rezervor cilindric metalic

I. Analiza constructiv-funcţională a princioalelor tipuri de rezervoare atmosferice de depozitare a produselor volatile

Prin rezervoare se înţeleg recipientele având capacităţi de depozitare mai mari de 3 m3, forme şi dimensiuni variate şi diferite, executate din diferite materiale şi destinate recepţionării, depozitării, desfacerii şi prelucrării tehnologice a diferitelor produse în stare lichidă sau semilichidă. Recipientele cu capacităţi reduce (de obicei, între 3 m3 si 100 m3), destinate transportului diferitelor medii aflate în stare lichidă sau semilichidă, se numesc cisterne.

În cadrul unei anumite variante de depozitare, alegerea tipului corespunzător de rezervor se face în funcţie de mai mulţi factori, dintre care cei mai importanţi sunt următorii:

- condiţiile de lucru impuse şi condiţiile climatice;- caracteristicile constructive ale rezervoarelor de diferite tipuri;- indicatorii tehnico-economici ai proiectării, construcţiei, montajului şi exploatării

(întreţinerii) rezervoarelor;Din punctul de vedere al condiţiilor de lucru, rezervoarele trebuie să corespundă următoarelor

cerinţe;- să fie impermeabile şi etanşe în raport cu produsul depozitat;- să nu se aprindă, să fie durabile şi puţin sau de loc sensibile la acţiunea chimică,

electrochimică sau mecanică a produsului depozitat;- să permită o uşoară curăţare de depuneri, precipitări sau decantări;- să fie prevăzut cu echipamentul necesar, coreapunzător atât umplerii (încărcării), cât şi

golirii (descărcării) lor;- să asigure o perfectă securitate a depozitării produsului;- să fie eoonomice în exploatare şi usor de deservit, supravegheat, controlat etc.Având în vedere caracteristicile constructive, rezervoarele trebuie să corespundă următoarelor

cerinţe:- soluţiile constructive adoptate şi formele rezervoarelor să fie simple, iar în cazul

rezervoarelor cilindrice verticale, să asigure posibilitatea montării şi funcţionării corecte a capacelor plutitoare, ecranelor plutitoare etc.;

- capacitatea lor de depozitare să fie optimă;- construcţia rezervoarelor să permită executarea şi montarea rapidă a tuturor elementelor lor

componente, iar dimensiunile semifabricatelor să se înscrie în limitele gabaritelor transportabile pe drumuri, şosele auto, autostrăzi, calea ferată etc.;

- dimensiunile rezervoarelor şi ale elementelor lor componente să fie tipizate;- să fie folosite, la maximum şi în mod efectiv, caracteristicile mecanice ale materialelor de

construcţie, făra a diminua capacitatea portantă a rezervorului, asigurându-se, astfel, un consum specific de metal minim.

Indicatorii tehnico-economici ce se pot menţiona, în cazul rezervoarelor sunt:- costul rezervorului propriu-zis;- costul instalaţiilor anexe ale parcului de rezervoare (instalaţiile de protecţie, prevenire şi

combatere a incendiilor; conducte tehnologice; conducte de apă şi canalizare; conducte de încălzire etc.), bineînţeles, raportal la fiecare rezervor în parte;

- consumul de metal (în special sub formă de tablă şi profiluri);- consumul de beton şi de beton armat;- volumul lucrărilor de construcţie etc.

Clasificarea rezervoarelor

Construcţia de rezervoare, de diferite tipuri, forme şi dime nsiun i , s-a dezvoltat, pe plan mondial, în concordanţă cu cerinţele activităţii industriale în diferite domenii, în pas cu tehnica modernă.

1

http://dime.nsi.imi/

S-a ajuns, astfel, să se dispună de o mare varietate de soluţii constructive de rezervoare. Clasificarea lor se poate face după numeroase criterii, urmând a se trata numai criteriile de clasificare determinante.

a) După poziţia faţă de suprafaţa solului, se deosebesc:- rezervoarele de suprafaţă (rezervoarele supraterane), din categoria cărora fac parte rezervoarele montate direct pe sol sau deasupra solului (supraînălţate), precum şi rezervoarele îngropate pe mai puţin de jumătate din înălţimea lor;- rezervoarele semiîngropate, din categoria cărora fac parte rezervoarele îngropate pe mai mult de jumătate din înălţimea lor, fară ca nivelul maxim al produsului depozitat să depăşească înălţimea de 2 m faţă de suprafaţa solului;- rezervoarele îngropate, din categoria cărora fac parte rezervoarele în care nivelul maxim posibil al produsului depozitat se află cu 0,2 m sub nivelul solului.

b) După forma geometrica:- rezervoare cilindrice verticale (fig. 1.1) sau orizontale (fig. 1.2)- rezervoare sferice (fig. 1.3);- rezervoare sferoidale (fig. 1.4);- rezervoare torosferoidale (fig. 1.5);- rezervoare paralelipipedice;- rezervoare de formă specială (fig. 1.6);c) După capacitatea de depozitare:- rezervoare de capacitate mică, până la 100 m3, cu capac conic susţinut de o

construcţie metalică uşoară;- rezervoare de capacitate mijlocie şi mare, între 100 m3 şi 50000 m3, cu capac plat

pe construcţie metalică cu forme - pentru 100 ... 1000 m3, cu capac conic pe grinzi şi stâlpi de susţinere - pentru 1000 ... 5000 m3 şi cu capac bombat, cu capac în formă de umbrelă sau cu capac plat pe stâlpi - pentru 30000 ... 50000 m3;

- rezervoare de capacitate foarte mare, de peste 50000 m3;d) După natura materialelor din care se execută:- rezervoare metalice, cuprinzând rezervoarele sudate şi nituite, cilindrice verticale sau

orizontale, sferice, sferoidale şi sub forme şi construcţii speciale;rezervoare nemetalice, cuprinzând rezervoarele din beton, beton armat, piatră, cărămidă, pământ, materiale plastice obişnuite sau armate etc.;

e) După presiunea interioară maximă de depozitare:- rezervoare de joasă presiune, denumite şi rezervoare atmosferice, care sunt, în general,

rezervoare cilindrice verticale;- rezervoare de medie presiune, din categoria cărora fac parte, în general,

rezervoarele cilindrice orizontale, rezervoarele sferoidale, rezervoarele cilindrice verticale cu capac bombat etc.;

- rezervoare de presiune ridicată, din categoria cărora fac parte rezervoarele cilindrice orizontale de construcţie specială, rezervoarele sferice şi alte rezervoare de construcţie specială.

Fig. 1.1 Rezervoare cilindrice verticale.

2

Fig. 1.2 Rezervoare cilindrice orizontale.

Fig. 1.3 Rezervorul sferic Fig. 1.4 Rezervorul sferoidal axial simetric

Rezervoarele cilindrice verticale de depozitare atmosferică.Urmărindu-se formele constructive de rezervoare atmosferice cilindrice verticale, se poate

constata o mare varietate a acestora, dintre care cele mai importante sunt: rezervoarele atmosferice cu capac fix (forma capaoului fiind plată, conică sau bombată, denumite şi rezervoare de tip standard; rezervoarele atmosferice cu capac plutitor, de mare şi foarte mare capacitate; rezervoarele atmosferice cu capac respirator (rezervoarele cu capac autoportant fără moment).

Din punct de vedere constructiv, mantaua şi fundul acestor rezervoare se soluţionează în mod identic, de la caz la caz diferind doar construcţia capacului.

Rezervoarele cilindrice verticale cu capac fix sunt rezervoare mult utilizate în practica curentă, datorită simplităţii construcţiei şi problemelor de montaj uşor rezolvabile. Aceste rezervoare sunt echipate cu dispozitive de deservire şi exploatare comune echipamentului obligatoriu al rezervoarelor atmosferice. În figura 1.7 se prezintă, schematic, structurarea constructivă a unui rezervor atmosferic cu capac fix.

În general, aceste rezervoare se compun din fund, manta, construcţie metalică de susţinere şi capac.

Clasificarea acestor tipuri de rezervoare se poate face după mai multe criterii, şi anume:a) dupa forma capacului:- rezervoare atmosferice cu capac plat, la care unghiul făcut de capac şi orizontală

(α) este mai mic de 3°;- rezervoare cu capac conic, la care α= 7° ... 15°;- rezervoare cu capac autoportant, fără moment (fig. 1.8);- rezervoare cu capac fix şi ecran plutitor rigid cu ponton inelar (fig. 1.9);- rezervoare cu capac bombat;b) după construcţia metalică de susţinere a capacului:– rezervoare cu construcţie metalică de tip ferme şi stâlpi intermediary;– rezervoare de construcţie metalică de tip ferme şi stâlp central;– rezervoare cu construcţie metalică autoportantă;– rezervoare fară construcţie metalică (cu capac autoportant);c) după modul de realizare constructivă a mantalei:– rezervoare cu manta d econstrucţie normală, din virole sudate, fie cap la cap, fie telescopice,

fie alternante;– rezervoare cu manta execuatte prin sudare elicoidală;– rezervoare cu manta realizată din rulouri prefabricate în uzină (cu manta rulată);d) după modul de rezemare:– rezervoare montate pe fundaţie continuă din beton – cazul rezervoarelor de mică capacitate;– rezervoare montate pe fundaţie de tip pat elastic;– rezervoare montate pe fundaţie elastică cu inel de beton.

3

Fig. 1.5 Rezervorul torosferoidal Fig. 1.6 Rezervorul de tip tranşee

Fig. 1.7 Vedere de ansamblu a rezervorului atmospheric cu capac fix:1-mantaua; 2-fundul; 3-construcţia de susţinere a capacului; 4-învelitaorea capacului;

5-fundaţia; 6-gura de vizitare; 7-racordul echipamentului de ventilaţie; 8- racordul pentru loat probe;9-racordul echipamentului respirator; 10-racordul de tragere (descărcare, golire); 11-racordul de împingere (încărcare, umplere); 12-racorduri pentru intrare abur;

13-racorduri pentru ieşire condens; 14-racordul încărcător spumă.

4

Fig. 1.8 Rezervorul cu capac autoportant fără Fig. 1.9 Rezervorul cu capac fix şi ecran plutitor moment: rigid cu pontoon inelar:

1-mantaua rezervorului; 2-fundul; 1-mantaua rezervorului; 2-capacul fix;3-fundul; 3-capacul autoportant; 4- stâlpul 4-ecranul plutitor rigid cu pontoon; 5-stâlpul de

central; 5-carcasa de rigidizare. ghidare; 6-sistem de etanşare; 7-reazemul de fund; 8-pontoanele; 9-gura de luat probe; 10-supapa de respiraţie.

II. Alegerea pe criterii tehnico-economice a materialelor, determinarea caracteristicilor mecanice, elastice şi fizice ale acestora, stabilirea

coeficientului de rezistenţă al îmbinărilor sudate şi calculul rezistenţelor admisibile

Materialele utilizate în construcţia utilajului petrolier trebuie să satisfacă anumite cerinţe tehnice şi economice. Principalii indicatori tehnico-economici folosiţi la alegerea materialelor sunt:

- indicatorul tehnico-economic de rezistenţa, acesta impune alegerea unui material care să prezinte o rezistentă ridicată în condiţiile unui cost cat mai mic;

- indicatorul tehnico-economic de coroziune, acesta reprezintă costul unităţii de volum de material corodat într-un interval de timp. In acest caz se impune ca materialul sa prezinte o bună rezistenta la coroziune;

5

- indicatorul eficacităţii economice a utilizării unor materiale bimetalice, aceasta impune elaborarea unor tehnologii de obţinere şi de îmbinare a bimetalului conducând în acest fel la o creştere a costului instalaţiei.

Notaţiile folosite în acest capitol sunt:

cσ - limita de curgere convenţională, care reprezintă efortul unitar er corespunzător secţiunii iniţiale ale epruvetei pentru care lungirea specifică remanentă plastică e atinge valoarea prescrisă de 0,2%; fN/mm2]

rσ - rezistenţa la rupere care reprezintă raportul dintre sarcina maximă Fmax suportată de către

epruvetă şi aria Ao a secţiunii transversale iniţiale a epruvetei;[N/mm2]KCU - rezilienţa materialului care se defineşte ca fiind raportul dintre lucrul mecanic necesar

ruperii dintr-o singură lovitură a unei epruvete de încovoiere, şi aria secţiunii transversale iniţiale a epruvetei în dreptul crestăturii. Forma geometrică a crestăturii este „U";[J/cm2]

KV - energia de rupere este energia consumată la ruperea epruvetei cu crestătura în formă de V; [J]

HB - duritate Brineil care este raportul dintre sarcina de încercare F şi aria amprentei sferice lăsată de bila penetratoare de diametru D pe piesa de încercat;

Deoarece rezervorul ce urmează a fi proiectat este destinat depozitării propanului lichefiat la temperaturi scăzute, se vor alege oţelurile de tip R.

Materialele se vor alege în funcţie de mediul tehnologic şi temperatura de calcul. In acest sens se aleg oţeluri slab aliate de uz general destinate pentru temperaturi ambiante şi scăzute.

Materialele alese sunt: - pentru tablele virolelor şi fundurilor: S235J2G3 din SR EN 10025+A 1/1994; - pentru ştuţurile racordurilor: P275NL1 din SR EN 10028-3/96; - pentru flanşe: P280 GL; - pentru şuruburi: 21CrMoV5-7 din SR EN 10269-2;

- pentru piuliţe: 25CrMo4 din SR EN 10269-2. Caracteristicile mecanice pentru S235J2G3 din SR EN 10025+A1/1994 sunt prezentate în tabelul 1, iar compoziţia chimică este prezentată în tabelul 2.

Tabelul 1.

Marcaoţelului

Grosimeat[mm]

Caracteristici mecanice

minCR

[MPa]mR

[MPa]minA ,% minKV

[J]

Îndoire

50 80 200 5,65 0S090 0180

S235J2G3

2,0...2,5

235

360

-

18

-

-( 020 C)

27- -

>2,5...3,0 510 19 -

3,0...16340..470

24

Tabelul 2.Marcaoţelului

Grosimeat[mm]

Compoziţia chimică %C Mn Si P S Al

S235J2G3 2,0...16 max 0,17 max 1,4 - 0,035 0,035 -

Caracteristicile mecanice pentru P275NL1 din SR EN 10028-3/96 sunt prezentate în tabelul 3, iar compoziţia chimică în tabelul 4.

Tabelul 3.Marcaoţelului

Grosimeat[mm]


minA ,% minKV Îndoire

6

minCR

[MPa]mR

[MPa]

[J]50 80 200 5,65 0S090 0180

P275NL1 2,0...35 275390...510

- - - 24( 050 C)

27/16- -

Tabelul 4.

Marcaoţelului

Compoziţia chimică %C

maxMn

Simax

P SAl

minCr

maxMomax

Nimax

Cumax

Nbmax

Timax

Vmax

Nmax

P275NL1 0,16 0,50

1,500,40

0,03

0

0,03

5

0,02

0

0,3 0,08 0,5 0,3 0,05 0,03 0,05 0,02

0

Caracteristicile mecanice pentru P280GL sunt prezentate în tabelul 5, iar compoziţia chimică în tabelul 6.

Tabelul 5.

Marcaoţelului

Grosimeat[mm]


minCR

[MPa]mR

[MPa]minA ,% minKV

[J]

P280 GL <35280...255

460580

23 48

Tabelul 6.

Marcaoţelului

Compoziţia chimică %C

maxMn Si P S Al

P280GL0,080,20

0,901,50

0,40 0,025 0,015 -

Caracteristicile mecanice pentru 21CrMoV5-7 din SR EN 10269-2 sunt prezentate în tabelul 5, iar compoziţia chimică în tabelul 6.

Tabelul 5.

Marcaoţelului


minCR

[MPa]mR

[MPa]

Alungirea la rupere

sA , %

Gâtuireala rupere

Z, %

Energia de rupereKV [J]

21CrMoV5-7 590 780 min 14 min 45 min 56

Tabelul 6.

Marcaoţelului

Compoziţia chimică %

C Mn Si CrNi

maxMo V

PMax

Smax

21CrMoV5-70,38...0,45

0,60...0,90

0,17...0,37

0,9...1,2

0,30,15...

0,3- 0,035 0,035

Caracteristicile mecanice pentru 21CrMoV5-7 din SR EN 10269-2 sunt prezentate în tabelul 7, iar compoziţia chimică în tabelul 8.

7

Tabelul 7.

Marcaoţelului


minCR

[MPa]mR

[MPa]

Alungirea la rupere

sA , %

Gâtuireala rupere

Z, %

Energia de rupereKV [J]

25CrMo4 540 740 min 14 min 45 min 56

Tabelul 8.

Marcaoţelului

Compoziţia chimică %

C Mn Si CrNi

maxMo V

Pmax

Smax

25CrMo40,30...0,45

0,60...0,90

0,17...0,37

0,9...1,20

0,30,15...0,30

- 0,035 0,035

Calculul rezistenţelor admisibile

Conform prescripţiilor I.S.C.I.R. C4–2003, rezistenţa admisibilă a materialului la temperatura de 20˚C:

=

c

c

r

ra cc

2020 ;min

σσσ ; [ 2/ mmN ]

unde:

rσ – este rezistenţa la rupere;20cσ – limita tehnică de curgere la 20˚C;

rc – coeficientul de siguranţă faţă de rezistenţa la rupere, 4,2=rc ;

cc – coeficientul de siguranţă faţă de limita tehnică de curgere, 5,1=cc .

Pentru S235J2G3, rezistenţa admisibilă este:

( ) 66,14166,156;66,141min5,1

235;

4,2

340min20 ==

=aσ 2/ mmN ;

340=rσ 2/ mmN ;

23520 =cσ 2/ mmN ;

Pentru P275NL1, rezistenţa admisibilă este:

( ) 5,16233,183;5,162min5,1

275;

4,2

390min20 ==

=aσ 2/ mmN ;

390=rσ 2/ mmN ;

27520 =cσ 2/ mmN ;

Pentru P280GL, rezistenţa admisibilă este:

( ) 170170;66,191min5,1

255;

4,2

460min20 ==

=aσ 2/ mmN ;

460=rσ 2/ mmN ;

25520 =cσ 2/ mmN ;

Pentru 21CrMoV5-7, rezistenţa admisibilă este:

8

( ) 32533,393;325min5,1

590;

4,2

780min20 ==

=aσ 2/ mmN ;

780=rσ 2/ mmN ;

59020 =cσ 2/ mmN ;

Pentru 25CrMo4, rezistenţa admisibilă este:

( ) 33,308360;33,308min5,1

540;

4,2

740min20 ==

=aσ 2/ mmN ;

740=rσ 2/ mmN ;

54020 =cσ 2/ mmN ;

Calculul cifrei de calitate a îmbinărilor sudate

Raportul dintre rezistenţa admisibilă asσ a materialului (de adaos) al cusăturii sudate şi

rezistenţa admisibilă asσ a materialului de bază se numeşte coeficient de rezistenţă al sudurii (coeficient de calitate al cusăturii sudate sau cifră de calitate), se notează cu simbolul general Φ şi, evident, are următoarea expresie de calcul:

aaasa

ase σσφσσσφ ≤⋅=⇒≤= 0,1

Coeficientul Φ depinde de o serie de factori, dintre care se menţionează - ca fiind mai importanţi - următorii: tipul constructiv al îmbinării sudate, sudabilitatea materialelor de bază, tratamentul termic al cusăturii sudate, modul şi mijloacele de control defectoscopic nedistructiv folosite, caracteristicile fizico - mecanice ale materialului sudurii etc.

