ANALIZA CONSTRUCTIV – FUNCȚIONALĂ A PRINCIPALELOR [626145]
4
CAPITOLUL 1
ANALIZA CONSTRUCTIV – FUNCȚIONALĂ A PRINCIPALELOR
TIPURI DE REZERVOARE ATMOSFERICE CILINDRICE VERTICALE
SI PARAMETRII DE FUNCȚIONARE AI REZERVORULUI PROIECTAT
Rezervoarele pentru depozitarea petrolului și a produselor petroliere sunt recipiente de
construcție complexă și de capacități variabile.
Construcția de rezervoare, de diferite tipuri, forme și dimensiuni s -a dezvoltat pe plan
mondial, în concordanță cu cerințele activității industriale în diferite domenii, în pas cu tehnica
modernă.
S-a ajuns astfel, să se dispună de o mare varietate de soluții constructive de rezervoare.
Clasificarea lor se poate face după numeroase criterii. În cele ce urmează, vom trata numai
criteriile de clasificare cele mai importante.
1.1. Considerații generale. Clasificare
a) Criteriul amplasamentului
După poziția față de suprafața solului se deosebesc:
* rezervoare de suprafață din categoria cărora fac parte rezervoarele petroliere amplasate pe
sol sau deasupra solului (rezervoare supraînălțate) precum și rezervoare îngropate pe mai puțin
de jumătate din înălțimea lor;
* rezervoare semiîngropate , din categoria cărora fac parte rezervoarele petroliere îngropate pe
mai mult de jumatate din înălțimea lor, astfel încât nivelul maxim al produsului depozitat să nu
depășească înălțimea de 2 m față de suparfața solului;
* rezervoare îngropate (subterane), din categoria cărora fac parte rezervoarele petroliere în
care nivelul maxim posibil al produsului depozitat se află cu 0,2 m sub n ivelul solului. Pot fi:
caverne salifere, caverne stâncoase, peșteri, galerii subterane, cavernele subacvatice etc.;
* rezervoare subacvatice (submarine, suboceanice);
* rezervoare plutitoare .
Față de rezervoarele supraterane, rezervoarele petroliere semiîngropate și mai ales cele
subterane, prezintă următoarele avantaje:
– asigură cea mai bună protecție contra incendiilor a produsului depozitat;
– reduc sensibil pierderile de produs prin vaporizare și evaporare;
– avarierea sau distrugerea (prin explozie sau incendiu) a unui rerzervor nu afectează celelalte
rezervoare învecinate;
– în cazul avarierii unui rezervor, pierderile de produse se pot reduce la minim prin pomparea
lor imediată în alte rezervoare;
– costurile care sunt implicate în protecția contra incendiilor sunt minime (nu se mai folosesc
rețelele de apă pentru răcirea rezervoarelor).
b) Criteriul formei geometrice
După forma lor geometrică, rezervoarele petroliere pot fi: cilindrice, sferice, elipsosferice,
sfroidale, conice, paralelipi pedice și de forme speciale. La rândul lor, rezervoarele cilindrice pot
fi orizontale și verticale (acestea din urmă fiind cele mai folosite), în funcție de poziția axei lor
de revoluție.
Drept indicator al economicității formei geometrice a rezervoarelo r petroliere se folosește,
de obicei, raportul dintre suprafața și volumul lor geometric. De reținut că acest raport
5
concretizează în același timp și mărimea cheltuielilor de exploatare legate de controlul
(verificarea), repararea și vopsirea rezervoarelor petroliere, el putând fi folosit, deci, și ca
indicator al economicității și exploatării rezervoarelor.
Rezervoarele cilindrice verticale cu capac fix sunt categoria care include majoritatea
rezervorelor aflate în exploatare. Aceste rezervoare, executate de obicei în construcție sudată din
table de oțel, asigură o bună etanșeitate și impermeabilitate pentru lichidele depozitate.
c) Criteriul capacității nominale de depozitare
După criteriul capacității nominale de depozitare V, în m3, deosebim următoarele tipuri
principale de rezervoare:
* rezervoare obișnuite de depozitare , a căror capacitate nominală este V=30000 m3 (aceste
rezervoare sunt considerate rezervoare de mică și medie capacitate) ,[4];
* rezervoare tehnologice , specifice unităților de prelucrare industrială (rafinării, combinate
petrochimice) cu capacități nominale de V = 50000 m3, considerate rezervoare de capacitate
medie sau mare, [4];
* rezervoare terminale de depozitare , specifice terminalelor petroliere din portur i și a anumitor
rafinării de petrol sau combinate petrochimice, cu capacități foarte mari, V = 50000 m3,
considerate rezervoare gigant, [4]. La nivelul procesului tehnic actual, mărimea și capacitatea de
depozitare a rezervoarelor variază în limite foarte largi, ea fiind precizată pentru fiecare caz în
parte, pe baza considerentelor tehnico -materiale privind construirea și exploatarea lor.
d) Criteriul materialului
După natura materialului (preponderent) din care ele se execută, rezervoarele de depozitar e a
fluidelor se împarte în două mari grupe:
* rezervoare metalice , cuprinzând rezervoare asamblate prin sudură sau nituri, cilindrice,
verticale sau orizontale, sferice, elipsosferice, sferoidale și de forme și construcții speciale;
* rezervoare nemetalice , cuprinzând rezervoare din beton, beton armat, piatră, cărămidă,
pământ, sare, materiale plastice obișnuite sau armate.
e) Criteriul suprapresiunii interioare
După presiunea (suprapresiunea) interioară maximă de depozitare, în general, rezerv oarele
petroliere se împart în trei mari grupe :
* rezervoare de joasă presiune , denumite și rezervoare atmosferice care de regulă sunt
rezervoare cilindrice verticale – P <0,1 bar;
* rezervoare de medie presiune , din categoria cărora fac parte, în mod obișnuit rezervoarele
cilindrice orizontale, rezervoarele sferoidale, rezervoarele sferice și alte rezervoare de construcție
specială – P = 0,5 bar;
* rezervoare de presiune ridicată – P<30 bar.
f) Criteriul sistemului de închidere a rezervoarelo r
Rezervoarele petroliere metalice, cilindrice verticale se execută cu capace și funduri plate,
conice, bombate sau de forme speciale. Adoptarea unui anumit tip de capac sau fund fiind
impusă de particularitățile și condițiile de exploatare, care, la rând ul lor sunt dictate (printre
altele) de proprietățile produselor (petroliere, petrochimice) depozitate și de condițiile climatice.
Urmărindu -se direcțiile principale ale dezvoltării generale ale formelor constructive de
rezervoare, în mod firesc s -a ajuns la elaborarea a numeroase tipuri de rezervoare cilindrice
verticale, dintre care cele mai importante sunt: rezervoare atmosferice cu capac plutitor sau cu
ecran plutitor, rezervor cu capac respirator, rezervoare de presiune (suprapresiune) ridicată.
6
Pentru toate aceste tipuri de rezervoare petroliere și petrochimice, problemele constructive
ale mantalelor sau fundurilor se rezolvă în mod identic, ele fiind asemănătoare între ele, însă
construcția capacului diferă de la caz la caz.
Literatura de spe cialitate menționează și alte tipuri de rezervoare atmosferice cilindrice
verticale și anume: rezervoare cu pernă de gaz inert în spațiul de vapori și cu stropire cu apă pe
capac; rezervoare cu capac deplasabil pe înălțime; rezervoare cu închidere hidrauli că; rezervoare
standard cu membrană plutitoare interioară etc.
Pentru rezervoarele (atmosferice) petroliere cilindrice verticale, în construcție sudată, cu capac
fix, a fost propusă următoarea clasificare, [10]:
– rezervoare de capacitate mică – până la 10 0 m3 – cu capac conic susținut de o construcție
metalică ușoară;
– rezervoare de capacitate mijlocie și mare – între 100 m3 și 50000 m3- cu capac plat pe
construcție metalică cu ferme (pentru V= 100…1000 m3), cu capac conic pe grinzi și stâlpi de
susținere (pentru V= 1000…5000 m3) și cu capac bombat, cu capac în formă de umbrelă sau cu
capac plat pe stâlpi (pentru V= 10000…50000 m3);
– rezervoare de capacitate foarte mare – de peste 50000 m3.
1.2. Rezervoarele cilindrice verticale
Aceste tipuri de reze rvoare sunt foarte răspândite, se execută și se montează ușor și sunt
relativ economice, își păstrează forma geometrică sub acțiunea solicitărilor date de presiunea
interioară.
Dezavantajul principal al acestui tip de rezervor este acela că, în partea sup erioara a
mantalei, capacitatea sa portantă nu este utilizată complet.
Rezervoarele metalice cilindrice verticale se execută cu capace și funduri plate, conice,
bombate sau de forme speciale, adoptarea unui anumit tip de capac sau fund fiind impusă de
particularitățile și condițiile de exploatare, care la randul lor sunt dictate de proprietățile
lichidelor depozitate și de condițiile climaterice.
Au fost elaborate mai multe tipuri de astfel de rezervoare, dintre care se menționează
următoarele :
* rezervor cu capac sferic cu curbura mică;
* rezervor cu capac sferic cu racordare, fără construcție metalică portanta;
* rezervoare cu capac sferoidal;
* rezervor cu capac și fund bombat, care datorită rigidității spațiale, asigură echilibrarea
efectelor s uprapresiunilor;
* rezervoare cu capace și funduri radiale;
* rezervoare cu spațiu de gaze variabil;
* rezervoare cu capac conic cu aport de gaze inerte în spațiul de gaze și cu stropire cu apă pe
capac;
* rezervor cu capac conic, cu membrana interioară plutitoare sau cu ecran interior plutitor;
* rezervor cu capac bombat fix și cu membrană interioară plutitoare sau cu ecran interior
plutitor.
Rezervorele cilindrice verticale și de presiune atmosferică sunt cele mai răspândite, datorită
simplității mate rialelor și lucrărilor de execuție și montaj. Aceste rezervoare se confecționează
din virole de tablă de oțel, sudate sau nituite, de dimensiuni variabile, determinate de capacitate.
7
1.2.1. Rezervoare cilindrice verticale cu capac fix
Un rezervor cili ndric vertical cu capac fix pentru lichide, este constituit din 3 părți principale
și anume: mantaua cilindrică, fund și capac. Mantaua cilindrică, figura 1, constituie partea cea
mai importantă, deoarece aceasta primește sarcina principală produsă de pre siunea exercitată de
lichidul depozitat în interior. Mantaua, figura 1, este alcatuită din mai multe rânduri de virole,
îmbinate prin sudură sau nituire, a căror grosime crește către baza rezervorului, unde presiunea
hidrostatică este cea mai mare.
Capacu l este de formă conică sau sferică pentru a permite scurgerea apelor pluviale sau
provenite din topirea zăpezii. Capacul se asamblează de manta prin intermediul unui inel de oțel
cornier. Capacul trebuie să reziste fără deformare la sarcini nominale perman ente și accidentale,
precum și la variațiile de presiune din interior.
Fundul rezervorului este confecționat din tablă de oțel și este constituit dintr -o zonă centrală
formată din table dreptunghiulare și dintr -o zonă periferică, compusă din table fasonat e, pentru
obținerea formei circulare.
Figura 1.1. . Rezervor cilindric vertical.
1-fundație; 2 -fund; 3 -manta; 4 -virole; 5 -gura de vizitare;
6-racord încărcător spumă; 7 -capac; 8 -constructie de sustinere a capacului ;
9-invelitoarea capacului; 10 -racord echipament respirator ; 11 -racord ventilație ;
12-racord de luat probe; 13 -racord ieșire produs; 14 -racorduri pentru intrare abur;
15-racord intrare produs; 16 -racorduri pentru ieșire condens; 17 -priza cu pământul.
Tipul mantalei rezervorului este condiționată de tehnologia de montaj adoptată. Indiferent
de tipul constructiv realizat, mantaua rezervorului se execută în construcție sudată din table de
lungimi și lățimi standardizate.
Dupa poziția relativă a virolelor se deosebesc:
– a) – îmbinare alternativă (î n trepte ), în care virolele învecinate se suprapun succesiv în
interior și exterior; avantajul acestei îmbinări este acela că nu reduce volumul rezervorului;
– b) – îmbinare telescopică, în care virolele învecinate se suprapun îmbrăcând de jos în
sus virola precedentă, iar diametrele lor sunt din ce în ce mai mici. Îmbinarea se realizează prin
suprapunere astfel încât cordonul de sudură exterior să se poată realiza în condiții bune la o
poziție favorabilă de sus în jos, iar cordoanele interioare să se execute cu grosimi mai mici și
eventual întrerupte;
8
– c) – îmbinare cilindrică în care virolele se sudează cap la cap, având aspect de cilindru.
Acest tip de îmbinare este specifică rezervoarelor de capacitate mică sau ca zurilor când se
utilizează tehnologii de sudură speciale, indiferent de capacitatea rezervorului. Acest tip de
manta se întâlnește în cazul rezervoarelor cilindrice sudate sub strat fondant în condiții de uzină
și în cazul rezervoarelor cu capac sau ecran plutitor. Avantajele acestui mod de îmbinare sunt: se
face economie de material și manopera are cost mai mic, controlul defectoscopic este
îmbunătățit, încărcarea cusăturilor sudate se face mai uniform.
– d) – îmbinare mixtă, în care primele trei virole se m ontează în trepte, iar celelalte se
montează telescopic, figura 1.2.
a b c d
Fig. 1.2 Tipuri constructive de mantale.
Capacul fix este specific rezervoarelor de depozitare atmosferice de construcție normală,
care au fost prevăzute cu anumite amenajări în scopul micșorării la minim a spațiului de gardă în
condițiile umplerii totale. Acestea pot fi: conice, sferice sau plate, figura 1.3.
1-elemente de fixare la manta;
2-învelitoarea capacului;
3-semifermele;
4-pene;
5-contravinturi;
6-căpriori;
7-manta
Fig. 1.3 Capac fix pentru rezervor cilindric vertical.
Semifermele servesc la susținerea capacului, sunt confecționate din profile laminate și
asamblate ca în figura de mai jos
9
Fig. 1.4 Tipuri de semiferme
a) trapeziodala b) triunghiulara
1.2.2. Rezervoare cilindrice verticale cu capac plutitor
A fost realizat din necesitatea reducerii pierderilor prin respirație, deoarece față de
rezervoarele cu capac fix au următoarele avantaje:
– asigurarea unei bune etanșeități între capac și corpul rezervorului pe toata perioada încărcării
și descărcării rezervorului;
– aerul ce se găsește în interiorul pontoanelor, nefiind bun conducător de căldură, protejeaza
lichidul din rezervor contra încălzirii, datorită razelor solare;
– spațiul liber între suprafața lichidului și capacul rezervorului este mic și constant. În fig. 1.5
este prezentat un rezervor cu capac plutitor sau flotant, care este compus din:
Fig. 1.5. Rezervor cu capac plutitor (flotant).
