Retehnologizarea Microhidrocentralei Estimarea Efectelor Economice și Ecologice ale Retehnologizării
CUPRINS
CAPITOLUL I………………………………………………………………………………………………………….5
Prezentarea caracteristicilor Microhidrocentralei Olteț I …………………………………………..5
Condiții de amplasare și funcționare ale Microhidrocentralelor electrice ……………………..6
1.2 Microhidrocentralele din Bazinul Hidrografic Olt………………………………………………………7
1.3 Microhidrocentrala electrică Olteț 1……………………………………………………………………….13
1.3.1 Amplasament…………………………………………………………………………………………………….13
1.3.2 Caracteristici tehnice generale …………………………………………………………………………….13
1.3.3 Caracteristici tehnice structurale…………………………………………………………………………..13
1.3.4 Echipamente hidromecanice………………………………………………………………………………..14
1.3.5 Echipamente și instalații electrice…………………………………………………………………………15
CAPITOLUL II……………………………………………………………………………………………………….16
Studiu privind retehnologizarea Microhidrocentralei Olteț I (scopul retehnologizării, soluții propuse pentru retehnologizare)…………………………………………………………………….16
2.1 Situația actuală a Microhidrocentralei Olteț I………………………………………………………….17
2.1.1 Considerații asupra colmatării acumulării…………………………………………………………….18
2.1.2 Centrala. Bazinul de liniștire. Secțiune longitudinală ………………………………. …………..23
2.1.3 Centrala. Secțiune longitudinală …………………………………………………………………………24
2.1.4 Centrala. Secțiune transversală ……………………………………………………………………………25
2.1.5 Centrala. Plan …………………………………………………………………………………………………..26
2.1.6 Dispunerea CHEMP Olteț I în plan ……………………………………………………………………..27
2.2 Scopul retehnologizării …………………………………………………………………………………………30
2.3 Analiza în vederea stabilirii soluțiilor de retehnologizare…………………………………………..30
2.3.1 Clasificarea amenajărilor cu acumulare prin pompare ……………………………………………30
2.3.2 Stabilirea soluțiilor de retehnologizare pentru Microhidrocentrala Olteț I ………………..31
2.4.Prezentarea soluției de retehnologizare prin înlocuirea turbinei cu o pompă ……………….32
2.4.1 Domeniul de utilizare ………………………………………………………………………………………..32
2.4.2 Condiții climatice ……………………………………………………………………………………………..33
2.4.3 Caracteristici funcționale …………………………………………………………………………………..33
2.4.4 Caracteristici constructive ………………………………………………………………………………….35
2.4.5 Materiale …………………………………………………………………………………………………………38
2.4.6 Recomandări privind conducta de asprație …………………………………………………………..39
2.4.7 Indicații privind recomandarea utilizării produselor …………………………………………….40
2.4.8 Dimensionarea pompelor Brateș …………………………………………………………………………42
2.4.9 Ansamblul mașină electrică reversibilă- hidraulică reversibilă ………………………………..43
CAOITOLUL III……………………………………………………………………………………………………44
Calculul hidraulic al unei pompe propuse pentru retehnologizarea microhidrocentralei…………………………………………………………………………………………………44
3.1 Stabilirea parametrilor principali …………………………………………………………………………..45
3.2 Stabilirea soluțieie constructive …………………………………………………………………………….45
3.2.1 Calculul rapidității pompei ………………………………………………………………………………..45
3.2.2 Justificarea alegerii turației ………………………………………………………………………………..45
3.2.3 Alegerea materialelor ……………………………………………………………………………………….45
3.2.4 Calculul parametrilor teoretici ……………………………………………………………………………47
3.2.4.1 Calculul puterii hidraulice ………………………………………………………………………………47
3.2.4.2 Calculul rapidității pompei ……………………………………………………………………………..47
3.2.5 Alegerea randamentelor …………………………………………………………………………………….48
3.2.5.1 Alegerea randamentului volumic ……………………………………………………………………..48
3.2.5.2 Alegerea randamentului hidraulic …………………………………………………………………….49
3.2.5.3 Alegerea randamentului mecanic …………………………………………………………………….50
3.2.5.4 Estimarea randamentului total …………………………………………………………………………50
3.2.6 Alegerea mașinii de antrenare ……………………………………………………………………………50
3.2.7 Predimensionarea arborelui și butucului ……………………………………………………………..51
3.2.8 Alegerea penelor ………………………………………………………………………………………………52
3.2.9 Verificarea penelor …………………………………………………………………………………………..52
3.3 Calculul și construcția rotorului …………………………………………………………………………….53
3.3.1 Calculul intrării în rotor …………………………………………………………………………………….53
3.3.1.1 Stabilirea vitezelor la intrare ……………………………………………………………………………53
3.3.1.2 Stabilirea lățimii palei de la intrare …………………………………………………………………..54
3.3.2 Calculul ieșirii din rotor …………………………………………………………………………………….55
3.3.2.1 Stabilirea diametrului din rotor ………………………………………………………………………..55
3.3.2.2 Stabilirea lățimii canalului hidraulic …………………………………………………………………57
3.4 Trasarea curbelor caracteristice ale pompei propusă pentru retehnologizarea ……………..57 microhidrocentralei …………………………………………………………………………………………………..57
3.4.1 Curbele caracteristice de sarcină ………………………………………………………………………..57
3.4.2 Curbe caracteristice de putere ……………………………………………………………………………61
3.4.3 Curbele caracteristice de randament …………………………………………………………………..63
CAPITOLUL IV …………………………………………………………………………………………………..64
Expluatarea și întreținerea motoarelor asincrone …………………………………………………..64
4.1 Generalități …………………………………………………………………………………………………………65
4.2 Funcționarea motorului asincron ……………………………………………………………………………66
4.2.1 Alunecarea ……………………………………………………………………………………………………….66
4.2.2 Curentul de pornire ……………………………………………………………………………………………67
4.3 Pornirea motorului asincron ………………………………………………………………………………….68
4.3.1 Schema electrică de comandă automată a pornirii cu două trepte de rezistență …………69
4.4 Autopornirea motoarelor asincrone după o scurtă întrerupere în alimentare ……………….71
CAPITOLUL V ……………………………………………………………………………………………………..76
Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării) ……………….76
5. Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării ………………….77
BIBLIOGRAFIE…………………………………………………………………………………………………….79
CAPITOLUL I
Prezentarea caracteristicilor Microhidrocentralei Olteț I
CONDITII DE AMPLASARE ȘI FUNCȚIONARE ALE MICROHIDROCENTRALELOR ELECTRICE
In alegerea amplasamentului trebuie sa se tina cont de conditiile specifice de cadere si debit. Debitul este determinat de debitul minim din acel loc. Caderea este determinata de distanta pe verticala intre priza de apa si iesirea din turbina, scazand pierderile de sarcina din conducta fortata. Pompa aleasa trebuie sa aiba sarcina si debitul, la punctul de eficienta maxima, cat mai apropiate de conditiile din amplasament. Conditiile de functionare referitoare la debit si sarcina, pentru randamentul maxim, in regim de turbina, sunt foarte diferite de cele din cazul functionarii in regim nominal a pompei, totusi eficienta pompei functionand ca turbina hidraulica este aproximativ aceeasi ca in regim de pompare.
Pentru a fi siguri de performantele unei pompe functionand in regim de turbina este necesara incercarea acesteia la mai multe caderi si debite. Va fi necesara o pompa de alimentare ce poate furniza o sarcina si un debit mai mare decat cel folosit in punctul de eficienta maxima al pompei functionand ca turbina. Pompa de alimentare trebuie sa aiba de aproximativ 4 ori puterea nominala a celei functionand ca turbina.
Trebuie avut in vedere sa nu se supraincarce masina asincrona cand functioneaza ca generator. Este recomandat sa se descarce motorul asincron, cu aproximativ 20% din puterea nominala. Puterea electrica maxima produsa de generator este deci de 80% din puterea motorului. La functionarea la tensiunea nominala, randamentul generatorului este in mod normal cu 2% mai scazut decat randamentul motorului.
Constructia simpla a pompei functionand ca turbina conduce la anumite limitari, cea mai importanta fiind zona de debite in care aceasta poate functiona (mult mai mica decat la o turbina conventionala).
Pompele functionand in regim de turbina pot fi folosite, in conditii bune, in zonele in care, in mod normal, se utilizeaza turbinele Pelton si turbinele Francis mici. Totusi pentru caderi mari si debite mici o turbina Pelton are un randament mai bun decat o pompa, cu costuri asemanatoare.
