Partea ii - Îndrumător privind calculul loviturii de berbec şi alegerea măsurilor optime de protecţie - Normativ din 2012 privind calculul loviturii de berbec la conductele pentru transportul apei - Indicativ NP 128:2011

M.Of. 129 bis

În vigoare
Versiune de la: 23 Martie 2012
PARTEA II:Îndrumător privind calculul loviturii de berbec şi alegerea măsurilor optime de protecţie
CAPITOLUL 0:Introducere
SUBCAPITOLUL 1:
(1)Prezentul îndrumător a fost elaborat de către Universitatea Tehnică de Construcţii din Bucureşti - Facultatea de Hidrotehnică, prin Catedra de Hidraulică şi Protecţia Mediului, cu ocazia elaborării Normativului "Calculul şi combaterea loviturii de berbec la conductele pentru transportul apei" şi are ca scop principal să servească drept material ajutător pentru personalul tehnic din proiectare, execuţie sau exploatare care este confruntat cu problemele loviturii de berbec şi care aplică acest normativ.
1.Conţinutul lucrării este ordonat în trei capitole:
a)Capitolul 1 cuprinde generalităţi privind mişcarea nepermanentă în conducte sub presiune şi metode de calcul folosite. În acest capitol se dau, de asemenea, o serie de formule pentru evaluarea celerităţii în absenţa informaţiilor directe de la furnizori.
b)Capitolul 2 cuprinde aspecte caracteristice ale desfăşurării fenomenului de lovitură de berbec pentru principalele tipuri de aducţiuni precum şi soluţiile (strategiile) de protecţie recomandate.
c)Capitolul 3 cuprinde descrierea modului de acţiune al principalelor tipuri de dispozitive folosite ca mijloace de protecţie împotriva efectelor negative ale loviturii de berbec precum şi unele indicaţii privind calculul, alcătuirea constructivă, instalarea şi exploatarea lor.
d)Întrucât atât metodele de calcul cât şi mijloacele de protecţie pot fi comune tuturor tipurilor de instalaţii, acestea s-au descris pe larg în legătură cu acele tipuri de instalaţii la care metodele sau soluţiile respective se aplică cu precădere, iar în cazul celorlalte tipuri de instalaţii s-au făcut trimiteri precum şi o serie de precizări cu caracter particular.
(2)Îndrumătorul este completat cu o listă de notaţii recomandabile pentru principalele mărimi care intervin în studiul problemelor de lovitură de berbec, precum şi un cuprins detaliat ce permite accesul rapid la paragraful care interesează la un moment dat.
SUBCAPITOLUL 2:Terminologie şi abrevieri
A - secţiunea conductei.
D - diametrul conductei.
E - modului de elasticitate al materialului din care este confecţionată conducta.
e - grosimea peretelui conductei.
Fd - secţiunea orizontală a dispozitivului (castel, hidrofor).
H - cota piezometrică.
Ho - înălţimea piezometrică iniţială sau cotă în bazinul de refulare.
Hg - înălţimea geodezică.
Hv - înălţimea piezometrică a presiunii de vaporizare (scara manometrică: Hv=-6...-8...min. -10 m.c.a).
Hp - înălţimea de pompare.
J - pantă hidraulică sau moment de inerţie exprimat în kg.m2.
GD2 - moment de inerţie exprimat în kgf.m2.
L - lungimea (la conducte).
Mm - moment motor.
Mr - moment rezistent.
N - puterea.
Q - debitul.
R", S' - invarianţii Riemann.
Ti - timp de închidere.
Tp - timp parţial de închidere.
Tm - timp de manevră.
V - viteza medie într-o secţiune.
Z, z - cota axului conductei.
c - celeritate (viteza de propagare a undelor elastice).
d - indice; indică faptul că anumiţi parametri se referă la un dispozitiv.
d, i - indici pentru unde directe şi respectiv inverse.
i, f - indici pentru valori iniţiale, respectiv finale;
fd - funcţie directă de propagare a loviturii de berbec.
fi - funcţie inversă de propagare a loviturii de berbec.
g - acceleraţie gravitaţională.
h - undă de presiune exprimată în unităţi de coloană de lichid.
hv - înălţimea vacuummetrică a presiunii de vaporizare (hv=6...8 m.c.a).
hr - pierdere de sarcină.
j - indice; reprezintă un pas de calcul în timp.
k - indice; reprezintă numărul unui nod curent şi de asemenea al tronsonului dinaintea nodului.
l - coeficient de reflexie.
m, z - rezistenţă de undă.
n - turaţia pompelor sau coeficientul transformării politropice.
ns - turaţia specifică a pompei.
o - indice; indică regimul permanent (iniţial)(dacă nu se specifică altfel).
r - coeficient de refracţie.
s - coordonata de spaţiu.
t - coordonata de timp.
H - undă (variaţie) de cotă piezometrică.
p - undă (variaţie) de presiune.
Q - undă (variaţie) de debit.
t - interval de timp în care unda parcurge un tronson de calcul (se mai numeşte timp de parcurs); valoarea minima dintre toţi timpii parcurs se ia, de regulă, ca pas de calcul în timp în calculul cu diferenţe finite.
- grad de închidere al vanei sau coeficientul lui Coriolis (coeficient de corecţie al termenului cinetic din relaţia lui Bernoulli, în modelul curgerii unidimensionale).
- coeficient de corecţie în modelul curgerii unidimensionale (de exemplu, în expresia forţei de impuls).
- greutatea specifică a lichidului.
- modulul de elasticitate al lichidului.
- randament.
- coeficientul Darcy-Weissbach al pierderilor de sarcină liniare.
- unde incidente şi refractate.
- coeficientul Poisson.
- unde reflectate.
- densitatea lichidului.
- volum (de aer sau de vapori).
î - coeficientul pierderilor de sarcină locale.
- viteză unghiulară.
CAPITOLUL 1:Calculul mişcărilor nepermanente în conducte sub presiune
SUBCAPITOLUL 1:1.1 Ecuaţii generale
(1)Regimul nepermanent de mişcare a fluidelor constituie un caz frecvent în funcţionarea instalaţiilor hidraulice care transportă lichide sub presiune. El apare ori de câte ori se schimbă regimul de mişcare, adică ori de câte ori au loc modificări ale condiţiilor la limită ale curgerii, cum ar fi închiderea sau deschiderea unei vane, oprirea sau pornirea pompelor, eliminarea aerului, spargerea unei conducte, etcetera.
(2)Regimul nepermanent poate introduce solicitări importante ale sistemului. La mişcarea lichidelor în conducte, pot apărea suprapresiuni care să întreacă de câteva ori sau zeci de ori presiunea de regim şi, de asemenea, depresiuni importante, în ambele cazuri putându-se ajunge la distrugerea instalaţiei.
(3)Modelul de calcul al regimului nepermanent în conducte sub presiune este, ca şi în cazul regimului normal, permanent, modelul curgerii unidimensionale în care se consideră că pe toată secţiunea transversală, în toate punctele acesteia, viteza este aceeaşi şi anume, egală cu viteza medie:
V = Q/A
unde Q este debitul iar A este aria secţiunii transversale.
(4)Proprietatea lichidelor care este determinantă în desfăşurarea fenomenelor de mişcare nepermanentă este compresibilitatea. Ea determină caracterul ondulatoriu al acestor mişcări iar ecuaţiile care descriu cel mai exact mişcarea nepermanentă a lichidelor sunt identice cu ecuaţiile coardei vibrante şi anume:
unde H este cota piezometrică iar c este celeritatea, adică viteza de deplasare, în lungul sistemului hidraulic, a perturbaţiilor, conform definiţiei undelor.
(5)Dacă se ţine seama şi de pierderile de sarcină, atunci ecuaţiile capătă forma:
unde J este panta hidraulică.
(6)Aceste ecuaţii sunt valabile pentru toate mişcările nepermanente şi sunt obligatorii, modelând corect din punct de vedere matematic fenomenele reale, atunci când acestea sunt rapid variabile în timp.
(7)Cu cât mişcările sunt mai lent variabile în timp, cu atât caracterul ondulatoriu se reduce, mişcarea capătă din ce în ce mai mult un caracter de oscilaţie în masă iar compresibilitatea joacă un rol mai puţin important. La limită, pentru mişcări foarte lent variabile în timp, compresibilitatea se poate neglija şi se ajunge la modelul simplificat al fluidului incompresibil care poate fi, însă, folosit doar în acest caz, al mişcărilor foarte lent variabile în timp
(8)Fenomenele de mişcare nepermanentă rapid variabile vor fi denumite în continuare "fenomene de lovitură de berbec" iar cele lent variabile vor fi denumite "mişcări de oscilaţie în masă". Piesele, instalaţiile sau construcţiile care se prevăd special cu scopul de a controla lovitura de berbec vor fi numite "dispozitive de protecţie".
(9)Există mai mulţi factori care determină "rapiditatea" fenomenului, în primul rând viteza relativă cu care are loc modificarea condiţiilor la limită (de exemplu, închiderea unei vane) dar şi evoluţia mişcării în funcţie de dispozitivele existente pe conductă (de exemplu, castelul de echilibru sau hidroforul de protecţie schimbă, prin reflexia undelor, caracterul rapid al mişcării într-unul lent).
(10)Întrucât nu se poate stabili o delimitare clară între mişcările rapid variabile şi cele lent variabile şi nu se poate decide cu siguranţă dacă modelul simplificat poate fi aplicat, se recomandă ca, în toate cazurile să se aplice doar modelul exact al fluidului compresibil.
SUBCAPITOLUL 2:1.2 Metode de calcul
SECŢIUNEA 0:
(1)Fenomenele de lovitură de berbec au un caracter ondulatoriu. O modificare a condiţiilor la limită, într-un punct oarecare al conductei, provoacă schimbări locale ale debitului şi presiunii, schimbări care se transmit din aproape în aproape, cu viteză finită, numită viteză de propagare, pe seama elasticităţii lichidului şi a materialului conductei, formând unde plane de debit şi respectiv de presiune.
(2)În cazul loviturii de berbec, viteza de propagare se confundă practic cu celeritatea, adică cu viteza de propagare în lichidul aflat în repaus.
