Horea Adi@yahoo.com 234 Proiect De Diploma Horea Catalin Adrian Text

UNIVERSITATEA “LUCIAN BLAGA” DIN SIBIU Facultatea de Inginerie Specializarea: Transportul, Depozitarea și Distribuția Hidrocarburilor PROIECTAREA UNEI STAȚII DE COMPRIMARE ÎN VEDEREA CREȘTERII CAPACITĂȚII DE TRANSPORT A GAZELOR NATURALE Coordonator Sef. Lucr. Dr. Ing. Laurențiu PRODEA Absolvent Cătălin Adrian HOREA – IULIE 2017 – CUPRINS CUPRINS, INTRODUCERE ABSTRACT… CAPITOLUL 1. Cesare, imporan si propriile azlor naturale. 1.1.Clasiicarea gazelor naturale 1.2.Compozitia gazelor naturale din Români 1.3.Propriettilefizico-chimice ale gazului metan 7 CAPITOLUL 2. Exploatarea și transportul gazelor n n 2.1.Extractia gazelor naturale n 2.2:Transportul gazului prin condUetd sense n 23.Asigurarea necesarului de gaze la un consumator Printr-o conduct. 15 24 Eliminarea umidității gazelor natura CAPITOLUL 3. Turbomotorul cu gaze. 7 3.1.Ciclul termodinamic al turbomotorulu fără recuperare 3.2 Influența parametrilor funcționali asupra puterii si economicităț turbomotoarelor cu gaze 36 3.3.Ciclul turbomotorulul cu recuperare de căldură. 39 3.4 Funejionareaturbomotorulu la sarcini parțiale, 40 3,5.Motoare și turbine de gaz metan vB 3.6 Similitudineaturbinelorcu gaze 57 CAPITOLUL 4. Epuizarea rațională a câmpurilor de gaze. oa 4.LUtlizarea «energii orizonuilor de presiune supenotră dnrun cimp gaze, pen iterneiulagregalor de comprimare – Gl 4.2.Utilzarea energiei le a gazului din conductele de transport. 7 CAPITOLUL 5, Breviar de calcul. 2 5.1, Racordul de intrare = 5.2. Ratia de comprimare a 5.3, Necesitatea răi su 44. Puterea totală a stației de comprimare 85 5.5. Numarul de grupuri de turbocompresoare 85 5.6. Determinarea diametrului “a al diafragmei % 5.7 Alegerea și determinarea numărului de separatoare 88 CAPITOLUL 6. Concluzii si propuneri % BIBLIOGRAFIE. 9 INTRODUCERE Analizând necesitățile tehnico-economice specifice activității de transport a gazelor naturale, prezentul proiect de diplomă are ca și obiectiv proiectarea unei tații de comprimare gaze naturale care să deservească sistemul de transport al acestora în vederea creșterii capacității de transport precum șia siguranței sporite pe întreaga durată a procesului. Prezentul proiect de diplomă este structurat pe parcursul a capitole după cum urmează: în CAPITOLUL 1, se tratează “Clasificarea, importanța și proprietățile gazelor maturale”, și sunt redate anumite aspecte privind definirea si categorisirea diferitelor tipuri de gaze naturale, totodată se discută și despre numeroasele proprietăți ale acestora CAPITOLUL 2, “Exploatarea și transportul gazelor naturale”, face o prezentare a tipurilor de soluții abordate in îndusrie pentru a facilita desfășurarea diferitelor procese specifice acestor activități. Se mai vorbește și despre obținerea unei calități ridicate a gazelor naturale în scopul prelungiri duratei de viață a întregului Sistem Național de Transport CAPITOLUL 3, „Turbomotorul cu gaze”, este dedicat descrierii variantelor constructive si funcționalități acestora precum și influenței divenilor parametri asupra puterii si economi turbocompresoarelor cu gaze. CAPITOLUL 4Epuizarea rațională a câmpurilor de gaze”, conține numeroase aspecte legate de utilizarea unor metode bine definite pentru a raionaliza exploatarea zăcămintelor de hidrocarburi dar gi a instalailor existente in Sistemul Național de Transport al gazelor naturale, „Breviarul de caleul” face obiectul CAPITOLULUI 5 gi confine calculele de dimensionare a unei stații de comprimare ce utilizează turbomotoare precum gi caleulele aferente instaltilor de separare a impurităților lichide i solide conținute în gaze. CAPITOLUL 6, “Coneluzii și propuneri”, încheie prezenta lucrare și este dedicat concluziilor. ABSTRACT By analyzing the economie and technical needs that are specific to the gas transmission ity, the present project has as main objectives, engineering a gas compression station to serve ty and raise levels of act the natural gas transmission system in order security in the procees of gas transmi “The present diploma project is structured over 6 chapters as follows: In CHAPTER 1, „Clasfication, importance and the properties of natural gas”, are given certain aspects of definition and categorizing different types of gases, and also discussing numerous properties of them. CHAPTER 2, „Exploitation and transmission of natural gas”, provides în overview of the different types of solutions that are being aproached in the industry in order to ease conducting various specific processes. On the other hand, we are talking about obtaining a high quality of those gases for the purpose of prolonging the duration and state of the whole National Transmission System, CHAPTER 3, „Gas Turbocharger”, is dedicated to describing the constructive variants and functionalities as well as the influences of numerous parameters upon the power and the ‘economics when using gas turbochargers. CHAPTER 4, „Rational depletion of natural gas fields”, contains various aspects of the use of some well defined methods to rationalize depletion of hydrocarbons deposits as well as the ‘operation of existing equipments in the National Transmission System. CHAPTER 5, „Compendium of computing”, presents the main elements that need to be taken into consideration when engineering and designing a gas compression station and the related cealeulations for the turbochargers and different separators used to prevent liquid and solid purities from traveling amongst gases. Last but not least, CHAPTER 6, „Conclusions and proposals”, concludes this paper. CAPITOLUL 1. Clasificarea, importanța si proprietățile gazelor naturale 1.1. Clasificarea gazelor naturale Jn scoara pământului se pot găsi acumulări gazoase, cele mai multe având aceeași origine: cu cea a petrolului. În punctele unde aceste acumulări vin in contact cu exteriorul apar emanații de ‘gaze care sunt cunoscute încă din vechime, att în țara noastră cât și în diferite alte puncte situate pe glob. viril naturale de gaze pot f împărți Gaze vuleanice sau juvenile; Gaze de baltă: + Gaze naturale; Gazele naturale sunt fie gaze extrase împreună cu țițeiul din zăcămintele de iei, numite de obicei și gaze asociate, gaze de sondă sau gaze umede, fie gaze extrase independent de țiței, numite gaze naturale uscate deoarece conțin numai constituent chimici care nu condenseaza; ele apar ca formațiuni gazoase, imitate de ape sărate. [5] Deși în general gazele naturale sunt alcatuite in principal din hidrocarburi, se cunosc cazuri în care gazele unor zăcăminte contin și cantități mai importante de hidrogen sulfrat. Compoziția gazelor de sondă este foarte variată: metanul intervine cu o pondere mare în această compoziție, însă se găsese și hidrocarburi superioare, bioxid de carbon și hidrogen sulfurat. Gazele naturale uscate au și ele în general o compoziție variabilă, depinzând de regiunea de unde provin. [9] În orice caz rezultă că la gazele naturale, metanul joacă un rol mult mai important decăl la azele de sondă. în principal în trei mari grupe: 1.2. Compoziția gazelor naturale din România Compoziția gazelor naturale extrase din diferite locații ale bazinului Transilvaniei este caracterizată de uniformitatea valorilor si de conținutul maxim de metan (in jur de 99% în Copșa Mică. Bazna. Șincai. Saroș. Bogata de Mureș). Compoziția gazelor din afara arcului carpatic prezintă variații ceva mai mari, îtrucât în componentele lor , în afară de gazul metan, și hidrocarburi superioare, uneori în cantități apreciabile. Gazele asociate cu tfeul sunt folositoare pe scară din ce în ce mai largă pentru alimentarea. marilor obiective de consum după ce au fost supuse unui tratament de extragere a hidrocarburilor lichide. Compoziția acestor gaze variază mult de la un zăcământ la altu. [9] 1.3. Proprietățile fizico-chimice ale gazului metan Din duee studiate a rezultat faptul că două treimi din producția de gaze naturale a țări provine din bazinul Transilvaniei i, în consecin, este gaz mean tehnic pur estul de gaz. în special cele asociate, conțin și ale hidrocarburi însă gazul meta este predominant. În cele ce urmeaza se vor prezenta principalele proprii ie i chimice ale gazului metan. [8] 7 1.3.1. Proprietăți fizice Gazul metan este o hidrocarbură. prima din seria parafinică în stare gazoasă în condi normale. Este incolor și inodor. Principalele caracteristici fizice sunt ‘© Greutatea moleculara; © Constanta gazelor; =. Punctul de tranziție în sare cristalină (a presiunea atmosferică) împreună cu temperatura de tranziție și căldura latentă de tranziție; ‘+ Punetul de topire (la presiunea atmosferică) împreună cu temperatura de topire și căldura latentă de topire; o. Punctul de vaporizare (la presiunea atmosferică) împreună cu temperatura de vaporizare și căldura latentă de vaporizare; + Punctul critic împreună cu temperatura critică, presiunea critică. greutatea specifică si volumul specific: = Starea normală împreuna cu greutatea specifică, densitatea relativă (în raport cu aerul), volumul specific, căldura specifică la presiune constantă si căldura specifică la volum constant; ‘© Raportul căldurilor specifice: [5] Datorită punctului critic coborat, metanul prezintă la presiunea atmosferică sila temperaturi obișnuite, abateri mici față de ecuaia caracteristică a gazelor ideale, astel că ecuația de stare a gazelor ideale poate descrie comportarea gazului în aceste condiții Se poate calcula comporiarea gazului reală a gazului metan considerând factorul de abatere al gazului de la legea gazelor ideale exprimat de raportul: zat ap unde p si 9 reprezintă valorile presiunii si volumului specific ale gazului real, măsurate pentru o anumită temperatură 7. Căldura specifică a gazului metan variază cu temperatura după o lege de care trebuie să se țină seamă atunci când se fac caleulele termotehnice. La temperaturi scăzate (si chiar la temperatura mediului) este necesar să se țină seama de variația căldurii specifice a gazului cu presiunea. La temperaturi mai ridicate această variație este mai mică i î consecință, pentru valori nu prea mari ale presiunilor se pot face caleule în ipoteza azelor ideale. [5] Caleulee se pot face utlizand călduri specifice medii folosind valorile energiei interne, entalpei sia entropiei. Este necesar să se menționeze că precizia calculelor crește dacă intervalul de temperaturi ese mic. Vâscozitatea gazlui metan este o caracteristică importantă care ne ajută la studiul curgerii ‘guzelor prin conducte. Această proprietate variază cu presiunea după o lege care depinde de temperatură. [12] Se mai amintește si conductibiltatea termică a metanului care are valori foarte mici 1.3.2. – Proprietăți chimice Ecuația de arderea gazului metan este: CH, +20, = CO, + 240 02 Această ecuatie nu exprimă mecanismul real de ardere, care s-ar desfășura după următoarea schema: HCHO + O; -+ radicali liberi = OH OH + CH, = H,0+CHy CH, +02 + OH + HCHO as) OU + HCHO = H,0 + CHO CHO +0,» CO + HO; CHO + 02 + M = CHO; +M CHO, + HCHO = 2C0 + H,0 + OH Se observ că procesul de ardere se desfășoară printr-un lang de react la care participă radicali libri si e formează în primele momente ae react prin oxidarea parțială a metanului a temperatura idicaă produsă de sursa de aprindere. [12] Gazul metan arde ușor cu 0 fscră fră culoare. Temperatura de aprindere la presiunea aimoserică, pentru amestecul core chimie este de 700°C iar pentru amesecul cel mai ușor de aprins, în jurul temperaturii de 650°C. Nu s-a observat acră rece în fenomenul de ardere a zulu metan. [1] În general. creșterea presiunii produce scăderea temperaturii de aprindere, Totus la presiuni mai mari de 40 kgem” aprinderea nu se produce niciodată sub 470°C. “Temperatura minimă d aprindere ( presiunea atmosferică) a fot măsurată în aer 632*C și în oxigen 556°C. Amestecul de aer gi gaz metan realizează în anumite conti un amestecexph de aprindere ale amestecului cu serul depind si de modul de propagare a facă urează: 4+ Pentru propagarea acri in sus, $-15% gaz metan în volumul de er; + Pentru propagare orizontală a Medi, S40-13,95% gaz metan în volumul de aer; ‘Pentru propagarea fc fn jos, $95-13.53% gaz metan în volumul de aer. “Temperatura maximă a Năcării măsurată este de 1880°C pentru un amestec de 10% gaz în volumul de ar. [1] Deoarece arderea e realizează ară modificarea numărului de molecule, cu valoarea căldurii de reacție la volum constant va f aceeași cu valoarea căldurii de reac la presiune constant încălzit, gazul metan discoază în carbon (sub forma unui praf fn numit și negru de fum) si idrogen, sub indu-se chiirul chimi Limitele după cum CH, = C+ 2H aay exprimat de legea maselor Koen, as Evident că pe măsură ce presiunea crete, efectul disocierii se micșorează. O problema de prim ordin este aceea a givrajului gazului metan. Givrajul este în general produs, nu atât de înghețarea vaporilor de apă în conducta de gaze, căt de formarea unor hidrati de metan, ce se prezintă sub forma unor cristale de culoare alba, care se depun foarte ușor și împiedică trecerea 9 gazului. Hidrații de metan se compun dintr-o moleculă de hidrocarbură și din 6-7 molecule de ap. La presiunea atmosferică, hidratul de metan se descompune la temperatura de -84,4°C; hidratul de metan are greutatea specifică de 992 kgf/cm’; într-un kilogram de hidrat de metan se găsese 0,128 ke metan și 0872 kg de apă. [12] principale pentru formarea bidrailor sunt umezeala, presiunea si temperatura. secundare de formare a bidrailor de mean legate de procesele hidrodinamice de curgere si amestecare, Cauzele secundare sunt determinate de factorii care grăbese întâlnirea moleculelor de gaz și apă: turbulența, pulsaile de presiune precum și prezența unor cristale formate. În orice caz se remarcă trecerea unei perioade de timp între momentul creării condițiilor și apariția giveajuli [5] Hirai de metan sunt compuși nestabil i de aceea se descompun foarte repede Ia scăderea presiunii și la creșterea temperaturi. Pentru a asigura existena hidratlui este necesar ca presiunea parțială a vaporilor de apă ai amestecului să fie mai mare decăt presiunea parțială a vaporilor hidratulu, ceea ce se întâmplă în realitate, astfel că situatia în care gazul este saturat cu vapori de apă, adică dacă temperatura din conducta de gaz este egală (sau mai mică decât punctul de rouă al gazului umed) hidratl se poate forma Faptul că presiunea de vapori hidratului de metan este mai mică decât presiunea de vapori ape lichide la aceeași temperatură, face să scadă temperatura punctului de rouă al gazului, odată cu apariția hidrațitor. 9) 10 CAPITOLUL 2. Exploatarea si transportul gazelor naturale 2.1. Extractia gazelor naturale Exploatara și transportul gazelor nule repreznt seria de operații pin care gazul est extras din pământ și adus până a rețeaua consumatorului, În cadrul aesto operații problemele care se pun sunt variate deoarece depind, pe de- parte de condițiile del consumatori: în pus trebuie să se ont și e proprietă fizico-chimice al gazului. 4] în consecin, în primul rând este necesar să se conoască ansamblu de probleme tehnice care, în cadrul unor element economice date, să permită abea condi optime deexplatare și de transpor ale geal inal doilea ind este necesar să se cunoasd legile după care varazparameti fii ai gazului în stat sau in conducte dependent acestor parametri de extracția de gaze. 2.2. Transportul gazului prin conductă 2.2.1, Mișearea gazului prin conductă În cele ce urmează se vor analiza unele probleme ale curgerii gazelor în conducte, și anume determinarea valorii presiuni gazului în lungul conductei. Calculul se face în cadrul următoarelor ipoteze: + Conducta este poriționată orizontal; e. Curgerea se realizează în regim permanent; =. Curgerea are loc numai sub acțiunea destinderii: =. Curgerea este izotermică. [4] Apar două situații de calcul: în prima situație pierderea de presiune este mică în raport cu presiunea totală și în consecință se poate neglija în situația a doua, pierderea de presiune nu pos fi neglijată. Primul caz corespunde calculului curgerii pe tronsoane scurte, în special la capul de pornire al conductelor (viteza de curgere mică) i conduce a neglijarea destinderii gazelor. tea de lange: [224] – masa Decks notează [27 – pide depresiune pu specifică a gazului; ae [2] – viteza medie de curgere; 2 [mm] diametrul interior al conductei: (-] – eo debit de caz se poate exprima pierderea de presiune pe de lungime [9] cu ajutorul relației: coeficientul de fiecare en iti permite să se serie e2 de unde rezultă 2) care introdus în relația (2.1) dă aa) în mod uzual cantitățile de gaz se exprimă in Nm. Dacă q debitul este exprimat în Nm’/h produ gy -0.716 reprezint debit nk expres peer de prune devine sa = uzat es iar dacă debitul este exprimat în Nm’/zi în: = 3102 4) 26 [i 259. Lanta Aceste relații permit imediat calculul presiunii într-un punct al conductei la care s-a neglijat efectul destinderii gazelor Pe = Pe, Ape an Relațiile arată că pentru un debit de gaz dat, trebuie respectate anumite condiții între valoarea presiunii gazului gi diametrul conductei, pentru nu depăși valori impuse pentru pierderea de presiune, Pentru a se menține constantă căderea de presiune pentru un debit fix, o dată cu variația presiunii (respectiv a diametrului conductei) va varia și viteza de curgere a gazului; aceasta poate fi cu atât mai mare (pentru acecași pierdere de presiune pe unitatea de lungime) cu cât diametrul conduetei este mai mare. [4] Desigur că odată cu micșorarea presiunii, viteza de curgere a gazului va crește si dimensiunile conductei rămânând neschimbate vor creste mult pierderile de presiune. astel că nu se mai poate neglija astfel că nu se mai poate neglija destinderea gazului. În acest caz ecuația (2.4) poate fi erisă pentru un element infinit mic Crai eo unde semnul minus exprimă scăderea presiunii de-a lungul conductei, L. [11] În cazul gazelor reale, densitatea poate fi exprimată 29) 2.10) Prin integrare rezultă: eu în expresa de mai ss se pt flosi umoarele unități de măsură practice: pe [EZ] – presiunea gazului în conductă; L[km] – lungimea conductei; Sem] – diametrul interior al MA cb s masă în continuare în on MRS. 1 Se obține aste expresia: conduci Ph = pl, = 07205 te e Dacă debitul se exprimă in“ relația (2.12) devine: 346.10°2 ete) ee e.) pă — Pe aa ir duc debi ee expat în E ea 2.12) 5 sre pă, — pă, = 610757 tat Qi în expresiile de mai sus a apăr coeficientul de fiecare 7. care poate fi exprimat în funcție de diametrul conduci au de numărul hi Reynolds. (9} Un mod aproximativ dar satisfăcător pentr calculul conductelor de gaz ste exprimarea coticentului de frecare în funcție de diametru (exprimat în em) al conduct = sa Qs) Această relaie permite să se stabilească o formulă practică pentru căderea de presiune (admițându-se temperatura gazului în conductă T= 288° K) 2.16) de gaz în condiții normale: L{km] – lungimea conduct: fem] – diametrul interior a conductei Din relia (2.16) se consută să mariteadebitu, a lungimii conduce gi a factorului de hater al gazelor (nieșerarea presiunilor pa, Și Py) doc Ia mărirea ierni de presiune cmzată de pierderile de care In acca timp, mărirea diame duce n o scădere apreciabil cestor pierderi Valoarea factorului de abaere 2 se determina ca o valoare medie în intervalul de presiuni pc, i Pela temperatura constantă 7. Uneori se obisnuieste si se exprime valoarea