Formula generală pentru calculul coeficientului de rezistenţă al sudurii este următoarea:

43210 kkkk ⋅⋅⋅⋅= φφ

0φ – este coeficientul teoretic de rezistenţă al îmbinărilor sudate şi depinde de geometria rostului îmbinării sudate şi de procedeul de sudare folosit;

1k – este factorul de corecţie dependent de sudabilitate materialului de bază;

2k – este factorul de corecţie dependent de modul de efectuare al tratamentului termic de detensionare după sudare;

3k – este factorul de corecţie dependent de examinarea defectoscopică nedistructivă;

4k – este factorul de corecţie dependent de modul de efectuare al încercărilor mecanice constructive şi a examinării aspectului sudurii.

Pentru S235J2G3:

⇒

==+++=+++

0,17%%C

1,4%0001,4%Ni%Si%Cr%Mn

⇒ Grupa de oţeluri din punct de vedere al sudabilităţii este Ia (simbol B) ⇒ 00,11 =k ;

Deoarece nu se face detensionare prin tratament ⇒ 98,0...94,02 =k . Se adoptă 94,02 =k

Examinarea defectoscopică nedistrituctivă este parţială ⇒ 95,03 =k ;

Încercările mecanice sunt reduse, dar se face examinarea aspectului ⇒ 95,0...90,04 =k ; Se

adoptă 90,04 =k ;

9

Tipul sudurii: sudură cu arc electric cap la cap în V, cu sudură de completare la rădăcină, respectiv sudură în V pe suport (placă de adaos, eclisă, inel) ⇒ 90,0...85,00 =φ ; se adoptă 87,00 =φ.

69,090,095,094,0187,0432101 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= kkkkφφ .

Pentru P275NL1:

⇒

==+++=+++

0,16%%C

%2,20,50,40,31%Ni%Si%Cr%Mn





adoptă 90,04 =k ;Tipul sudurii: sudură cu arc electric cap la cap în V, cu sudură de completare la rădăcină,

respectiv sudură în V pe suport (placă de adaos, eclisă, inel) ⇒ 90,0...85,00 =φ ; se adoptă 87,00 =φ.

69,090,095,094,0187,0432102 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= kkkkφφ .

Pentru P280GL:

⇒

==+++=+++

0,15%%C

1,7%000,41,3%Ni%Si%Cr%Mn





adoptă 90,04 =k ;Tipul sudurii: sudură cu arc electric cap la cap în V, cu sudură de completare la rădăcină,

respectiv sudură în V pe suport (placă de adaos, eclisă, inel) ⇒ 90,0...85,00 =φ ; se adoptă 87,00 =φ.

69,090,095,094,0187,0432103 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= kkkkφφ .

Calculul rezistenţelor admisibile ale sudurilor

asuda σφσ ⋅=, ;

Pentru S235J2G3: 74,9766,14169,01,, =⋅=⋅= amsuda σφσ 2/ mmN ;

Pentru P275NL1: 12,1125,16269,02,, =⋅=⋅= assuda σφσ 2/ mmN ;

Pentru P280GL: 3,11717069,03,, =⋅=⋅= afsuda σφσ 2/ mmN ;

III. Determinarea dimensiunilor optim – economiceale rezervoarelor cilindrice de depozitare la

presiune atmosferice

Generalităţi

Capacitatea totală de depozitare, capacităţile diferitelor parcuri, numărul de rezervoare, ca şi capacităţile unitare ale rezervoarelor incluse în parcuri, sunt determinate atât de ordinul de mărime al capacităţilor de prelucrare a instalaţiilor, complexelor, rafinăriilor şi combinatelor deservite, cât şi de

10

mulţi alţi factori, printre care cei mai importanţi sunt: cerinţele de flexibilitate şi duratele de flexibilitate.

Primul aspect, urmărind o selecţionare a tipurilor, constituie o problemă specifică tehnologico-economică.

Fixarea elementelor dimensionale (diametru, grosimi pentru fund, capac, manta), constituie o problemă specifică cu caracter de construcţie-proiectare pe criterii economice, cunoscute sub denumirea de "calculul dimensiunilor optime".

În literatura de specialitate sunt cunoscute 2 metode de calcul şi anume:-calculul după metoda costurilor unitare;-calculul după metoda consumurilor de metal minime (metoda Suhov).

Calcului dimensiunilor optim-economice, după ipoteza consumului minim de metal (Metoda Suhov).

Principii, ipoteze. Caracteristici proprii ale metodei.

Cu ajutorul acestei metode se determină dimensiunile optime, după ipoteza fundamentală a realizării unui consum minim de metal.

Comparativ cu metoda costurilor unitare, se pot puncta următoarele aspecte:a) şi în acest caz, dimensiunile optime se stabilesc fără să se ţină seama de influenţa

exercitată de factorii de exploatare şî costurile de montaj.b) în plus, această metodă nu ţine seama de costurile terenului şi construcţiei fundaţiei.c) din punct de vedere teoretic, se identifică optimul economic, cu consumul minim de

metal.d) la fel ca al metoda precedentă, se deosebesc şi aici două cazuri tipice:

- când grosimea mantalei este constantă (Teorema 1 a lui Suhov);- când grosimea mantalei este variabilă (Teorema 2 a lui Suhov);

e) în cazu dimensiunilor optim – econpmice, se folosesc greutăţile convenţionale, practic, volumele fde metal folosite.

Determinarea parametrilor de calcul A. Grosimea de calcul echivalentă a capacului ( cs )

CMtc sss += ; în care:

ts - grosimea tablei învelitoare a capacului; 4=ts mm;

CMs - grosimea echivalentă de calcul a construcţiei metalice asimilând-o pe aceasta cu un disc

de diametru egal cu diametrul rezervorului şi o înălţime egală cu CMs ;

25,4

4

98,18107850

94500

4

22

000

=⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=⇒

⋅==

=

ππρρρ

Dg

Gs

g

GmV

A

Vs

CMCM

CMCMCM

CM

CMCM

mm;

CMA – aria construcţiei metalice; 4

2DACM

⋅= π [ 2mm ];

0ρ – densitatea oţelului; 78500 =ρ [ 3/ mkg ];G – greutatea construcţiei metalice [N];g – acceleraţia gravitaţională; g=10 2/ sm ;

11

( ) 9450031503040...20 =⋅=⋅= VGCM N;

unde V [ 3m ];

25,825,44 =+=+= CMtc sss mm; 9=⇒ Cs mm.

B. Grosimea de calcul echivalentă a fundului ( fs )

Fundul rezervorului se realizează, în general, din două zone de grosimi diferite, zona panoului central de grosime spc şi zona inelului periferic de grosime sip.

Întotdeauna grosimea tablei din care se confecţionează inelul periferic se ia egală cu grosimea virolei de bază şi, fiind o grosime naturală, ea trebuie să aibă o valoare standardizată:

sip=sVB;

112 rC

ta

CVB cc

p

Dps ++

−⋅⋅⋅

=σφ [mm];

unde:

Cp – presiunea de calcul a rezervorului ce ţine seama doar de presiunea hidrostatică exercitată la baza rezervorului şi de suprapresiunea din spaţiul gaze-vapori:

09,0002,0088,0 =+=+=+= ggHC hgHhpp ρ 2/ mmN ;

ρ – densitatea lichidului depozitat; ρ=750 3/ mkg ;H – înălţimea rezervorului; H=11,83 m;

gh – supraresiunea din spaţiul de gaze – vapori a rezervorului;

200=gh mm H2O;D – diametrul interior al rezervorului; D=18980 mm;Φ – coeficient de rezistenţă sau cifra de calitate a îmbinării sudate; Φ=0,69;

taσ – tensiunea sau rezistenţa admisibilă a materialului mantalei la temperatura de calcul de

200C; 66,141=taσ 2/ mmN ;

c1 – adaos de grosime pentru coroziune; c1=3 mm;cr1 – adaos de grosime ce ţine cont de abaterea negativă de la grosimea tablelor;

974,809,066,14169,02

1898009,0

2=⇒=

−⋅⋅⋅=

−⋅⋅⋅

= rC

ta

Cr s

p

Dps

σφ mm;

Lăţimea tablei l=1500 mm rezultă cr1=0,8;

138,128,0392 11 =⇒=++=++

−⋅⋅⋅

= VBrC

ta

CVB scc

p

Dps

σφ mm;

Volumul fundului rezervorului:

ippcf VVV +=

unde: pcV este volumul panoului central;

ipV este volumul inelului periferic.Volumul fundului se poate scrie considerând că acesta este un disc de diametrul egal cu

diametrul rezervorului şi înălţimea egală cu grosimea echivalentă de calcul a fundului (sf).

ipippcpcff sAsAsA ⋅+⋅=⋅ ;

( ) fippcfpcpcff AsAAsAsA :/⋅−+⋅=⋅ ;Se observă din practică:

( ) pcf AA ⋅=85,0...8,0

1;

12

( ) ( )( ) ( )ippcipf

ipippcf

ssss

ssss

−⋅+=

⋅−+⋅=

85,0...8,0

;85,0...8,085,0...8,0

În această relaţie grosimea spc se adoptă ca fiind: 9....4=pcs mm (grosime standardizată dar

întotdeauna mai mică decât grosimea inelului periferic); 6=pcs mmsip=13 mm;

( ) ( ) ( ) 19,713683,01385,0...8,0 =−⋅+=−⋅+= ippcipf ssss mm; se adoptă sf =8 mm.

C. Stabilirea grosimii de calcul cumulate a fundului şi a capacului (λ)

λ=sc+sf=9+8=17 mm;

D. Expresia pentru calculul grosimii mantalei

Această metodă are veridicitate în situaţia când se consideră grosimea mantalei constantă pe înălţimea rezervorului:

13== VBm ss mm;

E. Calculul volumului total de material consumat

a) Calculul volumului de material consumat pentru realizarea fundului:

52,483,11

3150017,0

44

44

22

2

=⋅=⋅=⇒

=⋅⇒⋅⋅=

⋅=⋅=+=+

+

H

VV

H

VDH

DV

DfVVV

cf

cfcf

λππ

πλλ m3

b) Calculul volumului de material consumat pentru confecţionarea mantalei

83,113150013,0222

4

2 ⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅=⇒

⋅⋅=⇒⋅⋅=

⋅⋅⋅=ππ

ππ

πHVsV

H

VDH

DV

sHDV

mm

mm

89,8=mV m3

c) Volumul total de material consumat 41,1389,852,4 =+=+= + mcftot VVV m3;

( )( )

( )( ) 09,12

05,01013,0

075,01017,03150

1

10 3

2

2

3

22

12

=+⋅⋅+⋅⋅=

+⋅⋅+⋅⋅

=⇒=πµπ

µλ

moptimtot s

VHdV m;

( )

( )( )

( ) 16,18075,01017,0

05,01013,031502

1

12 33

1

2 =+⋅⋅

+⋅⋅⋅=+⋅⋅+⋅⋅

⋅=πµλπ

µmoptim

sVD m.

unde: μ1=0,075;μ2=0,05;

μ1, μ2 – coeficienţi ce ţin seama de suprapunerea tablelor la sudare;

HT = Hopt+0,06D=12,09+0,06.18,16=13,17 m.

Mărimea 0,06D ţine seama de un grad de seismicitate.

13

IV. Predimensionarea mantalei ţinând seamade acţiunea presiunii hidrostatice

Calculul de dimensionare a mantalei rezervorului cilindric vertical este independent de soluţiile constructive şi de montaj adoptate. Aceasta ia în consideraţie presiunea hidrostatică, suprapresiunea din spaţiul gaze-vapori şi solicitările hidrodinamice ce pot apare în prezenţa mişcărilor seismice.

14

Fig.4.1 Schema de calcul a mantalei rezervorului ce ţinecont de acţiunea presiunii hidrostatice

Grosimea virolelor se determină cu relaţia:

112 r

iCta

iiCnecVi cc

p

Dps ++

−⋅⋅⋅

=σφ

unde: iCp – presiunea de calcul la baza virolei i;

iD – dimametrul interior al rezervorului; 98,18=iD m;Φ – cifra de caliate a îmbinării sudate; Φ=0,69;

taσ – tensiunea sau rezistenţa admisibilă a materialului mantalei la temperatura de

calcul de 200C; 66,141=taσ 2/ mmN ;

c1 – adaos de grosime pentru coroziune; c1=3 mm;cr1 – adaos de grosime ce ţine cont de abaterea negativă de la grosimea tablelor;

idihgiC pphp ++=

unde: gh – supraresiunea din spaţiul de gaze – vapori a rezervorului;

200=gh mm H2O = 0,002 2/ mmN ;

ihp – presiunea hidrostatică exercitată de lichidul depozitat la baza virolei i: ( )iulih zHgp −⋅⋅= ρ [ 2/ mmN ];

idp – presiunea hidrostatică exercitată în condiţii seismice la baza virolei i:

gkkkRp Slid ⋅⋅⋅⋅⋅⋅= 34ρπ

[ 2/ mmN ]

unde: R – raza rezervoriului; R=9,49 m;

lρ – densitatea produsului depozitat; 750=lρ 3/ mkg ;k – coeficient de corecţie ce ţine seama de influenţa stâlpului central; k=1,07;

Sk – coeficient de seismicitate ce ţine de seama de amplasarea teritorială a

rezervorului (pentru gradul 7de intensitate seismică); 05,0=Sk ;

3k – coeficient de corecţie ce depinde de valoarea raportului:( )RHHzfk ui /;/3 = ;

g – acceleraţia gravitaţională; g=10 2/ sm .

Virola 1:

15

01 =z m;

9,00

24,149,9

83,11

31

=⇒

=

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

0906,000269,0086,0002,0111 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 86400053,111075011 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 086,0= 2/ mmN ;

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

2690109,005,007,175049,944 31 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ

gkkkRp Sld2/ mN 00269,0= 2/ mmN

k=1,07;05,0=Sk ;

6,128,030906,066,14169,02

189800906,0

2 11

1

11 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

c1=3 mm;cr1=0,8;

131 =STASnecVs mm ;

96,510

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;

Alegem conform STAS 437-87 tabla pentru virola 1 astfel:- 5 bucăţi de tablă cu dimensiuni: s1=13 mm; l1=2200 mm; L1=10000 mm;- 1 bucată de tablă cu dimensiuni: s1=13 mm; l1=2200 mm; L1=10000 mm; din care se va decupa o bucată de tablă de 400 mm.

Virola 2:

2,22 =z m;

88,019,0

53,11

2,2

24,149,9

83,11

32

=⇒

==

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

073,00026,0069,0002,0222 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 690002,253,111075022 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 069,0= 2/ mmN ;

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

26001088,005,007,175049,944 32 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ


k=1,07;05,0=Sk ;

89,108,03073,066,14169,02

18980073,0

2 11

2

22 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

c1=3 mm;cr1=0,8;

121 =STASnecVs mm ;

96,510

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;

Alegem conform STAS 437-87 tabla pentru virola 1 astfel:

16

- 5 bucăţi de tablă cu dimensiuni: s2=12 mm; l2=2200 mm; L2=10000 mm;- 1 bucată de tablă cu dimensiuni: s2=12 mm; l2=2200 mm; L2=10000 mm; din care se va decupa o bucată de tablă de 400 mm.

Virola 3:

4,43 =z m;

83,038,0

53,11

4,4

24,149,9

83,11

33

=⇒

==

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

057,00024,0053,0002,0333 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 530004,453,111075033 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 053,0= 2/ mmN ;

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

24001083,005,007,175049,944 32 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ


k=1,07;05,0=Sk ;

33,98,03057,066,14169,02

18980057,0

2 11

3

33 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

c1=3 mm;cr1=0,8;

101 =STASnecVs mm ;

96,510

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;


Virola 4:

6,64 =z m;

78,057,0

53,11

6,6

24,149,9

83,11

34

=⇒

==

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

0403,00023,0036,0002,0444 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 360006,653,111075044 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 036,0= 2/ mmN ;

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

23001078,005,007,175049,944 34 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ


k=1,07;05,0=Sk ;

51,78,030403,066,14169,02

189800403,0

2 11

4

44 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

17

c1=3 mm;cr1=0,8;

81 =STASnecVs mm ;

96,510

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;


Virola 5:

6,85 =z m;

55,074,0

53,11

6,8

24,149,9

83,11

35

=⇒

==

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

024,00016,0021,0002,0555 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 210006,853,111075055 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 021,0= 2/ mmN ;

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

16001055,005,007,175049,944 35 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ


k=1,07;05,0=Sk ;

93,58,03024,066,14169,02

18980024,0

2 11

5

55 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

c1=3 mm;cr1=0,8;

61 =STASnecVs mm ;

96,510

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;


Virola 6:

4,106 =z m;

3,09,0

53,11

4,10

24,149,9

83,11

36

=⇒

==

==k

H

z

R

H

u

conform monogramei;

011,000089,00084,0002,0666 =++=++= dhgC pphp 2/ mmN ;

( ) ( ) 84004,1053,111075066 =−⋅⋅=−⋅⋅= zHgp ulh ρ 2/ mN 0084,0= 2/ mmN ;

18

53,113,083,113,0 =−=−= HH u m;

890103,005,007,175049,944 36 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅⋅⋅= πρπ


k=1,07;05,0=Sk ;

66,48,03011,066,14169,02

18980011,0

2 11

6

66 =++

−⋅⋅⋅=++

−⋅⋅⋅

= rC

ta

iCnecV cc

p

Dps

σφ mm;

c1=3 mm;cr1=0,8;

51 =STASnecVs mm ;

45,78

98,18 =⋅=⋅= ππL

Dn virole;


Fig. 4.2 Secţiune prin mantaua cilindrică a rezervorului proiectatV. Calculul construcţiei metalice de susţinere a capacului

19

Fig. 5.1 Schema de calcul a semifermelor

1. Determinarea numărului necesar de semiferme:

64,898,181,05

98,18

1,05=

⋅+⋅=

⋅+⋅= ππ

D

DnS semiferme; → 10=Sn semiferme;

unde: D – diametrul rezervorului;2. Determinarea lungimii semifermei:

29,92

4,098,18

2=−=

−= SDD

L m;

unde: Ds – diametrul stâlpului central; Ds=400 mm;3 Alegerea numărului de panouri a semifermei:Numărul de panouri se alege astfel încât:

42 ÷=l m ⇒ se adoptă 3,2=l mPentru L=9,29 m şi l=2,3 m ⇒ m=4 panouri.