Folosirea …………………………….25
2.1.5 Centrala. Plan …………………………………………………………………………………………………..26
2.1.6 Dispunerea CHEMP Olteț I în plan ……………………………………………………………………..27
2.2 Scopul retehnologizării …………………………………………………………………………………………30
2.3 Analiza în vederea stabilirii soluțiilor de retehnologizare…………………………………………..30
2.3.1 Clasificarea amenajărilor cu acumulare prin pompare ……………………………………………30
2.3.2 Stabilirea soluțiilor de retehnologizare pentru Microhidrocentrala Olteț I ………………..31
2.4.Prezentarea soluției de retehnologizare prin înlocuirea turbinei cu o pompă ……………….32
2.4.1 Domeniul de utilizare ………………………………………………………………………………………..32
2.4.2 Condiții climatice ……………………………………………………………………………………………..33
2.4.3 Caracteristici funcționale …………………………………………………………………………………..33
2.4.4 Caracteristici constructive ………………………………………………………………………………….35
2.4.5 Materiale …………………………………………………………………………………………………………38
2.4.6 Recomandări privind conducta de asprație …………………………………………………………..39
2.4.7 Indicații privind recomandarea utilizării produselor …………………………………………….40
2.4.8 Dimensionarea pompelor Brateș …………………………………………………………………………42
2.4.9 Ansamblul mașină electrică reversibilă- hidraulică reversibilă ………………………………..43
CAOITOLUL III……………………………………………………………………………………………………44
Calculul hidraulic al unei pompe propuse pentru retehnologizarea microhidrocentralei…………………………………………………………………………………………………44
3.1 Stabilirea parametrilor principali …………………………………………………………………………..45
3.2 Stabilirea soluțieie constructive …………………………………………………………………………….45
3.2.1 Calculul rapidității pompei ………………………………………………………………………………..45
3.2.2 Justificarea alegerii turației ………………………………………………………………………………..45
3.2.3 Alegerea materialelor ……………………………………………………………………………………….45
3.2.4 Calculul parametrilor teoretici ……………………………………………………………………………47
3.2.4.1 Calculul puterii hidraulice ………………………………………………………………………………47
3.2.4.2 Calculul rapidității pompei ……………………………………………………………………………..47
3.2.5 Alegerea randamentelor …………………………………………………………………………………….48
3.2.5.1 Alegerea randamentului volumic ……………………………………………………………………..48
3.2.5.2 Alegerea randamentului hidraulic …………………………………………………………………….49
3.2.5.3 Alegerea randamentului mecanic …………………………………………………………………….50
3.2.5.4 Estimarea randamentului total …………………………………………………………………………50
3.2.6 Alegerea mașinii de antrenare ……………………………………………………………………………50
3.2.7 Predimensionarea arborelui și butucului ……………………………………………………………..51
3.2.8 Alegerea penelor ………………………………………………………………………………………………52
3.2.9 Verificarea penelor …………………………………………………………………………………………..52
3.3 Calculul și construcția rotorului …………………………………………………………………………….53
3.3.1 Calculul intrării în rotor …………………………………………………………………………………….53
3.3.1.1 Stabilirea vitezelor la intrare ……………………………………………………………………………53
3.3.1.2 Stabilirea lățimii palei de la intrare …………………………………………………………………..54
3.3.2 Calculul ieșirii din rotor …………………………………………………………………………………….55
3.3.2.1 Stabilirea diametrului din rotor ………………………………………………………………………..55
3.3.2.2 Stabilirea lățimii canalului hidraulic …………………………………………………………………57
3.4 Trasarea curbelor caracteristice ale pompei propusă pentru retehnologizarea ……………..57 microhidrocentralei …………………………………………………………………………………………………..57
3.4.1 Curbele caracteristice de sarcină ………………………………………………………………………..57
3.4.2 Curbe caracteristice de putere ……………………………………………………………………………61
3.4.3 Curbele caracteristice de randament …………………………………………………………………..63
CAPITOLUL IV …………………………………………………………………………………………………..64
Expluatarea și întreținerea motoarelor asincrone …………………………………………………..64
4.1 Generalități …………………………………………………………………………………………………………65
4.2 Funcționarea motorului asincron ……………………………………………………………………………66
4.2.1 Alunecarea ……………………………………………………………………………………………………….66
4.2.2 Curentul de pornire ……………………………………………………………………………………………67
4.3 Pornirea motorului asincron ………………………………………………………………………………….68
4.3.1 Schema electrică de comandă automată a pornirii cu două trepte de rezistență …………69
4.4 Autopornirea motoarelor asincrone după o scurtă întrerupere în alimentare ……………….71
CAPITOLUL V ……………………………………………………………………………………………………..76
Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării) ……………….76
5. Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării ………………….77
BIBLIOGRAFIE…………………………………………………………………………………………………….79
CAPITOLUL I
Prezentarea caracteristicilor Microhidrocentralei Olteț I
CONDITII DE AMPLASARE ȘI FUNCȚIONARE ALE MICROHIDROCENTRALELOR ELECTRICE
In alegerea amplasamentului trebuie sa se tina cont de conditiile specifice de cadere si debit. Debitul este determinat de debitul minim din acel loc. Caderea este determinata de distanta pe verticala intre priza de apa si iesirea din turbina, scazand pierderile de sarcina din conducta fortata. Pompa aleasa trebuie sa aiba sarcina si debitul, la punctul de eficienta maxima, cat mai apropiate de conditiile din amplasament. Conditiile de functionare referitoare la debit si sarcina, pentru randamentul maxim, in regim de turbina, sunt foarte diferite de cele din cazul functionarii in regim nominal a pompei, totusi eficienta pompei functionand ca turbina hidraulica este aproximativ aceeasi ca in regim de pompare.
Pentru a fi siguri de performantele unei pompe functionand in regim de turbina este necesara incercarea acesteia la mai multe caderi si debite. Va fi necesara o pompa de alimentare ce poate furniza o sarcina si un debit mai mare decat cel folosit in punctul de eficienta maxima al pompei functionand ca turbina. Pompa de alimentare trebuie sa aiba de aproximativ 4 ori puterea nominala a celei functionand ca turbina.
Trebuie avut in vedere sa nu se supraincarce masina asincrona cand functioneaza ca generator. Este recomandat sa se descarce motorul asincron, cu aproximativ 20% din puterea nominala. Puterea electrica maxima produsa de generator este deci de 80% din puterea motorului. La functionarea la tensiunea nominala, randamentul generatorului este in mod normal cu 2% mai scazut decat randamentul motorului.
Constructia simpla a pompei functionand ca turbina conduce la anumite limitari, cea mai importanta fiind zona de debite in care aceasta poate functiona (mult mai mica decat la o turbina conventionala).
Pompele functionand in regim de turbina pot fi folosite, in conditii bune, in zonele in care, in mod normal, se utilizeaza turbinele Pelton si turbinele Francis mici. Totusi pentru caderi mari si debite mici o turbina Pelton are un randament mai bun decat o pompa, cu costuri asemanatoare.
Folosirea pompelor in regim de turbine hidraulice este conditionata de disponibilitatea unui debit fix si deci poate fi utilizata in amplasamente unde exista apa suficienta de-a lungul anului. Stocarea apei pe termen lung nu este in general o optiune viabila economic intr-o schema de micro-hidrocentrala deoarece constructia unui lac de acumulare este foarte costisitoare.
Microhidrocentralele din Bazinul Hidrografic Olt
Poziționarea pe hartă a bazinului râului Olt:
BAZINUL RAULUI OLT
Bazinul hidrografic Olt (24900 km²) este al patrulea dintre bazinele mari ale țării și cu traseul cel mai neașteptat. Culegându-și izvoarele din Carpații Orientali, Oltul străbate În drumul său spre vărsare forme variate de relief, drenând o serie de depresiuni și masive muntoase dintre cele mai înalte din tară. Datorită variațiilor mari a surselor de alimentare, respectiv a suprapunerii favorabile a lor în timp, Oltul are un regim hidrologic compensat, bine echilibrat.
Bazinul Râului Olt are în componența sa județul Vâlcea, o parte din județele Olt, Sibiu, Brașov, Covasna și o mică parte din Harghita.
Râul Olt este împarțit în trei sectoare:
a) Oltul superior:
Râul se formează la contactul dintre masivul calcaros al Hășmașului Mare (1793 m), cu cristalinul masivului Șipotului (1366 m) , de la altitudine de 1280 m.
La început, în Depresiunea Ciucului, e un râu liniștit, urmând după aceea să străbată zona defileului, în care sunt cantonate câteva stațiuni balneoclimaterice valoroase ( Tușnad, Bixad, Malnaș), ocolește apoi, pe trei părți, masivul Baraoltului, rătăcind leneș, cu bucle largi, prin șesul plan al Depresiunii intercarpatice a Brașovului, unde îi vin în sprjin: Râul Negru (L = 88 km, F = 2.349 km²), Ghimbășelul (L = 6 km, F = 8 km²), Bârsa (L = 73 km, F = 937 km²) etc.
