarcină este constant şi factorul de
abatere Z se poate calcula ca o valoare medie mZ , pe întreaga conductă rezultă
12
2122
21
22
225
ln2
28 pZ
pZdpp
ZQp
TRZdl
mNN
NaM
(7.11)
În general, termenul 21
12ln2
pZ
pZd
este mic faţă de l, aşa că se poate utiliza formula
simplificată
2
122
21
2
28
pp
ZlT
dR
p
TZdQ
m
a
M
NNN
. (7.12)
Dacă admitem 1NZ se obţine
522
21
4d
lTZ
pp
p
RTQ
mM
aMN
(7.13)
şi dacă se introduce notaţia
M
aM
p
RTk
4
(7.14)
rezultă
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 79
522
21 d
lTZ
ppkQ
m
N
, (7.15)
respectiv
2
52
22
21
1N
m Qd
lTZ
kpp
. (7.16)
Dacă considerăm K16273Pa1001331 5 .T,.p mN ,precum şi valoarea constantei
aerului J/kgK041287.Ra , rezultă 0358810.K . Pentru K16288.TN rezultă
0378520.K , iar pentru K16293.TN se obţine 0385080.K
Formulele (7.15) şi (7.16) prezintă avantajul simplităţii dar, pentru intervale mari ale
presiunilor 21 p;p pot conduce la erori importante.
În ceea ce priveşte coeficientul de rezistenţă care apare în formulele stabilite, nu
există nici o deosebire de principiu între conductele de lichide şi cele de gaze. Prin urmare,
formulele prezentate în capitolul 1 pentru coeficientul , sunt valabile şi pentru conductele de
gaze.
În literatura de specialitate sunt propuse diferite formule care au fost stabilite
experimental, dar în cele din urmă s-a impus punctul de vedere exprimat mai sus.
Presiunea într-o secţiune oarecare transversală a conductei rezultă din formula
xQd
TZ
Kpp N
m 2
52
21
2 1
(7.14)
şi prin urmare presiunea variază parabolic în funcţie de distanţa x (fig. 7.1)
Figura 7.1
Dacă se introduce pentru simplificare notaţia
52
1
d
TZ
KC m
(7.15)
rezultă
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
80---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
xCQpp N22
1 (7.16)
şi din (7.15) rezultă
l
ppCQN
22
212
. (7.17)
Formula (7.16) devine
l
xpppp 2
221
21 , (7.18)
iar presiunea medie din conductă are expresia
l
m xl
xppp
lp
0
22
21
21 d
1 (7.19)
şi are valoarea
21
22
122
21
32
31
3
2
3
2
pp
pp
pp
pppm . (7.20)
În calculele efectuate s-a considerat Z constant. aceasta este o aproximaţie deoarece Z
depinde de temperatură şi de presiune.
În figura 7.2 se prezintă variaţia lui Z în funcţie de temperatura redusă şi presiunea
redusă
c
r
c
rp
pP;
T
TT (7.21)
unde cT şi cp sunt parametrii critici ai gazului.
De asemenea, pot fi utilizate relaţii de calcul ca aceea a lui Adamov
pt..
Z410270421
1
(7.22)
unde t este temperatura în grade Celsius, iar presiunea p în atmosfere.
Pentru gazele naturale, la o bună concordanţă cu datele experimentale duce şi formula
lui Berthelot
2
2
61128
91
T
T
T
T
p
pZ cc
c
(7.23)
În tabelul 7.1 sunt prezentate, pentru mai multe gaze din cele mai des întâlnite în
practică, valorile parametrii critici şi valoarea corespunzătoare a factorului de
compresibilitate, notată cu cZ .
Se observă că aceasta din urmă este mult inferioară unităţii, ceea ce confirmă observaţia
de mai sus.
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 81
Figura 7.2
Tabelul 7.1
T Kc
Pa10p 5
c
Zc
metan 191 47.8 0.290
etan 306 48.2 0.284
propan 370 42.0 0.276
n-butan 425 37.5 0.274
izobutan 408 36.0 0.282
izopentan 461 32.9 0.268
etilenă 282 50.0 0.268
propilenă 365 47.6 0.276
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
82---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
7.2. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR COMPLEXE DE GAZE
După funcţia pe care o îndeplinesc, conductele pot fi clasificate în conducte colectoare,
conducte magistrale şi conducte de distribuţie.
Conductele sau reţelele colectoare sunt întâlnite în exploatările de ţiţei sau gaze. Gazele
după separarea de ţiţei sunt preluate de colectorul de gaze care se termină într-un punct în care
există o staţie de purificare şi măsurare a gazelor.
Conductele magistrale sunt destinate transportului gazelor la distanţe mari. Dacă gazele
au o presiune proprie sufucientă pentru asigurarea transportului, diametrul conductei rezultă
din considerente economice, iar dacă nu este necesar să se recurgă la comprimarea gazelor în
staţii de comprimare.
Conductele de distribuţie asigură transportul gazelor de la staţiile de distribuţie la
diferiţi consumatori. Formulele stabilite mai înainte sunt utilizate pentru conducte simple de
gaze, formate dintr-un singur fir de ţevi cu diametrul interior d constant şi având debitul NQ ,
de asemenea, constant. Dacă cel puţin una dintre caracteristicile conductelor simple nu este
respectată avem de-a face cu conducte complexe, care pot fi serie, paralel sau cu ramificaţie.
Pentru evitarea unor mari complicaţii de calcul, se vor considera formulele simplificate
(7.15) şi (7.16) scrise sub formă compactă şi anume
522
21 d
l
ppAQN
(7.24)
respectiv
lQd
Bpp N2
5
22
21
(7.25)
unde
TZ
R
p
T
TZ
KA
m
a
M
M
m
; 2
1
AB .
7.2.1. Conducte de gaze în serie
Conductele de gaze în serie sunt formate, ca şi acelea pentru lichide (fig. 7.3), dintr-un
singur şir de ţevi alcătuit din mai multe tronsoane cu lungimi şi diametre interioare diferite
Figura 7.3
Având în vedere faptul că debitul de gaze transportat este NQ , pentru tronsonul i, se
poate scrie
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 83
iN
i
iii lQ
dBpp 2
5
21
2 (7.26)
şi prin însumare (i=1,2,.....,n) se obţine
n
i i
iiNn
d
lBQpp
15
221
21
(7.27)
respectiv
n
i i
ii
nN
d
l
ppAQ
15
21
21
. (7.28)
Putem defini şi aici conducta simplă echivalentă prin relaţia
n
i i
e
i
ii
d
l
d
l
155
, (7.29)
unde
n
i
ill1
, (7.30)
formulă din care se poate determina diametrul conductei echivalente dacă se cunoaşte regimul
de mişcare a gazelor pentru a se putea introduce expresia corespunzătoare a coeficientului de
rezistenţă .
7.2.2. Conducte de gaze în paralel
Figura 7.4
Pentru un sistem complex de conducte în paralel (vezi figura 7.4), notând cu iNQ debitul
de gaze transportat prin una din cele n conducte (i-1,2,....,n) debitul total are expresia
n
i
NiN QQ1
(7.31)
pentru fiecare conductă în parte se poate scrie
liQd
Bpp Ni
i
i 2
5
22
21
(7.32)
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
84---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
de unde rezultă
ii
iNi
l
dppAQ
522
21 (7.33)
şi prin urmare
n
i ii
iN
l
dppAQ
1
522
21
(7.34)
respectiv
2
1
5
222
21
n
i ii
i
N
l
d
QBpp
. (7.35)
Se poate defini o conductă echivalentă prin formula
eN
e
e lQd
Bpp 2
5
22
21
(7.36)
şi prin comparare cu (7.35) se obţine
52
1
5
1
e
ee
n
i ii
id
l
l
d
. (7.37)
Lungimea conductei echivalente poate fi definită în diferite moduri, fie ca suma
lungimilor il , fie egală cu acestea.
Stabilirea corectă a regimului de mişcare, în funcţie de care se calculează coeficientul
i se poate face însă numai după ce se va determina debitul NiQ care însă este necunoscut,
problema nu este determinată. Rezolvarea ei se poate face prin încercări, presupunând regimul
de mişcare din fiecare conductă, respectiv i . După calcularea pe această cale a debitelor
NiQ se verifică dacă regimul de mişcare a fost ales corespunzător, iar dacă nu se reia calculul.
7.2.3. Conducte cu ramificaţii
În numeroase cazuri, în diferite puncte ale unei conducte se colectează sau se distribuie
anumite cantităţi de gaze. În primul caz, conducta este un colector de gaze, iar în al doilea un
distribuitor. Indiferent de situaţie, pe un tronson oarecare i, cu lungimea l i şi diametrul interior
id , pe care se vehiculează debitul NiQ (vezi figura 7.5), avem
52
12
i
ii
iiNi d
l
ppAQ
(7.38)
sau
2
5
21
2Ni
i
iiii Q
d
lBpp
. (7.39)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 85
Figura 7.5
Prin alicarea acestei ultime formule la toate tronsoanele şi prin însumare se obţine
n
i
Ni
i
iin Q
d
lBpp
1
2
5
21
21
. (7.40)
Presiunea în punctul final al unui tronson m, notată 1mp se poate exprima fie în funcţie
de presiunea iniţială
m
i
Ni
i
iim Q
d
lBpp
1
2
5
21
21
, (7.41)
fie în funcţie de presiunea finală
n
i
Ni
i
iinm Q
d
lBpp
1
2
5
21
21
, (7.42)
Dacă diametrul este acelaşi pentru toate tronsoanele, notat cu d, formula (7.42) devine
n
i
Niiin Qld
Bpp
1
2
5
21
21 . (7.43)
Atunci când variaţia debitului de la un tronson la altul este destul de mare se recomandă
să se realizeze conducte colectoare sau distribuitoare cu diametre diferite pe fiecare tronson.
7.3. MĂRIREA CAPACITĂŢII DE TRANSPORT A UNEI CONDUCTE DE GAZE
Problema de a se transporta un debit de gaze mai mare NQ' printr-o conductă care a fost
dimensionată pentru debitul NQ se poate rezolva fie prin montarea unei intercalaţii sau unei
derivaţii, fie prin mărirea numărului staţiilor de compresoare.
7.3.1 Montarea unei intercalaţii
Capacitatea de transport a unei conducte de gaze se poate mări atunci când se montează
o intercalaţie cu diametrul interior dd 1 (figura 7.6).
Figura 7.6
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
86---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
În acest caz aplicarea formulei (7.26) duce la
5
1
51
1
5
1222
21
d
xll'
d
x
d
lBQpp
''N
, (7.44)
sau
51
1
5
222
21
d
x
d
xlBQpp
''N
, (7.45)
unde x este lungimea intercalaţiei, ceea ce arată că intercalaţia se poate amplasa oriunde pe
traseul conductei. Pe de altă parte, în situaţia iniţială se poate scrie
5
222
21
d
lBQpp N
(7.46)
şi prin urmare
51
1
55
2
d
x
d
xl''Ql
dQ NN
(7.47)
de unde rezultă lungimea intercalaţiei
l
d
d
'
''Q
Q
x N
N
51
51
2
2
1
1
. (7.48)
7.3.2. Montarea unei derivaţii
Mărirea capacităţii de transport a unei conducte de gaze, păstrând neschimbate
presiunile 1p şi 2p , se poate realiza şi prin montarea unei derivaţii cu diametrul
dd 1 (figura 7.7).
Fig. 7.7
Lungimea x a derivaţiei, care trebuie calculată se determină utilizând formula (7.35) de
unde obţinem
2
1
51
5
222
'
d
''
d
x'QBpp M
NM
(7.49)
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 87
unde MM Q'Q ; pentru întreaga conductă rezultă
22
222221
22
21 pppppppp NNMM
5
1
2
1
51
5
5
12
d
xll'
'
d
''
d
x
d
l''BQ N
sau
2
1
51
555
222
21
'
d
''
d
x
d
x'
d
l''BQpp N
, (7.50)
ceea ce arată că şi în acest caz poziţia derivaţiei este arbitrară.
Procedând ca în cazul intercalaţiei se obţine egalând membrul din dreapta al relaţiilor
(7.46) şi (7.50) se obţine
2
1
51
551
5
2
5
2
'
d
''
d
x
d
x'
d
l''Ql
dQ NN
(7.51)
şi prin urmare derivaţia are lungimea
l
'
'
d
d
''
'
''Q
Q
x N
N
2
15
51
2
2
11
1
. (7.52)
În cazul în care dd 1 rezultă şi ''' 1 , formula (7.52) devine
l
'
''
''Q
Q
x N
N
4
11
12
2
. (7.53)
7.3.3. Creşterea numărului de staţii de comprimare
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
88---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
Pentru un tronson de conductă dintre două staţii de compresoare, se consideră debitul
dat de formula simplificată (7.15). Dacă se montează o nouă staţie de compresoare, cu
aceleaşi caracteristici, la jumătatea distanţei dintre cele două staţii existente, se obţine un debit
NN Q'Q dat de formula
5
22
212
dl'TZ
ppK'Q
m
N
(7.54)
şi prin urmare
'Q
'Q
N
N
2 . (7.55)
Pentru cazul în care conducta funcţionează în regim turbulent şi este rugoasă, ' ,
iar valoarea raportului (7.55) este 2 .
7.4. CALCULUL ECONOMIC AL CONDUCTELOR DE GAZE
Ca şi la conductele pentru lichide, la conductele magistrale pentru gaze se pune
problema realizării unui transport în condiţii optime din punct de vedere economic. Pentru
aceasta este necesar să se determine valorile parametrilor principali şi anume diametrul
interior, presiunea la intrarea în conductă, (la ieşirea din staţia de comprimare), şi raportul de
comprimare a gazelor. Drept criteriu poate fi aleasă valoarea costurilor reduse (anuale).
EAICa (7.56)
unde I reprezintă costul investiţiei, A un coeficient de amortizare anuală a acesteia şi E
cheltuielile anuale de exploatare. Această problemă poate fi tratată în diferite moduri, unele
dintre ele ducând la calcule complexe. se vor expune trei metode mai simple care permit o
determinare destul de corectă a parametrilor optimi.
7.4.1. Metoda grafo-analitică
Prin această metodă se urmăreşte să se determine un domeniu raţional de utilizare a
ţevilor cu diferite diametre şi presiuni de lucru, precum şi justificarea utilizării anumitor tipuri
de agregate de comprimare. Metoda se bazează pe stabilirea unor dependenţe între costurile de
producţie şi de exploatare pentru diverse diametre de ţevi la diferite presiuni de lucru, precum
şi date pentru staţiile de compresoare. Costurile specifice reduse au în acest caz expresia
lQ
C
Q
CC
N
s
N
esp (7.57)
unde eC este costul redus al unităţii de lungime de conductă, sC este costul redus al unei staţii
de pompare, dependent de tipul şi numărul de compresoare, iar l este lungimea conductei sau
distanţa dintre două staţii de compresoare.
Rezultatul acestui calcul este diagrama din figura 7.8 realizat pentru conducte cu
diametre cuprinse între 1020 mm şi 1620 mm, cu un singur fir de ţevi sau două fire paralele cu
aceleaşi diametre în acelaşi interval si cu presiune de lucru de 56 106. Pa cu comprimare în
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 89
două trepte. Dacă se poate construi diagrama pentru toate posibilităţile practic realizabile şi
raţionale de diametre şi presiuni de lucru, la proiectare se alege varianta ce prezintă valori
apropiate ale costurilor reduse specifice. Avantajul metodei este acela că nu ia în consideraţie
toţi indicatorii tehnico-economici ce duc la stabilirea parametrilor optimi.
Figura 7.8
7.4.2. Metoda comparaţiei variantelor
La fel ca şi la lichide se consideră câteva variante posibile, având diametre, presiuni de
lucru şi rapoarte de comprimare alese după date existente furnizate de practica proiectării si
construcţiei conductelor magistrale de gaze. Pentru fiecare variantă, se face calculul hidraulic,
mecanic şi economic pentru stabilirea costurilor anuale (7.56). Se alege varianta care duce la
cel mai mic cost. Pentru costuri destul de apropiate se introduce un alt criteriu, de exmplu
consumul de material.