(3)Prin perturbaţie se va înţelege variaţia (creşterea sau descreşterea) de debit sau de presiune care se propagă.
(4)Caracteristica principală a undelor de debit şi de presiune este aceea că sunt unde asociate deoarece ele se formează şi se propagă simultan, formând împreuna unda sonică; între undele asociate există o relaţie bine determinată, cunoscută sub numele de relaţia lui Jukovski.
SECŢIUNEA 1:1.2.1 Celeritatea
(1)Viteza cu care se propagă undele asociate prin fluidul în repaus se numeşte celeritate şi este egală cu viteza sunetului (viteza de propagare a micilor perturbaţii prin conductă).
a)valoarea celerităţii este esenţială pentru corectitudinea calculului de lovitură de berbec; de aceea, este necesar să se cunoască valoarea sa reală sau să se aprecieze o valoare cât mai apropiată de cea reală.
(2)În acest sens, valorile cele mai corecte sunt cele obţinute direct de la furnizorii conductelor care, la rândul lor, trebuie să le determine pe cale experimentală, apelând la laboratoare de specialitate.
(3)În cazul când valoarea celerităţii nu se poate obţine în acest fel, direct de la furnizori, aceasta se poate aprecia cu ajutorul formulei de mai jos care este, însă, valabilă doar pentru conducte confecţionate dintr-un material omogen (nu se aplică, de exemplu, la conducte din beton armat, din materiale compozite, stratificate etc.).
(4)Formula ţine seama de elasticitatea fluidului dar şi a peretelui conductei precum şi de condiţiile de rezemare ale acesteia.
(5)În această relaţie, s-au făcut următoarele notaţii:
- este modulul de elasticitate al lichidului. Pentru apă = 2,1.104 kgf/cm2 = 2,1.9,81.108 Pa;
- este densitatea lichidului. Pentru apă = 1 000 kg/m3= 101,9 kgf.s2/m4;
- E este modulul de elasticitate al materialului din care este confecţionată conducta.
Pentru oţel, E = 2,1.106 kgf/cm2 = 2,1.9,81.1010 Pa
Pentru fontă, E = 1.106 kgf/cm2 = 1.9,81.1010 Pa
Pentru beton, E=2.105 kgf/cm2 = 2.9,81.109 Pa
Pentru azbociment, E = 2.105 kgf/cm2 = 2.9,81.109 Pa
Pentru cauciuc, E=20... 60 kgf/cm2 = (20... 60).9,81.104 Pa
- D este diametrul interior al conductei;
- e este grosimea peretelui conductei;
- C1 este un coeficient care ţine seama de grosimea peretelui conductei şi de condiţiile de rezemare ale acesteia, astfel:
a)La conducte cu peretele subţire (D/e>25) şi dacă sunt permise deplasările longitudinale:
C1 = 1
b)La conducte cu peretele subţire (D/e>25) la care deplasările longitudinale sunt împiedicate:
c)La conducte cu peretele gros (D/e<25) şi dacă sunt permise deplasările longitudinale:
d)La conducte cu peretele gros (D/e<25) şi dacă deplasările longitudinale sunt împiedicate:
SECŢIUNEA 2:1.2.2. Unde directe şi unde inverse
(1)Clasificarea în "unde directe" şi "unde inverse " este convenţională şi este importantă, mai ales, pentru aplicarea formulelor de calcul în cadrul metodelor de calcul.
(2)Criteriul de clasificare îl constituie un sens de parcurgere pozitiv al conductei care se alege în mod convenţional.
(3)Undele directe sunt cele care se deplasează în sensul pozitiv iar undele inverse sunt cele care se deplasează în sensul negativ.
SECŢIUNEA 3:1.2.3. Relaţia lui Jukovski
(1)Relaţia dintre cele două unde asociate, unda de presiune p = pf - pi şi unda de debit Q = Qf - Qi este cunoscută sub numele de relaţia lui Jukovski şi este următoarea:
semnul "plus" fiind valabil pentru undele directe iar semnul "minus", pentru undele inverse.
(2)Relaţia lui Jukovski se mai foloseşte practic şi sub forma:
unde H = Hf - H; este unda de cotă piezometrică.
(3)În relaţiile de mai sus, indicii f şi i semnifică valori finale, respectiv, iniţiale iar z şi m se numesc "rezistenţă de undă" (prin analogie cu fenomenele din electricitate) având expresiile de mai jos:
(4)Relaţia lui Jukovski se mai foloseşte practic şi pentru calculul variaţiei de presiune care se produce la închiderea bruscă a unei vane, când poate fi folosită şi sub forma
unde V = Vf - Vi este variaţia de viteză care se produce prin închiderea vanei.
În toate aceste relaţii:
- este densitatea lichidului;
- c este celeritatea;
- A este aria secţiunii transversale a conductei;
- V este viteza medie pe secţiune;
- Q este debitul;
- p este presiunea;
- H = z + p/ este cota piezometrică;
- z este cota ax conducta:
- = .g este greutatea specifica;
- g este acceleraţia gravitaţiei.
SECŢIUNEA 4:1.2.4. Reflexia şi refracţia undelor
(1)Ca în orice fenomen ondulatoriu, şi în cazul undelor sonice se produc fenomenele de reflexie şi de refracţie atunci când se schimbă condiţiile de propagare. De exemplu (fig. 1.1), o undă incidentă 1 care se propagă pe o conductă cu rezistenţa de undă z1 şi care ajunge într-un punct în care caracteristicile conductei se modifică brusc, rezistenţa de undă devenind z2, suferă fenomenul de reflexie prin care se creează unda reflectată 1 şi respectiv fenomenul de refracţie prin care se creează unda refractată 2.
Fig. 1.1. Reflexia şi refracţia undelor:
1 - unda incidentă; 2 - unda refractată; 1 - unda reflectată
(2)Fenomenele de reflexie şi de refracţie se cuantifică cu ajutorul următorilor coeficienţi:
a)Coeficientul de reflexie al undei de debit:
b)Coeficientul de reflexie al undei de presiune:
c)Coeficientul de refracţie al undei de debit:
d)Coeficientul de refracţie al undei de presiune
(3)În cazul când unda incidentă ajunge în dreptul unui rezervor de dimensiuni foarte mari (z2 = 0) sau în cazul când unda incidentă ajunge în dreptul unui capăt închis de conductă (z2=infinit), are loc fenomenul de reflexie totală, când nu există unde refractate. Din formulele de mai sus, rezultă următorii coeficienţi de reflexie totală pentru cele două cazuri frecvent întâlnite la capetele sistemelor hidraulice şi anume:
a)cazul unui rezervor de mari dimensiuni
b)cazul unei conducte (vane) închise
(4)Coeficientul de reflexie al undei de presiune pentru cazul unui rezervor de mari dimensiuni este, în mod particular, interesant întrucât el explică efectul protector al castelelor de echilibru şi al hidrofoarelor de protecţie. Valoarea lp=-1 semnifică faptul că o perturbaţie de presiune este reflectată cu semn schimbat şi, suprapunându-se peste unda incidentă, îi anulează efectul iniţial (o creştere de presiune se transformă, prin reflexie, într-o descreştere de presiune care anulează, cel puţin parţial, creşterea iniţială, şi invers).
SECŢIUNEA 5:1.2.5. Metoda undelor fizice
(1)Cunoscând caracterul ondulatoriu al loviturii de berbec, această metodă calculează variaţia în timp a debitului şi a presiunii prin compunerea diferitelor unde care se propagă pe conductă.
(2)Metoda de calcul a undelor fizice constă în suprapunerea efectelor diferitelor unde care au trecut, de-a lungul timpului, printr-o secţiune a conductei. Formulele care dau cota piezometrică şi debitul într-o secţiune oarecare sunt:
- în care H0 şi Q0 sunt valori iniţiale, iar sunt undele directe şi inverse, de cotă piezometrică şi de debit, care au trecut prin secţiune de la momentul iniţial până la momentul de calcul.
(3)Întrucât pe conductă se propagă atât undele produse direct de către schimbarea condiţiilor la limită cât şi cele reflectate sau refractate, numărul de unde care trebuie compuse este atât de mare încât metoda nu poate fi aplicată practic decât în cazuri extrem de simple; la instalaţii mai complicate, în fapt la cele reale, metoda poate fi folosită, eventual, numai pentru a studia primele momente de desfăşurare ale fenomenului.
(4)În concluzie, metoda undelor fizice poate fi folosită doar pentru calcule extrem de simple precum şi în scop didactic, pentru înţelegerea desfăşurării fenomenului de lovitură de berbec şi a modului în care diferite dispozitive modifică caracterul loviturii de berbec.
SECŢIUNEA 6:1.2.6. Metoda undelor de calcul
(1)Pornind de la metoda undelor fizice:
printr-un artificiu simplu (înmulţind a doua relaţie cu m şi apoi, adunând-o şi scăzând-o din prima, rezultă:
(2)Din aceste relaţii rezultă că:
a)expresia H+mQ are caracter de undă directă în sensul că ea păstrează o valoare constantă pentru un "observator" care se deplasează în sensul pozitiv cu viteza c (celeritatea); din acest motiv, această expresie poartă numele de "undă de calcul directă" sau "invariant Riemann direct";
b)expresia H-mQ are caracter de undă inversă în sensul că ea păstrează o valoare constantă pentru un "observator" care se deplasează în sensul negativ cu viteza c (celeritatea); din acest motiv, această expresie poartă numele de "undă de calcul inversă" sau "invariant Riemann invers";
(3)Se precizează că aceste relaţii sunt valabile în lipsa pierderilor de sarcină (pe modelul de fluid ideal, lipsit de vîscozitate); pentru a suplini această deficienţă a modelului de calcul, toate pierderile de sarcină (inclusiv cele liniare) se introduc concentrat, sub forma unor pierderi de sarcină locale, respectiv a unor "dispozitive" (diafragme fictive) plasate în nodurile de calcul.
(4)Faptul că metoda undelor de calcul operează cu valori globale ale parametrilor şi nu cu variaţii ale acestora face ca această metodă să fie mult mai practică. În plus, pentru că diferitele condiţii la limită se exprimă, de cele mai multe ori, ca nişte relaţii tot între valorile globale ale parametrilor, această metodă poate fi folosită şi în cazurile când pe conductă există condiţii la limită complicate, cum sunt cele impuse de pompe, hidrofoare, castele, vane simple sau cu închidere programată etc.