Un nou masiv îi iese în cale, acela al Perșanilor, pe care-l străbate prin defileul de la Racoș (12 Km lungime), mai puțin impunător decât primul.
În Țara Oltului (depresiunea Făgărașului), râul capătă iarăși caracter de șes, meandrând printre malurile joase, împins permanent spre dreapta de numeroși afluenți făgărășeni (aproximativ 20 mai importanți) scurți, dar viguroși, revărsându-se frecvent în punctele de întâlnire cu Oltul. Cibinul (L = 82 km, F = 2.194 km²), Hârtibaciul (L = 110 km, F = 1.025 km²) și Sadu (L = 60 km, F = 278 km²), acesta de pe urmă cu amenajări complexe, îi aduc ultimele cantități de apă pe teritoriul Transilvaniei, căci, după unirea cu acesta, Oltul
traversează Carpații Meridionali, ajunge în pitorescul defileu Turnu Roșu – Cozia, întrerupt doar de Depresiunea largă a Loviștei, în cuprinsul căreia primește Lotrul, ale cărui izvoare pornesc de sub masivul Parângului.
b) Oltul mijlociu:
Aval de Lotru sunt întâlnite depozite cretacice, eocene, oligocene, miocene și pliocene.
La Călimănești, Oltul iese din munți și traversează, mai departe formațiunile miocene ale Subcarpaților Getici, apoi podișul Getic și Câmpia Română, lărgindu-și treptat valea cu
terase etajate lateral și reducându-si panta, astfel că, începând de la Drăgășani, meandrează
puternic, se desface în nenumărate brațe, iar de la Drăgănești – Olt își croiește chiar și un
curs secundar paralel, prin care își evacuează surplusul de ape din timpul marilor viituri.
Odată cu pătrunderea sa în depresiunea Brezoi valea se lărgește iar versanții au pante mai
domoale și se îngustează din nou la trecerea printre munții Căpățânii (1.890 – 2.138 m) și
Cozia (1.677 m).
Afluenții principali ai Oltului în această regiune sunt: Lotrioara (L = 25 km, F = 120 km²), Vadu (L = 12 km, F = 46 km²), Uria (L = 16 km, F = 6 km²), Lotru (L = 83 km, F = 990 km²)- pe dreapta, Strâmba (L = 8 km, F = 12 km²), Curpănul (L = 10 km, F = 26 km²), Boia (L =23 km, F = 158 km²)- pe stânga. În aval de Gura Lotrului, în cuprinsul defileului, Oltul
primește afluenți mai mici: Lotrișoru (L = 7 km, F = 16 km²), Muiereasca (L = 19 km, F = 50
km²) – dreapta, Păușa (L = 7 km, F = 13 km²), Sălătrucelu (L = 15 km, F = 99 km²) – stânga.
În partea superioară a defileului între Turnu Roșu și Brezoi, Valea Oltului are o cădere de 1,38 m/km, iar în aval de gura Lotrului căderi mai accentuate – 1,90 m/km .
Cantitatea de precipitații anuale este cuprinsă între 800 ÷ 1.000 mm pe sectorul Râmnicu Vâlcea, iar în regiunile înalte (pe munți) între 1.200 ÷ 1.400 mm.
c) Oltul inferior
Sectorul de râu, cuprins între Slatina și fluviul Dunărea, constituie bazinul hidrografic al Oltului inferior.
În această zonă, Oltul străbate zona de contact a piemontului Getic, ca în final să pătrundă în câmpia propriu zisă, sector în care albia Oltului se lărgește mult, prezintă multe meandre și brațe părăsite, pantele scăzând chiar sub valori de 1 ÷ 2 m/km.
În bazinul inferior, Oltul primește ca afluenți mai importanți de pe versantul drept: Bistrița (L = 50 km; F = 416 km²); Oltețul (L = 175 km, F = 2.460 km²); Tealuiul (L = 94 km; F = 604 km²), iar pe versantul stâng Topologul (L = 95 Km, F = 604 km²).
Principalul afluent mal drept este Oltețul, care, împreună cu afluentul său Cerna,
colectează apele din versantul sudic al munților Căpățânii, străbate apoi o zonă carstică cu
influență puternică asupra regimului scurgerii și intră în câmpia Olteniei, unde confluează
cu Oltul. Sunt râuri cu pante repezi în cursurile superioare care se diminuează treptat spre
zona de confluență.
Topologul, râu cu obârșia în versantul sudic al munților Făgăraș, străbate în continuare o zonă subcarpatică și colinară.
În afara acestor afluenți, Oltul mai primește în zona de câmpie o serie de afluenți mici cu o scurgere temporară fără aport de debit. Cantitățile medii anuale de precipitații sunt în jur de 600 mm. Străbătând unități fizico-geografice diverse, Oltul își schimbă mereu regimul
nivelurilor și al debitelor, înregistrând contrastele cele mai puternice în bazinul mijlociu.
Este unul dintre râurile mari ale țării, cu însemnate resurse energetice și cu un debit
apreciabil, în măsură să permită chiar amenajarea sa pentru navigație cu vase mici.
În vederea inventarierii microhidrocentralelor existente in România, acestea au fost clasificate in trei mari categorii:
MHC aflate în exploatare
MHC care nu funcționează
MHC aflate în executie
în prezent, in România, exista 379 MHC:
295 MHC (78% din total) – în exploatare
38 MHC (10% din total) – nu funcționează;
46 MHC (12% din total) – în executie
Majoritatea se află deocamdă in patrimoniul Hidroelectrica.
Puterea instalată totală in cele 379 MHC este 505 MW:
364 MW (72% din total) – instalati în MHC aflate în exploatare;
17 MW (3% din total) – instalati în MHC care nu funcționează;
124 MW (25% din total) – instalati în MHC aflate în executie.
Energia medie anuală de proiect in cele 379 MHC este 1525 GWh/an:
1077 GWh/an (71% din total) – în MHC aflate în exploatare;
69 GWh/an (4% din total) – în MHC care nu funcționează;
379 GWh/an (25% din total) – în MHC aflate în executie.
Pe râul Olteț se mai găsesc doua microhidrocentrale: Microhidrocentrala Oltet2 si Microhidrocentrala Baia de Fier
1.3 Microhidrocentrala electrică Olteț 1
1.3.1 Amplasament
• In bazinul hidrografic al Oltului, pe ramura sud-vestică.
• Pe cursul superior al râului Oltet (suprafața bazinului in secțiunea amenajării Sb = 120 km²).
• In județul Gorj la cca 55 km de municipiul Tg-Jiu.
• Între comunele Polovragi (pe stânga) si Baia de Fier (pe dreapta) amonte de podul din beton peste râul Olteț – Baia de Fier – Polovragi de pe DJ 665.
• Accesul la amenajare se face din DN 67 Râmnicu Vâlcea – Târgu-Jiu pe o bretea de drum județean de cca 6 km spre pestera Polovragi (sau aproximativ la aceeasi distanța din intersecția DN 67 cu DJ Baia de Fier spre Peștera Muierii).
1.3.2 Caracteristici tehnice generale
• Puterea instalată Pi = 1,4MW
• Caderea brută/netă Hbr = 39 m / Hnet = 37 m
• Debit instalat Qi = 5.8 mc/s
• Producția de energie(proiect) Ep = 3.5 GWh/an
1.3.3 Caracteristici tehnice structurale
Captare: • tip – priza tiroleză
• lungime front captare – 25 m
• lungimea – amonte aval- deversor – 9.8 m
• lungime disipator – 11.2 m
• lungime rizberma mobila – 8.8 m
• latime disipator si rizbermă – 25 m
• inaltime maximă baraj (coronament) – 10.6 m
• inaltime deversor – la creastă – 7.3 m
• lațime coronament – 4.4 m
• lațime la bază – 9.8 m
• cota talveg amonte – 521.5 mdM
• cota de fundare (pinten) amonte 516.5 mdM
• cota coronament – 527.1 mdM
• cota creastă deversor – 524.8 mdM • cota radier disipator – 519.5 mdM
• cota rizberma (mobila) – 519.4 mdM
Aductiune:
• tip – conductă metalică cu funcționare sub presiune inglobată în beton și este acoperită cu un strat de pamânt
• lungime totală – 1605 m
• diametru – D = 1900 mm / 8 mm grosime
Centrala:
• tip – hidroenergetica la zi
• structura – in cădre
• dimensiuni interioare – 11.65 x 23.5 m si h = 8.8 m
Canalul de fugă evacueaza debitul turbinat intr-un bazin de liniștire prelungit cu un foarte scurt canal deschis, direct in bazinul compensator al CHEMP Oltet II.