7.4.3. Metoda analitică
Această metodă poate furniza informaţii mai complete asupra dependenţei de
capacitatea de transport a valorilor optime ale parametrilor. Cu toate că se fac unele
aproximaţii se obţin realţii mai precise între parametrii optimi ai conductei magistrale şi
capacitatea ei de transport. Se determină costurile specifice reduse funcţie de diametre,
presiune şi raportul de comprimare după care se calculează minimul funcţiei.
7.7. STAŢII DE COMPRESOARE
Presiunea necesară pentru transportul gazelor naturale prin conducte magistrale se
realizează în staţii de compresoare. Dacă zăcământul de gaze are presiune suficientă pentru
asigurarea debitului prevăzut se poate renunţa la staţia de compresoare din punctul iniţial.
Staţia din punctul iniţial al conductei se deosebeşte de cele intermediare prin aceea că în
cadrul ei există instalaţia de uscare a gazelor, sau de purificare, dacă aceste operaţii sunt
Transportul şi distribuţia fluidelor Suport de curs
90---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Capitolul 5
necesare.
Presiunea de refulare a staţiei din punctul iniţial al conductei este, în general, aceeaşi ca
şi la staţiile intermediare, care au toate aceeaşi construcţie.
Procesul de comprimare se realizează cu ajutorul agregatelor numite copresoare care pot
fi de mai multe tipuri. Există astfel compresoare volumice cum sunt cele cu piston cu una sau
mai multe trepte de comprimare. O altă categorie este formată din compresoarele centrifuge,
cu unul sau mai multe etaje şi din compresoarele axiale.
În sfârşit mai pot fi luate în consideraţie şi compresoarele cu jet, în care creşterea
presiunii se realizează într-un difuzor. Compresoarele cu jet sunt aparate fără piese în mişcare
ce servesc la antrenarea şi comprimarea gazelor cu ajutorul unei mase de gaz în mişcare. Un
astfel de aparat se compune dintr-un dispozitiv de accelerare a masei de gaz, o cameră de
amestec şi un dispozitiv static de comprimare a amestecului de gaze (difuzor).
La compresoarele cu piston, procesul de comprimare este însoţit de o creştere mare a
temperaturii gazelor. Din acest motiv se utilizează o singură treaptă unde temperatura nu
trebuie să depăşească 333.16 K, pentru a se evita răcirea gazelor. În unele cazuri speciale se
poate folosi şi comprimarea în mai multe trepte.
Compresoarele centrifuge sunt utilizate frecvent în transportul gazelor prin conducte
magistrale datorită unor avantaje cumn ar fi gabarit redus, o fiabilitate ridicată şi posibilitatea
de a realiza rapoarte de comprimare ridicate cu randamente destul de mari. De asemenea au un
consum redus de ulei, nu sunt sensibile la impurităţile din gaze, iar reglarea parametrilor lor se
realizează prin varierea turaţiei.
Ca dezavantaje faţă de compresoarele cu piston amintim faptul că temperatura de
refulare, pentru un raport de comprimare dat este mai mare, iar domeniul lor de utilizare este
mai restrâns (debite peste 45 Nm3/s şi presiuni sub 100 bar).
Compresoarele axiale nu se folosesc direct la comprimarea gazelor, dar intră în
componenţa turbinelor de gaze care antrenează compresoarele centrifuge.
În general, comprimarea gazelor pentru transportul prin conducte se realizează fie cu
motocompresoare (compresoare cu piston antranate de motoare cu explozie, cu axul motor
comun), fie cu turbocompresoare (comprsoare centrifuge antrenate de turbine cu gaze).
Antrenarea cu motor electric prezintă unele avantaje principale dar se utilizează mai
puţin deoarece turaţia unui astfel de motor este constantă, iar costul energiei electrice este
ridicat.
Turbinele cu gaze care antrenează compresoarele centrifuge comportă un compresor
axial care comprimă aerul, utilizat la combustia gazelor în camerele de ardere şi la diluarea
gazelor arse, în scopul scăderii temperaturii acestora. Turbina are două trepte, una servind la
antrenarea compresorului axial, iar cealaltă, la antrenarea compresorului centrifug.
Compresoarele de gaze trebuie să aibă posibilitatea de a funcţiona la presiuni variabile
la aspiraţie şi la refulare ce se poate realiza prin reglare. La compresoarele cu piston, reglarea
continuă, în anumite limite, se poate realiza prin variaţia turaţiei. În limite mai largi se poate
obţine o reglare în trepte prin spaţii moarte variabile, prin ridicarea supapelor de aspiraţie sau
Suport de curs Transportul şi distribuţia fluidelor
Capitolul 5 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 91
prin combinarea acestor două modalităţi. La compresoarele centrifuge reglarea se obţine prin
variaţia în limite destul de largi a turaţiei turbinei cu gaze.
Agregatele de comprimare se montează în staţiile de compresoare, în clădiri sau în
barăci metalice. În staţiile de compresoare mai există instalaţia de măsurare a parametrilor
(debit, presiuni, temperatură), instalaţia de reţinere a uleiului, în cazul compresoarelor cu
piston, atunci când temperatura de refulare depăşeşte limita admisibilă. Atunci când se
folosesc compresoare cu piston cu mai multe trepte, se prevede şi răcirea intermediară a
gazelor. Agregatele de comprimare sunt prevăzute cu instalaţii de ungere, circuite de reglare şi
dispozitive de protecţie împotriva avariilor.
Instalaţiile de comprimare actuale sunt prevăzute cu camere de comandă, în care există
tablouri cu aparate de masură şi control de unde se efectuează atât pornirea cât şi oprirea
agregatelor.
Staţiile de comprimare trebuie asigurate cu utilităţi (combustibil, apă, energie), precum
şi cu anexele administrative, spaţiile de protecţie şi împrejmuire.
Cladirile în care se află compresoarele trebuie amplasate la distanţe corespunzătoare de
celelalte construţii şi de căile de comunicaţii pentru a se preveni posibilitatea comunicării unei
surse de foc la compresoare. În jurul cladirilor se prevede posibilitatea de acces a mijloacelor
de combatere a incendiilor.
În fiecare staţie de comprimare trebuie să existe posibilitatea întreruperii rapide a
alimentării cu gazele ce se comprimă, a alimentării cu gaze combustibile, a curentului electric
şi a refulării gazelor din instalaţie. Coşurile de refulare se amplasează la distanţe suficiente de
orice sursă de foc.
Compresoarele sunt prevăzute cu dispozitive automate de oprire înainte de a se atinge
viteza maximă şi cu supape de siguranţă ca să nu permită creşterea presiunii cu mai mult de
10% peste cea maximă.
Conductele de alimentare cu gaze combustibile a compresoarelor sunt prevăzute cu
ventile de siguranţă care întrerup alimentarea atunci când agregatele sunt oprite.
Compresoarele sunt echipate cu dispozitive de oprire sau alarmă pentru situaţiile când
ungerea sau răcirea sunt necorespunzătoare.
Curs 8
SISTEME DE DISTRIBUŢIE A GAZELOR
8.1. REGLEMENTĂRI ÎN DOMENIUL DISTRIBUŢIEI GAZELOR
Procesul de vehiculare a gazelor prin conducte şi distribuirea lor la consumatori este
supus, în toate ţările, unor reglementări specifice, având ca scop:
Realizarea unor reţele de distribuţie dimensionate conform balanţei sursă - consum,
avându-se în vedere perspectivele de dezvoltare în timp a consumului şi asigurarea
cu gaze la parametrii solicitaţi;
Asigurarea unor condiţii de maximă siguranţă în exploatare şi diminuarea riscului de
accidente;
Asigurarea unor înalte nivele de calitate a lucrărilor în domeniu, asigurând o durată
mare de viaţă, cheltuieli minime de exploatare şi risc minim de accidente;
Respectarea condiţiilor impuse de legislaţia în vigoare privind protecţia mediului.
În acest context, în România se aplică prevederile Normativului pentru proiectarea şi
executarea sistemelor de alimentare cu gaze naturale, respectiv cel de exploatare a sistemelor,
indicativ I6-98. Începând cu 1994, Regia Autonomă a Gazelor Naturale “ ROMGAZ “ R.A.,
iniţiază elaborarea şi promovarea unui act normativ în domeniul distribuţiei gazelor naturale
prin conducte de polietilenă.
Acest pas a fost determinat, pe de o parte de tendinţa de aliniere a României la nivelele
tehnice în domeniu şi la reglementările specifice din ţările avansate, iar pe de altă parte de
alocarea unor credite externe având ca scop reabilitarea conductelor din distribuţia gazelor
naturale. Astfel apar Normativul pentru proiectarea şi executarea sistemelor de distribuţie a
gazelor naturale NT-DPE 01/2004 şi Normativul pentru exploatarea sistemelor de distribuţie a
gazelor naturale NT-DE 01/2004
Dacă analizăm elementele tehnologice din domeniul producţiei, transportului,
distribuţiei si utilizării gazelor naturale, atunci putem spune că gazele naturale sunt vehiculate
prin conducte în următoarele domenii de presiune:
a.presiune înaltă, peste 6 bar;
b.presiune medie, între 2 şi 6 bar;
c.presiune redusă, între 0,05 şi 2 bar;
d.presiune joasă, sub 0,05 bar.
Primul domeniu cuprinde conductele colectoare, de transport şi instalaţiile tehnologice
aferente din şantierele de petrol, iar celelalte trei se întâlnesc în sistemele de alimentare cu
gaze.
Limitele definitorii ale regimurilor de presiune din sistemele de alimentare cu gaze
naturale au fost stabilite pe criterii de siguranţă şi pe funcţionalitatea aparatelor existente şi
materialelor utilizate.
Din unele date publicate în literatura de specialitate rezultă că utilizarea pentru
presiunea joasă a valorii de 0,03 bar (300 mm H2O) este cea recomandabilă, deoarece sub
această valoare se produc întoarceri şi ruperi de flacără.
La valori mai mari, în afară de ruperile de flacără, se mai poate menţiona faptul că
arderea se produce cu zgomot.
Un alt inconvenient este că procentul de CO creşte ajungând ca, la 580 mm H2O, să fie
de 10 ori mai mare decât la 300 mm H2O.
Definiţii:
1.Sistem de alimentare - ansamblul compus din conducte, aparate, instalaţii de măsurare
şi accesorii, situat între staţiile de predare şi coşurile de evacuare a gazelor de
ardere, inclusiv instalaţiile şi construcţiile aferente, destinat să asigure alimentarea
cu gaze naturale a consumatorilor dintr-o localitate.
2.Reţeaua de repartiţie - reţeaua, alimentată din staţiile de predare, destinată să
alimenteze staţiile de reglare de sector (de zonă), respectiv staţiile de reglare-
măsurare ale consumatorilor importanţi.
3.Reţeaua de distribuţie - ansamblul de conducte şi accesorii în aval de staţiile de
reglare de sector, până la robinetele de branşament ale consumatorilor alimentaţi cu
gaze la presiune joasă, respectiv până la ieşirea din posturile sau staţiile de reglare
de la capetele branşamentelor.
4.Sistem de distribuţie- ansamblul compus din conducte, aparate, instalaţii de măsurare
şi accesorii, situat între staţiile de predare şi robinetele de branşament ale
consumatorilor racordaţi la reţeaua de presiune joasă, respectiv până la ieşirea din
staţiile de reglare-măsurare, sau din posturile de reglare, de la capetele
branşamentelor. Într-un sistem de distribuţie pot intra una sau mai multe reţele de
repartiţie, staţii de reglare de sector, staţii de reglare de zonă, una sau mai multe
reţele de distribuţie, branşamente, staţii sau posturi de reglare la consumatori.
5.Staţie de predare-primire - ansamblul instalaţiilor de reducere şi reglare a presiunii,
măsurare a debitului, filtrare şi odorizare, prin care gazul din conductele de transport
intră în sistemul de distribuţie sau în instalaţia de utilizare a unor consumatori.
6.Staţie de reglare-măsurare -ansamblul de aparate, armături şi accesorii de reducere-
reglare a presiunii şi măsurare a consumului, amplasat într-o construcţie separată,
prin care gazele naturale trec din reţeaua de repartiţie în reţeaua de distribuţie (staţie
de reglare de sector), precum şi din sistemul de distribuţie în instalaţiile de utilizare
ale consumatorului (staţie de reglare la consumator).
8.2. MATERIALE UTILIZATE ÎN SISTEMELE DE DISTRIBUŢIE
Gazele naturale au existat şi au început a fi exploatate încă din perioadele străvechi ale
omenirii. Modul de exploatare a acestei resurse energetice, transportul şi utilizarea ei au fost
şi sunt determinate de treptele evolutive ale gândirii umane, materializate în aplicaţiile tehnice
şi tehnologice ale momentului.
Prezentăm aşadar, câteva momente semnificative ale realizării conductelor destinate
transportului gazelor naturale:
În anul 150 d.H., în China, scurgerile de gaze naturale erau colectate şi transportate prin
tuburi de bambus către rafinarea sării;
Gazul lampant era colectat în sac de piele, prevăzut cu o fantă de scurgere pentru ardere;
La începutul secolului XIX, gazul produs în casa lui Frederick Winsor era transportat
prin conducte de fier cositorite până la lămpile din grădinile prinţului de Wales;
În 1860 Manessman inventează primul proces tehnologic de fabricare a conductelor din
oţel fără sudură pentru transportul gazelor naturale;
În 1878 Bloomfield- Indiana (S.U.A.): o conductă de 32 km pentru transportul gazelor
eşuează. Cauze: scurgeri de gaze, materialul conductelor: lemn de pin;
În 1925 în S.U.A. se montează prima conductă sudată (Louisiana, 384 km);
Între 1960-1970 în lume începe utilizarea conductelor din polietilenă presată.
În România, rolul materialelor folosite pentru vehicularea gazelor naturale a fost
nesocotit (obicei care, de fapt, persistă) în mod nejustificat. Mulţi ani, materiale vechi, burlane
casate din exploatare, au fost folosite pentru construcţia conductelor. De aici şi până la
pierderile de gaze, defecţiuni şi accidente nu a fost decât un pas.
După înfiinţarea distribuţiei de gaze din Turda şi Câmpia Turzii, se montează staţiile de
reglare-măsurare gaze. În aval de acestea gazul este vehiculat la presiunea de 500 mm col.
H2O, prin conducte din fontă îmbinate prin înfiletare şi etansare cu cositor. Acesta este
înlocuit, din 1925, cu inele de cauciuc şi “lână de plumb” ştemuită.
După 1932, însă, optica s-a schimbat radical. A început utilizarea conductelor din oţel
Manessman, izolate cu bitum şi inserţie de iută. Îmbinarea ţevilor se făcea iniţial prin mufe
filetate, metodă care nu a durat prea mult, cauza fiind determinată de pierderile de gaze. Au
apărut, apoi, manşoane de strângere cu inel de cauciuc.
Odată cu dezvoltarea industriei în România, oţelurile tip Manessman sunt treptat
înlocuite cu cele fabricate în ţară. Pentru acestea apar standarde de calitate:
STAS 403: Ţevi din oţel fără sudură pentru instalaţii;
STAS 404: Ţevi din oţel fără sudură laminate la cald,pentru construcţii;
STAS 530/1,2: Ţevi din oţel fără sudură, trase sau laminate la rece, pentru construcţii.
În perioada de după 1980, la unele lucrări de înlocuiri, s-a constat calitatea impecabilă a
conductelor confecţionate din oţel Manessman (luciu metalic), montate în anii ’40,
comparativ cu cea a unor conducte confecţionate din oţel românesc, cu certificate de calitate
şi care, după 10 – 15 ani se prezintă ca un tub de pământ colmatat, cu uşoare urme de oxizi de
fier şi resturi de bitum.
Normativele şi reglementările tehnice, în vigoare de-a lungul timpului, au precizat
condiţiile de calitate a ţevilor utilizate în construcţia reţelelor de distribuţie gaze.