coeficientului de frecare fn funetie de numărul lui Reynolds o. Pentru domeniul laminar de curgere ne < 2199 = en e Pentru domeniul subturbulent 2190 < Re < 3000] ‘© Pentru domeniul turbulent 3000< Re < 100 0004 =. Pentru domeniul intens turbulent 00000 < Re < 4200 0004 00000135 Re 2.18) 0,316 Ret? e. si 220) In general este bine să se analizeze fn fiecare caz de caleul in parte domeniul de turbulentă si să se aplice formula corectă a coeficientului de pierderi. Trebuie menționat că în literatură se citează diferite formule pentru caleulul căderii de presiune, care find deduse pe baza măsurătorilor efectuate în practică, se po aplica numai la calculul unor conducte analoge. [9] În privinta determinării numărului lui Reynolds din formulele (2.17}(2.20) se fac următoarele observați Cita Reynolds Re = 232 ae se poate serie Re= ez Deoarece a gazele îndepărtate de punctul critic, vascozitatea peste practic independentă de presiune, rezultă că în cazul unei curgeri izometrce printr-o conductă dată ne = const “2 az Expresia (2.22) arată că în cazul în care se neglijează pierderea de presiune cauzată de fiecarile în conductă pe = const, w = constgi Rew const, deci coeficientul de fiecare f este constant În cazul în care aceste fecări nu mai pot i neglijate, va trebui să se calculeze un număr al lui Reynolds mediu și î funcție de acesta o valoare medie a coeficientului de frecare. [11] Modul de variație a presiuni gazului într-o conductă de transport, atunci când se ține seama de destinderea acestia ete arăta în Fig, 1; un asemenea grafic permite urmărirea ușoară a modului presiunea in lungul condutei de transport. [9] ia. 1. Vara pes gzul p. de ung conductei de tramport de ungime tal (lungimea curent e conduct) Conductele de gaz metan se execută din ofel, îmbinate la capele prin sudură autogenă (numai pentru fev până la diametre de 150 mm) sau electrică, In lungul conduetei de transport sunt prevăzute vane de separaie In o depârare de 510 km, refulatoare gi separatoare de impuritai, care permit st se scoată din funcțiune porțiuni din conductă, pentru a se putea face reparațiile in caz de etecte. [4] Conductele magistrale pentru transportul gazului se montează in general în pământ la o adâncime mai mare decât adâncimea de îngheț a solului și nu mai putin de 1m, considerat de la _generatoarea superioară a conductei. [10] Lățimea minimă a șanțului se face cu 400 mm mai mare decât diametrul nominal al conduct ‘Astuparea șanțului se face astfel încât stratul din jurul conductei să fie format din pământ moale sau nisip lipsit de compuși tari, ca piete, bolovani ete. pentru a feri izolaia de deteriorări, În terenurile stâncoase, pe fundul sanfului se asterne un strat de pământ moale sau nisip pentru a protea izolatia conductei. Pe pante și în locurile expuse spălării. se iau măsurile necesare uri de beton, ganduri de lemn sau nuiele) pentru a se evita dezgolirea conductei, [4] le de transport se acoperă cu o izolație de protecție împotriva actiunit se alege în funcie de agresivitatea pământului i în unele porțiuni și de gradul de siguranță care trebuie să-l ofere conducta în acele locuri. Stratul de protectie este alcătuit dintr-un grund (strat de aderența), căteva straturi de protecție alcătuite din bitumen, separate de strate de benzi de întărire din hârtie i un strat exterior din bandă de protecție din hire sau din pânză. Grosimea statului izolator variază de la 6 mm, în cazul izolaiei normale, la 12 mm Ia © izolație foarte puternică. [4] Acolo unde este posi de curenți vagabonzi. “Tehnica securității prevede norme speciale în ceea ce priveste trecerea râurilor, șoselelor. căilor ferate; conducta magisrală de gaze nu poate trece pe lângă locuințe, Acest ansamblu de măsuri duce la asigurarea Securității transportului gazului metan. se execură o protecție catodic pentru a evita coroziunea produsă 23. Asigurarea necesarului de gaze la un consumator printr-o conductă CConsumatorlalimentat de o conductă pune două genuri de probleme atuni când se analizează posibilitatea asigurării debitului d gaz: Alimentarea consumatorului eu cantitățile de ga pe care acesta le cere în fiecare moment: + Alimentarea consumatorul cu cantitățile de gaz cerute de dezvolarea consumului într-o perioadă mai îndelungată de imp. [8] 15 Ambele cazuri pot fi rezolvate prin următoarele metode, de care se ține seama în cazul ifcării activității legate de transportul gazului natura: ‘+ Stocarea unei cantități de gaze în rezervoare special construite în acest seo e. Stocarea unei canttiti de gaze în conductă si exploatarea acesteia astfel încât Să acopere vârfurile zilnice; ‘© Stocare subterană în apropierea consumatorului, ‘+ Producerea de gaze suplimentare pe bază de metan sau nui ‘+ Desiinarea în momentele de vârf de consum sezonier, a unor consumatori industri az metan: + Instalarea de stați de comprimare suplimentare. [1] Problema consrurii de rezervoare speciale pentru înmagazinarea gazelor naturale este neeconomică: spre exemplu, pentru constructia gazometrelor cu o capacitate de circa $ milioane Nm ar fi necesare crea 100 mil tone de oel. Exploatarea conductei pentru a prelua vârfurile zilnice de consum se practică curent în transporiul gezului. Pentru a preciza capacitatea unei conducte este necesar să se cunoască presiunea medie a acesteia. Dacă pe o conductă AC (Fig. 2)s cunoaște presiunea inițială pe, finald pese poate determina cu ușurină valoare presiunii pe, întrun punct intermediar x. [4] Fa.2.Sebemă de condocă pentr a determina presiunea medic Relația (2.16) permite să se determine debitul gn Nii q=isiom Pata ez care se poate serie pentr cele două porțiuni „51 98/3, iz (2.24) Prin egalarea expresiilor (29) și (30) se obține > porțiunea AB q > porțiunea BC q = 226, Peg = relate care permite să se determine valoarea presiunii într-un punet al conductei Presiunea medie se determină prin integrarea expresiei (2.26) Je pă — (pă pi, )aax 020 care duce la rela Poms =3(Pe +2) 228) Cantitate de gaz aflată în conductă se calculează cu relația: unde p = 2 reprezintă densitaten gazului la valoarea presiuni medi sazalui din conductă. Relația cantității de gaz din conductă devine (pentru gazul metan): 07 tarm?) aan unde [em] reprezintă diametru interior a conductei [km] – lungimea conductei; Pom $24] – presiunea medie a conduct: [°K] – temperatura gazalu în conductă ‘Admiind că sa sabii regimul constant de curgere, cantiaea de gaz suplimentar ce se poate exrae din conduct ete aq = Soe 231) unde qiși d, reprezintă capacitatea conductei pentru valoarea pres ore, este timpul scurs până la real Pen, (4) Stocarea sublerană este practicată în țările care posedă conducte lungi pentru transportul gazului natural. Asemenea depozite pentru gaze permit si se creeze rezerva de gaze necesară și să se asigure organizarea unui sistem mai rațional de alimentare cu gaze al orașelor, cu nivelarea vârfurilor sezoniere și zice. Se folosese drept depozit, fie orizonturile de gaze si țiței epuizate, fie stratele acvifere. Primul caz este avantajat de faptul că structura este bine studiată și sondele (prin care se face introducerea și extragerea gazului) sunt gata forate. Dezavantajul acestor structuri constă în faptul că pot fi la adâncimi mari, ceea ce conduce la pienderi mari de presiune a gazului în timpul introducerii si extragerii; de asemenea ar putea să nu se afle situate în locurile unde este raional să se stocheze gazul. [11] Problema injectari gazelor în structuri acvifere necesită studii speciale, deoarece zona de înmagazinare trebuie să fe foarte bine cunoscută. Deoarece atât la introducerea gazului în depozitul subteran cât sila extragerea lui se produc. pierderi de presiune, rezultă câ, în general irebuie să se prevadă o stație de compresoare care să comprime gazul în strat în timpul stocari și să-l comprime apoi la presiunea conductei în timpul livrării. Se constată că stația de compresoare poate să lucreze în acest mod la un coeficient ridicat de încărcare. [1] Există totus situații în care nu este nevoie de stație de compresoare; spre exemplu un câmp de gaze epuizat, aflat a o presiune apropiată de cea a conduetel; se stochează gaz în acest rezervor în timpul verii, folosind presiunea naturală a gazului din conductă, deoarece în aceasta perioadă a anului presiunea este ridicată, consumul find unul redus, Exploatarea rezervorului subteran timpul ienii seva face to cu presiune naturală. medii Pen, Și Pen n În rezervorul subteran va exista = O cantitate de gaz necesară pentru asigurarea presiunii gazului în structură; aceasta nu poate fi extrasă decât partial si numai prin mărirea corespunzătoare a raportului de comprimare la compresor; e O cantitate de gaz care se stochează și apoi se livrează. Pentru a împiedica evadarea gazului stocat este necesar si se ia toate măsurile pentru ctangeizareastructuri, Creșerea grosimii stratului colector reprezintă un factor favorabil tocări, deoarece in acest caz, volumul rezervorului și capacitatea de trecere prin strat crese; totodată în cazul în care depozitarea gazelor se organizează într-un colector acvifer, grosimea mare a stratului ar putea prezenta un inconvenient, în special când este vorba de o structură de dimensiuni mari dar cu cădere mică: în acest caz, pentru înlăturarea influenfel apei de fund și posibilitatea concentrării conurilor de apă într-un asemenea strat, ar fi fost necesară se injecteze o cantitate prea mare de gaze sau să se reducă mult debitul sondelor ‘La organizarea unui depozit subteran într-un strat acvifer trebuie să se cerceleze dacă apa pote împinsă de gaze, Petr satele are nu au aorimente de suprafață i pentr lentile izolate ingerea apei nu mai este posibilă și în acest caz, după cum arată literatura, se prevăd sonde de descărcare prin care apa să se scurgă dn strat Rezervorul subteran nu trebuie să aibă o capacitate prea mare, deoarece în cazul funționii unui asemenea depozit volumul de gaz tampon este mare. Rezervorul nu trebuie să fie nici prea mic pentr ca presiunile să nu varieze substantial în timpul exploatări. [1] O atenție deosebită se dă purifcări și uscării gazului înaintea intrării în rezervorul subteran. Cercetările efectuate in Rusia arată că uleiul de mașină chiar în cantități mici, care poate fi antrenat împreună cu curentul de gaze de la statile de compresoare, formează impurități ce au o acțiune dăunătoare asupra porozității si permesbiltaii zonei din jurul fundului la sondele ce exploatează rezervorul subteran Curățirea gazelor injectate în strat are drept scop și exeluderea posibilităților de a se forma idrai sau a condensa vapor de apă în porii satului, cea ce ar conduce la micșorarea volumului stratului colector Se cunose și cazuri când gazele injectate în porii stratului find excesiv useate, au deshidratat sarea conținută în apa din zăcământ, care sa cristalizat și a obtura pori roci. [5] Ca urmare a acestor măsuri de epurare, depozitarea subterand a gazelor se face după urmatoarea schema tehnologică de principi: ‘+ Alimentarea depozitului se efectuează din conducta magistrală printr-o serie de conducte care transportă gazul prin separatoare mecanice și instalația de deshidratare (daca este necesar) a conductele de aspirație ale compresoarelor. După aceasta, gazele comprimate până la o presiune corespunzătoare injectri lor în strat, trec succesiv prin epuratorul de ulei, prin punctul de masurare și reglare al gazelor si mai departe prin colectorul de distribuție (de colectare al gazelor) intră în rețeaua de distribuție la sonde, măsurându-se la fiecare din le cantitatea de gaze injectat în strat; ‘© La extragerea din depozit, după masurarea debitului i a presiunii la fiecare sondă. gazele sunt trecute prin separatorul montat lângă sonda, prin punctul central de măsurare al gazelor, prin instalația pentru uscarea și curăirea lor și prin stația de compresoare care le împinge în conducta magistrală de gaze. În afară de aceste metode care folosesc gaz metan pentru acoperirea vârfurilor de consum, © metodă cunoscută pentru satisfacerea momentului de încărcare mavimă constă în producerea la fata 18 Toculi a unui gaz sărac care se amestecă (prin injetarea în conductă) cu gazul natural. Această metodă permite să se acopere diferențele diume gi orare. Pentru acoperirea vârfurilor de consum sezoniere se întrerupe consumul de gaze lao sere de consumatori important care pentr acestă prioai urmează să consume un ai combust în ne-o ultimă metodă folosită pentu mărire debitului de gaz într-o conductă et aceea a intri de sai de compresoare. Acestea pot fi montate a capătul conducts și e prevăd la început mai multe eaje de comprimare care intervin pe rind, pe măsură ce scade presiunea zcâmântului ln consumator, su po fi însaate pe traseul ondurtei într-unul Su mai mule puncte intermediare ‘Compresarele pr fi cu igre atemativă su rotativă. 24. El rea umidității gazelor naturale 2.4.1, Eteetele umidității gazelor Mecanismul de apariție a umiditati in gazele naturale extrase este următorul: roca magazin a unui zăcâmn are o sroctură granular ceea ce determină existenta unor canale capilare si Subeaplae, Apa existentă în zăcământ are mișcări diferit prin aceste canale la diferențe mari de presiune, forțele capre po vise și apa se dplsează în canalele capilare, în timp ce mișcarea apei pri canalele subcapiare practic nu se produce. (12] Fenomenele capilare determină stfl umplerea cu apă a canalelor subi inte grunt rocilor, formându-se pelicule care inășoară grăunii char în zonele situate în centul sructurilor ‘azefere, Din aceste motive, gazele pe care canalele de pori de mărimi capilare i subcapilare ale rocilor colectoare le găzduiesc și care se afă în contact permanent cu apa Sărată din spațile subcaplare,rebuie considerat saturate în vapori de apă în condiție de temperatură si presiune din zacământ. [5] Este cunoscut faptul că umiditatea gazelor depinde direct de temperatură și variază invers proportional cu presiune, prin urmare un metru cub de gaz saturat va avea un continut de apă cu atăt ‘mai mare cu cât acesta va avea o temperatură mai ridicată și o presiune mai scăzuă. Se știe că temperatura și presiunea cresc odată cu dăncimea n care se află zăcământul; deoarece gradientul temperaturii este mai mic decât cel al presiunii rezultă ca, în general, gazul în zăcământ va avea © umiditate la saturație cu alt mai redusă cu cât adâncimea zăcământului este mai mare deoarece în timpul procesului de epuizare al unui zăcământ, în special dacă exploatarea lui se ace în regim sazos, valoarea presiuni de zăcământ scade continuu, rezultă că umiditatea unui metru cub de gaz metan va ceșe pe măsură ce zăcământul se apropie de epuizare. [8] în procesul de exploatare al zăcămintelor are loc o curgere a gazului mai întăi plan radială pin arat pre fundul sondei si ascendentă prin coloanele sonde, În timpul curgeri gazului de n fund spre gura sonde, acesta se răcește eoarece peretele conduetei ste din ce în ce mai rece. Din aceste motive, conținutul de umiditate pe care il poate avea un metru cub de gaz saturat în condițile de presiune și de temperatură de la gura sondei, este mai mic decit conținutul de umiditate dela fundul sondei Rezultă că în mișcarea ascensioală a gazelor pri fvile de extracție, în multe cazuri o pate din apa de saturație conținută în ficare metru cub de gaz devine liberă și deci soda va debit io canttate de apă. [12] înafară de această canale e apă sub form de picături unele sonde mai po antrena de la început și apă liberă, Sondele situate în zona marginală pot debta în sară de gaze și apă de zăcământ care este sărată. Gradul de salinitate al apei antrenate de astfel de sonde va depinde, pe de-o parte de conținutul de siruri din apa de zăcămăt, ir pe de altă parte de procentul de apă dulce provenită din apa de saturație a gazului metan in condițiile de zăcământ De asemenea în timpul exploatării se pot antrena si particule fie argiloase provenite din noroiul de foraj fie nisipoase provenite din roca magazin, dacă exploatarea sondelor nu este rațional. (12) În continuare, în procesul de exploatare mai poate să mai apară apă la capul de erupt, dacă sonda se lminează. Desi odată cu laminarea scade presiunea, se produce în același limp o scădere de temperatură putemică care micșorează cantitatea de vapori de apă pe care © poate conține unitate de volum de gaz și prin aceasta o nouă cantintate de apă rămâne liberă. Apa conținută in gaz produce următoarele dificultăți: micșorează capacitatea de transport a conductelor ca urmare a acumulării joase ale conductei; ‘+ favorizeaza formarea hidrailor de metan: ‘+ produce coroziuni în coloana sondei sau în interiorul conductelor de transport, datorită prezenței urmelor de bioxid de carbon sau de hidrogen sulfurat in gaze; + periclitează funcționarea sigură a stailor de compresoare. [5] Din această cauză apa va trebui să fie eliminată cât mai complet din gaze. Eliminearea se poate ace prin mai multe mijloace, urmărindu-se eliminarea ape libere sub formă de picături sau și 1 vaporilor de ap Eliminarea apei poate rezulta concomitent si cu alte operații necesitate de exploatarea acelor: ‘+ separare mecanică, prin care se elimină și particulele solide; + încalzire pentru a preveni givrajuls =. comprimare în stațiile de compreseare, ca urmare a folosirii d instalații speciale de uscare. Peniru a combate efectul dăunător al apei condensate si acumulate în conduct, se iau măsuri speciale care asigură sedimentarea apei în acumulatori de lichid. De asemenea ete bine să se studieze, functie de acțiunile fizice pe care le sueră gazul in condițiile de exploatare, regimul termodinamic al conductei unde se urmărește scăderea presiunii și a temperaturii in conduct curba temperaturii de rouă si curba formării hidratlor. Se constată că gazul este continuu umed și la distanța de apoximatiy 30 km din punetul considerat, apare pericolul formării hidraților impotriva cărora trebuie luate măsuri speciale de protecție. În realitate. singura măsură eficientă este eliminarea corespunzătoare a apei din gaz. [1] 2.4.2. Metode pentru măsurarea umidității gazelor În cazul in care gazul umed este amestecul unui gaz uscat cu vapori de apă se utilizează o serie de noțiuni: = . umiditatea absolută mp [kgf] greutatea vaporilor de apă raportată la volumul ocupat de amesec. Valoarea maximă a umidității absolute (ape mar = Ya ) ste atinsă atunci când vaporii de apă din amestec devin saturați. Deoarece se consideră numai stările de echilibru stabil, deasupra punctului triplu al apei ya, corespunde vaporilor în echilibru cu ape lichidă, iar la temperaturi inferioare punctului tiplu, corespunde vaporilor î echilibru cu gheaa. Se sti că yeste o funcție numai de temperatură; [12] e. umidiatea’U este raportul dintre greutatea vaporilor de apă și greutatea gazului uscat; pei în zonele 20 “© umiditatea relativă Ure este raportul dintre conținutul de apă gi conținutul maxim de apă care corespunde saturație cu vapori la temperatura amestecului sau situației când presiunea panislă a vaporilor de apă este egală cu cea a amestecului Notându-se cu: © Popo = presiunea partial a vaporilor de apă: + Poor = presiunea parțială maximă a vaporilor de apă; © Pama ~ presiunea la care se află amestecul: se por serie relațiile (pentru gaz metan) 122 ——Peseer — 959 232) u Ure = Teper IEEE Me 233) în cazul in care gazul conține umiditate nu numai sub formă de vapori ci gi sub forma de picături