Bazin de liniștire – camera de incărcare a OLTET II – 1150 mc
1.3.4 Echipamente hidromecanice
Captarea dispune de :
• un grătar rar având dimensiunile de 11.3 x 2.0 amplasat pe creasta pragului de captare si inclinat 40 grade spre aval;
• un batardou din dulap de lemn amplasat pe deschiderea (0.5 x 0.6 m) pentru debitul de servitute a pragului de captare;
• un gratar rar si o vană jaluzea (1.00 x 0.75 m) la priza de iarna a captării cu echipamente de manevră si acces;
Camera de incărcare dispune de :
• un grătar des, fix, înclinat
• vană plană
Centrala
• doua turbine FOM 230/720 , 600 rot/min
1.3.5 Echipamente si instalații electrice
Generatoare – 2 buc tip GA 120/65 -10 -1000 kW/900 rot/min-0.4 kV, post trafo1600 KV
Transformatoare evacuare energie: 2 transformatoare de tipul 1600 kVA – 20/0.4kV
Servicii proprii 0.4 kV – 2 x celulă de HG 0.4 kV – DCD – cu OROMAX
– 2 x celulă de HG 0.4 kV – DPG
– 2 x celulă IO 20 kV, trafo 0.4/20 kV
– Baterie condensatori
Fig. 1.3.5 Agregatul Francis orizontal.
CAPITOLUL II
Studiu privind retehnologizarea microhidrocentralei (scopul retehnologizării, soluții propuse pentru retehnologizare)
2.1 Situația actuală a Microhidrocentralei Olteț 1
Proiectantul amenajării a fost F.R.E. Târgu Jiu. Constructorul a fost A.C.H. Călimănești. Lucrarea a fost executată în perioada 1986-1992. Lungimea amenajării este de 1,604 km iar producția de energie este de 3500 MWh/an.
Amenajarea se compune din:
Priza de captare a apei
Bazinul compensator
Aducțiunea
Centrala
Canalul de fugă
Racordarea la sistem
Priza de captare a apei este construită dintr-un prag transversal echipat cu grătar și
priză de iarnă care asigură captarea unui debit de 5,8 m³/s.
Prin decuparea prevăzută în pragul de captare este asigurat și debitul de servitute de 0,5 m³/s în aval de captare.
Bazinul compensator are rolul de acumulare la pornire ,respectiv la oprirea nesimultană a celor doua centrale si pentru compensarea diferențelor mici de debit instalat între cele doua centrale.
Caracteristicile principale constructive ale bazinului compensator sunt:
-profil trapezoidal
-material; beton armat
-lungime 285 m
-volum util de compensare 56500 m³
Bazinul compensator este prevazut cu un deversor lateral amplasat pe malul stâng al acestuia.
Deversorul are lungimea de 14 m si poate evacua debitul instalat de 5.80 m³/s in albia râului, in cazul că centrala Olteț I nu funcționează.
Sub pragul deversor se află un disipator de energie.
Camera de încărcare este prevazută cu urmatoarele utilaje hidromecanice:
-grătar des fix de 2×3 m
-vană plană de 2×3 m
-palan (cu angrenaj planetar) de 5tf.
In spatele vanei s-a prevazut o conductă de aerisire pentru evitarea formării vacumului.
Traseul canaluiui se afla pe malul drept al raului Olteț. Bazinul compensator nu are instalații electrice.
Aducțiunea este realizată din conducta metalică înglabata în beton armat. Diametrul conductei este de 1900rnm, presiunea de 7 barr, lungimea de 1604m si grosimea tablei de 8 mm.
Conducta este subterană, traseul desfăsurandu-se pe malul drept al raului Olteț constituind și o apărare de mal împotriva eroziunilor.
Centrala este prevazuta cu 2 turbine de tip FO 230/720.
2.1.1 Considerații asupra colmatării acumulării
Confortn informațiilor primite de la F. R. E. TG.JIU si de la Sucursala Hidrocentrale Târgu Jiu de la punerea in funcțiune a acumulării Olteț și până in anul 2003 nu au fost făcute măsuratori batimetrice in vederea stabilirii unei curbe de capacitate a bazinului de compensare și implicit nu au fost făcute aprecieri asupra fenomenului de colrnatare a acestuia.
În luna septembrie 2003 au fost executate urmatoarele lucrări topografice:
-Ridicări de profile topobatimetrice in acumularea OLTEȚ I
-Plan de situație cu curbe batimetrice in zona chiuvetei lacului OLTEȚ I
-Profil in lung cuprinzând distanțele intre profile
-Coordonatele punctelor din profile si elipsoidul de referintă
Profilele au fost ridicate prin apă până la 2 m. sub creasta deversorului lateral din acumulare.(Acesta era nivelul in acumulare la data efectuarii măsurătorilor).
Pe baza ridicărilor topobatimetrice din anul 2003 s-a făcut o analiză a volumelor de apă disponibile in lacul de acumular OLTET I
Deoarece in acumulare nu exista nici un fel de sistem de măsurare a nivelurilor volumele de apă măsurate si calculate au fost raportate la un sistem de referință arbitrar și anume creasta deversorului de pe malul stâng al acumularii.
În timpul măsuratorilor batimetrice nivelul apei se afla sub creasta deversorului la 2 m.
Pentru determinarea curbei capacitații lacului s-a admis in mod arbitrar valoarea de 15 m. drept cotă a părtii superioare a deversorului.
În anexele 2 si 3 se prezintă curba capacitații lacului si suprafețele oglinzii apei funcție de nivelul din lacul OLTEȚ I corespunzatoare ridicărilor topobatimetrice din anul 2003.
In tabelul 1. se prezintă valorile volumelor si suprafetele apei in funcție de nivelul apei din lac.
Tabelul 2.1.2 RAUL OLTET. ACUMULAREA OLTEȚ I
Nota:
Cota 15m este cota superioară a crestei deversorului din acumulare (aleasă arbitrar).
Se menționează ca dupa ce se va determina cota absolută a crestei deversorului sunt ușor de transformat valorile lui "H" din tabel in cote absolute.
2.1.2 Centrala. Bazinul de liniștire. Secțiune longitudinală
2.1.3 Centrala. Secțiune longitudinală
2.1.4 Centrala. Secțiune transversală
2.1.5 Centrala. Plan
2.1.6 Dispunerea CHEMP Olteț I în plan
2.2 Scopul retehnologizării
Amenajările hidroelectrice cu acumulare prin pompare sunt destinate îmbunătățirii funcționării sistemelor energetice. Sunt utilizate pentru reglajul frecvență- putere din cadrul graficului de sarcină, fiind obligatorii în momentul în care, în sistem există un producător mare care nu are flexibilitate pornire–oprire (centrală nuclearelectrică).
Aceste amenajări servesc pentru acumularea energiei în cadrul unui sistem electroenergetic. Puterea electrică cerută de consumatori este variabilă în timp, prezentând variații importante chiar în decursul unei zile.
Centralele cu acumulare prin pompare funcționează, în general, ca un producător de energie în perioada de consum de pe curba de sarcină, echilibrând balanța puterii produse-consumate, astfel încât marii producători (centrale nuclear-electrice și termoelectrice – centrale cu pornire-oprire care necesită timp îndelungat) să nu fie nevoiți să oprească centralele în aceste perioade de gol.
Centralele hidroelectrice cu acumulare prin pompare au două rezervoare. În perioadele de vârf de sarcină, centrala se comportă ca un producător, uzinând debitul din primul rezervor. Debitul uzinat este stocat în cel de al doilea rezervor. Pe perioadele de gol de sarcină, turbinele care sunt de obicei reversibile (turbine – pompe) își schimbă funcționarea în pompe și pompează apa înapoi în primul rezervor. Pompele sunt consumatori de energie si preiau diferența de energie neconsumată necesară pentru buna funcționare a marilor prosucători. Astfel acețtia nu sunt obligați să oprească centralele iar sistemul rămâne în echilibru.
La noi în țară s-au început cercetările pentru o centrală cu acumulare prin pompare la Tarnița – Lăpușnești, construcție obligatorie la intrarea în funcțiune a grupului 2 al centralei nuclearelectrice Cernavodă.
2.3 Analiza în vederea stabilirii soluțiilor de retehnologizare
2.3.1 Clasificarea amenajărilor cu acumulare prin pompare:
Amenajări cu acumulare prin pompare în circuit închis:
Cu pompare pură: Volumul total = Volumul pompat
Cu pompare mixtă: Volumul total = Volumul pompat + Volumul afluent
Amenajări cu acumulare prin pompare în circuit deschis:
Cu pompare pură: Volumul total = Volumul pompat
Cu pompare mixtă: Volumul total = Volumul pompat + Volumul afluent
O altă clasificare a amenajărilor cu acumulare prin pompare este:
După ciclul d epompare-turbinare:
Cu ciclu zilnic;
Cu ciclu săptămânal (se pompează în plus volumul în rezervorul superior în zilele nelucrătoare și se turbinează acest volum în zilele lucrătoare);
Cu ciclu anual (sezonier) – se pompează în perioada de vară și se turbinează în perioada de iarnă.