Calitatea materialelor (oţel) utilizate în perioada socialistă, izolaţiile aplicate pe ţeavă
(chiar reglementate în funcţie de agresivitatea solului), măsurarea incorectă sau deloc a
agresivităţii, lipsa aproape desăvârşită a instalaţiilor de protecţie catodică, au condus la
asimilarea nepermis de timidă a metodei de utilizare a conductelor şi elementelor din
poletilenă.
Asistăm, în ultimii ani, la o ascensiune rapidă a utilizării materialelor plastice în cele
mai diverse domenii. În particular, este din ce în ce mai frecventă utilizarea tuburilor din mase
plastice pentru transportul diferitelor tipuri de fluide: de la reţelele utilitare ale localităţilor-
înţelegând prin acestea distribuţia apei şi gazelor naturale precum şi evacuarea apelor
reziduale – continuând cu agricultura (sisteme de irigaţie), apoi cu industria chimică şi
petrochimică (pentru transportul fluidelor corozive) şi terminând cu simple instalaţii de
utilităţi.
Printre avantajele obţinute ca urmare a utilizării materialelor plastice, faţă de cele
tradiţionale (metale feroase sau neferoase) amintim:
a).Masa specifică scăzută care impune, indirect, probleme minore în transport,
manipulare şi punere în operă. Cea mai mare parte a materialelor plastice prezintă
densităţi cuprinse între 0,9 şi 1,4 kg/dm3, cu mult mai mici decât cea a oţelului.
b).O bună rezistenţă chimică la diferite substanţe chimice şi la solvenţi organici.
c).Foarte bune proprietăţi de izolator termic şi electric; în particular, rezistenţa la curenţi
electrici vagabonzi clasează materialele plastice ca rezistente la unele forme de
coroziune.
Pot fi luate în considerare unele condiţii limită în utilizarea materialelor plastice:
a).Rezistenţa mecanică scăzută şi rigiditatea limitată. Valorile caracteristice ale
rezistenţei mecanice (20 – 60 MPa) şi ale constantei elastice E (900 – 4000 MPa)
sunt net inferioare proprietăţilor similare ale materialelor metalice.
b).Temperatură de lucru limitată; cea mai mare parte a materialelor plastice nu sunt
utilizabile pentru transportul fluidelor la temperaturi ridicate (Tmax 60 - 80C în
mod obişnuit), dar tehnologii moderne permit realizarea de compoziţii da materiale
rezistente până la temperaturi de 300 – 400 C.
c).Duritate superficială scăzută, determinând riscul formării crestăturilor (zgârieturilor)
locale, care sunt originea ruperilor.
d).Rezistenţa limitată la unii agenţi atmosferici: unele materiale plastice pot fi atacate
structural din cauza expunerilor îndelungate la agenţi atmosferici şi, în particular,
luminii (radiaţiilor ultraviolete). Adăugarea de elemente stabilizatoare încă din faza
de producţie şi măsuri adecvate de stocare pot reduce aceste efecte.
e).Coeficientul ridicat de dilatare termică liniară (de 10 – 20 de ori mai mare ca al
oţelului).
Această situaţie trebuie luată în considerare încă din fazele de proiectare a reţelelor.
Astfel, se impun prevederi referitoare la compensarea eforturilor produse din cauza variaţiilor
termice ale mediului.
Pentru conductele îngropate, aceste eforturi pot fi neglijate, cu condiţia respectării
condiţiilor de montaj.
Constituentul principal al materialelor plastice, determinant în comportamentul lor fizic
şi tehnologic, este macromolecula cu masă moleculară ridicată - polimerul. În structura
polimerică sunt adăugaţi aditivi având diferite roluri (stabilizatori, plastifianţi, pigmenţi, etc).
Principalele grupe de materiale plastice de largă utilizare sunt termoplastice, elastomeri şi
termoelastice.
Mai mult de 40 % din materialele termoplastice prezintă structuri de tip „amorf”. Alte
produse, ca de exemplu, polietilena, pot prezenta, în urma proceselor de polimerizare,
dispoziţii de tip amorf sau parţial cristalin (în cazul polietilenei, până la 95% din volum).
Spre deosebire de materialele metalice al căror comportament elastic este liniar,
independent de durata de aplicare a încărcării, materialele plastice sunt caracterizate de un
regim vâscoelastic neliniar.
În practică, sub acţiunea unor solicitări mecanice constante, deformaţia creşte în timp şi,
odată încărcarea fiind înlăturată, materialul plastic revine parţial spre forma iniţială. Acest
comportament este evidenţiat prin creşterea temperaturii de funcţionare (fenomenul de
curgere vâscoasă – lentă, CREEP).
La temperaturi scăzute, în general, structura moleculară a materialelor plastice se
prezintă rigidă şi fragilă, aceasta depinzând de lipsa mobilităţii moleculare. Această stare se
menţine până la atingerea unei temperaturi critice, Tg (temperatura de tranziţie fragilă). Peste
această temperatură, legăturile polimerice ale structurii moleculare se desprind, materialul
devenind mai puţin rigid, cvasiplastic, terminând cu atingerea temperaturii de înmuiere Tm.
Cele de mai sus conduc la limitarea utilizării materialelor plastice în anumite intervale
de temperatură. Aceste limite vor fi analizate ulterior, în corelare cu alţi parametrii de
utilizare. Edificator este faptul că temperatura mediului în care funcţionează conductele din
mase plastice influenţează utilizarea acestora, limitându-le în timp sau presiune.
8.3. INSTALAŢII DE ALIMENTARE CU GAZE
Pentru proiectarea unui sistem de distribuţie există câteva criterii principale:
-disponibilul total de presiune trebuie astfel repartizat, în una sau două trepte de
presiune, încât pentru debite date, trasee date, în condiţii de funcţionare fixate să se
realizeze un sistem de distribuţie cu cost şi consum de metal minime;
-numărul treptelor de presiune să fie minim, de regulă una sau două trepte de presiune
şi, de obicei, determinat de aparatura disponibilă;
-presiunile de regim să fie cât mai ridicate, fără a depăşi în raport cu lungimea traseelor
mărimea şi densitatea debitelor, nivelul maxim de la care creşterea de presiune nu ar
mai fi eficace;
-căderi de presiune (respectiv viteze) cât mai mari, în limitele prescrise.
Aceste criterii generale trebuie corelate şi cu posibilităţile furnizorului de a asigura
nivelul maxim de presiune solicitat şi justificat de întreprinderea de distribuţie. În unităţile
industriale se folosesc de obicei:
-instalaţiile exterioare, presiune medie redusă, intermediară şi joasă;
-în instalaţiile interioare, presiune redusă, intermediară şi joasă.
Utilizarea intervalelor de presiune medie şi presiune înaltă în instalaţiile interioare,
respectiv de presiune înaltă în instalaţiile exterioare, este acceptată numai în cazul existenţei
unor instalaţii tehnologice care nu pot funcţiona decât la astfel de presiuni (anumite reacţii în
industria chimică, a sticlei etc.).
Fig. 8.1. Schema unei instalaţii de gaze
1-conductă distribuţie; 2-branşament; 3, 4-răsuflători; 5-robinet; 6-post reglare; 7-nişă; 8-
instalaţie exterioară; 9-robinet incendiu; 10-tub protecţie; 11-coloană; 12-instalaţie interioară;
13-robinet control; 14-contor volumic; 15-robinet de siguranţă; 16-robinet manevră; 17-aparat
utilizare; 18-evacuare gaze.
În construcţiile civile se folosesc, în instalaţiile exterioare, treptele de presiune redusă şi
joasă, iar în instalaţiile interioare, treapta de presiune joasă.
În instalaţiile pentru imobilele de locuit se foloseşte exclusiv presiunea joasă, atât în
instalaţiile exterioare cât şi instalaţiile interioare. Prin excepţie, pentru proprietăţile întinse cu
multe corpuri de clădire, se acceptă presiunea redusă în instalaţia exterioară.
Structura unui sistem de alimentare cu gaz pentru o localitate precum şi forma acesteia
depind de mai mulţi factori printre care cei mai importanţi sunt:
-configuraţia şi mărimea localităţii;
-structura, mărimea şi perspectivele consumului;
-repartizarea diverselor tipuri de consumatori (concentrarea consumatorilor industriali
sau a altor consumatori importanţi).
În funcţie de configuraţia localităţii, reţeaua de repartiţie a sistemului poate avea diferite
forme (liniară, în coloană vertebrală, formă inelară sau dublu inelară). De la caz la caz, este
indicat ca reţeaua de repartiţie să fie buclată şi, dacă este posibil, alimentată în două puncte.
Reţeaua de distribuţie poate fi ramificată sau buclată în funcţie de situaţia locală, ţinând
cont de necesităţile funcţionale şi de consideraţiile tehnico-economice.
În cazurile în care alimentarea continuă este absolut necesară (spitale, fabrici de sticlă,
brutării, cubilouri etc.), sau pentru porţiuni din reţea care asigură alimentarea unui număr
mare de consumatori, este indicat ca reţeaua de distribuţie să fie buclată.
La conductele de distribuţie se practică sudarea ţevilor prin procedee omologate, cu
verificare prin metode nedistructive şi aplicarea unei izolaţii de bază completate cu protecţie
catodică.
În funcţie de treapta de presiune existentă în conductă, se prevede respectarea unor
distanţe minime între aceasta şi alte instalaţii, construcţii sau obstacole subterane.
Pentru controlul scăpărilor de gaze se prevăd unele reglementări ca:
-în zonele construite, aglomerate cu diferite instalaţii subterane (oraşe, întreprinderi
etc.), pe reţelele de distribuţie, respectiv în instalaţiile exterioare, trebuie să se monteze
răsuflători deasupra fiecărei îmbinări. În cazul unor suduri foarte apropiate (curbe din
segmenţi etc.) trebuie să se monteze răsuflători comune pentru mai multe cordoane de
sudură, cu condiţia realizării unui drenaj continuu pe porţiunea respectivă a conductei;
-pe trasee fără construcţii, pe câmp, în zone cu agresivitate redusă şi fără instalaţii
subterane, răsuflătorile se pot monta la distanţe mai mari, fără a depăşi 50 m, în
funcţie de condiţiile locale;
-în afara răsuflătorilor montate deasupra îmbinărilor trebuie să se mai prevadă
răsuflători deasupra fiecărei ramificaţii subterane, în locurile în care conductele ies din
pământ, lângă un perete şi la capetele tuburilor de protecţie.
Diametrul interior al răsuflătorilor este de 4-5 cm. În unele lucrări se consideră că
prevederea de răsuflători deasupra fiecărei suduri nu este justificată. În sprijinul acestui fapt
se argumentează că, în majoritatea ţărilor gazeifere importante, îndeosebi în oraşe, pe
carosabil, nu se montează răsuflători, existând metode moderne de control.
Sunt necesare, în mod deosebit, răsuflătorile de perete, montate în punctele în care o
conductă subterană iese din pământ şi răsuflătorile montate la capetele tuburilor de protecţie.
La ramificaţiile importante ale reţelelor de repartiţie şi distribuţie, precum şi în instalaţiile
exterioare industriale este indicat să se prevadă robinete de secţionare. În cămine se pot monta
şi alte tipuri de armături şi amenajări ale conductelor, îmbinări electroizolante, separatoare de
lichide, dispozitive de dilatare etc.
Tipurile de răsuflători folosite în diverse împrejurări sunt arătate în figura 8.2.
Fig. 8.2. Tipuri de răsuflători
a-cu capac din fontă pentru carosabil; b-cu găuri pentru spaţii verzi c-cu capătul tija curbă
pentru spaţii verzi; d-pentru carosabil cu tija în spaţiul verde; 1-conductă; 2-calotă; 3-tijă; 4-
cutie fontă; 5,7-capace; 6-opritor; 8-găuri; 9-pietriş; 10-nisip.
La cămine trebuie asigurat accesul liber, iar la vanele montate în cutie de bitum
îngropate se prevede accesul numai la tija sau mecanismul de acţionare. În funcţie de
conţinutul de impurităţi al gazelor şi de considerente de exploatare, în punctele convenabil
alese ale reţelelor de distribuţie şi ale instalaţiilor exterioare, se recomandă refulatori
prevăzute cu două robinete.
Când gazele distribuite conţin fracţii condensabile sau apă, este indicat ca la cotele joase
ale reţelei să fie prevăzute separatoare de lichide.
Pe conductele aeriene şi pe traseele subterane rectilinii lungi se recomandă montarea de
dispozitive de dilatare (compensatori lenticulari).
Încrucişarea conductelor de gaze cu alte instalaţii sau lucrări la suprafaţa solului (căi
ferate, linii de tramvaie, şosele etc.), se face, în mod normal, perpendicular pe axa instalaţiei.
Atunci când nu se poate respecta prescripţia anterioară, se poate face încrucişarea şi sub un
unghi mai mic, însă cel puţin de 600, cu condiţia introducerii conductei în tub de protecţie.
La încrucişări cu alte instalaţii subterane, conductele de gaze se montează la o distanţă
de cel puţin 100 mm deasupra conductei, canalului sau cablului traversat.
Este interzisă trecerea conductelor de gaze prin canale, cămine sau alte construcţii
subterane sau montarea lor sub orice fel de construcţii, pe terenuri destinate construcţiilor etc.
Traversarea cursurilor de apă, podurilor, pasajelor de nivel, autostrăzilor etc. se poate
face fie subteran, fie aerian, în funcţie de condiţiile locale. La proiectarea traversării este
necesar avizul organelor care administrează obstacolul traversat. La traversările de căi ferate,
pasaje de nivel, autostrăzi, cursuri de apă etc., se prevăd vane de secţionare care să permită
scoaterea din funcţiune a conductei de gaze, fie în ambele părţi ale traversării, fie numai
înainte de traversare, în cazul conductelor ramificate în care gazele au un singur sens de
curgere.
Este indicat să se prevadă, de o parte şi de alta a traversării, prize pentru măsurarea
presiunii.
Pentru instalaţiile exterioare ale marilor consumatori industriali nu se prescrie
obligativitatea montării de vane la încrucişări, prevederea lor fiind lăsată la aprecierea
proiectantului care urmează să o soluţioneze în raport de condiţiile locale.
Acolo unde, la traversări, montarea conductei subterane se face în tub de protecţie, care
poate fi de oţel, beton armat, fontă, azbociment etc., trebuie să se ţină seamă de unele
consideraţii şi anume:
-în distribuţie, la capetele tubului de protecţie se montează răsuflători;
-adâncimea de îngropare a tubului de protecţie, pentru încrucişări obişnuite, este cea
rezultată din adâncimea de montare a conductei, iar pentru subtraversări de căi ferate,
şosele, autostrăzi va fi de cel puţin 1,00-1,20 m între talpa şinei sau faţa drumului şi
generatoarea superioară a tubului de protecţie;
-tuburile de protecţie din oţel se izolează, la interior şi exterior, cu bitum;
-se recomandă ca tuburile de protecţie să depăşească cu cel puţin 1m limitele instalaţiei
traversate sau încrucişate;
-în interiorul tubului de protecţie, când nu este posibil altfel, conductele pot avea
îmbinări. Numărul lor va fi cât mai mic posibil. Îmbinările respective trebuie să fie
controlate prin metode nedistructive.
În ceea ce priveşte traversările aeriene ale căilor de circulaţie de pe teritoriul unităţilor
industriale, acestea se fac la înălţimi corespunzătoare, funcţie de condiţiile locale, însă nu mai
mici de 5 m.
Traversarea aeriană a şoselelor, căilor ferate, reţelelor de contact pentru troleibuze etc.,
care se admite numai atunci când montarea subterană nu este posibilă, se face la înălţimi
stabilite de comun acord cu organele care administrează obstacolul traversat.
8.4. BRANŞAMENTE ŞI RACORDURI
Fiecare imobil sau grup de imobile de pe aceeaşi proprietate (incintă) se alimentează
printr-un singur branşament, chiar dacă imobilul, respectiv terenul, se mărgineşte cu mai
multe străzi.
Se exceptează marii consumatori industriali, imobilele foarte mari şi obiectivele
situate pe suprafeţe întinse, pentru care se admite alimentarea diferitelor clădiri,
tronsoane sau secţii prin branşamente separate, cu condiţia ca instalaţiile alimentate
din branşamente diferite să nu fie interconectate.