în suspensie, starea amestecului poate i caracterizată prin următoarele marimi: =. umiditatea totală 2 reprezintă raportul dintre greutatea totală a apei (sub forma de vapori, picături și cristale) și greutatea gazului uscat; o. umiditatea sub formă de vapori Uvapori ese raportul dintre greutatea vaporilor de apă si greutatea gazului uscat: = umiditatea în stare condenstată Ucong precizată ca raportul dintre greutatea apei in stare condensat și greutatea gazului uscat. (12] Ecuația de bilanț a apei duce la 1 = Uyaport + Ucona 34) relaie care este valabil pentru gazul metan gi in afară de domeniul de presiuni și temperaturi unde se pot forma hideai Pentru o temperatură și presiune dată a amestecului valoarea Uyapor find constantă, este suficientă cunoașterea uneia dintre mărimile U Sau Ucona pentru a caracteriza umiditatea gazului. Rezultă că în afară de cazul de saturație, când este suficient să se cunoască mărimile de sare ale gazului, este necesar si se măsoare cantitatea de apă din gaz. Aceasta se poate determia direct, prin cântărre, sau indirect, prin umărirea unor caracteristici fizice ale amestecului d gaze și apă care variază cu umiditatea. Metodele directe sunt metode chimice si cele bazate pe fenomenul de absorbție. Toate metodele chimice, de exemplu în cazul reactei de formare a acetilene- CaCa + 230 —+ Cats + COM) (235) se bazează pe detectarea produșilor reacției apei cu diferite substanțe chimice adecvate și prezintă dificultatea determinări cantitative a acestor compuși. În cazul special al reacției acetlenei, apare greutatea separării acesteia de celelate hidrocarburi din gazele naturale. [12] Metodele de absorbție folosesc substanțe higroscopice cum ar i pentoxidul de fosfor, acidul sulfuric sau amestecul de acid sulfuric cu trioxid de sul, hidroxidul de potasiu ete. Toate aceste substanțe trebuie manipulate cu grijă și după o anurită tehnica, astfel că determinarea umidității cu asemenea mijloace constituie o operație de laborator. a Metodele indirecte sunt multiple și o serie dintre ele au putut duce la realizarea unor instalații cu caracter industrial: + se poate urmări cu aparate relat simple, schimbarea caracteristiclorconduetiviti termice au constant! dieleirice a gazul incărcat cu vapori de ap + se poate răci gazul până în punctul de rouă și determina căldura absorbită penru a condensa apa în exces (metoda calorimetrică) sau se pote determina scăderea de temperatură cauzată de evaporarea apei pin satuarea gazului (a o anumită temperatură) Cele mai iecvente aparate industrial se bazează pe metoda determinării punctului de rouă prin condensarea umidității. [12] 2.4.3, Determinarea umidității totale a gazelor prin metoda calorimetrică În afară de metodele deerse în paragraful precedent, se poate falsi penru precizarea direct a umidității oale (det inclusiv apa ich) o metodă caloimerică care determină căldura schimbat, pin măsurarea variații mărimilor de sare Deoarece căldura latentă de vaporizare a apei este însemnă, prezența aceseia în stare tchidă într-un gaz permite ca, efectuind vaporizarea prin încălzire, să se determine canitaea de apă existentă în amestec. Dacă încălzirea afost efectuată sub volum constant, elementele v va f presiunea și temperatura, ar în cazul încălzirii la presiune constant, cantata de căldură necesară realizării unui anumit interval de temperatură. 12) În cazu inti a volum constant se consideră o anumită cantitate de gaze care confine vapor satura și apă în tare lichida ln temperatura inițială: amestecul este încălzit până la o temperatură finală a care itreaga cantitate de apă se fl în sare de vapori. “Amestecul aflat în volumul V, la temperatura f $i presiunea pa. conine gaz metan (la presiunea parială Pocy,). vapori de apă (Ia presiunea parțială Pompa, = Psat) Si apă lichidă. Se poate serie Po = Poema + Psat 236) Amestecul de gaze și vapori (de Volum Vocis) Ocupă numai o parte din volumul total (0), restul find ocupat de apă lichidă (al cărui volum este Va) V = Vout + Yaga @3n Se exprimă volumul ocupat de apa lichidă fn funcție de volumul amestecului asf: Yo 5G 238) unde 9; este volumul specific al ape lichide in condițiile „0”. Deoarece umiditatea este exprimată în procente la mie se poate serie: 107%. eu, — 239) ep VoamesscTevapert nd erent Vanya HPA grea pe comin sub form de vapor Carian de o meu ee 2 2.40) Gen, = Vou, Voameare unde Yogy, EXPrimă greutatea specified a gazului metan în condiile „0”, Expresiile de mai sus introduse în relația (2.37) dau ea V =Voomaue (1+ Bit. 10″. Yo, ~ BY) Se realizează încălzirea la volum constant pnd ce se vaporizează întreaga cantitate de apă. În acest caz, presiunea parțială a gazului metan se modifică i devine (condițiile psi 7) Pons = Gen, RT e Dacă se tiene ecua de sare sri pen conte inițiale, obi: Pe = Poon te e ata e determină cu ajutorul rela (232) au = 1122 Pete = 122 Ea 44) Tin seama de reale (2.36), (241 și (243), laa (244) devine (12): u= uz2 [ey o eas) 4332 orez, eden Dacă se ine seama de ordinul de mărire al expresilor 1.122 facu, < 107 1073, umiitatea poate fi calculată aproximativ cu formula: area 22-3] awe eroarea find mai mică decât o 02% decd < 1 000 g/kg © 03% dict U < 2000 g/kg © 05% daca U < 4000 9/9 Metoda este indicată a e aplica „apă sub formă de picături. (12) Determinarea umidității prin încălzire l presiune constant se bazează pe furnizarea unei can d căltură cunoscuă, curentului de gaz umed; căldura serveșie în pare a vaporizarea Picituror de apă, restul mărind temperatura amestecului, Cunoscând temperaturile curentului de az nainte și după incre cantata de căldură cedată gazului, se pate calcula umiditatea lui Schema unei asemenea insala ese redată în Fig 3, În montajul instalației se va prevedea un special când gazul antrenează o cantitate înseninată de 2B condensator C care în prezența fazei lichide a apei în gaz dezechiliorează o punte pentru a semnala că lichidul nu s-a vaporizat complet. [12] i PERL TUR ed T T T Tr Fig. 3. Schema ntl penta determinarea uti gazului metan pe cle termodinamică, pin naire Ia prese constant (n-temoenple; Reinet elect, C-capactate pentr controlul vaporizări:G = ‘iaagm pent suas debi) Pentru deducerea ecuațiilor de ealcul se fac următoarele ipoteze care trebuie asigurate prin construcția aparatului: ‘© gazul umed conține initial apă numai in două faze (vapori si picături sau cristale); o in stare inițială există echilibru (stabil) ître vapori si faza condensată, deci se știe natura fazei condensate (lichida sau solida) cea ce prezintă imponanță deoarece căldurile latente de vaporizare gi sublimare diferă: e. aparatul este parcurs de gaz de viteze suficient de mici (sau aparatul ese suficient de lung) pentru a permite stabilirea unei stări finale de echilibru; e . vaporizarea este completă - în starea finală și întreaga cantitate de apă se găsește sub formă de vapori supraincălzți Se poate serie că în cursul procesului de încălzire (gazul trecând de la starea 7 la sarea 2) umiditatea torală rămâne neschimbată, ca urmare a faptului că bilanțul apei și al gazului rămâne constant. [12] Conservarea energiei se exprim prin relația: GU = 10) = 0239W = Opierert ean, unde G [£2] - debitul de gaz usca; ,, [kcal] - entalpia gazului în stările 1 gi 2; W[kw] - căldura dezvoltată pe secundă în rezistența leac car elen înca: Opera E] canina de căldură pierdută pe secundă prin izolația termică a aparatul Entalpiile po fi serise (considerându-se 1 kg de gaz usca): D= inca, 107 vipera #10 Uconal Ia = bag, + 10 Uhagapon 248) unde cu, s-a nota entalpia specified a lichidului, iar 49 Se introduc relațiile (2.24), (2.48) și (2.49) în (2.47) și se bine: 4 uz 250) Pentru a micșora erorile este necesar să se mențină pierderile de căldură către mediul exterior la valori reduse Set a m esp deoarece aceste pierderi nu pot fi apreciate cu suficientă precizie Dacă se realizează o diferență de temperatură fy = const, umiditatea este o funcție liniară a puterii consumate de rezistență electrică și indicațiile unui wattmetru ar putea fi etalonate direct valor ale lui. Dacă se realizează o încălzire constantă si dacă temperatura 1; i debitul G nu variază, umiditatea devine o funcție univocă a temperaturi de forma: (252) si prin urmare se poate obține indicarea directă a umidității gradând in mod corespunzător un milivohmetru care indică temperatura 3. Din cele arătate se remarcă faptul că ambele metode permit determinarea automată a umidității și î acest fel se pot realiza instalații de citire a umidității 2.4.4. Usearea gazelor natu Prin uscarea gazului natural se înelege tehnologia eliminării picăturilor de lichid și a unei părți din vaporii de apă pe care acesta îi conține. Fliminearea vaporilor de apă se face până ce se ainge un punct de rouă atât de scăzut încât să nu apară pericolul saturrii gazului (si deci al condensărilor de apă) pentru orice valoare a temperaturilor și presiunilor atinse pe trascul conductei: prin urmare uscarea se efectuează în funcție de condițiile impuse. Deoarece punctul de rouă determină momentul apariiei condenstrilo de apă, se vorbește în ‘general despre "depresiunea punctului de roua” atunci când se studiază efectul de uscare. Prin depresiunea punctului de rouă se înelege numărul de grade cu care scade temperatura de saturate a gazului, presiunea amestecului mentindndu-se constantă. [12] Există multiple soluții generale pentru îndepărtarea umidității din gazele naturale în afară de separarea mecanică, încălzirea și destinderea gazului despre care sa Initial Ia uscarea gazelor naturale s-a lest absorbția cu lichide higroscopice. Se pot folosi urmatoarele substanțe: e solute de clorură de caleiu 35-40% care are avantajul că este foarte ieftină. relizează o depresiune a punctului de rouă de 16°C dar are dezavantajul ce a «libera ioni de clor (cu pericolul de coroziune care rezultă) și de a emulsiona cu uleiul; ‘+ clorura de lita realizează o depresiune a punctului de rouă mai mare, 24+38C, în schimb este o substanță scumpă și corozivă; e glicerina realizează o depresiune a punctului de rouă de 18°C însă este scumpă i se poate descompune la regenerare; + se poat folosi un ameste de clorură de calu (insole) și glicerină care conduce lao depresiunea punctului de ouă la 25°C: +0 vizare largă au avuto glicolii și anume disienlicolu și ietiengicolu (eu o depresiune a punctului de rout de 257350). La seste substane apar pide mici rin volaiizare în masa de gaz deshidrtat. În teratur se cunos procedee de regenerare prin Aisilare fieționată care sunt însă destul de complicate S-a folosit d asemenea absorbia pe substanțe slide, cum ar i ulei de clorură de caleiu ‘sau bulgării de hidroxid de sodiu. [8] Aceste metode au o serie de dezavantaje legate de costul ridica al substane și al exploatării, dificult la regenerare, pericol de infndare a insalaei de uscare (in speci la Substance solide care sunt deievescene) pericol d coroziune, toxice și otite ridicată Din ceată cauză folosirea or mu s-a generalizat după cum nu sa generalizat nici metoda e retinere chimică a apei (combinarea apei cu pentovidul de fosor, vidul de baru, oidul de magneziu, oxidul decals, perratul de magneziu) ca find cosistoare si dnd nastere ln compuși periculoși pentr instalația e gaze. 12] Metoda astăzi unanim folosită constă în săsorția umidității pe sorbent posi Aceasta se Astorears următoare avantaje: + compl activ ete o substanță 3 suficientă rerstent mecanică: sorbent poroy se po produce relativ vor i ein; +x au niu fel de acțiune chimică: nu produc compuși cu efec corozv: =. realizează o extragere eficientă a umezli din gaz dând depresiuni ale punctului de rout până a 55°C; 4 regenerarea acestor solu se elizesz8 prin simp încălzire; po flo c urnă și pe traseul gazului de presiune ridicată Substanțele folosite sa sorbent prog sunt în general hidoxii su acizi deshidratț:inre acestea mai cunoscute sunt silcaelu, lumina activa, bait acivat, su atu e alei activat siunele amestecuri din acest substanțe cu die div, cum ar fi spre exemplu fort. [12) ‘Alumina sau baunita activată provinde din deshidratarea biroxiziler de aluminiu sau a amestecurilor d hidroxzi de aluminiu și fir. Deshidraarea este para. deoarece în fneție de Cantata de apă e o conține molecula e comps, cesta are actin diferit în procesul de uscare, Totul se perce ca și cum in ana de a hrod la oxid ar exista ei omen distincte 1. Um domeni în are trecerea dela hiroxid Ino sare mai pun hidratat face spontan chiar în sole. As este spre exemplu cazul acidului sili, cae char in slut elimina ‘molecule de apă pentru ada nastere Ia produse de condensare poliacizi ice cunoscuri din compoziția silicaților naturali Același lucra e petrece și cu hidroxzi de aluminiu și de fer. care char în sare naturală au tendința de a tree în oxihidroxiz (auxită, moni, tema); 2. Un domeniu în care există un echilibru nr condițile exteriore și continual de apă al Mitroniduli. Dacă în mediul ambiant va exita multă apă și o temperatură mai scăzută, atunci substanța ca avea tendința de a absorbi apă penru reveni în part la ucura Msrttă, Dacă in mediul ambiant ste pună apă (cen ce se oglindește print-o tensiune scăzută a vaporilor de apă) sau dacă temperatura et ridicată atunci echilibru stocarii substan ete deplasat ctre oxid, adică ca va ceda din apa pe creo conine 3. Un domeniu de stare ireveribi în care se stabil structure rslină a oxidului, diferită de acea a hidroxiulu, Odată format această struct este imposibil dea se ma reveni ln 6 care nu-și modifică consistența la umezire și are structura hidratata (se șie de altfel că trioxidul de aluminiu sau hidroxidul de siliciu sunt substanțe greu solubile și foarte rezistente la atacul apei). [12] La prepararea substanjelor ce servesc ca sorbenti porosi se folosese oxihidroxizi naturali cum ar Fi bauxita sau alumina are rezultă la fabricarea aluminiului sau a cimenturilor aluminoase. Activitatea se face Ia temperaturi între 600 și 900°C, în funcție de materia primă uilizată, după ce în prealabil s-au efectuat o serie de spălări i de tratamente chimice pentru ase îndepărta pe căt posibil impuritățile. Uncori seivarea termică poate fi însoțită și de un tratament chimic special pentru a îmbunătăți structura poroasă a substanței. Când se realizează prin fabricate o poroziate foarte fină, atunci pe lângă fenomenul de aăsorbție în sorbenții poroși se mai pot produce și fenomene de condensare capilară care îmbunătațese capacitatea de deshidratare Din cele arătate mai înainte rezultă că în exploatarea instalațiilor de uscare cu ajutorul sorbențiler porosi trebuie dată o atenție deosebită păstrării unui regim corect de regenerare a deoarece se poate atinge, prin depășirea temperaturii optime de regenerare a domeniul de deshidratare ireversibilă. Spre exemplu, pentru bauxita activată se pot utiliza temperaturi de regenerare de ordinul a 150°C iar la regenerarea aluminei este necesară o crestere de temperatură până la 180°C. Silicagelul necesită 0 temperatură de regenerare mai scăzută, de aproximativ 125°C. [8] 2.4.5, Utilizarea silicagelului la uscarea gazelor naturale în mod clase se consideră că la procesul de sorbjie concură: adsorbia (reținerea substanțelor pe suprafața sorbentilor porosi) și condensarea capilară care este fenomenul de trecere în tare lichidă a substanței volatile în interiorul porilor și umplerea acestora cu lichid. Adsorbia se produce prin fixarea moleculelor de substanță din faza gazoasă pe locurile din suprafața sorbentului unde energia liberă ese mai mare, La temperatură constantă se poate imagina că substanța sorbită rezultă dintr-un echilibru dinamie între procesele de lipire gi de "deslipire” a moleculelor apei din faza gazoasă gi de pe suprafața sorbentului. Acest lucru se poate exprima matematic prin relația: tase, es A unde A, - cantitatea de substanță. adsorbtă de sorbentul respectiv; ca - concentrația substanței reținute în faza gazoasă: Kq - 0 constantă care este definită de porozitaea sorbentului: by - o constantă care este precizată de raportul dintre viteza de adsorbtie a moleculelor pe suprafața sorbentuli și viteza de desorbie. [12) ‘Absorbtia este mai putin evidentă în cazul gelurilor de silice. Se poate admite că unele molecule de apă sunt reținute î spațiile ntermoleculare dintre resturile de acid silicic. Condensarea capilară joacă un rol deosebit în procesul de reținere al apei pe silicagel sau aluminogel Experimental creșterea temperaturii cele arătate rezultă că eficacitatea de sorbție a unei substanțe scade cu cresterea temperaturii i cu scăderea concentrației. Prin urmare pe măsură ce gazul este usca, eficacitatea substanței active se mieșorează. Efectul de reținere a umidității are loc la nivelul canalelor dure grăunții care compun substanța activă. Canale foarte mici duc la mărirea vitezei de difuziune. măriea suprafetei de putut stabili că variația capacității de sorbție scade exponențial cu 2 contact, posibilitatea realizării condensării capilare, în schimb conduc la mărirea rezistenței hidroaerodinamice la curgerea gazului gel. Se preconizează uneori să se utilizeze două strate de sorbenti de porozitate diferită (cu microcanale și macrocanale) stratul cu granulafia cea mai fină fiind așezat la sfărșitul patului de sorbent. În felul acesta granulația mai mare din stratul de bază va menține rezistena la curgere. Pe conductă la o valoare acceptabilă iar granulajia mai fină de la stăritul patului de sorbție va conduce la o reținere mai bună a apei pentru gazul partial deshidratat. Pentru silicagelu care este întrebuințat in scopul uscării gazelor este foarte important să se cunoască momentul în care este saturat cu umiditate gi nu mai poate adsorbi apă. deci când el trebuie înlocuit. Pentru aceasta în compoziția silicagelului se introduc urme dinttu-un indicator. cum ar fi clorura de cobalt. Aceasta trece de la culoarea albastru închis la roz pal atunci când silicagelul se umezeste (ne mai putând reține apa). O asemenea metodă este indicată în cazul debitelor de gaze variabile. [12] La instalații mari este bine ca în timpul exploatării să se verifice periodic activitatea siicagelul Silicagelul se montează în tururi de uscare dispuse vertical pentru a se putea umple uniform tunul. Sensul de curgere al curentului de gaz este de sus în jos din considerente economice, astel ca pierderile din presiunea gazului să fie minime. De asemenea, la curgerea de sus în jos stratul de silicagel igi va menține compacttaea chiar la viteze mari de curgere, fără a da naștere la fiecâri de granule și deci la firdmiarea lor. În unele cazuri s-au folosi și turnuri orizontale. Turnurile de uscare se fac din burlane rezintente la presiune. Se asigură un spațiu gol la capul și a baza turnului, pentru ca jetul de gaz să nu bată pe masa de sorbent, disrugindu-l. Siicagelul se așează pe site metalice în turn, în pachete distantate unul de altul cu câte 15 înaintea coloanei de uscare se montează un separator care îndepărtează picăturile lichide de apă sau ulei precum și impuritățile solide în suspensie. [12] Viteza de curgere a gazului în coloana de uscare se alege, socotind-o la coloana neumplută cu silicagel între 1.56 mis. Un calcul mai exact se poate face analizând factorii limitativi ai acestei viteze. Două tendințe opuse influenfeaz alegerea vitezei optime: pentru a se obține o instalație cu gabarit cât mai reduse este de dorit o viteză eat mai mare, dar este necesar să se micgoreze