După numărul de mașini energetice:
Cu patru mașini eenrgetice (turbină, pompă, motor electric, generator electric);
Cu trei mașini energetice (pompă, turbină, mașină electrică reversibilă);
Cu două mașini energetice (mașină electrică reversibilă și mașină hidraulică reversibilă).
2.3.2 Stabilirea soluțiilor de retehnologizare pentru Microhidrocentrala Olteț I
În cazul de față se alege o amenajare cu două mașini energetice, cu ciclu zilnic, cu pompare mixtă.
S-a ales inlocuirea celor 2 turbine Francis FO 230/720 un număr de 4 turbo-pompe Brateș 600-600-620 care au fost proiectate sa funcționeze la 37 m.c.a si un debit de 4000m/h.
Amenajarea va fi compusă în urma retehnologizării cu două rezervoare, la 37 m diferență de nivel unul față de celălalt, centrala și galeria care face legătura între ele.
Când cereerea de energie în sistemul electroenergetic este scăzută, apa este pompată din rezervorul de jos în rezervorul de sus.
Când cererea de energie este mare, apa cade gravitațional prin galerie din rezervorul de sus în rezervorul de jos fiind prelucrată de cele 4 mașini hidraulice reversibile fiecare având puterea instalată de 0.35 MW.
Fig. 2.3.2 Schema unei centrale cu acumulare prin pompare
2.4.Prezentarea soluției de retehnologizare prin înlocuirea turbinei cu o pompă
2.4.1 Domeniul de utilizare
Pompele Brateș sunt pompe centrifuge monoetajate în consolă, cu rotor diagonal, destinate în principal vehiculării apei curate la temperatura mediului ambiant.
De asemenea pompele Brateș se pot utiliza pentru vehicularea apei curate pană la o temperatură de 100ºC.
Se admite pentru pompele Brateș 350-350-310, 500-500-510, 600-600-620, ca fluidul vehiculat sa aibă un conținut maxim de suspensii neabrazive de 10 mg/l, iar suspensiile să nu aibă dimensiuni mai mari de 0.15 mm.
Utilizarea se extinde in general la lucrări de hidro-ameliorare (irigații, desecări) la alimentări cu apa, etc.
Pompele Brateș pot fi livrate și pentru utizarea ca microturbine.
Domeniul de utilizare al pompelor este determinat de debite cuprinse intre 300 si 5000 m³/h și înalțimi de pompare între 2 și 20 m.
2.4.2 Condiții climatice
Zonele climatice în care pompele Brateș pot fi transportate, depozitate si exploatate sunt următoarele:
climat temperat
climat rece
climat tropical umed
climat tropical uscat
Condiții de mediu restrictive:
temperatura maximă în timpul expluatării: +40º C
umiditatea relativă medie lunară , maximă admisă:80%
nu se admite prezența condensului
Tipul de protecție climatică se solicită de beneficiar în FOAIA DE DATE. Dacă protecția climatică nu se specifică pompele se vor livra in varianta de executie pentru climat temperat.
Pompele Brateș nu pot fi amplasate in medii acide, radioactive, corozive.
2.4.3 Caracteristici funcționale
Curbele caracteristice H=f(Q), P=f(Q), η=f(Q) și NPSH=f(Q) sunt prezentate in figura nr. 2.4.3:
Fig. nr. 2.4.3 Curbele caracteristice
Caracteristicile nominale ale pompelor Brateș pentru tipurile de bază se prezinta in tabelul nr. 2.4.3
Tabelul nr. 2.4.3
Pompele antrenate la turație mai mică de 750 rpm se pot echipa cu reductoare de turație.
Presiunea maximă în refularea pompei nu trebuie să depășească valoaea de 6 bari.
2.4.4 Caracteristici constructive
Agregatele de pompare din familia Brateș se compun din:
pompă simplă
mașină de antrenare
cuplaj
placă de bază pompă si placă de bază mașină de antrenare
reductor (dacă este cazul)
Pompa simplă are în componență un ansamblu rotitor format din arbore, rotor și
rulmenți și un ansamblu staționar format din carcasă, corp etanșare, corp lagăr.
Carcasa pompei este spirală, cu aspirație axială și refulare tangențială, orizontală in partea inferioară sau orientată în sus.
Rotorul (de tip centrifug) este diagonal, închis cu pale dublu curbate. Prin strunjirea sa la diferite diametre exterioare s-au obtinut curbele caracteristice.
Lagărul pompei este un lagăr cu rulmenți radiali, oscilanți, cu role butoi pe doua rânduri, STAS 3918-86. Mărimea rulmenților este prezentată în tabelul nr.2.4.4.
Tabelul nr. 2.4.4
Ungerea uleiului se face cu ulei cu vâscozitate de 20-25 cSt și temperatura de 50º C. (uleiul este tip H32A STAS9691-87, pentru Brateș 250 volumul de ulei este de 1,4 litri, iar pentru Brateș 350 volumul de ulei este de 2,5 litri).
Corpul lagăr este secționat în plan orizontal permițând accesul la baia de ulei fără a fi necesară demontarea pompei.
Sunt prevazute tălpi de sprijin atât pe lagăr cât și pe carcasa spirală.
Etanșarea arborelui la ieșirea din carcasă se realizează cu garnituri din azbest grafitat.
Între garnituri este plasat un inel distanțier care permite alimentarea presetupei cu apa, printr-un racord de la ștuțul de refulare. În cazul în care apa nu este curată alimentarea presetupei se face din exterior, cu apă curată (pentru pompele Brateș 350-350-310, 500-500-510, 600-600-620).
Construcția pompelor și principalele repere ale acestora sunt prezentate în figura urmatoare:
1 ‒ Carcasă
2 ‒ Garnitură
3 ‒ Capac aspirație
4 ‒ Garnitură
5 ‒ Piuliță
6 ‒ Rotor
7 ‒ Labirint
8 ‒ Corp etanșare
9 ‒ Inel
10 ‒ Inel alimentare
11 ‒ Presetupă
12 ‒ Bucșă
13 ‒ Lagăr
14 ‒ Inel
15 ‒ Rulment
16 ‒ Capac
17 ‒ Arbore
18 ‒ Pana
19 ‒ Garnitură
20 ‒ Garnitură
21 ‒ Garnitură presetupă
22 ‒ Pană
Antrenarea pompelor Brateș se realizează cu motor electric sau motor termic. Pompele pot fi echipate și cu reductor când turațiile cerute de beneficiar sunt mici.
Sensul de rotație privind dinspre cuplaj este:
stânga pentru pompa Brateș 500-500-510
dreapta pentru pompele Brateș 250-250-220, 350-350-310, 400-400-420, 600-600-620.
Se propune ca recomandarea să se facă după transpunerea curbelor caracteristice la
turația mașinii de antrenare. Utilizarea pompelor la alte turații decat cele specificate se face doar cu avizul proiectantului .
Cuplajul dintre pompă și mașina de antrenare este un cuplaj elastic cu bolțuri a cărei mărime este determinată de mărimea mașinii de antrenare.
Pentru extinderea domeniului de funcționare Q-H se pot folosi variatoare de turație, ale căror mărimi determină alegerea și tipul mașinii de antrenare.
Cuplajul este protejat cu o apărătoare de cuplaj cu dimensiunile corespunzătoare cuplajului utilizat.
Plăcile de bază pentru pompă și mașina de antrenare sunt realizate în construcție sudată.
Masele plăcilor de bază sunt prezentate tabelar, cu mențiunea că pentru mărimile Brateș 250-250-220, 350-350-310, 400-400-420, 500-500-510, există o singură placă de bază pentru motor, pompă și eventual reductor, iar pentru mărimea Brateș 600-600-620 există o placă pentru motor și una pentru pompă (eventual și reductor).
Ca o observatie importantă , masele din tabelul următor sunt pentru varianta fără reductor și au caracter informativ.
Observatie: Masele diferă datorită tipului de motor utilizat.
2.4.5 Materiale
Materialele principalelor repere ale pompelor Brateș sunt prezentate în tabelul nr. 2.4.5.
Tabelul nr. 2.4.5
2.4.6 Recomandări privind conducta de asprație
Pentru realizarea unui traseu de aspirație corect se impun următoarele condiții:
Pe caonducta de aspirație se vor folosi coturi cu rază mare de curbură (R>2 DNA)
Nu se recomandă montarea de robinete. Dacă pompa lucrează înecată, montarea
unui robinet poate fi necesară pentru a permite scoaterea pompei din instalație pentru reparații sau înlocuiri de piese. În celelalte cazuri (când presiunea din conductă este inferioară presiunii atmosferice) dacă nevoile de funcționare ale instalației impun prezența robinetelor pe aspirație la camera de etanșare a robinetelor se va aduce apă sub presiune, pentru evitarea pătrunderii aerului.