Modul în care este redactată excepţia vizează o condiţie de siguranţă. În fond instalaţiile
respective pot fi interconectate, dar pe tronsonul de interconectare trebuie prevăzut un robinet
care va încheia şi trecerea blindată cu flanşă oarbă. Acest robinet nu trebuie deschis decât
ocazional, la revizii sau la reparaţii, cu oprirea furnizării gazelor.
În zonele în care reţeaua de distribuţie urmăreşte reţeaua stradală, alimentarea
imobilelor se face prin branşamente separate la conducta pe care este situat imobilul,
întreprinderea etc.
Pentru motive de siguranţă, este oprită alimentarea unor consumatori din conducte de
distribuţie situate pe alte străzi, atât prin branşamente proprii, cât şi prin prelungirea
branşamentelor consumatorilor învecinaţi.
Se admite racordarea a două imobile de pe proprietăţi vecine prin branşament comun,
când cele două imobile sunt situate pe aceeaşi stradă şi racordarea se face la conducta de
distribuţie din strada comună ambelor imobile.
În afara unor situaţii excepţionale şi obligate, branşamentele şi racordurile vor fi
perpendiculare pe axa conductei de distribuţie, respectiv pe conducta instalaţiei exterioare.
Prin definiţie, branşamentele sunt perpendiculare pe conductele de distribuţie. În acest sens nu
pot exista branşamente în lungul străzilor. Pentru clădirile cu mai multe case de scară
(tronsoane), pentru alimentarea unor complexe comerciale etc., este admisă ramificarea
branşamentului.
Branşamentele şi racordurile se proiectează, în mod obişnuit, subteran şi în pantă către
conducta din care sunt alimentate. Conform reglementărilor actuale, la capetele
branşamentelor şi racordurilor se prevăd următoarele armături:
-la capătul branşamentului se montează un robinet de branşament care permite scoaterea
din funcţiune a întregii instalaţii. Pentru branşamentele ramificate se prevede şi câte un
robinet pe fiecare ramificaţie, înainte de intrarea în clădire;
-la intrarea în fiecare imobil, hală industrială, corp de clădire etc., la capătul racordului,
se instalează la exterior, în loc accesibil, un robinet de incendiu. În caz că la intrarea în
imobil există post (staţie) de reglare propriu, robinetul de incendiu se montează după
ieşirea din nişa (clădirea sau cabina) postului sau staţiei, înainte de prima ramificaţie.
În caz că distanţa între robinetul postului (staţiei) de reglare şi robinetul de incendiu este
sub 5 m, se poate renunţa la aceasta din urmă, funcţia lui fiind preluată de robinetul postului
(staţiei) de reglare. Pentru robinetele plasate la înălţime, este necesar să se prevadă scări
metalice fixe de acces, cu platforme de manevrare a robinetului.
Intrarea în clădiri a conductelor subterane se face, după ieşirea conductelor la suprafaţa
solului, prin traversarea peretelui exterior al clădirii la o înălţime convenabilă. Este interzisă
prelungirea instalaţiei exterioare subterane în clădire. În cazuri excepţionale, când nu se poate
evita o astfel de situaţie, în instalaţiile industriale, se prevede, înainte de intrarea în hală, un
cămin de aerisire, prin care se trece conducta de gaze, în care se va monta robinetul de
incendiu. În acest caz, robinetul de incendiu va avea o tijă înaltă pentru ca manevrarea să se
poată face de la suprafaţa solului. Căminul va fi acoperit cu un grătar şi va avea asigurată
evacuarea permanentă a apelor colectate. Amplasarea capului de branşament sau a racordului
se va face astfel încât intrarea conductelor din nişă în clădire să se facă numai în spaţii uşor
accesibile şi ventilate: casa de scară, coridoare ventilate, hale etc.
La capătul fiecărui branşament este necesară prevederea unei piese electroizolante.
Aceasta are scopul, pe de o parte, să permită aplicarea protecţiei catodice la conductele
sistemului de distribuţie, iar pe de altă parte, să elimine posibilitatea punerii la pământ a
diferitelor aparate electrice (electrocasnice şi, în şantiere, a unor generatoare de curent) prin
conducta de gaze care, prin simplu fapt că se montează aparent, oferă calea cea mai simplă de
punere la pământ.
8.5. STAŢIILE ŞI POSTURILE DE REGLARE (S.R. ŞI P.R.)
Reducerea în trepte, a presiunii în S.R. şi P.R este impusă atât din motive de siguranţă,
cât şi tehnologice. În ultimă instanţă, staţiile şi posturile de reglare sunt destinate să păstreze
presiunea într-un anumit interval de funcţionare al aparatelor, în care aparatul funcţionează cu
performanţe maxime şi să evite apariţia de presiuni mai mari decât cele necesare unei
funcţionări corecte. O schemă tip de staţie de reglare cu echipament este prezentată în fig. 8.3.
Fig. 8.3 Schema de principiu a unei staţii de reglare
1-robinet izolare; 2-intrare în staţie; 3-îmbinare; 4, 12-manometre; 5, 6-termometre; 7,8-filtre;
9-robinet; 10-distribuitor colector; 11-ventil siguranţă; 13-robinet; 14,19-panouri reglare; 15-
încălzitor; 16-regulator presiune; 17-supapă siguranţă; 18-ocolitor; 20,21-panouri măsură; 22-
instalaţie măsură; 23-robinet laminare; 24-ocolitor staţie; 25-ieşire staţie; 26-casetă de
explozie; 27-refulator.
Particularizări ale schemei tip se fac în funcţie de cerinţe. În timpul exploatării,
impurităţile solide din gaze şi în special praful, pun distribuţiei probleme deosebite. O mare
cantitate din acest praf s-a găsit în regulatoare (50-80%), în compoziţia lui fiind oxid de fier şi
alţi componenţi.
În cazul în care cantitatea de praf este mare, filtrarea cu câte două etaje de filtrare este
riguros necesară. În cazul unui procent redus de praf este suficient un singur etaj de filtrare. În
nici un caz nu se vor monta flanşele de măsurare pe intrarea în staţii fără filtre în amonte de
acestea.
Lipsa filtrelor este cauza principală pentru care scaunele regulatoarelor se uzează
prematur şi nu mai închid etanş, împrejurare care, în final, duce la pierderea de gaze prin
supapele de siguranţă.
Existenţa posibilităţii de măsurare în staţiile de sector şi în staţiile la consumatori
importanţi oferă întreprinderii distribuitoare de gaze posibilitatea controlării pierderilor din
reţea. Totodată, măsurarea în staţiile de sector permite determinarea pierderilor în reţeaua de
repartiţie, prin compararea cantităţilor intrate din staţia (staţiile) de predare, cu cantităţile
trecute prin staţiile de sector şi cele ale consumatorilor importanţi racordaţi la reţeaua de
repartiţie.
În fig. 8.4 se arată scheme principale de montaj pentru posturile de reglare.În vederea
prevenirii creşterii, peste o anumită limită admisă, a presiunii în treapta din aval, datorită
funcţionării defectuase a regulatorului sau neînchiderii etanşe pe scaune a acestuia, ca urmare
a uzurii, este necesară montarea unei aparaturi de siguranţă.
Asigurarea poate fi obţinută prin montarea unui ventil de siguranţă, în amontele
regulatorului, menit să blocheze intrarea gazelor atunci când, în aval, presiunea ar depăşi
limita superioară prescrisă, sau cu ajutorul supapei de siguranţă.
Fig. 8.4 Posturi de reglare: a-cu un regulator; b, c-cu mai multe regulatoare în paralel; d-cu
două trepte de reglare
Ventilele de siguranţă sunt armături care acţionează practic instantaneu, în cazul unei
defecţiuni sau în cazul creşterii presiunii în aval peste limita de siguranţă.
Ventilele de siguranţă au o funcţionare sigură, fără a exista riscul de defectare, au
etanşeitate bună, autonomie completă de funcţionare, energia necesară închiderii fiind
înmagazinată fie într-o greutate fixată la puntea superioară a acestuia, în poziţie verticală, fie
într-un resort tensionat. Ventilul de siguranţă nu este prevăzut cu manevrare dublă, repunerea
lui în funcţiune efectuându-se exclusiv manual, în scopul fie de a preveni accidentele, fie
pentru a obliga personalul de exploatare la depistarea şi remedierea defectului. Întreţinerea
este uşoară, constând din curăţire, gresare şi verificarea periodică a funcţionării dispozitivului
de declanşare.
Supapele de siguranţă care sunt dispuse în aval de regulator îndeplinesc aceeaşi funcţie
ca şi ventilele de siguranţă, funcţie pe care o realizează pe altă cale, şi anume prin evacuarea
surplusului de gaze (în vederea reducerii presiunii) în atmosferă.
Cantităţile de gaz evacuat prin aceste supape trebuie să fie relativ reduse. Evacuarea
gazelor prin supapele de siguranţă trebuie făcută la cel puţin 0,50 m deasupra staţiei. Se pot
racorda mai multe supape de siguranţă la un colector comun.
Datorită faptului că acest tip de supape nu este suficient de sensibil la treapta de joasă
presiune, în ultimul timp, în distribuţie se folosesc robinete cu membrană servocontrolată.
Filtrele sunt dispozitive destinate să reţină particulele mecanice din gaz. Tipul filtrelor
folosite depinde de cantitatea de praf, de mărimea granulelor şi de regimul de funcţionare
(variaţii lente sau bruşte de debit).
Filtrarea într-o singură treaptă are dezavantajul că, la un filtru grosier praful nu este
reţinut în totalitate şi scopul nu este atins sau, dacă filtrul este fin se realizează o reţinere
aproape completă a prafului, ceea ce duce la o colmatare rapidă a cartuşului filtrant, deci la
demontări şi curăţiri frecvente, ceea ce constituie un inconvenient în exploatare.
Filtrarea în două trepte se impune datorită dezavantajelor menţionate ale filtrării într-o
singură treaptă. Prima treaptă este compusă dintr-un filtru care poate reţine 90-95% din
particulele mecanice conţinute în gaz, în raport de dimensiunile acestora şi în funcţie de
construcţia filtrului. În a doua treaptă se montează un filtru cu cartuş filtrant din ţesătură
foarte fină (pâslă, vată de sticlă, ţesătură din material plastic etc.).
Carcasele filtrelor, în care se pot instala şi sistemele de încălzire a gazelor, se
construiesc din tablă de oţel şi trebuie să reziste la presiunile maxime de utilizare. Filtrele cu
ulei au capacitatea de a elimina în întregime praful conţinut în gaz într-o singură treaptă; fiind
însă scumpe, nu sunt recomandate decât pentru instalaţii foarte importante.
8.6. REGULATOARELE
Cel mai simplu aparat de reglare a presiunii îl reprezintă un orificiu, a cărei secţiune
poate fi redusă după necesităţi.
Toate regulatoarele de presiune sunt caracterizate prin existenţa unui ecart de presiune
între intrare şi ieşire, datorită unei anumite căderi de presiune, între intrare şi ieşire, la trecerea
gazelor prin aparat. Se poate acţiona asupra acestei căderi de presiune variind fie presiunea
din aval, fie aceea din amonte. În acest mod, căderea de presiune poate să fie păstrată
constantă, fie variabilă după anumite reguli determinate.
Între presiunea din amonte, p1, aceea din avalul aparatului, p2, şi debitul Q trecut printr-
un orificiu de secţiune A există o dependenţă şi anume: oricare ar fi valoarea uneia din
presiuni şi a debitului se poate fixa secţiunea astfel, încât în limitele performanţelor ce pot fi
cerute aparatului, să se păstreze cealaltă presiune la un nivel impus. Reglarea presiunii se
poate efectua în mai multe moduri:
1.Menţinerea constantă a presiunii în amonte.
Acest deziderat este principial posibil atunci când este necesar să se evite, în reţeaua din
care se alimentează regulatorul, variaţii de presiune considerate nedorite. Funcţionarea se face
sub acţiunea presiunii din amonte. În distribuţia curentă a gazelor acest tip de regulator este
practic inexistent. El se poate aplica ca regulator de întoarcere montat în derivaţie pe
compresoare. În situaţia că presiunea în aval de compresor creşte peste limita admisă,
regulatorul de întoarcere trimite în circuitul de aspiraţie o parte din gaze, menţinând constantă
presiunea din amonte.
2.Menţinerea constantă a presiunii în aval.
Este cazul cel mai frecvent întâlnit în distribuţia gazelor, mai ales pentru regulatoare
alimentând direct aparate de utilizare.
Racordul pune spaţiul de sub membrană în legătură cu un punct situat în aval de aparat,
punct în care trebuie să se menţină presiunea constantă. Închiderea supapei pe scaun se face
de jos în sus.
Pentru orice valoare a debitului Q –în cadrul regimului de funcţionare a aparatului, sub
poziţia „ventil complet deschis”, piesele în mişcare se găsesc în fiecare moment în diferite
poziţii, datorită echilibrului dintre forţele care se exercită de sus în jos (greutatea sau resortul
care apasă pe membrană, greutatea atmosferică, masa pieselor în mişcare –tije, ventil, etc.) şi
acelea care se exercită de jos în sus (forţa datorită presiunii din aval pe faţa inferioară a
membranei, forţa rezultată din diferenţa presiunilor ce se aplică pe o parte şi de cealaltă a
ventilului, forţa de frecare).
La creşterea consumului în aval până la o valoare Q’, concomitent cu mărirea cererii de
gaz, presiunea din aval scade, se modifică echilibrul forţelor în favoarea celor dirijate de sus
în jos, ceea ce are ca urmare o coborâre a pieselor mobile, respectiv o mărire a deschiderii
ventilului până la stabilirea unui nou echilibru (Q’ atât la intrare cât şi la ieşire). În acest
moment, presiunea în aval creşte şi ca urmare se măreşte şi presiunea sub membrană,
stabilindu-se la o valoare egală, sau sensibil egală, cu cea existentă anterior când debitul în
aval era Q.
În cazul regulatoarelor de greutate, presiunea în aval rămâne într-adevăr
constantă la variaţia de debit în aval, după restabilirea echilibrului de forţe pe
suprafeţele pieselor mobile, aşa cum a fost prezentat mai sus, în timp ce la
regulatoarele la care forţa aplicată de către greutate este obţinută prin intermediul unui
resort constanţa presiunii în aval se păstrează cu anumite toleranţe.
3.Menţinerea constantă a debitului.
Pentru menţinerea constantă a debitului în aval (cazul anumitor instalaţii industriale care
funcţionează cu regim tehnic riguros stabilit) se produc, pe ambele feţe ale membranei,
presiuni constante, de la un dispozitiv de ştrangulare, eventual o diafragmă, montat în
amontele regulatorului, pe un racord de presiune constantă.
După modul de funcţionare al regulatoarelor, se pot stabili următoarele categorii:
-regulatoare cu acţiune directă, la care diferenţa dintre presiunile obţinute efectiv în
aval şi presiunea reper, pr, pe care regulatorul trebuie s-o asigure în aval este suficientă
pentru a comanda direct, pe cale mecanică prin intermediul unor pârghii, variaţiile
secţiunii A1 ale orificiului de trecere. Este cazul detentorilor cu greutate sau cu resort,
al regulatoarelor pentru debite mici. În caz de rupere a membranei, ruperea unei
pârghii sau scăderea presiunii, la aceste regulatoare, orificiul de trecere se deschide;
-regulatoare cu acţiune indirectă, la care forţa necesară modificării secţiunii orificiului
de trecere este furnizată de un dispozitiv auxiliar, amplificator, numit pilot (cu ajutorul
căruia, printre altele, se poate varia presiunea reper fixată în aval). În caz de rupere a
membranei, a unei pârghii sau în caz de scădere a presiunii la aceste regulatoare,
orificiul de trecere se închide.
La regulatorul prezentat în fig. 8.5 gazul pătrunde prin racordul 4 şi trece apoi prin sita
3, pentru a fi curăţat de eventuale impurităţi.