Fig. 1.2. Metoda undelor de calcul - problema elementară (nod simplu)
(5)De aceea, aceasta este metoda aplicată practic pentru calculul loviturii de berbec la instalaţii reale şi ea stă la baza unor algoritmi foarte eficienţi şi a unor programe de calcul electronic automat, folosind principiul diferenţelor finite.
(6)Existenţa undelor de calcul permite scrierea de sisteme de ecuaţii formate dintr-un număr de relaţii egal cu numărul necunoscutelor.
(7)Metoda undelor de calcul a fost elaborată de Riemann (1860) în cazul general şi aplicată pentru cazul loviturii de berbec de Schnyder (1929) şi apoi de Bergeron (1935) care a făcut o prezentare generală şi sistematică a ei.
(8)Expresiile constante H+mQ şi H-mQ poartă numele de invarianţi Riemann, după numele celui care a descoperit condiţiile în care aceste expresii se menţin constante. Expresiile respective au fost notate de Riemann respectiv cu R şi S, notaţie care s-a folosit şi în continuare.
(9)Posibilităţile metodei sunt valorificate la maximum prin folosirea diferenţelor finite aplicate în formă numerică. În trecut, când nu existau posibilităţile de calcul oferite de calculatoarele actuale, s-au folosit şi metode grafice sau hibride care actualmente sunt total depăşite.
(10)Folosirea diferenţelor finite aplicate în formă numerică este explicată pe scurt cu notaţiile din figura 1.2. Conducta se împarte în tronsoane de calcul delimitate de noduri de calcul iar în figură sunt desenate trei noduri succesive (K-1, K, K+1). Tronsoanele pot avea rezistenţe de undă diferite, identificate cu indicele nodului mai mare iar în nodurile de calcul, valorile debitului şi cotei piezometrice pot fi diferite de o parte şi de alta a nodului.
(11)Considerând că timpii de parcurs ai tronsoanelor sunt egali între ei şi egali, la rândul lor, cu pasul de calcul în timp din metoda diferenţelor finite tK = tK+1 = t, proprietatea undelor de calcul conduce la următoarele relaţii de undă:
unde j şi j+1 reprezintă două momente succesive: tj+1 = tj + t.
(12)Simplificând notaţiile, aceste relaţii se scriu:
(13)Cunoscând debitele şi cotele piezometrice de la "momentul iniţial" j (adică, valoarea invarianţilor Riemann) se obţin astfel două relaţii între valorile debitelor şi cotelor piezometrice de la "momentul final" j+1. Necunoscutele (valorile debitelor şi cotelor piezometrice de la momentul final, ) fiind în număr de patru, pentru "închiderea" sistemului de ecuaţii mai trebuie adăugate încă două relaţii.
a)În cazul "nodului simplu" (figura 1.2), aceste relaţii sunt:
b)În cazul "nodului cu diafragmă", adică o pierdere de sarcină locală cu modulul de rezistentă hidraulică Mk (figura 1.3), aceste relaţii sunt:
(14)Acest tip de nod se foloseşte în mod curent pentru a prinde în calcule efectul pierderilor de sarcină liniare, dar ecuaţiile respective pot fi folosite şi în cazul când pe conductă se află o rezistenţă locală reală aşa cum este cazul vanelor cu sau fără închidere programată, clapete de sens (de reţinere) ş.a. De la caz la caz, Mk poate fi constant sau variabil după o lege cunoscută.
Fig. 1.3. Nod interior cu diafragma (cu modulul de rezistenta Mk)
(15)În cazul nodului cu hidrofor sau cu castel de echilibru (figura 1.4), existând un branşament (o ramificaţie), notând cu Qd debitul pe branşament şi alegând ca pozitiv sensul de intrare în nod, se poate scrie relaţia de continuitate:
(16)Notând cu Md modulul de rezistenţă al conductei de branşament, se poate scrie pierderea de sarcină pe conducta de branşament, ca diferenţă între cota piezometrică Hd în dispozitiv şi cota piezometrică din conductă. Considerând, pentru a nu complica ecuaţiile, că în nodul cu asemenea dispozitive nu există "diafragmă" se poate scrie:
(17)S-au scris, deci, încă trei ecuaţii, dar au apărut încă două necunoscute. În continuare ecuaţiile diferă cu natura dispozitivului.
(18)În cazul castelului (figura 1.3 b), cota piezometrică în castel Hd se confundă cu cota apei în castel Zd adică:
(19)Cunoscând forma castelului, adică secţiunea orizontală a castelului F în funcţie cota apei Zd, F=F(Zd), se poate calcula cota apei la momentul final j+1 (pentru simplificarea notaţiilor, acest indice nu s-a mai scris) pe baza cotei la momentul iniţial j şi a volumului de apă ce se transferă între castel şi conductă, din relaţia:
S-a obţinut un număr de ecuaţii egal cu numărul necunoscutelor.
Fig. 1.4. Nod interior cu castel sau hidrofor: a - hidrofor; b - castel
(20)În cazul hidroforului (figura 1.4 a), în mod asemănător
unde pd reprezintă presiunea în perna de gaz a dispozitivului care poate fi pusă în relaţie cu presiunea la momentul iniţial j prin relaţia de stare a gazului. Se poate folosi transformarea politropică:
unde id reprezintă volumul pernei de gaz iar n este coeficientul de transformare politropică (n = 1,0...1,4) pentru care se poate lua valoarea medie n = 1,25.
(21)Volumul de aer la momentul final j+1 poate fi calculat pe baza celui de la momentul iniţial j şi a debitului pe branşament:
(22)Pe de altă parte, cunoscând forma hidroforului, volumul pernei de gaz este cunoscut în funcţie de cota apei în hidrofor:
şi în acest caz se obţine un număr de ecuaţii egal cu cel al necunoscutelor.
(23)În cazul apariţiei cavitaţiei, conform cu schema de diferenţe finite adoptată, atât controlul apariţiei cât şi calculul efectiv al cavitaţiei se pot face numai în ipoteza cavitaţiei concentrate în nodurile schemei de calcul. De aici rezultă două neajunsuri:
a)primul şi cel mai important este acela că schema nu reflectă corect realitatea, deoarece, practic, cavitaţia se produce concentrat numai în anumite cazuri (puncte înalte sau în care panta profilului longitudinal convex suferă o puternică modificare);
b)al doilea neajuns rezultă din faptul că rezultatele calcului depind de numărul de tronsoane în care s-a împărţit conducta (de aici decurgând numărul de coloane care se separă la apariţia cavitaţiei precum şi numărul şi succesiunea ciocnirii lor).
(24)Ambele neajunsuri se pot remedia, însă numai parţial, printr-o alegere corespunzătoare a poziţiei şi numărului de noduri precum şi prin calculul diferenţiat al cavitaţiei după cum în nodul respectiv poate sau nu să apară ruperea coloanei.
(25)Calculul nodului în cavitaţie se face în două etape:
a)verificarea apariţiei cavitaţiei: se tratează nodul ca un nod obişnuit (fără cavitaţie) şi apoi se verifică dacă a apărut cavitaţia. Dacă
b)unde hcav este înălţimea vacuumetrică de producere a cavitaţiei, atunci nodul respectiv intră în cavitaţie şi calculul trebuie refăcut. În caz contrar, rezultatele calculului (pentru nod fără cavitaţie) sunt corecte.
(26)Calculul cavitaţiei foloseşte relaţiile de undă:
la care se adaugă condiţia suplimentară:
De aici rezultă:
Prin ruperea coloanei se produce o pungă de vapori al cărui volum poate fi calculat:
(27)În timp, punga de vapori evoluează având perioade de creştere sau de descreştere a volumului. La fiecare timp de calcul trebuie verificat dacă volumul pungii de vapori s-a anulat, caz în care, nodul devine un nod obişnuit (fără cavitaţie).
(28)Ecuaţiile de mai sus sunt valabile numai pentru cazul nodurilor interioare simple; pentru alte tipuri de noduri, sistemul de ecuaţii trebuie scris de la caz la caz, ţinând seama de condiţiile la limită sau de dispozitivele din nodul respectiv.
(29)În cazul nodurilor de capăt se dispune de o singură relaţie de undă, inversă sau directă, după cum nodul este situat la începutul sau la sfârşitul conductei (începutul şi sfârşitul se definesc în conformitate cu sensul pozitiv ales).
(30)Restul relaţiilor, necesare pentru a închide sistemul, se obţin din condiţiile la limită, care variază de la caz la caz. De exemplu:
a)Rezervor cu nivel constant egal cu H0: la orice moment Hk = H0;
b)Vana cu închidere bruscă: la orice moment Qk = 0;
c)Orificiu cu debuşare în atmosferă: la orice moment Hk = Zk (Zk este cota geodezică a axului orificiului).
(31)Cazul nodului cu turbo-maşini este uzual la conductele de alimentare cu apă şi poate fi cauza loviturii de berbec atunci când se întrerupe accidental alimentarea cu energie a motoarelor de antrenare (la pompe) sau la închiderea aparatului director (pentru turbine). Nu se recomandă ca, în calcule, să se înlocuiască turbo-maşina cu un alt dispozitiv mai simplu pentru că e necesar să se ţină seama de efectul inerţiei părţilor rotative şi a întregii caracteristici de funcţionare a maşinii care, de exemplu în cazul pompelor, pot contribui în mod substanţial la ameliorarea situaţiei de pe conductă.
(32)În continuare se dau relaţiile de calcul în ipoteza că în nod se află o turbo-pompă şi aceasta se găseşte în ultimul nod, deci se va folosi relaţia dată de unda directă.
(33)Se presupune ca turbo-pompa are nivelul inferior (de aspiraţie) Ha, că înălţimea sa de pompare, respectiv căderea în regim de turbină, este Hp care este funcţie de debitul Qp şi turaţia n şi că părţile rotative au un moment de inerţie total J=GD2/4g.