1-manta cilindrică verticală; 5 -suporturi capac;
2-fund; 6 -sistem de rigidizare și platformă de serviciu
3-capac plutitor; 7 -scara mobilă
4-sistem de etanșare; 8-scara fixă.
Tipurile de sistemele de etanșare ale capacelor plutitoare fig.1.6. , [4] sunt:
10
a) – sistem de etanșare flexibil cu lichid incongelabil,
b) – sistem de etanșare cu inel elastic de secțiune trapezoidală
c) – sistem de e tanșare cu inel elastic de secțiune circulară,
d) – sistem de etanșare delta, cu inel elastic de etanșare.
Fig. 1.6. Tipuri de sisteme de etanșare ale capacelor rezervoarelor cilindrice verticale.
Sistemele de etanșare adoptate trebuie să asigure o completă ermetizare a spațiului de lucru
al rezervorului, în cazul trecerii peste unele neregularități ale mantalei, peste cusăturile sudate, și
să mențină un permanent contact, suficient de strâns, între ecran sau capac și manta, fără ca
apăsarea necesară să ducă la forțe mari pentru realizarea deplasării ecranului sau capacului.
Principalele avantaje ale sistemelor de etanșare elastică sunt:
* construcție simplă și exploatare ieftină;
* durata de serviciu îndelungată;
* sunt cele mai eficace sisteme de etanșare;
* greutate mică;
* reduc foarte mult pierderile prin evaporare.
Ecranele plutitoare sunt folosite pentru a micșora sensibil intensitatea procesului de
vaporizare, reducerea pericolului de incendiere, permit captarea și îndepărtarea sarcinilor
electrostatice ce se acumulează pe suprafața lichidului depozitat, [4].
Principalele tipuri de ecrane plutitoare sunt:
– ecrane plutitoare rigide din pentoplast uretanic;
– ecrane plutitoare elastice din tesaturi textile special;
– ecrane plutitoare din aluminiu, sustinute de pontoane ;
– ecrane plutitoare din materiale plastice poliamidice (de tip nailon).
11
Fig. 1.7. Schema rezervoarelor echipate cu ecrane plutitoare .
a) – fără bordaj de închidere; b) – cu bordaj de închidere în forma de Z.
1-manatua rezervorului; 2 -capacul standard; 3 -fund; 4 -armături de respirație și de aerisire; 5 –
ecran plutitor; 6 – lichidul depozitat; 7 -vaporii lichidului depozitat.
12
1.3. Echipamentul rezervoarelor cilindrice verticale
Prin destinația lor, elementele ce constituie echipamentul rezervoarelor sunt destinate
asigurării unei exploatări corecte și în condiții de deplină securitate a rezervoarelor, în principal
permițând efectuarea următoarelor operații:
– încărcarea și descărcarea rezervoarelor;
– măsurarea și indicarea temperaturii și a nivelului lichidelor depozitate în rezervor;
– luarea de probe din lichidele depozitate;
– scurgerea (drenarea) rezervoarelor;
– menținerea suprapresiunii si a vacuumului din rezervor în limitele admisibile;
– controlul, revizia, curățirea și repararea rezervoarelor.
– Indicatoarele de nivel sunt dispozitive destinate măsurării nivelului lichidelor depozitate în
rezervoare cu capac sau fără capac.
– Supapele de respirație au rolul de a p roteja rezervorul prin punerea imediată și în mod
automat a spațiului de gaze -vapori în comunicație cu atmosfera numai atunci când
suprapresiunea sau vacuumul din rezervor atinge anumite valori nepermis de mari. Alegerea
dimensiunilor și numărului supapelo r de respirație se face în funcție de productivitatea pompării.
– Supapele de siguranță hidraulice au rolul de a proteja rezervoarele în cazul defectării
supapelor de respirație sau atunci când capacitatea de evacuare a supapelor de respirație se
dovedește insuficientă pentru echilibrarea presiunii din spațiul de gaze -vapori.
– Opritoarele de flăcări au rolul de a împiedica propagarea în interiorul rezervoarelor a flacării
sau a scânteilor, în cazul când acestea ar pătrunde prin supape, racorduri.
– Gura de vizitare , amplasată pe prima virolă de jos a mantalei cilindrice, permite pe de o
parte accesul în interiorul rezervorului pentru control, revizii, reparații, curățiri și, pe de altă
parte asigură ventilația și iluminarea spațiului interior al rezervorul ui în cazul efectuării acestor
operații.
– Gura de lumină este amplasată pe capacul rezervorului, servind, pe de o parte la iluminarea
și ventilarea spațiului interior al rezervorului, iar pe de altă parte la evacuarea din rezervor a unor
piese avariate.
– Gurile de luat probe se amplasează pe capacul rezervorului și servesc pentru eventuala
măsurare a nivelului lichidului depozitat sau a nivelului apei decantate și pentru luarea probelor
de lichide.
Instalația de încărcare -descărcare cuprinde:
– Racordu l de încărcare -descărcare amplasat pe virola de bază și este elementul care face
legătura între conducta de încărcare -descarcăre și sorbul montat în interiorul rezervorului;
– Sorburile sunt de diferite tipuri, în functie de tipul lichidului depozitat: sor b cu închizător tip
clapeta (acționat prin cablu sau prin tija), sorb mobil;
– Sistemul de scripeți montat etanș pe capacul rezervorului asigură ridicarea sau coborârea
țevii basculante a sorbului mobil, prin intermediul unui cablu de manevră;
– Troliile d e mână montate direct pe mantaua rezervorului sau pe fundații speciale realizează
ridicarea sau coborârea țevii basculante;
– Dispozitivul de transvazare și echilibrare a presiunii asigura transvazarea lichidului din
rezervor în spațial tubular din amontel e clapetei, în cazul sorbului cu clapetă, în scopul
echilibrării presiunilor pe cele două fețe ale clapetei înainte de deschidere și de a descărca de
greutatea lichidului sorbul mobil, în scopul ușurării condițiilor de lucru ale țevii basculante;
– Instal ația de încălzire a rezervoarelor este folosită în scopul reducerii vâscozităților,
modificării stării lor fizice prin încălzire, lichidelor depozitate în timpul pompării sau în timpul
decantării.
13
Principalele tipuri de încălzitoare, generale sunt:
* Încălzitoare tubulare secționate;
* Încălzitoare cu serpentine de încălzire interioare sau exterioare;
Principalele tipuri de încălzitoare locale cele mai folosite sunt:
* Încălzitoare cu elemente tubulare;
* Încălzitoare cu serpentine elicoidale;
* Încălzitoare cu fascicol tubular;
* Încălzitoare cu țevi nervurate.
Fig. 1.8. Încălzitor cu serpentine de încălzire interioare.
1- mantaua rezervorului; 2 – fundul rezervorului; 3 – serpentine de încălzire interioare;
4- suportur i; 5- sorb mobil.
1.4. Parametrii de functionare ai rezervorului proiectat
Pentru studiul concret al optimizării calculului izolației termice am ales rezervorul de țiței
R3 ( Boldesti) de capacitate 10 000 m3 pentru care, conform normelor sunt acceptate următoarele
caracteristici:
– volumul rezervorului: V = 10 000 m3;
– înălțimea rezervorului: H = 13 000 mm;
– diametrul rezervorului: D = 32 410 mm;
14
Calculul numărului de ore de funcționare anual se face ținând cont de timpul de stocare τ2
= 12h; τ1 = τg τ3=τu timpul de umplere – golire ;
Timpul mediu de încălzire pe parcursul unui ciclu va fi:
Numărul de cicluri de umplere si golire pe parcursul unui an este:
Numărul de ore de funcționare anual este:
1.4.1. Parametrii fizico –chimici ai țițeiului depozitat
Din cadrul unor evidențe ale instalației în care este depozitat acest țiței s -au extras câteva
date:
– densitatea țițeiului
20 = 0,852 mg/dm3;
– temperatura de congelare t c = 12ș;
– vâscozitatea la temperatura de depozitare:
= 5,3 cst = 5,3
610 m2/s
Vâscozitatea la o temperatură oarecare cunoscând alte două valori este:
= m
1 2 1lg lg T T
1
= vâscozitatea la temperatura T 1
2
= vâscozitatea la temperatura T 2
= vâscozitatea la temperatura T oarecare
1
= lg lg (
8,01 )
2
= lg lg (
8,02 )
2
– vâscozitățile cinematice la temperaturile T 1 si T 2 care sunt temperaturile absolute
Daca se cunosc T 1, T2,
2 1, deci și
1 ,
2 se poate scrie:
m =
1 22 1
lg lg T T
Vâscozitatea la o temperatura T va fi:
m =
1 2 1
1 22 1lg lglg lgT TT T
15
a.Variația densității cu temperature
Folosind indicația dată în [2] se poate determina valoarea densității țițeiului la 15șC.
20
415
15
+ 0,0045 = 0,852 + 0,0045 = 0,8565 [kg/dm3]
Variația densității cu temperatura este dată de urmatoarea relație conform [2]:
20
4 t
(t-20ș) [kg/m3]
unde:
t = densitatea produsului petrolier la temperatura t
20
4 = densitatea produsului la 20ș
= coeficientul de corecție al densității ;
= 0,7 kg/m3·șC
Rezultă
20
4t – 0,7(t-20șC)
Variația densității funcție de temperatură este dată în tabelul 1.1.
Tabelul 1.1.
b. Variația căldurii specifice cu temperatura
Pentru produsele petroliere lichide, căldura specifică se calculează cu formula:
ct =
3,69T
315
15
103105,0 7125,0 [kJ/kgK]
T = temperatura la care se calculeaza caldura specifica cunoscand
15
15 = 856,5 kg/m3, rezulta:
ct =
3105,8563105,0 7125,03,69273 t = 6,443
310 (t + 273) [kJ/kgK]
Variația căldurii specifice cu temperatura este dată în tabelul 1.2.
Tabelul 1.2.
c. Variația conductibității termice cu temperatura
Pentru calcularea conductibilității termice a produselor petroliere lichide, CJ Crage a stabilit
relația.
λt =
20
45273 1031,6 134,0
t [W/mK]
pentru
20
20 = 0,852 kg/dm3 se obține λt = 0,1572 – 7,4061
510 (t + 273)
Variația conductibilității termice cu temperatura este dată de tabelul 1.3.
16
Tabelul 1.3.
d. Variația coeficientului de dilatare volumică cu temperatura
Coeficientul de dilatare volumică pentru produsele peroliere lichide se calculează cu formula:
273 5965 6340 25831
220
220
4
tt
[1/K]
pentru
20
4 = 0,852 kg/dm3
t =
t33, 12381
Variația coeficientului de dilatare volumică cu temperatura este dată în tabelul 1.4.
Tabelul 1.4.
e. Vâscozitatea dinamică
= 4,6
310 kg/ms
– apă max.: 0,1% vol.;
– apă și sedimente max.: 0,1% vol.;
– sulf total: 0,08% gr;
– sulf mercaptanic: 8% gr;
– H2S lipsa;
– Parafine: 3,5% gr;
– Asfaltene max.: 0,05% gr
1.4.2. Date asupra agentului de încălzire
Pentru încălzirea serpentinelor, în cadrul procesului tehnologic se utilizează abur la
temperatura 180 – 220 șC și presiunea p = 12 – 13 atm.
Mărimile de stare ale aburului și condensului la această temperatura și presiune sunt:
Abur: – volum specific: v” = 0,3747 m3/kg ;
– densitatea:
” = 2,669 kg/m3 ;
– entalpia: i” = 2749 kJ/kg ;
– caldura latenta de condensare: r = 2109 kJ/kg ;
– entropia: s” = 6,822 kJ/kgK
17
Condens: – volum specific: v’ = 0,00109 m3/kg ;
– entalpia: i’ = 640,1 kJ/kg ;
– entropia: s’ = 1,860 kJ/kgK
18
CAPITOLUL 2
CALCULUL MECANIC AL PRINCIPALELOR ELEMENTE
COMPONENTE ALE REZERVORULUI SI AL STABILITĂȚII PRIVIND
ACTIUNEA SOLICITARILOR SEISMICE
2.1. Alegerea pe criterii tehnico – economice a materialelor, determinarea caracteristicilor
mecanice, elastice și fizice ale acestora
Materialele utilizate în construcția utilajului petrolier trebuie să satisfacă anumite cerințe
tehnice și economice. Princi palii indicatori tehnico -economici folosiți la alegerea materialelor
sunt:
* indicatorul tehnico -economic de rezistență, acesta impune alegerea unui material care să
prezinte o rezistență ridicată în condițiile unui cost cât mai mic;
* indicatorul tehnico -economic de coroziune, acesta reprezintă costul unității de volum de
material corodat într -un interval de timp. În acest caz se impune ca materialul să prezinte o bună
rezistență la coroziune;
* indicatorul eficacității economice a utilizării unor material e bimetalice, aceasta impune
elaborarea unor tehnologii de obținere și de îmbinare a bimetalului conducând în acest fel la o
creștere a costului instalației.
Adoptarea acestei soluții trebuie să se facă în urma unei analize a prețului de cost și a
procură rii bimetalelor.
Ținând seama de acești indicatori, pentru realizarea elementelor componente ale
rezervoarelor se folosesc următoarele tipuri de materiale:
Tabelul 2.1.
Definirea caracteristicilor mecanice
Limita de curgere convențională Rp0,2: efortul unitar, corespunzător secțiunii inițiale a
epruvetei pentru care alungirea specifică plastică p, atinge valoarea prescrisă de 0,2 %.
(2.1)
19
Rezistența la tracțiune sau rezistența la rupere Rm: raportul dintre sarcina maximă F max
suportată de epruvetă și aria A o a secțiunii transversale inițiale a epruvetei.
(2.2)
Alungirea la rupere:
(2.3)
Reziliența K: raportul dintre lucrul mecanic L necesar ruperii printr -o singură lovitură a
epruvetei, crestate în U și aria Ao a secțiunii transversale inițiale a epruvetei, date în dreptul
crestăturii.
Simbol KCU – reziliența Charpy pe epruvetă cu crestătură în U.
(2.4)
Energia la rupere KV: energia W considerata la ruperea epruvetei cu crestatura in V.
(2.5)
Duritatea Brinell HB: raportul între sarcina de încercare aplicată, F și aria urmei sferice
lăsată de bila cu diametrul d pe piesa de încercat. Dacă d este diametrul urmei rezultă:
(2.6)
Tabel 2.2.