Fig. 5.2 Reprezentarea schematică a numărului de panouri alese pentru rezervorul proiectat

4. Determinarea înălţimii h1 a semifermei:

32,36

142

4

98,186,0

6

121 =−⋅⋅⋅=−⋅⋅⋅= m

m

DKh m;

unde: K – coeficient de corecţie; K=0,6;D – diametrul rezervorului; D=18,98 m;m – numărul de panouri; m=4;5. Determinarea înălţimii h2 a semifermei:

( ) 65,232,38,08,07,0 12 =⋅=⋅÷= hh m;6. Determinarea solicitărilor pe capac:

a) Determinarea solicitării pe capac pe timp de iarnă

20

Ţinând cont de condiţiile atmosferice pe timp de iarnă, solicitarea elementară pe capac are următoarele componente:

– solicitarea din greutatea totală a capacului:5,706009,0107850011 =⋅⋅=⋅⋅=⋅= CC

i sgsq ργ 2/ mN ;– solicitarea datorată solicitării zăpezii:

7502 == Zi pq 2/ mN ;

– solicitarea din vacuumul din spaţiul gaze–vapori:35035 23 ==== OmmHhpq VV

i 2/ mN ;– solicitarea din greutatea proprie a construcţiei metalice de susţinere a capacului:

4,533507505,70698,1806,0506,05 3214 =++⋅⋅+=++⋅⋅+= iiii qqqDq 2/ mN ;

– solicitarea totală unitară pe capac pe timpul iernii:18604,533507505,7064321 =+++=+++= iiii

ci qqqqq 2/ mN ;

b) Determinarea solicitării pe capac pe timp de vară:Ţinând cont de condiţiile atmosferice pe timp de vară, solicitarea elementară pe capac are

următoarele componente:– solicitarea din greutatea tablei a capacului:

5,706009,0107850011 =⋅⋅=⋅⋅=⋅= CCv sgsq ργ 2/ mN ;

– solicitarea din vacuumul din spaţiul gaze–vapori:2000200 22 ==== OmmHhpq gg

v 2/ mN ;

– solicitarea din greutatea proprie a construcţiei metalice de susţinere a capacului:

24,6420005,70698,1806,0506,05 213 =+⋅⋅+=+⋅⋅+= vvv qqDq 2/ mN ;

– solicitarea totală unitară pe capac pe timpul verii:2,122924,6420005,706321 −=+−=+−= vvv

cv qqqq 2/ mN ;

Solicitarea de suprastructură a capacului este descărcată în infrastructură, adică în elememtele componente ale construcţiei metalice, respectiv în semiferme, grinzi şi căpriori. Se face ipoteza că descărcarea solicitării se face în nodurile grinzilor cu zăbrele.

Modul de calcul este următorul:a) Calculul suprafeţelor aferente fiecărui nod al semifermei:

Fig. 5.3 Schema de calcul al forţelor din nodurile semifermelor

l=2,3 m;

21

2,02

4,0

21 ==== SS

DRR m;

35,12

3,22,0

21'1 =+=+= l

RR m;

5,23,22,012 =+=+= lRR m;

65,32

3,25,2

22'2 =+=+= l

RR m;

7,43,25,233 =+=+= lRR m;

57,010

35,1 22'1

1 =⋅=⋅

= ππ

Sn

RA m2;

( ) ( )61,3

10

35,165,3 222'1

2'2

2 =−⋅=−⋅

= ππ

Sn

RRA m2;

( ) ( )75,2

10

65,37,4 222'2

2

33 =−⋅=

−⋅= ππ

Sn

RRA m2;

b) Calculul forţelor din nodurile fermelorConsiderând condiţiile cele mai grele de lucru, pe timpul iernii, forţele din nodurile fermelor

sunt:1,1060186057,011 =⋅=⋅= icqAF N;

2,6714186061,322 =⋅=⋅= icqAF N;

7,5114186075,233 =⋅=⋅= icqAF N;

c) Considerând grinda cu zăbrele simplu rezemată la capete, reprezentată în figura 5.4, se determină reacţiunole în sistemul de reazeme:

Fig. 5.4 Schema de calcul a reacţiunilor din reazeme

0220 21 =⋅−⋅−⋅⇒= lFlFlVM BA

2,44172

12,67141,1060

2

121 =⋅+=⋅+= FFVB N;

0220 23 =⋅−⋅−⋅⇒= lFlFlVM AB

8,84712

12,67147,5114

2

123 =⋅+=⋅+= FFVA N;

Combinând metoda izolării nodurilor cu metoda secţiunilor, se determină reacţiunile din fiecare bară astfel: cunoscând încărcările pe grinda cu zăbrele, forţele din bare se determină analitic cu ajutorul figurii 5.5.

Se decompune structura de grinzi cu zăbrele, izolând fiecare nod se calculează fiecare reacţiune stabilindu-se astfel zona cea mai solicitată

22

Fig. 5.5 Schema de calcul a reacţiunilor din nodurile semifermelor

Structura din grinzi cu zăbrele a semifermei a fost bine echilibrată, valorile acesteror reacţiuni din nodurile structurii sunt trecute în tabelul 9:

Tabelul 9Nr. Valori Tip de solicitare1. 2,4417'111'1 == −− NN N Compresiune

2. 0'1'2'2'1 == −− NN N -

3. 4,23251221 == −− NN N Compresiune

4. 8,40831'2'21 == −− NN N Întindere

5. 2,67142'2'22 == −− NN N Compresiune

6. 4,23252332 == −− NN N Compresiune

7. 0'2'3'3'2 == −− NN N -

8. 8,4444'233'2 == −− NN N Întindere

9. 8,8471'333'3 == −− NN N Compresiune

d) Dimensionarea grinzii cu zăbrele- Dimensionarea la flambaj:

( ) 8,8471max '33 ==⇒= −NNNN ecompresiunijecompresiun N;

49987101,2

9,23058,84713,252

2

2

2

min =⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅

=ππ E

lNcI fecompresiunfnec 4mm ;

unde: fc – coeficient de flambaj; 3,2=fc ;

fl – lungimea de flambaj; 3059,212,4cos

3,2

cos===

αl

l f m;

021 12,429,9

65,232,3 =

−=

−

= arctgL

hharctgα ;

E – modulul de elasticitate longitudinal; 5101,2 ⋅=E 2/ mmN ;necI min – momentul de inerţie minim necesar.

23

Se alege conform STAS 565-71 un profil I8, cu următoarele caracteristici:80=h mm – înălţimea profilului;42=b mm – lăţimea tălpilor;9,5=t mm – grosimea medie a tălpilor;

9,3' == Rd mm – grosimea inimii, respectiv raza de rotunjire interioară a tălpilor;3,2=r mm – raza de rotunjire a tălpilor la vârf;58,7=A cm2 – aria secţiunii;

8,77=ZI cm4 – moment de inerţie după axa (x-x);5,219,34=zW cm3 – modulul de rezinstenţă după axa (x-x);

2,3=Zi cm – raza de giraţie după axa (x-x);29,6=YI cm4 – moment de inerţie după axa (y-y);00,3=yW cm3 – modulul de rezinstenţă după axa (y-y);

91,0=yi cm – raza de giraţie după axa (y-y);

1,11=xS cm3 – momentul static al semisecţiunii.

Fig. 5.6 Profil I pentru realizarea semifermelor32min =i mm;

⇒=== 03,7232

2305

mini

l fλ conform STAS 763/1-71 pentru OL52 677,0=ϕ ;

acef A

P σϕ

σ ≤⋅

= ;

43,1303,2

300 ===f

cac c

σσ 2/ mmN ;

43,1305,16758677,0

8,8471 =≤=⋅

= acef σσ 2/ mmN ;

- Verificarea la întindere:

acS

F σσ ≤= ;

8,4444'344'3intmax ==== −− NNNF indere N ;

43,13086,5758

8,4444 <==efσ 2/ mmN ;

Concluzie: Grinzile cu zăbrele au fost bine dimensionate şi verificate la ambele solicitări.

24

VI. Calculul la stabilitate al mantalei cilindrice pentru rezervorul proiectat

Pentru rezervorul cilindric vertical cu capac fix calculul la stabilitate constă în :-verificarea la stabilitate a virolei şi a tronsonului de vârf: -verificarea la stabilitate a întregii mantale.

a) Verificarea la stabilitate a tronsonului de varf sau a virolei de varf, fig. 6.1

Fig. 6.1 Stabilitatea virolei de vârf

Virola de varf işi poate pierde stabilitatea datorită acţiunii conjugate a următorilor factori: -vacuumul din spaţiul de vapori caracterizat prin presiunea vacuumetrică, pv [Pa], respectiv

presurizarea exterioară uniformă a virolei; -compresiune axială uniformă datorată greutăţii proprii a virolei şi greutăţii cumulate a

capacului, constructiei metalice şi zăpezii depuse pe capac.

Fig. 6.2 Secţiune prin virola de vârf

Rezistenţa la stabilitate a virolei de vârf este descrisă din punct de vedere cantitativ prin:

- presiunea critică minimă exterioară la care îşi poate pierde stabilitatea, mininf,p [Pa];

- sarcina axială critică inferioară la care îşi poate pierde stabilitatea, mininf,P [N];- presiunea critică minimă exterioară, care depinde de mai multe elemente:

( )Tn HDsEfp ,,,,mininf, µ= .

( ) ( )D

cs

HD

csEp n

T

n 12

1mininf,

226,0

−⋅⋅⋅−⋅⋅⋅= [Pa]

în care: E – modulul de elasticitate transversal; E=2,1.105 N/mm2; sn – grosimea virolei de vârf; sn=6 mm; c1 – adaos de grosime pentru coroziune; c1=3 mm; D – diametrul rezervorului; D=42000 mm;

25

HT – înălţimea totală a virolelor; HT=14700 mm;

( ) ( ) 52

5mininf, 105172,6

18980

352

1183018980

352101,26,0 −⋅=−⋅⋅

⋅−⋅⋅⋅⋅=p MPa;

172,65mininf, =p Pa;

( ) ( )[ ] ( ) 5,1

111mininf

235,2

−⋅⋅⋅⋅−⋅++⋅=

D

csEcscsDP n

nnπ [Pa];

( ) ( )[ ] ( )180132

18980

352101,235,2353518980

5,15

mininf =

−⋅⋅⋅⋅⋅−⋅++⋅= πP MPa;

9mininf 10132,180 ⋅=P Pa;

PzapadaCMcapacvirola FGGGGP ++++= [N];

( ) OLnnnvirola hsDDG γπ ⋅⋅⋅+⋅= [N]în care: hn – lăţimea virolei de vârf; hn=1,5 m;

γOL – densitatea oţelului; γOL=7850 kg/m3;( ) 1,702178505,1005,0980,18980,18 =⋅⋅⋅+⋅= πvirolaG N;

OLccapac sD

G γπ ⋅⋅⋅=4

2

[N];

în care: sc – grosimea capacului; sc=0,012 m;

199897850009,04

98,18 2

=⋅⋅⋅= πcapacG N;

126000315040)40...20( =⋅=⋅= VGCM N;

zzapada qD

G ⋅⋅=4

2π [N];

în care: qz – solicitarea zăpezii; qz=750 N/m2;

32

102,2127504

98,18 ⋅=⋅⋅= πzapadaG N;

VP pD

F ⋅⋅=4

2π [N];

în care: FP – forţa de presiune datorată vacuumului din spaţiul de gaze-vapori; pV – vacuumul din spaţiul de gaze-vapori; pV=35 mm H2O=350 N/m2;

( ) 990263504

98,18 2

−=−⋅⋅= πPF N;

26614899026212200126000199897021 =−+++=P N;

Condiţia de rezistenţă la stabilitate se exprimă prin relaţia:

1mininfmininf

<+P

P

p

pV [N/N]

137,510132,180

266148

172,65

3509

<−=⋅

+−

b) Verificarea la stabilitate a întregii mantale a rezervoruluiPierderea stabilităţii mantalei rezervorului se poate produce pe de o parte datorită vacuumului

incintei rezervorului, îndeosebi prin marea respiraţie la golire sau/şi datorită presurizării exterioare neuniforme în condiţiile acţiunii vântului.

Verificarea la stabilitate presupune determinarea unei presiuni exterioare de calcul echivalente, pe [Pa]; şi în comararea acesteia cu presiunea critică de calcul a rezervorului pcr [Pa].

26

Condiţia de fiabilitate sau securitate tehnică este:

5,1cr

e

pp ≤ [Pa]

);max( 21 eee ppp = ;

)](5,0;max[5,11 TVaVe Hqcpp ⋅⋅⋅=7,0=ac ;

α⋅

⋅=

2

10)10()( T

VTV

HqHq ;

6

1

5

1

7

1 =⇒÷= αα ;

690)10( =Vq Pa;

8,68810

9,11690)(

6/2

=

⋅=TV Hq Pa;

( ) 5253505,108,241;350max5,1)8,6887,05,0;350max(5,11 =⋅=⋅=⋅⋅⋅=ep Pa;

)](5,0[25,12 TVaVe Hqcpp ⋅⋅+⋅= [Pa];

85,738]8,6887,05,0350[25,12 =⋅⋅+⋅=ep Pa;

),,,,,( 21 Tmmcr HDssEfp µ= ;unde: sm1;sm2 – grosimiile medii ale jumătăţii inferioare grosimilor medii ale mantalei rezervorului, fig. 6.3

Fig. 6.3 Schema de calcul pentru determinarea grosimilor medii ale mantalei rezervorului

27

iijum

Tm sh

Hs ⋅Σ⋅=

inf.1 2/

1;

( ) 84,111015501222001322002/11900

11 =⋅+⋅+⋅⋅=ms ;

iijum

Tm sh

Hs ⋅Σ⋅=

sup.2 2/

1;

( ) 85,6515006180082000106502/11900

12 =⋅+⋅+⋅+⋅⋅=ms ;

Dacă: a) sm1>1.5.sm,2 atunci rezervoarele se consideră rigide b) sm1<1.5.sm,2 atunci rezervoarele se consideră de mică rigiditate

11,84>1.5·6,85 → 11,84>10,27 → rezervorul este de mare rigiditateSe consideră că avem un rezervor de mare rigiditate

Tcr H

Dp ⋅⋅⋅⋅= 0

2075,6 ααβ

unde:

=

2

1

m

m

ssββ

72,185,6

84,11

2

1 ==m

m

s

s→ 94,1=β ;

04,1898,18

85,65050 20 =⋅=

⋅=

D

smα

2887011900

1898004,1804,1894,175,6 2 =⋅⋅⋅⋅=crp Pa;

5,1cr

e

pp ≤

( ) ( ) 85,73885,738;525max;max 21 === eee ppp ;

5,1

2887085,738 < → 1924685,738 < ;

Condiţia de stabilitate este îndeplinită.Obs: Dacă condiţia de stabilitate nu ar fi fost satisfăcută se impunea rigidizarea mantalei rezervorului cu inele de rigidizare exterioare.

28

VII. Determinarea debitului de respiraţie al rezervorului

Conform prescripţiilor tehnice nord-americane API RP 2000, debitul de respiraţie al rezervoarelor petroliere atmosferice depinde de capacitatea lor de depozitare precum şi de productivitatea pompării hidrocarburilor volatile la incărcarea (umplerea) şi descărcarea (golirea) rezervoarelor respective.

Această dependenţă este ilustrată după cum urmează: a) mica respiratie a rezervoarelor: - faza de expiraţie (suprapresiune), curba trasată corespunzând lichidelor volatile cu punct de

inflamabilitate peste 38°C (produse grele); - faza de inspiraţie (vacuum), curba trasată corespunzând lichidelor cu punct de inflamabilitate

peste 38°C (produse uşoare);

b) marea respiratie a rezervoarelor:- faza de expiraţie (incărcare), curba trasată corespunzând lichidelor volatile cu punct de

inflamabilitate sub 38°C;- faza de inspiraţie (descărcare), curba trasată corespunzând lichidelor volatile cu punct de

inflamabilitate peste 38°C.

Din nomograma prezentată în fig.7.1 a,b, se vor extrage în funcţie de tipul produsului depozitat (uşor sau greu), în funcţie de capacitatea de depozitare şi de productivitatea pompării, debitele de gaze ce urmează a fi vehiculate prin supapă, după cum urmează:

a) pentru produse uşoare (benzină, ulei, petrol): - din curba 2 rezultă debitul Qv de gaze (aer) vehiculat în faza de inspiraţie (vacuum); - din curba 4 rezultă debitul Qg de gaze (aer) vehiculat in faza de expiraţie (umplere); b) pentru produse grele (ţiţei, păcură): - de pe curba 1 rezultă debitul Qv de gaze (aer) vehiculat în faza de inspiraţie (golire); - de pe curba 3 rezultă debitul Qg de gaze (aer) vehiculat în faza de expiraţie (suprapresiune).

Fig.7.1 a,b Monograma debitelor de respiraţie ale rezervorului.

Avem : ( ) 56620000, === ∗ ftphQVQQ vv hm3

29

( ) 4,2268000, === ∗ ftphQZQQ gg hm3

unde: ∗Q – debitul de respiraţie al rezervorului în mii ft.p.h. (1 ft.p.h.=0.0283 hm3

);

Z – productivitatea pompării produsului depozitat la încărcare-descărcare; Z=100 hm3

;

V – capacitatea rezervorului, V=3150 3m .

Debitul de respiraţie al rezervorului va fi: ( ) ( ) 5664,226;566maxmax , === gv QQQ hm3

.