În aceste condiţii, se pot scrie relaţiile:
unde Hp, Qp şi n sunt legate între ele prin caracteristica generală a pompei:
(34)Turaţia la momentul final j+1 poate fi pusă în legătură cu turaţia la momentul iniţial j prin ecuaţia de mişcare a părţilor rotative:
unde:
a) este momentul de inerţie al părţilor rotative (GD2 fiind o valoare uzuală indicată de furnizori);
b) este viteza unghiulară (radiani/secundă);
c)Mm este momentul motor (se anulează dacă se întrerupe alimentarea cu energie electrică);
d)Mr este momentul hidraulic rezistent (Mr este egal cu Mm atât timp cât mişcarea este permanentă);
(35)Scriind această relaţie în diferenţe finite rezultă:
Momentul hidraulic (rezistent) este, de asemenea, o funcţie de debit şi de turaţie:
Se obţine un număr de ecuaţii egal cu numărul necunoscutelor.
(36)Pentru calcule foarte exacte este necesar să se dispună de caracteristica generală a turbo-pompelor instalate, atât în ceea ce priveşte înălţimea de pompare cât şi momentul rezistent, ca funcţii de debit şi turaţie.
(37)Aceste caracteristici se dau, de regulă, sub formă tabelară şi diferă, în principal, în funcţie de turaţia specifică; ele sunt întocmite în mărimi adimensionale iar mărimile de referinţă pentru debite, înălţimi de pompare, turaţii şi momente rezistente sunt respectiv:
a)QR care este debitul nominal pompei (la randament maxim);
b)HR care este înălţimea nominală de pompare (la randament maxim);
c)nR care este turaţia nominală a pompei;
d)Mr,R care este momentul rezistent corespunzător lui QR, HR, nR;
(38)Când pe aceeaşi conductă sunt racordate mai multe turbo-pompe, se poate proceda în două feluri:
a)fie se scriu relaţiile respective pentru fiecare pompă în parte, ceea ce conduce la ecuaţii şi respectiv algoritmi complicaţi;
b)fie se înlocuieşte grupul cu o singură turbo-pompă echivalentă,
(39)La grupuri de turbo-pompe identice montate în paralel, turbo-pompa echivalentă va avea aceeaşi turaţie şi aceeaşi înălţime de pompare ca şi fiecare turbo-pompă în parte în timp ce debitul şi momentul de inerţie se vor găsi prin însumarea debitelor şi respectiv momentelor de inerţie ale turbo-pompelor din grup. La grupuri de turbo-pompe în serie, debitul şi turaţia rămân neschimbate, iar înălţimile şi momentele de inerţie se adună.
CAPITOLUL 2:Aspecte caracteristice ale desfăşurării fenomenului
SUBCAPITOLUL 0:
(1)Pentru a alege şi proiecta cele mai potrivite soluţii de protecţie contra loviturii de berbec, pentru a asigura exploatarea corectă a acestora şi pentru a evita producerea unor situaţii generatoare de şocuri hidraulice, este necesar ca aspectele generale ale fenomenului de lovitură de berbec să fie cunoscute atât de cei care proiectează cât şi de cei care execută sau, mai ales, exploatează instalaţiile hidraulice prevăzute sau nu cu dispozitive de protecţie.
(2)În ceea ce priveşte valorile parametrilor (în speţă, a presiunilor) şi variaţia lor în timp, respectiv desfăşurarea fenomenului de lovitură de berbec, acestea sunt proprii fiecărei instalaţii concrete şi, practic, nu pot fi făcute generalizări. Unele particularităţi ale schemei generale, care aparent sunt nesemnificative, pot fi cauza unor deosebiri importante în mersul fenomenelor. Se pot distinge totuşi trei categorii de instalaţii la care fenomenul de mişcare nepermanentă are anumite trăsături tipice. Acestea sunt: conductele unifilare (aducţiunile) gravitaţionale pentru alimentarea cu apă de consum (a unor obiective civile sau industriale), conductele unifilare (aducţiunile) gravitaţionale pentru alimentarea cu apă a unor centrale hidroelectrice mari şi conductele unifilare (aducţiunile) cu pompare. Pentru aceste trei categorii de instalaţii, mai jos se trec în revistă aspectele şi problemele specifice, cu caracter de generalitate, privind lovitura de berbec.
SUBCAPITOLUL 1:2.1. Aducţiunile gravitaţionale pentru alimentarea cu apă de consum
(1)Alcătuirea unei aducţiuni gravitaţionale pentru alimentarea cu apă a unui obiectiv civil sau industrial este dată, în formă simplificată-schematizată, în figura 2.1, unde se află, de asemenea, elementele explicative ale desfăşurării fenomenului de lovitură de berbec.
(2)Se presupune că aducţiunea, cu lungimea totală L are, pe toată lungimea, aceeaşi valoare a celerităţii c. Manevra care produce lovitura de berbec în astfel de cazuri, obligatoriu a fi luată în consideraţie conform Normativului, este închiderea vanei de la capătul aval, manevrată de beneficiarul apei furnizate. Parametrul principal care determină valoarea variaţiilor de presiune îl reprezintă timpul T de închidere al vanei. O anumită influenţă o are şi forma legii de închidere. Întrucât descrierea de faţă are doar o valoare calitativă, se va prezenta numai influenţa lui Ti, cu menţiunea că şi reprezentarea grafică a liniilor piezometrice din figură este, de asemenea, orientativă.
(3)Prin închiderea vanei, se produce mai întâi faza suprapresiunilor, adică o creştere a presiunilor peste cele iniţiale iar înfăşurătoarea presiunilor maxime este reprezentată în figură sub forma liniei piezometrice maximale, notată L.p.max care se află deasupra liniei piezometrice de regim, notată cu L.p.0.
(4)În faza a doua, urmare a reflexiei cu semn schimbat a undelor de presiune la rezervorul de la capătul amonte, se produce faza subpresiunilor, adică o descreştere a presiunilor sub cele iniţiale iar înfăşurătoarea presiunilor minime este reprezentată în figură sub forma liniei piezometrice minimale, notată L.p.min care se află dedesubtul liniei piezometrice de regim, notată cu L.p.0.
(5)Amplitudinea variaţiilor de presiune, notată, în dreptul vanei, cu AH precum şi forma liniilor piezometrice maximală şi minimală L.p.max şi L.p.min depinde în primul rând de valoarea timpului de închidere Ti.
(6)Astfel, dacă T < 2L/c (timpul de închidere este mai mic decât dublul timpului de parcurs al conductei de către undele sonice, denumit şi timp de reflexie), atunci AH are valoarea care s-ar obţine dacă vana s-ar închide brusc, adică valoarea dată de formula lui Jukovski, notată cu H(Juk.) - vezi figura 2.2. Totodată, forma liniilor piezometrice maximală şi minimală este cea din figura 2.1, unde acestea sunt notate cu L.p.max(Juk.) şi L.p.min(Juk.).
a)Dacă Ti > 2L/c (timpul de închidere este mai mare decât timpul de reflexie), atunci AH are o valoare mai mică decât AH(Juk.), notată cu AH(Ti), valoare cu atât mai mică cu cât Ti este mai mare - vezi figura 2.2. Totodată, forma liniilor piezometrice maximală şi minimală este cea din figura 2.1, unde acestea sunt notate cu L.p.max(T) şi L.p.min(Ti).
Figura 2.1 - Aducţiunea gravitaţională pentru alimentarea cu apă de consum
(7)Figura 2.1 pune în evidenţă şi importanţa majoră pe care o are forma profilului longitudinal asupra regimului presiunilor. Profilul "convex", cu puncte înalte (desenat cu linie continuă), este favorabil în regim normal (permanent) de funcţionare când presiunile sunt reduse; în schimb, în regim nepermanent, el este foarte sensibil la subpresiuni, linia piezometrică (minimală) putând ajunge cu uşurinţă sub axul conductei, producându-se vacuum sau chiar cavitaţie. Din punctul de vedere al loviturii de berbec, profilul "concav" (desenat în figură cu linie întreruptă) este mai avantajos.
(8)Aşa cum se precizează şi în Normativ, valoarea exactă atât a presiunilor maxime cât şi a celor minime se determină prin calcul dar din cele de mai sus rezultă clar că, în aceste cazuri, este posibil ca singura măsură de protecţie contra loviturii de berbec să o reprezinte impunerea unui timp minim de închidere al vanei.
SUBCAPITOLUL 2:2.2. Aducţiunile gravitaţionale pentru alimentarea cu apă a centralelor hidroelectrice
(1)Aducţiunile gravitaţionale pentru alimentarea cu apă a centralelor hidroelectrice, în special cele de mare putere, reprezintă amenajări de mare complexitate. Din punctul de vedere strict al loviturii de berbec, principala deosebire faţă de cele care alimentează consumatori civili sau industriali obişnuiţi o constituie faptul că vana din aval trebuie să se închidă foarte rapid pentru a preveni ambalarea turbinelor la anularea momentului rezistent al generatorului electric, situaţie care intervine brusc şi imprevizibil atunci când acţionează sistemele de protecţie din staţiile electrice de transformare.
Figura 2.2 - Dependenţa variaţiilor de presiune în funcţie de timpul de închidere al vanei la o aducţiune gravitaţională
(2)Forma şi alcătuirea unei aducţiuni gravitaţionale pentru alimentarea cu apă a centralelor hidroelectrice este destul de bine definită în urma unei experienţe îndelungate; în formă simplificată-schematizată, ea este dată în figura 2.3, unde se află, de asemenea, elementele explicative ale desfăşurării fenomenului de lovitură de berbec.
(3)Linia piezometrică din regimul permanent, notată cu L.p.0, arată avantajele acestei forme în primul rând în regim normal de funcţionare, mai precis faptul că aceasta este soluţia cea mai ieftină în ce priveşte costul total al aducţiunii, astfel:
a)Conducta de aducţiune C.A., reprezentând cea mai mare parte din lungimea totală a aducţiunii, este plasată la cote ridicate, având practic doar o pantă mică, din considerente tehnologice - constructive; În acest fel, presiunile sunt reduse şi costul, de asemenea.
b)Conducta forţată C.F., de lungime mică, "consumă" practic întreaga cădere a amenajării; ea este supusă unor presiuni mari dar, având o lungime mică, nu afectează foarte mult costul total.