Oțel Standard Compoziția chimică
%C max %Mn %Si %Cr %Mo %P max %S max %Al %Cu %Ni
S235JR SR EN
10025
+A1 0,17 1,40 0,045 0,045
S235JRG2 0,17 1,40 0,045 0,045
S235JRG3 0,17 1,40 0,035 0,035
P355N SR EN
10216 -3 0,20 0,90…1,70 0,50 0,30 0,08 0,025 0,02 0,02 0,30 0,50
P275NL1 SR EN
10028 -3 0,20 0,80 0,20 0,035 0,04
20
2.2. Calculul rezistențelor admisibile și stabilirea
coeficientului de rezistență al îmbinarii sudate
2.2.1. Calculul rezistențelor admisibile
Conform prescripțiilor tehnice I.S.C.I.R., [5], rezistența admisibilă amaterialului la
temperatura de 20ș C este:
(2.7)
– Rm – rezistența la rupere;
– Rp0.2 – rezistența tehnică de curgere la 20ș C;
– cr – coeficient de siguranță față de rezistența la rupere , cr =2.4;
– cc – coeficient de siguranță față de limita tehnică de curgere, cc =1.5.
Pentru S235JR, rezistența admisibilă este:
Pentru S235JRG2, rezistența admisibilă este:
Pentru S235J2G3, rezistența admisibilă este:
Pentru P355N, rezistența admisibilă este:
Pentru P275NL1, rezistența admisibilă este:
Tabelul 2.3.
21
2.2.2 Stabilirea coeficientului de rezistență al îmbinarii sudate
Raportul dintre rezistența admisibilă a materialului de adaos al cusăturii sudate și rezistența
admisibilă a materialului de bază se numește coeficient de rezistență al sudurii sau cifra de
calitate a sudurii, notat , [1].
(2.8)
Acesta depinde de o serie de factori, dintre care cei mai importanti sunt:
k1 – coeficient de corecție depinzand de sudabilitatea materialelor de baza folosite
(%Mn+%Cr+%Ni+%Si si de %C);
k2 – coeficient de corecție depinzând de detensionarea prin tratament termic a sudurilor;
k3 – coeficient de corecție ce ține seama de examinarea defectoscopică nedistructivă prin
gamagrafiere sau radiagrafiere;
k4 – coeficient de corecție ce ține seama de examinarea aspectului exterior și de num ărul
încercărilor mecanice specifice îmbinărilor sudate;
– cifra teoretica sau maximă de rezistență a îmbinării sudate care este funcție de procedeul
de sudare și de modul de prelucrare al marginilor tablelor,acestea se execută cap la cap, executat
manual de bună calitate și cu rosturi în X.
Tabelul 2.4.
Sudabilitatea oțelurilor, precizată în funcție de conținutul total în anumite elemente de
aliere (Mn, Si, Cr, Ni) și în conținutul de carbon [1].
22
Tabelul 2.5.
Valorile coeficienților de corecție k 1,2,3,4 .
Tabelul 2.6.
Ținând seama de aceste aspecte și de standardele în vigoare avem:
Pentru S235JR:
Pentru S235JRG2 :
23
Pentru S235JRG3 :
Pentru P355N :
2.3. Stabilirea dimensiunilor optime (D si H) pe baza criteriului consumului minim de
metal
2.3.1. Principii și ipoteze. Caracteristicile metodei Suhov
Această metodă este de origine rusă și se bazează pe ipoteza consumului minim de material.
Cu ea se determină dimensiunile optime Hoptim și Doptim. [9]. Comparativ cu metoda costurilor
unitare se pot puncta următoarele aspe cte semnificative:
– dimensiunile optime se stabilesc fără să se țină seama de influența exercitată de factorii
de exploatare și costurile de montaj;
– această metodă nu ia în calcul costurile terenului și ale construcției fundației;
– se identifică opt imul economic, cu consumul minim de metal;
– în acest caz, similar metodei costurilor unitare se deosebesc două cazuri tipice:
*când grosimea mantalei este constantă (Teorema I – a lui Suhov);
*când grosimea mantalei este variabilă (Teorema a II – a lui Suhov);
– în cazul dimensiunilor optim -economice, se folosesc greutățile convenționale, practic
volumele de metal folosite;
2.3.2. Etapele de determinare conform teoremei I a lui Suhov
1.Stabilirea unor dimensiuni orientative ale rezervorului (D si H), astfel încât să se realizeze
egalitatea:
𝑉=𝜋∙𝐷2
4∙𝐻 (2.9)
315 ∙109=𝜋
4∙𝐻
24
𝑉=𝜋∙32,4102
4∙13=10724 ,86 𝑚3
2. Stabilirea grosimilor de calcul
a)- Stabilirea grosimilor echivalente de calcul a capacului ( S c )
Stabilirea grosimilor de calcul:
𝑠𝑐=𝑠𝑡+𝑠𝐶𝑀
unde:
𝑠𝑐 este grosimea de calcul echivalentă a capacului;
𝑠𝑡 este grosimea tablei învelitoare a capacului ; 𝑠𝑡=5 𝑚𝑚;
𝑠𝐶𝑀 este grosimea echivalentă de calcul a constructiei metalice, asimilând=o pe aceasta cu un
disc de diametru egal cu diametrul rezervoru lui și o înălțime egala cu 𝑠𝐶𝑀.
𝑠𝐶𝑀=𝑉𝐶𝑀
𝐴𝐶𝑀 [𝑚] (2.10)
𝑉𝐶𝑀=𝐺𝐶𝑀
𝜌𝑜∙𝑔 ∙𝐷2/4 (2.11)
𝐺𝐶𝑀=(20…40)∙𝑉=30∙10000 =300000 𝑘𝑔∙𝑚/𝑠2= 150000 N
𝐴𝐶𝑀=𝜋∙𝐷2
4=𝜋∙324102
4=8.24∙108 𝑚𝑚2=824 .3𝑚2
𝜌𝑡𝑖𝑡𝑒𝑖 =852𝑘𝑔/𝑚3
𝑉𝐶𝑀=300000
7850 ∙9,81∙852 ∙32.4102 /4=0.124 𝑚3
𝑠𝐶𝑀=0.124
824 .3=0.0021 𝑚=2,1 𝑚𝑚
𝑠𝑐=5+2,1=7,1 𝑚𝑚 ⇒ 𝑠𝑆𝑇𝐴𝑆 =8 𝑚𝑚
b)- Determinarea grosimii echivalente de calcul a fundului rezervorului
Grosimea tablei din care se confecționeaza inelul periferic se consideră
teoretic egală cu grosimea virolei de bază a rezervorului și fiind o grosime de naturală ea trebuie
să aibă o valoare standardizată.
(2.12)
(2.13)
unde:
25
– PC – presiunea de calcul a rezervorului ce ține seama doar de presiunea hidrostatică
exercitată la baza rezervorului și de suprapresiunea din spațiual de gaze -vapori ;
PC ph hg g H hg 852 10 13 106 0.002 0.0964 N / mm2
unde:
– 852 kg / m3 – densitatea lichidului depozitat (țiței);
– H = 13000 mm – înălțimea rezervorului ;
– hg 200mm H 2O 0.002 N / mm2 – suprapresiunea din spațiul de gaze – vapori a
rezervorului;
-D = 32410 mm – diametrul interior al rezervorului ;
– 0.95 – coeficient de rezistență sau cifra de calitate a îmbinarii sudate;
– at 156.667 N / mm 2 – tensiunea sau rezistența admisibilă a materialului
mantalei la temperatura de calcul de 20 ș C;
– C1 =3 mm – adaos de grosime pentru coroziune;
-Cr1 adaos de grosime ce ține cont de abaterea negativă de la grosime a tablelor;
Cr1 f (SSTAS 43787 ; L) =2mm
S
VB 0.0964 32410
3 2 9.6 mm 2 0.95 156.667 0.0964
SVB 10 mm
V f Vpc Vip
Volumul fundului poate fi scris, considerând ca acesta este un disc de diametru egal cu diametrul
rezervorului și înălțime egală cu grosimea echivalentă de calcul a fundului S f .
(2.14)
c)- Stabilirea grosimii echivalente cumulate a fundului și capacului notată
Sc S f 7.21+8.32 =15.53 mm
26
d-) Stabilirea grosimii echivalente de calcul a mantalei
Se aplică în cazul când grosimea mantalei este constantă pe înălțimea rezervorului:
Sm SVB 10 mm
3. Calculul volumului total de material consumat
a)- Calculul volumului de material consumat pentru realizarea fundului și capacului
V
f c V
f V A
f D2 [m3 ]
c 4
V D2 H [m3 ]
4
V f c 𝑉
𝐻 15.53 103 10000
13 6.162 m3
b)- Calculul volumului de material consumat pentru confecționarea mantalei
(2.15)
c-) Volumul total de material consumat
Deoarece apar consumuri suplimentare de material prin suprapunerea tablelor, la realizarea:
capacului, fundului și mantalei, grosimile echivalente de calcul se majorează astfel:
Smc (1 m ) Sm ;unde m 0.05;
Scc (1 c ) Sc ;unde c 0.07;
S fc (1 f ) S f ;unde f 0.08;
c (1 , ) ;unde , 0.075.
Smc 1.05 Sm 10.5 mm
27
Scc 1.07 Sc 7.71 mm
S fc 1.08 S f 8.98 mm
c 1.075 16.69 mm
Se adoptă urmatoarele dimensiuni:
D = 32,40 m;
H 13 m.
2.4. Predimensionarea mantalei ținând seama de
acțiunea presiunii hidrostatice
Calculul de dimensionare al mantalei rezervorului cilindric vertical esteindependent de
soluțiile constructive și de montaj adoptate. Acesta ia în considerație presiunea hidrostatică,
suprapresiunea din spațiul de gaze -vapori șisolicitările hidrodinamice ce pot apare în prezența
mișcărilor seismice.
Pentru determinarea acestor solicitări se asimilează mantaua cilindrică a rezervorului cu o
membrană c ilindrică, presiunea hidrostatică având o distribuțietriunghiulară.
Fig. 2.1. Schema de calcul a mantalei rezervorului ce tine cont de actiunea presiunii hidrostatice
Grosimea virolelor se determina cu relatia:
(2.16)
unde:
– PC i – presiunea de calcul la baza virolei i [N / mm² ] ;
– Di = 32410 mm – diametrul interior al rezervorului [mm];
28
– 0.95 – cifra de calitate a îmbinarii sudate;
– at 156.667 N / mm² – tensiunea sau rezistența admisibilă a materialului
mantalei la temperatura de calcul de 20 ș C;
– C1 =1.5…2 mm – adaos de grosime pentru coroziune;
– Cr1 adaos de grosime ce ține cont de abaterea negativă de la grosime a tablelor;
=0,8…0,7 mm (2.17)
unde:
– hg 200mm H 2O 0.002 N / mm2 – suprapresiunea din spațiul de gaze – vapori a
rezervorului;
– p
hi – presiunea hidrostatică exercitată de lichidul depozitat la baza virolei i
phi l g (H u zi ) [N / mm2 ] ;
– pdi – presiunea hidrodinamică exercitată în condiții seismice la baza virolei i
pdi
R l k kS k3 g [N / mm2 ] 4
unde:
– R = 11395 mm – raza rezervorului;
– 852 kg / m3 – densitatea produsului depozitat (titei);
– k 1.07 – coeficient de corecție ce ține seama de influența stâlpului central;
– kS 0.05 – coeficient de seismicitate ce ține seama de amplasarea teritorială
a rezervorului (pentru gradul 7 de intensitate seismică);
– k3 -coeficient de corecție ce depinde de valoarea raportului:
k3 f (zi / Hu ; H / R)
-g – accelerația gravitațională;
– Lrez 2 R 101781.3 mm – lungimea desfășurată a rezervorului.