Sorbul se va monta atât de adânc sub nivelul minim al apei, încât aspirația de aer ă
fie exclusă. În general sorbul de găsește la cel puțin 1 m sub nivelul hidrodinamic sau sub nivelul minim al lichidului și la cel puțin 0,7 m de fund.
Conducta de aspirație va avea un diametru cel puțin egal cu diametrul ștuțului de
aspirație al pompei.
Este de evitat folosirea unei conducte de aspirație pentru mai multe pompe.
Îmbinările conductei trebuie să fie perfect etanșate.
În cazul folosirii unei reducții pe aspirație (diametrul conductei de aspirație este
mai mare decât diametrul racordului respectiv) unghiul de înclinare maxim este de 3º.
Se va urmării ca pierderile de sarcină pe traseul de aspirație al pompei să fie cât
mai mici și să se respecte condiția NPSHi > NPSH.
2.4.7 Indicații privind recomandarea utilizării produselor
Recomandarea pompelor Brateș se va face în funcție de caracteristicile energetice solicitate pe baza curbelor caracteristice și a domeniului de funcționare.
Curbele caracteristice sunt măsurate pe model și transpuse la scară, corespunzând condițiilor de încercarecu apă curată la o temperatură de 20ºC.
Fig. 2.4.7.1 Pompa Brateș
Fig. 2.4.7.2 Rotoare de pompe Brateș
Fig. 2.4.7.3 Stand de încercare pompa funcționând ca turbină
2.4.8 Dimensionarea pompelor Brateș
2.4.9 Ansamblul mașină electrică reversibilă- mașină hidraulică reversibilă
CAPITOLUL III
Calculul hidraulic al pompei propuse pentru retehnologizarea microhidrocentralei
3.1 Stabilirea parametrilor principali
Pompa proiectată va fi o pompă centrifugă monoetajată avînd următoarele dimensiuni principale:
Q=4000 m/h
H=37 m.c.a.
n= 720 rot./min
Pompa este destinată funcționării ca mașină hidraulică reversibilă în cadrul Microhidrocentralei Olteț I.
3.2 Stabilirea soluțieie constructive:
3.2.1 Calculul rapidității pompei:
Având debitul pompei Q, calculăm rapiditatea acestuia cu formula:
3.2.2 Justificarea alegerii turației:
Tendința actuală în construcția de pompe este creșterea turației de antrenare, fapt ce duce la scăderea gabaritului pompei.
În acelasi timp, creșterea turației duce la apariția unor probleme de ordin tehnologic în construcția pieselor; de asemenea, cresc pierderile de sarcină în circuitul hidraulic al pompei.
Creșterea turației este limitată de fiabilitatea mecanică a pompei, iar în unele cazuri și de pericolul apariției cavitației.
În cazul de față, deoarece gabaritul pompei este mare și pentru a se realiza un echilibru între pompă și generatorul antrenat se alege n=720 rot./min.
3.2.3 Alegerea materialelor
În construcția pompelor se diferențiază două tipuri de piese: piese cu rol hidraulic, care vin în contact direct cu lichidul vehiculat și au rol de a transforma energia mecanică în energie hidraulică (rotor, carcasă, etc.) și piese cu rol mecanic care au rol de transmitere a mișcării, susținere.
Piesele cu rol hidraulic trebuie sa fie în concordanță cu fluidul vehiculat. După modul în care fluidul de lucru acționează asupra materialului cu care vine în contact există cinci clase de coroziune, ca in tabelul nr. 3.2.
Tabelul nr. 3.2
În funcție de fluidul vehiculat și de clasa de coroziune stabiliă se alege materialul pentru rotor și carcasă.
Pentru alegerea materialului rotorului se utilizează un criteriu suplimentar și anume criteriul vitezei periferice u.
u=Ψ, unde Ψ1.
u==29.656 m/s
Conform criteriului de mai sus si tabelului nr. 3.3 se alege materialul optim.
Tabelul nr. 3.3
Deci materialele optime sunt fontele, fontele aliate cu aluminiu.
3.2.4 Calculul parametrilor teoretici
3.2.4.1 Calculul puterii hidraulice
Puterea hidraulică se calculează conform expresiei:
, unde
– greutatea specifică a fluidului [N/m³]
Q – debitul vehiculat al fluidului [m³/s]
H – inaltimea de pompare [m]
=ρ·g=1000·9.81 [N/m³], unde
g – acceleratia gravitationala[m/s]
ρ – densitatea fluidului [kg/m³]
În funcție de puterea hidraulică, clasificarea turbomașinilor după putere este:
– pentru P< 1kW pompe de putere foarte mică;
– pentru P pompe de putere mică;
– pentru Ppompe de putere medie;
– pentru Ppompe de putere mare;
– pentru P>1000 kW pompede putere foarte mare;
Deci pompa este de putere mare.
3.2.4.2 Calculul rapidității pompei
Rapiditatea pompei se calculează cu ajutorul formulei:
, unde:
Q – debitul vehiculat de pompă [m³/s]
n – turația de antrenare [rot./min]
H – sarcian pompei [m]
Deci:
Convențional nu are unitate de măsură. Rapiditatea reprezintă un criteriu de similitudine pentru turbomașini.
Există o clasificare a pompelor în funcție de rapiditate:
-pompă lentă;
– pompă medie;
– pompă rapidă;
În cazul de față =50,589 este vorba despre o pompă medie.
3.2.5 Alegerea randamentelor
, unde
– randamentul volumic;
– randamentu lhidraulic;
– randamentul mecanic;
3.2.5.1 Alegerea randamentului volumic
Randamentul volumic este:
, unde
q – pierderi volumice
Q – debit ce trebuie furnizat de pompa in flanșa de refulare
Qt – debitul teoretic
Pierderile volumice sunt de doua feluri:
Pierderi externe(vizibile) – scăpări prin pori, curgeri prin orificiu
Pierderi interne(invizibile) – prelingeri prin spații înguste din zona de mare presiune în cele cu presiune redusă
Debitul total de fluid pierdut este:
Criterii de alegere a lor:
În funcție de înălțimea de pompare: pentru H mic mic
În funcție de debitul vehiculat: pentru Q mare mare
În funcție de numărul de labirinți:
Pentru o pereche de labirinți alegem – mare
Pentru două perechi de labirinți alegem – mic
În cazul pompei proiectate =0,87
3.2.5.2 Alegerea randamentului hidraulic
, unde
Ht – sarcina teoretică a pompei calculată in ipoteza fluidului ideal și a rotorului cu un număr infinit de pale.
– suma pierderilor hidraulice în pompă
=
– suma pierderilor de sarcină distribuite
, unde:
– coeficient de pierderi de sarcină liniară în traseul hidraulic rotor-carcasă
l – lungimea traseului hidraulic
Dech – diametrul hidraulic(diametrul echivalent al secțiunii canalului hidraulic)
v – viteza medie a fluidului în canalul hidraulic
– suma pierderilor locale de sarcină
, unde = coeficientul pierderilor locale
Pentru că traseul hidraulic este complicat, este dificil de calculat pierderile de sarcină, deci se estimează în funcție de următoarele criterii:
În funcție de puterea hidraulică: Ph mică mic
În funcție de rapiditate: mic mic
În funcție de turația de antrenare: n mică mare
În funcție de aceste criterii se alege , care în cazul de față este: =0,91
3.2.5.3 Alegerea randamentului mecanic
, unde
Ph – puterea hidraulică transmisă de motor
Pa – puterea de antrenare
Pn – pierderile mecanice propriu-zise în lagăre
Pfd – puterea pierdută prin frecarea discului
Pierderile mecanice sunt pierderi în lagăr și în etanșări. Pentru o pereche de rulmenți radiali cu un rând dublu, pierderile sunt considerate 1% Pn, iar pierderile radial-axiale 1,2%Pa. În cazul rulmenților cu role pierderile sunt 2,5%Pa . Puterea pierdută prin frecarea discului este de 3-7%.
Se alege =0,9
3.2.5.4 Estimarea randamentului total
Randamentul total al pompei este:
0,713
3.2.6 Alegerea mașinii de antrenare
Se alege un motor asincron trifazat având (din catalog).
Alegem deci motorul electric tip MIB – 2 – 500 Y – 120, care are următoarele caracteristici:
Se definește coeficientul de suprasarcină care pentru puteri mari are valori mici:
3.2.7 Predimensionarea arborelui și butucului
Dimensioanrea arborrelui și butucului se face pentru un ciclu pulsator la solicitarea de răsucire.