(4)Lovitura de berbec este declanşată de închiderea rapidă a vanei V.R. de la intrarea în centrală. În condiţiile unui timp de închidere Ti care este foarte mic în raport cu timpul de reflexie 2L/c, corespunzător unor lungimi mari ale aducţiunii şi în absenţa unor mijloace de protecţie, variaţiile de presiune ar fi extrem de mari şi ar afecta întreaga aducţiune, inclusiv conducta de aducţiune C.A (vezi figura 2.1).
Figura 2.3 - Aducţiunea gravitaţională pentru alimentarea cu apă a unei centrale hidroelectrice
(5)Pentru protecţie se foloseşte castelul de echilibru C.E., plasat în punctul de schimbare de pantă al profilului longitudinal. Poziţia optimă a castelului ar fi fost chiar lângă "sursa" loviturii de berbec - vana V.R. dar, în acest caz, ar fi rezultat un castel cu o înălţime extrem de mare, foarte scump şi, în concluzie, imposibil de realizat practic. În poziţia din figură, reflectând undele sonice care vin de la vana V.R., castelul reduce în mod semnificativ variaţiile de presiune de pe conducta de aducţiune C.A. dar şi pe cele de pe conducta forţată C.F.
(6)Castelul împarte astfel aducţiunea în două părţi distincte:
a)Conducta de aducţiune C.A., reprezentând cea mai mare parte din lungimea totală a aducţiunii, care este supusă unor variaţii de presiune relativ mici şi cu caracter lent variabil; în acest fel, costul conductei de aducţiune C.A. rămâne redus şi pentru a face faţă regimului nepermanent;
b)Conducta forţată C.F., de lungime mică, este supusă unor variaţii mari de presiune (dar, totuşi, mai mici decât în absenţa castelului) şi cu caracter rapid variabil - de şoc; ea trebuie să fie dimensionată să reziste acestor solicitări dar, având o lungime mică, acest lucru nu afectează foarte mult costul total.
(7)Practic, castelul de echilibru "transformă" fenomenul de lovitură de berbec (rapid variabil în timp), declanşat de închiderea rapidă a vanei V.R., într-un fenomen de "oscilaţie în masă"; acesta are loc pe conducta de aducţiune C.A., între bazinul din amonte (lacul de acumulare) unde nivelul este constant şi castel, în care (acesta având o secţiune limitată) au loc variaţii ale nivelului apei între un nivel maxim şi unul minim. Acest fenomen poartă numele de "salt în castel" şi el determină înălţimea (şi, în ultimă instanţă costul) acestuia.
(8)Pentru reducerea înălţimii castelului precum şi pentru prevenirea intrării aerului în aducţiune (cu riscul de a ajunge în turbine), castelele de echilibru pot fi prevăzute cu camere superioare C.S. şi cu camere inferioare C.I.
(9)Liniile piezometrice din figura 2.3 sugerează fenomenele descrise mai sus, astfel:
a)L.p.max.c.a. reprezintă linia piezometrică maximală pe conducta de aducţiune C.A.
b)L.p.min.c.a. reprezintă linia piezometrică minimală pe conducta de aducţiune C.A.
c)L.p.max.c.f. reprezintă linia piezometrică maximală pe conducta forţată C.F.
d)L.p.min.c.f. reprezintă linia piezometrică minimală pe conducta forţată C.F.
(10)Schema de protecţie fiind practic pre-stabilită, în acest caz calculele de lovitură de berbec reprezintă de fapt o încercare de găsire a unui optimum tehnico-economic, având ca obiectiv-ţintă costul total al aducţiunii. "Cheia" problemei o reprezintă, în ultimă instanţă, rezistenţa hidraulică a branşamentului dintre castel şi aducţiune de care depind atât variaţiile de presiune care "trec mai departe" pe conducta de aducţiune C.A., cât şi cele care "se întorc înapoi" pe conducta forţată C.F., precum şi volumul castelului. Toate acestea, convertite în costuri şi cumulate trebuie să fie minime.
(11)La aducţiunile centralelor hidroelectrice de mică putere (micro-hidrocentrale), schema de protecţie de mai sus nu se aplică, fiind total ne-economică, în fapt ne-fezabilă din punct de vedere practic. În aceste cazuri, profilul longitudinal al aducţiunii este determinat de traseul ales, conducta urmărind, la fel ca la majoritatea aducţiunilor, profilul terenului. Din acest motiv, cazul acesta se apropie mai mult de cel al aducţiunilor gravitaţionale pentru obiective civile sau industriale tratat în capitolul 1, unde singura măsură de protecţie o reprezenta impunerea unui timp minim de închidere a vanei de acces la turbine. În aceste cazuri, de regulă, riscul de ambalare a turbinelor este mai redus şi, dacă totuşi el există, se recomandă să se ia alte măsuri (de exemplu, folosirea unor frâne mecanice sau a unor "vane sincron", adică vane de by-pass care se deschid simultan cu închiderea vanei de acces la turbine).
SUBCAPITOLUL 3:2.3 Aducţiunile cu pompare
(1)Aducţiunile cu pompare au în compunere cel puţin o staţie de pompare.
(2)O staţie de pompare poate fi plasată la capătul amonte al aducţiunii-cazul cel mai frecvent, preluând apa direct de la sursă (care se prezintă, cel mai des, sub forma unui bazin de aspiraţie) sau poate fi plasată undeva pe traseul acesteia, caz în care avem o "staţie de pompare cu conductă lungă de aspiraţie", când apa este preluată direct din conductă. Există şi situaţii când pe traseul aducţiunii se află mai multe staţii de pompare care aspiră din conductă, aşa numitele "staţii de re-pompare".
(3)Alcătuirea constructivă şi echiparea staţiilor de pompare este extrem de diversă.
(4)Există staţii de pompare cu "cuvă umedă", echipate cu pompe cu ax vertical şi staţii de pompare cu "cuvă uscată", echipate cu pompe cu ax orizontal. Există staţii de pompare auto-amorsante sau nu. Există staţii de pompare în care grupul de pompe este montat "în paralel" şi staţii de pompare în care grupul de pompe este montat "în serie".
(5)Dotarea cu "armături" a staţiilor de pompare este şi ea extrem de diversă. Pe aspiraţia şi pe refularea fiecărei pompe din staţie ca şi pe aspiraţia şi pe refularea întregii staţii se pot afla vane, clapete de sens, şi altele, iar caracteristicile constructive şi funcţionale ale acestora sunt extrem de diverse, depinzând de necesităţile tehnologice ale proiectului şi de gama de produse oferită de furnizori.
(6)Aşa cum prevede Normativul, calculele de lovitură de berbec vor ţine seama de absolut toate detaliile proiectului pentru că toate pot avea un impact asupra desfăşurării fenomenului şi influenţează alegerea corectă a măsurilor şi mijloacelor de protecţie.
(7)Pentru expunerea de faţă, s-a ales una din formele cele mai răspândite ale aducţiunilor cu pompare şi pe care, pe de altă parte, se pot explica principalele efecte şi particularităţi ale desfăşurării fenomenului de lovitură de berbec. Pentru explicaţii se face referire la figura 2.4.
(8)În această figură, grupul de pompe din staţia de pompare este înlocuit de "pompa echivalentă" P ale cărei caracteristici se determină după regulile cunoscute, după cum pompele sunt montate în paralel sau în serie.
(9)Pe refularea pompei (echivalente) P se află clapeta de sens C şi vana V care sunt, la rândul lor, "echivalentele" clapetelor şi respectiv vanelor care se găsesc în mod real pe refulările pompelor. Mai rar, există clapetă de sens şi vană chiar pe conducta de refulare (pe aducţiune), la ieşirea din staţia de pompare şi, atunci, clapeta C şi vana V sunt reale.
(10)Pentru conducta de refulare (aducţiunea propriu-zisa) s-a desenat un profil longitudinal "convex" cu două puncte proeminente (vârfuri de deal), punctele de inflexiune PI1 şi PI2, unde au loc schimbări importante de pantă. Conducta de refulare debuşează în bazinul de refulare BR.
(11)Clapeta de sens (de reţinere) C are rolul de a împiedica curgerea inversă prin pompă, atât pentru a nu irosi apa pompată cât, mai ales, pentru a împiedica ambalarea pompei, funcţionând în regim de turbină, atunci când momentul motor devine zero (ca urmare a întreruperii alimentării cu energie electrică a motoarelor de antrenare a pompelor). În cazuri mai speciale, în locul clapetei de sens există o vană programată, cu închidere automată, declanşată în momentul întreruperii alimentării cu energie electrică a motoarelor de antrenare.
(12)Vana V are doar rolul de izolare a pompei pentru intervenţii, inclusiv la clapeta C şi la celelalte armături de pe refulare sau de pe aspiraţie. De aceea, această vană nu va fi manevrată în timpul funcţionării pompei şi nu este luată în consideraţie în studiul loviturii de berbec. În instrucţiunile de exploatare ale staţiei de pompare se vor face precizări în acest sens.
Figura 2.4 - Aducţiunea cu pompare
(13)Manevra care declanşează fenomenul de lovitură de berbec, obligatoriu a fi luată în considerare conform Normativului, este întreruperea bruscă şi intempestivă a alimentării cu energie electrică a staţiei care conduce la anularea instantanee a momentului motor la axul pompelor şi oprirea concomitentă a tuturor pompelor în funcţiune la acel moment, fără să existe posibilitatea intervenţiei umane şi, cu atât mai mult, respectarea procedurilor normale de oprire.
(14)În funcţie de tipul şi de caracteristicile pompelor, în interacţiune cu sistemul hidraulic, dar mai ales în funcţie de mărimea momentului de inerţie al tuturor părţilor rotative aflate în cuplaj (motorul + pompa + cuplajul mecanic dintre ele + apa din pompă), pompa se opreşte mai repede sau mai încet dar, oricum, într-un timp de ordinul secundelor, adică foarte repede. În acest timp scurt, debitul şi înălţimea de pompare "furnizate" de pompă scad la zero, odată cu turaţia. Dacă curgerea inversă nu este blocată, atunci se poate ajunge la inversarea turaţiei şi transformarea turbopompei în turbină, după ce, în prealabil, aceasta a trecut şi prin regimul de "frână".