VIROLA 1
snec VB1 =pc1∙D
2∙φ∙σa-pc1+3+0.8
𝑝ℎ𝑠1=𝜌𝑡𝑖𝑡𝑒𝑖 ∙𝑔∙(𝐻𝑇−0.3)∙10−6
𝑝ℎ𝑠1=852 ∙9.81∙(13−0.3)∙10−6=0.116 𝑁/𝑚𝑚2
𝑝𝑐1=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠1=0.150 𝑁/𝑚𝑚2
snec VB1 =0.150 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.150+3+0.8= 16.63 mm ⇒ 𝑠𝑛𝑒𝑐 𝑉𝐵1 𝑆𝑇𝐴𝑆 =17 𝑚𝑚
𝐿𝑡𝑎𝑏 𝑙ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
29
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentr u virola 1 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠1=17 𝑚𝑚 ; 𝑙1=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s1=17mm ; l1=1490 mm
VIROLA 2
snec V2=pc2∙D
2∙φ∙σa-pc2+3+0.8
phs2=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1)∙10−6
𝑝ℎ𝑠2=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49)∙10-6=0.102 N/mm2
𝑝𝑐2=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠2=0.132 𝑁/𝑚𝑚2
snec V2=0.132 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.132+3+0.8= 15.09mm ⇒ snec V2 STAS =15 mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 2 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠2=15 𝑚𝑚 ; 𝑙2=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s2=15mm ; l2=1490
VIROLA 3
snec V3=pc3∙D
2∙φ∙σa-pc3+3+0.8
phs3=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2)∙10-6
𝑝ℎ𝑠3=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49 )∙10-6=0.088 N/mm2
𝑝𝑐3=1.3∙𝑝ℎ𝑠3=0.114 𝑁/𝑚𝑚2
snec V3=0.114 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.114+3+0.8= 13.59mm ⇒ snec V3 STAS =14mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
30
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 3 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠3=14 𝑚𝑚 ; 𝑙3=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s3=14mm ; l3=1490 mm
VIROLA 4
snec V4=pc4∙D
2∙φ∙σa-pc4+3+0.8
phs4=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3)∙10−6
𝑝ℎ𝑠4=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49 )∙10-6=0.075 N/mm2
𝑝𝑐4=1.3∙𝑝ℎ𝑠4=0.097 𝑁/𝑚𝑚2
snec V4=0.097 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.097+3+0.8=12.1 mm ⇒ snec V4 STAS =13 mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 4 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠4=13 𝑚𝑚 ; 𝑙4=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s4=13mm ; l4=1490 mm
VIROLA 5
snec V5=pc5∙D
2∙φ∙σa-pc5+3+0.8
phs5=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3-z4)∙10-6
𝑝ℎ𝑠5=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49-1.49)∙10-6=0.061N /mm2
𝑝𝑐5=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠5=0.079 𝑁/𝑚𝑚2
snec V5=0.079 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.079+3+0.8=10.56 mm ⇒ snec V5 STAS =11 mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
31
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 5 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠5=11 𝑚𝑚 ; 𝑙5=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de ta blă cu dimensiuni : s5=11mm ; l5=1490 mm
VIROLA 6
snec V6=pc6∙D
2∙φ∙σa-pc5+3+0.8
phs6=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3-z4-z5)∙10-6
𝑝ℎ𝑠6=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49)∙10-6=0.047N /mm2
𝑝𝑐6=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠6=0.061𝑁/𝑚𝑚2
snec V6=0.061 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.061+3+0.8= 9.01mm ⇒ snec V6 STAS =9 mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 6 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠6=9 𝑚𝑚 ; 𝑙6=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s6=9 mm ; l6=1490 mm
VIROLA 7
snec V7=pc7∙D
2∙φ∙σa-pc7+3+0.8
phs7=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3-z3-z5-z6)∙10-6
𝑝ℎ𝑠7=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49)∙10-6=
0.034N /mm2
𝑝𝑐7=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠7=0.044 𝑁/𝑚𝑚2
snec V7=0.044 ∙32398
2∙0.8∙236 .667 -0.044+3+0.8= 7.56 mm ⇒ snec V7 STAS =8 mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
32
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 7 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensiuni : 𝑠7=8 𝑚𝑚 ; 𝑙7=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s7=8 mm ; l7=1490 mm
Tip otel folosit S235J2 avand 𝜎𝑎=156 .667 𝑁/𝑚𝑚2
VIROLA 8
snec V8=pc8∙D
2∙φ∙σa-pc8+3+0.8
phs8=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3-z4-z5-z6-z7)∙10-6
𝑝ℎ𝑠8=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49)∙10-6=
0.02 N/mm2
𝑝𝑐8=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠8=0.026 𝑁/𝑚𝑚2
snec V8=0.026 ∙32398
2∙0.8∙156 .667 -0.026+3+0.8= 7.16 mm ⇒ snec V8 STAS =8mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 8 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensi uni : 𝑠8=8 𝑚𝑚 ; 𝑙8=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s8=8 mm ; l8=1490 mm ;
VIROLA 9
snec V9=pc8∙D
2∙φ∙σa-pc8+3+0.8
phs9=ρtitei ∙g∙(HT-0.3-z1-z2-z3-z4-z5-z6-z7-z8)∙10-6
𝑝ℎ𝑠9=852 ∙9.81∙( 11.845 -0.3-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49-1.49)∙10-6=
0.006N /mm2
𝑝𝑐9=1.3 ∙𝑝ℎ𝑠9=0.0078 𝑁/𝑚𝑚2
snec V9=0.007 8∙32398
2∙0.8∙156 .667 -0.0078+3+0.8= 4.8 mm ⇒ snec V9 STAS =9mm
𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=5…12 𝑚 ; 𝐿𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=6 𝑚 ;
𝑙𝑡𝑎𝑏𝑙 ă=1490 𝑚𝑚 =1.49 𝑚 (=𝑧1)
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
33
𝑛=2∙𝜋∙16.199
𝐿=2∙𝜋∙16.199
6=16.96 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑒
2∙𝜋∙𝑅=𝑛∙𝐿+𝑛′∙𝐿′
𝐿′=2∙𝜋∙𝑅−𝑛∙𝐿=2∙𝜋∙16.199 −16∙6=5.781 𝑚
Alegem conform STAS 437 -87 tabla pentru virola 9 astfel:
16 bucăți de tablă cu dimensi uni : 𝑠9=9 𝑚𝑚 ; 𝑙9=1490 𝑚𝑚 ;
1 bucată de tablă cu dimensiuni : s9=9 mm ; l9=1490 mm
Fig. 2.2. Secțiune prin mantaua cilindrică a rezervorului proiectat
2.5. Calculul la stabilitate privind acțiunea solicitarilor seismice
Potrivit standardelor in vigoare amplasamentul se incadreaza astfel:
34
Seismic conform normativului P100 -1:2006 Cod de proiectare seism ica a constructiilor –
Partea 1; Prevederi generale de proiectare, in zona de intensitate seismica cu acceleratia terenului
pentru proiectare a g = 0.28 si perioada de control T c = 1.6 s, conform figurilor 2.5.1 si 2.5.2, sub
influenta activitatii seismogene Vrancea corespunzatoare macrozonei cu intensitatea seismica pe
scara M.S.K.
Fig. 2.3. Zonarea teritoriului romaniei in termeni de valori de varf ale acceleratiei terenului
pentru proiectarea a g
Fig. 2.4. Zonarea teritoriului Romaniei in termeni de perioada de control(colt)T c a spectrului de
raspuns
Pentru orasul Ploiești:
Perioada de colt :
𝑇𝑐=1,6 𝑚/𝑠2
Acceleratia gravitationala a zonei :
35
𝑎𝑔=0,28∙𝑔=0,28∙9,81=2,354 𝑚/𝑠2
Forta de baza :
𝐹𝑏=𝛾∙𝑆𝑑(𝑇1)∙𝑚∙𝜆
Unde: 𝛾 𝑒𝑠𝑡𝑒 𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟𝑢𝑙 𝑑𝑒 𝑖𝑚𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑛𝑡𝑎 ,𝛾=1.2 ;
𝑆𝑑(𝑇1)=𝛽(𝑇𝑐;𝑇1)
𝑞∙𝑎𝑔
q este factorul de comportare ce caracterizeaza capacitatea de disipare a u nei structuri,
q=2 ;
𝑀 𝑒𝑠𝑡𝑒 𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑟𝑒𝑧𝑒𝑟𝑣𝑜𝑟𝑢𝑙𝑢𝑖 𝑐𝑖𝑙𝑖𝑛𝑑𝑟𝑖𝑐 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑐𝑎𝑙 ;
𝑇1=𝐶𝑇∙𝐻3/4
𝐶𝑇=0,05
𝜆 𝑒𝑠𝑡𝑒 𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑒𝑐𝑡𝑖𝑒
λ=0.85 pentru 𝑇1<𝑇𝑐
λ=1 pentru 𝑇1>𝑇𝑐 ;
𝑇1=0,05∙133
4=0,342 𝑠
𝑇1<𝑇𝑐 𝜆=0,85
𝑇1<𝑇𝐵 𝛽=(𝛽0−1)
𝑇𝐵∙𝑇1+1
𝑇1∈(𝑇𝐵,𝑇𝐶) 𝛽=𝛽0
𝑇1∈(𝑇𝐶,𝑇𝐷) 𝛽=𝛽0∙𝑇𝐶
𝑇1
𝑇1>𝑇𝐷 𝛽=𝛽0∙𝑇𝐶∙𝑇𝐷
𝑇12
𝑇𝐶 0.7 1 1.6
𝑇𝐵 0.07 0.1 0.16
𝑇𝐷 3 3 2
𝛽=𝛽0=2.75
Masa pentru virola 1 :
𝑚1=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠1∙𝑙1∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.017 ∙7850 ∙1.49=20238 .24𝑘𝑔
Masa pentru virola 2 :
𝑚2=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠2∙𝑙2∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.015 ∙7850 ∙1.49=17857 .27 𝑘𝑔
Masa pentru virola 3 :
𝑚3=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠3∙𝑙3∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.014 ∙7850 ∙1.49=16666 .79 𝑘𝑔
Masa pentru virola 4 :
𝑚4=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠4∙𝑙4∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.013 ∙7850 ∙1.49=15476 .3 𝑘𝑔
Masa pentru virola 5 :
𝑚5=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠5∙𝑙5∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.011 ∙7850 ∙1.49=13095 .33 𝑘𝑔
Masa pentru virola 6 :
𝑚6=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠6∙𝑙6∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.009 ∙7850 ∙1.49=10714 .36 𝑘𝑔
Masa pentru virola 7 :
𝑚7=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠7∙𝑙7∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.008 ∙7850 ∙1.49=9523 .88𝑘𝑔
36
Masa pentru virola 8 :
𝑚8=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠8∙𝑙8∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.008 ∙7850 ∙1.49=9523 .88 𝑘𝑔
Masa pentru virola 9 :
𝑚8=2∙𝜋∙𝑅∙𝑠9∙𝑙9∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =2∙𝜋∙16.19∙0.009 ∙7850 ∙1.49=10714 .36 𝑘𝑔
Masa capacului :
𝑚𝑐𝑎𝑝𝑎𝑐 =𝜋∙𝑅2∙𝑠𝑐𝑆𝑇𝐴𝑆 ∙𝜌𝑜𝑡𝑒𝑙 =𝜋∙16.192∙0.008 ∙7850 =51713 .4𝑘𝑔
Masa totala :
M= 𝑚1+𝑚2+𝑚3+𝑚4+𝑚5+𝑚6+𝑚7+𝑚8+𝑚𝑐𝑎𝑝𝑎𝑐 =175523 .81 𝑘𝑔
𝑆𝑑(𝑇1)=2.5
2.5∙2,354 =2,354
𝐹𝑏=1.2∙2,354 ∙175523 .81∙1=495819 ,65=49,58 𝑡𝑓
𝐹𝑏=𝑐𝑠∙𝐺=0.24∙2065915 ,20 =495819 ,65 𝑁
G=g ∙𝑀=9.81 ∙210592 ,78=2065915 ,20 N
Masa totala rezervor pl in:
Mp= 𝜌∙𝑉∙1000 +𝑀=0.935 ∙10000 ∙1000 +175523 .81= 9495523.81 kg
𝐹𝑏=1.2∙1.962 ∙9495523 .81 ∙1=22356261 .26 𝑁=22356 .26 𝑘𝑁
𝐹𝑏=𝑐𝑠∙𝐺=0.24∙93151088 .58 =22356261 .26 𝑁=22356 .26 𝑘𝑁
G=g ∙𝑀=9.81 ∙9495523.81 =93151088.58 N
37
CAPITOLUL 3
OPTIMIZAREA IZOLA ȚIEI TERMICE PENTRU REZERVORUL
CILINDRIC VERTICAL DE CAPACITATE 10000 m3
3.1. Caracteristici generale ale izolațiilor termice
Conform normativelor în vigoare, toate instalațiile care produc, transportă sau distribuie
căldură (inclusive instalațiile care înmagazinează un fluid cald) vor fi izolate termic.
Obligativitatea izolării se refera atât la conducte și la instalațiile propriu -zise cât și la
dispozitivele auxiliare cum sunt: flanșe, ventile, ștuțu ri, etc.
Izolarea acestor elemente se va face astfel încat să permită manevrarea lor normală.
Scopul izolării termice este de a reduce pierderile de căldură de la fluidul din
instalație către mediul ambient avându -se în vedere, în special:
– economia de căldură și combustibil;
– respectarea parametrilor de funcționare a instalației;
– încadrarea temperaturii la suprafața izolată în normele admise de NTS;
– evitarea congelării fluidului de lucru în instalație când aceasta este oprită pe o perioadă
limitată;
– evitarea scăderii parametrilor fluidului transportat în lungul instalației sau a rețelei sub
o anumită valoare;
– eliminarea pericolului de producere a incendiilor prin contactul substanțelor ușor
inflamabil cu suprafețele fierbinți ale condu ctelor și aparatelor.
Izolarea se realizează astfel încât schimbul global de căldură să fie cât mai redus, respectiv
izolarea să fie cât mai eficientă.
Elementele ce compun structura de termoizolare sunt:
– stratul termoizolator, elementul de bază al st ructurii de termoizolare, care se realizează
din materiale cu rezistență mare la transfer termic;
– îmbrăcămintea exterioară (protecția) cu rol de protejare a structurii de izolare din punct
de vedere mecanic și hidrofug;
– elemente de susținere antiglis ante cu rol de a împiedica lunecarea structurii de izolare
la suprafețe verticale și oblice și antitasante cu rol de a rigidiza structura de izolare (când
structura termoizolatoare este realizată din materiale fibroase tasabile) și pentru ancorarea
protecț iei;
3.1.1. Materiale utilizate pentru izolarea termică
Materialele izolante vor îndeplinesc condițiile:
– coeficient de conductibilitate redus;
– temperatura maximă de folosire superioară temperaturii suprafeței ce se izolează;
– densitatea cât mai mică;
– coeficient de difuzibilitate redus;
– coeficient de dilatare cât mai mic;
– rezistența mecanică mare;
– higroscopicitate mică și rezistență la putrezire mare;
– acțiune chimică asupra suprafeței izolante cât mai mică;
– posibilitate de montaj ușoară.
38
A. Materiale pentru stratul termoizolator
Acestea pot fi:
a) vată minerală în vrac tip 60 si tip 70 livrata în baloturi și utilizată la umplerea diverselor
goluri și rosturi la aparate;
b) saltele din vată minerală tip SP60.1, SP60.2, SP70.1 , SP70.2. Grosimea saltelelor este
cuprinsă între 30 mm și 100 mm crescând din 10 în 10 mm. În cazul în care grosimea necesară a
termoizolației este mai mare de 100 mm se folosesc două rânduri de saltele;
c) cochilii din vată minerală tip CO70 și tip CO12 0, au forma unor cilindri secționați
longitudinal pe una sau pe două generatoare și se utilizează la izolarea termică a conductelor.
Domeniul de utilizare a materialului pentru realizarea stratului termoizolant este prezentat in
tabelul urmator:
Tabelul 3. 1.
B. Materiale pentru protecția stratului termoizolator :
a) tabla de oțel neagră
b) tabla de oțel zincată
C. Materiale pentru susținerea , rigidizarea și montajul termoizolațiilor sunt standardizate
și sunt următoarele:
a) Sârma din oțel, zincată
b) Tablă zincată
c) Șuruburi autofretante pentru metal
d) Benzi de oțel
e) Material mărunt (șuruburi,piulițe,nituri,etc.)
39
3.1.2. Izolarea termică a rezervoarelor
Termoizolația pentru rezervor se realizează din vată minerală tip 60 gata confecționată.
Saltelele se taie la lungimea necesară și se montează pe rezervor prin înfășurare, dar nu se aplică
decât după ce suprafața rezervorului va fi curățată și vopsită.
Susținerea saltelelor se va realiza cu ajutorul unor agrafe din sârmă f 4 -6 mm sudate pe
mantaua rezervorului.
Odată cu înfășurarea saltelelor pe mantaua rezervorului se realizează și prinderea acestora cu
ajutorul agrafelor , prin trecerea agrafelor prin saltele și îndoirea acestora peste stratul izolant.
Rosturile transversale și longitudina le se cos cu sârmă moale zincată 0,8 mm diametru, după
care se va lega izolația cu inele din sârmă moale zincată f 2 mm.
În timpul montării elementelor termoizolatoare se produc o serie de denivelari și deformări
ale acestora. Pentru realizarea unui strat izolator de grosime constantă și forma geometrică
perfectă se vor corecta toate denivelările prin baterea izolației cu ajutorul unei palete din
scândură, care se menține tot timpul paralelă cu generatoarea rezervorului.
Protecția stratului termoizolator se realizează cu tablă galvanizată de grosime 0,8 mm care
se fixează cu șuruburi autofrentante pentru metal f 4X16 mm. Se recomandă ca șuruburile
autofrentante pentru metal să fie cadmiate sau zincate.
Pentru susținerea protecției din tablă galvanizată se prevăd distanțiere cu lamele din tablă de 1 mm.
Lamelele vor amplasa în funcție de dimensiunile formatelor de tablă astfel încât îmbinarea a
două table să se realizeze în dreptul lamelelor.