viteza sub anumite limite pentru a împiedica antreniile de silicage și fluidizarea sau formarea canalelor în stratul de sorbent; de asemenea este nevoie să se asigure un timp de contact minim între gaz și silicagel pentru utilizare corectă a acestuia. Se analizează pe scurt toți acești factori. Dacă stratul de sorbent nu este protejat împotriva antrenărilor, eresterea vitezi peste 0 anumit valoare, numită viteza critică de antrenare cau = aa EEE eso (unde Dy - diametrul paticuleis yp Și, = greutatea specifică, respectiv a particulei sia Muidului) duce la anirenări de particule și deci la consumarea silicagelului i a incidente pe instalaile anexe si în conducte. Dar chiar simpla deplasare a silicagelului, "fuidizarea” lui, este nedorită. deoarece granulele de sorbent se sfirima prin lovire si se accentuează macrocanalele. Din această cauză tesbuie evitat viteza de curgere a gazului care duce la idizare 28 unde e = fractia minima de goluri iar = factorul de formă al granulelor. Pienderea de presiune în stratul de sorbent depinde de viteză după relația empirica a lui Suci și Schan: 256) unde h ~ înălțimea stratului și k 0 constantă care depinde de sensul de curgere al gazului variind între 31 și S2 pentru silicagelul cu granulație de 2-7 mm. Luând in discuție și problema asigurăr es Deoarece stratul de silicagel este fx în coloand, înseamnă că uscarea lui - după ce a absorbit o oarecare cantitate de apa- trebuie ăcură în aceeași coloană. Aceasta duce la necesitatea de a avea în paralel cel puțin două turnuri de uscare, dintre care unul funeionează în regim de uscare si celalalt în regim de regenerare a sorbentului. Pentru regenerarea silicagelului se folosește gazul metan încălzit care este trecut prin coloană de jos în sus, deoarece partea de sorbent cea mai saturată cu apă se află în regiunea superioară a coloanei i la regenerare vaporii de apă eliminati din această regiune nu vor mai avea de parcurs întreaga masă de silicagel; prin aceasta se scurtează timpul de regenerare. [12] Viteza de încălzire este limitată de degradarea sorbentului datorită apariției tensiunilor termice și de eracarea hidrocarburilor grele care conduc la umplerea golurilor. Experimentele efecuat în Stai laborator, de la Sasa arătat că a temperatura gazului d regenerare de 130°C gelul capătă o ușoară culoare gălbuie, ceea ce indică apariția primelor cracări. Deși nu se recomandă temperaturi mai mari de 130-140.C, la sfărșitul perioadei de desorbtie temperatura agentului de regenerare la ieșirea din tumurile de uscare trebuie si fe cel puțin de 110°C. Cantitatea de căldură folosită pentru regenerare se repartizeaza conform unui Bilan termic aste: din 100% căldură produsă se evacuează cu gazul care a regenerat 558°61,1% se pierde în mediu ambiant prin convecție 39-4,5% se folosește util, 13,5-168% Căldura necesară regenerării se obține prin arderea gazului metan, debitul de gaz ars find. sub 0.1% din debitul de gaz transportat. O instalație de uscare funcționează în felul următor (Fig. 4.): gazul din conducta magistrală trece prin separatorul S unde lasă picăturile de apă si eventualele impurități si este dirijat fntt-unul din turnurile de uscare 7, sau 73, apoi prin poligonul de măsură M este trecut din nou în condueta magistală. În timp ce unul din tumuri execută uscarea gazului, prin celălalt turn este trecut gaz metan încălzit pentru regenerare; acesta se ia din conductă, după poligonul de măsură, și se încâlzeșe la 150°C în schimbatorul de căldură R, find dirijat apoi în turul de uscare după care iese în atmosferă. [1] > — Fig. 4. Stems unei instalați de uscarecuevacuare în atmosferă a gz de regenerare [Evident că în acest mod se realizează o pierdere de gaz care poste deveni importantă i din această cauză se ilizează at scheme care folosese in continuare gazul de regenerare. Fa. 5. Schema unei instal d care ca folosirea gna de regeneare În Fig 5. se prezintă o asemenea schemă in care gazul metan care va servi la regenerare este nat din conducta principală înaintea stației de uscare și înaintea unui detentor D care creează și menline o cădere de presiune mică în conducta principală de gaz. Gazul este încălzit în schimbătorul de căldură Ay rece prin turul 7; regenerind silicagelul, după care schimbă căldura in schimbătorul Re cu gazul care a fost uscat (încălzindurl puțin ceea ce este avantajos din punctul de vedere al umidității relative). Picturile de apă apărute în gazul de regenerare ca urmare a răirii acestuia sunt separate în separatorul $; apoi gazul este introdus în circuitul coloanei de uscare 73, panicipând astfel la producția de gaz. Deoarece căderea de presiune realizată de detentorul D corespunde tocmai pierderilor de presiune pe circuitul gazului ce servește la regenerare, este posibilă introducerea lui în conducta principală de gaz. [1] În ultimul timp sistemul a fost perfecționat (Fig. 6) pentru a asigura o uscare si mai bund. 30 Fig. 6. Schema wel inal de scare modifică cu ular gaz de regenerare În acest scop tot gazul este uscat în turnul 7 și apoi înaintea unui reduetor de presiune D, rea 10% din gazul useat este prelevat si încălzit în schimbătorul de căldură Ry; gazul cald regenerează silicagelul din tumul Tin condi oare bune, find uscat, este răcit în schimbatorul de căldură Rs, lasă picăturile de apă în separatorul mecanic Sp și apoi saturat este amesleca cu gazul proaspăt. În acest mod se asigură o eliminare rapidă a apei din silcagelul ce a fost utlizat is umiditatea adusă de gazul recireulat face ca ansamblul umidității gazului ce întră în conducta șistral să varieze prea puțin. [1] Sistemele discutate în Fig. 5. și Fig. 6. au dezavantajul că duc la o pierdere de presiune pentru cantitatea principală de gaz; se înltură acest dezavantaj prin folosirea montajului următor (Fig. 7) Fig. 7. Schema unei instal de acare cu fose gnu de regenera ră pierde de presiune î conduca principal de az Gazul de regenerare are același circuit ca i în cazul schemei precedente, cu observația că el este introdus în circuitul de uscare nu la începutul circuitului ei spre mijlocul înălțimii turului, într- un punct a, astfel ales, încât pierderea de presiune a gazului în turul de uscare să corespundă cu pierderea de presiune in circuitul gazului de regenerare, În modul acesta nu mai este necesar Să se creeze diferenja gazului neuseat Silicagelul ca sorbent poate reține 15+30% umezeală din greutatea sa proprie. Însă pe măsură ce silicagelul se sturează. în aceeași măsură capacitatea de uscare a acestuia se micșorează. ceea ce se traduce printr-o depresiune din ce în ce mai mică a punctului de rouă. 3 azul iese ușor încălzit ca urmare a reactilor chimice legate de unele icagelul are o mare putere de absorbție, in special la începutul procesului Capacitatea de uscare a sorbentului poate fi mult influențată de temperatura la care acesta, lucreaz si de eventuala sa impurificare cu hidrocaburi. Durata unui cichu de uscare (care se determină la 6, $ sau 12 ore). este legată de durata de regenerare a silicagelului și se ia cu o margine de securitate, deoarece calitățile adsorbante ale silicagelului variază în imp. (12) După regenerare se trece un timp (circa 30% din timpul ceru de regenerare) prin coloană. un curent de gaz rece, uscat pentru a aduce coloana la temperatură normală, deoarece s-a arătat că silicagelul usucă gazul cu atât mai putin cu căt temperatura sa este mai mare. Prin urmare un cielu este alcătuit din: e. Uscarea gazului prin scurgerea acestuia în coloana cu silicagel; ‘© Branșarea coloanei l conducta de regenerare; ‘© Încălzirea coloanei cu gaz cald; =. Efectuarea regeneriri la temperatura preserisă: ‘© Récirea turnului până la temperatura ambiantă Din deserierea ăcută rezultă că instalaile de uscare existente azi sunt deosebit de simple și pot automatizate cu ușurință, ceeace permite mărirea siguranței și micșorarea costului exploatării. [8] CAPITOLUL 3. Turbomotorul cu gaze Pentru antrenarea compresoarelor mecanice se flosese diferite tipuri de motoare termice, Compresoare cu piston sunt antrenate cu motoare cu piston în patru sau în doi timpi functionând cu gaze. În mod obignuit se folosese motoare în V la care cilindri dintr-o lnie sun cilindrii compresor iar cilindri di cealaltă linie sunt cilindri motori. Cilindri compresori se dispun orizonial,îtarea gazului (ăeândurse pe deasupra si refulrea prin partea de jos pentru a e elimina condensirile de apă sau hidrocarburi mai rele. Cilindri motori sunt dispuși fe vertical, i sub un anumit unghi față d verticals. Î general motoarele cu gaze funcționează după ciclul în doi timpi cu baleiaj de ace comprimat care apoi se amestecă cu gazul metan, pentru formarea amestecului combustibil chiar în îneriorul cilindrului. Gazul pătrunde in moto lao presiune superioară celei a aerului de baiji anume ttre 19 și 22 kgflem. Motoarele au o trai de 300%500roVimin ar consumul specific reprezintă 0,35+0;50 Nm?/CPh. 2] ‘Compresoarle cu palete adecvate comprimării unor debite mari de gaze sun astăzi din ce în ce mai mult antrenate de turbomotoare cu gaze. În afară de avantajele legate de compacte, turație ridicată, turbomotearele prezintă posibilitatea de a funcționa eu combustibil gazos, ceca ce micșorează mult costul imvesiților față de antrenarea cu motoare electrice a acestor tipuri de compresoare 11) Imroducerea turbomotorulu la transportul gazelor naturale sa făcut în ulmi 10 ani ca urmare a expeienlei acumulate în aplicarea cu succes a acestui tip de motor în alte domenii ale tehnicii. [7] Turbomotorul cu gaze este format dint-un compresor Ca care aspră aer la presiunea atmosfrict pu îl comprimă până la presiunea maximă a ciclului p, și îl refulează în camera de ardere CA, unde se realizează arderea combustibilului injectat. Gazele arse rezulte se destnd în turbina T până la o presiune apropiată de cea aimoserică, după care sunt evacuate în amoseră Lucrul mecanic produs de turbină ete consumat de compresorul de aer i turbomotoulu și de compresor de gaz metan C. Aceast schemă de principiu poate fi realizată în mai mute variante prezentate în Fig. 8. Cea mai simplă solute (Fig. BaConst în montarea rigidă, pe acelați ax, a turbinei și a celor două compresoare. Etajle turbinei pot fi însă montate pe două rotoare independente (Fig. 8) Primul va fi cuplat cu compresorul de aer Ca ir al doilea cu compresorul de gaz mean. Posibilitatea realizări d traii variabile la cele două compresoare permite reglarea mai bună a instalației în funcie de variație de regim, i deci soluia ese indicat în cazu î care compresorul nu funcioncază la un regim constant. În aceași mod s-a conceput folosirea vurbomatoarelor e avion scoase din serviciu pentru stale de comprimare a gazului. Gazele arse din turbomotor su trecute printr-o nouă turbină special construită, cuplată cu compresonl, care comprimă gazul metan. Soluția (Fig. 8c) permite, prin posibilitatea varies independente a temperaturile din faja cele două etaje ale turbinei, realizarea unui regim forte elastic în exploatare; schema are dezavantajul unei automatizări i exploatări mai complicate. Ameliorarea randamentului pri recuperarea unei părți din căldura gazelor arse, evacuate în atmosferă. este prezentată în Fig. 8d, unde gazele ase rc prin schimbătrul de căldură SC, încătznd aerul la ieira din compresor și prin aceata, micgorind cantiatea de combusibil necesa încălzirii uidului de lucru până la temperatura maxima a ciclului, Cum această temperatură st imitată de materialele paletelor la aproximativ 800+90:C, rezultă că arderea combusibilului trebuie e ectară la excese de se a 10. Î acest caz a ieșirea din prima turbină, Nuidul de lucru poate fi 3 încălzit într-o nouă cameră de ardere (Fig. Se) prin arderea unei noi cantități de combust Puterea turbinei fiind proporțională cu temperatura gazelor În intrare, rezultă că încălzirea intermediară reprezintă un mijloc eficace de mărire a puterii instalate. Se șie că un efect similar se poate objine prin divizarea comprimării în mai multe compresoare montate în serie și răcirea vidului în ricitorul itenmediar R (Fig. 8D. În aces fel se obține micșorarea lucrului mecanic de comprimare și prin urmare rămâne disponibilă mai multă energie pentru a antrena compresorul cu ‘gaz al stației, Soluțile prezentate pot i combinate între ele în diferite moduri, obținându-se, spre exemplu, un turbomotor cu răcire intermediară i recuperare de căldură (Fig. 8g) sau turbomotoare cu răcire și încălzire intermediar și recuperare de căldură (Fig. 8h). [2] Fig. Scheme constructive d tubomotare desinae nirenăriicompresoarelor de gze. (Ca – compresor d aer al Turbomotorlis cameră e ardere T= ună; C compeesr de gaz metan al sii d compresoare, SC chimia de caldură: R= ăia) 34 3.1. Cielul termodinamic al turbomotorului fără recuperare Ciclul termodinamic al Muidului de lucru care traversează turbomotorul (Fig. Babe) se reprezintă identi în diagrama T-S. T Fig. 9. Diagrama T- a cic turbomotr cu gaze Imr-adevăr sarea aeruli din mediu înconjurător este defnits depresiunea py i de temperatura Ty (Fig. 9). Dac la ieșirea din compresor aerul trebui să aibă presiunea total p fuldul se va afa în starea 2 diferit de starea 2 obynut în cazul unei Comprimări teoretice: e va consuma astfel un tocru mecanie [ mai mare decăt lucrul mecanic de compresiune izenropie et necesar în cazul comprimării reversible. Sarea 2este definită de presiunea totală pă și de temperatura de frânare 3. Din cauza pierderilor de presiune impuse de procesul de ardere, la ieșirea din camera e ardere presiunea totală a gazelor arse va fi pi. Debitul de combustibil introdus în camera de ardere trebuie regla asfel inci, In ieșirea din cameră, gazele arse să nu depășească temperatura} stbiltă în functie de rezistența termică a paletelr turbinei. (6) Din starea 3” începe destindeea vidului în turbină, realizată practic ră schimb de caldură și substan cu exteriorul care e efectuează fe integral n-o singură turbină, ie mai întăi în etajele cuplate cu compresorul de aer și apoi în etajele care antrenează compresorul de gaz ma destinderea se rslizează până la presiunea pu, în general apropiată de presiunea atmosercă. În continuare Muidul de ers este evacuat în aimoseră, starea sa find definită de punctul 3. Formal, ciclul este închis prin evoluția de răcire la presiune constantă pa realizată în mediu nconjurător [6] Param principali ai motorului sunt mărimile 35 e. Puterea specifică, definită drept raporul dintre puterea disponibilă la axul masini și debitul de ser comprimat de compresor =] ep Pr “liar Dacă se notează cu f [și [lucrul mecanie specific produs de turbină, respectiv consumat de compresonul de aer si de compresorul de gaze combustibile (dacă este cazul). expresia puterii specifice devine ‘Faz (Gaba = Gale = Blo) 62 e. Randamentul ciclului se serie conform definiției uzuale nth 63) cy unde Q, reprezintă cantitatea de căldură degajată în procesul arderii, în același interval de timp în care se măsoară lucrul mecanic: » Consumul specifie de combustibil, care reprezintă raportul dintre consumul orar de puterea disponibil la axul mașinii poate exprimat cu relația i Ga) be este debitul orar de combustibil ars, minL.- cantitatea de aer teoretic necesară arderii combustibilului, ar a- coeficientul excesului de aer. Utilizarea parametrilor amintiți se face în scopul comparirii turbomotoarelor cu gaz de diferite puteri, din punctul de vedere al panicularitățilo în exploatare, a aprecieri economiciti ete. [6] 3.2. Influenfa parametrilor funcționali asupra puterii si economicității turbomotoarelor cu gaze Cunoașterea influenței parametrilor funcționali asupra puterii si conomictățiiturbomotorului ‘eu gaze este indispensabil atăt la stabilirea instalații corespunzătoare unor anumite condiții de Iucru cât și la analiza etilor de dezvoltare gi perfecționare a acestor masini, Deoarece la un anumit regim de lucru debitul de aer este constant, analiza infuenjei parametrilor funcționali asupra puterii și consumului de combustibil. permite înlocuirea acestora din urmă prin puterea specifică și consumul specifi de combustibil. [2] Din relația (32) rezultă: = al(+ zar 2] 65 Fnac în wansportugazelor, combustibilul find ein și n îndemână, simpliata instal este mai important decăt realizarea unui randament ridicat, se va analiza din punct de vedere al 36 parametilr funeral stema ea mai sdevaă (uremoterl Bă recuperare e că i Fă mer inermeda a ăi diagramă entropic ee prezentă in Fig 9. [11] Notnd e Mg = a 4 ranamentl relativ a tine Bă a trbomocerui randamentul izentropic al compresorului. cu n, obtine: uilizarea vitezei de ieșire și cu 1 randamentul mecar = (0+) (0+ EOE) ran (î- 93] 66) în cadrul ipotezei căldurilr specifice constante cu temperatura, relația (3.6 se poate serie: gradul de încălzire al vidului de luce: ? = 2 — gradul de comprimare at compres: of = BE = coef pert de prune aul dn camera de andere Gey = Pe – coeficientul pierderii de presiune în conducta de evacuare; luându-se fg = 68,85 keal/kg, se obține după câteva transformări simple Se poate face ipoteza cy = cp și 1+ =z = 1; se objine relația simplificată: relate care defineste parametri funcționali ce infuențează puterea turbomotorului cu gaze. Se constată că Php = f(0, 2, My» e Mar des), Parametri find menționați în ordinea descrescătoare. importanței lor. Puterea specifică a turbomotorului cu gaze variază diret proportional cu gradul de încălzire al uidului de lucru @ = 4, alura curbei find determinată și de gradul de comprimare 13. Aceasta explică tendința ridicări temperaturii maxime a ciclului și efortul făcut în tehnica turbinelor cu gaze pentru a se realiza aliaje rezistente la temperaturi cit ma ridicate. Din relația (38) rezultă că este necesar si se depișească valoare minimă a raportului temperaturilor. [6) 37 G10) pentru ca turbomotoral să poată funciona, Valoarea sa este sensibil inventată de produsul randamentelor turbinei și compresorului ceca ce justifică de ce nu -au putut realiza turbomatoare cu performanțe convenabile, până nu au os perfefionatesuicient mașinile cu palete De remarcat că, ln acea variație a aportului A, putereaturbomotorull crește mai mult decăt această variație s- a produs prin micșorarea temperaturii Tp decăt prin mărirea lui 73, Înradevăr. micsorarea temperaturii (la const) areca urmare, in afara maini puterii specifice o creșere a debitului de aer proportional cu mărirea greutății specific a acestuia. Aste, la o variație a ui (cu 1% prin marirea lui Tj puterea specifică erste cu 2,12%, ir n scăderea temperaturii Ta puterea crește cu 312%.) Valoarea optimă a gradului de comprimare, când ceilalți parametri sunt constnți este dată de din care considerând cy = cp și 1+ 1, se obține relația: so, = Votat 2 E [Bi 6.12) Se absentă că valoarea optimă a gradului de comprimare este proporțională cu gradul de încălzire al vidului de lucra, cu produsul randamentelor și cu intensitatea pierdeiler din conducta de evacuate și din camera de ardere. Se observă că crestere produsului inre randamentele interne ale compresorului și ale turbinei are o înfuență directă asupra puterii specifice: deoarece compresorul aval re un randament superior compresorului cenrfugal, deși ete mai greu de tabricat, începe să fie preferat Un ah avantaj a compresorului aval const în debitele foarte mari (5060 k/s) ce le poate livra. [6] Economicitatea motorului este precizată de consumul specific de combustibil. Deoarece poate fi pusă sub forma: 0 > Sng LT, 3.53) rezultă că la funcționarea în regim (a-const. Oy-comst și Gy~const.) este posibil să se deducă intuența parametrilor funcționali asupra consumului specific de combustibil rin analiza influent acestora asupra randamentului termic al ciclului turbomotorului cu gaze. Trebuie sublinia că, în cazul în care parametrii initial ai aerului variază – ceea ce atrage modificarea excesului de aer = proporionalitatea menționată nu mai este valabilă. În cazul turbomatoarelr staționare, această modificare, petrecută între limite mici, poate fi neglijată. 