VIII. Dimensionarea din punct de vedere tehnologic al supapei (supapelor) mecanice de respiraţie

30

Alegerea tipului, numărului şi a principalelor elemente dimensionale ale supapeiÎn vederea realizării echipamentului respirator al rezervorului se poate alege o supapă tip

S.M.R. – U.P.G. produsă şi omologată în Universitatea “Petrol-Gaze” Ploieşti. Aceste supape sunt realizate într-o gamă restrânsă de

tipodimensiuni: Dn 50; Dn 80; Dn 100; Dn 150; Dn 200; Dn 250; Dn 300. În urma încercărilor experimentale realizate în condiţii de laborator în funcţie de dimensiunea

(Dn) a fiecărei supape, s-au stabilit debitele maxime şi minime ce pot fi vehiculate, valori regasite in tabelul de mai jos.

Tabelul 10

nD 50 80 100 150 200 250 300

maxQ

hm /325 50 100 250 380 600 900

minQ

hm /3 - 25 50 100 250 380 600

În funcţie de debitul de gaze Q [m3/h] stabilit anterior putem alege un anumit tip de supapă (cu

un anumit Dn) astfel încat acesta să aiba valori cuprinse între Qmin şi Qmax de gaze ce pot fi vehiculate cu acel tip de supapă. Se alege o supapă cu 250=nD mm;

Pentru supapele asfel alese conform figurii 8 si a tabelului 10 se stabilesc principalele elemente dimensionale ale supapei.

Tabelul 11

MărimeaDimensiuni cu rol funcţional de exploatare pentru Dn=250 mm

A 418B 880

C 400

D 273

E 317

F 426

G 110

H 219

I 355

J 731

Dimensiunile cu rol funcţional de exploatare ale supapelor sunt prezentate în figura 8.1:

31

Fig. 8.1 Dimensiunile cu rol funcţional ale supapelor.

Verificarea alegerii supapelor mecanice de respiratie

Verificarea constă în calculul diametrelor scaunelor de aşezare ale clapetelor, atât pe circuitul de expiraţie cat şi pe cel pentru inspiraţie. Deoarece supapa a fost aleasă să poată funcţiona la debitul Q = max (Qg; Qv) şi pentru ca supapele S.M.R. - U.P.G. sunt concepute să permită vehicularea unor debite mai mari prin circuitul de inspiraţie decât pe circuitul de expiraţie, este suficient calculul diametrului scaunului circuitului de expiraţie.

Relaţia de calcul este urmatoarea:

( )[ ] ( )[ ] 260,0473,0120010

11101

5668

60

1

1

8

60

1 4

2

2

4

02

2

=−−⋅⋅⋅

⋅⋅

⋅

⋅=∆−−⋅⋅⋅

⋅⋅

⋅

⋅=ππ

γξ

pmhg

n

Q

dg

g

g

m

în care: Q – debitul de gaze vehiculat; Q=566 hm /3 ; n – număr efectiv de supape; n=1; ξ – rezistenţa specifică ce ţine de tipul armăturii 108 ÷=ξ → 10=ξ ;

gγ – greutatea volumică a amestecului de gaze

128 ÷=gγ daN/m3→ 11=gγ daN/m3;

g – acceleraţia gravitatională; g=10 2/ sm ; hg – suprapresiunea gazelor din spaţiul de vapori; hg=200 mm H20=200 daN/m2; m = coeficient de raportare; 75,071,0 ÷=m → 73,0=m ;

0p∆ – căderea de presiune pe opritorul de flăcări; 620 ÷=∆p daN/m2; 40 =∆p daN/m2.În cazul în care dg > Dn, supapa este bine aleasă; în caz contrar, este necesar să se modifice

numărul de supape sau să se aleaga o supapă de dimensiuni mai mari.250,0260,0 =>= ng Dd

32

IX. Dimensionarea din punct de vederetehnological supapei (supapelor)de securitate hidraulică

Închiderile de securitate hidraulice se folosesc pentru protejarea antiexplozivă a generatoarelor de acetilenă, a rezervoarelor atmosferice, a conductelor tehnologice de gaze, a colectoarelor tubulare de faclă, a condensatoarelor barometrice, a gazometrelor umede şi a altor utilaje tehnologice ce conţin gaze explozive sau care sunt exploatate sub vacuum. -

Din punct de vedere al criteriilor tehnologice închiderile de securitate hidraulice sunt de două tipuri:

- închideri deschise, la care spaţiul de deasupra lichidului de reţinere a flăcării se află în comunicaţie directă cu atmosfera şi din categoria cărora fac parte închiderile propriu-zise, opritoarele de flăcări umede şi supapele de securitate hidraulice (fig. 11);

-închideri aşa-numite închise, care funcţionează sub presiune nefiind în comunicatie directă cu atmosfera şi din categoria carora fac parte închiderile propriu-zise şi dispozitivele hidraulice (umede) de protecţie antidetonantă.

Cerintele fundamentale ce se impun oricărui tip de închidere de securitate hidraulică sunt:- să împiedice, în mod cert, propagarea undei de explozie, asigurând totodată blocarea prin

obturare a liniilor aducătoare de gaze inflamabile- să împiedice o antrenare minimă de lichid obturat, sub formă de stropi, în condiţiile

funcţionării normale;- să prezinte rezistenţă hidraulică minimă cu scopul final de a diminua pătrunderile energetice

privind vehicularea mediilor tehnologice gazoase prin sistemul dat. Supapele de securitate hidraulice au funcţia principală de a proteja rezervoarele

petroliere atmosferice cilindrice verticale în alternativa defectării supapelor mecanice de respiraţie sau atunci când capacitatea de evacuare a supapelor de respiraţie mecanice se dovedeşte a fi insuficientă pentru echilibrarea presiunii în spaţiul de gaze-vapori.

1. Calculul tehnologic de alimentareCalculul tehnologic de dimensionare a supapelor de securitate hidraulice se rezumă la

determinarea unei secţiuni de trecere necesare, pentru un fluid dat, în condiţii de lucru prestabilite. Se impune să se cunoască debitul de fluid care trebuie evacuat din sistemul aflat sub presiune, astfel încât să nu se depaşească o anumită suprapresiune în recipient.

Pentru acest calcul s-au utilizat a serie de ipoteze, verificate experimental, prezentate în continuare, conform schiţei din fig. 9.1.

Fig. 9.1 Date privind dimensionarea supapei de securitate.33

Secţiunile de trecere conform fig 10 sunt:1 – Secţiune circulară de diametru D1:

4

21

1

DA

⋅=

π [m2];

2 – Secţiune inelară delimitată de diametrele Dα şi D3, a carei arie este:( )

4

223

3απ DD

A−⋅

= [m2];

3 – Secţiune inelară delimitată de cercurile de diametru D1 şi D2, a cărei arie este:( )

4

21

22

2

DDA

−⋅=

π [m2];

4 – Secţiune cilindrică de diametru D2 şi înălţime ph , a cărei arie este:

phDA ⋅⋅= 24 π [m2];5 – Secţiune inelară delimitată de diametrele D3 şi D2, a cărei arie este:

( )4

22

23

5

DDA

−⋅=

π [m2].

2. Ipoteze de calcul

A. Raportul dintre viteza în faza gazoasă în secţiunea circulară (1), ( 1w ) şi viteza în faza

gazoasă în secţiunea inelară (2), ( 2w ) este constant şi se determină cu relatia:

1906,1022

1 == cw

w;

Necesitatea ca 2w să fie de c2 mai mică decât 1w rezultă din condiţia de neantrenare a fluidului hidraulic, sub formă de stropi în condiţii de inspiraţie.

B. Viteza în secţiunea inelară αw (3) în faza gazoasă să fie egală cu cea din secţiunea inelară

(2) 2w , adică să avem îndeplinită relatia:

αww =2

C. Volumul de lichid vehiculat în condiţii de expiraţie 3V este egal cu volumul de lichid

vehiculat în conditii de inspiraţie 2V :

concilconcil

VVVVVV

VV332

333

23 +=⇒

+==

[m3];

D. Pentru a nu se ajunge la ştrangularea secţiunii, la trecerea din secţiunea circulară (1) în cea inelară (2) între ariile A2 şi 5A trebuie să existe relatia:

0474,032

5 == cA

A

unde: c3 =coeficient determinat experimental;

E. Înălţimea de prag ( ph ) se determină cu condiţia ca între ariile secţiunilor (3) şi (4) să existe relaţia:

2334 AcAA ⋅== ;

F. Volumul de umplere, ( uV ), în funcţie de care se determină înălţimea de umplere ( uh )

trebuie să fie egal cu volumul de lichid la prag ( pV ), sumat cu volumul în cilindrul (2) (în condiţii de inspiraţie) sau cu volumul vehiculat în cilindrul (3) (în condiţii de expiraţie).

34

Exprimată mathematic, această ipoteză este definită de urmatoarea relatie:

32 VVVVV ppu +=+= [m3].

3. Calculul dimensiunilor cu rol funcţional

a) Diametrul D1 se alege egal cu diametrul anterior al ştuţului supapei mecanice de respiraţie:2501 ==→ DDDn mm;

b) Calculul diametrului D2

Conform ipotezei A şi ţinând cont de legea continuităţii, se pot scrie relaţiile:

3,8361906,1012501 212

2211

22

1

=+⋅=+⋅=⇒

⋅=⋅=

=cDD

wAwAQ

cw

w

mm;

c) Calculul diametrului D3

Conform ipotezei D, rezulta urrnatoarele:

( ) ( )32213

21

22

3

22

23

235

144

cccDDDD

cDD

AcA

+++⋅=⇒−⋅

=−⋅

⋅=

ππ

2,11570474,01906,10212503 =+⋅+⋅=D mm;

d) Calculul diametrului Dα Conform ipotezei C, avem:

concil VVV 332 += [m3];

( ) 212

21

222 RchhRRV vv ⋅⋅⋅=⋅−⋅= ππ [m3];

( ) ( ) 21321322

21

22

233 11 RcchccccRhhRRV vvvcil ⋅⋅⋅⋅=−−⋅++⋅⋅⋅=⋅−⋅= πππ [m3];

Volumul conV3 se determină ţinând seama de notaţiile din fig.10 şi de teorema Pappus-Guldin, conform dezvoltarilor:

- baza secţiunii conice (transversale), se determină cu relaţia:

αRRB −= 2 [m];- (2.14 a) - înălţimea secţiunii transversale conice este:

vg hhh −= ;- aria secţiunii transversale conice este:

( ) ( )22

12 vg

contr

hhRRhBA

−⋅−=⋅= [m2];

-- raza centrului de masă

3

2

32

23

αRRBRR

concg

−⋅=−= [m];

Conform relaţiei Pappus-Guldin, volumul V3con se determină cu relatia:

33 2concgcontrcon RAV ⋅⋅⋅= π

sau( ) ( )

3

22

222

3αα π RRhhRR

V vgcon

−⋅⋅

−⋅−=

Prelucrând matematic relaţiile de mai sus, se ajunge la următoarea ecuaţie de unde poate fi determinată valoarea lui αR :

02 =+⋅+ ERDR αα

35

unde: 1,4181906,1011251 21 =+⋅=+⋅= cRD mm;

( ) )(3

12 3

212

22

1 vgvg

hchhh

RccRE −⋅⋅

−⋅⋅

−+⋅⋅−=

( ) 275,0)350474,0200(35200

1251906,1031906,1011252

22 −=−⋅⋅

−⋅⋅

−+⋅⋅−=E m2;

rezulta: 2

1027541,4181,418

2

4 322 ⋅⋅+±−=−±−= EDD

Rα

4,355=αR mm.

e) Calculul unghiului α şi al diametrului D4

02

22

8,2035200

4,35515,418 =−−=

−−

=

−−

=−

=

arctghh

RRarctg

hh

RR

h

RRtg

vg

vgcon

α

αα

α

α

Diametru1 D4 se alege constructiv pentru fiecare mărime de supapă în parte, funcţie de diametrul D1, cu relaţia:

6252505,25,2 14 =⋅=⋅≅ DD mm;Porţiunea tronconică a deversorului se extinde la limita diametrelor D2 şi D4.

f) Calculul înălţimii de prag Se determină ţinând cont de ipoteza E şi relaţia 234 AcA ⋅= .

Exprimând în funcţie de raze se obţine:

( ) 02,91906,1012

0474,01906,10125

122

2

32121

2232 =

+⋅⋅⋅=

+⋅⋅

=⇒−⋅⋅=⋅⋅c

ccRhRRchR pp ππ mm H2O

4. Calculul mărimilor cu rol funcţional-

a) Înălţimea de umplere ( uh ), se determină conform ipotezei F şi relaţiei:

2VVV pu += [m3]. -Exprimând volumele funcţie de raze şi înă1ţimi relaţia devine:

4,42350474,01

102,9

1

1

3

=⋅+

+=⋅+

+= vpu hc

hh mm H2O

b) Volumu1 de umplere se determină în funcţie de hu cu relaţia:( ) ( ) 6222

123 105,424,421256,578 ⋅=⋅−⋅=⋅−⋅= ππ uu hRRV mm3

c) Înă1ţimile de gardă au ca scop preîntâmpinarea pierderilor de lichid, de închidere hidraulică, care, în regimurile de funcţionare de expiraţie - inspiraţie, este antrenat de către debitele de fază gazoasă sub formă de stropi peste nivelul de lichid static.

Înălţimile de gardă (Hg, respectiv Hv) se calcu1ează cu metoda propusă de Constantinov, care determină aceste înălţimi cu relaţia genera1izată:

( )

⋅⋅⋅⋅+−⋅⋅

+⋅=iii

iii

dhgAcQ

QhH

211

εε

[m];

unde:

=

==

H lui calcululpentru 035,0

H lui calcululpentru 2,0

v

g

v

g

ih

hh [m];

36

Ai – secţiunea de trecere: - pentru calculul inaItimii Hg :

( ) ( ) 502,03,8362,115744

2222

23 =−⋅=−⋅= ππ

DDAg m2;

- pentru calculul inaltimii vH :

( ) ( ) 5,02503.83644

2221

22 =−⋅=−⋅= ππ

DDAv m2 ;

g – acceleraţia gravitaţională, 10=g 2/ sm ;dhi – diametrul hidraulic determinat cu relaţia:

- pentru calculul înălţimii Hg :

mmmDD

dhg 996,075,9962

2,11573,836

232 ==+=

+= ;

- pentru calculul înălţimii vH :

mmmDD

dhv 543,05432

3,836250

221 ==+=

+= ;

=v

g

H lui calcululpentru ,

H lui calcululpentru ,

v

g

iQ

QQ ]/[ 3 sm ;

c şi ε – sunt coeficienţii determinaţi cu relaţiile:

aiGc log182,0 += ;

aiGlog780,0 +=ε

unde: 2

3

i

iai

dhgG

υ⋅

=

dhi – diametrul hydraulic calculate anterior;g – acceleraţia gravitaţională, 10=g 2/ sm ;v – vâscozitatea dinamică determinată considerând, dupa fiecare caz, fie amestecul aer-gaze

(pentru calculullui Hg), fie aer pur (pentru calculullui Hv).Se consideră: 31== vg υυ sm /2 .

01,031

996,0102

3

2

3

=⋅=⋅

=g

gag

dhgG

υ;

0016,031

543,0102

3

2

3

=⋅=⋅

=v

vav

dhgG

υ;

81,101,0log182,0log182,0 −=+=+= agg Gc ;

5,00016,0log182,0log182,0 −=+=+= avv Gc ;

22,101,0log780,0log780,0 −=+=+= agg Gε ;

20016,0log780,log780,0 −=+=+= avv Gε ;

( )

⋅⋅⋅⋅+−⋅

⋅+⋅=

ggggg

gggg

dhgAcQ

QhH

211

εε

;

( )( )

089,0996,0102502,081,122,114,226

22,14,22612,0 =

⋅⋅⋅⋅−+⋅−⋅+⋅=gH m;

37

( )

⋅⋅⋅⋅+−⋅⋅

+⋅=vvvvv

vvvv

dhgAcQ

QhH

211

εε

;

( )( )

011,0543,01025,05,021566

25661035,0 =

⋅⋅⋅⋅−+⋅−⋅+⋅=vH m.

Fig. 9.2 Supapa de secutitate hidraulică:1- corp exterior; 2- corp interior; 3- capac; 4- record; 5- sistem de umplere;

6- flanşă disc; 7- garnitură; 8- şurub cu cap înecat; 9- piuliţă M6; 10- prezon M6;11- sită de protecţie; 12- şurub M6/16; 13- garnitură; 14- piuliţă olandeză; 15- niplu; 16-

ţeavă; 17- teacă; 18- tub de nivel; 19- siguranţă; 20- ţeavă de retur; 21- şurub M8/16; 22- garnitură; 23- capac; 24- lanţ; 25- garnitură.

X. Alegerea tipului şi stabilirea principalelor elemente dimensionale ale 38

opritoarelor de flăcări

Opritoarele de flăcări sunt dispozitive ce au rolul de a împiedica propagarea în interiorul rezervoarelor a flăcării sau scânteilor, în cazul cand acestea ar pătrunde prin supape, racorduri de ventilaţie.

Principiul lor de funcţionare având la bază mecanismul stingerii flăcării şi scânteii la pătrunderea în canale de laminare (canale înguste); flacăra intrând în opritor este obligată să treacă printr-un sistem de canale de secţiune redusă, divizându-se şi orientându-se după mai multe directii; în acest mod suprafaţa de contact cu elementele de răcire – stindere creşte, se intensifică schimbul de căldură cu pereţii canalelor şi flacăra se stinge.

La dimensionarea opritoarelor de flăcări se va ţine seama de condiţia ca, la o viteză a aerului sau a amestecului de aer şi gaze în secţiunea sa de trecere de 14 m/s, pierderile de presiune în opritor să nu depăşească 25 mm H20. Corpul opritoarelor de flăcări trebuie să reziste la presiunea ce ar apare în interiorul lui, la explozia amestecului de aer şi gaze aflat sub o suprapresiune initială de 600 mm H20.

Pentru buna funcţionare a opritoarelor de flăcări este foarte important ca şicanele pentru răcire - stingere să fie permanent curate, neînfundate şi controlate frecvent.