Fixarea izolației se va face cu ajutorul lamelelor, iar între l amele cu agrafe. În funcție de
amplasarea lamelelor, este posibil ca poziția agrafelor pe rezervor să se modifice. În acest sens,
se recomandă ca sudarea agrafelor și distanțierelor să fie corectă.
Astfel, se sudează pe mantaua rezervorului atât agrafe câ t și distanțierele pentru tablă, după
care se desfac lamelele distanțierelor și se fixează izolația termică prin înfigere în agrafele
metalice și distanțiere.
Se montează apoi lamelele pe distanțiere prin fixare în șuruburi, capetele libere ale
agrafelor se îndoaie peste saltea.
Apoi se fixează tabla de protecție peste stratul termoizolator.
3.2. Calculul izolației termice
3.2.1. Generalități
In cazul special al rezervorului atmosferic pentru depozitarea produselor petroliere vâscoase
și foarte vâscoase caracterizate printr -un punct de congelare ridicat, se impun cerințe de încălzire
severe în vederea vehiculării acestora prin pompare.
Pentru aceste cazuri deosebite se recurge la izolarea rezervorului, soluție constructivă care
impune o corectă cunoaștere a proceselor de transfer de căldură.
Calculul are la bază o serie de parametri incluși în urmatoarele clase:
1.Clasa parametrilor legați de caracteristicile produsului stocat;
2.Clasa parametrilor condiționați de cerințele de exploatare;
3.Clasa parametrilor legați de condițiile climatice și de locație.
Se izolează toate rezervoarele de depozitare atmosferică cu excepția:
a) rezervoarelor montate în exterior pentru care:
t·n·S
0.56·106 [°C·h·m2]
b) rezervoarelor montate în exterior pentru care:
t
10șC
40
c) rezervoarelor montate în spații închise pentru care:
t
Sn
1,4
610 [°C
2mh ]
unde:
t = diferența de temperatură medie anuală calculată pe durata de funcționare (în condiții
de încălzire).
Se calculează diferența dintre temperatura peretelui neizolat al rezervorului și temperatura
mediului ambiant (t
a =10,9șC).
n = timpul de funcționare al rezervorului în condiții de încălzire, n = 5176 h/an
S = suprafața exterioară a rezervorului
S = S 1 + S 2 = 132,56 + 824,06 = 2146,62 m2
Unde: S1 = 2
RH = 2
132,16 = 1322,56 m2
S2 =
R2 =
22,16 = 824,06 m2
Deci
t
Sn = 29,1
62, 2146 5176 = 3,42
810 > 0,56
610
Din acest calcul rezultă că rezervorul trebuie izolat.
3.2.2. Calculul grosimii optime a izolației rezervorului
Calculul cuprinde două etape:
1. etapa selecționării, stabilirii și determinării în succesiune logică a valorilor tuturor
parametrilor utilizați.
2. etapa stabilirii și verificării obligativității izolării, a grosimii optime economice și a
timpului de recuperare a investiții lor.
A.Etapa 1. Stabilirea și determinarea parametrilor de calcul
1.1 Date legate de elementele dimensionale și de amplasare a rezervorului
a) Elementele dimensionale:
– volumul rezervorului: V = 10.000 m3;
– înalțimea rezervorului: H = 13 m;
– diametrul rezervorului D = 32,4 m;
– grosimea mantalei:
1 = 20 mm;
– grosimea fundului:
2 = 24 mm;
– grosimea capacului:
3 = 15 mm;
– grosimea medie totală:
mmp 6,1933 2 1 ;
b)Date de amplasare speciale :
– rezervorul este amplasat în exterior;
41
– felul stratului izolator: saltele din vată minerală tipizate și strat de protecție din tabla zincata cu
grosimea 0,75 mm;
– regim de funcționare continuu;
– rezervorul este sprijinit pe o fundație.
1.2 Date legate de produsul stocat
– denumirea produsului: țiței;
– densitatea la 20șC:
20
4 = 852 kg/m3
1.3 Date privind încălzirea
– temperatura fluidului stocat t
f = t
inc = 40șC;
– numarul de ore de încălzire anual: h = 5176 h/an
1.4 Date legate de condițiile climatice
– temperatura aerului în calculul grosimii optime, t a se ia egală cu temperatura medie anuală
pentru durata de funcționare t a = 10,9șC;
– viteza vântului v v = 5 m/s
1.5 Date legate de prețul de producere a energiei termice
Conform prețului de valorificare stabilit de ministerul petrolului, prețul convențional de
producere a căldurii este:
b = 217,5 lei/Gcal = 217,5:1,163 lei/kWh
b = 187,5 lei/kWh
1.6. Elementele de cost și amortizare a insta lației
a) Indicii de amortizare sunt determinați funcție de modul de realizare a stratului de
protecție și izolare:
– cost întreținere strat izolator: i s = 20%;
– cost întreținere strat protector: i pr = 30%;
– valoarea materialului protector recuperat: Γ pr = 30%;
– valoarea materialului izolator termic: Γ iz = 30%;
– durata de viață a izolației: T s = 12 ani;
– durata de viață a materialului protector: T pr = 6 ani
b) Parametrii necesari calculului economic
42
– cost complet (materiale, manopera, regie) specific al stratului izolator (c sau Ps) determinați
conform tabelului 4.4
c = 102,5 lei/m2
Ps = 930,9 lei/m3
– costul materialului izolator (c m sau P sm )
cm = 26,4 lei/m2
Psm = 223,875 lei/m3
– costul complet specific al stratului protector
Ppr = 12,6 lei/m2
– costul materialului protector
Pprm = 8,55 lei/m2
– cota anuală de amortizare și întreținere a stratului izolator:
as =
129,930875,22330 20 1009,930 100
s sprm s s s
TPPr i P 9,39 %/an
– cota anuală de amortizare și întreținere a stratului p rotector:
apr =
66,1255,830 30 1006,12 100
pr prprm pr pr pr
TPPr i P 18,27 %/an
– parametrul de calcul pentru stratul izolator:
ps =
17,0121
10039,91
100
ss
Ta l/an
– parametrul de calcul pentru stratul protector:
ppr =
34,061
10027,18 1
100
prpr
Ta l/an
Elementele de cost și amortizare a izolației realizate din saltele de vată minerală au fost
extrase din tabelele nr.4.1 si 4.2.Grosimea inițială a stratului protector : =120 mm.
Pornind de la această grosime estimată inițial se vor recalcula elementele, determinându -se
în final grosimea optimă din punct de vedere economic.
1.7. Elementele de calcul ale parametrilor transmisiei de căldură
– conductibilitatea termică a peretelui metalic al rezervorului pentru tabla din oțel carbon
0,2% C, conform tabelului 4.7: λp = 50W/m·K;
– temperat ura medie a stratului izolator funcție de t f și ta (tabelul 4.5) rezultă: t m = 38șC;
– soluția constructivă a izolației: saltele din vată minerală tip SPI -2 cu suport din împletitură
din sârmă zincată pe ambele fețe;
iz
43
– conductibilitatea termică în funcție de soluția construtivă determinate din tabel:
λs = 0,0323 + 0,00023
mt [W/m·K]
λs = 0,0323 + 0,00023
38 = 0,041 [W/m·K]
44
Tabelul 3.2. Tabelul 3.3. Tabelul 3.4.
Pprm [lei/m2]
6 Ppr [lei/m2]
8,55 Cost montaj strat protector [lei/m2]
Total
1,605 Utilaj
– Manoperă
1,365 Materiale
0,24 Cost confecționare strat protector [lei/m2]
Total
6,945 Utilaj
0,135 Manoperă
1,05 Materiale
5,76
45
Tabelul 3.5.
Ps=
svc1
Pms=
sm
vc
Pms[lei/m2]
76,74
68,775
63,75
59,01
55,5
53,175
50,88
49,05
47,475
46,8
Ps[lei/m2]
147
129,225
115,875
105,84
97,5
91,365
86,25
81
77,145
73,35
cm
[lei/m2]
4,605
4,8151
5,1
5,31
5,55
5,85
6,105
6,375
6,645
7,02 Cost schelă
metalica pentru
montaj [lei/m2] Total
88,2
90,45
92,7
95,25
97,5
100,5
103,5
105,3
108
109,95 Utilaj
Manoperă
Material
Cost montaj strat
izolator[lei/m2] Total
3,645
3,87
4,095
4,35
4,605
4,875
5,145
5,415
5,76
6,315 Utilaj
Manoperă
Material
Cost material izolator
2,43
2,58
2,79
2,9
3,07
3,25
3,43
3,61
3,84
4,21
Volumul stratului izolator
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
Grosimea startului izolator
60
70
80
90
100
110
120
130
140
150
46
Tabelul 3.6. Tabelul 3.7.
Temperatura fluidului stocat [°C]
T 250
Temperatura medie a stratului izolator [°C]
145
140
135
130
125
200
120
115
110
105
100 150
95
90
85
80
75 100
70
65
60
55
50 90
65
60
55
50
45 80
60
55
50
45
40 70
55
50
45
40
35 60
50
45
40
35
30 50
45
40
35
30
25
Temperatura
aerului [°C]
25
15
0
-15
-25
Temperatura maximă de utilizare [K]
973
1123
1673
1873
873
1023 ρ [kg/m3]
800
500 600
1800 1900
400 500
200
170 200 Relația de calcul a conductibilitații [W/mK]
λ=0,0001862·T+0,0795
λ=0,0002326·T+0,0492
λ=0,0005815·T+0,06782
λ=0,000279·T+0,0175
λ=0,0002326·T+0,02871
λ=0,00023·T+0,0323 Material
Fulgi de azbest
Cărămidă de diatomit
Cărămidă de șamotă
Praf de diatomit
Vată de sticlă
Vată minerală
47
Tabelul 3.8.
Felul meterialului
[kg/m3] λ [W/mK] Observații
Oțel de beton asfaltic pe fundație 7850 50 t
150șC
Strat de beton asfaltic pe fundație 800 0.26 t = 20șC
Strat protector de azbest 1200 0.32 t = 20șC
Sol relativ uscat (foarte nisipos) 1500 1.047 t = 20șC
Sol cu umiditate mare (25%
argilos) 2000 2.559 t = 20șC
Sol cu umiditate mijlocie (8%
nisipos) 2000 1.748 t = 20șC
Tablă din oțel –carbon(0,2%C) 7850 50 t
150șC
Gaze (aer + hidrocarburi) – 0.0282 t
70șC
B. Etapa 2. Calculul grosimii izola ției și stabilirea duratei recuperării investițiilor
2.1. Calculul parametrilor necesari determinării grosimii izolației
a) Coeficientul parțial de schimb de căldură prin convecție liberă pe fața interioară a
rezervorului
Acest coeficient se calculează inițial cu ajutorul unei formule determinată experimental
urmând ca in capitolul următor să se specifice valoarea sa pe baza criteriilor de similitudine.
Pentru pereții verticali cu înălțime mai mare de 30 cm relația de cal cul a coeficientului
parțial de schimb de căldură prin convecție liberă, ținând seama și de acțiunea vântului este:
5.0
07v i v
[W/m2K]
5,0 25,0 25,0 25,057 1,2978.1 57 78,1 ti
78,19i
[W/m2K]
b)Coeficientul par țial de schimb de căldură prin convecție pe fața exterioară
Acest coeficient de schimb de căldură se determină cu relația :
– pentru v v
5 m/s >
ec = 6,16 + 4,18·v v [W/m2K]
– pentru vv > 5 m/s >
ec = 7,21 ·(vv)0,8 [W/m2K]
Deoarece v v = 5 m/s
ec= 6,16 + 4,18·5 = 27,06 [W/m2K]
c) Coeficientul de radiație a suprafeței exterioare a rezervorului izolat , funcț ie de soluția
constructiv ă adoptată.
Pentru tablă din oțel zincată conform tabelului:
c1 = 1,45 W/m2K
48
d)Temperatura la exteriorul stratului protector
Aceasta se estimează inițial, urmând ca prein calcule ulterioare să se verifice relația
următoare:
tpr = ta +
eq
[K]
Calculul se face iterativ p ână la determinarea valorilor lui t pr cu o precizie
5%. Se
adoptă t pr = 12șC.
e)Coeficientul parțial de schimb de căldură prin componenta de radiație
Se determină cu formula:
a pra pr
ert tt tc
4 4
1100273
100273
32,19,10111002739,10
1002731145.14 4
er
W/m2K
f)Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața exterioară se calculează cu
relația:
ec er e
= 27,06 + 1,327 = 28,387 W/m2K
g)Parametrul de calcul care intervine în relație pentru determinarea grosimii
izolației,
se calculează cu relația:
A = 10-3·b·h·
s ·W
A = 10-3·0,5176·1350·0,041·1·1 = 0,0069876 [lei/m2Kan]
Unde
= coeficient ce ține seama de pierderile de căldură în regim staționar ;
=1
W = coeficient de calcul, W = 1 pentru suprafețele plane și sferice
49
h)Determinarea grosimii stratului izolator
Grosimea optimă a stratului izolator se determină cu formula:
e pp
prpr
is
s sa f
sPpttA
1 1
m
38,281
502,0
5000075,0
78,191041,062060017,09,104009,19
s
098,0s
m
Conform acestei valori, se alege din standarde grosimea care să justifice relația de
calcul a lui
s .