Fig. 8.5 Regulator de presiune pentru uzul casnic
Curentul de gaz este ştrangulat în momentul când trece prin deschiderea inelară dintre
ventilul de reglare 7 şi scaunul acestuia 5. Gazul, altfel destins, pătrunde în corpul
regulatorului 1, care are ieşirea pe aceeaşi linie cu racordul de intrare. În acelaşi timp,
presiunea gazului acţionează asupra membranei de cauciuc 9, care este prinsă între corpul şi
capacul regulatorului 2.
Membrana constituie o parte importantă a regulatorului, deoarece datorită suprafeţei
mari, este sensibilă la cele mai mici variaţii de presiune. Mişcările membranei sunt transmise
ventilului de reglare prin intermediul unei pârghii 8. Ventilul închide deci secţiunea de trecere
a gazului, după cum membrana se ridică sau coboară.
Dacă are loc o creştere a consumului de gaz, presiunea de sub membrană scade. Sub
acţiunea arcului 11, montat deasupra, membrana coboară şi apasă asupra pârghiei care
permite ventilului să deschidă secţiunea de trecere a gazului. Presiunea gazului se ridică,
revenind la valoarea iniţială.
Dacă, dimpotrivă, din cauza scăderii consumului, presiunea sub membrană se ridică,
membrana este împinsă în sus, trăgând cu ea pârghia care apasă asupra ventilului şi îl închide.
În acest mod, presiunea gazului din regulator se reglează automat şi rămâne practic
invariabilă.
Presiunea gazului la ieşirea din regulator poate fi fixată după nevoie, între 100 şi 500
mm H2O, prin strângerea sau slăbirea piuliţei 12. Dacă se strânge piuliţa se obţine o presiune
mai înaltă, iar dacă se desface, o presiune mai joasă.
Regulatorul este înzestrat cu un ventil de siguranţă 14, care nu permite ridicarea
presiunii gazului peste o valoare admisă. Deschiderea ventilului de siguranţă are loc prin
ridicarea scaunului acestui ventil, simultan cu ridicarea membranei.
Arcurile 10 şi 11, care ţin scaunul pe ventilul de siguranţă, cedează atunci când diferenţa
dintre presiunea reglată şi cea obişnuită de închidere depăşeşte 150 mm H2O. Acest lucru se
întâmplă la defectarea regulatorului, adică atunci când ventilul nu închide complet la debit
nul.
Prin eroziunea scaunului ventilului de reglare sau prin depunerea impurităţilor pe acest
scaun, ventilul nu mai închide la debit nul, ceea ce provoacă ridicarea presiunii reglate, deci
intrarea în funcţiune a ventilului de siguranţă. Prin deschiderea ventilului de siguranţă, gazul
trece deasupra membranei şi apoi în atmosferă, prin răsuflătoarea 13.
Acest regulator se montează într-o firidă făcută în zid, la intrarea branşamentului de gaz
în imobil. La punerea în funcţiune se reglează presiunea de regim, presiunea de închidere şi
ventilul de siguranţă.
Presiunea de regim se controlează cu un consum de gaze maxim; la această probă,
presiunea nu trebuie să scadă sub 200 mm H2O. Presiunea de închidere se controlează cu un
consum de gaze minim şi nu trebuie să depăşească 500 mm H2O.
Controlul ventilului de siguranţă se face cu toate focurile închise. Se deschide puţin
ventilul de reglare, apăsând uşor cu o sârmă introdusă prin gaura prevăzută în piuliţa de
strângere, asupra corpului cilindric la care este legată pârghia din corpul regulatorului.
Gazul care pătrunde în spaţiul de sub membrană ridică presiunea reglată astfel, încât
tensiunea celor două arcuri de deasupra membranei este învinsă şi membrana, împreună cu
scaunul ventilului de siguranţă, se ridică. Presiunea la care ventilul de siguranţă începe să
funcţioneze nu trebuie să depăşească presiunea de închidere decât cu 50-150 mm H2O.
În prezent, în ţară se produc regulatoare cu acţionare indirectă de tipurile RPA2, RPA3 şi
RPA4, care se folosesc în staţiile de reglare.
În fig. 8.6 este prezentat un regulator de tip RPA3. Acestea se produc în două tipuri: tip I
(pentru presiune medie şi redusă) şi tip II (pentru presiune joasă).
Aceste regulatoare se execută cu poziţia „normal închis”, asigurând menţinerea
presiunii reglate la ieşire numai pentru debite cuprinse între 10 şi 100% din debitul maxim de
gaz şi nu se vor folosi ca organe de închidere.
Regulatorul din fig. 8.6 funcţionează astfel: gazul intră cu presiune mare p1, trecând prin
ştrangularea mai mare sau mai mică a supapelor 3. Aceste supape fiind montate pe aceeaşi tijă
4, sub acţiunea directă pe care o exercită asupra lor, presiunea gazului de la intrare se
anulează, deoarece în timp ce una din supape este presată ca să se deschidă, cealaltă este
presată să se închidă. Supapele 3 sunt acţionate de membrana regulatorului 5.
Deosebirea între modul de lucru al acestui regulator şi regulatorul de uz casnic este
faptul că membrana 5 nu are o sarcină constantă (o greutate sau un arc), ci o sarcină variabilă.
Această sarcină variabilă se realizează cu ajutorul servoregulatorului 8. La rândul său,
servoregulatorul este acţionat de presiunea gazului de la ieşirea din regulatorul principal.
Fig. 8.6. Regulator de presiune RPA3
În acest scop, spaţiul de sub membrana servoregulatorului este legat printr-o ţeavă de
impuls cu diametru mic, cu un punct de la ieşirea regulatorului principal, unde trebuie să se
obţină o presiune constantă. Echilibrarea acestei presiuni constante se face prin arcul care
apasă asupra membranei servoregulatorului 8 şi care poate fi strâns mai mult sau mai puţin
pentru obţinerea la ieşire a unei presiuni de o anumită valoare.
Servoregulatorul acţionează un sertar. Sertarul poate pune în legătură spaţiul de
deasupra membranei 5 a regulatorului principal de presiune fie cu o priză de înaltă presiune
p1, luată de la intrarea regulatorului, fie cu o priză de evacuare a gazului de presiune legată cu
flanşa de la ieşire a regulatorului.
Când consumul de gaz creşte, presiunea de la ieşire p2 se va reduce, ceea ce va acţiona
asupra servoregulatorului, care va coborî sertarul, lăsând presiunea înaltă p1 să ajungă
deasupra membranei 5. Forţa arcurilor va fi învinsă şi tija 4 va coborî deschizând supapele 3,
permiţând gazului de presiune mare să pătrundă şi să ducă la ridicarea presiunii de la ieşire.
Când în urma scăderii consumului, presiunea de la ieşire se ridică, membrana
servoregulatorului 8 se ridică comprimând arcul de deasupra, ridicând şi sertarul care închide
admisia gazului de presiune mare p1. Această presiune nu va mai fi transmisă deasupra
membranei 5, iar gazul de aici va fi evacuat. În consecinţă, membrana se ridică împreună cu
tija 4, supapele 3 închid admisia gazului ducând la scăderea presiunii acestuia de la ieşire.
Deci, în funcţie de micile variaţii ale presiunii de la ieşire, datorită creşterii sau scăderii
debitului, servoregulatorul dirijează curentul de reglare deasupra membranei regulatorului
principal care acţionează supapele ce se închid sau deschid potrivit comenzii.
Pentru protejare, siguranţă în exploatare etc., regulatoarele şi celelalte aparate din
staţiile de reglare, în raport de presiunile la intrare şi de condiţiile locale, se amplasează în:
clădiri proprii, cabine, nişe şi firide (pentru posturi de reglare).
Posturile de reglare, în industrie, se pot amplasa şi în interiorul halelor, pe aparat sau pe
agregat, cu condiţia să fie de tip etanş.
În general, amplasarea şi construcţia staţiilor de reglare pune problema din punct de
vedere al prevederilor de siguranţă, mai ales că aparatajul, care funcţionează la presiuni mari,
îşi pierde etanşeitatea după un anumit timp de exploatare. Într-adevăr, ca urmare a unei
defecţiuni oarecare, scăpările de gaze sunt posibile oricând, în incinte închise, se poate crea o
atmosferă explozivă.
De aceea, staţiile de reglare trebuie să fie prevăzute cu o ventilaţie bună, sau, pentru
staţiile de la consumatori importanţi, să fie instalate sub un acoperiş realizat special în acest
scop.De regulă, staţiile de predare se prevăd cu paratrăsnete, atunci când distanţa până la cea
mai apropiată construcţie este mai mare decât înălţimea construcţiei.
De la uzina constructoare regulatoarele se primesc vopsite în albastru, robinetele în
negru, iar celelalte aparate în gri.
8.7. POLIETILENA, ÎNLOCUITOR AL OŢELULUI.
Polietilena este o răşină aparţinând familiei materialelor termoplastice, făcând parte din
grupul materialelor poliolefinice, şi este obţinută în urma unui proces de polimelizare. Etilena
este olefina cu structura cea mai simplă, C2H4. În timpul procesului de polimelizare,
moleculele se combină, obţinându-se macromolecule lungi, de forma unor catene derivate ale
aceluiaşi component, C2H4 + C2H4. În urma procesului de polimerizare la presiune joasă se
obţine polietilena de înaltă densitate, puţin ramificată, iar la presiune înaltă cea de joasă
densitate, predominant ramificată.
Polietilena obţinută pe calea unui proces de joasă presiune, denumit comun de înaltă
densitate; PEHD (polyethilene high density) este produsă la temperatura de 70 – 80 C şi
presiune de 0,1 – 0,2 MPa, având o densitate de 945 – 960 kg/m3, punctul de topire a
cristalelor de 125 – 140 C, fără ramificaţii.
Procesul de polimelizare la înaltă presiune, denumit comun de joasă densitate are ca
rezultat polietilena de joasă densitate; PELD (polyethilene low density) este obţinută la
temperaturi de până la 250C şi presiuni de 100 – 300 MPa , având o densitate de 915 – 925
kg/m3, cu punctul de topire a cristalelor de 105 – 125C şi o structură ramificată.
1.Structura şi proprietăţile polietilenei.
Polietilena este o răşină aparţinând familiei materialelor termoplastice, făcând parte din
grupul materialelor poliolefinice, şi este obţinută în urma unui proces de polimelizare.
Etilena este olefina cu structura cea mai simplă, C2H4. În timpul procesului de
polimelizare, moleculele se combină, obţinându-se macromolecule lungi, de forma unor
catene derivate ale aceluiaşi component, C2H4 + C2H4. În urma procesului de polimerizare la
joasă presiune se obţine polietilena de înaltă densitate, puţin ramificată, iar la înaltă presiune
polietilena de joasă densitate, predominant ramificată.
Polietilena obţinută pe calea unui proces de joasă presiune, denumit comun de înaltă
densitate; PEHD (polyethilene high density) este produsă la temperatura de 70 – 80 C şi
presiune de 0,1 – 0,2 MPa, având o densitate de 0,945 – 0,960 kg/cm3, punctul de topire a
cristalelor de 125 – 140 C, fără ramificaţii.
Procesul de polimelizare la înaltă presiune, denumit comun de joasă densitate are ca
rezultat polietilena de joasă densitate; PELD (polyethilene low density) este obţinută la
temperaturi de până la 250C şi presiuni de 100 – 300 MPa , având o densitate de 0,915 –
0,925 kg/cm3, cu punctul de topire a cristalelor de 105 – 125C şi o structură puternic
ramificată.
Fig.1.7. Structura moleculară a polietilenei. (a) de înaltă densitate, (b) joasă densitate
Polietilena care se obţine în urma procesului de polimelizare este un produs plastic,
incolor, inodor, gras la pipăit, moale şi flexibil.
Polietilena astfel obţinută, ca şi cvasitotalitatea materialelor plastice, la expuneri
prelungite şi repetate la atmosfera liberă, la acţiunea agenţilor atmosferici, (în particular raze
ultraviolete), suferă un proces de degradare progresivă a structurii moleculare, având drept
consecinţă îmbătrânirea rapidă a polimerului şi riscul de rupere prematură în urma supunerii
la presiune interioară.
Pentru evitarea acestor inconveniente, în timpul fazei de polimerizare, în masa
polietilenei se adăuga componenţi stabilizatori, omogen dispersaţi în masa granulară. Aceşti
stabilizatori, având culoarea neagră, galbenă sau albastră, au rolul de a face ca, imediat, să se
distingă destinaţia conductelor: galben – gaze naturale; albastru – apă.
Proprietăţi mecanice. Opus materialelor metalice, polietilena - ca orice material
termoplastic – nu este rigid sub acţiunea unor solicitări dar, experimental, chiar la temperatura
ambiantă, are un comportament de relaxare vâscoelastică în timp.
Ca majoritatea materialelor plastice, şi în particular cele termoelastice, polietilena are un
comportament vâsco-elastic. Aşadar, acest material, supus la o solicitare mecanică constantă,
tinde să se deformeze în timp proporţional cu temperatura proces cunoscut sub denumirea-
CREEP.
S-a arătat că şi masa moleculară a răşinii influenţează comportamentul în timp; astfel s-
a demonstrat că, prin creşterea masei moleculare, ruperea fragilă se manifestă după o durată
de serviciu mai lungă.
Noile normative europene, în ultimele publicări, propun o clasificare a polietilenelor în
funcţie de parametrul MRS x 10 (MPa). Sunt definite, conform acestui parametru,
următoarele polietilene:
PE 32, cu 3,2 MPa MRS; PE 40, cu 4,0 MPa MRS; PE 63, cu 6,3 MPa MRS;
PE 80, cu 8,0 MPa MRS; PE 100, cu 10,0 MPa MRS.
Valoarea parametrului MRS devine determinantă în proiectare: valoarea tensiunii
tangenţiale se calculează ca raport între valoarea parametrului MRS şi cea a unui coeficient
de siguranţă „C” variabil funcţie de tipul condiţiilor de lucru: CMRSs / .
În cazul vehiculării apei sau a altor fluide sub presiune, exclusiv gazele naturale,
coeficientul de siguranţă luat în calcul are valoarea de 1,25.
Se obţin următoarele tensiuni de proiectare:
PE 32, cu s =2,5 MPa;
PE 40, cu s =3,2 MPa;
PE 63, cu s =5,0 MPa;
PE 80, cu s =6,3 MPa;
PE100, cu s =8,0 MPa.
În România, ca şi în alte ţări, polietilena utilizată în fabricarea ţevilor destinate
vehiculării gazelor naturale este PE 80 şi PE 100.
Aşa cum s-a arătat mai sus, la creşterea temperaturii de lucru, rezistenţa mecanică a
polietilenei se diminuează prin efectul de curgere vâscoasă. Acest comportament trebuie luat
în considerare la proiectarea reţelelor de transport a fluidelor la temperaturi mai mari de 20
C.
2.Motivaţii tehnico-economice ale utilizării polietilenă.
Polietilena prezintă multiple caracteristici care au determinat-o ca fiind o alternativă
bună în dauna materialelor tradiţionale (fontă, oţel, etc.) în numeroase domenii de utilizare
cum sunt: transportul gazelor şi a apei, a fluidelor industriale, irigaţii, canalizări, etc.
Din punct de vedere tehnic, putem aminti câteva proprietăţi, deja evidenţiate:
1.Densitate scăzută (de circa 8 ori mai mică decât a oţelului), permiţând realizarea unor
produse mai uşoare şi, deci, uşurinţă în transport şi punere în operă.
2.Flexibilitate mărită care permite, spre exemplu, realizarea curbelor de rază mare (minim 20
de diametre), nemaifiind necesară utilizarea pieselor de îmbinare şi garantând o rezistenţă
ridicată la fenomene seismice.
3.Rezistenţă ridicată la şoc, chiar la temperaturi scăzute, graţie tenacităţii ridicate a
polietilenei.
4.Gamă largă de temperaturi (-40….+60C) în care polietilena îşi păstrează caracteristicile,
garantând o utilizare sigură în timp îndelungat.