(15)Odată cu scăderea la zero a debitului pompat şi a înălţimii de pompare, se produce prima fază a loviturii de berbec, o fază de "subpresiuni" în care presiunile scad, înfăşurătoarea presiunilor minime, notată cu Lp.min.1, aflându-se mult sub linia piezometrică de regim Lp.0.
(16)Aşa cum s-a mai arătat, prin reflexie la bazinul de refulare, undele de scădere a presiunii din prima fază se transformă în unde de creştere a acesteia şi urmează faza a doua a loviturii de berbec, o fază de "suprapresiuni" în care presiunile cresc, înfăşurătoarea presiunilor maxime, notată cu Lp.max, aflându-se deasupra liniei piezometrice de regim Lp.0.
(17)Dacă curgerea inversă este permisă (clapeta C nu există sau nu se închide), atunci suprapresiunile sunt reduse (linia piezometrică Lp.max.1). În schimb, există riscul ambalării turbopompelor, în regim de turbină, pană la valori care să ducă la distrugerea acestora. Există şi pompe care nu admit deloc rotirea în sens invers (din cauza lagărelor care permit rotirea într-un singur sens). Dacă la aceasta se adaugă pierderile de apă, este evident faptul că organe de blocare automată a curgerii inverse de tipul clapetelor de reţinere sau a vanelor cu închidere automată sunt obligatorii în schema unei staţii de pompare.
(18)Clapetele ideale din punctul de vedere al loviturii de berbec sunt acelea care se închid în momentul inversării curgerii sau chiar cu puţin înainte, fiind prevăzute, în acest scop, cu dispozitive de rapel (resorturi, contra-greutăţi). În acest caz, suprapresiunile care se produc în faza a doua sunt moderate (linia piezometrică Lp.max.2).
(19)Folosirea clapetelor la care închiderea este întârziată cu ajutorul unor frâne sau amortizoare nu se recomandă. Explicaţia acestei recomandări este dată mai jos, cu referire la figura 2.5.
(20)Variaţia coeficientului de pierdere de sarcină locală al unei vane (clapete) în funcţie de gradul de închidere a are alura din figura 2.5.a. Mai precis, pană la un grad de închidere de 70... 80%, pierderea de sarcină rămâne destul de mică şi ea creşte puternic doar pe ultimii 20... 30%, pană la închiderea totală. Se poate spune că, de fapt, închiderea efectivă a vanei se produce doar pe ultimii 20.30% ai gradului de închidere. Dacă închiderea se face cu întârziere fată de momentul inversării debitului, presupunând ca legea de închidere este liniară (viteza de închidere este constantă pe toată durata acesteia - linia întreruptă din figura 2.5.b), atunci în cea mai mare parte a timpului rezistenţa hidraulică a vanei este redusă şi curentul de apă se accelerează, în sens invers, până la valori foarte mari; atunci intervine practic închiderea vanei, cu valorile foarte mari ale pierderii de sarcină de pe ultima parte a gradului de închidere. Se produce, practic, o închidere bruscă a vanei, în momentul în care viteza apei este foarte mare, care se soldează cu suprapresiuni extrem de mari (conform cu relaţia lui Jukovski-linia piezometrică Lp.max.3). Reflexia la bazinul de refulare BR a acestor suprapresiuni foarte mari poate produce o nouă fază de subpresiuni, când linia piezometrică poate să coboare chiar sub cea din prima fază - linia piezometrică Lp.min.2.
(21)Probleme asemănătoare apar şi în cazul când în locul clapetei de reţinere există o vană cu închidere automată, comandată de dispariţia tensiunii electrice (pentru a se închide, ca şi clapetele, în momentul opririi pompelor). Pentru a se evita fenomenele periculoase descrise mai sus, aceste vane trebuie programate să se închidă cu două viteze şi anume (vezi figura 2.5.b):
a)o viteză foarte mare la început, în timpul Tp, care este de ordinul de mărime al timpului în care se inversează curgerea; în acest timp, vana ajunge la un grad de închidere de 70.80%, având însa o rezistenţă hidraulică suficient de mică pentru ca să nu accentueze subpresiunile din prima fază;
b)o viteză foarte mică apoi, până la închiderea totală, la momentul Ti (timpul total de închidere); viteza mică de închidere, atunci când rezistenţa hidraulică a vanei a devenit foarte mare şi când are loc, de fapt, închiderea efectivă a acesteia, asigură, pe de o parte, o limitare a debitului şi vitezei în sens invers (cu eliminarea riscului de ambalare a pompei) şi, pe de altă parte, o limitare a suprapresiunilor;
Figura 2.5 - Legea de închidere a vanei
- a - variaţia coeficientului de pierdere de sarcina funcţie de gradul de închidere
- b - variaţia gradului de închidere funcţie de timp
(22)Referitor la liniile piezometrice Lp.min se face menţiunea că în figură nu s-a luat în considerare faptul că atunci când vacuumul ajunge la limita de cavitaţie, prin vaporizarea instantanee a lichidului şi formarea pungilor de vapori, presiunea este limitată la această valoare (cca. -1 bar) iar linia piezometrică (minimă) se confundă cu linia de cavitaţie (aflată la 8...10 m sub axul conductei şi paralelă cu acesta).
(23)Acest mod de reprezentare are însă avantajul că scoate bine în evidenţă rolul hotărâtor pe care îl are forma profilului longitudinal pentru valoarea presiunilor minime. Pentru forma de profil din figură, la manevrele discutate mai sus (fără protecţie), practic întreaga aducţiune este supusă unui vacuum avansat sau cavitaţiei. Dacă profilul longitudinal ar fi avut o formă "concavă" iar punctele de inflexiune PI1 şi PI2 ar fi fost plasate mult mai jos, vacuumul ar fi fost mai redus şi s-ar produs pe porţiuni mult mai restrânse din lungimea aducţiunii.
(24)În urma calculului presiunilor pot exista, practic şi în principal, trei situaţii care se descriu pe larg mai jos.
a)Dacă singura problemă o constituie apariţia vacuumului şi a cavitaţiei, protecţia poate fi rezolvată şi se recomandă a fi rezolvată doar prin instalarea unor ventile de introducere a aerului (notate cu V pe figură). Amplasarea şi tipo-dimensiunea acestor ventile va rezulta din calculul de lovitură de berbec în care se va căuta, prin încercări succesive, varianta care asigură un cost total minim. Întrucât, în multe situaţii va trebui să se instaleze astfel de ventile în punctele "înalte" ale profilului, acestea vor fi de tipul "aerisire - dezaerisire", capabile să şi evacueze aerul care se acumulează în timp. Folosirea hidroforului de protecţie H nu se recomandă deoarece, pentru a proteja întreaga conductă, rezultă volume de hidrofor extrem de mari, prohibitive ca preţ. La volume şi costuri rezonabile ale hidroforului, rămân de regulă zone ne-acoperite, în care vacuumul se menţine şi unde vor trebui totuşi instalate şi ventile de aer (vezi linia piezometrică Lp.min.3).
b)Dacă singura problemă o constituie presiunile maxime care sunt depăşite, atunci protecţia poate fi rezolvată şi se recomandă a fi rezolvată doar prin instalarea unui hidrofor H la ieşirea din staţia de pompare. Calculul conduce, de regulă, la hidrofoare cu volume mici şi rezistenţe mari de branşament, convenabile din punct de vedere economic.
c)Dacă este necesară protecţia atât la subpresiuni cât şi la suprapresiuni, se recomandă o soluţie de protecţie "hibridă", astfel:
i)la ieşirea din staţia de pompare se recomandă instalarea unui hidrofor de protecţie H cu volum mic şi rezistenţă mare de branşament, dimensionat să asigure doar protecţia la suprapresiuni;
ii)hidroforul, astfel dimensionat, va avea o capacitate limitată de reducere a vacuumului şi, de regulă, din acest punct de vedere vor rămâne zone ne-acoperite; pentru eliminarea totală a vacuumului sau aducerea lui în limite admisibile se vor instala şi un număr de ventile de aer al căror amplasament şi tipo-dimensiune se determină prin calcul pentru a avea, împreună cu hidroforul, soluţia cea mai ieftină.
CAPITOLUL 3:Dispozitive de protecţie
SUBCAPITOLUL 0:
(1)Acest capitol descrie succint alcătuirea constructivă a principalelor dispozitive folosite ca mijloace de protecţie împotriva efectelor negative ale lovituri de berbec; se descrie, de asemenea, modul în care acestea realizează protecţia respectivă (modul lor de acţiune) şi se fac o serie de recomandări practice privind instalarea şi exploatarea lor.
SUBCAPITOLUL 1:3.1. Castelul de echilibru
(1)Castelul de echilibru este o construcţie verticală înaltă, deschisă în atmosferă la partea superioară, a cărui secţiune orizontală Fd poate fi constantă sau variabilă (figura 3.1).
Figura 3.1 - Castelul de echilibru
- a - la CHE; b - la SP; c - cu rol de ventil de aer;
(2)Castelul de echilibru acţionează ca un "rezervor tampon" care suplineşte "deficitul" de apă din conducta protejată atunci când presiunea scade şi preia "surplusul" de apă din conducta protejată atunci când presiunea creşte.
(3)Mai precis, atunci când presiunea din conducta protejată scade, apa curge din castel în conductă şi nivelul în castel scade iar atunci când presiunea din conducta protejată creşte, apa curge din conductă în castel şi nivelul în castel creşte. Această curgere, dinspre şi înspre castel, începe imediat ce la castel ajunge prima variaţie de presiune (oricât de mică) şi asta explică faptul că efectul protector al castelului se extinde pe o foarte mare parte din lungimea aducţiunii aflată în "spatele" acestuia (în sensul de propagare al perturbaţiilor primare).
(4)Înălţimea castelului, dată de diferenţa dintre nivelul maxim şi cel minim, depinde de amploarea fenomenului de lovitură de berbec dar şi de valoarea rezistenţei hidraulice a branşamentului dintre castel şi conducta protejată.