(
s) efectiv
(
s) calcul
Se adoptă
s = 100 mm
3.2.3. Calculul parametrilor transmisiei de căldură prin izolația efectivă
a.Densitatea fluxului termic real se calculează cu relația:
q =
ss
e pp
prpr
ia stt
1 1
q =
37,36
141,0100,0
38,281
502,0
5000075,0
78,1919,1040
[W/m3]
b. Temperatura reală a stratului protector la exterior
Aceasta se calculează cu relația: t pr1 = ta +
eq
tpr1 = 10,9 +
1238,2837,36 șC
Eroarea de calcul este
%5,1 1001218,12121001
prpr pr
tt t
50
c. Coeficientul real parțial de transmitere a căldurii prin radiație:
a pra pr
ert tt tc
4 4
1100273
100273
33,19,1018,121002739,10
100273 18,1245,14 4
er
W/m2K
d. Coeficientul real parțial de transmitere a căldurii pe fața exterioară
39,28 33,106,271 1 1 ec er e
W/m2K
e. Temperatura la suprafața stratului izolator
tse =
prpr
eaqt
1
tse = 10,9 + 36,37
9,125000075,0
38,281
șC
f. Temperatura la suprafața interioară a stratului izolator
tp = tsi = tf – q
pp
i
1
tp = 40-36,37·
17,3850020,0
78,191
șC
g. Conductibilitatea termică
1 1 00023,0 0323,0sm s t
039,0 35,25 00023,0 0323,01 s
W/m2K
Eroarea de calcul este:
%87,4 100041,0039,0 041,01001
ss s
51
h. Coeficientul total de transmisie a căldurii
K =
249,19,104037,36a fttq
tq W/m2K
3.2.4. Calculul parametrilor transmisiei de căldură pentru rezervorul neizolat
a) coeficientul parțial de transmisie a căldurii pe fața interioară calculat anterior este:
78,19i
W/m2K
b) componenta de convecție a coeficientului pațial de transmisie a căldurii este:
06,27ec
W/m2K
c) coeficientul de radiație c 2 pentru rezervorul neizolat este,conform tabelului 4.3,pentru
tablă de oțel acoperită cu lac c 2 = 2,33 W/m2K
d) temperatura peretelui metalic pentru rezervorul neizolat
Aceasta se determină adoptând inițial o valoare care apoi se verifică prin calcule
iterative cu relația: t p = tf –
0q·
i1
Unde q 0 reprezintă densitatea fluidului termic pentru cazul rezervorului neizolat. Se
adoptă t f = 40șC, t p = 22șC
e) componenta de radiație a coeficientului parțial de schimb de căldură pentru rezervorul
neizolat, se determină cu relația:
a pra pr
ert tt tc
4 4
1100273
100273
26,29,10221002739,10
100273 2233,24 4
er
W/m2K
f) coeficientul parțial de transmisie a căldurii pe fața exterioară:
32,29 26,2 06,27 er ec e
W/m2K
52
g) densitatea fluxului termic este:
q0 =
e pp
ia ftt
1 1 [W/m2]
q0 =
24,338
32,291
50020.0
78,1911,29
W/m2
h) verificarea temperaturii peretelui se face cu relația:
tpr2 = tf – q0
i1
tpr2 = 40 – 338,24·
78,191 = 22,53șC
Eroarea față de valoarea adoptată este:
%5,2 1002253,22 221002
pp p
ttt
i) coeficientul total de transmisie a căldurii pentru rezervorul neizolat:
K0 =
36,1953,22 4024,3380a fttq
tq W/m2K
3.2.5. Determinarea timpului de recuperare a investițiilor și verficarea obligativității
izolării
Timpul de recuperare a investițiilor este:
T =
pr pr s s spr s s
Pp PptbhK KP P
0310
T =
6,1234,01,0 930917,01,29 135,0 517524,136,19 106,121,0 9309
3
T = 0,28 ani
53
Deoarece din calcul a rezultat T <10 ani, izolarea rezervorului este obligatorie. Valorile
pentru P s, ppr, Psm, ps sunt determinate în capitolul anterior.
3.2.6. Calculul pierderilor de căldură
A. Calculul pierderilor de căldură în cazul rezervorului izolat termic
Pierderile de căldură se determină pentru urmatoarele zone ale rezervorului:
a – fund;
b – manta udată;
c – capac;
d – manta în spațiul de vapori.
Notațiile și relațiile de calcul sunt cele folosite la punctul precedent la care se adaugă:
1.Date legate de elementele dimensionale și de amplasare a rezervorului
– înălțimea de gardă:
hg =
mD29,124,3208,0
21,0 08,0
– înălțimea de umplere:
Hu = H – hg = 13 – 1,29 = 11,71 m
– suprafața totală:
St = 2
134,3244,32242 2
DHD
St = 164,2 + 1322,56 = 29,6 m2
– suprafața izolată:
Siz =
56, 1322134,32DH m2
– suprafața fundului:
Sa =
06,824212, 1648
44,32
42 2
D m2
– suprafața mantalei udate:
Sb =
32,119171,114,32 uDH m2
– suprafața mantalei neudate:
Sd =
23,131 29,14,32gDh m2
– suprafața capacului:
Sc =
06,82444,32
42 4
D m2
– grosimea fundului:
241 mm
– grosimea mantalei:
202 mm
54
– grosimea capacului:
153 mm
– grosimea medie:
66,1933 2 1p mm
– grosimea stratului isolator:
100iz mm
– diametrul serpentinei de încălzire: d s = 60 mm
2. Date legate de caracteristicile produsului stocat
– densitatea țițeiului la 20șC:
85220
4 kg/m3
– căldura specifică: c = 2,016 kJ/kgK
– conductibilitatea termică:
t = 13,40·10-2 W/m2K
– coeficientul de dilatare termică volumică:
410 344,8t l/K
– punctul de congelare: t c = 12șC
3. Date legate de mediul ambiant
Pentru procesele de încălzire și pentru rezervoarele montate în exterior, temperatura aerului
se consideră egală cu temperatura minimă în condiții de funcționare: t a = -10șC.
Pentru calcule de încălzire, viteza vântului se consideră ca o medie a valorilor din lu nile de
iarnă pe ultimii zece ani la nivelul solului.
vv =
87 m/s = 8 m/s
A.1. Calculul pierderilor de căldură prin fundul rezervorului
a. Determinarea prin calcule iterative a coeficientului parțial de schimb de căldură pe
fața int erioară:
479,0
tfpa f
iatt
58,19103.5384079,04
6 ia
W/m2K
unde: tpa = temperatura peretelui fundului estimată inițial și verificată prin calcule iterative
tpa = tf –
iaaq
; se estimează inițial t pa = 38șC
ft
= vâscozitatea cinematică a produsului petrolier corespunzătoare temperaturii de stocare
tf
= 5.3·106 m2/s conform tabelului 4.7
55
b. Determinarea componentei de convecție pentru coeficientul parțial de schimb de căldură
pe fața exterioară:
94,36 821,7 21,78,0 8,0 v eca v
W/m2K
Componenta de radiație pe fața exterioară:
0era
c. Determinarea coeficientului parțial de schimb de căldură pe fața exterioară
94,36094,36era eca ea
W/m2K
d. Conductibilitatea termică prin sol conform tabelului 4.7 pentru sol cu umiditate mijlocie:
745,1sol
W/m2K
e. Determinarea densității fluidului termic
qa =
ea sol pp
iaa f
Dtt
125,01 [W/m2]
qa =
596,10
94,361
745,14,3225,050024,0
78,19110 40
[W/m2]
unde:
p = grosimea fundului;
p = 0,024 m
p
= conductibilitatea termică a peretelui metalic;
p = 50 W/m2K
f. Verificarea temperaturii peretelui
tpa = tf – qa
ia1
tpa = 40 –
58,19159,10 = 39,45șC
Eroarea față de valoarea estimată inițial este:
%69,3 100384,3938100,
pacalculpa pa
tt t
g. Determinarea coeficientului de schimb de căldură total prin fundul rezervorului:
Ka =
2118,010 4059,10tqa W/m2K
56
A.2. Calculul pierderilor de căldură prin mantaua udată
a. Determinarea coeficientului parțial de schimb de căldură pe fața interioară
487,0
ftpb f
ibtt
56,21103,538 4087,0 46 ib
W/m2K
b. Determinarea componentei de convecție pentru coeficientul parțial de schimb de căldură
05,38 821,7 21,780 8,0
v ecb v
W/m2K
c. Determinarea temperaturii peretelui protector pe fața exterioară a stratului izolator
Se consideră t prb = -9,5șC
d. Determinarea componentei de radiație a coeficientului parțial de schimb de căldură pe
fața exterioară
a prba prb
erbt tt tc
4 4
1100273
100273
529,010 5,9100273 10
1002735,945,14 4
er
W/m2K
e. Determinarea coeficientului total de convecție și radiație pe fața exterioară
579,38 529,005,38 erb ecb eb
W/m2K
f. Densitatea fluxului termic
eb prpr
iziz
pp
iba f
bttq
1 1
[W/m2]
98,19
57,381
5000075,0
041,01,0
50019,0
56,12111040
bq
[W/m2]
unde:
p = grosimea medie a peretelui rezervorului;
p = 0,024 m
iz
= grosimea izolației;
iz = 0,1 m
pr
= grosimea stratului protector;
pr = 0,00075 m
g. Determinarea valorii reale a lui t pb estimată inițial la 38șC
tpb = tf –
ibb·1q
57
tpb = 40 –
56,211 19,98 = 39,07 șC
Eroarea față de valoarea estimată inițial este:
%81,2 1003807,3938100,
pbcalculpb pb
tt t
h. Determinarea valorii reale a lui t prb estimată inițial la -9.5șC
tprb = ta +
4.957.3898.1910
ebbq
șC
Eroarea
%179,0 1005,94,95,9
i. Determinarea coeficientului de schimb de căldură total
Kb =
399,05098,19tqb W/m2K
A.3. Calculul piederilor de căldură prin mantaua spațiului de vapori
a. Înălțimea stratului de vapori
hv = h g = 1,29 m
b. Valoarea conductibilității termice a spațiului de vapori se extrage din tabelul 4.7.
Rezultă
0282,0v W/m2K
c.Temperatura din spațiul de vapori se determină din tabelul 4.8. Pentru 40șC
rezultă t v = 28șC.
Tabelul 3.9.
Nr.
crt. Încălzire Răcire
tf [șC]
tv [șC]
tf [șC]
tv [șC]
1 50 32 100 73.5
2 60 36 90 67
3 70 39 80 60
4 80 43 70 54
5 90 48 60 47
6 100 52 50 40
58
d. Coeficientul parțial de schimb de căldură
425,3v f ev tt
048,6 284025,34 ev
W/m2K
e. Se estimează valoarea lui t pd = 27șC
f. Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața interioară
431,1pd v id tt
31,1 272831,14id
W/m2K
g. Densitatea fluxului termic
qd
prpr
ed iziz
vv
eba v
htt
1 1 [W/m2]
qd =
780,0
5000075,0
57,381
041,01,0
028,029,1
048,611028
[W/m2]
unde:
57,38eb ed W/m2K
h. Temperatura reală a peretelui
tpd = tv –
iddq1
tpd = 28 – 0,780·
40,2731,11 șC
Eroarea
%49,1
i. Temperatura reală a stratului de protecție
tprd = ta + q d
ed1
tprd = -10 + 0,780·
97,957,381 șC
Eroarea
%5
j. Coeficientul total de schimb de căldură
Kd =
015,050780,0tqd W/m2K
59
A.4. Calculul pierderilor de căldură prin capac
a. Densitatea fluxului termic
qc = q d = 0,780 W/m2
b. Coeficientul total de schimb de c ăldură
Kc = K d = 0,015 W/m2K
c. Pierderile de căldură pentru suprafețele caracteristice pentru rezervorul izolat termic
Qa = q a·Sa = 10,596·824,06 = 8731,73 W
Qb = q b·Sb = 19,98·1191,32 = 23802,57 W
Qc = q c·Sc = 0,780·824,06 = 642,76 W
Qd = q c·Sd = 0,780·131,23 = 102,35 W
d. Cantitatea totală de căldură pierdută în cazul rezervorului izolat termic
Qt = Q a + Q b + Q c + Q d
Qt = 8731,73 + 238022,57 + 642,76 + 102,35
Qt = 33279,41 W = 33,279 kW
e. Fluxul t ermic mediu pentru acest caz este:
qiz =
202,1168, 297041, 33279
tt
SQ W/m2
f.Coeficientul global de schimb de căldură, mediu:
Kiz =
224,050202,11tqiz W/m2K
B. Calculul pierderilor de căldură pentru rezervorul neizolat
Calculul se va face în aceeași succesiune, modificând în calcule valoarea lui
iz , aceasta
fiind nulă în acest caz.
B.1. Calculul pierderilor de căldură prin fundul rezervorului
Valorile sunt identice cu cele calculate pentru rezervorul izolat, deoarece nu intervine în
calcule valoarea lui
iz .
B.2. Calculul pierderilor de căldură prin mantaua udat ă
a. Determinarea coeficientului parțial de schimb de căldură pe fața interioară
487,0
ftpb f
ibtt
60
94,40103,5144087,0 46 ib W/m2K
unde se estimează inițial t pb = 14șC
b. Determinarea componentei de convecție pentru coeficientul parțial de schimb de căldură
05,38 821,7 21,78,0 8,0 v ecb v
W/m2K
c. Componenta de radiație a coeficientului parțial de schimb de căldură pe fața exterioară
a pba prb
erbt tt tc
4 4
2100273
100273
937,110 14100273 10
100273 1433,24 4
er
W/m2K
d. Determinarea coeficientului total de convecție și radiație pe fața exterioară
98,39 937,105,38 erb ecb eb
W/m2K
e. Determinarea densității fluxului termic
qb
eb pp
iba ftt
1 1 [W/m2]
qb =
29, 1012
98,391
50019,0
94,4011040
W/m2
f. Verificarea temperaturii t pb
tpb = tf – qb
ib1
tpb = 40 – 1012,29·
27,1594,401 șC
Eroarea față de valoarea estimată inițial este:
%07,9 1001427,1514100,
pbcalculpb pb
tt t
g. Determinarea coeficientului de schimb de căldură total
Kb =
24,205029, 1012 tqb W/m2K
61
B.3. Calculul pierderilor de căldură prin spațiul de vapori
a. Înălțimea stratului de vapori
hv = h g = 1,29 m
b. Valoarea conductibilității termice a spațiului de vapori se extrage din tabelul 4.7. Rezultă
v
= 0,0282 W/m2K
c. Temperatura din spațiul de vapori se determină din tabelul 4.8. Pentru 40șC rezultă
tv = 28șC
d. Se estimează inițial t pd = 27șC
e. Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața interioară
431,1pd v id tt
32,1 272831,14id
W/m2K
f. Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața exterioară
425,3v f ev tt
04,6 284025,34 ev
W/m2K
g. Densitatea fluxului termic
qd
ed vv
eba v
htt
1 1 [W/m2]
qd =
82,0
57,381
028,029,1
048,611028
W/m2
unde
ed = 3,25
01,8 40 2725,344 a pdt t W/m2K
h. Temperatura real ă a peretelui
tpd = tv – qd
id1
tpd = 28-0,82·
37,2731,11 șC
Eroarea
%74,0
i. Coeficientul total de schimb de căldură
Kd =
016,05082,0tqd W/m2K
62
B.4. Calculul pierderilor de căldură prin capac
Considerăm pentru capac:
qc = q d = 0,82 W/m2
Kc = K d = 0,016 W/m2K
Pierderile de căldură pentru suprafețele caracteristice rezervorului neizolat:
Qa = q a·Sa = 10,596·824,06 = 8731,73 W
Qb = q b·Sb = 1012,29·1191,32 = 1205961,323 W
Qc = q c·Sc = 0,82·824,06 = 675,729 W
Qd = q c·Sd = 0,82·131,23 = 107,60 W
Cantitatea totală de căldură pierdută în cazul rezervorului neizolat termic este:
Qt = Q a + Q b + Q c + Q d
Qt = 8731,73 + 1205961,323 + 675,72 + 107,60
Qt = 1215476,382 W = 1215,476 kW
Fluxul termic mediu pentru acest caz este:
Q0 =
157,40968, 2970382, 1215476
tt
SQ W/m2
Coeficientul total mediu de schimb de căldură
K0 =
183,850157,4090 tq W/m2K
Economia de căldură este :
izolatt neizolatt Q Q Q
197, 1182 279,33 476, 1215 Q
kW
3.3. Metoda grafică de stabilire a izolației
optime
3.3.1. Calculul pierderilor de căldură în cazul rezervorului neizolat
Se utilizează următoarele ipoteze:
-pierderile de căldură au loc cu aceeași intensitate pe întreaga suprafață a mantalei;
-fundul rezervorului este perfect izolat și, deci nu sunt pierderi de căldură în această zonă;
-datorită prezenței spațiului de vapori, pierderile de căldură aferente capacului sunt micșorate
și convențional ele se consideră distribuite pe o jumătate din suprafața capacului.