38 Se constată asfel că randamentul insnlaei este funie de aceeași parametri functional precum puterea speciică, 7, = f(8, ne, Me Me Oe de). Variația randamentului turbine i al compresonlui au o nfuență relativ însemnată asupra randamentului iter al turbomotoruli. O. valoare mai mică a randamentului compresorului implică o temperatură a aerului n intrarea în camera de ardere mai mare, deci un consum mai mic de combustbil Pierderile prin conductele de admisie, de evacuare, i camere de ardere influeneazA variația randamentului si de aceea est indispensabilă efectuarea ct mai exact a calculului pierderilor aerodinamice pentr dimensionarea acestor organe și pentru a analiza eficacitatea economics. [6] 3.3. Cielul turbomotorului cu recuperare de căldură Ciclul cu recuperare presupune că la ieșirea din turbină gazele arse tree printr-un schimbător de căldură, unde încălzese serul debitat de compresor până la 0 anumită temperatură 7, inaintea întări sale în camera de ardere (Fig. 8d). Acest lucru este posibil numai daca 73 < Ts. Diagrama entropică a ciclului cu recuperare de căldură este reprezentată în Fig. 10, Teoretic aerul poate fi încălzit de Ia temperatura 7; la T; din cauza dimensiunilor. finite ale schimbătorului de căldură, aerul va primi doar căldura Qs T Z 4 | ia. 10. Diagram entopicl sitului rtometorua eu recuperare de calu Se definește grad de recuperare raporul dintre căldura primită și caldura disponibilă, adică (în ipoteza cy = €;) et 4) E Întrucât serul pătrunde în camera de ardere la temperatura Ti, (Tf > 73) expresa randamentului termic a webomotorlu est: abe Gs) ma ‘unde Qi; reprezintă căldura primită în camera de ardere. ‘Cu notație anterioare, exprimând entalpia totală a intrarea în camera de ardere Je sefi a~ ( se obține: G17) Puterea specifică este independentă de gradul de recuperare, însă cum din cauza recuperării scade valoarea gradului de comprimare optim, în aceleași condiții ciclul cu recuperare realizează o putere specifică mai mare în comparație cu ciclul fără recuperare. [6] În general recuperarea de căldură asigură un consum specific mai redus, aplicarea recuperării în cazuri concrete fiind făcută pe baza unui caleul tehnico-economic care să compare sporul de învesiție cu economia realizată în cheltuielile de exploatare 3.4. Funcționarea turbomotorului Ia sarcini parțiale în exploatare, turbomotorul trebuie să funcționeze și la regimuri diferite de regimul nominal, realizate ie prin varierea turatii, ie prin varierea sarcini ue. În toate cazurile ins, funcționarea. stabilă la un anumit regim este definită de două condiții generale ‘= să se asigure trecerea debitului gravimetric corespunzător prin întregul motor, adică Ge-GytGeG, 6.18 unde G; este debitul de aer utilizat la răcire. Cum turbomotoarele cu gaze nu au prelevări de fluid, debitul de gaz care traversează turbina depinde de parametrii sti de stare din amontele și din avalul turbinei, presiunea din amonte fiind presiunea la care debitează compresorul redusă cu valoarea pierderilor de presiune din camera de ardere (ps = Zap). Variaia debitului turbinei este dată de relația: 3.19) dacă înt-o secțiune oarecare regimul curgerii este critic sau supracritic și de relația: 40 în cazul unui regim subertic al curgerii (unde indicele zero se referă la regimul nominal al motorului); ‘© să se asigure egalitate între lucrul mecanic produs de turbină și cel consumat de compresor, utilizatori și rezistențe mecanice, ceea ce înseamnă că adaptarea turbomotorului l diverse regimuri de Iveru va depinde atăt de trecerea rapidă de la un regim la altul cât și de posibilitatea varieri puterii produsă de turbină pentru a asigura cerințele consumatorului și a compresorului de aer. [7] Analiza acestor regimuri de lucru se face prin suprapunerea caracteristici turbinei peste aceca a compresorului. Conform relației (3.19) sau (3.20) debitul de gaz care traversează turbin funcțiune de pj (pentru T3=const) este reprezentat în Fig. 11. suprapus peste caracteristic compresorului, Se observă că singurul mijloc de a trece la un alt regim de funcționare constă în varierea debitului de combustibil. Acesta va atrage nu numai modificarea parametrilor de stare dar i modificarea turajiei motorului. Principal trecerea din starea a (Fig. 11.) se poate face la turație constantă prin micșorarea temperaturii Tj; î acest az ansamblul compresor-turbind va fi traversat de un debit supimentar 4G, sungândue în sarea ial. Se poat însă tree din sara a. const. prin varierea tual (msn); în acest caz se atinge starea c. În realitate se vilizează ambele mijloace pentru a acoperi gama de lucru a turbomotorului. [6] 20) Fig. 1. Caractere tubing compresorului un Fig. 12. Reprezentarea regimurilor de fnctionare Turbomtor suprapune stabil turbomotorl adverse ai (P,-pterea turbine P,puerea compres) În cazul turbomotoareior utilizate la comprimarea gazelor, puterea compresoarelor variază proximativ cu cubul turație (Fig. 12.) iar puterea turbinei. pentru o temperatură 7; dată. are o, find cu atăt mai mică cu cât Ts este mai mic. Punctul A, aflat a ne Și Tim corespunde regimului de calcul. Alte regimuri date de punctele J, 2, 3, determinând astfel ‘uratile a care motorul poate funcționa stabil lao anumită temperatură 7, în faa turbinei Fiecărui regim îi corespunde o anumită temperatură Tj, temperatura maximă find atinsă atât la tay ct și la mam» Succesiunea stărilor de echilibru formează caracteristica de lucru a turbommotorului. [6] 41 Prin urmare, în cazul turbomotorului care are monta pe același ax compresorul de aer. turbina și compresorul de gaze, micșorarea puterii utile impune scăderea turaii, în care caz debitul variază cu turația, ir gradul de comprimare cu pătratul trației (42), ceea ce face ca triunghiul vitezelor să rămână asemenea. Deoarece unghiul de atac al paletelor mu se schimbă, rezultă o variație semnată a randamentului, ceea ce constituie un avantaj al instalației. Dacă reglarea turbomotorului ar fi necesitat ca turaia să se modifice, menținând T3= const. există pericolul apariții. pompajului în domeniul sarcinilor reduse. Necesitatea micșorării temperaturii 73 deplasează caracteristica de reglare spre regimuri mai stabile. Realizarea destinderii în prea multe tmepte poate duce de asemenea la intersectarea domeniului de funcționare instabilă. Reglarea turbomotorului, in cazul antrenârii compresorului de gaze, trebuie efectuată prin intermediul unui dispozitiv automat de reglare care să tind seama de inenia relativ mare a instalației la modificarea regimului de lucru, din cauza excesului mic de putere disponibil la o anumită turație (4P în Fig, 12. Cu toate aceste inconveniente, turbomotorul monoax având dimensiuni si greutate redusă și fiind simplu din punct de vedere constructiv, compensează indicii economici relativ mai scăzuți pe care îi are la sarcini reduse; din această cauză turbomotorul cu un singur ax este utilizat în mod curent în exploatare. [7] Turbomotorul cu două axe independente și cu turbine montate în Serie. având în general compresorul de aer cuplat cu o turbină, ar cealaltă turbină cuplată cu compresorul de gaze. poate fi realizat ca în (Fig. 8b), compresorul de aer find antrenat de turbina de înaltă presiune (TIP) sau învers, compresorul de aer find antrenat de turbina de joasă presiune (7JP). urmând ca cealaltă turbină de joasă presiune să antreneze compresorul de gaze. Avantajul principal al turbomotorului cu axe independente constă în posibilitatea realizării unei trații dferite, eventual variabile a unui ax in raport cu celâlal ax, ceea ce mărește adaptabilitatea motorului la variațiile de regim, ușurează pornirea etc, Întrucit un astel de turbomotor se uiizează la comprimarea gazelor, este necesar să se analizeze caracteristica sa de funcționare Ia sarcini parțiale și influența modului de cuplare a compresorului de aer asupra acestei caracteristici. În acest sens literatura de specialitate scoate în evidență că în cazul turbomotorului cu axe independente, caracteristica sa este determinată de modul de cuplare și ese practic independentă de regimul de luer al uilizatorului (turație constantă sau variabilă). Caracterul diferit de variație a caracteristcilr celor două turbine (TIP și TJP) cu sarcina, se datorează faptului că puterea turbinei (la 7; const.) scade la sarcini parțiale mai mult decăt puterea utilizatorului. De aceea, pentru a avea regimuri stabile de funcționare, va trebui ca temperatura Tj să scadă în faja IP, în schimb temperatura fluidului va crește în fața TIP. Din această cauză randamentele turbinelor vor fi diferite (Fig, 13.) [7] Fe. 13. Vara randamentului rea a TIP și TIP cu sarcina PP ne Avantajul unui randament mai bun al T/P este însa exclus de apropierea prea rapid a caracteristici sale de lucru de zona de funcționare înstabilă, provocată de temperatura foare ridicată 1 gazelor în fata turbinei, funcționând la sarcini parțiale, fapt discutat anterior. Caracteristica de lucru a TIP are o alură apropiată de cea a turbinei monoax. În ansamblu deci, de lucru a turbomotorului cu două axe independente se situează mai aproape de zona de pompaj, în aport cu turbomotorul monoax, ceea ce conduce la posibilitatea unei accelerări mai lente a ansamblului. Variația a diferită a temperaturii Muidului în fafa turbinelor, determină gi o anumită particularitatea reglării dinamic a TIP și TJP. Astfel, dacă ansamblu se află la o sarcină redusă, în faa TIP gazul este lao temperatură mai scăzută decăt cea nominală. Trecerea la o turaie mai ridicată se face cu ușurință din pricina faptului că, existând o diferență sensibilă între 73 și TS om e Poate injecta mai mult combustibil în camera de ardere, realizându-se asfel surplusul de putere necesar accelerării. În cazul TIP, diferența dintre temperaturile 7; și Timam este foarte mică, din această cauză turbina pote realiza un cuplu suplimentar scăzut, cea ce implică un interval mare de timp pentru a trece în noua stare de echilibru. În plus, în mod normal, momentul impulsului rotorului 7JP este mai mare, ceca ce reprezintă un dezavantaj suplimentar. În concluzie, TUP se accelerează mai lent decât TIP, impunând prin aceasta și soluții pentru reglare. De remarcat că coneluzile trase au presupus că atât turbina cât și compresorul au caracteristicile tipurilor. obișnuite. Deoarece caracteristicile. masinilor rotative influențează fundamental funcționarea turbomotorului, rezultă că tipuri speciale de mașini cu palete ar putea a substanțial concluziile trase. [7] terte modit 3.5. Motoare si turbine de gaz metan Energia potențială a gazului natura, corespunzătoare diferenței de presiune existente pe traseul cconductelor, poate deveni disponibilă prin intermediul unor masini care funcționează prin destinderea gazului. Se pot folosi atât masini cu mișcare alternativă (motoare de gaz. metan) câ și mașini cu mișcare rotativ (turbine de gaz metan sau roți cu plete ete.) energia astfel obținută este iefină si exploatarea mașinilor forte simplă. [2] 3.5.1 Motorul de gaz metan În cazul în care cantitățile de gaze ce stau l dispoziție sunt mici, destinderea acestuia se poate face în motoare de gaz metan care luereazA dupa ciclul inversat al compresorului (Fig. 14); în cilindrul motorului se admite gaz la presiune ridicată p, după evolutia de admisie AB; după hiderea supapelor de admisie, gazul se destinde până la presiunea scăzută p, după evoluția poliropică BC: în punctul C se deschid supapele de evacuare si gazul este refulat în conductă, ‘evolufia fiind izobară CD. În cazul in care evoluia de destindere ar fi izotermica BE, s-ar obyine lucrul mecanic maxim. În cazul unei evoluții pliropice, lucrul mecanic are expresie: arsi -@* Je 620 și ee cu ati ma mare cu că exponentul poopie et ma apropia de valoarea = Penta Condi nite date, din cain 320 rezultă ch cn mecanic ese proportional cu raporta de destnere tic temperatura 7, a sz ined a ¥ E Fig. 1. Ciclul torte si motor de gar men cu Fig. 15. Diagrama TS a desindri paza în mainile etnuere complet se ame Ca urmarea destinderi se realizează scădere importantă a temperaturii gazului care poate duce ao sere de inconvenient provocate de aparitiainghetri apei, a formării hidrațilr de metan, 1 a dificult curgerii temperaturi scăzute. In diagrama 7-5 (Fig. 15.) evoluția de destindere Inte p, sp. este poltropica BC. Pentru o aumită sare inițială se obțin temperaturi finale cu atăt ma joase cu că valoarea aportului de destindere este mai mare. Din practca motoarelor cu ae, se sti că mu ese bine să se depășească o anumită temperatură 7, (pentru gazul cu umiditate obișnuită) deoarece sub acestă temperatură ingheață apa conținută în gaz. Pentru o anumită sare inițială, în urma desinderii gazului între presiunile p, și p se atinge de cele mai multe ori o temperatură inferioară celei limite (de exemplu 263 K). În scopul de a nu depăși această temperatură este necesar să se limiteze destinderea la presiunea p, (punctul C’ acest luca mieșorează mult lucrul mecanic obținut. [6] Evident că in functie de gradul d usare a gazului, limita destinderii poate f mărit. Pentru a nu realiza o destindere incompletă a gazului, se încălzește acesta izobar BB până l o tempera Taste net prin destinderea poliropică să se obțină temperatura limit T/(de exemplu 268” K). În aceste condi lucrul mecanic. produs crește att datorită măriri raporului de destindere (valoare presiunii p, apropiindu-se de p) că și datorită creșteri temper În (Fig. 16.) se indică o serie de elemente calculate pentru cielul cu preincalzire. După cum rezultă din această figură, o creșterea temperaturii de preîncălzie până la 500 K (ceea ce permite un raport de destindere 3/6) duce lao erestere a lurului mecanie e crea 3 ori. fat de situa care mu s-ar i practicat ncălzrea (i desinderea ar i limitată e temperaturile iil 7)~288 K și finală 7,-263 K). De asemenea lucrul mecanie obținut este mai mare și ață de cazul în care s-ar i realizat destinderea fără preincălzire. urii inițiale a ciclului 4 HEE E = N L EX. 3 TK Fig. 16. Varin tempera de renale 7. a Fa. 17, Varia tempera de prenclzre 7 turului mecni specii șia aportul volumetric pe… erau mecane produs Ai aportului de destindere voua de destindere e în fate d apart de în caral desinderi paul meta de a 120 Kepemi ‘desindere 8 (gaze ideal, dstinderea limitată de ta iert preiunip i ma de formar a hidrailor temperatura T= 263 K) (cuba) Astfl o destindere de 10 ori de la temperatura T,=288 K duce la un lucru mecanic A fo timp ce o destindere de Ia temperatura T,= 466 K (temperatura de preîncălzire necesară pentru a nu depăși 263 K) duce la un lucru mecanic A fags = 94,6 1%. trebuie remarcat că ridicarea temperaturi gazului admis duce la mărirea volumului acestuia gi prin urmare și la micșorarea cantitit de gaz ce int în-un volum fini, ori la necesitatea de a mări volumul ilindrului motorului. [6] În stație în care gazul este parțial uscat, nu mai există pericolul depunerii de wheat ci numai cel al formării hidrajilor de metan. Pentru a se preveni acest fenomen va trebui destinderea gazului să fie executată mumai până la curba limită a hidraților de metan. corespunzătoare curbei în diagrama din (Fig. 17.) Pentru a e executa o destindere dela diferite presiuni trecute în ordonată, ese necesar să se realizeze preîncălziea gazului pâna a temperaturi 7: se obrine asfel ucrul mecanie specii Af În diagramă s-a tecut și raporul de desinder 3 penru are sau facut calcuele în fiecare situate Diagrama permite să se citească scăderea de temperatură 47 side presiune dp (Fatt de presiunea de 120 kgem) pe car o suferă gazul în timpul desinderi sale în motor. Oricum s-ar pune problema, nu se poat obfinelueru mecanie satisfăcător decăt printe încălzire importantă în general greu de realiza atunci când diferența de temperatură depășește 100 rd, [3] Problema se poate rezolva realizându-se o desindere în două trepte, cu încălzire înaintea fiecărei trepte (Fig. 18.) Gazul este preincâlzit din starea B, corespunzătoare temperaturii mediului, la presiune constantă p, până la o temperatură T (punctul C) care asigură o destindere l presiune p, până la 0 temperatură 7, (punctul D) in afra limitei producerii hidrailr de metan. Înainte de a pătrunde in a doua tcaptă 3 mașinii, gazul este din nou încălzit izobar ln presiunea pe până la temperatura 7 (evoluția DE) apoi prin destnderea EF se atinge ir temperatura limită Tla presiunea p, În cazul realizării practice 45 Fig. 18 Diagrama T-Sa motor de gaz men n ou repo tee nica esi ete y punându-se condiția de maximum de lucru mecanic: E P Iueral mecanie in prima treaptă este: al-@*] oa a doua treapta: f= ări E] 020 ase că vcrul mecanie dezvoltat de motor este notar = i+ bn = 5 RF | 629 Condiția de maximum este dată de Meer = 0, de unde rezultă p.