Clasificarea opritoarelor de flăcări se poate face după mai mu1te criterii şi anume: • criteriul naturii stratului, opritoarele pot fi: uscate sau umede; • criteriul plasării opritoarelor de flacari: de descărcare; de comutaţie; de blocare; • criteriu1 constructiv (al elementelor componente):

- cu umplutură din materiale granu1are: bile de porţelan sau sticla, bile metalice, grăunţi de cuarţ, alte materiale necombustibile;

- cu benzi casetate;- cu plăci casetate;- cu site metalice;- metaloceramice;

• criteriul tehnologic, opritoarele pot fi:- rezistente la explozii;- rezistente la foc;- rezistent la şocuri de presiune;- rezistente la şocuri termice.Construcţie Opritoarele de flăcări se compun dintr-un corp, de obicei turnat din fontă, prevăzut cu două

racorduri flanşă şi cu două capace laterale pătrate sau dreptunghiulare, în interiorul căruia este fixată o casetă metalică detaşabilă care cuprinde elementele cu şicane pentru stingerea flăcării. Elementele cu şicane se execută din benzi sau plăci metalice subţiri ondulate, alternând cu benzi sau plăci metalice subţiri plate, bune conducătoare de căldură şi rezistente la coroziunea mediului în care se lucrează. Grosimea plăcilor sau benzilor este de 0.3 ... 0.5 mm, distanţa între ele de obicei nu depăşeşte 1 mm, iar materialele folosite sunt: aluminiu, alamă, cuprul . -

Avantaje: - construcţie simplă; - rezistenţă hidraulică mică;- exploatare nepretenţioasă.Alegerea tipului şi stabilirea principalelor elemente dimensionale ale opritorului de flăcări -La rezervoarele petroliere, opritoarele de flăcări se montează în serie cate unul cu supapa

mecanică de respiraţie şi cu supapa hidraulică de securitate în paralel. Aceste opritoare de flăcări sunt de tip uscat, cu discuri casetate. Caseta este o baterie de

elemente din Al, Cu executată sub forma înfăşurării pe o inimă (bucşă centrală) a unor benzi late şi profilate (ondulate) care au funcţie de laminare a flăcării şi de stingerea acesteia.

Eficacitatea tehnologică a opritoarelor de flăcări depinde de dimensiunea canalelor de stingere (de laminare), de lăţimea lor şi mai putin de lungimea lor.

Structura casetei, schema opritorului de flăcări tip O.F.R.G.-U.P.G. Ploieşti, precum şi părţile

39

componente sunt date în fig.10.1 şi fig. 10.3.

Fig. 10.1 Caseta opritorului de flăcări:1-inelul superior al casetei; 2-gila superioară; 3-inelul inferior al casetei;

4-grila inferioară; 5-elementul distanţier; 6-piuliţa; 7-prezonul.

Realizarea grilei pentru opritoarele de flăcări de tip O.F.R.G.-U.P.G. Ploieşti se face prin rularea succesivă, fig 10.2, a benzilor netede (l) şi a celor ondulate (2).

Fig. 10.2 Construcţia benzilor casetate.

Fig. 10.3 Opritorul de flăcări cu benzi casetate:1-racordurile opritorului, de intrare şi de ieşire; 2-corpul port casetă; 3,14-garniturile de

montare şi de etanşare; 4-inelul superior al casetei; 5-elementul distanţier; 6-inelul inferior al casetei; 7-grilele casetei; 8,9-şuruburile şi piuliţele de strângere şi de fixare ale casetei; 10-mânerul corpului port-casetă; 11,12,13-şuruburile de montaj, cu guler şi piuliţele corespunzătoare; 15-balamaua de

pivotare; 16- inelul de rezemare.XI. Alegerea tipului şi stabilirea principalelor elemente dimensionale ale

40

instalaţiei de încărcare-descărcare şi ale robinetului de sifonare

1. Racordul de încărcare-descărcare

Racordul de încărcare-descărcare este elementul care face legătura între conducta de încărcare-descărcare şi sorbul mobil montat în interiorul rezervorului.

Numărul de racorduri se stabileşte în funcţie de frecventa şi productivitatea pompării. Racordurile se montează pe virola de bază (pe prima virolă).

Diametrul racordului de încărcare-descărcare se poate determina, în funcţie de productivitatea pompării şi de viteza admisibilă a lichidului prin conductă, conform monogramei din fig. 11.1. Asemenea grafice se pot construi pentru diferitele categorii de lichide volatile pentru productivităţi de pompare diferite întălnite în practică.

Controlul racordurilor de încărcare-descărcare se face la fiecare operaţie de pompare, dar nu mai rar decât de două ori pe luna.

Ţinând seama de datele iniţiale 25,1=w sm / şi Z=100 sm /3 se alege conform nomogramei racordul de încărcare-descărcare Dn 200.

Fig. 11.1 Grafic pentru alegerea diametrului racordului de încărcare-descărcare al rezervorului.

Fig. 11.2 Racord de încărcare-descărcare vedere1-mantaua rezervorului; 2-inel de consolidare; 3-racord; 4-flanşe;

5-fundul rezervorului; 6-racord de încărcare cu ajutaj.

41

Fig. 11.3 Racord de încărcare-descărcare:1-mantaua rezervorului; 2-inel de consolidare; 3-racord; 4-flanşe; 5-fundul rezervorului.

Principalele elemente dimensionare ale racordului de încărcare-descărcare, fig.11.3, sunt:350=icD mm; 320=fD mm; 280=csD mm;

L=350 mm; l=250 mm;h=325 mm; 22=fh mm; 12=ih mm;e=8 mm; s=6 mm.

2. Armăturile de drenare (scurgere) a rezervoarelor

Pentru drenarea sau scurgerea din rezervoare a apei decantate se folosesc robinete de sifonare, montate pe virola inferioară a mantalei clindrice.

Poziţiile caracteristice ale robinetului de sifonare, care se pot stabili prin simpla rotire a mânerului prevăzut pentru aceasta, sunt urmatoarele:

- poziţia A, de lucru, corespunde scurgerii din rezervor a apei decantate sub acţiunea presiunii hidrostatice, golirea din rezervor a apei se face până când nivelul de separare apă-lichid depozitat atinge înălţimea de 30…40 [mm] deasupra fundului, aceasta fiind considerată ca înătţime normală a pernei de apă;

- poziţia B, de spălare, corespunzatoare spălării robinetului de lichid depozitat, această spălare se face în scopul îndepărtării apei, pentru a evita îngheţarea robinetului pe timp de iarnă;

- poziţia C, de repaus, când robinetul nu funcţionează.

42

XII. Mijloace de combatere a pierderilor de produse petroliere din rezervoare. Să se estimeze pierderile totale anuale pentru RCV dimensionat.

Produsele petroliere, îndeosebi cele uşoare, depozitate la presiunea atmosferică au puncte de fierbere (temperatura la care: se produce vaporizarea), încadrate în domeniul de variaţie al temperaturii ambiante. Ca urmare în orice rezervor se găsesc în prezenţă o fază gazoasă, compusă dintr-un amestec de aer şi produs petriler în fază de vapori, şi o fază lichidă. Aflate în echilibru la presiunea corespunzatoare tensiunii de vapori (care variază cu temperatura) cele două faze ocupa din volumul geometric al rezervorului, prima volumul suplimentar, cea de a doua volumul util de umplere. Dacă rezervorul fie prin neetanşietaţi fie prin orificii special amenajate în scopul de a proteja capacul împotriva suprapresiunilor şi vacumurilor are scăpări în mod conitinuu îndeosebi pentru temperaturi ridicate, din faza lichidă, (în funcţie de nivelul termic), trece în faza gazoasă o anumită cantitate de produs, care, fie că opreşte vaporizarea pe mai departe (prin creşterea presiunii în volumul auplimentar), fie că expandând în aer se pierde, conducând la binecunoscutele pierderi de produse prin respiraţie.

Pierderile de produse în fază gazoasă se produc în două condiţii: prin respiraţii mici şi prin respiraţii mari.

Prima categorie de pierderi se produc atunci când numai sub acţiunea variaţiei temperaturii mediului ambient, se produs în succesiune: vaporizarea fazei lichide, creşterea suprapresiunii din spaţiul suplimentar, expandarea amestecului de vapori de produs şi aer în exteriorul rezervorului, cu consecinţa pierderilor de produse petroliere.

Cea de a doua categorie de pierderi (prin respiraţii mari) se produc în condiţiile încărcării, când alături de pierderile ce se produc după schema descrisă mai sus intervin şi pierderile prin dislocuire (lichidul încărcat dislocuieşte amestecul de aer şi produs în fază gazoasă), şi care pierderi sunt tot atât de mari.

Pierderile de produse deci implicit pierderile valorice prin evaporare, în cazul depozitării în rezervoare atmosferice sunt foarte mari.

Pentru combaterea acestor pierderi s-a recurs la succesiunea de soluţii constructiv-de exploatare, care se pot îngloba în următoarele categorii de rezolvări:

1. Rezolvări privind schimbarea tehnologiei de depozitare.

În această categorie nelimitativ se include:a) depozitarea produselor sub o mică suprapresiune în rezervoare de tip hybrid. Această

soluţie prezintă următoarele dezavantaje:- complică construcţia capacului;- necesitatea testării rezervoarelor pentru a asigura stabilitatea, protejarea îmbinărilor

fund-manta, micşorarea pierderilor prin fund.b) echiparea rezervoarelor standard normale cu capac fix cu system de colectare,

recomprimare şi stabilizare a gazelor pierdute prin respiraţii mici şi mari.c) alte sisteme mai complicate de recuperare de vapori

2. Rezolvări privind perfecţionarea constructivă a rezervoarelor de depozitare.

Această categorie se exemplifică prin:a) echiparea rezervoarelor cu capac fix, cu ecrane plutitoare din mase plastice, aluminiu;b) folosirea în cazul aceloraşi rezervoare, a straturilor de microsfere plutitoare;c) folosire tot în cazul rezervoarelor cilindrice cu capac fix a variantelor constructive cu

spaţiul suplimentar variabil;d) utilizarea rezervorului cu capac plutitor care reduce la minim spaţiul suplimentar, şi

deci, este cel mai efficient mijloc de combatere a pierderilor. Pentru o etanşare cât mai bună a capacului plutitor de mantaua rezervorului se folosesc diverse tipuri de sisteme de etanşare cum ar fi:

43

- sisteme de etanşare mecanice, semirigide, a căror utilizare este, în general, limitată (fig. 12.1);

- sisteme de etanşare hidropneumatice, elastice, flexibile, a căror utilizare este mult mai largă (fig. 12.2 şi fig 12.3).

Fig. 12.1 Sistemul de etanşare mecanic:1- sabotul de etanşare la mntaj; 2- articulaţia cu contra greutate şi arc; 3- membranea elastică

de etanşare; 4- pontonul .

Fig. 12.2 Sistemele de etanşare cu garnitură în formă de buclă:a-cu buclă simplă; b-cu buclă dublă; 1-cornierul de fixare; 2-mantaua; 3-garnitura; 4-contra

placa de strângere; 5-şuruburile.

Fig. 12.3 a) Sistemul de etanşare cu garnitură- inel: 1-spaţiul de vapori; 2-garnitur-inel; 3-sistemul de fixare; 4-pontonul;

b) Sistemul de etanşare cu garnitură toroidală umplută cu aer sau apă: 1- spaţiul de vapori; 2-garnitură umplută cu apă; 3-sistem de fixare; 4-pontonul.

e) rezolvări privind îmbunătăţirea constructive-de exploatare arezervoarelor de depoziatre.

În această categorie se include:- izolarea termică împotriva încălzirii prin radiaţie;- răcirea cu stropire cu apă;- răcirea prin injecţie cu gaz inert;- amplasarea subterană a rezervoarelor.

2.1 Metoda de calcul a pierderilor de produse petroliere la depozitare, în cazul RCV c u capac fix.

44

Rezervoarele cilindrice verticale, cu capac fix, produc emisii de compuşi organici prin evaporare, grupate în două categorii:

- prin respiraţie, produse de dilatarea şi contractarea spaţiului de vapori ca rezultat al variaţiei temperaturii mediului pe parcursul a 24 ore;

- de lucru, produse prin modificarea nivelului de lichid, care includ atât vaporii eliminaţi la ridicarea nivelului (umplerea rezervorului) căt şi vaporii produşi la intrarea aerului proaspăt (la golirea rezervorului).

Pierderile totale se obţin din însumarea celor două valori. Pierderile prin respiraţie la rezervoare cilindrice verticale, cu capac fix, se pot determina cu relatia:

pVA

VR KCFtHDPP

PMP ⋅⋅⋅∆⋅⋅⋅

−

⋅⋅= 5,051,073,1

68,0

1 196887,0 [kg/an] (12.1)

unde: RP1 – reprezintă pierderile prin respiraţie, [kg/an];

VM – masa moleculară a vaporilor din rezervor; P – presiunea de vapori a lichidului din rezervor, la temperatura de stocare, [mm Hg] AP – presiunea atmosferică medie în zona de amplasare a rezervoruIui, [mm Hg]; D – diametrul rezervorului, [m]; H – înălţimea medie a spaţiului de vapori (se consideră egală cu jumătate din înălţimea

rezervoruIui), [m]; t∆ – variaţia medie diurnă de temperatură a mediului ambiant, din zona de amplasare a rezervoruIui,

°C (în lipsa datelor se poate lua egală cu 10-12°C); Fv – factor de vopsea; C – factor de corecţie pentru rezervoare cu diametre mici; Kp – factor de produs (pentru ţiţei Kp = 0,65; pentru celelalte produse Kp = 1,0).

Masa moleculară a vaporilor din rezervor (MV) se poate estima pentru produse petroliere şi pentru anumiti compuşi organici din tabelul 12, iar pentru amestecuri de compozitie cunoseuta cu relatia:

ii

iiiV PX

PXMM

⋅Σ⋅⋅Σ

= (12.2)

unde: Mi – reprezintă masa moleculară a componentului i;Xi – fracţia molară a componentului i în lichid; Pi – presiunea de vapori a componentului la temperatura de depozitare.

Presiunea de vapori a lichidului din rezervor (P), la temperatura de stocare poate fi calculata din tabelul 12, sau din corelaţii grafice. Temperatura medie de stocare se determină în funcţie de temperatura medie anuală TA la care se adaugă un coeficient care depinde de culoarea rezervorului. Valoarea coeficienţilor este prezentata in tabelul 12.

Tabelu1 12Caracteristicile fizice ale unor produse petroliere şi lichide organice volatile

45

ProduseMV Presiunea de vapori, torr la

40˚F 50˚F 60˚F 70˚F 80˚F 90˚F 100˚FProduse petroliere

Benzină uşoară 62 243 285 357 429 512 605 713Benzină medie 66 176 217 269 321 383 455 543

Motorină 68 119 150 181 222 269 321 383Ţiţei 50 93 119 145 176 207 248 295

Benzină avio 80 41 52 67 83 98 124 140Petrol turbo 130 0,2 0,3 0,4 0,7 0,8 1,1 1,5

Comb. Distilat 130 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 1,1Păcură 190 0,001 0,002 0,002 0,003 0,005 0,007 0,01

Lichide organiceAcetonă 58 88 114 150 191 243 305 377Benzen 78 31 47 62 78 103 134 171

Ciclohexan 84 36 47 62 83 109 134 165Toluen 92 10 10 15 21 31 41 52

Alcool metilic 32 36 52 72 103 134 181 33MEC 72 36 47 62 78 109 140 171

--Factorul de vopsea FV se determină în funcţie de culoarea rezervorului din tabelul 14, iar

factorul de corecţie pentru rezervoare cu diametre mici cu relaţia: c = - 0,073+ 0,2379D - 0,013185D2 . (12.3) Pierderile de lucru 1a rezervoarele cilindrice verticale, cu capac fix, se pot detennina cu

relaţia: P1L = 5,5632x10-5 ·Mv·P·V·N·KN·Kp, [kg/an]; (12.4)

unde: P1L – reprezintă pierderile de lucru, [kg/an];V – volumul rezervorului, [m3]; N – număr de goliri pe an; KN – factor de golire; Kp – factor de produs (pentru ţiţei Kp= 0,84, pentru celelalte produse Kp= 1,0); MV – masa moleculară a vaporilor din rezervor;P – presiunea de vapori a lichidului din rezervor, la temperatura de stocare, [mm Hg]

Tabelul 13Temperatura de stocare

Culoarea rezervorului Temperatura de stocare T S, °c

Alb TA

Aluminiu TA + 1Gri TA+2

NeQru TA +3

unde : TA = temperatura mediului ambientFactorul de golire are valoarea 1 pentru maxim 36 goliri pe an, iar pentru un număr mai mare

de goliri (n) poate fi calculat cu relaţia:

14,54

956,47

542,02501,0−

⋅+=n

N eK (12.5)

Pierderile totale de compuşi organici volatili la rezervoarele verticale cu capac fix (P1T) rezulta prin însumare:

P1T = P1R + P1L

Tabelul 14Factori de vopsea pentru rezervoarele cu capac fix

46

Culoarea rezervorului FV pentru starea culoriiCapac Corp Buna Rea

Alb Alb 1 1,15Aluminiu refr. Alb 1,04 1,18

A1b Aluminiu refr. 1,16 1,24Aluminiu refr. Aluminiu refr. 1,20 1,29

Alb Aluminiu difuz 1,30 1,38Aluminiu difuz Aluminiu difuz 1,39 1,46

Alb Gri 1,30 1,38Gri deschis Gri deschis 1,33 1,44Gri închis Gri închis 1,40 1,58

2.2 Metoda de calcul a pierderilor de produse petroliere la depozitare, în cazul RCV cu ecran plutitor

Rezervoarele cu ecran p1utitor, datorită micşorării spaţiu1ui de vapori, reduce considerabil pierderile de compuşi organici vo1atili, fiind folosite la depozitarea produselor cu volatilitate mare, ca benzine sau ţiţei.

Se cunosc mai multe tipuri de rezervoare cu ecran plutitor, cele mai răspândite fiind rezervoarele cu ecran plutitor cu un singur sistem de etanşare.

Emisiile totale de compuşi organici volatili din rezervoarele cu ecran plutitor de acest tip includ: pierderile pe la marginea dispozitivului de etanşare, pierderile pe la ştuţuri, armături, garnituri, fitinguri, precum şi pierderile pe la îmbinări.

Pierderile pe la dispozitivu1 circular de etanşare se calculeaza cu re1aţia:P2C =1,48817·Ks·P*·D·Mv·Kp, [kg/an]; (12.6)

unde:P2C – reprezintă pierderile pe la dispozitivul circular de etanşare, [kg/an];KS – factor de etanşare, are valoarea 3 pentru etanşare pe lichid, rezervor cu ercran plutitor

fabricat prin sudare şi poate fi determinat în funcţie de tipu1 rezervorului;P* – funcţie a presiunii de vapori, se calculează cu relaţia:

( )[ ]25,0

*

/11

/

A

A

PP

PPP

−+= (12.7)

unde: P – presiunea de vapori a lichidului din rezervor, la temperatura de stocare, [mm Hg];

AP – presiunea atmosferică medie în zona de amplasare a rezervoruIui, [mm Hg];Kp - factor de produs, pentru ţiţeiul brut Kp = 0,4 iar pentru celelalte produse Kp =1; D – diametrul rezervorului, [m];

VM – masa moleculară a vaporilor din rezervor;

Pierderile de lucru se caleuleaza cu relaţia:

⋅

+⋅⋅⋅⋅=D

FN

D

dcQP CC

L 100685,02 , [kg/an]; (12.8)

unde: P2L – reprezintă pierderile de lucru la rezervoarele cu ecran plutitor, cu un singur sistem de etanşare, [kg/an]; Q – cantitatea de produs depozitată anual în rezervor, [m3]; c – factorul peliculei de aderenţă; d – densitatea lichidului la temperatura de depozitare, [kg/m3];Nc – numărul de stâlpi de susţinere a capacuIui; Fc – diametrul efectiv al stâlpului, [m].