5.Pierderi energetice reduse, datorită unei suprafeţe interioare netede, care limitează, pe lângă
altele, influenţa negativă a zgârieturilor.
6.Rezistenţa mare la coroziune, chiar în terenuri agresive şi în prezenţa curenţilor vagabonzi.
7.Rezistenţa bună la acţiunea unei largi game de produşi chimici, permiţând utilizarea
polietilenei în numeroase sectoare de activitate industriale.
8.Rezistenţă mare la abrazive, ceea ce permite transportul hidraulic chiar şi a produselor
solide.
9.Rezistenţă la agenţi atmosferici (dar cu limitarea expunerii la radiaţia ultravioletă).
Referindu-ne, în particular, la utilizarea polietilenei în transportul gazelor naturale,
menţionăm două importante proprietăţi ale conductelor din polietilenă şi anume:
permeabilitatea la gaz, practic, neglijabilă şi rezistenţă chimică ridicată la constituenţii gazelor
vehiculate şi la substanţele de odorizare.
Din punct de vedere economic, motivele care orientează spre utilizarea conductelor din
polietilenă sunt, în principal, legate de:
masa redusă şi flexibilitate ridicată, cu consecinţe economice ce rezultă în costurile de
transport, manipulare şi pozare;
posibilitatea de a înfăşura ţeava pe turete, pentru diametre de până la 110 mm, având
drept consecinţă, reducerea semnificativă a numărului de suduri;
posibilitatea de a realiza recondiţionarea conductelor vechi utilizând tehnica numită
„RELINING”; aceasta înseamnă, de fapt, introducerea ţevii din polietilenă prin
conducta veche (din oţel), economisind astfel costurile reprezentând săpătura şi
refacerea pavajelor distruse în urma săpării şanţului.
3. Definiţii şi simboluri.
Pentru a limita la un număr raţional gama de dimensiuni (diametru şi grosime de
perete), comitetele şi comisiile naţionale şi internaţionale care sunt afiliate la organismele de
standardizare (ISO, UNI, DIN, ASTM etc.) au stabilit seria diametrelor exterioare şi a
grosimilor de perete, definite în continuare diametre nominale şi grosimi de perete nominale.
Valorile diametrelor nominale au fost stabilite în mod raţional (având ca bază
dezvoltările seriilor numerelor normale R5, R10, R20, R40).
Diametrul.
Diametrul unui tub reprezintă diametrul interior sau exterior; simbolul lui poate fi “D”,
“d”, “dn” sau “de”, funcţie de prevederile normative. În România, el este simbolizat cu “dn”
Diametrul exterior mediu “de” reprezintă valoarea mediei aritmetice a raportului între
măsurările circumferinţei exterioare a tubului în orice secţiune şi numărul (3,1416). Această
dimensiune determină relaţia geometrică în îmbinarea ţeavă – racord.
Grosimea nominală de perete.
Aceasta este definită ca fiind valoarea numerică a grosimii de perete a tubului. Simbolul
diferă conform prevederilor normative (în România: en; conform ISO 4437: s).
Raportul Dimensional Standard.
Este un parametru adimensional care reprezintă un criteriu de clasificare a conductelor.
Simbolizat “SDR” (Standard Dimension Ratio), este definit ca raport între diametrul exterior
al tubului (dn) şi grosimea de perete (en), conform ISO 4437 (adaptat şi ca standard român).
Deoarece standardele româneşti au respectat simbolurile utilizate în standardele
internaţionale (ISO), vom folosi în continuare cele internaţionale.
Serii – Categorii de presiune.
Diametrele exterioare ale tuburilor din polietilenă utilizate pentru transportul fluidelor
sub presiune sunt stabilite prin reglementările tehnice în vigoare (ISO 161, SR – ISO 4437
etc.). În aceleaşi norme sunt prezentate şi grosimile de perete, corelate cu diametrele
exterioare.
Aceste două dimensiuni sunt grupate sub formă de tabele şi împărţite după categoriile
de presiune de lucru, putându-se determina oricare din elementele de bază definite mai sus
PN – presiune nominală,
s – seria ţevii,
SDR – raportul dimensional standard.
Presiunea nominală, PN reprezintă presiunea maximă de lucru pe care un tub sau un
racord din polietilenă o poate suporta în mod continuu timp de 50 de ani la 20oC.
Normele şi standardele tehnice prezintă diametre exterioare de la 20 la 630 mm. Pentru
fiecare sunt definite trei serii de grosime de perete:
S 12,5; S 8,3 (S 8.0); S 5.
Tabelul 8.1 Tuburi din polietilenă pentru transportul gazelor naturale – ISO 4437
de, mm Grosimi nominale de perete – e, mm
SDR
26 17,6 17 11
Corespunzător seriei
S 12,5 S 8,3 S 8 S 5
20
25
32
40 2.3 2.4 3.7
50 2.9 3.0 4.6
63 3.6 3.8 5.8
75 4.3 4.5 6.8
90 5.2 5.4 8.2
110 6.3 6.6 10.0
125 7.1 7.4 11.4
140 8.0 8. 12.7
160 9.1 39.5 14.6
180 10.3 10.7 16.4
200 7.7 11.4 11.9 18.5
225 8.6 12.8 13.4 20.5
250 9.6 14.2 14.8 22.7
280 10.7 16.0 16.6 25.4
315 12.1 17.9 18.7 28.6
355 13.6 20.2 21.1 32.3
400 15.3 22.8 23.7 36.4
450 17.2 25.6 26.7 41.0
500 19.1 28.5 29.6 45.5
560 21.4 31.9 - 51.0
630 24.1 35.8 - 57.3
Seria grosimilor de perete este în strânsă legătură cu presiunile maxime la care pot fi
solicitate tuburile. Astfel , seria “S” este definită prin relaţia:
1
2
1
s
DeS
unde s este grosimea peretelui [mm] şi De – diametrul exterior al tubului [mm].
Cei doi parametri (“S”) si (“SDR”) sunt corelaţi prin relaţia SDR = 2S +1, deci se poate
scrie:S 12,5 = SDR 26, S 8,3 = SDR 17,6, S 8 = SDR 17, S 5 = SDR 11.
În Europa clasificarea tipurilor de polietilenă este într-o continuă evoluţie, luând ca
referinţă parametrul MRS (minimum Required Strenght) definit anterior.
Creşterea densităţii polietilenei determină o îmbunătăţire a următoarelor caracteristici:
rezistenţa la propagarea rapidă a fisurii;
rigiditatea (creştea modulul de elasticitate E);
rezistenţa la tracţiune în timp scurt (şoc) .
Invers, prin scăderea densităţii, se reduce rezistenţa la solicitări de lungă durată (stress,
cracking) şi, deci se diminuează rezistenţa în timp la ruperile fragile în prezenţa tensiunilor.
Alegerea tipului de polietilenă este un motiv, chiar şi acum, al multor dezbateri privind
realizarea conductelor de gaz, precum şi în motivarea diferitelor soluţii adoptate în Europa şi,
specific, în diferite ţări.
Rezultate ale experienţei în execuţie, precum şi recente studii experimentale au
demonstrat că polietilena de înaltă densitate (PEHD) a scos în evidenţă o foarte bună
rezistenţă la propagarea rapidă a fisurii (ruperi accidentale cu urmări grave), caracteristică
foarte importantă mai ales în reţelele de conducte de medie presiune (în Italia 2-5 bar).
Totodată, acest tip de polietilenă a demonstrat o mai bună rezistenţă la factori externi de
deteriorare (esenţial pentru reţele urbane, cauzată de lucrări în imediata apropiere a reţelei de
gaz).
Polietilena de medie densitate, în schimb, garantează o mai bună rezistenţă la rupere
datorită solicitărilor manifestate în timp (presiune şi solicitări exterioare): această calitate
conferă conductei o mai bună comportare la acţiunea factorilor externi (trafic, solicitări
termice, solicitări datorate unei tasări inadecvate a şanţului).
8.8. SCHEME DE PRINCIPIU PENTRU SISTEMELE DE DISTRIBUŢIE
Figura 8.9. Schema de principiu a unui sistem de alimentare cu gaze
1-instalaţia de utilizare; 2-staţie de reglare; 3– conducta de transport; 4– staţie de predare; 5– reţea de
repartiţie; 6–staţie reglare de sector; 7–reţea de distribuţie; 8– branşament; 9– post de reglare; 10–instalaţie
utilizare (p j); 11– instalaţie de utilizare la consumator important.
Figura 8.10. Schema de principiu a unui sistem de alimentare cu gaze constituit dintr- o reţea
de repartiţie ramificată şi reţea de distribuţie buclată şi ramificată
1 – conducta de transport; 2 – staţie de predare; 3 – reţea de repartitie; 4 – staţie de reglare de sector; 5 –
staţie de reglare la consumator important; 6 – reţea de distribuţie; 7 – traseu de interconectare; 8 – zona
industrială; 9 – limita perimetrului localităţii sau zonelor industriale.
Figura 8.11. Schema de principiu a unui sistem de alimentare cu gaze constituit dintr-o reţea
de repartiţie inelară, alimentată în două puncte, o reţea de distribuţie deservită de un inel
central, alimentat în trei puncte şi o reţea de distribuţie pentru o localitate satelit
1 – conducta de transport; 2- staţie de predare; 3- reţea de repartiţie; 4- staţie de reglare de sector; 5 – staţie
de reglare la consumator important; 6 – reţea de distribuţie; 7 – traseu de interconectare; 8 – zona
industrială; 9 – limita perimetrului localităţii sau zonelor industriale; 10 – localitate satelit.
Figura 8.12. Schema de principiu a unui sistem de alimentare cu gaze constituit din două
reţele de repartiţie inelare (de presiuni diferite) şi mai multe reţele de distribuţie
1 – conducta de transport; 2- staţie de predare;3- reţea de repartiţie;4- staţie de reglare de sector;5 – staţie de
reglare la consumator important;6 – reţea de distribuţie;7 – traseu de interconectare;8 – zona industrială;9 –
limita perimetrului localităţii sau zonelor industriale;10 – localitate satelit;11 – inel exterior;12 – staţie de reglare
între inelul exterior şi reţeaua de repartiţie.
Curs 8 - continuare
PROIECTAREA SISTEMELOR DE DISTRIBUŢIE A
GAZELOR
Sistemul de distribuţie preia gazele de la staţiile de predare şi le distribuie la diverşi
consumatori.
În general, sistemul de distribuţie este complex datorită scopului pe care-l are de a
deservi consumatorii care, în cea mai mare parte, nu au fost racordaţi simultan la reţea. De
obicei, gazele vehiculate au o mişcare staţionară, însă, datorită vârfurilor de consum din
sistemul de distribuţie, acestea şi un caracter nestaţionar care măreşte dificultatea problemei
analizate.
În afara acestor considerente tehnice, mai intervin şi acelea de ordin practic, pentru ca
orice consumator să fie cât mai puţin afectat de dificultăţile ivite, şi de unele remedieri ale
sistemului de distribuţie; să nu fie sistată alimentarea cu gaze sau, dacă se întrerupe furnizarea
gazelor aceasta să se realizeze într-un timp cât mai scurt.
Reglarea şi menţinerea presiunii în conductele de distribuţie, în limitele impuse de
siguranţă în exploatare, se realizează în staţii şi posturi de reglare. De regulă, în aceste staţii şi
posturi de reglare se face şi măsurarea debitului de gaze.
8.9. MIŞCAREA GAZELOR PRIN CONDUCTE
La mişcarea permanentă a unui fluid printr-o conductă cu diametrul interior d, viteza
medie de curgere se calculează cu relaţia
2
4v
d
Qm
, (8.1)
Q fiind debitul volumetric scurs prin conductă.
Profilul vitezei în secţiunea conductei depinde de regimul de curgere, definit prin
numărul lui Reynolds
dmvRe , (8.2)
fiind vâscozitatea cinematică a fluidului. Numărul lui Reynolds poate fi scris şi în funcţie de
alţi parametri (viteza maximă a fluidului, raza interioară a conductei), dar cea mai folosită
formă în practică este aceea dată de relaţia de mai sus.
Experienţele au arătat că în tuburile cu secţiunea circulară regimul de curgere este
laminar atât timp cât numărul lui Reynolds nu depăşeşte valoarea critică
300.2Re critic . (8.3)
Cu toate că regimul laminar este relativ limitat, regimul turbulent fiind mai frecvent
întâlnit în activitatea practică, relaţiile de calcul pentru acest regim concordă foarte bine cu
rezultatele experimentale.
În situaţia regimului laminar, profilul vitezei în raport cu raza tubului este parabolic,
fiind dat de relaţia
2
2
44v r
d
l
p
, (8.4)
iar viteza medie are valoarea
2
32v d
l
pm
,
p fiind căderea de presiune realizată prin frecări pe lungimea l a tubului.
În practică căderea de presiune între două puncte pentru acest regim de curgere se
calculează cu una dintre relaţiile cunoscute în literatură sub denumirea de formulele Hagen-
Poiseuille.
2
v32
d
lp m sau
4
128
d
Qlp
. (8.5)
În regimul de mişcare turbulent aceste relaţii îşi pierd valabilitatea. Se consideră că, în
tuburile cu secţiunea circulară, mişcarea devine complet turbulentă dacă numărul lui Reynolds
are o valoare mai mare decât cea critică; mişcarea turbulentă dezvoltându-se complet
începând cu o distanţă egală cu cel puţin (25–40)d de la intrarea în tub.
După ultimele cercetări, în condiţiile mişcării turbulente în secţiunea tubului se pot pune
în evidenţă patru domenii de variaţie a vitezei (figura 8.13).
Astfel, în imediata apropiere a peretelui viteza fluidului variază aproximativ liniar cu
distanţa y măsurată de la perete. În acest domeniu tensiunea de forfecare turbulentă este
neglijabilă şi, deoarece variaţia vitezei depinde de vâscozitatea moleculară, întreaga zonă se
numeşte substratul vâscos.
După substratul vâscos urmează stratul intermediar (tampon), unde tensiunile de
forfecare datorită vâscozităţii moleculare şi fluctuaţiilor de viteză sunt comparabile ca
mărime. Următorul strat fiind acela complet turbulent unde turbulenţa devine suficient de
dezvoltată pentru ca tensiunea datorită mişcării laminare să fie neglijabilă faţă de aceea
turbulentă. Deoarece viteza medie punctiformă v variază, în acest strat, logaritmic în raport cu
distanţa y măsurată de la perete, stratul se numeşte logaritmic.
În jurul axei conductei este zona turbulentă a curgerii unde turbulenţa este complet
dezvoltată.
Figura 8.13. Delimitarea profilului vitezei în mişcarea turbulentă
Vom nota cu v viteza de frecare care este definită cu ajutorul relaţiei
0v , (8.6)
în care 0 este valoarea efortului tangenţial de fecare la peretele conductei.
În zona stratului logaritmic distribuţia vitezei adimensionale este dată de relaţia
Byv
lnAv
v*
*
. (8.7)
Cele mai probabile valori ale constantelor A şi B fiind 2,46 şi, respectiv, 5,67.
În zona centrală a curgerii turbulente se utilizează, pentru distribuţia vitezei, tot o relaţie
asemănătoare cu formula (8.7). Uneori, se foloseşte în această zonă o distribuţie a vitezei sub
forma
n
R
y
v
vv
*
max , (8.8)
n fiind un coeficient cu valoarea aproximativă 1,5.
Pornind de la aceste relaţii ale vitezei se poate obţine coeficientul de rezistenţă , într-o
conductă cu secţiunea circulară.
În mişcarea turbulentă, între viteza de frecare v şi viteza medie vm există relaţia
8
vv
m. (8.9)
Indiferent de caracterul mişcării în conductă, laminar sau turbulent, între viteza medie şi
debitul de fluid Q care se scurge prin conductă este relaţia
R
m rrRR
Q
022
dv2
v
. (8.10)
Dacă se are în vedere şi relaţia (8.7) se găseşte una dintre corelaţiile teoretice existente
între coeficientul de rezistenţă şi numărul lui Reynolds Re
811,0Relg005,21
. (8.11)
J.Nikuradze a corectat, în urma datelor experimentale, coeficienţii numerici din această
relaţie scriind-o sub forma
8,0Relg21
. (8.12)
Această relaţie asigură o bună concordanţă cu valorile lui obţinute pe cale
experimentală. În practică s-a constatat o bună concordanţă cu rezultatele experimentale dacă
coeficientul se calculează cu formula lui Blasius
25,0Re
3164,0 , (8.13)
valabilă pentru Re < 105 şi formula lui J.Nikuradze
237,0Re
221,00032,0 , (8.14)
valabilă în intervalul 85 10Re10 .