-/Pzpis presiunea intermediară este media geometrică a presiunilor extreme. Pentru aceasta valoare lucrul mecanic devine maxim, ar în cele dovă etaje ale motorului se realizează puteri egale. În (Fig, 19) se arată modul cum variază parametiianalizaț în cazul motorului în două ‘rept; rezultă O încălzire mai redusă a gazului, temperatura maxima Bind numai de 360 K (ft de 500 K în cazul unei desinder într-o simgură treaptă); ca urmare a nivelului termic mai scăzut, Mucrul mecanic este mai mic, însă numai cu 20% mai redus decât în cazul destinderii într-o singură treapta i | IL ae Fi, Vasa npr epee Ta eminence Fig. agama mca die ini) reap 8. în funeție de raportul general de destindere 5 ul motorului de gaz metan ont seca degen le 46 Deoarece îneălzr de ordinul celor prezentate in (Fig. 19.) sunt ușor de realizat, ar scăderea puteri fă de destinderea în singură treaptă este redusă, folosirea desindeii im două trepte apare ca deosebi de avantajoasă Motoarele de guz metan pot fi reaizte după principiul mașinilor cu vapor; mai interesante apar însă soluție care conduc la adaptarea motoarelor cu piston existente (maini cu aburi, motoare cu ardere intern) pentu a funcționa ca motoare de expansiune, Soluția este economic avantajoasă deoarece folosirea motoarelor de gaz mean trebuie dapat condiilor locale; diversitatea situailor și valoarea redusă a puterilor instalate nu jus o producție de serie a uno asemenea tipuri de mașini. n schimb există motoare termice de puteri ale, care printr-o reparație medie i a unor piese pot fi transformate în motoare de gaz metan. Dintre molorele cu ardere intern trbuie preferate motorele care au funcționat cu aprindere prin comprimare (rezistente la presiuni mar) pe ct se poate monoclindrice și cu 0 turație căzută. Se transformă distribuția motorului asfel ca acesta să lureze ca un motor în 2 La alegerea perioadei de deschidere a supapelor de aspirație trebuie să se țină seama de urmatoarele considerați: Supapa de aspirație va lăsa să inte în cind o cantate de gaz cu atăt mai mare, cu cât este deshisă mai mult imp, Acest lucru conribie la mărirea ucrlui mecanic pe ciel, In schimb, pe măsură ce supapa de admisie se închide mai tărziu, destinderea in cilindru este mai redusă și în consecință din acest cauză Iyrul mecanic (penru unitatea de caniate d substan) scade. La un motor de ctindree data, va tebui sa exist un anumit apor al volumelor din cilindru penru a se asigur destindereagazuli între presiunile date p ip asfel că în ipostaza desinderii complete, admisi este determinată. [8] Cu notte din (Fig 20.) se poate serie cantitatea de substanță care pătrunde în moto: tut) Man E = pita 625 unde cu Vy s-a notat volumul cilindeului motorului și cu e=V,/(V,+V/3 raportul volumetric, Se constată (Fig, 21.) ca mg scade continuu pe măsură ce raportul volumetric crește (perioada de deschidere a supapelor se micșorează) FĂ ee. TAR : re] a Fig 21. Vaii cmt de gaz admise mera mecani specie și ural meci produs în linda mg. în femei de apr olumetrie (pet gem, 7288 K,V.z107 m) Lucrul mecanie specific se calculează cu relația: 626) 625 prin urmare un aurie aport al presiunilor 22 = ercondijoează un anumit report i deci penru un volum dat, V rezultă o anumită admisie V+V=Va 7 si pentru un motor da, și un raport de destindere dat, valoarea admisie este impusă în ipoteza destinderii complete. [6] Lucrul mecanie maxim se obține la o valoare bine precizată a raportului volumetric © corespunzător condiții d// de =0. Rezultă: o 628) de unde: ME 29) Din curba m/ reprezintă în (Fig. 21.) apare evident că aceasta trece printr-un maxim care pentru gaz metan (destindere izentropică) are valoarea (x=/,31), e=**VT3T=2,39; această valoare ‘duce în cazul unui motor cu destindere completă la valoarea maximă a lucrului mecanic. Rezultă de aci că se impune și raporul presiunilor între care urmează să lucreze motorul: aster 133 630 CV) de neajunsul semnalat a obligtivității unei admisii bine precizate, care poate să nu fie optima (pentru un motor dat) destinderea completă are și dezavantajul următor: în cazul în care presiunca de admisie scade, supapele închizându-se în același punct, se realizează ciclu din (Fig. 22.) Raportul volumetric find indetic, se poate serie: 630 de unde rezultă (ps < p;) Pr < pi adică presiunea din cilindru la finele destinderii este inferioară presiunii din conductă pa, ceca ce duce la neajunsuri de funcționare; de aceea este necesar să se vrerupă destinderea. realizându-se ciclul din (Fig. 23.) cu destindere incompletă. Destinderea incompletă se realizează prin deschiderea impur a supapei de refulare. asfel că la sarcina parțială cea mai scăzută, obținută prin laminarea gazului înaintea admisiei sale în motor, să se atingă presiunea conductei. 48 ¥ Fig. 22 Diagrama de eplare a motor de gaz men Fig. 23. iul motor de gaz metan cu (pin sarin; b-srcind aria) desimdere incomplea în acest caz Iverul mecanic pe ciclu se calculează (cu notaile din Fig. 23.) insumându-se Iururile mecanice parțiale in modul următor San + Sac + Seo + Soe + Sea 632) = pth + Ve MB — pa 63) prin citeva transformir simple, ținând con că pi = 2, se obține ela penru calul luce 3+ [@-val] os) Se constată ci Iuerul mecanic depinde de raportul volumetric. Derivata funcției (3.34): 635) se anulează penru e=0 și e=/, eral mecanie find maxim pentru această uhimă valoare care indică o admisie oală. În reaitate pierderile mari în cursa de eulare impun necesitatea realizări unor admisi parle; mărimea acestei admit se determina din experint si pri ghidare după valoarea admisiei realizate în cazul unei destinderi complete. [6] De asemenea, supapa de refulare trebuie să se deschidă cu an avans cu att mai mare cu cât presiunea p se mai mare față de p; pentr ase ugura admisa ese necesar ca supapa de admisie să e deschidă cu avans în general de 10-15 grade de manivelă. Prin urmare, pentru a objine spre exemplu lucru mecaie de la o sondă de gaz metan cu un (la n=1 000 rot/min), puterea dezvolată P fiind de circa 170 CP. Raportul volumetric e-4 îi corespunde raportului de destindere 3-6, În asemenea condiții preîncâlziea va fi necesară. 9 3.52 Turbina de gaz metan Din paragrafele anterioare a rezuat posibilitatea destinderii gazului metan în scopul contul energiei potențiale a acestuia. Desinderea se poate face și în turbine care prezintă avantajul obineri reste a mișcării rotative și a urale diate. În schimb, turbinele necesită anumite dite minime pentru a puta fi construite gia funciona cu randamente secetabile. Se analizează în primul rand problemele energetice ale turbinelor de gaze, concentrându-se în special posibilitatea marii lcrului mecanic obinu. [8] Procesul de destindere a gazului în urină st identi cu procesul de destindere realizat în motorul de gaz metan. Se obține putere cu atăt mai mare cu et aportul d destindere este mai mar; în același imp se obine o temperatură dn ce înce mai scăzută care conduce gazul în zona de formare a hidrajilr. În general, aga cum au arătat experimentrile făcute, în cazul rapoartelor mai mari de destindere, hidrații de metan, deși prezenți in gaz, nu ajung să se depună în turbina cu etaje puține și în consecința, abstracție făcând de uzura sport, problema hdrailor nu apare esentiala pentru aceste main cu ct gazul ete uscat Th instal speciale În cazul exploatării cât mai judcioase a energiei obinute de la turbina de gaz metan este posibil să se execute diferite scheme de montaj prezentate în (Fig. 24.) [3] Fig.24 Scheme de montaj le bine de gaz mean ated un generator cec aus compresor s0 în scopul obinerii igorilr elizte prin căderea temperatri gazului se preconizează schema din Fg. 240. În legătură cu cele arătate mai sus, se poate încălzi gazul înaintea turbinei, in scopul măririi atei inut și eliminti pericolului de give Se ajun ase a schema (Fig. 246) Luerul Inecanie bina prin încălzirea gal sinea turbine’ ete redat în (Fig. 25). În cazul în care imcălirea mu se ace prin recuperare de căldură, ci prin arderea unei cant de gaze naturale, care acestă iar este avantajoasă din punct de vedere economie trebuie precizat domeniu 6) Fig. 25, Lucrl mean prods de ina de gaz meta [pentru ert temperaturi de near 7 în funcție de raportul ‘de desindere Căldura necesară pentru a încălzi gazele naturale de la temperatura ambiantă Tp la temperatura de prencălzire T, presupunând randamentul preîncălzitorului ty, va fi acu 7-1) a= 630), această cantitate de căldură folosită într-un motor cu gaze, realizează o putere efectivă Pa cu următorul randament efectiv a transformarii m ae 620 Deoarece, in medie ,=0,25, se obține puterea efectivă a motorului termic: 638) Uilcaea print gazelor naturale până a empertura 7 inaintea inti in turbină ete avantajoasă numai daca PP, unde P este puterea turbine! de gaz meta Domeniu economic este cu att mai avantajos cu ct gradul de destindere ete mai mare. În același timp se costă <ă entra căderi de presiune cure tinte în practic, nu seva depăși o preincălzire de 10-200%C. si Limitarea încălzirii are și un al avantaj o dată cu creșterea temperaturii de încălzire apare disocierea ce duce la depunerea carbonului, după ecuația echilibrului helerogen C + 2Fa=CHa, Pe masură ce presiunea crește, disocierea devine mai puțin importantă astfel că se pot concepe la presiuni mari, temperaturi de încălzire de ordinul 500-600 K. Instalațiile de încălzire a eazului metan prin produsele arderii unei cantități de gaze sunt în general scumpe și de aceca pare mai rațională încălzirea gazului metan cu căldură de potențial redus (abur deșeu, gaze arse la ieșirea din recuperator) În cazul în care se urmărește numa impiedicarea fenomenului de formare a hidrailor, este necesar să se efectueze preincalzirea gazului până la temperaturi de 300400 K. Pentru o anumită temperatură de preincălzire, domeniul de presiuni de deasupra reprezantative pentru 0 anumită temperatura reprezintă domeniul de formare a hidraților de metan. FEL iu FE i 26. Pures P, btn prin esindera unui kg de gaz în turbină de ga prevăzat cu un compresor cu je n ie (ebee punctate indică puter turbine ick compresor c jet) pent it valor de destindere i temperaturile ‘nl, ea paraety = 115 PP, =a i we Pi 27 Pa bina iene ih ei 2 Para bia pin dens nde farting can, previ cen faring mtn, revi can compra jets pnt ria de corer cl pnt ri et e Doo be ami neuen ene pa pa pate “Re ven O posibilitate de a ameliora funcționarea turbinei const in utilizarea unui compresor cu jet care să creeze 0 presiune mai scăzută p, după turbină, mărind prin aceasta puterea turbinei (Fig 240). Dacă se notează raportul de comprimare în compresorul cu jet p,/ py=R2, se poate calcula 32 creșerea de putere realizată de compresorul cu jet (Fig. 26, 27, 28). Calculul s-a făcu în ipoteza că 1a intrarea în compresorul cu jet gazul are temperatura mediului (prin urmare trece printr-un schimbător de căldură) și ete încălzi nainte de a intra în turbină (Schema din Fig 24h). Evident că i în acest ca creșterea temperaturi gazului la intrarea în turbină duce lao creștere masivă a puterii produse, În Fig. 26. s-au reprezentat valorile pentru turbina prevăzută cu compresor cu jet (linii pline) si pentru sehema în care nu se foloseste compresor cu jet (linii punctate). S-a constatat că prezența compresorului cu jet are un efect redus asupra puterii (5=6% din puterea turbinei). în schimb cantitatea de gaz cerută pentru a asigura funcționarea compresorului cu jet este foarte mare (Fig, 29). În cele ce urmează se analizează cum influențează modificarea unor parametri funcționali ai compresorului cu jet, funcționarea schemei discutate. Astfel (Fig. 30.) mări raportului de comprimare în compresorul cu jet (care se realizează cu 0 mărire debitului de gaz activ de presiune p) influențează prea putin puterea turbinei. În schimb. renunțândurse la schimbatorul de căldură de pe cireutul gazelor ce au lurat în turbină (Fig. 241) se pot introduce gaze mai reci în compresorul cu jt. Scăderea de temperatură față de situa lipsește compresorul cu jet este neînsemnată. (Fig 31.) [3] _ n EE} aw | kgs| = : : Fig. 29. Contin de gc eps pnersarh Fig. 30 Pere Piu rin desea uu hg de eva nen om e uz mca presen | ‘ati bide uz mean, roa cen tees dn eb, pn ee ver e pert cmpresr ut ea fit de per de de ender compres cap Pre dida 5: perene rupa de comprar a ‘aot de comprare în compress compres cut SS... Fig. 51. Valoarea temperatura ee din bina de gaz metan prov cu compresorcujet la ice penru diferite valor ale raportului d destindere , pentru 7, empertura azi la intrare ca parame (= Bă Deoarece Iurul mecanic necesar comprimării gazului de temperatură mai scăzată este mai mic, înlăturarea schimbitorului de căldură la ieșirea din turbină va ameliora functionarea compresorului cu jet: fe că e mărește raportul de comprimare a; ceea ce influentaz4 - după cum sa vizut- prea pin funcționarea turbine, fc că sc micșorează debitul de gaz activ; acest lucru nu interesează în lamina ipotezelor de fi, deoarece dacă gazul de presiune par conduce Ia obinerea de energie în schema studiata, ae iraiona să ie desis în turbină. Cazul dn (Fig, 24) reprezintă a ste es poate itn in exploatare, când se procedează ln o încălzire sumară a gazului înainte d a inoue în rețeaua de distribuție peru a preveni formarea hidra Un caz particular ete reprezentat în Fig. 24k. compresorul cu jet este alimentat de la aceeași conductă care desrveșe turbina. Apare evident că randamentul turbine find mai bun decăt randamentul compresorului cu jet, soluția este necorespunztoare din punct de vedere tehnic Cu că se mărește portul de comprimare î compresor ey jet penru a măr putrea turbinei, cu atăt se micșorează debitul de gaz ee eee prin turbină (mărindu-se debitul de gaz activ în „compresorul cu jet) și în consecință puterea ti scade. [3] Din cele prezentate rezultă că folosirea schemelor de turbină si de compresor cu jet este rațională numai în măsura în care se dispune de un debit de gaz metan la o presiune p, (p,> p > ps) și care mu se poate uiliza în turbină. În acest caz schemele de uilizare raional sunt Fig, 24e, 241, 24i. Schema dn Fig. 24g este rațională dacă ne îneresează efectul igri. Trebuie însă semnalat că debitul de gaz metan ceru de funeionarea compresorului cu jet (Fig, 29) reprezintă 200-600%6 in debuu turbinei a eresterea de putere rezultată ese, după cum 3-a văzut numai de 23%; pare desi ma raional ori de eite ori condiile tehnico-economice permit, renunțarea a compresorul cu jet și încălzirea gazului prin arderea metanului, în acest caz, cu debite de ordinul 2+3% se obtin creșeri de putere de 61009. Montarea compresorului cu jet înaintea turbinei (Fig, 24) ste rațională or de câte ori se dispune de două surse de gaz, a presiuni iert p, sip, cre urmează Să alimenteze turbina. În acest caz se poate mări puterea turbine, marindu-ise pentu aceeași cantitate de gaz eae circulă în turbină, aporu de desindere. Deși reterea de putere nu ete mare, ea reprezintă 0 soli îeină pentru a împiedica pierderea de energie prin laminare de la la p Montarea unui eventual încâlzitor este rațională după compresorul cu jet deoarece este de dorit ca. evtind pierderile termice, să se fad simțit ec câlduri nrodusă în mașina care o transform ce mai Bine tn Ier mecanic. [3] ‘Sunt cazuri în are turbina se execulă în mai mute trepte Se presupune că ar ma exista o sursă de gaz metan lao presiune p< p < p În aces caz soluția rațională ete introducerea acestei cantități de gaz în teapta a doua a turbinei, fe direct (Fig. 24m) fie prin intermediul unui compresor cu jet Există însă posibiitatea ca sursă suplimentară de gaz si se ale l presiunea pop În acest caz este tl să se folosească schema din (Fig. 24), din motivele care sau arătat la schema dn Fig. 2, Incite intermediare ale gazului mean (Fig. 24g) sum rațional și contribuie Ia mărirea puterii turbinei. Va trebui să se studieze în acest caz numai posibilitatea constructivă. [3] Din punc de vedere al principiului d funcționare, turbina de gaz metan nu prezintă nici o cosebire ață de turbinele clasice. Ca urmare a destinderii in turbină (sia temperaturii in relativ scăzute) fluidul de lucru se afl tot timpul l temperaturi care nu ridică probleme speciale în ceea ce privește răcirea diseulu și a paletelor (precum ae fi cazu a turbinele de gaze propriu-zise. În plus ese posibilă se lărgească gama de aliaj ce pot f uilizate penru palete turbine, să se măreaseă viteza periferică de rotație ete în aceași timp functionarea în regimul de sa condensare a vaporilor de apă a hidrocarburile și a ator substaneaflate în Mil e Ier, pot crea coroziuni importante care să impiedice funționarea normal a instal. Din acest punet de vedere, gazul metan din Rominia prezintă avanajul de a nu conine hidrogen sulfurat sau drocarbur hide la temperatura ambiant, spre deosebire de gazele naturale din ate fr. Acesta lărgește posibilitățile de utilizarea turbinei cu az metan. [8] Din punct de vedere consructv alegerea tipului de turbină ete determinată d aceleași criterii generale, Se eslizează turbina mono sau poliajată, turbina co eiune sau reacțiune, axial sau radial ct. Însă spre deosebire d urina turbomooruli cu gaze cu circuit deschis, turbina cu ax naturale este montată în ansamblu uni rețele; gzele care traversează nu unt evacuate în sumoser, i în conducta wilizatorulu, 3] Din acestă cauză energia imetică a vidului de lucru la ieiea din rotorul turbinei (ultima treapă) deși reprezintă o formă de energie neranstormată în turbină nu poate fi considerată ca energie pierdută căci pate fi wansformat în lucru manie de comprimare prin variația convenabilă a senior de trecere. În consecință perfecțiunea transform în turbina cu gaz meta va fi eleminată de randemental relativ cu wiizarea vezi de ir . La. eo Dao ep a3» tn ca va tooo {c= E pin emg cete ce se ie uz tara eee en afectată turbinei s-ar transforma izentropic în energie cinetică. [7] CC — 7 Pf aa Fig. 32. Trangia itezstor Auiduui în secțiunile principale ale turbinei Cu notațile din (Fig. 32.) lucrul specific a 1 kg de fluid Ia paleele rotorului este dat de rela 2 (w) cos By + a4 cos By) 840) Se înlocuiese în expresia (3.40) relațiile) cos By: = cy cosay — Ww, cy = @pyeoVT= Gr î = Yom fod + areâ, in care oy ~cofcen de pier pin rein reteaua de pate fixe a turbine: am — coeficientul e pierde en sil reel de plete mail ale wine: gy - erau de reacțiunea tubine; se tablet ase expresa: [8] 55 Pray] aaa (3) Vpm 005 Ba, [pă + Gr(1— 93/) —(2porcosas VT ar — ») Gar variația randamentului relativ cw utilizarea vitezei de ieșire. care precizează factor care determi Din studiul expresiei randamentului se constată că întotdeauna 7 > În același imp în lungul paletel valorea gradului de reacțiune corespunzător valorii optime a mărimilor ș, și variază iter, ceea ce impune o profile diferi paletelr. După cum se observ variația randamentelor relative în funcie de parametrii consretvi ete dietă. În timp ce, scade continuu cu eresterea ui av și A poate avea orice variație în funcție de raportul dinte uși c ales, dovedind aceasta că valerile unghiurilor mentionate (care se aleg în proiectare rebule să ie diferite pentru turbinele de gaz meta și turbinele turbomotoarelr cu gaze; de asemenea nfuenț acestor unghiuri este diferită în timpul funcționării motorului. [8] În funcție de regimul de ucr și de variația paramettilor fluidului din reea se modifică corespunzător puterea, debizu și randamentul turbinei pentru a cuprinde toaiatea regimurilor de funcționare, se sablese anumiți parametri adimensionali pe baza teoriei similitudini, care caracterizează funcționarea turbinei. [7] Relatia debitului de Mud ce traversează rețeaua de palete fixe 6 = opySy-Besinay roe [le ; poate i pusă sub forma: 43) Ci În această exprese pp. Sy = const. (seotunea de curgere), iar aș și ‘mai atentă, se constată că în domeniul variațiilor normale ale raportului 22. ay și variază foarte putin și în sens invers, ceca ce face ca produsul lor să rămână practic constant. În acest caz cu toată Feo, „expresie în care g este debitul volumic de fluid ce traversează turbine. Întrucât fe = G4 PR 56 în cazul în care triunghiurile vitezelor sunt asemenea, se obține: lucru ale trubinei. În practică, pe baza considerentelor de calcul pot fi folosiți și alti parametri cchialen lor meno, cs pa nt exprese SC, 646) în care indicele zero precizează regimul niminal de calcul Pentru a stabili funcționarea turbinei in rețea, este necesar ca, în funcție de mărimile ce interesează, să se aleagă caracteristica adecvată și să se suprapună caracteisicii teele. Caracteristica de lucru va fi definită de locul geometric al punetelor de funcționare stabilă a ansamblului urbină-utilizator, deci coneretzarea caracterstcii de lucru se poate face numai odată cu precizarea rigimulu de lucru al consumatorului energiei produse de turbină. [7] 36. Similitudinea turbinelor cu gaze Complexitatea proceselor pe care le efectuează fuidul a Jucru într-o turbină cu gaze nu permite rezolvarea pe cale de calcul a multor probleme, legate în special de proiectarea diverselor organe și de determinarea. comportării lor la regimuri diferite de lucru. Din această cauză, o deosebită importants o prezintă datele experimentale privind transformările ce se realizează în rețelele de palete fixe si mobile. 