Valoarea factorului peliculei de aderenţă (c) depinde de caracteristicile lichidului depozitat şi

47

de starea rezervorului. Ea poate fi estimată din tabelul 15. Numărul de stâlpi de susţinere (Nc) depinde de tipul rezervorului. Dacă nu se cunosc date

referitoare la rezervor, Nc se poate estima în funcţie de diametrul rezervoruIui, din tabelul 16. Diametrul efectiv specific al stâlpului (FC) are valoarea 1,1 pentru stâlpi cu diametrul ţevii de

228,60 mm, 0,7 pentru stâlpi cu diametrul ţevii de 203,20 mm sau 1,0 dacă nu se cunosc detalii privitoare la execuţia stâlpului.

Pierderile pe la fitinguri se calculeaza cu relaţia: P2F = 0,4536 FF · P · MV · Kp, [kg/an]; (12.9)

unde: P2F – reprezintă pierderi pe la fitinguri, [kg/an];FF – factorul pierderilor pe la fitinguri, [kg mol/an]; Kp – factor de produs, are valoarea 0,4 pentru ţiţei şi 1,0 pentru alte lichide organice;P* – funcţie a presiunii de vapori;MV – masa moleculară a vaporilor din rezervor;Factorul pierderilor pe la fitinguri poate fi calculat cu relaţiile următoare:FF = 0,5177 D2 + 4,5669 D + 134,2 (12.10)FF = 0,4144 D2 + 4,5669 D + 134,2 (12.11)Prima relaţie se aplică la platforme nituite, iar a doua relaţie la platforme sudate. Pierderile

totale (P2T) reprezintă suma celor trei tipuri de pierderi prezentate anterior:P2T =P2C + P2L + P2F

Tabelul 15Factorii de etanşare pentru rezervoarele cu ecran plutitor

Tipul etanşării Ks

Etanşare flexibilă montată pe inel lichid- Numai etanşare primară 3,0- Cu etanşare secundară 1,6

Etanşare flexibilă montată pe inel de vapori- Numai etanşare primară 6,7 - Cu etanşare secundară 2,5

Tabelul 16Factorul peliculei de aderenta (c)

LichidStarea peretelui

Rugină uşoară Rugină puternică ÎmpuşcăturiBenzină 0,0015 0,0075 0,15

Component pur 0,0015 0,0075 0,15Ţiţei 0,0060 0,03 0,60

Tabelul 17Numărul de stâlpi de susţinere pentru rezervoare cu capacDiametrul rezervorului, m Număr stâlpi, N c

48

0 < D ≤ 25 125 < D ≤ 30 630 < D ≤ 37 737 < D ≤ 41 841 < D ≤ 46 946 < D ≤ 52 1652 < D ≤ 58 1958 < D ≤ 67 2267 < D ≤ 72 3172 < D ≤ 82 3782 < D ≤ 84 4384 < D ≤ 89 4989 < D ≤ 100 61100 < D ≤ 110 71110 < D ≤ 122 81

Se prezintă în continuare o exemplificare a matodelor de calcul a pierdelor de produse petroliere, în cele două variante constructive de RCV: cu capac fix / cu capac fix şi ecran plutitor.

Estimarea pierderilor totale anuale dintr-un rezervor vertical cu capac fix, în care a fast depozitata motorinăi, s-a făcut pe baza următoarelor date:

Caracteristicile rezervorului: capacitate: 3150 m3; diametrul: 18,980 m; înălţimea: 11,830 m; culoarea corpului - gri inchis; culoarea capacului - gri inchis;

Numărul de goliri anuale: 36; Condiţii meteorologice: - temperatura medie a mediului ambiant - 10,6 ˚C; - temperatura maximă medie a mediului ambiant - 16,6 ˚C; - temperatura minimă medie a mediului ambiant - 5 ˚C; - viteza medie a vantului în zona de amplasare - 2,7 m/s; - presiunea medie atmosferica - 760 mm Hg.

Estimarea pierderilor totale anuale din RCV cu capac fix

Pierderile prin respiraţie se calculează cu relaţia

Estimarea pierderilor totale anuale din RCV cu capac fix şi ecran plutitor

Pierderile pe la sistemul de etanşare se calculează

49

(12.1).Iniţial se determină termenii necunoscuţi astel:- din tabelul 12 pentru benzină rezultă: MV=66;- din tabelul 13, temperatura de stocare:TS=10,6+2=12,6 ˚C = 54,68 ˚F;- din tabelul 12, pentru benzină la TS rezultă P=217 torr;- Δt=16,6-5=11,6 ˚C;- H=11830/2=5915 mm = 5,915 m;- din tabelul 14 rezultă FV=1,33;- factorul de corecţie c=1;- KP=1.

1133,111915,5

98,18217760

21766196887,0

5,051,0

73.168,0

1

⋅⋅⋅⋅⋅

⋅⋅

−⋅=RP

75,123751 =RP kg/an;Piederile de lucru se calculează cu relaţia (12.4) în care KN=1 şi KP=1

1136315021766105632,5 51 ⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅= −

LP ;

75,903521 =LP kg/an;Pierderile totale rezultate prin însumare:

LRT PPP 111 += kg/an;5,10272875,9035275,123751 =+=TP kg/an.

cu relaţia (12.6).Iniţial se determină termenii necunoscuţi astel:- din tabelul 13, temperatura de stocare:TS=10,6+2=12,6 ˚C = 54,68 ˚F;- din tabelul 12, pentru benzină la TS rezultă P=150 torr;

( )[ ] 0838,0760/21711

760/21725,0

* =−+

=P

-KS=3;66,46816698,180838,0348817,12 =⋅⋅⋅⋅⋅=CP

kg/anPiederile de lucru se calculează cu relaţia (12.8). Termenii necunoscuţi se deduc asfel:- din tebelul 16, c=0,015;- din tabelul 17, NC=1;- FC=1;

⋅+⋅⋅⋅⋅=

98,18

4,011

98,18

750015,036315000685,02LP

12,4702 =LP kg/an;Pierderile pe la fitinguri se calculează cu relaţia (12.9)Iniţial, se calculează FF din relaţia (12.10)

2,13498,185669,498,185177,0 2 +⋅+⋅=FF ;

16,370=FF

[kg mol/an];1660838,016,3704536,02 ⋅⋅⋅⋅=FP ;

6,9282 =FP kg/an;Pierderile totale rezultate prin însumare:

FLCT PPPP 2222 ++= kg/an

4,18676,92812,47066,4682 =++=TP kg/an.

50

XIII. Monitorizarea şi reducerea emisiilor de vapori prin utilizarea instalaţiilor de recuperare de vapori (VRU)

în parcurile de rezervoare

1. Redefinirea criteriilor pentru opritoarele de flăcări şi crearea nevoii de dezvoltare a opritoarelor de explozii

În contextul noilor reglementări referitoare la protecţia mediului, eliminarea în atmosferă a vaporilor şi gazelor volatile trebuie reanalizată. Introducerea ultimelor reglementări legislative are un impact deosebit asupra activităţilor de stocare de lichide inflamabile şi alte produse volatile. Tendinţa de moment este dezvoltarea de sisteme închise de distribuire sau colectare a vaporilor (vezi fig. 13.1 şi fig. 13.2) în care toţi vaporii sunt colectaţi şi redistribuiţi spre alte locaţii de procesare (epurator de gaze, faclă, dispozitiv de racire etc.).

Fig. 13.1 Sistem de recuperare a vaporilor.

Din motive economice, la unitatea de procesare trebuie legate mai mult de un rezervor. Aceasta înseamnă că parcurile de rezervoare "independente" sunt legate prin sisteme de conducte comune. Vaporii inflamabili care înainte, erau eliberaţi în atmosfera, acum sunt închişi, prinşi în acest sistem. Închiderea vaporilor inflamabili într-un sistem de conducte de colectare a vaporilor şi legarea mai multor rezervoare la un centru de procesare, dau naştere unor serii de pericole ce trebuie controlate şi care nu apăreau în vechile sisteme "independente". Transportul prin conducte în acest sistem tip manifold este în general mai lung şi mai complex decât în vechile sisteme. În plus, chiar în sistemul de colectare a vaporilor pot apare surse potenţiale de aprindere a vaporilor inflamabili din conducte. Sursele de aprindere din afara rezervorului nu mai sunt o preocupare primordială.

Opritoarele de flăcări poziţionate la capătul liniei sau montate în linie, dacă sunt montate corect, sunt nişte dispozitive de siguranţă foarte eficiente. În sistemele de rezervoare legate, opritoarele de flăcări proiectate special pentru rezervoarele independente pot fi montate greşit, destul de uşor. Eficienţa unui opritor de flăcări depinde în mod direct de localizarea sa în sistemul de conducte.

51

Fig. 13.2 Sistem de recuperare a vaporilor,cu montarea în sistemul de conducte al opritoarelor de detonaţie.

O deflagraţie închisă este o flacără care traversează o zonă închisă (în acest caz conducta) cu o viteză mai mică decât viteza sunetului. Presiunea din interiorul conductei este creată de gazele de combustie care se dilată. Turbulenţa vaporilor nearşi care se află chiar în faţa flăcării determină accelerarea rapidă a flăcării (fig. 13.3)

Fig. 13.3 Deflagraţie în spaţiu închis, în interiorul tubulaturii.

Pe o distanţă relativ scurtă această flacără se poate transforma într-o explozie. O explozie este înaintarea flăcării prin gaz sau vapori cu viteza sunetului (denumită şi detonaţie stabilă). Deoarece turbulenţa din vaporii nearşi este cea care provoacă mecanismul de accelerare a flăcării, orice iregularitate din interiorul sistemului de conducte, cum ar fi schimbările de secţiune date de coturi sau reducţii, tinde să crească turbulenţa, facilitând accelerarea flăcării şi producerea detonării.

Testele efectuate pe diferite configuraţii şi dimensiuni de conducte au demonstrat în mod concludent faptul că o flacără care înaintează cu o viteza sub viteza sunetului (deflagraţie închisă) poate accelera şi se poate transforma într-o flacără ce înaintează cu viteza sunetului (detonaţie) în interiorul sistemului de conducte. Mai poate fi întâlnit şi fenomenul numit detonaţie supraaccelerată, când flacăra circulă cu o viteză mult peste viteza detonării stabile (vezi fig. 13.4).

52

Fig. 13.4 Diagrama vitezei flăcării prin tubulatură.

Un opritor convenţional supapă-linie, în-linie, proiectat pentru a opri deflagraţiile de viteze relativ mici, nu va oferi nici o protecţie faţă de deflagraţiile închise de viteză mare, detonaţii sau detonaţii supraacelerate.

2. Prezentarea constructiva a opritoarelor de flăcări

Opritorul e un dispozitiv static. Miezul unui opritor de flăcări este "elementul" său, element care este format din mici căi de trecere sau orificii.

Construcţia acestei treceri permite vaporilor să treacă liber prin opritor, dar nu va permite trecerea frontului flăcării prin opritor.

Astfel, opritorul interzice transmiterea frontului flăcării din partea neprotejată în partea protejată a dispozitivului, în prezenţa amestecurilor de gaze sau vapori inflamabili, (vezi fig. 13.5).

Fig. 13.5 Principiul de funcţionare al opritorului de flacără.

Opritorul acţionează în mod simultan atât pentru dispersia cât şi pentru răcirea frontului flăcării care se apropie la o temperatură aflată sub punctul de aprindere a amestecului de gaze sau vapori. Acesta are rolul de a lamina, stinge flacăra.

Capacitatea unui opritor de flacăra simplu sau a unui opritor pentru ardere cu explozie, de a preveni propagarea frontului flăcării, depinde de modul în care opritorul este proiectat şi construit. Opritoarele trehuie să realizeze simultan mai multe funcţii critice. În condiţii normale de operare, trebuie să permită o trecere relativ liberă a gazelor sau vaporilor prin sistemul de conducte. În cazul unei aprinderi opritorul trebuie să aibă capacitatea de a face faţă forţei asociate frontului flăcării care se apropie şi în acelaşi timp să asigure dispersia şi stingerea flăcării.

Este importantă studierea proiectării şi caracteristicilor de construcţie ale opritorului, pentru a putea înţelege care este tipul de opritor necesar într-o situaţie specifică.

Parametrii de construcţie - cheie Dimensiunea orificiilor de trecere din elementul opritorului Un front al flăcării este direcţionat prin grila de orificii a elementului opritorului ( fig. 13.6).Dimensiunea şi forma fizică a acestor orificii sunt reglate cu grijă şi pot fi definite printr-un

53

parametru denumit diametru hidraulic (Dh). Acest diametru hidraulic este o caracteristică a elementului opritorului. Pentru orice deschidere (orificiu) specifică se aplică formula:

( )perimetru

ale transverssectiunii suprafata4 ⋅=hD

Fig. 13.6 Grila.orificiilor opritorului de flacără.

Lungime necesară trecerii prin orificiile elementului

Se direcţionează o flacără prin orificiile care au un diametru hidraulic specific. Lungimea trecerii prin aceste orificii (lungimea de stingere) care va asigura stingerea flăcării poate fi estimată pentru orice viteză a flăcării.

În general, pe masură ce creşte viteza flăcării, dimensiunea cerută diametrului hidraulic scade şi lungimea trecerii prin element creşte. Astfel se menţin proprietăţile corespunzatoare ale elementului, absorbţie caldură/dispersie.

Atât diametrul hidraulic cât şi lungimea trecerii prin element, sunt parametrii esenţiali în proiectarea elementului. Dacă parametrii sunt determinaţi corect, frontul flăcării care se apropie îşi va reduce semnificativ viteza şi va fi ulterior stins (fig. 13.7,a şi 13.7,b).

Fig. 13.7, a Funcţionarea opritorului de flacără.

Fig. 13.7, b Functionarea opritorului de flacără

În general, datorită faptului că trebuie să facă faţă unor viteze ale flăcării mai mari, construcţia unui opritor de flăcări destinat arderilor cu explozie va avea diametre hidraulice mai mici şi lungimi de trecere mai mari decât un opritor destinat să facă faţă cerinţelor unor situaţii normale.

Observaţie:

54

Termenul diametru de stingere este adesea utilizat incorect cu sensul de dimensiune a deschiderii pentru elementu uniu opritor de flăcări. Este important să se înţeleagă faptul că diametrul de stingere este o caracteristică a unui vapor sau gaz particular.

Diametrul hidraulic şî lungimea de stingere pentru un element sunt caracteristici ale însuşi dispozitivului de oprire a flăcării.

Localizarea opritorului in sistemOpritoarele de flacără şi detonare sunt produse şi proiectate conform condiţiilor specifice. Opritor de flacără la capăt de linie Aşa cum s-a arătat mai devreme, sistemele de rezervoare independente impun montarea

opritorului de flăcări la capătul liniei de supape a rezervorului (vezi fig. 13.8, a). Aceasta pentru a preveni întoarcerea unei deflagraţii deschise (aprinderea unui nor de vapori gazoşi în atmosferă) şi propagarea prin opritor înapoi în spaţiul de vapori al rezervorului. În această aplicaţie rezervorul este izolat de celelalte rezervoare şi opritorul de flăcări, de cap de linie, este sufficient pentru a preveni patrunderea flăcării în rezervor.••

Fig. 13.8, a Opritor de flacără la capat de linie (opreşte întoarcerea unei deflagraţii deschise

Opritor de flacără de linie / montat în linie Această aplicaţie poate fi folosită şi în cazul rezervoarelor independente. Opritorul poate fi

localizat în amontele unui dispozitiv de eliberare a presiunii/vacuum sau la o distanţă specificată de capătul unei conducte drepte cu supapă deschisă. Opritorul trebuie să poata face faţă unei deflagraţii închise, adică o deflagraţie în cadrul căreia vaporii inflamabili se aprind şi formează frontul flăcării din conductă sau ţeavă, care a traversat doar o scurtă distanţă în interiorul sistemului închis de conducte. Presiunile sunt joase şi vitezele flăcării sunt relative scăzute. Opritorul de flacără previne pătrunderea unei surse exteme de aprindere în rezervor. (vezi fig. 13.8, b). Din nou rezervorul este izolat de alte rezervoare.

55

Fig. 13.8, b Opritor de flacără de linie / montat în linie(opreşte întoarcerea unei deflagraţii închise).

Aplicaţii de detonare (Sisteme de parcuri de rezervoare) Dacă condiţiile sunt propice, flacăra va continua să traverseze conducta (o deflagraţie

închisă). În momentul în care flacără trece prin vaporii turbulenţi din interiorul conductei, creşte presiunea şi flacăra accelerează rapid. Pe scurt, se poate transforma intr-o deflagraţie închisă de viteză mare şi se poate transforma într-o detonare.

Într-un sistem tipic a unui parc de rezervoare, de colectare a vaporilor, dacă nu se poziţionează corect opritoarele de detonare în cadrul sistemului de conducte, flacăra ce se dezvoltă în unitatea de distrugere a vaporilor poate înainta şi distruge întregul sistem.

Daca opritoarele de detonare sunt amplasate corect, flacara poate fi stinsă în condiţii de siguranţă, indiferent dacă sursa de aprindere este unitatea de distrugere a vaporilor sau rezervorul de depozitare (vezi fig. 13.9).

Fig. 13.9 Frontul de flacără ce trece prin sistemul de conducte.

56

3. Sisteme de recuperare a vaporilor (Hydrocarbon Vapor Recovery Unit) •Legislaţia în vigoare impune montarea de unităţi de recuperare a vaporilor la terminalele de

distribuţie a benzinei.

Fig. 13.10 Unităţi de recuperare a vaporilor.Unităţile de recuperare a vaporilor permit înlăturarea celei mai mari părţi a conţinutului de

hidrocarburi din vaporii ce se evaporă din autocisterne la umplere, la o rată ţintă de 0,005% din greutatea produsului trecut prin unitate. Aceasta înseamnă aproximativ 1,3% vol. sau 35 grame pe metru cub de aer emis dintr-un sistem de recuperare a vaporilor. Luând în considerare că, concentraţia de vapori dintr-o autocisternă poate fi de până la 40% dacă se întoarce dintr-o staţie de service modernă, unitatea de recuperare a vaporilor trebuie să aibă o capacitate de recuperare a hidrocarburilor de cel putin 97%.