, unde
Mt – moment de torsiune [N·mm]
– viteza unghiulară corspunzătoare turației de antrenare a arborelui [rad/sec]
RezultăȘ Mt=6,089
Astfel efortul tangențial de torsiune se calculeazț cu formula:
Alegem
Deci:
Considerăm da=110 mm din motive de solicitări compuse. Nu s-a luat încă în calcul încovoierea (nu se știe greutatea motorului) și oboseala.
Cu ajutorul valorii diametrului arborelui da se calculează diametrul butucului db după expresia:
da=1,25 db=138mm
3.2.8 Alegerea penelor
Din STAS 1004-81 se aleg dimensiunile b x h x l funcție de diametrul arborelui:
b x h x l=f(da)
Astfel se aleg valorile:
b=20mm
h=12mm
l=180mm
Lungimea de calcul a penei lc se află cu ajutorul formulei:
lc=l-b=180-20=160mm
3.2.9 Verificarea penelor
Verificarea penei la presiunea de contact
Presiunea de contact se află din egalarea celor două ecuații:
=
Această valoare trebuie să fie interioară unei valori admisibile pa aflată între 90
< Pa
Deci pana rezistă la apăsarea presiunii de contact.
Verificarea penei la forfecare
Din expresia , a cărui valoare trebuie să se afle sub valorile . Cum < pana va rezista la contactul cu efortul de forfecare.
3.3 Calculul și construcția rotorului
Rotorul este organul activ al turbo-pompei. Constructiv, rotorul se compune din: disc posterior DP, disc de acoperire DA, butucul rotorului B cu rol de fixare a rotorului pe arbore si cu rol de diflectare a curentului fluid care pătrunde axial în pompă și trebuie orientat pe direcția cvasiradială. Palele rotorice sunt suprafețe de curent în mișcare relativă, materializate prin suprafețe curbe, de regulă profilate hidrodinamic, care creează tuburi de cuent parțiale(separația in tuburi de curent apare în planul paralel).
3.3.1 Calculul intrării în rotor
3.3.1.1 Stabilirea vitezelor la intrare
Se consideră cunoscute valorile dimensiunilor de gabarit:
D=0,672m
D=0,570m
b=0,055m
b=0,1m
Se verifică valorile conform modului general de calculȘ
Viteza la intrare C se află cu ajutorul formulei lui Rudnev:
C=(0,060,08), unde
– debitul teoretic vehiculat de rotor
=
Deci, C=5,22 6,97m/s. Alegem C=6,3 m/s
Diametrul gurii de aspirație a rotorului D se calculează cu ajutorul expresiei:
=0,623
Diametrul de intrare între paletaj are valoarea:
D. Alegem D0,57 m
Viteza meridiană în punctul dinaintea intrării în paletaj se adoptă astfel:
6,93 m/s
Viteza fluidului la intrarea în rotor se calculează cu formula:
21,478 m/s
Unghiul al vitezei relative W îl aflăm din expresia:
0,3226 17,883
Cu ajutorul datelor 17,883 6,93m/s și se trasează triunghiul de viteze la intrarea în rotor.
3.3.1.2 Stabilirea lățimii palei de la intrare
Din ecuația continuității scrisă pentru debitul de calcul Q, se determină lățimea palei la intrare:
0,055m
3.3.2 Calculul ieșirii din rotor
Stabilirea diametrului din rotor
Se consideră cunoscut D=0,623m
Metoda iterativă:
Conform ecuației fundamentale a turbomașinilor: , unde:
p – factor reducător de sarcină datorat numărului finit de pale
p= Ψ, unde Ψ
S – momentul static al liniei medii de curent prin rotor
z – numărul de pale
Pentru determinarea numărului optim de pale se utilizează relația:
Din triunghiul de viteze la ieșirea din rotor avem:
Viteza se obține din relația fundamentală a turbomașinilor:
, iar cu ajutorul expresiei
Introducând și in relația rezultă o ecuație de gradul II în U2.
După calcularea valorii vitezei la ieșirea din rotor u se determină valoarea astfel:
.
Cu calculat se trece la calculul erorii după formula:
Dacă >3%, atunci se trece la o altă iterație, calculându-se până când valoarea iterației de ordinul k diferă foarte puțin de cea de ordin k-1
0,0158 m
Se alege =30;
=1,59
7,53 z=8 pale
=6,615 m/s
Cum cea de a doua valoare este negativă, nu se ia în calcul decât prima, u=29,655m/s
0,67
0,297 <3%
De aici rezultă că valoarea diametrului ieșirii din rotor este D2=0,672 m.
Cu ajutorul se calculează C2, după care se construiește triunghiul de viteze la ieșire.
3.3.2.2 Stabilirea lățimii canalului hidraulic
0,1 m
În concluzie se înlocuiește rotorul Brateș 620 cu un rotor cu aceleași dimensiuni de gabarit dar cu în loc de . Rezultă că pompa va funcționa la H=37 m.c.a.
3.4 Trasarea curbelor caracteristice ale pompei propusă pentru retehnologizarea microhidrocentralei
În exploatare pompa funcționează cu Qx, Hx, nx variabile în general sub cele de regim Q,H și n , iar în cazuri mai rare și peste acestea.
De aceea este foarte important a cunoaște mai ales cum funcționează aceeași pompă la alte debite Qx și la alte înălțimi Hx decât Q și H de regim optim calculat, apoi a ști cum variază debitele, înălțimile și puterile în funcție de turația nx variabilă.
Aceste cunoștințe mai sunt utile și la alegerea tipului de pompă, știut fiind că fiecare tip are un câmp larg de funcționare cu Qx, Hx, nx variabile.
3.4.1 Curbele caracteristice de sarcină
Curba de sarcină teoretică pentru mașina ideală
În punctul nominal (N)
Într-un punct oarecare de funcționare (x):
Lichidul este dirijat de paletaj, deci unghiul este același la orice regim de scurgere. Pentru un punct de funcționare (x): și și
Se obține:
Curba de sarcină teoretică pentru mașina ideală este o dreaptă care taie axele în punctele:
Q
În cazul pompei proiectate avem:
m
Curba sarcinii teoretice pentru mașina reală
Se presupune că influența vârtejului relativ este aceeași la orice regim de curgere, deci și în punctul nominal.
În punctul nominal (N):
În punctul oarecare de funcționare (x):
Curba sarcinii teoretice pentru mașina reală este o dreaptă, care taie axele în punctele:
În cazul pompei proiectate avem:
Curba caracteristică de sarcină pentru mașina reală
Se ține seama de pierderile hidraulice și volumice care apar în mașină. Acestea se scad din dreapta caracteristică teoretică.
pierderi distribuite hd
hd=.
Presupunem ca randamentul hidraulic este cunoscut în punctul nominal. Aceasta se referă numai la pierderile distribuite, cele de șoc fiind nule.
unde:
Considerăm Q. Împărțim distanța 0în m intervale cu . (alegem m=10 intervale) și pentru fiecare se calculează h, după care se reprezintă grafic .
pierderi de șoc hs
Sunt pierderi de adaptare la debit diferit de cel nominal. Folosind metoda coeficienților Stepanoff, se apreciază pierderea de șoc la intrarea în rotor și stator:
, unde:
În punctele Qtx se calculează hs=hs1+hs2, după care se trasează dependența sx=f(Qtx). Calculele pentru trasarea acestor curbe s-au centralizat în tabelul nr. 3.4.1
Tabelul nr. 3.4.1
pierderi volumice
Se presupune că depind de sarcină la puterea aII-a.
Presupunem cunoscut randamentul volumic în punctul nominal. Rezultă:
Se trasează dependența qx=f(H). Când se citesc valorile din grafic, pentru a se ajunge la debitul real, din Qtx (citit) se scade qx(H). Deci devine , unde .
Rezultatele s-au centralizat în tabelul nr. 3.4.2
Tabelul nr. 3.4..2
3.4.2 Curbe caracteristice de putere
Curbe de putere hidraulică Ph
Puterea hidraulică se definește după expresia:
În cazul turbomașinilor centrifuge puterea se mărște pe măsură ce crește debitul (curba a) având valoare minim= la debit nul. Acest tip de pompă se pornește cu robinetul de refulare închis (puterea minimă și în cazul antrenării cu motor electric ) curentul de pornire este de 47 ori curentul nominal.
În cazul turbomașinilor diagonale, caracteristica de putere are un amxim la valoarea cea mai mare a randamentului (curba b), deci la punctul nominal de funcționare. O astfel de caracteristică este deosebit de avantajoasă ăn expluatare deoarece oriunde s-ar deplasa punctul de funcționare nu apar supra sarcini pentru motorul electric de antrenare.