Rezultatele prezentate pot fi utilizate atât timp cât peretele interior al tubului este
considerat neted. În acest caz se observă că starea peretelui nu are nici o influenţă asupra
caracterului turbulent al mişcării. În practică, cele mai multe tuburi, cel puţin la valori mari
ale numărului lui Reynolds, nu pot fi considerate ca netede.
Din cauza rugozităţii peretelui, coeficientul de rezistenţă este mai mare decât acela
care rezultă din formulele prezentate pentru tuburile netede. Legile mişcării turbulente prin
tuburile rugoase au deci o mare însemnătate practică dar, cercetările s-au izbit de o dificultate,
şi anume de faptul că numărul parametrilor de rugozitate este mare din cauza formelor
geometrice foarte variate.
O privire de ansamblu asupra măsurătorilor mai vechi a condus la concluzia că există
două tipuri de rugozităţi. La primul dintre acestea rezistenţa este proporţională cu pătratul
vitezei medii, ceea ce înseamnă că este independent de numărul lui Reynolds. Acest tip se
întâlneşte la rugozităţile destul de mari şi foarte dese, cum ar fi, de exemplu, grăunţi de nisip
lipiţi de perete, ciment, fier brut. Influenţa peretelui se poate caracteriza printr-un singur
parametru de rugozitate dks /2 , denumit rugozitate relativă, unde ks este înălţimea
rugozităţilor. În acest caz coeficientul de rezistenţă depinde numai de rugozitatea relativă .
Cel de al doilea tip de rugozitate se întâlneşte atunci când rugozităţile peretelui sunt mai
reduse sau când un număr mic de rugozităţi se află repartizate pe o suprafaţă netedă destul de
mare cum ar fi, de exemplu, ţevile din fier comercial uzuale.În acest caz coeficientul de
rezistenţă depinde atât de rugozitatea relativă cât şi de numărul lui Reynolds. Măsurătorile
efectuate de către J. Nikuradze care a lipit, cât mai des posibile, nisip în interiorul tuburilor de
secţiune circulară au condus la această concluzie.
În figura 8.14 sunt reprezentate parţial rezultatele măsurătorilor, împreună cu acelea
corespunzătoare regimului laminar, curba 1 şi tuburile netede pentru regimul turbulent,
curbele 2 şi 3.
Figura 8.14. Coeficientul de rezistenţă în funcţie de numărul Reynolds
Se constată că în regim laminar toate tuburile rugoase au aceeaşi rezistenţă ca şi acelea
netede. În domeniul mişcării turbulente există, pentru fiecare rugozitate relativă, un anumit
interval de valori ale numărului lui Reynolds, în care tubul rugos are aceeaşi rezistenţă ca şi
acela neted. În acest domeniu, tubul, cu toate că poate prezenta un anumit grad de rugozitate
al peretelui, este considerat neted din punct de vedere hidraulic şi coeficientul de rezistenţă
depinde numai de numărul lui Reynolds. Pentru acest domeniu rezultatele experimentale au
arătat că
5v
0
sk. (8.15)
De la o anumită valoare a numărului lui Reynolds înainte din ce în ce mai mică, pe
măsură ce rugozitatea absolută ks creşte, curba de rezistenţă a tubului rugos se desparte de
aceea a tubului neted. Acest domeniu de tranziţie s-a delimitat în intervalul
70v
5
sk, (8.16)
unde coeficientul de rezistenţă
rugozitatea relativă. La valori mai mari ale numărului lui Reynolds, respectiv pentru
70v
sk, (8.17)
se ajunge în domeniul complet rugos în care depinde numai de rugozitatea relativă.
Legea logaritmică de repartiţie a vitezei u poate fi utilizată şi la tuburile rugoase sub
forma
Bks
yln
1
v
v
, (8.18)
unde constanta are aceeaşi valoare ca şi mai înainte, iar B=8,48.
În general, ultimul parametru devine o constantă pentru 70v
sk. Dacă se admite că
această lege este valabilă şi în zona centrală a tubului, se obţine pentru y=R
v
vmaxB
k
R
s
ln1
, (8.19)
iar viteza se poate scrie
R
maxy
lnv
vv
. (8.20)
Viteza medie din secţiunea tubului poate fi scrisă sub forma
χ
-Bk
R
s
m
2
3ln
1
v
v
(8.21)
deci, având în vedere relaţia (8.7), rezultă:
χ
-Bk
R
s 2
3ln
18
. (8.22)
Dacă se înlocuiesc constantele şi B rezultă
692,1lg005,21
sk
R
. (8.23)
Această relaţie poate fi considerată drept formula de calcul pentru coeficientul de
rezistenţă în domeniul complet rugos. Concordanţa cu rezultatele experimentale ale lui J.
Nikuradze este mai bună, dacă se modifică valorile coeficienţilor numerici, şi din acest motiv,
se poate scrie coeficientul de rezistenţă pentru acest regim de curgere sub forma
2
74,12
lg2
1
sk
d
. (8.24)
Cel de al doilea tip de rugozităţi dau peretelui interior al conductei un caracter
semirugos, iar coeficientul se poate calcula cu ajutorul formulei Colebrook-White.
d
ks
71,3Re
51,2lg2
1
. (8.25)
Stabilirea pe o cale mai simplă a domeniului de netezime al conductei, deci şi a relaţiei
pentru calculul lui , se face determinând parametrii adimensionali R1 şi R2 care au expresiile
sneted k
dR
2
2843,281
, (8.26)
ss k
d
k
dR
2lg9595,7910048,689
22 , (8.27)
precum şi a numărului lui Reynolds din conductă. Astfel, dacă numărul lui Reynolds Re
satisface condiţia 1RRe tubul este considerat neted din punct de vedere hidraulic şi pentru
2RRe tubul este complet rugos.
În situaţia în care Re este cuprins între R1 şi R2 conducta are o comportare semirugoasă.
Coeficientul neted se calculează pentru regimul de curgere turbulent şi conductă netedă.
8.10. REZISTENŢE LOCALE
În anumite puncte ale conductei unde sunt montate armături, aparate sau unde conducta
îşi modifică secţiunea sau direcţia, se produc pierderi de presiune locale care se pot scrie sub
forma
2
v2mp . (8.28)
Coeficientul de rezistenţă locală depinde, în special, de geometria armăturii sau a
punctului unde conducta îşi modifică secţiunea sau direcţia. În general, s-a stabilit că la
numere Reynolds mici, coeficientul de rezistenţă depinde şi de regimul de mişcare.
În unele situaţii, cum ar fi la schimbarea secţiunii şi a direcţiei unei conducte, s-au
stabilit relaţii pentru calculul coeficientului de rezistenţă locală . În punctele unde se
produce devierea vânei de fluid (curbe, ramificaţii, robinete etc.) nu se poate stabili mărimea
coeficientului decât pe cale experimentală.
Dacă într-un anumit punct al conductei, aceasta îşi modifică brusc secţiunea de la
valoarea A1 la A2, (fig. 8.15.a), vâna de fluid se contractă, producându-se o pierdere locală de
presiune, coeficientul de rezistenţă locală se calculează cu relaţia
2
11
, (8.29)
fiind raportul dintre secţiunea contractată a vânei de fluid şi secţiunea A8.
În tabelul 8.2 se redau valorile coeficientului în funcţie de raportul A2/A1 şi de gradul
de rotunjime al muchiilor care fac trecerea de la conducta cu diametrul mai mare la conducta
cu diametrul mai mic
Tabelul 8.2. în funcţie de A2/A1
A2/A1
Specificaţie 0 – 0,2 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Muchii ascuţite 0,35 0,29 0,22 0,17 0,10 0,05 0,01 0
Muchii uşor răsfrânte 0,11 0,09 0,07 0,05 0,03 0,02 0 0
Muchii uşor rotunjite 0,01 0,01 0,01 0,01 0 0 0 0
Muchii bine rotunjite 0 0 0 0 0 0 0 0
Pierderea de presiune locală se calculează cu viteza medie din secţiunea A8.
În situaţia unei treceri bruşte de la o secţiune mai mare A1 la una mai mică A2,
coeficientul de rezistenţă locală, dacă la pierderea de presiune locală se utilizează viteza
medie din secţiunea A1, se calculează cu relaţia
2211 A/A . (8.30)
Dacă o conductă cu secţiunea A1 se racordează treptat la o altă conductă cu secţiunea A2,
şi unghiul nu depăşeşte 7-80, coeficientul se poate calcula cu relaţia
22
211150 A/A, , (8.31)
pierderea de presiune fiind raportată la viteza medie a fluidului din secţiunea A1.
În situaţia în care secţiunea A1 se reduce, de asemenea, treptat la o altă secţiune mai
mică A2, pierderea de presiune locală se poate neglija. Pentru un tub Venturi dacă pierderea de
presiune locală se exprimă în funcţie de energia cinetică a fluidului din secţiunea A,
coeficientul depinde de raportul A0/A. Câteva valori ale coeficientului în funcţie de acest
raport sunt prezentate în tabelul 8.3.
Tabelul 8.3. în funcţie de A0/A
A0/A 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40
0,035 0,085 0,16 0,27 0,45 0,79
În practică se folosesc în mod frecvent, pentru măsurarea debitului care curge printr-o
conductă, ajutajul şi diafragma. Câteva valori ale coeficientului în funcţie de raportul dintre
aria orificiului A0 şi aria conductei A sunt redate în tabelul 8.4. În acest caz pierderea de
presiune locală se exprimă în funcţie de viteza medie a fluidului din secţiunea A.
Tabelul 8.4. în funcţie de aria orificiului A0 şi secţiunea conductei A.
A0/A 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40
0,06 0,28 0,78 1,82 3,80 8,10
Pentru coturile fără rotunjiri coeficientul de rezistenţă locală poate fi calculat cu
2
sin047,22
sin946,0 42 . (8.32)
În situaţia unui cot cu raza de curbură R care satisface condiţia
dRd 52 ,coeficientul de rezistenţă locală se poate calcula cu formula lui Weissbach
90
16,031,0
5,3
R
d, (8.33)
fiind unghiul cotului introdus, în grade.
În tabelul 8.5 se redau, pentru unele armături utilizate în mod frecvent în practica
distribuţiei, coeficientul de rezistenţă locală şi raportul dintre lungimea echivalentă L a
conductei, pe care s-ar realiza aceeaşi cădere de presiune ca aceea locală cu diametrul interior
d şi acest diametru.
Tabelul 8.5. Coeficientul de rezistenţă la trecerea prin armături
Tipul organului de închidere L/d
Robinet cu sertar pană
Deschis complet 0,1 7
¾ deschis 0,8 40
½ deschis 4 200
¼ deschis 15 800
Robinet sferic
Deschis complet 6 350
½ deschis 10 550
Robinet cu ventil (disc)
Deschis complet 9 500
¾ deschis 13 700
½ deschis 35 8.000
¼ deschis 110 6.000
8.11. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR PENTRU GAZE
Pentru un gaz real, ecuaţia de stare este
TRTpZp
,
, (8.34)
în care Z( p, T ) este factorul de abatere de la legea gazelor perfecte. În cazul evoluţiei
izoterme se poate scrie
11
1
Z
p
Z
p
, (8.35)
Z şi Z1 fiind factorii de abatere corespunzător stărilor (p, T ) şi respectiv, (p1, T1).
Din ultima egalitate se deduce uşor , mărime ce se introduce în ecuaţia de mişcare,
care capătă forma
0dv2
d2
xd
p
. (8.36)
Densitatea este funcţie de presiunea p. Dacă se integrează între punctul iniţial, toate
mărimile având în acest punct indicele 1, şi un punct oarecare, situat la distanţa x de punctul
iniţial, se găseşte
xd
pp
p 2vd
21
, (8.37)
deoarece produsul v este constant. De altfel,
pZ
pZ
pp
p
p
p
p
dd11
11
1
. (8.38)
Dacă se scrie
Zpp
Z
p
Z
ppp
p
p
p
1
2
1d
2
1d 221
211
(8.39)
se găseşte
xdZ
Zppp
11
1211
21
2 v , (8.40)
unde 1/ Z reprezintă valoarea medie a factorului 1/Z în intervalul de presiune [p1, p].
Dacă se cunoaşte presiunea iniţială a gazelor, Z1 este determinat. Prin integrare grafică,
din reprezentarea funcţiei 1/Z sau utilizând formulele de definiţie, se poate calcula 1/Z între
presiunile p1 şi p. Presiunea p nu este cunoscută dar se poate estima, cu oarecare aproximaţie,
din formula (8.40). Aceeaşi relaţie se poate utiliza pentru obţinerea căderii de presiune şi a
debitului între două puncte situate la distanţa l, unde presiunile au valorile p1 şi, respectiv, p2
ldZ
Zppp
11
1211
22
21
v . (8.41)
Acum Z se consideră între presiunile p1 şi p8. Dacă se introduce debitul la presiunea p1
rezultă
ldZ
Zp
Qpp
51
112
212
221
16
. (8.42)
Pentru precizarea valorii debitului, se defineşte starea normală de referinţă pN şi masa
specifică N şi debitul corespunzător QN. Rezultă egalitatea
11 QQN
N
. (8.43)
Considerând şi o evoluţie izotermă a gazului, relaţia (8.42) se mai scrie
ldZ
Z
T
Tp
Qpp
NNNN
N5
12
222
21 16
. (8.44)
În această expresie TN este temperatura la starea de referinţă, iar T1 la intrarea în
conductă, ZN fiind funcţie de pN şi TN.
Introducând densitatea relativă a gazelor aNN / , aN fiind densitatea aerului
corespunzătoare stării normale, constanta aerului Ra are, în funcţie de constanta gazelor R,
valoarea
RRa . (8.45)
Cu aceste notaţii, debitul QN are expresia
lZT
dppR
p
TZQ a
N
NN
1
522
21
4
. (8.46)
Dacă se introduce ZN=1 şi se utilizează valoarea cunoscută a constantei aerului
Ra=286,79 J/kgK rezultă
lZT
dpp
p
TQ
N
NN
1
522
213006,13
, (8.47)
debitul QN fiind exprimat în metri cubi normali pe secundă (m3
N/s). Considerând şi valorile de
referinţă TN=273,15 K şi pN=1,01325 N/m2, rezultă
lZT
dppQN
1
522
21035855,0
. (8.48)
De multe ori, datorită simplităţii, se utilizează, în transportul gazelor prin conducte,
pentru coeficientul de rezistenţă formula lui Weymouth
3
009407,0
d , (8.49)
diametrul interior d fiind introdus în metri. Cu această relaţie rezultă expresia debitului de
gaze
lZT
ppdQN
1
22
213/8369683,0
. (8.50)
În multe calcule, este mai uşor să se introducă modulul debitului K definit astfel
1
383696830
TZ
d,K
/
. (8.51)
În relaţiile obţinute apare temperatura T1 a gazelor la intrare în conductă şi, potrivit
ipotezei făcute, rămâne aceeaşi pe toată lungimea conductei. Această aproximaţie se răsfrânge
asupra valorii integralei din (8.42), în care densitatea este de fapt funcţie şi de temperatură
pT
T
Z
Z
p
11
1
1 . (8.52)
Temperatura T este funcţie de distanţa x care, la rândul acesteia, poate fi exprimată ca
funcţie de presiunea p prin scrierea unei relaţii p=p(x).Din acest motiv, se poate scrie
pTpxTxT (8.53)
şi formula generalizată a valorii medii devine
pZ
p
T
TZ
ppp
p
p
p
p
dd11
11
1
1
, (8.54)
unde 1/T este valoarea medie a raportului 1/T în intervalul de presiuni [p1, p2]. Evident că
admiterea unor valori medii ale factorului de abatere Z, temperaturii şi coeficientului de
rezistenţă în formula debitului introduce unele erori.Dacă se admite pentru factorul de abatere
Z dependenţă de p şi se defineşte factorul mediu de abatere Z dat de relaţia
1
2
d1
21
p
p
pZpp
Z (8.55)
şi o relaţie definită asemănător în raport cu temperatura pe intervalul [T1, T2] adică
1
2
d1
21
T
T
pZTT
Z . (8.56)
În multe situaţii practice, pentru temperatura medie Tm şi presiunea medie pm în raport
cu valorile T1 şi T2 şi, respectiv, p1 şi p2, se admit relaţiile simplificate
3
2 21 TTTm
, (8.59)
21
22
13
2
pp
pppm . (8.60)
Considerând că Tm şi pm înlocuiesc pe T şi, respectiv, p, se pot calcula valorile medii
Z şi Z pentru orice valoare a lui T2 şi p2 dacă sunt cunoscute mărimile T1 şi p1.