Deşi motivul primordial al montării unei unităţi de recuperare a vaporilor este reducerea posibilelor efecte nocive a vaporilor de benzină, sunt şi beneficii secundare cum ar fi conditiile de operare mai curate şi reducerea cantităţii potenţiale de vapori inflamabili din jurul terminalului.

Sunt trei mari tipuri de unităţi de recuperare a vaporilor, folosite în terminalele de distribuţie a benzinei:

- Adsorbţie pe bază de cărbune;- Îngheţare/Condensare;- Sistemul cu membrană. •Alternativ, la terminalele unde se face încarcarea pe vase, unde recuperarea este nesigură sau

imposibilă din punct de vedere tehnic, vaporii pot fi incineraţi.Dacă investiţia initială în achiziţionarea şi montarea echipamentului este destul de ridicată şi

costurile de operare şi întreţinere sunt de asemenea ridicate, aceste cheltuieli pot fi contrabalansate de veniturile obtinute din cantitatea de produs recuperat. Cantitatea combinată de produs recuperat va fi de aproximativ 1,5 litri pentru fiecare metru cub de benzină încărcată (de ex., 0,15% din toată cantitatea de benzină încărcată la terminal). Dacă vorbim de un produs pentru care costul include şi plata taxe1or, se poate determina valoarea reală a fiecărui litru.

A. Sistem de recuperare a vaporilor pe baza de carbune

Acest sistem eficient de recuperare a vaporilor de hidrocarburi utilizează un proces larg cunoscut şi utilizat al absorbţiei fizice în combinaţie cu procesul de absorbţie pentru a recupera vaporii de benzină şi a retrimite produsul recuperat în unitatea de stocare (fig. 13.11).

Unitatea de recuperare a vaporilor de hidroearburi este echipată cu două adsorbante identice umplute cu cărbune activ.

Este cea mai comună configuratie. Unitatea este echipată cu doi adsorbanţi identici, fiecare umpluţi cu carbon activ. Un vas adsorbant este pe linia deschisă şi se află în modul adsorbţie, iar celălalt este pe linia închisă şi se află în modul regenerare. Un adsorbant este întotdeauna pe linia deschisă pentru a asigura procesarea neîntreruptă a vaporilor.

57

Fig. 13.11 Schema funcţională a sistemului de recuperare a vaporilor pe bază de cărbune.

Pentru a procesa amestecul aer-vapori de hidrocarbură, amestecul se ridică mai întâi în vasul adsorbant aflat pe linia deschisă. Acolo cărbunele activ adsoarbe vaporii de hidrocarbură, astfel încât în atmosferă este ventilat aer curat, cu un conţinut minim de hidrocarburi.

Simultan, al doilea adsorbant aflat pe linia închisă este regenerat. Regenerarea stratului de cărbune se face printr-un proces care combină vacuumul putemic şi ventilarea cu aer pentru înlăturarea vaporilor de hidrocarbură adsorbiţi din carbune şi redă capacitatea carbunelui de a adsorbi vapori în ciclul următor. Pompa de vacuum cu inel lichid extrage vaporii de hidrocarbură concentraţi în stratul de cărbune şi îi elimină în separatorul (în trei faze), care separă lichidul de etanşare al pompei de vacuum, condensatul de hidrocarbură şi vaporii de hidrocarbură/aer necondensaţi.

Lichidul de etanşare este pompat din separator printr-un racitor, al lichidului de etanşare, pentru a înlătura căldura de compresie din lichidul de etanşare. Lichidul de etanşare este apoi retumat în pompa cu inel lichid. În unele aplicaţii, cum ar fi recuperarea vaporilor de hidrocarburi clorinate, pompa cu inel lichid poate fi înlocuită cu alte tipuri de generatoare de vacuum pentru a evita incompatibilitatea dintre vapori şi lichidul de etanşare al pompei cu inel lichid.

Apoi, vaporii de hidrocarburi şi condensatul, curg din separator într-o secţiune a coloanei absorbante care funcţionează ca dispozitiv de recuperare final. Vaporii de hidrocarbură se ridică prin stratul absorbant, unde este recuperat treptat prin absorbţie, într-un absorbant de hidrocarburi lichid. Absorbantul care circulă, preluat din produsul depozitat, îndeplineşte o funcţie dublă: absoarbe

58

vaporii de hidrocarbură recuperaţi şi răceşte lichidul de etanşare al pompei de vacuum. Acest absorbant este în mod normal chiar hidrocarbura care a constituit sursa formării vaporilor. De exemplu, benzina dintr-un rezervor de depozitare este fluidul de absorbţie în aplicaţiile de control al vaporilor de benzină. Produsul recuperat este pur şi simplu returnat, odată cu benzina care circulă, înapoi în rezervorul de depozitare.

Pompa de furnizare a absorbantului care nu s-a încărcat încă cu vapori şi pompa de retur a absorbantului care a absorbit vaporii sunt prevăzute cu sistemul ADAB pentru a circula absorbantul necesar. În vârful coloanei de absorbţie, se creează un curs mic de aer şi vapori reziduali care intră pe linia deschisă, pentru a fi reciclat cu ajutorul stratului de cărbune activ, unde vaporii de hidrocarbură reziduali sunt readsorbiţi .

Fig. 13.12 Cornponenţa sistemului de recuperare a vaporilor: adsorbantul, separatorul, absorbantul.•

Schema tehnologică a sistemului de recuperare a vaporilor (conform fig. 13.13).1. Coloana de adsorbţie realizează alternativ procesele de regenerare şi adsorbţie. În cadrul

procesului de adsorbţie, vaporii sunt adsorbiţi de un adsorbant. În procesul de regenerare, vaporii adsorbiţi sunt înlăturaţi şi cărbunele adsorbant este regenerat.

2. Vaporii eliberaţi sunt răciţi. 3. Vaporii adsorbiţi sunt dizolvaţi în benzină, produse chimice, etc.

Pentru a respecta cerinţele actuale referitoare la protecţia mediului, această unitate recuperează vaporii de benzină, benzen şi alte hidrocarburi poluante de la rezervor sau staţiile de cisterne, uzine chimice, centre petroliere, terminale de ţiţei.• a~

59

Fig. 13.13 Schema tehnologică a sistemului de recuperare a vaporilor pe bază de cărbune.

Caracteristici • Rata de recuperare excelentă, (cel puţin 85%, respectă cerinţele de mediu); • Foarte sigure, (fără căldură de absorţie, specificaţi privind protejarea contra exploziei);• Durabilitate (rezistenţă la uzură) deosebită, (adsorbantul are o durată de viaţă de cel putin 8

ani);• Economic, (structura simplă reduce costurile de instalare şi spaţiul necesar);• Operare uşoară, (complet automatizată).

Procesul de recuperare• Adsorbţia;

Suflanta impinge gazul neprocesat în coloana de adsorbţie, unde hidrocarburile sunt înlăturate. Apoi este eliberat în atmosferă ca aer curat (nepoluat);

• Regenerarea; Hidrocarburile adsorbite sunt supuse unei presiuni negative de către pompa de vacuum şi eliberate din adsorbant;

• Recuperarea; Hidrocarburile eliberate din adsorbant sunt răcite cu ajutorul unui răcitor. Apoi, în coloana de recuperare, acestea sunt absorbite şi recuperate cu ajutorul unui lichid format din aceeaşi compuşi.Fluide corespunziitoare Vapori de benzină, benzen, toluen şi alte hidrocarburi.

B. Sistemul de recuperare prin răcire

Acestă unitate va asigura reduceri extraordinare de costuri prin recuperarea gazelor foarte rarefiate ale compuşilor organici volatili, iar gazul astfel recuperat va fi reciclat ca produs.

60

Fig. 13.14 Unităţi de recuperare a vaporilor în sisteme de recuperare prin răcire.

Fig. 13.15 Schema funcţional-tehnologică de recuperare a vaporilor în sisteme de recuperare prin răcire.

C. Recuperarea vaporilor de benzină în sistemul cu membrană.

Staţiile de benzină folosesc pentru minimalizarea pierderilor de vapori de hidrocarbură în atmosfera sisteme de distribuţie pe baza de vacuum. Aceste sisteme folosesc o pompă mică pentru a trage aerul şi vaporii eliberaţi prin orificiul de distribuţie a benzinei. Pentru fiecare litru de benzină distribuit de pompă, în rezervorul de depozitare se întorc doi litrii de aer şi vapori de benzină. Acumularea aerului în rezervor determină eliberările în atmosferă.

Astfel a fost dezvoltat un sistem, membrană de recuperare a vaporilor pentru rezervoarele de stocare a combustibilului din staţiile de distribuţie a benzinei. Sistemul la care se montează acet tip de membrane, recuperează vaporii de gazolină şi îi aduce înapoi în rezervor. Emisiile de hidrocarburi

61

sunt reduse cu 95-99%.Aerul din distribuitorul staţiei de benzină este colectat şi trimis în rezervorul de stocare. Când

presiunea din rezervor atinge o valoare prestabilită, un presostat activează un mic compresor care înlătură excesul de vapori. O parte din vaporii de hidrocarbură condensează şi se întorc în rezervor în formă lichidă. Partea de vapori ramasă trece prin membrană şi se întorc în rezervor ca vapori concentraţi. Aerul, eliberat de 95-99% din hidrocarburi, este ventilat. În afară de faptul ca elimină emisiile de hidrocarburi, contravaloarea unităţii este recuperată prin valoarea benzinei recuperate. •

Fig. 13.16 Recupererea vaporilor de benzină în sistemul cu membrană.

XIV. Analiza din punct de vedere tehnic şi economic a tehnologiei

62

de montare cu alegerea variantei optime.

Capacitatea totală de depozitare, capacităţile diferitelor percuri, numărul de rezervoare, ca şi capacităţile unitare arezervoarelor incluse în parcuri, sunt determinate atât de ordinul de mărime al capacităţilor şi combinatelor deservite, cât şi de mulţi alţi factori printre care cei mai importanţi sunt: cerinţele de flexibiliate şi duratele de depozitare.

Definind cerinţele capacităţilor unitare în condiţiile arătate mai sus, rezultă că pentru raţiuni economice trebuiesc stabilite în continuare: tipul constructiv şi elementele dimensionale ale rezervoarelor.

Primul aspect, urmărind o selecţionare a tipurilor, constituie o problemă specifică tehnico-economică.

Fixarea elementelor dimensionale (diametru, înălţime, grosime pentru fund, capac, manta) constitue o problemă cu caracter de construcţie-proiectare pe criterii economice, cunoscute sub denumirea de „calculul dimensiunilor optime”.

În literatura tehnică de specialitate sunt cunoscute două metode de calcul şi anume:- calculul după metoda costurior minime;- calculul după metoda consumurilor de emtal minime (Metodele Suhov).

Calculul dimensiunilor optim-economice după ipoteza costurilor unitare.

Dimensiunile optime ale rezervoarelor sunt dependente atât de costurile de confecţionare a principalelor elemente componente (manta, fund, capac, inclusiv construcţia metalică), cât şi costurile, terenului de construcţie, şi fundaţiei, precum şi costul montajului.

După cum rezultă şi din denumirea în metoda inclusă în cadrul API, dimensiunile optime ale rezervoarelor se stabilesc în funcţie de costurile unitare (costurile pe unitatea de suprafaţă), atât cele de confecţionare a rezervoarelor în uzină (pentru manta, pentru fund, pentru capac inclusiv construcţia metalică), cât şi în funcţie de costul construcţiei fundaţiei, şi al costului de revenire al terenului.

Metoda nu consideră costurile de montaj şi în special influienţa factorilor de exploatare, pierderile de produse şi consumurile pentru Încălzire, care exercită şi ele o influienţă semnificativă asupra stabilirii dimensiunilor rezervoarelor.

Pentru rezervoarele de capacitate mică şi foarte mică costurile unitare pentru manta, fund şi capac sunt constante, grosimile mantalei, fundului si capacului, nu variază practic cu diametral (D) şi înălţimea (H) a rezervoarelor.

Pentru rezervoarele de mare capacitate, costurile unitare pentru fund si capac sunt constante, grosimile lor nevariind cu diametrul (D) şi înălţimea(H), în timp ce costul unitar pentru manta este o funcţie de diametrul şi înălţimea rezervoarelor, deoarece grosimea mantalei variază cu înălţimea şi diametrul.

Costurile pentru terenul de construcţie, costul de construcţie a fundaţiei şi de confecţionare în uzină a principalelor elemente componente ale rezervoarelor (capac, fund si manta), se pot exprima în funcţie de elementele dimensionale şi costurile unitare referite anterior.

Calculul dimensiunilor optim-economice după ipoteza consumului minim de metal (metoda Suhov).

După cum arată numele, această metodă de calcul a fost dezvoltată de Suhov în cea de-a doua decadă a secolului al-XX-lea. Cu această metodă se determină dimensiunile optime Hopt şi Dopt după ipoteza fundamentală a relizării unui consum de metal minim.

Comparativ cu metoda costurilor unitare, se pot puncta următoarele aspecte:a) şi în acest caz, dimensiunile optime se stabilesc fără să se ţină seama de influenţa

exercitată de factorii de exploatare şi costurile de montaj.b) în plus, această metodă nu ţine seama de costurile terenului şi construcţiei fundaţiei.c) din punct de vedere teoretic, se identifică optimul economic, cu consumul minim de metal.

63

d) la fel ca al metoda precedentă, se deosebesc şi aici două cazuri tipice:- când grosimea mantalei este constantă (Teorema 1 a lui Suhov);- când grosimea mantalei este variabilă (Teorema 2 a lui Suhov);

e) în cazul dimensiunilor optim – economice, se folosesc greutăţile convenţionale, practic, volumele fde metal folosite.

Această metodă a fost dezvoltată în capitolul III al proiectului.

XV. Principii economice de realizare a montajului.

64

Tipul şi metode de planificare a lucrărilor de montaj, principiile realizării graficelor cu aplicarea concretă la tehnologia realizării rezervorului proiectat

Analiza de reţea. Schema logică. Drumul critic privind tehnologia de montaj a rezervorului cilindric vertical de 3150 m3.

Analiza de reţeaEste un termen generic ce se referă la mai multe metode de planificare de proiect. Spre

deosebire de diagramele în funcţie de timp care sunt reprezentări vizuale foarte clare ce necesită puţine explicaţii, reţelele pot părea greoaie. Ele nu sunt reprezentări într-un sistem de coordonate, ci sunt reprezentări în succesiunea lor logică.

Deşi reţelele au deficienţe în reprezentarea activităţilor în funcţie de timp ele au anumite avantaje. Comparate cu diagramele de bare, reţelele cu drum critic permit folosirea unui sistem de notaţii mult mai succesiv, care permit reprezentarea tuturor interdependenţelor dintre diferite operaţii. În cazul diagramelor cu bare mai complexe în care nu pot fi afişate sau înregistrate constrângerile existente, asemenea erori pot fi comise uşor.

Un alt avantaj al reţelelor este că permit cuantificarea priorităţilor, pe baza analizei estimărilor privind durata diverselor activităţi. Activităţile care nu pot fi amânate fară ca acest lucru să ameninţe terminarea la timp a proiectului sunt identificate ca fiind critice, celelalte activităti fiind, la rândul lor, clasificate corespunzător în funcţie cât de critice sunt.

Reţelele pot fi utilizate singure la programamrea resurselor din acest punct de vedere, diagramele de bare sunt superioare şi mai uşor de înţeles, cu condiţia ca numărul activităţilor să fie mai mic.

Cu toate acestea, reţelele, datorită faptului că stabilesc priorităţile şi bun în evidenţă operaţiile critice reprezintă o contribuţie vitală la procesul de programare a resurselor.

Analiza drumului critic

Schema logică:În centrul oricărui sistem care reprezintă activităţile pe săgeţi se afla aşa numită „schema

logică” sau „reţea”. Aceasta se deosebeşte de diagrama de bare din mai multe puncte de vedere. Digramele cu săgeţi la fel ca şi celelalte metode de analiză a reţelelor nu sunt desenate la scară. La construirea fiecărei reţele se acordă o deosebită atenţie reprezentării cât mai exacte a relaţiilor logice şi a interdependenţei tuturor activităţilor din proiect. De aceea reţelele se mai numesc şi scheme logice.

Drumul critic:Ori de câte ori se trec într-o diagramă timpii minimi posibili şi maximi admişi, cel puţin unul

din lanţurile de evenimente are durata maximă egală cu cea minimă, ceea ce înseamnă că are o deosebită atenţie şi că marja de eroare este egală cu 0. aceste evenimente sunt critice pentru finalizarea cu succes a proiectului în timpul cel mai scurt posibil. Ruta care leagă aceste evenimente este numită „drumul critic”. Deşi toate activităţile pot fi importante, activităţile critice trebuie să aibă prioritate în alocarea resurselor şi a face obiectul unei atenţi deosebite din partea managerilor.

Optimizarea măsurilor de urgenţă cu ajutorul analizei drumului critic:Permite utilizarea cu rezultate optime a resurselor limitate, datorită faptului că se identifică

activităţile critice. Există o explicaţie a analizei drumului critic, care are implicaţii asupra resurselor, banilor.

Presupunând că data de 30 de zile a proiectului rezervorului sete inacceptabilă pentru beneficiar. Prin uramre trebuie să se intocmească un program de lucru cât se poate de scurt, chiar dacă acesta va duce la creşterea costurilor proiectului. Managerul de proiect are mai multe opţiuni printre care de reexaminarea a logicii reţelei, pentru a vedea dacă există posibilitatea de a simplifica unele lucruri şi reverificarea estimărilor iniţiale.