(5)Rezistenţa hidraulică a branşamentului, dată de dimensiunea diafragmei (ca în cazul din figura 3.1.a) sau de diametrul conductei de legătură (ca în cazul din figura 3.1.b) influenţează însă şi valoarea variaţiilor de presiune care "trec" de castel şi afectează aducţiunea, astfel: o rezistenţă mare de branşament conduce la o înălţime mică a castelului dar produce variaţii mari de presiune pe conducta protejată (şi invers). Calculul va stabili un optimum care va ţine seama de toţi parametrii implicaţi (inclusiv de capacitatea de rezistenţă mecanică a conductelor) şi care va urmări ca, pe ansamblu, costul lucrărilor să fie minim.
(6)În cazul aducţiunilor centralelor hidroelectrice (CHE - figura 3.1.a), volumele de apă schimbate cu castelul de echilibru sunt, de regulă, foarte mari şi rezultă castele cu înălţimi mari. Execuţia lor este, însă, facilitată de faptul că pot fi realizate sub forma unor "puţuri" săpate în roca munţilor unde se realizează astfel de amenajări.
(7)Pentru reducerea înălţimii castelului, fiind posibil şi din punct de vedere tehnic, în aceste cazuri se obişnuieşte să se realizeze lărgiri ale secţiunii transversale: la partea superioară (camera superioară) pentru limitarea nivelului maxim precum şi la partea inferioară (camera inferioară) pentru limitarea nivelului minim.
(8)Limitarea nivelului minim prin camera inferioară mai are şi rolul de a elimina riscul de pătrundere a aerului în aducţiune care, în cazul CHE, este interzisă întrucât poate afecta grav turbinele.
(9)În cazul conductelor de refulare ale staţiilor de pompare (SP - figura 3.1.b), castelul de echilibru trebuie să fie realizat ca o construcţie foarte înaltă, supraterană, cu toate dezavantajele care decurg de aici. Din acest motiv, pe de o parte, aplicarea acestui tip de soluţie este extrem de limitată iar, pe de altă parte, forma lor constructivă este mult mai simpla (de regulă se adoptă forma cilindrică realizată din metal sau beton armat).
(10)În acest caz, pătrunderea aerului în aducţiune nu prezintă pericol. Aerul nu afectează cu nimic staţia de pompare. Dimpotrivă, accesul aerului în conductă, ca şi pătrunderea apei, poate fi benefică pentru protejarea acesteia la sub-presiuni, permiţând să se reducă volumul (şi costul) castelului de echilibru. De aceea, este posibil şi chiar recomandabil (ca fiind o soluţie economică), să se folosească acest dispozitiv, sub forma unui tub vertical cu diametru redus, în punctele înalte ale profilului longitudinal, cu rolul de ventil de aer (figura 3.1.c).
SUBCAPITOLUL 2:3.2. Hidroforul de protecţie
(1)Hidroforul de protecţie suplineşte (elimină) principalul dezavantaj pe care îl prezintă castelul de echilibru (înălţimea mare), fiind un obiect compact şi mult mai avantajos din punct de vedere constructiv (figura 3.2). Este dispozitivul preferat la protecţia conductelor de refulare ale staţiilor de pompare, unde castelul de echilibru ar avea o înălţime prea mare pentru a putea fi o soluţie economică.
(2)Ca şi castelul de echilibru, hidroforul acţionează ca un "rezervor tampon" care suplineşte "deficitul" de apă din conducta protejată atunci când presiunea scade şi preia "surplusul" de apă din conducta protejată atunci când presiunea creşte. Rolul de "motor" şi respectiv de "acumulator" pentru schimbul de apă dintre hidrofor şi conductă este jucat, în acest caz, din punct de vedere energetic, de către perna de aer sub presiune a acestuia.
Figura 3.2 - Hidroforul de protecţie
- a - Hidrofor orizontal (subteran); b - Hidrofor vertical (suprateran);
(3)Mai precis, atunci când presiunea din conducta protejată scade, apa curge din hidrofor în conductă, fiind împinsă de către presiunea aerului care scade odată cu coborârea nivelului apei din hidrofor; atunci când presiunea din conducta protejată creşte, apa curge din conductă în hidrofor, nivelul apei în hidrofor creşte şi, de asemenea, presiunea din perna de aer. Această curgere, dinspre şi înspre hidrofor, începe imediat ce la hidrofor ajunge prima variaţie de presiune (oricât de mică) şi asta explică faptul că efectul protector al hidroforului se extinde pe o foarte mare parte din lungimea aducţiunii aflată în "spatele" acestuia (în sensul de propagare al perturbaţiilor primare).
(4)Ca urmare, înălţimea hidroforului, dată de diferenţa dintre nivelul maxim şi cel minim, este, în acest caz, foarte mică iar realizarea sa practică este mult mai convenabilă din punct de vedere tehnic şi economic.
(5)Atunci când volumul hidroforului este relativ mic, el poate fi realizat sub forma unui recipient (cazan) vertical, aşezat suprateran pe o fundaţie corespunzătoare (figura 3.2.b). Această dispoziţie are avantajul că dă posibilitatea unei supravegheri şi inspecţii permanente şi complete dar şi mai multe dezavantaje, între care:
a)necesitatea de a corespunde tuturor normelor de securitate pentru recipienţii sub presiune;
b)necesitatea de a fi izolat din punct de vedere termic pentru a preveni îngheţul; dacă funcţionarea instalaţiei este sezoniera (în afara perioadelor reci), această condiţie nu există.
(6)Atunci când volumul hidroforului este mare, hidroforul vertical devine ne-economic şi se recomandă hidroforul orizontal (figura 3.2.a). Acesta poate avea volume oricât de mari fără a deveni o construcţie înaltă şi poate fi îngropat ceea ce îi conferă mai multe avantaje, astfel:
a)nu ocupă teren construibil;
b)nu necesită măsuri pentru a preveni îngheţul;
c)nu se supune reglementărilor pentru recipienţii sub presiune;
(7)Dispoziţia orizontală, îngropată, a hidroforului are însă toate dezavantajele unei lucrări ascunse: nu poate fi supravegheată, nici inspectată (decât parţial) iar în cazul unor defecţiuni/avarii/lucrări de întreţinere, acestea sunt dificil de remediat/realizat.
Figura 3.3 - Dotări speciale pentru hidroforul de protecţie
- a - Hidrofor orizontal (subteran); b - Hidrofor vertical (suprateran);
(8)Rezistenţa hidraulică a branşamentului, dată în principal de diametrul conductei de legătură are, la hidrofoare, un rol covârşitor pentru comportarea acestora ca mijloace de protecţie împotriva loviturii de berbec.
(9)O rezistenţă mare de branşament lasă să "treacă" variaţiile de presiune primare, produse în staţia de pompare. De aceea, pentru prevenirea vacuumului şi cavitaţiei, în prima fază, a scăderii presiunilor, este necesar ca hidroforul să aibă o rezistenţă mică de branşament. Rezistenţa mică de branşament conduce la debite mari care intră din hidrofor în conductă şi, în consecinţă, la volume mari ale recipientului.
(10)Rezistenţa mică de branşament este, însă, dezavantajoasă pentru faza a doua, de creştere a presiunilor, când curgerea se inversează şi când apa intră din conductă în hidrofor. În această fază, rezistenţa mică de branşament favorizează accelerarea curgerii în sens invers, având ca efect comprimarea puternică a pernei de aer din hidrofor şi creşterea, pe măsură, a presiunilor. Este posibil, în această situaţie, ca presiunile maxime care se produc în prezenţa hidroforului să le depăşească pe cele care se produc în absenţa acestuia ceea ce, evident, reprezintă un non-sens din punctul de vedere al protecţiei propriu-zise.
(11)Avem de a face, aparent, cu un paradox şi, în realitate, cu o incompatibilitate între valoarea optimă a rezistenţei de branşament pentru cele două faze ale loviturii de berbec.
(12)Pentru "soluţionarea" acestei incompatibilităţi, recomandarea are în vedere un cost minim al hidroforului, care corespunde rezistenţei maxime de branşament (când volumul hidroforului este minim). Mai precis, se aleg rezistenţa de branşament (mare) şi volumul de hidrofor (mic) care asigură protecţia la presiuni maxime. În aceste condiţii, hidroforul va asigura doar o protecţie parţială la sub-presiuni şi, pentru asigurarea totală a acestei protecţii, se folosesc suplimentar ventilele de aer plasate în număr şi poziţii determinate prin calcul.
(13)Există, desigur, şi soluţii mai sofisticate, cum ar fi branşamentele "asimetrice", cu rezistenţa hidraulică diferită în funcţie de sensul de curgere, dar acestea nu sunt fiabile şi trebuie aplicate cu multă precauţie şi cu condiţia luării unor măsuri suplimentare care să le asigure o funcţionare corectă.
(14)Faţă de castelul de echilibru, care nu necesită, practic, nici un fel de supraveghere, hidroforul are dezavantajul că impune o serie de exigenţe în exploatare şi, ca atare, trebuie să fie dotat cu o serie de instalaţii speciale (vezi figura 3.3).
(15)În primul rând, volumul pernei de aer (care se determină prin calcul, fiind coroborat cu volumul geometric şi cu rezistenţa hidraulică a branşamentului) trebuie să fie respectat cu stricteţe. De regulă, acest volum, destins la presiunea atmosferică, depăşeşte, uneori cu mult, volumul geometric al hidroforului şi ca urmare, la punerea în funcţiune el trebuie creat. De aici rezultă necesitatea ca hidroforul să fie prevăzut cu un ştuţ de racord la un compresor de aer şi, evident, ca acest compresor să existe şi să fie funcţional.
(16)Din diferite motive (prin dizolvare în apă în primul rând dar şi prin unele ne-etanşeităţi) este posibil ca, în timp, volumul pernei de aer să se micşoreze. De aici rezultă şi necesitatea ca hidroforul să fie prevăzut cu un sistem de control al nivelului apei prin care se verifică, de fapt, volumul pernei de aer. Compresorul de aer va fi folosit şi atunci când se constată scăderea volumului pernei de aer sub valoarea prescrisă.