În ceea ce priveşte temperatura medie, utilizând tot relaţia simplificată (8.93), se
constată că şi pentru o variaţie mare a temperaturii, de exemplu T2/T1=0,90, Tm diferă cu mai
puţin de 7% faţă de T1, ceea ce dovedeşte că eroarea introdusă în expresia debitului, dacă în
loc de Tm se pune T1, nu este prea mare.
Erori în formula debitului prin utilizarea unei valori medii , pot fi introduse numai în
situaţia în care acest parametru depinde de numărul Reynolds. În cazul a două numere diferite
Re1 şi Re2 se poate deduce din ecuaţia de continuitate, relaţia
1
2
2
1
Re
Re, (8.61)
1 şi 2 fiind vâscozitatea gazului în cele două puncte considerate.
Admiţând pentru vâscozitate o variaţie numai dependentă de temperatură, se găseşte că
22
1112
T
TReRe
. (8.62)
Datorită acestei variaţii destul de neînsemnate şi raportul celor două numere Reynolds
are o variaţie lentă, ceea ce presupune că doar în regimul de curgere laminar erorile introduse
la coeficientul de rezistenţă sunt mai mari.
La regimul de curgere turbulent variaţia raportului coeficienţilor de rezistenţă este cu
mult mai lentă decât a numerelor lui Reynolds.
În cazul în care regimul turbulent depăşeşte o anumită valoare, coeficientul de rezistenţă
devine independent de regimul de mişcare. Or, în conductele de distribuţie a gazelor, în afara
unor variaţii mici ale temperaturii, regimul de mişcare este turbulent.
Chiar în cazul unei variaţii a temperaturii de 33 K (323 – 290) şi un regim de curgere
turbulent în care coeficientul de rezistenţă se calculează cu relaţia lui Blasius, datorită
admiterii unei valori constante a acesteia, se introduce asupra debitului o eroare mai mică
decât 3,5%.
În practică s-au constatat variaţii ale temperaturii, în lungul conductei, neglijabile, ceea
ce presupune că erorile introduse asupra debitului sunt mult mai reduse.
8.12. CALCULUL CONDUCTELOR COMPLEXE PENTRU GAZE
Relaţia de calcul a debitului de gaze în regim staţionar se poate scrie, având în vedere
expresia debitului de gaze (8.86) şi aceea a modulului de debit (8.87), sub forma
lK
Qpp
2
222
21 , (8.63)
p1 şi p2 fiind presiunile la capetele conductei cu lungimea l.
La conductele complexe în serie, unde debitul Q este acelaşi în toate tronsoanele, se
poate scrie, pentru un tronson oarecare i,
i
i
ii lK
Qpp
2
22
12 (8.64)
şi prin însumare pentru cele n tronsoane rezultă
n
i i
in
K
lQpp
12
221
21 . (8.65)
Debitul transportat are valoarea
n
i i
in
K
lppQ
12
21
21
1. (8.66)
Dacă se defineşte conducta echivalentă ca fiind acea conductă simplă prin care se
transportă tot debitul Q având la extremităţile conductei presiunile p1 şi pn+1, rezultă
dependenţa dintre elementele conductei echivalente ( lungimea le, modelul echivalent Ke) cu
ale sistemului complex de conducte. Conducta echivalentă este definită deci, prin relaţia
n
i i
ie
e
K
ll
K
12
21
. (8.67)
Egalitatea rezultată poate fi soluţionată în raport cu fiecare din necunoscutele le sau Ke..
La conductele în paralel se poate scrie, pentru o ramură oarecare i, debitul care se
transportă prin acel tronson
22
21 pp
l
KQ
i
ii . (8.68)
Deoarece debitul total este dat de suma tuturor debitelor, rezultă expresia acestuia
n
i i
in
ii
l
KppQQ
1
22
21
1
. (8.69)
Dacă se introduce şi la acest sistem complex conducta echivalentă, rezultă
n
i i
i
e
e
l
K
l
K
1
. (8.70)
În numeroase cazuri, în diferite puncte ale unei conducte se colectează sau se distribuie
anumite cantităţi de gaze. În prima situaţie conducta este un colector de gaze, iar în a doua un
distribuitor.
Indiferent de situaţie, pe un tronson oarecare i, cu lungimea li şi diametrul interior di, pe
care se vehiculează debitul Qi, se poate scrie
21
2
ii
i
ii pp
l
KQ , (8.71)
de unde se deduce diferenţa
i
i
iii l
K
Qpp
2
22
12
. (8.72)
Prin aplicarea acestei formule la toate tronsoanele şi prin însumare se găseşte
i
n
i i
in l
K
Qpp
12
22
121 (8.73)
Presiunea în punctul final al unui tronson m, notată cu pm+1 se poate exprima fie în
funcţie de presiunea iniţială
i
m
i i
im l
K
Qpp
12
22
121 , (8.74)
fie în funcţie de presiunea finală
i
n
mi i
inm l
K
Qpp
12
22
12
1 . (8.75)
În formula (8.74) se ia 1m , iar în ultima nm .
Este posibil ca o conductă să prezinte şi o distribuţie continuă a debitului sau o porţiune
a conductei unde se colectează, tot continuu, un anumit debit. În primul caz, dacă se notează
cu Qd debitul distribuit pe lungimea l a conductei prin care se tranzitează debitul Qt se poate
aplica relaţia (8.75) pentru un element de lungime dx
xK
Qpx dd
2
22 , (8.76)
px fiind presiunea în punctul considerat.
Debitul în acelaşi punct poate fi scris sub forma
l
xQQQ dt 1 . (8.77)
Considerând modulul de debit constant pe întreaga lungime l a conductei, prin
introducerea debitului în relaţia (8.76) şi prin integrare între limitele 0 şi l, rezultă
22
2
22
21
3
1dtdt QQQQ
k
lpp . (8.78)
Se observă că pentru un debit tranzitat nul, rezultă
lK
Qpp d
2
222
21
3
1 ,
ceea ce arată că în această situaţie este necesară o diferenţă ( 22
21 pp ) de trei ori mai mică
decât în cazul unui debit tranzitat. Relaţia (8.78) se mai poate scrie şi sub forma
222
3
1dtdtdt QcQQQQQ . (8.79)
Se introduce noţiunea de debit de calcul Qc dat de formula
dtc QcQQ , (8.80)
c fiind o constantă ce se poate determina din condiţia ca eroarea ce se introduce în membrul
stâng al egalităţii (8.79), (acesta ca un pătrat perfect), să fie nulă. Această condiţie conduce la
expresia lui c
E
EE
c
3
1111
,. (8.81)
unde
t
d
Q
QE
Valorile constantei c variază între 0,5 şi 3 /3 şi depind de parametrul E. În tabelul 8.6
sunt prezentate unele valori ale constantei c în funcţie de raportul E.
Tabelul 8.6 c în funcţie de E
E 0 0,5 1 50 100
c 0,500 0,5166 0,5275 0,5747 0,5760 0,5773
Acest calcul este valabil în situaţia în care modulul de debit k este constant. În cazul
unui modul de debit variabil trebuie efectuat un calcul numeric pentru rezolvarea ecuaţiei
(8.76). La mişcarea gazelor prin conducte coeficientul de rezistenţă este independent de
numărul lui Reynolds, ceea ce presupune şi o valoare constantă corespunzătoare pentru
modulul de debit.
8.13. CONDUCTE DE GAZE DE JOASĂ PRESIUNE
În situaţia în care presiunea din conductă este cu puţin mai mare decât presiunea
atmosferică pa, formulele de calcul pot fi simplificate. Astfel, dacă se introduce
21212122
21 2 ppppppppp a (8.82)
şi se consideră Z=1, deoarece presiunea este apropiată de cea atmosferică, relaţia (8.86) capătă
forma
1
213/84189,66,1Tl
ppdQ
. (8.83)
Această formulă se aplică în cazul în care presiunea din conductă este mai mare decât
presiunea atmosferică pa cu 200 până la 400 mm H2O. În tabelul 8.7 se prezintă eroarea ce se
introduce prin utilizarea formulei (8.83) în loc de (8.50).
Tabelul 8.7 Eroarea introdusă prin utilizarea relaţiei (8.83) în loc de (8.50)
appp 221 [mm H2O] 50 100 200 300 400 500
Eroarea, % 0,1208 0,2411 0,4805 0,7182 0,9542 1,1886
8.14. MĂRIREA CAPACITĂŢII DE TRANSPORT A CONDUCTELOR
Există posibilitatea de creştere a debitului transportat printr-o conductă, ceea ce este tot
una cu a spune că se măreşte capacitatea de transport, datorită creşterii consumului sau a
producţiei de gaze.
Teoretic se poate mări debitul transportat, fie prin creşterea parametrilor tehnologici de
transport, cum este presiunea diferenţială ( 22
21
pp ), sau dacă este menţinut constant acest
parametru, prin montarea unei intercalaţii cu diametrul interior mai mare decât al conductei
date sau realizând o derivaţie pe conductă.
În prima situaţie posibilă de realizat, debitul Q se poate mări la valoarea Q1 dacă
pătratul presiunii 22
21
2 ppp se măreşte la p’8.
Această mărire de la p2 la p’
2 se poate
efectua fie prin creşterea presiunii de la presiunea p1 la p1’, sau prin reducerea presiunii de la
punctul final p2 la valoarea p2’.
În cazul când presiunile de la capetele conductei p1 şi p2 rămân nemodificate, mărirea
capacităţii de transport se poate realiza prin montarea unei intercalaţii de lungime x şi
diametrul interior d1, care este mai mare decât al conductei date d.
Dacă se admite că indiferent de debitul transportat modulul de debit, calculat cu (8.87),
depinde doar de diametrul interior al conductei, se poate deduce cu uşurinţă
2
1
2
1
1
1
K
K
Q
Q
lx , (8.84)
unde K este modulul de debit pentru diametrul d, iar K1 pentru diametrul mărit d1.
În cazul în care se alege lungimea x se poate determina diametrul intercalaţiei din
expresia modulului de debit K1 aferent diametrului d1
2
1
1
11Q
Q
x
l
KK . (8.85)
Dacă se adoptă realizarea unei derivaţii cu diametrul d1 pentru creşterea capacităţii de
transport de la debitul Q la Q1, prin calcul se obţine egalitatea
12
1
1
212
1
2
2
21
2
2
1
x
x
x
K
K
QK
K
xlK
Ql
K
Q
. (8.86)
Relaţia a fost obţinută din condiţia ca presiunile p1 şi, respectiv, p2 la capetele conductei
prin care se transportă debitul Q şi Q1 să fie aceleaşi. Creşterea de la debitul Q la Q1 se
realizează prin montarea unei derivaţii cu lungimea x1 şi diametrul interior d1. Porţiunea
derivată din conductă are lungimea x. Cu K şi K1 s-au notat modulele de debit pentru
conductele cu diametrele interioare d şi, respectiv, d1. De această dată, diametrul d1 poate
avea şi o valoare mai mică decât d.
Relaţia (8.86) poate fi utilizată pentru obţinerea lungimii x dacă se cunosc mărimile x1 şi
K1, ceea ce înseamnă că este ales diametrul interior al derivaţiei d1.
Tot relaţia (8.86), dacă sunt date lungimile x şi x1, poate fi soluţionată în raport cu
modulul de debit k1 din care se determină diametrul interior al derivaţiei d1.
La obţinerea relaţiei (8.86) s-a considerat, de asemenea, că modulele de debit k şi k1
depind numai de diametrele interioare d şi, respectiv, d1. Această ipoteză este apropiată de
realitate, deoarece, aşa cum se observă din relaţia modulului de debit, singurul parametru care
ar putea să fie variabil este factorul de abatere
În situaţia unui regim termic constant, doar presiunea ar putea influenţa acest parametru.
Or, pentru presiuni relativ scăzute, cum sunt acelea din practica distribuţiei, factorul de
abatere de la legea gazelor perfecte poate fi considerat egal cu unitatea.
8.15. SISTEME DE REŢELE DISTRIBUITOARE DE GAZE
În practică există situaţii când sunt realizate reţele complexe de conducte pentru
distribuţia gazelor. Indiferent de gradul de complexitate al unei reţele de distribuţie, aceasta
poate fi redusă la un sistem de două conducte prin care se transportă debitele Q1 şi, respectiv,
Q8.
Considerând modulele de debit pentru cele două conducte k1 şi respectiv k2, printr-un
calcul simplu se pot calcula debitele Q1 şi Q2 în funcţie de debitul total Q transportat prin
reţea, având în vedere egalitatea 21 QQQ şi faptul că pe cele două lungimi ale
conductelor l1 şi l2 are loc aceeaşi cădere de presiune. Din aceste condiţii se găseşte
Q
l
l
K
K
l
l
K
K
Q
1
2
2
1
1
2
2
1
1
1
, Q
l
l
K
KQ
1
2
2
12
1
1
. (8.87)
În cazul în care la punctul de intrare şi acela de ieşire sunt racordate n conducte,
problema determinării debitului de pe fiecare tronson se află calculând mai întâi debitul prin
primul tronson, iar debitul ce se transportă prin celelalte (n-1) tronsoane se obţine admiţând că
acestea formează un sistem complex care este în paralel cu primul tronson. Apoi, din sistemul
complex în paralel de conducte, se determină pe rând debitul pe fiecare tronson care formează
reţeaua de distribuţie a gazelor.
În situaţia în care o ramură a reţelei este formată din mai multe conducte legate în serie
sau în paralel, mai întâi se calculează conducta simplă echivalentă aceleia complexe şi apoi se
aplică calculul propus mai înainte. Dacă sunt două tronsoane de conductă având lungimile l1
şi l2 modulele de debit K1 şi K2, debitul transportat prin acest sistem are mărimea
22
2
21
1
22
21
K
l
K
l
ppQ
, (8.88)
p1 şi p2 fiind presiunile la extremităţile celor două tronsoane de conducte.
În situaţia a n tronsoane de conducte legate în serie cu lungimile li şi modulele de debit
Ki (i=1, 2,..., n), debitul transportat prin acest sistem complex are expresia
n
i i
i
K
l
ppQ
12
22
21 , (8.89)
în care p1 şi p2 au aceleaşi semnificaţii ca şi în cazul a două tronsoane legate în serie.
Pentru cazul simplu în care la capătul final al primului tronson de conductă s-ar extrage
debitul Q1, urmând ca pe cel de-al doilea tronson să se transporte debitul Q-Q1, debitul care se
poate vehicula pe sistemul de două conducte legate în serie satisface relaţia
22
22
1
21
1
22
21
1K
l
Q
Q
K
l
ppQ
, (8.90)
formulă ce o include şi pe aceea stabilită anterior, dacă se introduce Q1=0, ceea ce ar
corespunde cu situaţia în care nu se extrage un anumit debit din sistem. Dacă tot în punctul în
care se extrage Q1 se consideră că s-ar introduce debitul Q1, relaţia (8.90) rămâne valabilă,
numai că la numitorul fracţiei se înlocuieşte (1-Q1/Q)2 cu (1+Q1/Q)
8.
top related