65

Se pot avea în vedere următoarele acţiuni:• angajarea mai multor muncitori, ceea ce duce la o scădere a eficienţei, dublarea forţei de

muncă nu duce întotdeauna la înjumătăţirea timplului de lucru;• închirierea unor utilaje mai puternice sau a mai multor utilaje;• orele suplimentare efectuate în zilele de lucru sau în cele libere, ceea ce duce la plăţi

suplimentare;• lucrul în schimbul de noapte conduce la plăţi suplimentare, cheltuieli pentru supervizarea,

iluminarea zonei de lucru şi a drumului de acces;• folosirea de aditivi speciali pentru scurtarea timpului necesar tratării betonului ceea ce face ca,

costurile să crească;

Aplicarea metodei drumului critic în planificarea execuţiei metodeiLucrările de programe şi urmărirea execuţiei prin metoda drumului critic cuprinde

următoarele etape:• studiere şi stabilirea condiţiilor de lucru;

• precizia obiectivelor urmărite prin aplicarea drumului critic, estimarea duratei de execuţie, urmărirea respectării duratei, reducerea costurilor totale, alternativele unei componente ale acesteia;• precizia nivelului e detaliere a graficului;• identificarea activităţilor;• stabilirea intercondiţionării activităţilor;• elaborarea graficului reţea pe baza lidtei de activităţi de mai sus;• stabilirea duratei activităţilor pe bază statistică;• calculul termenilor şi stabilirea drumului critic• efectuarea activităţilor periodice.

Aplicarea metodei drumului critic pentru executarea lucrărilor de construcţie-montaj ale unui rezervor cilindric vertical în construcţie sudată, cu capacitatea de 3150 m3, cu capac fix.

Operaţia tehnologică Operaţia precedentă

IndexNr. zile necasarCod Denumire

A Verificarea şi transportul ruloului de fundaţie 1-2 10B Derularea rulou fund şi sudare A 2-3 8C Transportul şi ridicarea rulou manta B 3-4 5D Ridicarea şi ancprarea stâlpului central C 4-5 3E Derularea mantalei C 4-6 12F Prinderea mantalei de fund în dispozitive C 4-7 11G Montarea semifermelor în succesiune semifermă-fermă D-E 8-9 11H Montarea penelor, căpriorilor şi contravaluri E-G 10-11 14

IÎndepărtarea capetelor mantalei şi prinderea

în dispozitiveF 7-12 8

J Sudarea mantalei pe generatoare F 7-13 8

KVerificarea toleranţelor şi centrarea construcţiei

metaliceJ 13-14 6

L Sudarea mantalei pe generatoare K 13-15 12M Montarea şi sudarea rozetei stâlpului L 15-16 7N Sudarea construcţiei metalice şi a tablelore învelitoare J 13-16 14O Montarea şi sudarea echipamentelor M-N 16-17 6P Proba hidraulică şi remedieri M-N 16-18 12R Vopsirea rezervorului P 18-19 12

XVI. Avariile rezervoarelor: analiză, prevenire şi combatere

66

Rezervoarele, ca orice sistem tehnic, după un anumit timp de funcţionare ies din serviciu, adică cedează, aceasta datorânduse anumitor cauze:

- modificării configuraţiei inerţiale, provacată prin deformaţii iremediabile plastice sau de fluaj al structurii, distorsiunii geometrice generate de pierderea stabilităţii;

- neetanşeităţii, datorate fisurilor străpunse în materialele de bază folosite cât şi în cele de adaos, însoţite de scurgeri mai mult sau mai puţin sesizabile în mediu înconjurător a unor produse periculoase, nocive, inflamabile, fierbinţi sau explozive;

- avarierii, autoavarierii sau distrugerii brutale a sistemului însuşi generate de o stare de defecte acumulate în timp.

În procesul expoaltării lor îndelungate, RCV petroliere sunt supuse unui proces lent de distrugere prin coroziune, în asemenea condiţii putând fi distinse următoarele trei zone caracteristice ale rezervoarelor respective:

a) zona zuperioară, care include capacul, construcţia metalică a capacului (fix) şi una-două virole de sus ale mantalei cilindice; după cum se ştie, în această zonă, mediul corosiv este constituit, în principal, din faza gaze-vapori a hidrocarburilor depozitate în rezervor, consţinând de asemenea oxigen şi umiditate, hidrogen sulfurat etc;

b) zona mijlocie, cre include mantaua cilindrică – cu excepţia virolei sale de la bază şi a una sau două virole de sus; în această zonă, se resimte acţiunea corosivă directă a hidrocarburilor depozitate, care, de regulă, conţin gaze agresive în soluţie;

c) zona inferioară, care include fundul şi virola inferioară a mantalei cilindrice; în această zonă, principalul agent corosiv este apa, care conţine – în soluţie – o întreagă serie de săruri minerale.

Principalele tipuri de coroziune sunt:- Coroziunea chimică. Prin coroziune chimică se înţelege coroziunea datorită simplei

interacţiuni chimice directe, nemijlocite, între materialul teh n ic şi mediul de lucru, aceasta producându-se în mediile electrice neconductoare (gaze, lichide neionice). În cazul coroziunii chimice nu apare nici un transport de sarcini electrice, produşii de coroziune rămânând la locul atacat. Ca exemplu de astfel de ooroziune se poate cita cazul coroziunii ("ruginirii") utilajelor amplasate în incinte prost aerisite, în care se degajă vapori agresivi.

- Coroziunea electrochimică. Această coroziune, fiind însoţită de apariţia curentului electric, este condiţionată de existenţa acestuia, de existenţa a două metale sau a doi compuşi metalici şi a unui electrolit, caracterizându-se printr-un neîntrerupt transport de sarcini eletrice la limita dintre metal şi mediul corosiv. Coroziunea electrochimică se produce în medii electric conductoare - soluţii de electroliţi în apă (de exemplu, acizi, baze, apă de mare, apă de râu, atmosferă umedă), săruri topite -, în acest caz produşii de coroziune fiind intotdeauna depuşi în cu totul alt loc decât cel al coroziunii. Coroziunea atmoaferică şi multe alte tipuri de coroziune, întâlnite în practica tehnologică şi a transportării şi depozitării produselor petroliere şi petrochimice, sunt coroziuni electrochimice.

Prin coroziune atmoaferică se înţelege coroziunea metalelor şi aliajelor în stmosferă.Coroziunea electroohimică a metalelor şi aliajelor poate avea loc:- sub influenţa curentului electric provenit dintr-o sursa exterioară, în care caz se

numeşte coroziune prin curent exterior; dacă coroziunea este produsă de "curenţi vagabonzi" sau de "curenţi de dispersie", atunci se numeşte coroziune prin curenţi vagabonzi sau de dispersie;

- datorită neomogenităţilor structurale (prezenţa mai multor faze) ale aliajelor, în care caz se numeste coroziune structurală;

- datorită variaţiei concentraţiei de oxigen în masa electrolitului în care se află elementul metalic, în care caz se numeşte coroziune prin aerare diferenţială;

- prin contactul electric al două metale cu potenţiale de electrod diferite sau al unui metal cu un material nemetalic, în care caz se numeste coroziune prin contact.

- Coroziunea microbiologică (biocoroziunea). Această coroziune rezultă, direct sau indirect, în urma activităţii metabolice, corosive, a unor microorganisme şi mai ales a bacteriilor saprofite anaerobe. Biocoroziunea pune în faţa proiectantului şi a constructorului de utilaje tehnologice, ce urmează să funcţioneze în mediu marin sau într-un climat tropical, de exemplu, probleme numeroase şi deosebit de complexe. După cum se ştie, unele materiale metalice se autoapară sau sunt apărate, împotriva coroziunii, prin acoperirea cu pelicule foarte subţiri de oxizi protectori.

67

http://teh.ii.1n/

- Coroziunea locală (discontinuă). Această coroziune atacă cu viteze neuniforme şi se concentrează în anumite porţiuni ale suprafeţei materialului, evidenţiindu-se sub formă de pete şi plăgi, sub forma de puncte şi ciupituri, sub formă de caverne şi perforaţii etc.

- Coroziunea continuă. Această coroziune atacă simultan, uniform, neuniform sau selectiv, toate punctele suprafeţei materialului.

- Coroziunea uniformă. Această coroziune se caracterizează printr-o aceeaşi viteză wc pe întreaga suprafaţă a materialului aflată sub acţiunea mediului corosiv considerat. În aer, coroziunea uniformă aproape nu ne observă, însă, în unele medii chimice, ea poate avansa cu viteze, de exemplu, de ordinul milimetrilor pe an. Dacă mediul corosiv este lichid, atunci procesul de coroziune evoluează ca şi cum materialul „s-ar dizolva” necontenit; dacă însă mediul corosiv este gazos, atunci fenomenul respectiv apare ca o oxidare, pe suprafaţa materialului formându-se sau depunându-se o peliculă colorată, de altă compoziţie decât cea a materialului de bază, corodat.

- Coroziunea nauniformă. Această coroziune se caracterizează prin viteze wc diferite, în diferite zone ale suprafeţei materialului aflate sub acţiunea mediului corosiv considerat. În acest caz este, deci, vorba despre un atac preferenţial al coroziunii, acest fenomen întâlnindu-se mai ales acolo unde structura suprafeţei materialului este neomogenă (în urma prelucrării mecanice, a oxidării locale, a dizolvării aerului în soluţiile ce acoperă, uneori, porţiuni de suprafaţă etc).

- Coroziunea selectivă. Aceasta este o coroziune eleotrochimică prin care se distruge fie un singur component chimic al aliajelor, fie un singur constituent structural al aliajelor.

- Corozinea în puncte şi coroziunea cu ciupituri (ptting-ul). Aceasta este o coroziune puternică, localizată în puncte distincte, care se amorsează la suprafaţa metalului şi continuă dedesubtul ei, concentrându-şi acţiunea în anumite zone ale auprafeţei şi după anumite direcţii. Este o formă primejdioasă de coroziune, de cele mai multe ori viteza ei fiind mare. Acest tip de coroziune se întâlneşte, mai frecvent, la metalele şi aliajele la care, în urma atacului coroziunii, apare pelicula de oxizi protectori, şi anume la otelurile inoxidabile.

- Coroziunea în cavernă. Aceasta este un caz particular de piting, atacurile fiind foarte izolate, însă adânci (dar nepătrunse). În adânciturile (cavernele) formate astfel apare un produs de coroziune primar, iar viteza de coroziune poate fi de mii de ori mai mare decât în restul suprafeţei materialului.

- Coroziunea sub formă de pete şi plăgi. În general, această coroziune este generată de aceleaşi cauze ca şi pitting-ul. Coroziunea sub formă de pete cuprinde porţiuni mari de suprafaţă şi are o pătrundere relativ mică, iar coroziunea sub formă de plagi se caracterizează prin distrugeri mai adânci, localizate pe suprafeţe relativ mici.

- Coroziunea prin contact (fretting-ul). Aceasta, care se mai numeşte coroziune locală prin frecare, se referă la distrugerea metalelor şi aliajelor produsă prin acţiunea concomitentă a mediului corosiv şi frecării, respectiv a contactului strâns, local, dintre elemente.

- Coroziunea în gaze. Aceasta se referă la distrugerea metalelor şi aliajelor sub acţiunea gazelor. În practică, coroziunea în gaze se produce, de obicei , la temperaturi ridicate.

Oboseala la coroziune. Aceasta se întelege ca fiind o anumită micşorare a rezistenţei la oboseală a materialelor metalice sub acţiunea concomitentă a solicitărilor variabile şi a mediului corosiv.

Protecţia anticorozivă. Apărarea metalelor şi a aliajelor împotriva coroziunii se numeşte protecţie anticorozivă, aceasta referindu-se la micşoarea sau oprirea coroziunii prin mărirea rezintenţei la corozine a materialului metalic sau prin reducerea agresivităţii mediului coroziv.

Protecţia anticorosivă se mai poate asigura prin intermediul acoperirilor (straturilor) protectoare, prin anodizare şi prin protecţie electrochimică - catodică sau anodică.

Stratul care se formează pe metal sau aliaj, la interacţiunea acestuia cu mediul corosiv ambiant şi care împiedică desfăşurarea în continuare a proceselor de coroziune, se numeşte strat protector sau peliculă protectoare.

Acoperirile protectoare sunt constituite din straturi depuse pe (la) suprafaţa metalelor sau a aliajelor, în scopul de a le izola de mediul exterior şi de a realiza, astfel, o diminuare sau o suprimare a coroziunii.

Aceste acoperiri pot fi:

68

http://medJ.nl/

a) metalice, din categoria cărora fac parte: acoperirile chimice (nichelarea chimică, fosfatarea etc.); acoperirile electrochimice; acoperirile termice (prin imersare în metale topite); acoperirile prin difuziune (cromarea etc); acoperirile prin metalizare cu piotolul; acoperile prin placare; acoperirile prin vaporizare în vacuum-condensare (aplicare de aluminiu etc);

b) nemetalice, din categoria cărora fac parte: acoperirile nemetalice organice (lacuri şi vopsele, bitum, cauciuc, materiale plastice etc.); acoperirile nemetalioe anorganice (ciment, batoane, roci, emailuri, fosfaţi etc.).

Anodizarea este procedeul prin care se realizează o peliculă protectoare de oxid, la suprafaţa materialului metalic, prin tratarea acestuia într-o baie electrolitică, în care materialul considerat are rol de anod. Acest procedeu este folosit pentru protejarea aluminiului (eloxare) sau a otelului (brunare).

Protecţia electrochimică este o metodă generală de realizare a protecţiei materialelor metalice împotriva coroziunii prin conectarea lor la sursă de curent exterioară. În acest fel, suprafeţele metalice atacate de un curent, cu efecte electrochimice, se polarizează printr-un curent exterior de sens contrar.

Protecţia anodică este protecţia electrochimică prin care materialul metalic este polarizat anodic şi devine, astfel, pasiv prin formarea la suprafaţa sa a unei pelicule protectoare. Această protecţie se realizează atâta timp cât este menţinută legătura neîntreruptă cu sursa de curent exterioară. Pentru o astfel de protecţie, foarte importantă este menţinerea continuă potenţialului la o anumită valoare, deoareoe - în caz oontrar - se riscă o coroziune mai intensă decât cea corespunzătoare absenţei totale a protecţiei.

Protecţia catodică (fig. 16.1) este protecţia electrochimică prin care materialul metalic este polarizat catodic cel puţin până la valoarea potenţialului său de echilibru, devenind, astfel, mai greu corodabil. Prin protecţia catodică se mai înţelege, de asemenea, şi protecţia fără sursă exterioară de current la care trecerea materialului metalic spre valori catodice mai mari se realizează prin conectarea unui anod suplimentar de sacrificiu, care se corodează el în locul elementelor (pieselor, structurilor, utilajelor) cosiderate.

Fig. 16.1 Protecţia catodică

Drept anozi se folosesc plăci sau blocuri metalice, îngropate la distanţe convenabile de elementele metalice protejate, intensitatea curentului de polarizare, în raport cu cea a curentului sau a sumei curenţilor agresivi, variind după natura mediului prin care aceştia se propagă.

Exemplificarea schematică reprezentativă a montajului individual, pentru protecţia catodică exterioară, este facută în figurile următoare:

69

Eroziunea reprezintă procesul de distrugere fizică a materialelor de către mediile tehnologice care au în suspensie particule solide în timpul vehiculării prin utilajele de transport şi depozitare.

Atacul hidrogenului, blisteringul, este un proces de deteriorare mecanică a materialului care constă în stratificarea interioară, exfolierea sau fisurarea şi apoi fracturarea materialului metalic, ca rezultat a pătrunderii hidrogenului atomic în metal. Pricipalele metode de prevenire şi combatere a blisteringului, respectiv a atacului prin hidrogen atomic la temperaturi coborâte sunt:

- purificarea tehnologică corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru, prin îndepărtarea hidrogenului sulfurat şi apoi a altor elemente chimice;

- folosire de materiale metalice corespunzătoare rezistente la blistering, asfel se recomandă utilizarea următoarelor tipuri de oţeluri: OLC, OLCX, R, toate bine dezoxidate şi cât mai puţine defecte interne;

- protejarea materialelor metalice prin acoperirea suprefeţelor de lucru cu vopsele şi lacuri speciale sau acoperirea cu straturi nemetalice, de căptuşire şi izolare, d ediferite tipuri sau cu straturi de acoperir metalice;

- folosire de inhibitori;- adoptarea de soluţii constructive speciale care să permită evacuarea din sistem a

hidrogenului atomic format;- adoptarea unor soluţii tehnologice şi constructive de protecţie antihidrogenare tehnologică;- evitarea soluţiilor constructive cu şicane, deversare afară de scurgere şi funduri fără

dispozitive de drenare.

70

Fig. 16.3 Modul distructiv de acţiune a hidrogenului atomic:1-material metalic; 2-mediul tehnologic agresiv electrolitic; 3-produşi de coroziune;

4-discontinuitate sau defect de material; 5-protonii de hidrogen rezultaţi în urma reacţiei anodice de oxidare; 6-electronii liberi rezultaţi în urma reacţiei anodice de oxidare; 7- atomii de hidrogen rezultaţi în urma

reacţiei catodice; 8-transformarea defectului de material în microcolector de hidrogen molecular; 9-molecule de hidrogen rezultate la suprafaţa exterioară a peretelui metalic.

Principalele soluţii constructive şi tehnologice d ecombatere blisteringului sunt prezentate în fig. 16.4 şi fig. 16.5.

Fig. 16.4 Metodea de combatere a blisteringului prin folosirea unui lainer care va fi hidrogenat în locul peretelui metalic al utilajului:

1-perete metalic ce trebuie protejat anti blistering; 2-cămaşă din tablă subţire sensibilă la hidrogen atomic; 3-mediul tehnologic; 4-spaţiul liber,

eventual vacuumat; 5-evacuarea, continuă sau periodică a hidrogenului gazos.

71

Fig. 16.5 Metode de combatere a blisteringului:

a) circulaţia la perete a unui gaz inert;b) căptuşirea cu tubulatură interioară din oţel feritic şi

practicarea de găuri străpunse în peretele de bază protejat;c) perete pe bază multistrat, rulat din bandă netedă sau profilată pe suport tubular

interior din oţel feritic

Pe lângă coroziune, asupra RCV petroliere, în mod direct, acţionează, deasemenea, variaţile diurne şi sezoniere ale temperaturii ambiante, presiunea hidrostatică şi hidrodinamică a hidrocarburilor depozitate (care, uneori, generează stari de eforturi extrem de periculoase), câmpurile electrostatice, tasarea uniformă şi mai ales neuniformă a terenului de sub rezervor, efectele previzibile sau imprevizibile ale unor manevre şi manipulări tehnologice greşite sau hazardate, efectele abaterilor de formă şi ale defectelor de material – execuţie – montare – sudare.

Sub acţiunea distinctă, predominantă sau combinată, a tuturor acestor factori, în timp, în componentele alcătuitoare ale RCV apar fisuri (unele străpunse), caverne, crăpături etc., care, afectând etanşeitatea de ansamblu, provoacă mari pierderi de hidrocarburi preţioase şi crează stări de avarie, soldate adeseori cu scoaterea prematură din serviciu a rezervoarelor afectate.

72

rezervor cilindric metalic

Documents