(17)În sfârşit, ca măsură de siguranţă, se recomandă ca pe hidrofor să fie montat un ventil de aer care să introducă aer şi să prevină turtirea cazanului atunci când se produce vacuum. Întrucât, de regulă, ventilele de aer comercializate sunt de tipul "aerisire-dezaerisire", pentru a se preveni evacuarea aerului la faza de creştere a presiunilor precum şi în regim normal de funcţionare, se recomandă ca aceste ventile să fie montate pe conducte verticale care să coboare până la fundul hidroforului.
(18)Se reaminteşte că în cazul staţiilor de pompare, unde se aplică cu precădere soluţia de protecţie cu hidrofor, pătrunderea aerului în aducţiune nu prezintă un pericol. Aerul nu afectează cu nimic staţia de pompare. Dimpotrivă, accesul aerului în conductă, ca şi pătrunderea apei, poate fi benefică pentru protejarea acesteia la sub-presiuni, permiţând să se reducă volumul (şi costul) hidroforului.
(19)Atunci când hidroforul este îngropat, accesul liber la toate aceste instalaţii speciale va fi asigurat prin cămine de vizitare concepute astfel ca funcţionarea şi supravegherea lor să se facă în cele mai bune condiţii.
(20)Tot atunci când hidroforul este îngropat, forma conductei de branşament poate favoriza colmatarea cu material aluvionar deoarece în cea mai mare parte a timpului apa din branşament stagnează. Colmatarea branşamentului este periculoasă întrucât modifică rezistenţa hidraulică a acestuia. În consecinţă, instrucţiunile de exploatare trebuie să prevadă măsuri de inspecţie şi de remediere corespunzătoare.
(21)Stagnarea apei în hidrofor impune în plus, în cazul conductelor pentru apa potabilă, pentru păstrarea calităţii apei, golirea cel puţin săptămânal a recipienţilor iar instrucţiunile de exploatare vor reflecta în mod corespunzător această cerinţă.
SUBCAPITOLUL 3:3.3. Ventilul de aer
(1)Din punctul de vedere al protecţiei la lovitura de berbec, prin ventil de aer se înţelege acel dispozitiv care introduce aer în conductă imediat ce presiunea devine negativă (mai mică decât presiunea atmosferică, respectiv dacă se produce vacuum). De regulă, ventilele de aer comercializate sunt de tipul aerisire-dezaerisire, adică au, pe lângă această funcţie şi pe aceea de a evacua aerul sub presiune care se poate acumula în anumite puncte (aşa-zis "înalte") ale profilului longitudinal al aducţiunii. Pentru protecţia la lovitura de berbec, ventilele (pentru introducerea aerului) pot fi însă plasate şi în alte puncte decât cele "înalte" (unde ele se montează independent de problema loviturii de berbec, pentru funcţia lor de dezaerisire).
(2)Ventilul de aer este un dispozitiv extrem de ieftin în raport cu hidroforul sau castelul. Principalul său dezavantaj îl constituie faptul că protecţia (pentru reducerea vacuumului) este realizată doar pe o lungime redusă de conductă şi anume în vecinătatea imediată a punctului unde se instalează ventilul. Ca urmare, pentru a se proteja o lungime mai mare de conductă este necesar să se instaleze mai multe asemenea dispozitive. Tot un dezavantaj îl constituie, ca şi în cazul hidroforului, faptul că sunt necesare măsuri atente de montaj şi întreţinere care să le confere o funcţionare sigură şi corectă.
(3)Efectul protector limitat al ventilului de aer se datorează faptului că acesta "intră în acţiune" cu mare întârziere faţă de momentul în care în punctul respectiv ajung primele variaţii de presiune. Este necesar ca presiunea să scadă în punctul respectiv sub zero pentru ca ventilul să se deschidă. În acest timp, pe restul aducţiunii, efectul propagării variaţiilor de presiune şi-a produs deja efectul negativ.
(4)În plus, prin deschiderea ventilului de aer, doar în punctul respectiv se asigură o presiune egală cu zero (presiunea atmosferică). În fapt, presiunea asigurată prin deschiderea ventilului este puţin sub zero întrucât intervine şi pierderea de sarcină la curgerea aerului care intră prin ventil în conductă. În aceste condiţii, presiunile din vecinătatea ventilului vor fi, inevitabil, mai mici decât zero şi, chiar prin montarea mai multor ventile relativ apropiate unul de altul, vacuumul nu poate fi eliminat în totalitate. Acesta este motivul pentru care, în Normativ, se acceptă un vacuum limitat, de 2...3 m.c.a., care de regulă poate fi suportat de conductele obişnuite. Dacă acest vacuum limitat nu ar fi acceptat, soluţia protecţiei cu ventile de aer ar fi, practic, imposibil de aplicat.
(5)În ce priveşte instalarea practică a ventilelor pe profilul longitudinal al aducţiunii, numărul, poziţia şi tipo-dimensiunea acestora vor rezulta în urma calculului detaliat al loviturii de berbec care va avea ca rezultat, pe lângă valoarea presiunilor extreme, şi debitul de aer pe care îl introduce în conductă fiecare ventil.
SUBCAPITOLUL 4:3.4. Supapa de suprapresiune
(1)Supapa de suprapresiune este acel dispozitiv care se deschide imediat ce presiunea depăşeşte o anumită valoare (maximă) care, de regulă, poate fi reglată în prealabil. În acest fel, în punctul respectiv, presiunea maximă este limitată la valoarea calibrată de deschidere a supapei. În fapt, presiunea asigurată prin deschiderea supapei este puţin mai mare decât valoarea calibrată de deschidere întrucât intervine şi pierderea de sarcină la curgerea apei prin supapă.
(2)Supapa de suprapresiune este un dispozitiv extrem de ieftin în raport cu hidroforul sau castelul. Principalul său dezavantaj îl constituie faptul că protecţia (pentru reducerea suprapresiunilor) este realizată doar pe o lungime redusă de conductă şi anume în vecinătatea imediată a punctului unde se instalează supapa. Ca urmare, pentru a se proteja o lungime mai mare de conductă este necesar să se instaleze mai multe asemenea dispozitive. Tot un dezavantaj îl constituie, ca şi în cazul hidroforului, faptul că sunt necesare măsuri atente de montaj şi întreţinere care să le confere o funcţionare sigură şi corectă.
(3)Efectul protector limitat al supapei de suprapresiune se datorează faptului că aceasta "intră în acţiune" cu mare întârziere faţă de momentul în care în punctul respectiv ajung primele variaţii de presiune. Este necesar ca presiunea să crească în punctul respectiv până la valoarea de calibrare pentru ca supapa să se deschidă. În acest timp, pe restul aducţiunii, efectul propagării variaţiilor de presiune şi-a produs deja efectul negativ.
(4)În ce priveşte instalarea practică a supapelor pe profilul longitudinal al aducţiunii, numărul, poziţia şi tipo-dimensiunea acestora vor rezulta în urma calculului detaliat al loviturii de berbec care va avea ca rezultat, pe lângă valoarea presiunilor extreme, şi debitul de apă pe care îl evacuează din conductă fiecare supapă.
SUBCAPITOLUL 5:3.5. Volanta adiţională
(1)La staţiile de pompare, principala cauză a loviturii de berbec, obligatoriu a fi luată în considerare în calcul conform Normativului, o constituie întreruperea alimentării cu energie a motoarelor de antrenare ale pompelor. În această situaţie, momentul de inerţie al tuturor părţilor rotative aflate în cuplaj (pompa împreună cu apa, cuplajul mecanic şi motorul) joacă un rol important întrucât de el depinde timpul real de oprire al pompelor şi, astfel, "duritatea" perturbaţiei primare care generează apoi lovitura de berbec pe întreaga aducţiune.
(2)Mărirea momentului de inerţie prin adăugarea unei volante suplimentare poate fi o soluţie pentru reducerea variaţiilor de presiune însă, practic, aplicarea acestui tip de soluţie de protecţie este dificil de aplicat. Totuşi, efectul benefic al inerţiei trebuie avut în vedere şi, atunci când există posibilitatea de a alege între mai multe tipuri de grupuri de pompare (ansambluri motor + pompă), se va alege acela care sa aibă cel mai mare moment de inerţie.
SUBCAPITOLUL 6:3.6. Conducta de ocolire
(1)La staţiile de pompare, de regulă, pe refularea fiecărei pompe se găseşte câte o clapetă de reţinere (clapetă de sens) care permite curgerea doar către bazinul de refulare şi nu permite curgerea inversă. La cap. 2.3 s-a explicat că este optim ca aceste clapete să se închidă în momentul inversării debitului (sau chiar cu puţin înainte) şi că orice decalaj la închidere este generator de noi perturbaţii generatoare de fenomene suplimentare de lovitură de berbec. Tot acolo s-a arătat că dacă s-ar permite curgerea în sens invers, atunci suprapresiunile care s-ar produce ar fi mult diminuate, în schimb ar exista pericolul ambalării pompei în regim de turbină şi s-ar irosi apa care a fost deja pompată.
(2)Pornind de la aceste constatări, o soluţie pentru reducerea suprapresiunilor o constituie montarea unei conducte de ocolire (de by-pass) a clapetei de reţinere, ilustrată în figura 3.4.
(3)Conducta de ocolire are un diametru cu mult mai mic decât conducta de refulare şi pe ea este montată o vană.
(4)În regim normal de funcţionare vana trebuie să fie deschisă şi apa curge către bazinul de refulare, în principal prin conducta de refulare şi prin clapeta de reţinere şi, într-o măsură mult mai mică, prin conducta de ocolire şi prin vana deschisă.
Conductă de ocolire
Figura 3.4 - Conducta de ocolire (by-pass)
(5)La oprirea pompei şi inversarea curgerii, clapeta de reţinere se închide şi apa este lăsată să curgă în sens invers numai prin conducta de ocolire şi prin vana deschisă. Datorită diametrului redus, determinat riguros prin calcul, această curgere în sens invers poate fi controlată astfel încât să aibă un debit mic şi pompa să nu aibă de suferit din cauza ambalării, obţinându-se în schimb o reducere importantă a suprapresiunilor. Personalul din staţia de pompare va închide apoi lent această vană dar, debitul în sens invers fiind foarte mic, volumul de apă pierdut este redus.