2] {In mod obisnuit, din cauza complicailor constreutive sau a costului prohibitiv ete, nu se experimentează refelele de palete ale protopipului, ci anumite rețele – denumite model – astfel concepute incât să permită realizarea experimentirilor cu un consum redus de energie și de separarea influenței diverșilor parametri asupra transformărilor studiate Evident, problema cea mai importantă este să se determine asupra căror prototipuri și în ce condiții, pot fi generalizate datele obținute prin experimentarea modelelor. Analiza fizică a problemei arată că pentru aceasta este necesar ca fenomenele de pe model și prototip să fie asemenea. condiții care trebuie indeplinite find stabilite prin teoria similitudini (8) Cazul cel mai general de trecere de la model la prototip presupune modificarea atăt a dimensiunilor geometrice cât si a naturii luidului de lucru. În mod obișnuit însă, cunoscând caracteristicile unei turbine cu gaze, considerată model – funcționând cu un anumit fluid de lucru se urmărește construirea unui nou prototip de putere gi dimensiuni diferite. De asemenea la cercetarea Perfectiondii unui agregat (sau a unor elemente componente) este necesar să se obyină pe un model de dimensiuni cât mai reduse, valorile unor parametri consiructivi și funcționali valabile pentru 7 agregaul studiat. În ambele cazuri problema se reduce la determinarea scării geometice care trebuie să existe între toate dimensiunile modelului și prototipului. [3) în ae cazuri aceeași turbină cu gaze funcționează cu fuide de caracteristici fizico-chimice diteite sau ai căror parametri de sare s-au modificat atăt de mult încă transformarile energetice sunt mult diete. Din această categorie, întâlnită mai rar în tehnică, fac parte turbinele turboreactarlor de mare viteză și înălțime de zbor, sau turbinele instlților de for atomice destinate vansportulu al căror Nui de lucru se preconizeaza af heliu et În cazul trbinelor cu gaz metan practca a arăta că deorece parametrii Muidului de luru nu pot i aleși abia, ei find dicta de condiție explotări, ar i necesar să se proiecteze și sh se execute o varietate relativ mare de turbine de gaz metan, ceea ce ar mări simțitor costul instlaței prin proictarea prottipulvi, realizarea dispozitivelor ct. Din această cauză apare deosebit de itresanhposiiltaten utilizării unei turbine de serie (pre exemplu de aburi sau gaze) ca urină de az mean. [2] În acest caz este indispensabil să se poată determina în prealabil atât puterea produsă de turbină it și randamentul transformări, cunoscindu-se mărimile geometrice, cinematice și energetice ale turbinei funcționând cu fuidul de lucru pentu care a fost constă. Din acestă cauză scopul acestui capitol este să stabilească influența propriilor fizice ale uidlui de lucru asupra caracteristici turbinei cu gaze ca și relațile de caleul care stăpânesc fenomenul. Pentru a Tundamenta mai bine rezulatele obținute, se va rata cadrul general rezulatele obiute find panicularizate pentru cazul sudat. Având în vedere diversiatea aspecielr de studiu, lucrarea se referă numai la turbinele axiale monoeajte, turbinele radiale neavând încă o largă îtebuințre în tehnică. [7] 3.6-1 Relațiile de bază ale similitudini mașinilor cu palete Evoluia Nuidului e ucr în turbină în cazul unei anumite geomet a turbinei, ese definită de proprietile sale fizice side relațiile generale ale dinamicii gazelor, În ipoteza gazului ideal, transformările uidului de lucru sut precizate cantitativ de constanta gazului A și de exponentul izenropie x. Vascozitatea și conduetibltaea sunt determinate de coeficientul vscozității cinematice v, (Sau dinamice) respectiv de coeficientul transmisiei călduri prin eonductibiitate 2. Presiunea și temperatura fuidulu fina, ca și viteza de deplasre a vidului teoretic l infinit. în amontele rețelei, determind starea inal a vidului (3) fn cazul unei instal fie, parametrii vidului frânat sunt gali cu ei a Nuidului în repaus în amontele turbinei Cu nolațile amintite relație de bază ae fenomenului sudat sunt = ecuația de starea gazului Gan, (48) G49) unde E reprezintă coeficientul de natura unei viscozități: =. ecuația energiei 2 0 (Et Cage to + Gat) + (SE 4 Se 4 34,aT+D (3.50) în care D reprezintă disipația de energie care este o măsură pentru căldura de frecare și are expresia: 38 na (Se FS) ra (ere) se) 6s De menționat că relațiile au fost scrise în ipoteza că c, caldura specifică sub volum constant. în și ne sunt independente de temperatur și presiune în intervalul de variație considerat. [6] Pentru că fenomenele de pe model și prototip să fie asemenea, este necesar ca toți parametrii ce caracterizează transformarea unui sistem să se obțină prin simpla înmulțire a paramtritor corespunzători celuilal sistem, cu o miârime constantă numită factor de transformare. Acest factor poate avea diverse valori la parametri de natură fizică diferită, dar va fi constant pentru tot paramerii de același tip. Pe baza analizei dimensionale a ecuatilor prezentate se definesc urmatoarele criterii care determină similitudinea fenomenelor de curgere din mașinile cu palete: =. criteriul de omocronie, denumi: și numărul lui Strouchal 652 a cărui semnificație fizică constă în faptul că la procesele nestaionare trebuie comparate acele intervale de timp, în cadrul ărora s-au parcurs traiectorii care stau în același aport cu dimensiunile caracteristice ale corpurilor. În cazul mașinilor cu palete criteriul de omoeronie are o forma particulară. Considerând drept dimensiune geometrică caracteristică diametrul mediu al rotorului, arca viteză caracteristică viteza es (sau w pentru rețeaua de palete mobilă) se obține: sa 22 ~ [E cae ete condiția situ mil Reno Re zi idem 3:50 + mami Prndi Pr = 522 = idem G55) + uma M [E * exponent enopic 65 s De remarcat că numai în situația în care se realizează totalitatea conditilor sus-amintite, atât modelul cât și prototipul vor avea aceeași valoare a gradului de destindere și a randamentului indicat al turbinei. Egalitatea numerelor caracteristice amintite permite stabilirea relației dintre marimile modelului și le prototipului Dacă se aleg ca independenți factorii de transformare a lungimii a,/lu și & temperaturii aig (indicele p se referă a prototip și indicele m la model), primul find dictat de sursa de debi a fluidului de lucru, lea de siguranta și impliatea în experimentare, se obțin citați factori de transformare în funcție de a, i a (Tabelul I.) “Tabelul 1 actor de transormareinfneie de așa, Prewmne >| we | a ean sara = eat voumsrie a [ws ed Debit gaina oes Dei Chere enapch | sem er ee a mae Pacing P| Kans orale Modelarea fenomenelor fizice în mașinile cu palete, rin realizarea tuturor condițiilor stabilite este în mod practic, imposibilă. Însă, în mod obișnuit, unii parametrii nu intervin în analiza fenomenului, spre exemplu, similitudinea geometrică in cazul cercetări aceleiași masini, sau exponentul x când natura fluidulu nu se schimbă, În plus, în anumite condi, în mașinile cu palete se realizează fenomene cu suficientă aproximație asemenea, independent de condițiile impuse de criteriile de similitudine. [3] Domeniul acestor fenomene se numește domeniul de automodelare și determinarea este deosebit de importantă pentru stabilirea criteriilor de similitudine care trebuie respectate la un anumit regim de funcționare; de aceea, inaintea stabilirii relațiilor dintre parametrii turbinei și iterile de similitudine este necesară determinarea influenței fiecărui criteriu asupra proceselor din turbină. pe baza datelor experimentale existente. s 3.6.2 Influenfa criteriilor de similitudine asupra preciziei.transpunerii datelor experimentale S-a menționat că modelarea fenomenelor î raport cu toate ririle ese practic imposibilă Mai mul, se poate arta că modelaea în functe de un singur exter este nerspecttă în majorate cazurilor. Asta imiltudinea geometrică implică existența unui anumit raport fire toate dimensiunile spațiului ocupat de sistemul model și cele omoloage ale spațiului sistemului asemenea; adică modelul difeă de prototip doar prin scara la care este realizat. Din examinarea lucrărilor experimentale se constată că păstrarea constantă a rapoartlor Di, E, UB a prootip și l model, presupune același număr de palete la ambele rețele, ceea ee duce de obicei la imposibilitatea consrutivă a prnderii paleelor modelului de rotor. Dacă paletele prototipului sunt lungi și DuD nu se poate realiza egalitate simultană a celor tei rapoarte căci s-ar obține palete de time prea mică care, în mod practic, n-ar putea sigura devierea necesară a curentului. Î cazul care paletcle sunt scurte (spre exemplu primele etaje ale unei turbine de gaze) modelarea acestora ar ‘duce la inti de plete atăt de mici, încât curgerea din canale a i complet sub infueața satului Timit ceea ce ar modifica fenomenul studiat. De acca, in acest caz, similiudinea gcometică nu ete deloe respectată. Dar chiar în cazul în care se realizează egalitatea rapoarelor menționate deoarece turbina prototip jocurile între palete și sato sunt reduse la maxim pentru a micșora mai mul debitul de fluid care nu efectuează Iveru mecanic, ar însemna cla turbina model jocul, în valoare absolută, să fie atăt de mic încât să nu poată fi realzat. (3) Mărimea jocului inte paletă și stator find independentă de mărimea rotorului, rezultă că – procentual – este mai mare l palete scut, ceea ce doce la micșorarea randamentului treptei (Fig 33) implicit realizarea unui grad de destindere diferi. În cazul unei similitudini riguroase este necesar să se realizeze și similitudinea asperitajilor suprafetelor sau. cl pri, ealtatea rigorii relative, în special la curgeri cu ciie Re mari. Se poate arăta însă că. la anumite scări de transformare nu se dispune de un procedeu tehnologie capabil st asigureaceeasirugoitaterlaiv. In consecintisimiltudinea geometrică nu poate fi riguros realizată in cazul turbinele, din care cauză prottipul va avea un randament diferit de celal turbinei model, experimentatorului meveninduă și rolul de a aprecia această abatere în funie de gradul nerespeetri imiludinii geometric [8] Influenja numărului Re, care reprezintă raportl dinre orele de ine și de fiecare ale Tuidului, poate fi destul de importantă, depinzând de parametrii de lucru și de arhitectura reel Date experimentale, suficiente pentru a stabili cantitativ aceste relații, lipsesc din literatura de spelaitate. Mai mult încă, nu s-a stabili are este dimensiunea liniar care trebuie să ie introdusă în numărului Re, pentru a exprima în modul cel mai just fenomenul studiat. În cazul turbinelor. unele ezutle experimentale arată că st preferabil să se aleagă drep lungime de refering coarda profilului sau semiperimetrul prolului plec; în acest caz se pot compara mai corect datele inut pe rețele five și mobile. Deși influent numărului Re depinde de tipul rețele și de parametrii de ucr, se poate admite că la ciie Re>3.10 pierderile prin fees nu mai sunt funtie de numărul lui Re, adică reeaua de palete est în regim de automodelare în raport cu această cit Inuena numărului Mal vidului de lucru asupra caacterisicii tepi turbinei eu gaze ete destul de imponaă la vitezele existente în rețelele de palete modificând atăt intensitatea pierderilor prin fier, căt și uiunghirile vitezelor în secțiunea de inrare și ieșire ale rotorul Aceasta sage după sine modificarea gradului de reactune și, deci, a disribuțe Icrului mecanic inte eelele tepe turbinei, La tu inel cu cădere enalică suberte i, în special, a treptele cu s palete scurte variația numărului M nu poate produce o modificare a caracteristici cu mai mult de 1%. Se poate deci considera că, l căderi etalpice mici, treapta turbinei este automodelată în raport cu numărul ME. În cazul in care diferența de entalpie nominală pe treaptă este supracritică, variați numărului M determină, după cum se constată experimental (Fig. 34.) o variație sensibilă a randamentului tu m oa FEO eg Te 10 Me he T he °° rar ii MI Ea E od — o. % îi oa pa o7] — Hy a os! 05070505 re, ot Ltt weg oa we Fig 3, Vaiirandamenall repel nn fact de 34, Vrea inden bin portul part lngnea pei fue de apara e parame ind du de sinteze a rep pp, (- rad mie e ec: 5 – ard mare de reacțiune) Cum majoritatea turbinelor uilizate în tehnică fac parte din a doua categorie, cu un grad de reacțiune la fibre medie g-=04-0,5, rezultă că numărul M este unul din parametrii principali si similitudini urbinelor cu gaze. Aceasta înseamnă că la două regimuri asemenea, în orice secțiune trebuie să existe egalitatea M,=M ceea ce presupune, fuidul fiind compresibil, că și raportul densitățior fluidului în două secțiuni arbitrare este același pentru ambele turbine. Relatile de similitudine se deduc din condiția egalității numerelor M în secțiunile omoloage combinate cu ecuațiile continuității șia conservării energiei. Din egalitatea numerelor ML (numărul M al vitezei 1) în secțiunea de intrare a rețelelor de palete mobile se deduce de unde 58) a ceeace permite să se serie [6] (a), (es), F=CERE os Inca 2g, =; ee coset de vez în sesunen Se noice Viza ugh pin m o mea mia ice aa PER = idem 650) de unde rezultă parametru de similitudine Ca) E at on În secțiunea 3 ecuația continuității Scraps 9. poste fi serisă asf: G = g5r4psey sina = 9S5Mey sinay pia EE 662) 6 = SyMoysinay EI TRTI tree 6a) de unde 6.63) G61) 6 notin ele geometrice my = 28 si my ‘au, notând rapoartele geomet Bit și ma eri al ns Omi), 7 sina = idem ast) Numărul M înlocuit prin A în relația (3.64) conduce la expresa: SE = ate gs, sas, (i Etta? (EA as) sau notând 65) Relația 3.64″) poate fi pusă sub forma În cazul a două turbine geometric asemenea, se poate serie: (CR spies) EI Relațiile stabilite permit deducerea câtorva concluzii importante. Dacă nu se modifică scara cometrică. relațiile (3.61) și (3.67) devin: [6] E is] is] G68) Parametri de similitudine ai turbinelor cu gaze prezentați în literatura de specialitate > i E 247 suma valabili pentr aceeași urină, la care nu se modifică natura fluidului de lucru și care tuncționează în zona regimurilor automodelate in apor cu numerele Re și M. acest parametri pot fi dedus prin pniclarizare din relație (3.67) și 3.68) (6) În condiție reale de funcționare a turbinelor cu gaze, modelarea în apor cu numărul Mare it grad de aproximație, căci nu se poale realizariguros ezalitatea M,-Ma. Într-adevăr calculele energetice ale rețelelor de palete se efectuează în secțiunea corespunzătoare diametrului mediu a tepe deoarece se admite că lucrul mecanic ainu în această secțiune este cu suf precizie egal cu valoarea medie a lurului mecanic al wepti. Din această cauză reli prezentate au fost deduse în secțiunea corespunzătoare diametrului mediu. Considerand că numărul ‘Mc, vaiază în lungul secțiunii 3 ir fuidele de lucru în turbinele mode i prototip sunt diferite, se vede că sun necesare divers trai pentru a obține o cureere asemenea in lungul paletei dec un anumit apor al trailer (i a temperaturilor 73) și având pe Ma variabil în lungul paletei nu se poate obtine o curgere riguros asemenea (Fig 35). Totuși ținând seama de variația reală a vitezei ca: (Gi a temperaturt 75) în lungu paletei, se poate afirma că la variație curente ale lui x modificarea caracteristicilo fizice ale fuidului d Jura nu afectează sensibil regimurile asemenea le turbinei of “hip. mm Fi 35. Variația trailor raporae în fant de Me, Aceeași observați se poate face și asupra gradului de precizie a eiteiului de similitudine a debitului raportat. Presupunând că s-a realzat la fibra medie( Me, ), = (Moy), G64) devine 3.69) presupune varatia debitului în lungul paleti, ceea ce este imposibil In practică, în caza obișnuite această variație ete redusă, in special in jurul valorii M., =] curent init. [8] 6s ia 36. Varna aportului debeer raportate Infanti de Me, În concluzie, relațiile stabilite pot sta la baza caleulului caracteristicilor generalizate ale turbinelor cu gaze, care să inglobeze si modificarea caracterisicilo fizice ale fluidului de lucru 3.6.3 Relațiile de calcul ale caraeteristicii turbinei Ipotezele simplifcatorii care stau la baza determinări influenței caracteristicilor de veni asupra puterii și randamentului turbinei axiale monoetajate sunt următoarele: =. fluidul de lucru se ana în mișcare permanentă, liniile sale de curent situându-se pe suprafețe cilindree concentrice cu axul turbinei; + variația pierderilor în lungul paletei este neglijabilă și independentă de natura vidului de lucru, fapt confirmat experimental; + se consideră în intervalul de variație a stării uidului de lucru căldurile specifice sunt constante și egale cu valoarea medie pe intervalul considera, deci exponentul izentropie ese constant în timpul evoluției, dar variază cu matura fuidului de lucru Calcul caracterisicilor turbinei presupune determinată direeia vitezei Muidului la ieșirea din rejeaua de palete fixe adică unghiul a, care, in genera, este diferit de unghiul ay (Fig. 37.) format de bordul de fugă al paletei cu frontul gritarului. Aceasth diferență se datorează pe de o parte grosimii finite a bordului de fugă a paletelor din cauza căruia fluidul de lucru este obligat să ocupe întregul spațiu disponibil, ceea ce produce o deviere a direcții curetului independentă de regimul de funcționare ir pe de at parte în cazul unei diferente de entalpie supracritice în rețeaua de palete fixe, apar in secțiunea de ieșire un ansamblu de unde de presiune care generează pierderi suplimentare de energie, fuidul abtându-se de la direcția inițială (ay) eu unghiul ey care este funcție de căderea de presiune, deci de regimul de lucru. [8) Fig. 37. Varna dres tezei la iesea din eens de pate fixe în cazu difrenfelr de pesane supracrite: A) 66 CAPITOLUL 4. Epuizarea rațională a câmpurilor de gaze 4.1, Utilizarea energiei orizonturilor de presiune superioară dintr-un câmp gazeifer, prin intermediul agregatelor de comprimare Se consideră un zăcământ gazeifer leătut dintr-un număr mare de orizonturi productive cu o presiune mai mică decăt cea din conducta de presiune superioară din care sunt alimentați consumatorii ndepânați, având energii disponibile mari în raport cu conducta de alimentare a consumatorului local. Se propune utilizarea energiei disponibile, rezultată dn alimentarea consumatorului local vederea comprimării unei pti din gaz la consumatorul îndepărat, cu ajutorul unor agregate de comprimare adecvate, în cadrul urmitoarelor alternative: 4) Pentru alimentarea obiectivului de consum îndepărtat se uriizează în mod parțial energia disponibilă a unui orizont gazeifer, din care se alimentează si consumatorul spropiat, în măsura în care este necesară comprimarea gazului pentru centru de consum indepărat. Orizontul respectiv se consideră că nu are presiune suficientă peniru alimentarea consumatorului îndepărtat însă are o mare energie disponibilă în aport cu presiunea din conducta de alimentare a consumatorului local. Există două posibilități = necesitățile de consum ale consumatorului local sunt completate până la nivelul cerut din alte orizonturi de presiune inferioară cu presiuni disponibile relativ mici, in timp ce cantitatea de gaz livrată la consumatorul îndepărat este menținută constantă: = câmpul guzeifer produce cu un debit constant pentru alimentarea consumatorului local si cu o produeție descrescândă la consumatorul îndepita, la care livrările de gaze suni menținute la nivelul cerut din alte orizonturi de presiune superioară, Folosirea energiei disponibile rezultate din alimentarea consumatorului local pentru comprimarea gazelor destinate consumatorului îndepărtat se face după schema din Fig, 38, Consumator inept _ [Orizontul 1 | nara IP | | coon Consenoe vs Toe Fig 38. Schema de alimentare cu gaze comprinae prin interesul una turbocompreso, a nu consumator indepartat lesin energia obținut prin destinderea gazelor Ia consumator local oa 2″). eo e gaze la consumator propia, necesar penru comprimare debitului de gaze 4.: ME! -restere nape gael în compres, ecole corespunztore resin pr vu de consum îndepărtat si temperaturi 1 a presiunea pe, din conduct de alimentare a obi expansiune, de la condiție corespunzătoare presiunii pr și temperaturi 1 la presiunea pe, din conduca d alimentare a obiectvuli d consum loa Puterea obinati de la motor va i egală în ficare moment cu puterea necesară pentru comprimarea gazului de Ia presiunea py a orizontului până la presiunea pe, din conducta de transport la consumatorul ndepăntat. Se poate serie: mașina de n ipoteza unei comprimări izentropice); Ai ai diurn, an exprese în care 7 reprezintă randamentul motorului de expansiune (în general o turbină) și 7 randamentul compresorului Rezultă a si nene a2) 4% Valoarea debitului ce poate fi comprimat în condiție schemei discutate este arătată 39, > in Fig. 39, Debi de gz metan comprima in compresor pentru ung de az destin în motor Se constată că debitele comprimate reprezintă 40% din debitul destins de motor (a valori egale ale rapoarelor de presiuni) și variază apreciabil o dată cu modificarea presiunilor Relația (4-2) poate fi pusă sub forma: 43) Expresia debitului orizontului 1 (Fig. 38.) este 8 b+ Ge (ay a În cazul in care cantitatea de gaz livrată la consumatorul îndepărta este menținută constantă «iconst. relația debitului se serie cu relația (4.3) a =4(1+3) as) Ca urmare a faptului că pe mâsură ce energia disponibila a orizontului 1 scade, ca efect al scăderi presiunii zăcământului, debizul comprimat de unitatea de cantitate de gaz destins scade, cu att mai mult cu cât însuși raportul de comprimare creste. Rezultă ă pentru a menține 4, debitul la consumatorul îndepăriat. constant, va trebui si se desindă cantități din ce în ce mai mari de gaz la consumatorul local; rezultă că factorul y seade continuu si debitul, al orizontului | crește. În ipoteza regimului gazos, dacă se notează cu Qp volumul porilor umplut cu gaz în zăcământ. și cu d timpul î care se realizează scăderea de presiune dp, se poate serie adr = Dodi (orar 4 unde emenu tp depinde de presiune: eine cu renală an ar In cazul în care debitul la consumatorul local q, se menține constant relația debitului se seri, ținând seama de relația (4.3) m =a+y) 48) Ca urmare a scăderii presiunii gazului, energia acestuia scad i raportul de comprimare va crește: rezultă că debitul de gaz de presiune ridicată va scade, astfel că o dată cu factorul y va sade și debivu livrat de orizont. AcestIueru corespunde mai bine condițiilor de exploatare rațională ale ‘unui orizont complet delimitat prin sonde de exploatare Cu aceleași notai, se poate serie adr = Dod, au + de a9) si cu relația 43) So felu Stn) a Ecuaile respective se rezolvă prnt-o metodă grafică pe o diagramă rp. î) Se presupune că zăcământul gazeifer are un număr de orizonturi de presiune superioară, cu rezerve disponibile care nu sunt suficiente pentru alimentarea consumatorului îndepărtat; câmpul are o serie de orizonturi de presiune inferioară, dintre care unul cu o mare energie disponibilă in raport cu presiunea de alimentare a consumatorului local. Se propune utilizarea energiei disponibile a orizontului de presiune inferioară (até de conducta de alimentare a consumatorului local) î spiritul elor arătate anterior în ipoteza câ orizontul va livra gaz cu 0 producție anuală constantă. În aceste condiii, în decursul exploatării, centrul de consum local va primi din orizontul respectiv, cantități de gaze din ce ‘ce mai mari, în timp ce consumatorii indepartai vor primi cantități dn ce în ce mai mici. Pentru completarea cantitățile de gaze necesare pentru consumatorul îndepărat. se presupune cl acesta va primi cantități din ce în ce mai mari de gaz din rezerva disponibilă a celoraltr orizonturi de presiune înalta, ir obiectivul local va primi din celelalte orizonturi pe cale de epuizare, cantități de gaze din ce în ce mai mici. Schema de alimentare cu gaze a celor două categorii de consumatori este reprezentată în Fig 40. pizza tocat Fie 40, Schema d alimentarea unui consumator apropii unl îndepărtat nnd ct id poibiitates folosirii energiei azelo desing tran grup turbocomprezor Se pot serie următoarele ecuati de debite: qi = aut Ge Ci qt da 10) ata unde Ci, C2 gi Cs reprezintă debite constante. Cantitatea de gaze livrată î aceste condiții celor doi consumatori din orizontul 1 se va putea serie cu relațiile (4.5) și (4.8) any (4.12) 0 Deoarece debitul orizontului este constant, scăderea presiunii orizontului va fi proporională cutimpul. Cale discutate se aalizează mai indeaproape pe baza unor cazari concrete Se presiune cara discut n penca) și se a în code n rien cu o eră de 5000.10 Nm cu sonde având o presiune n capul de erupție (cu sonda opriă) de 19 keen Orizontul urmează să producă cu o produci anuală constantă de 180 milioane Nn. cu vârtr de consum de 800 000 Ni pentu alimentarea unor obiective de consum deservite de o conductă cu o presiune de pornire de 24 at, în ipoteza folosi energii disponibil rezultă din alimentarea ‘unui consumator local deservit de o conductă cu o presiune de 4 kgflcm”. Se consideră că o sondă a acestui zicimnt are următoarele date: presiunea sondei e la capul de erupție cu sonda oprită 19 kgffcm?, coeficientul de rezistența la mișcarea gazelor prin roca poroasă a=3.10° at’zi/Nm’, b=0; coeficientul de rezistență al stratului la acțiunea mecanică a gazelor c=2000 Nm/zi at. Procesul de epuizare al orizontului va avea oc în conformitate eu Formule (4.10) (45). (4) 843). a, 42, de a Ni = sape NL » 3 Sh dei petting, debit pentr compres 9, vaporului debitelor ya rae’ de comprinarer Fig. 1.2) variația resin sondelor van în Fig. 41. se prezintă modul în care variază presiunea zăcământului, debitul sondele, eficient debislor și aponul e comprimare pentr aces caz E) Din acest exemplu rezultă că orizontul e presiune joasă poate alimenta centrul de consum lepra cu ajtorl unor agregate de comprimare o perioadă de imp de minimum 10 ani, când vaporul d compresiune sunge n .5, în condi avantajoase cu un coeficienc al debili varind ea 1.651 O40, adică de n plină tlizare un feri. Mărirea raportului de comprimare o dată cu micvorarea debitului este avantajoasă penru compresor, iar micșorarea raportului de desindere 0 cu cu mărirea debit ste acceptabilă pentru turbină. Interval d imp studiat, camiatea de are exrasă din orizont imge 40% din rezerva total orizontului, iar consumatorul îndepăra a primit la o presiune constantă de 24 kghemi, fră chehuial suplimentar, 56% din productia orizontului care în ces imp și-a variat presiunea între 19 și 114 kfm? în realitate debitl rasporiat la consumatorul îndepărtat va fi mai mare dator presiuni dim conducă în timpul verii Și în consecinft orizontul va putea fi golit penru consumator indepărat mul mai mult. Se consideră un al doilea exemplu: s presupune că un zăcământ de gaze naturale are un orizont gazeifer de 10 000 milioane Nm? cu sonde cu presiune de 35 kgflem’, Se cere să se cerceteze posibitaea viză energie disponibile a acestui orizont in ipoeza<ă e va produce cu un debit anual constant de 400 milioane Nn? pentr alimentarea unui consumator indepărat devenit de o conductă având presiunea de pornire de 47 kgm’; orizontul dezvohă energia în timpul limentări unui consumator local cu o presiune în conducta de transport de 4 fl Debitul zil im se admite | 100 000 Nm’/zi; se consideră nm = 0,6. Se consider că sondele care deschid acest orzont au urmatoarele date: presiunea sondelor oprite, măsurată la capul de erupție, 35 kgficm?, coeficientul de rezistență al stratului la scurgerea azului prin roca poroasă «=3.10° atiziNm!, =); coeficientul de rezistență în mișcarea gazelor prin roca poroasă c=3.10° Nm'/zi at. Cazul prezentat arată că la consumatorul îndepâat se poate trimite cica 443% din caiatea de gnz extrasă în imp de 10 ani restul cantității ceva mai mult de jumatate, ind vimisă consumatorului apropiat. În aces timp presiunea sondelor a variat inte 35 kgem i 21 ken gazul fiind livrat la o presiune constantă de 47 kgflem?. Variația ratiei de comprimare în compresor între 1,4 și 2,6 si a debitului ce trece prin compresor de la 786 000 Nm'/zi la 455 000 Nm*/zi ca și variația raportului de destindere în turbină de la 8 la 4,5 și variația debitului între 314 000 Nm*/zi si 645 000 Nin'zi se păstrează între limitele tolerate de mașinile rotative fără variații exagerate ale randamentului. (4) e) O al postate de tlizare a energiei potențial a gazul mean este următoare se propune să se slimenteze consumatorul indepăriat dintr-a orizont cu 0 presiune intioră presiunii de pornire din conduca de transport are alimentează obiectivul îndepărt, folosind encegia disponibil a unui orizont gazete care alimentează un abieiv de consum apropiat. Necesiie de gaze naturale, tt la consumatorul local, cât sila obiectvele de consum îndepărat su asigurate de orizonturile de presiune superioară i inferioară corespunzătoare. Schema unei asemenea explotări este redată în Fig. 42 scăderii n Comer ‘nae E a |p zon G J = i Fig. 42. Schema de imentre cour îndepărtat oosind energia gazului care alimentează un consumator tal Se realizeaza astfel două cireite independente de gaz, cel care alimentează! consumatorul local, producând în acela timp energie pentru furnizarea la consumatorul îndepărtat a unei cantități de gaz comprimat si cel al consumatorului îndepărtat. ‘Se pot face și în această situație două ipoteze: consumatorul local este alimentat cu un debit constant și consumatorul îndepărtat este alimentat cu un debit constant, Se notează af] - debitul de gaz destins în turbină: 2) ~ debitul de gaz comprimat compresor: A Et -sădeea de ape realizat în int: AEZ ~ rere de ental = realizată în compresor; msi 1; — randamentele, respectiv ale turbinei și ale compresorului, Puterea realizată prin producerea orizontului | cu ajutorul motorului, va trebui să fie egală cu puterea cheltuită pentru comprimarea gazului din orizontul 2 audi = dia 5 ya etna, aa) Se notează cu o, și e (m?) volumul porilor umplut cu gaze din orizonturile 1 și 2. Se poate serie ay) finn is) {in cazul in care consumatorul local est alimentat cu un debit constant q; = const. ecuațiile pentru A= 1 an n unde Ap, și Apa reprezintă creșterile de presiune anuale iar restul valorilor trebuie I medii pe intervalul de un an; debitul la consumatorul îndepărtat rezultă din da = Do4pa ain În cazul în care consumatorul îndepărat este alimentat cu un debit constant q> = const., rezultă variația anuală de presiune 4p. = G18) atl Pi oer tha ee și debitul Ia consumatorul local devine du = More (4.19) Pentru a arta importanța efectului economic obținut se prezintă următorul caz in ipoteza că debitul a consumatorul local este menținut constant. Se consideră orizontul | având presiunea de 28 kgflem*, volumul porilor umplut de gaze 20.10% mp. debitul p) = 168.10″ Nm Jan, rezerva 5 600.10 Nm. Sondele care deschid orizontul au constantele a = 3.107 abzi/Nm, b= 0; coeficientul de rezistență a stratului n acțiuni mecanice © = 2.10% Nazi at. Conducta de gaze care alimentează consumatorul local are o presiune de pornire Pe, = Skgemi. Orizontul 2 are o presiune de 45 kgem:, volumul porilor umplut de gaze Oua = 100.105 mi rezerva = 4 500.100 Nm’, Sondele orizontului suni caracterizate de constantele a = 5.10% aizi/Nm!, b= 0, e = 2.10 Nm?/zi at. Conducta de plecare a gazului de la orizontul 2 care deservește obiectivul de consum îndepărat are presiunea de pornire pe,= 47 kgffemi. Caleulul se conduce folosind ecuatile (4.16) și (4.17) și prin încereări succesive, deoarece modificarea debitului atrage după sine varierea presiunii măsurate la cap cu sonda curgând care la rândul că influenteaza debitul. Din analiza datelor prezentate apar două inconvenient: + Ia începutul exploatării se extrag din orizontul 2 cantități foarte mari de gaze care se eșorează (în cadrul ipotezei menționate) pe măsuri ce exploatarea înseamnă că rezerva de sonde nu este bine utilizată si Că va trebui să se găsească o altă zare gazului din sondele rămase în rezervă. De asemenea coeficientul de extracție anuală a orizontului 2 este exagerat de mare Ia început (peste 10%): =. cantitatea de gaze care rece prin compresor variază în limite prea mari în timpul exploatării ceea ce conduce la probleme dificil pentru proiectarea stației de comprimare. [4] z Pentru a remedia inconvenientele arătate, apare următoarea soluie: orizontul de presiune ridicată (2) va fi produs cu un coeficient aproximativ constant de extracție, cirea 3%, chiar din momentul punerii în funcțiune, restul de gaz urmând a fi uat din alte rezerve. În modul acesta se realizează două avantaje: presiunea orizontului va scădea mai înce. ceea ce conduce Ia un efect de mărire a cantităților de gaz ce se pot trimite la consumatorii indepartai în faza finală de cexploat =. cantitatea de gaz ee trece prin compresor in timp este relativ constantă și rin aceasta se ajunge Ia simplificarea problemelor de reglare. 4) După cum se observă din paragrafele anterioare, agregatul de comprimare care folosește energia gazelor naturale poate fi folosit în două montaje (Fig. 43.) montajul cu circuite conjugate (a) și montajul cu cireuite independente (b). T a Fig. 43. Scheme de montaj le agregtlor de Fi 4. Debitul g comprimat în comp comprimare care flee energia gazelor naturale 2) unui agregat de comprimare care fose ener reut conjugale; circul independente sar naturale ind mona cu iute independent, în funcție de aportul de destindere în urină 8. ‘apo de comprimare în compresr 2 pretu: sbi destin hp Schema cu cireuite independente duce a antrenarea unei cantități cu atăt mai mare de gaz, cu căt aportul de destindere in motor este mai important. În Fig. 44. se indică diagrama debitului comprimat în compresor prin destinderea unui kilogram de gaz metan, penru diferite valori ale raportului de comprimare în cazul eiruiteloe independente În această diagrama s-au trasa în plus două curbe. Curba a car reprezintă lcul punctelor de același apor al presiunilor în turbină și în compresor; deasupra acestei curbe, compresorul realizează un raport al presiunilor mai mic decât gradul de destindere în turbină și în consecință debitul pin compresor crest. Se obțin asfel două zone: sub curbă se afă zona debitelor mari penru turbină, deasupra curbei ese zona debitelor mici pentr turbină, pentru a asigura un anumit debit de gaz comprimat. Curba 5 reprezintă locul puncelor În care debitul compresorului și al turbine au aceeași valoare. Cu căt curbele asi b sunt mai apropiate, cu atăt randamentul grupului format din cele două mașini este mai bun Schema cu circuite conjugate care se aplică la un singur orizont este mai intim legată de condiție de exploatare side aceea nu se discută independent În procesul de comprimare gazului metan se relizează o creștere de temperatură care in anumite împrejurări poate deveni apreciabilă (Fig. 45.) 75 K Sect Fig. 4, Temperatura gal a ei din enypresor, în finețe de report de comprimare n a ave Fig. 47. Dependent dintre supraita schinbitorll se clr diferent de temperatură ‘ine cele dou gaze 8, Pentru a mări gradul de comprimare al compresorului (sau debitul său) se poate rici gazul înaintea intrării sale în compresor cu gazul destins in turbină (Fig. 46a). Acest procedeu duce la 0 răcire putemică cu un schimbător de căldură de propor marirea Ivcrului mec reduse. În cazul în care se urmareste ic dezvoltat în turbină, se încălzește gazul care urmează să Iuereze, prin intermediul gazului cu temperatură ridicată ce iese din compresor (Fig. 46b). În acest caz este necesar un schimbător de căldură mai voluminos, deoarece diferențele de temperatură sunt ma reduse (Fig. 47). > » Fig. 46, Scheme penta flosiea schimbali de caldură ine curentele de gaz ce Icrează în agregat de comprimare rs zau e i în compres; b ncălzrea garu ce încă în urină Schemele astfel discutate permit mărirea economicității instalațiilor cercetate și din această cauză vo trebui să fe analizate și din punct de vedere al economicității globale. 4.2. Utilizarea energiei disponibile a gazului din conductele de transport Ma le conducte magisrale pentru transportul gazelor pot asigura transportul gazelor urale produse de zăcămintele gazeifere atit la centrele populate și la obiectivele industriale situate pe traseu la o distanță mai mare sau mai mică de aceste zăcăminte, cât și în punctele lor finale, [10] Presiunea gazelor transporate de-a lungul conductei, este intotdeauna mai mare decăt 7 presiunea din reelele de disribuțe ale centrelor de consum pe care le alimentează. Această diferentd de presiune constituie o energie disponibilă care poate să fie util capacității de transport a conductei cu ajutorul unui agregat de comprimare. De asemenea, anumite condi, se poate objine energie electrică sau frig prin destinderea corespunzătoare a gazului metan în faja unui centru important de consum. [5] 42.1. Mărirea capacității de transport a conductei prin folosirea energiei obținute de la alimentarea cu gaze a unui consumator pe traseul conductei Se presupune că pe traseul unei conducte de transport de lungime L care poate transporta la consumatorul situat în punctul final al conductei debitul g, se creează distanța x de la punctul ci inițial, un consumator local de presiune inferioară care consumă un anumit debit q» [5] Energia disponibilă în punctul x al conductei este dependentă de următori factori: = . e căderea de entalpie de la presiunea pe, a conduetei (in punctul x) la presiunea din punctul de intrare în rețeaua de distribuție a consumatorului Pra: = . de debitul de gaze q, la consumatorul de presiune inferioară. Această energie disponibilă poate fi utilizată pentru mărirea capacității de transport a conductei magistrale cu debitul ag; se utilizează energia debitului de gaze la consumatorul de presiune inferioară disponi ia cu ajutorul unui agregat de comprimare (motor care folosește destinderea gazului-compresor) presiunea din conductă Ia un nivel superior care să asigure transportarea unui surplus de debit la consumatorul îndepărtat. [4] Fie q debitul conductei in ipoteza că acesta este transportat în întregime la consumatorul final. Valoarea acestui debit în funcție de datele conducte este 9-5 pă, — Ph = Be, (420) exprese în care intervine constanta C, lungimea conductei L, presiunea în punctul initial pe, și presiunea în punctul final pe, Debitul conductei, în funetie de presiunea pe, ce se stabilește la distanța x de punctul n al conductei, va fi (pentru porțiunea finală a conductei): a = Ey pă. — pă. = Pare 420 lor (4.20) și (4.21) se obține: ial Prin comprimarea rel pe = [Ene 42 expresie care permite să se calculeze presiunea în orice punct al condutei, debitul q find constant Dacă se consideră și consumatorul de presiune inferioară de pe traseul conductei, cantitatea de gaze transportate de conductă va spori cu ag, astfel încât cantitatea de gaze care intră în conduetă devine (a>0): ag auto >a 423) n În aceste condi, presiunea în conductă în punctul 4 situat la distanța x de orig conductei, unde se racordează consumatorul de presiune inferioară, va fi mai mic decât Pin