a. Date necesare calculului
-înălțimea rezervorului: H = 13 m
63
-diametrul rezervorului: D = 32,4 m
-înălțimea de umplere: H u = H – Hg = 11,71 m
-grosimea mantalei:
p = 0,020 m
Date legate de produsul stocat
-densitatea relativă:
85220
4 kg/m3
-temperatura fluidului stocat: t f = 40șC
-vâscozitatea cinematică la temperatura de stocare:
= 5,3·10-6 m2/s
Date climatice
-temperatura medie a aerului în lunile de iarnă: t a = -10șC
-viteza vântului: v v = 8 m/s
b. Calculul coeficienților parțiali de schimb de căldură (pe fața interioară și exterioară)
Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața interioară a peretelui rezervorului se
calculează cu relația:
li
Nu [W/m2K]
Relația a fost stabilită pe baza criteriului de similitudine Nusselt în care:
l = este asimilată cu înălțimea de umplere a rezervorului
= conductibilitatea termică a produsului, care se calculează cu relația:
852,0273 40 1031,6 134,0 1031,6 134,05
20
45
T
21040.13
W/m2K
unde: T = temperatura absolută a țițeiului stocat [K]
20
4
= densitatea relativă a țițeiului stocat
Nu = criteriul de similitudine Nusselt care se calculează cu relația lui Lorentz: Nu = C (P r·Gr)n
unde: P r = criteriul de similitudine Prandtl, care se calculează cu relația:
Pr =
tc
unde: c t = căldura specifică produsului stocat [kJ/kgK], variația lui c t cu temperatura este dată în
tabel
= vâscozitatea țițeiului stocat la temperatura respectivă [m2/s]; variașia vâscozității este dată
în tabel
= densitatea țișeiului stocat la temperatura respectivă [kg/m3]; se utilizează datele din tabel
= conductibilitatea termică [W/m2] ; variația conductibilității este dată în tabel
Gr = criteriul de similitudine Grashoff care se determină cu relația:
64
Gr =
23
tg Hu
unde:
= coeficientul de dilatare volumică a produsului stocat [K-1] și se determină cu relația:
=
mT 220
420
45965 6340 25831
[K-1]
unde: t = temperatura produsului stocat
tp = temperatura peretelui rezervorului
Tm = temperatura medie între t și tp
Tm =
2732ptt [K]
Valorile constantei „c” și a exponentului „n” sunt prezentate în tabelul 3.9.
Tabelul 3.10.
Nr. crt. Gr·Pr C N
1 <10-3 0,5 0
2 10-3 – 5·102 1,18
81
3 5·102 – 2·107 0,54
41
4 2·107 – 1013 0,135
21
Coeficientului parțial de schimb de căldură pe fața exterioară a rezervorului are două
componente:
er ec e [W/m2K]
unde:
ec = coeficient de schimb de căldură prin convecție. Luând în considerare și influența
vântului, se calculeză cu relația:
ec
= 1.97
5.0 25.07v a p v tt [W/m2K]
ec
= coeficient parțial de schimb de căldură prin radiație
a pa p
r
erttt tc
4 4
100273
100273
[W/m2K]
cr = coeficient de radiație al suprafeței exterioare vopsită cu lac de aluminiu
Conform tabelului 4.3., c r = 2.33 W/m2K
Pentru calcul se folosește metoda grafică ce se desfășoară în următoarea succesiune:
1 .se dau valori arbitrare pentru temperatura peretelui rezervorului
65
2. se calculează pentru aceste valori coeficienții parțiali de schimb de căldură
i și
e
Se adoptă t p1 = 10șC
Rezultă t m1 =
2521040
21ptt șC
Coeficientul de dilatare volumică este:
1220
420
41273 5965 6340 25831
mt
4
2 1 1024,825 273 852,0 5965 852,0 6340 25831
[1/K]
Produsul (P r·Gr) este dat de relația:
1 13
1 13t gH ct gH cGPu t u t
r r
Pentru obținerea unei formule simplificate care poate fi folosită și pentru cazurile următoare
se înlocuiesc valorile constantelor în formula produsului:
t GPr r 1 2 63
104,13 103,571,1181,9 852 016,2
r rGP
= 3,80·1013·
4 13
1 10241.81040 1080.3t
r rGP
= 9,39·1011
Corespunzător acestei valori conform tabelului 5.1, rezultă c = 0,135 și n =
31 .
Aceste valori se vor păstra și pentru cazurile ce vor urma, deoarece produsul
r rPG se va
încadra, ca valoare în această categorie:
C Nu1
106, 1206 1039.9 135.03/111
1 n
r rGP
Componenta de convecție a coeficientului parțial de schimb de căldură este:
5,0 25,0
1 1 7 97,1v a p ec v tt
7 10 1097,125,0
1 ec
96,23 85,0
KmW2/
Componenta de radiație a coeficientului parțial de schimb de căldură
a pa p
ert tt tc
14 4
1
1
1100273
100273
89,110 10100273 10
100273 1033,24 4
1
er
KmW2/
66
Coeficientul total de schimb de căldură pe fața exterioară este:
85,25 89,196,231 1 1 ec er e
KmW2/
Coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața interioară
uiHNu1 1
80,1371,111040,13106, 12062
1
i
KmW2/
Tabelul 3.11.
Se dau valori din 5 în 5șC pentru t p, rezultatele fiind centralizate în tabelul 10.2.
Se recalculează coeficientul parțial de schimb de căldură pe fața exterioară
er , cunoscând
că în regim staționar d ensitatea fluxului termic este constantă și deci, este valabilă relația:
a p er p i tt tt
Se introduc în această relație valorile lui t p din tabelul 10.2.
Rezultă:
7,201010104080,13
11 1
1
a pp i
eRt ttt
KmW2/
131015154013
22 2
2
a pp i
eRt ttt
KmW2/
053,820 1020 4008,12
33 3
3
a pp i
eRt ttt
KmW2/
701,425 1025 4097,10
44 4
4
a pp i
eRt ttt
KmW2/
39,230 1030 4059,9
55 5
5
a pp i
eRt ttt
KmW2/
Valoarea reală pentru
eR rezultă
eR = 25,75 W/m2K
67
c. Calculul temperaturii peretelui neizolat
Pentru determinarea temperaturii peretelui neizolat se calculează densitatea fluxului termic
pentru interior
iq și pentru exterior
eq .
Se trasează graficul
p i tf q și
p e tf q , iar punctul lor de intersecție corespunde
temperaturii căutate.
Se folosesc următoarele formule, urmând ca rezultatele să fie centralizate în tabelul 10.3.
p i tf q
iq
p itt
eq
p ae tt
Tabelul 3.12.
Fig. 3.1.
Din intersecția celor 2 curbe rezultă
C C tp 8 8,7
d. Calculul fluxului termic și a coeficientului global de transmisie a căldurii în cazul izolării
termice
Densitatea fluxului termic real se detrmină cu relația:
68
2
0 /1 1mWttq
e pp
ia
2
0 / 980,452
75,251
50019,0
86,1311040mW q
unde:
i – se calculează cu valorile reale pentru
e și
pt
KmWtttt
pa pe
i2/ 86,138,7 40108,775,25
Coeficientul total de transmisie a căldurii:
KmWtqko 2
0 / 059,950980,452
e. Calculul cantității de căldură pierdută în mediul ambiant
Cantitatea de căldură pierdută în mediul ambiant se determină cu formula:
tr o Sq Q0
kW W Q 30,726 60, 726303 39, 1603980,4520
unde:
trS- suprafața de transfer de căldura. Se calculează considerând și spațiul de transfer.
trS
84,3271,114,328 DHDu
trS
239, 1603 m
3.3.2. Calculul pierderilor de căldură pentru rezervorul izolat
În prima etapă se calculează fluxul termic cu relația:
2/1 1mWttq
e iziz
pp
ia
Deoarece
iz p și
iz p termenul
p p se poate neglija în raport cu termenul
iz iz
a. Calculul densității fluxului termic pentru diferite valori ale temperaturii la peretele
exterior al izolației
Pentru
C tpei81 se determină coeficientul parțial de transfer de căldură prin componenta
de radiație și convecție.
Componenta de convecție:
69
5,0 25,0
1 1 7 97,1v a pei ec v t t
KmWec2 5,0 25,0
1 / 14,22 57 10 8 97,1
Componenta din radiație:
a peia pei
r
ert tt tc
14 4
1
1100273
100273
KmWer24 4
1 / 715,110 8100273 10
100273833,2
1 1 1 ec er e
KmWe2
1 / 855,23 14,22 715,1
Fluxul termic în acest caz va fi:
1 1 1 e e e t q
2
1 / 71,47 108 85,23 mW qe
Celelalte valori ale lui
1peit sunt date în tabelul următor:
Tabelul 3.13.
b. Calculul temperaturii pe peretele interior al izolației
Deoarece
e iqq se vor exprima temperaturile corespunzătoare unor grosimi ale izolației
alese în prealabil.
1. Pentru
C tpei81 se consideră
06,01iz
m
1 1
11
1 pei pii
iziz
e t t q
11
1 1 1
iziz
e pei pii q t t
70
C tpii 72,34067,006,071,4781
2. Pentru
C tpei 5,82 se consideră
07,02iz
m
22
2 2 2
iziz
e pei pii q t t
C tpii 61,28067,007,052,355,82
3. Pentru
C tpei 75,83 se consideră
08,03iz
m
33
3 3 3
iziz
e pei pii q t t
C tpii 45,26067,008,048,29 75,83
4. Pentru
C tpei94 se consideră
1,04iz
m
44
4 4 4
iziz
e pei pii q t t
C tpii 02,26067,01,046,2394
c. Calculul coeficienților parțiali de schimb de căldură pe fața interioară și a cantităților de
căldură pierdute pentru grosimile de izolație considerate
Coeficientul parțial de transfer de căldură pe fața interioară se calculează cu relația:
KmWttq
piie
i2/
KmWttq
piie
i2
11
1 / 03,972,344071,47
KmWttq
piie
i2
22
2 / 118,361,284052,35
KmWttq
piie
i2
33
3 / 176,245,264048,29
KmWttq
piie
i2
44
4 / 678,102,2640465,23
Se recalculează valorile fluxului termic cu noile valori ale lui
i
2
11
11 / 704,47
85,231
067,006,0
035,911040
1 1mWttq
e iziz
ia
71
2
22
22 / 51,35
68,231
067,007,0
118,311040
1 1mWttq
e iziz
ia
2
33
33 / 48,29
58,231
067,008,0
176,211040
1 1mWttq
e iziz
ia
2
24
44 / 46,23
465,231
067,01,0
678,111040
1 1mWttq
e iziz
ia
unde: Q = cantitatea de căldură cedată în mediul exterior.Ea se calculează cu formulele:
kW Sq Qtr 483,76 823, 76483 39, 1603704,471 1
kW Sq Qtr 933,56 183, 56933 39, 160351,352 2
kW Sq Qtr 265,47 284, 47265 39, 160348,293 3
kW Sq Qtr 418,37 418, 37613 39, 160346,234 4
3.3.3 Dimensionarea tehnico – economică a izolației termice
Calculul grosimii optime a izolației constă în determinarea punctului optim între costul
căldurii pierdute anual prin stratul izolator și costul anual al întreținerii izolației (amortizarea
izolației).Amortizarea anuală a izolației cuprinde costul materialelor utilizate, costul manoperei
și costul întreținerii izolației.
Grosimea izolației o ptime corespunde punctului minim al curbei costului total.
Fig 3.2.
Curba (1) reprezint ă variația costului anual al căldurii pierdute prin stratul izolator.
Curba (2) reprezintă amortizarea anuală a izolației.
Curba (3) reprezintă costul total.
72
Costul căldurii pierdute anual prin izolație se calculează cu relația:
] /[ 102 3anmleibhq Koq
Toate elementele au fost expliacte în capitolele anterioare.
Costul anual al izolației se calculează cu relația:
sm s s s
oizTcr i cK100100
Suma costurilor se calculează cu relația:
] /[2
0 anmleiK K Koiz oq
Calculul se face pentru fiecare grosime de izolație considerată în paragraful 5.2.b
miz 06,0
1350 5176 704,47 10 103
13
1 bhq Koq
anmlei Koq2 4
1 / 1045, 333336
6 10046050030 20 100 882000
1001001 1
1
sm s s
oizTcri cK
anmlei Koiz2 4
1 / 10 153375
anmlei K K Koiz oq2 4
1 1 01 / 1045, 486711 15337545, 333336
miz 07,0
1350 517651,35 10 103
23
2 bhq Koq
anmlei Koq2 4
2 / 1055, 248129
6 10048150030 20 100 904500
1001002 2
2
sm s s
oizTcri cK
anmlei Koiz2 4
2 / 10 156825
anmlei K K Koiz oq2 4
2 2 02 / 1055, 404954 15682555, 248129
miz 08,0
1350 517648,29 10 103
33
3 bhq Koq
anmlei Koq2 4
3 / 104, 2055994
6 1005100030 20 100 927000
1001003 3
3
sm s s
oizTcri cK
anmlei Koiz2 4
3 / 10 159900
anmlei K K Koiz oq2 4
3 3 03 / 104, 365894 1599004, 205994
73
miz 1,0
1350 517646,23 10 103
43
4 bhq Koq
anmlei Koq2 4
4 / 10 163929
6 10055500030 20 100 975000
1001004 4
4
sm s s
oizTcri cK
anmlei Koiz2 4
4 / 10 167250
anmlei K K Koiz oq2 4
4 4 04 / 10 331179 167250 163929
miz 13,0
1350 517602,17 10 103
53
5 bhq Koq
anmlei Koq2 4
2 / 1085, 118928
6 10063750030 20 100 1053000
1001005 5
5
sm s s
oizTcri cK
anmlei Koiz2 4
2 / 10 178725
anmlei K K Koiz oq2 4
5 5 05 / 10 304659 17872585, 118928
Pentru rezervorul neizolat
0iz , rezultă:
1350 5176 980,452 10 103
63
6 bhq Koq
anmlei Koq2 4
6 / 10 3165243
Aceste metode de calcul sunt utilizate curent în determinarea grosimii optime.
Metoda analitică prezintă următoarele dezavantaje :
-valorile coeficienților parțiali de schimb de căldură se iau după date empirice, fără a se
considera variația acestora în funcție de temperatură;
-costurile se determină pentru valori ale fluxului de căldură pierdut determinat pe baza
coeficienților parțiali luați in considerație cu niște valori medii.
Totuși, această metodă se folosește în proiectare fiind expeditivă și rezultatele au o bună
aproximație.
Metoda grafică
Este complexă pentru că țin e seama de influența tuturor parametrilor variabili cu
temperatura care intervin în relațiile de calcul ale fluxurilor termice și se determină o grosime de
izolație optimă din punct de vedere tehnico -economic.
74
CAPITOLUL 4
NORME S.S.M. ȘI P.S.I. CE TREBU IE RESPECTATE ÎN
EXPLOATAREA REZERVOARELOR
Normele specifice de securitate a muncii:
La elaborarea proiectului s -a ținut seama de prevederile legislative învigoare, precum și de
normele și normativele aferente de protecție a muncii.
Pe tot fluxul de execuție a fiecărui echipament tehnologic pentru rezervoare,executantul va
respecta:
– normele de protecție și igienă a muncii, specifice fiecărui loc de muncă;
– normele departamentale specifice fiecărei operații de executat;
– instrucțiuni proprii de protecție și igienă a muncii la fiecare loc demuncă.
Aducerea la cunoștință a acestor norme și instrucțiuni, se vor face prin instructaje periodice,
de personae responsabile cu protecția și igiena muncii pe întreprindere, astfel:
*orice operație la rezerv or se va executa numai cu avizul sau cu dispoziția șefului ierarhic și va fi
menționată în registrul de operare, se recomandă ca operațiile mai dificile să se execute ziua;
*se interzice utilizarea personalului fără echipament de protecție, individual, cum ar fi: salopeta,
casca de protecție, centura, masca de gaze, iar pentru utilizarea colectivă se vor folosi frânghii și
furtunuri pentru inspirația aerului curat;
*se interzice folosirea de încălțăminte cu accesorii metalice;
*uneltele de mână vor fi confe cționate din materiale care să nu provoace scântei prin lovire sau
frecare;
*se interzice blocarea cu diverse materiale a scărilor, podețelor sau platformelor de acces;
*la urcarea pe scara rezervorului, personalul va avea mâna dinspre balustrade liberă, t oate
instrumentele de montaj, de luat probe, trebuie purtate într -o geantă montată la brâu;
* instructajul de protecție a muncii se va face periodic, în conformitate cu normativele în
vigoare.
Pe timpul lucrărilor pregătitoare, în vederea curățirii rezerv oarelor, se vor respecta
următoarele măsuri de protecție a muncii:
*utilizarea în mod obligatoriu a măștilor de gaze, cu aducțiune de aer curat, pentru orice operație
executată pe capacul rezervorului;
*se vor utiliza numai cizme de cauciuc și costume core spunzatoare;
*se vor folosi scule din materiale antiscântei;
*pentru iluminatul interior se vor utiliza numai lămpi capsulate antiscântei, a căror aprindere se
va face numai în afara rezervorului.
Amplasarea rezervoarelor se va face de comun acord cu bene ficiarul, cu respectarea
prescripțiilor tehnice pentru monatarea, repararea și verificarea rezervoarelor N.U.P.M. -C 9/1.
La executarea lucrărilor se va ține seama de:
*se vor utiliza la montaj mijloacele de lucru mecanizate cu respectarea normelor și norm ativelor
în vigoare, privitor la folosirea lor;
*se vor respecta normele de protecție a muncii la operațiile de defrișări și săpături;
*încărcarea, descărcarea și manipularea materialelor se va face cu ajutorul dispozitivelor de
ridicat acționate manual sa u mecanizat;
*personalul folosit la aceste operații va fi bine instruit.
Toate piesele speciale montate pe rezervoare vor fi probate înainte de montaj, conform
normelor de montaj, întocmindu -se proces verbal.
75
În timpul efectuării probelor de presiune la r ezervoare, nu se va permite oamenilor să staționeze
în dreptul dopurilor, blidelor și armăturilor montate pe conducte și rezervoare.
Măsuri pentru prevenirea și combaterea incendiilor:
Factorii determinanți în combaterea incendiilor, sunt următorii:
*respectarea riguroasă a regimului tehnologic prin pregătirea și perfecționarea personalului ce
exploatează rezervoarele;
*realizarea unor lucrări de calitate de către furnizorii de utilaje, aparate, materiale, de
întreprinderile de construcții care execut ă lucrările de revizie și reparație și de personalul de
exploatare a rezervorului;
*recepția și inspecția exigentă după terminarea lucrărilor de construcții și reparații;
*interzicerea fumatului și folosirii focului deschis în zona rezervorului;
*luarea de măsuri ca, permanent, căile de access să fie deblocate, atât spre rezervor, cât și
dinspre raza de activitate a mijloacelor de stins incendii, de către personalul de operare a oricărei
defecțiuni sau situații care ar putea genera un incendiu și luarea de măsuri corespunzatoare;
*interzicerea folosirii în zona rezervorului a corpurilor de iluminat și a aparatelor de măsura și
control, ce nu corespund zonei respective;
*să nu se depună pe panourile electrice, sau pe calorifere, țesături sau alte materiale
combustibile.
Pentru combaterea incendiilor, rezervorul este prevazut cu serpentine de stingere a
incendiilor, cu două racorduri pentru admisia spumei chimice, ce se va folosi ca agent de stingere
a focului.
La elaborarea proiectului s -a avut în vedere fap tul că montarea și exploatarea rezervoarelor
se vor executa conform STAS 9312/87, cu privire la măsurile P.S.I.
În cazul în care se constată emanații de produse petroliere supraveghetorul rezervoarelor este
obligat să anunțe imediat conducerea lucrării ș i se vor lua următoarele măsuri:
*se interzice accesul pe o rază de cel puțin 30 m de la locul emanației, iar în funcție de
intensitatea ei, raza de extindere se poate extinde;
*interzicerea apropierii cu foc și executarea de lucrări ce ar putea produce sc ântei;
*luarea de măsuri de prevenire a incendiilor la clădiri și construcții civile, învecinate cu punctual
de periculozitate mărită.
Montajul
Amplasarea întregului echipament se va face conform desenului de ansamblu a rezervorului
și desenelor de ansa mblu ale subansamblelor aferente echipamentelor, funcție de pozițiile
indicate față de axele principale 0 -90 -180-270 , [3, 5].
Din întreg echipamentul, gura de vizitare de pe capac, gurile de vizitare depe pontoane,
dispozitivul automat de aerisire, au poziții fixe pentru orice tip de montaj, restul echipamentului
își poate schimba poziția de la montaj la montaj, amplasarea lui făcându -se conform desenului de
amplasare specific fiecărui montaj.
La amplasare se va ține cont ca sudurile echipamentului să nu cadă pe cordoanele de sudură
ale echipamentului.
Se va acorda o mare atenție montării sistemului antirotativ, la capac care trebui montat în poziție
verticală.
Etanșeitatea îmbinărilor sudate la montaj, a armăturilor ce echipează rezervorul, se face oda ta cu
proba generală de etanșeitate și funcționare a rezervorului, prin umplere cu apă.
Garanții
Se va face de către organul C.T.C. al uzinei și va consta în:
76
*verificarea aspectului, formei și dimensiunilor fiecărui subansamblu sau reper, verificarea
certificatelor de calitate a materialelor întrebuințate, care vor corespunde celor indicate în
proiect;
*verificarea etanșeității sudurilor;
*verificarea dimensiunilor de legătură ale flanșelor, a perpendicularității flanșelor față de axul
țevii;
*verificarea calității sudurilor.
Toate armăturile se vor livra cu certificate de calitate.
Exploatarea și întreținerea rezervoarelor:
În vederea asigurării unei exploatări în siguranță a rezervorului, adică evitându -se pierderile
de produs petrolier prin neetanșeitățile ce pot apărea la fund, manta, capac (ca rezultat al acțiunii
corozive a apei și a produsului petrolier depozitat) și evitarea apariției de incendii, se impune
efectuarea în permanență a unei exploatări și întrețineri corespunzatoare, c u personal bine instruit
asupra normelor de prevenire și combatere a incendiilor, și de protecție a muncii.
În cazul umplerii rezervorului cu produs petrolier se vor deschide toți robineții de pe
conducta de umplere, după ce în prealabil s -au verificat ro bineții de pe conducta “de tras”, și de
pe cea de scurgere, care trebuie să fie închiși.
În timpul acestei operații, personalul va supraveghea permanent umplerea rezervorului, în
scopul evitării devărsării produsului, sursa potențială de incendiu în incin te și chiar de propagare
a acestuia prin canalizarea industrială.
La atingerea nivelului maxim (urmărit la mira indicatoare, cu care este dotat rezervorul) se
va opri pomparea, după care se va închide robinetul de pe conducta de umplere.
În cazul golirii rezervorului de produs petrolier se va deschide robinetul de pe conducta “de
tras” și se urmărește agregatul de golire și nivelul din rezervor.
La terminarea operației de golire a rezervoarelor se deschide robinetul de la conducta de
abur, aburul rămânân d să circule pentru evitarea congelării produsului rămas în rezervor.
Operația de golire a rezervorului, se execută cu robineții de pe conducta de umplere și de
scurgere închiși, rămânând deschis robinetul dinspre conducta de tras din rezervor.
Aceasta op erație se execută numai în cazul în care rezervorul trebuie curățat sau reparat.
Măsuri de securitate la repararea rezervoarelor:
Rezervoarele care nu au conținut benzină etilată sunt mai puțin periculoase și în ele se poate
intra fără măști, dacă conce ntrația de vapori de hidrocarburi sau gaze toxice este sub limita
admisibilă. Dacă însă în ele s -a depozitat benzină etilată, se procedează cum s -a arătat mai
înainte.
Controlul prezenței acidului sulfuric se face în rezervor și în jurul lui, dacă rezervo rul
respectv a conținut produse acide, deoarece acest gaz poate intra în rezervor prin fisurile de la
fund sau din "pungile" care există uneori în rezervor.
Dacă reparațiile prevăd lucrări care se execută la temperaturii mai ridicate, suprafețele care
se încălzesc trebuie curățate, acordându -se mare grijă tuturor surselor de aprindere. Se va
controla mai des atmosfera, pentru a fi siguri ca nu sunt gaze în rezervor.
Vaporii de petrol sau derivatele pot intra în rezervor sub mai multe forme.
Pentru a asig ura protecția împotriva acestor gaze sau vapori, locurile de munca trebuie
spalate sau izolate cu gaz inert.
Dacă reparațiile prevăd lucrări la rece, la care apare praf fin, se vor purta măști contra
prafului și ochelari de protecție. Persoanele care exec ută reparațiile vor fi echipate cu mijioace de
protecție – ochelari, cască și mască de sudori – indiferent de ce fel de lucrări este vorba.
Vopselele care se folosesc pentru suprafața interioară și exterioară a rezervorului conțin, de
obicei, mult plumb. De aceea, lucrătorii vor purta maști de respirație contra degajărilor de plumb,
77
sau alt fel de măști adecvate pentru acest scop, deoarece din cazul temperaturilor ridicate, la
tăierea cu flacără se poate ajunge la aprindere, apărând pericolul emanarii de v apori și fum de
plumb.
Măsuri de securitate la curățarea rezervoarelor:
Curățarea rezervoarelor de produse petroliere se face în scopul îndepărtării rezidurilor sau
șlamurilor acumulate pe fundul acestora în timpul depozitării îndelungate sau a depozitării
produselor corozive, precum și pentru repararea sau recalibrarea lor. Curățarea se face după un
grafic și program de operații stabilit anticipat, ținându -se seama de ciclul de funcționare. Această
operație se execută de echipe de lucrători cu p regătire și instruire corespunzătoare și dotați cu
echipament și scule adecvate. Deoarece rezervoarele se curăță de regulă manual, trebuie
cunoscute și respectate regulile stabilite pentru efectuarea acestor operații, printre care se
menționează:
– după sc urgerea completă a produsului petrolier, se blindează toate conductele de la rezervor și
se deschide gura de vizitare, manlocul și alte orificii de aerisire, după care se aburește un timp
suficient pentru eliminare produselor inflamabile din spațiul rezerv orului și din reziduurile de pe
fund;
– după aburire se lasă să se răcească, se spală cu jet de apă după care se iau probe de aer, de la
suprafața, mijloc și fund, pentru analizarea conținutului de vapori inflamabili și de substanțe
nocive;
– intrarea lucr ătorilor în rezervor se face numai pe baza unui permis tip și după îndeplinirea
măsurilor de prevenire a incendiilor prevăzute în acesta.
Permisul este valabil numai pentru ziua de lucru în care a fost eliberat, precum și numai la
curățarea rezervorului p entru care a fost eliberat. Valabilitatea permisului poate fi prelungită și
pentru zilele urmatoare cu condiția ca în fiecare zi, înainte de începerea lucrului, să se verifice și
să se menționeze în permis că sunt luate toate măsurile corespunzătoare care să asigure
securtiatea muncii.
– curățarea rezervoarelor se face numai cu scule din lemn sau metale care nu produc scântei (din
bronz, metale neferoase sau alamite etc.) găleți din pânză, aluminiu sau zincate. Pătrunderea în
interior se face pe o scară de lemn sau frânghie;
– în timpul lucrului, muncitorii din interior vor fi supravegheați în permanență din exterior de
către șeful de echipă;
– în caz de necesitate și imposibilitatea efectuării operațiilor de aburire, spălare, ventilare și
analizare a gazelo r, intrarea în rezervor se face numai cu masca de oxigen și timp de maxim 5
minute după care muncitorul iese afară pentru refacere;
– pentru curățarea rezervoarelor muncitorii vor fi echipați cu haine de protecție corespunzătoare,
cizme impermeabile (de ca uciuc sau de piele fără cuie și plachiuri), centuri de siguranță și
frânghii de salvare care au unul din capete ieșit afară din rezervor;
– lucrările de curățire se fac de către echipe de muncitori special pregătiți și instruiți permanent,
care sunt supuși periodic controlului medical. De regulă, aceste lucrări se execută ziua, iar pentru
iluminare se folosesc lămpi electrice cu acumulatoare protejate contra exploziei;
– în timpul lucrărilor de curățire, lângă rezervor trebuie să se găsească o trusă medical ă de prim
ajutor, precum și masca de gaze sau cu oxigen;
– înainte de începerea lucrărilor de curățare, trebuie să se verifice starea sculelor folosite pentru
efectuarea operațiilor, precum și starea de funcționare a măștilor sau a aparatelor de oxigen;
– reziduurile rezultate de la curățarea rezervoarelor precum și pământul îmbibat de produse
petroliere vor fi evacuate în exteriorul îndiguiriilor și, de preferință, vor fi arse în incineratoare
sau depozitate în locuri și condiții stabilite acestora.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: ANALIZA CONSTRUCTIV – FUNCȚIONALĂ A PRINCIPALELOR [626145] (ID: 626145)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.