Turbopompele axiale au caracteristica de putere continuu descendenta de la valoarea Po maximă (cazul mersului in gol) spre debitul maxim (curba c). Din aceasta cauză pompa axială se va porni cu robinetul de refulare deschis. In general la pompele axiale se impune condiția de utilizare a unor motoare electrice supradimensionale care sa fie capabile sa acopere cresterea consumului de putere la reducerea debitului din cauze independente de operator.
Pentru fiecare valoare Qm = Qtx se calculeaza Ph, unde H se citeste din Hx(Qtx). Pe baza datelor din tabelul nr. 3.4.2 se traseaza prin puncte curba Phx = f(Qt).
Tabelul nr. 3.4.2
Se observa din curba caracteristică de sarcină reală pentru masina reală Qtx = m3/s pentru Hx = 0.
B. Curba de antrenare P0
Pierderile mecanice depind de n si P si nu depind de valorile efective ale parametrilor hidraulici. Astfel se estimează curbura aproximatie = ct = 11 = 0,9. Puterea de antrenare se defineste dupa relatia: .
Pentru valorile se citește din grafic Htx și se calculează Pt apoi Pa ca în tabelul nr. 3.4.2.1
Tabelul nr. 3.4.2.1
În figura 3.4.s-au trasat curbele de putere respective.
3.4.3 Curbele caracteristice de randament
A. Curba cu randament hidraulic
Prin definiție:
În dreptul debitelor Qtx se citesc din grafic Hx și Htx și se calculează randamentul hidraulic ca în tabelul nr. 2.56. Apoi se trasează prin puncte .
Randamentul hidraulic este zero pentru Hx=0, deci pentru Qtx= m
Curba cu randament total
Randamentul total al mașinii hidraulice rezultă ca produs al randamentelor parțiale ce depind de pierderile mecanice, hidraulice și volumice.
Randamentul total va fi nul acolo unde sarcina și debitul vor fi zero.
Presupunem ;
În tabelul nr. 2.4545, sunt prezentate calculele pentru trasarea curbei .
Tabelul nr. 2.4545
CAPITOLUL IV
Exploatarea și întreținerea motoarelor asincrone
4.1 Generalități
După cum se stie, motoarele asincrone sunt motoare de curent alternativ, care functionează la o turatie variabilă in raport cu sarcina mecanică. Denumirea de asincron provine de la faptul ca turația motorului este inferioara celei de sincronism, pe care o are câmpul magnetic învartitor al mașinii.
Motoarele asincrone se alimentează, de regulă, in sistem trifazat, insă pentru puteri mici se construiesc si motoare monofazate sau trifazate, cu utilizare specială (spre exemplu, secționarea organelor de execuție in automatizări).
În cazul de față lucrarea se va referi exclusiv la motoarele asincrone trifazate cu care sunt echipate pompele, acestea reprezentând, ca număr si putere instalată, ponderea absolută in serviciile interne ale centralelor si stațiilor electrice.
Motorul asincron se compune din doua parți principale: statotul si rotorul.
Statorul este partea fixă a masinii si conține miezul magnetic si carcasa. Miezul magnetic si scuturile motorului sunt fixate in carcasă. Cum, de regula, motoarele asincrone au lagarele în scuturi, carcasa susține și rotorul; deci din punct de vedere mecanic carcasa are un rol foarte important.
Miezul statorului este confecționat din tole de otel electrotehnic cu grosimea 0,350,50 mm.
Pentru motoarele cu puteri foarte mari se folosesc cristale orientate, acestea având pierderile specifice de magnetizare mult mai mici față de tolele obișnuite. Miezul magnetic prezintă pe fața interioară crestături longitudinale necesare bobinajului statoric. Infășurarea statorică (trifazată) are un număr de pierderi pe poli egal cu p, adica este fracționata in p părti identice, dispuse simetric pe circumferința statorului. Numărul perechilor de poli p este legat direct de turația motorului. Înfasurarea statorică este astfel amplasată în crestături încat axele bobinajelor celor trei faze, in succesiunea lor, sunt decalate Ia 120° p una față de cealaltă.
Rotorul este confecționat din tole de 0,5 mm fixate pe ax direct sau prin intermediul unui butuc. Pe cilindrul rotoric, la periferie, sunt practicate de asemenea, crestături in care se dispune infășurarea rotorică. Aceasta poate fi sub forma:
a) bobinaj trifazat, având același număr de poli ca. si statorul; cele trei faze sunt conectate în stea, cu capetele libere legate prin trei inele fixate pe ax; inelele sunt izolate atât între ele cat și față de ax; prin intermediul unor perii colectoare, care alunecă pe cele trei inele, infașurarea rotorică se inchide pe rezistențele unui reostat de pornire (și eventual de reglaj). Un astfel de rotor se numește bobinat.
b) bare cu profil special, scurtcircuitate Ia capete cu inele fixate, de asemenea, rigid în masa rotorului; cel mai adesea, barele formează o dublă colivie simplă din bare înalte (în crestături adânci); in ambele execuții au ca scop reducerea curentului de pornire al motorului.
4.2 Funcționarea motorului asincron
4.2.1 Alunecarea
Când se cuplează la rețea, statorului motorului i se aplică trei tensiuni, formând un sistem trifazat. Prin infașurarile celor trei faze ale statorului vor circula trei curenți difazati la 120° fata de ceilalți. Curentii formează trei fluxuri magnetice fixe in spațiu, dar variabile sinusoidal in timp și difazate la 120° intre ele. Fluxurile sunt decalate spatial la 1200/p, intocmai ca și la axele bobinelor celor trei faze. Din suprapunerea acestor fluxuri in miezul magnetic al mașinii ia naștere un camp magnetic învârtitor statoric foarte asemanator cu câmpul creat de o coroană polară învârtitoare avand 2p poli dispuși simetric in succesiunea N,S,N,S, … evident, o asemenea coroană polară nu există cu adevarat, are doi poli si se rotește cu turația ns = (60·f)/p.
Conductoarele (barele) rotorului "taie" linile câmpului magnetic învârtitor. Prin fenomenul de inducție, in aceste conductoare apar tensiuni electromotoare care, la randul lor, dau naștere unor curenți rotorici (condiția este ca circuitul rotoric sa nu fie intrerupt). Între curenții rotorici si câmpul magnetic statoric apar forțe electrodinamice care tind sa deplaseze conductoarele rotorului in sensul de rotire al câmpului. In felul acesta, rotorul însusi va fi antrenat in același sens.
Turația rotorului, nr , va ramane întotdeauna inferioară celei de sincronism, chiar dacă motorul funcționează în gol. Într-adevar, presupunând că rotorul s-ar învarti la sincronism, ( nr = ns ), inductia in rotor n-ar mai avea loc și ar disparea fortele care acționează rotorul, ne mai existând curenți rotorici. Cuplul rotor ar fi nul, dar intrucat cel rezistent nu poate fi nul (frecările cu aerul ramân) turația rotorului scade si astfel ia naștere cuplul motor. Funcția se va stabili la acea valoare pentru care cuplul motor este egal cu cel rezistent. Desigur, dacă motorul este cuplat mecanic cu o mașinț de lucru (pompă, ventilator etc.) și funcționează în sarcină, turația de regim va fi mică.
În concluzie, un motor asincron va funcționa intotdeauna cu o turație inferioară celei de sincronism, rotorul său având o anumită "alunecare" in raport cu câmpul statoric. Această mărime, alunecare, se notează cu s si se calculeaza cu formula s , sau cu formula:
De regulă, la sarcină normală, motoarele au alunecarea de câteva procente: 12% la cele mari si 45% la cele de putere mica.
In cazul motorului asincron de față care echipează cele 4 pompe, avand trei perechi de poli si funcționând la frecvența de 50 Hz, cu o turație de 988 rot/min, turația câmpului învârtitor va fi: . Alunecarea motorului rezultă: S=(1000-988)/1000=0,012, în procente: s=1,2%.
4.2.2 Curentul de pornire
Motoarele cu statorul in scurtcircuit absorb la pornire (când se cuplează direct la rețea) un curent Ip = (510) Ip ( in cazul de față curentul de pornire al motorului Ip are valoarea Ip = 10· 74 = 740A). Acest curent ar ramane constant, dacă motorul rotorului ar fi calat.
Peste curentul Ip, in primul moment dupa conectarea motorului, pentru o durată foarte scurtă, curentul de pornire prezintă un varf datorat socului de magnetizare; acest varf poate atinge valori de pana la 15 ori curentul nominal și pune probleme, uneori protecției de scurtcircuit a motorului.
Pe masură ce turația motorului crește, curentul absorbit de motor scade si ajunge in cele din urma la valoarea normală de sarcină. Timpul în care curentul de pornire ajunge de la valoarea maximă la valoarea normală de regim depinde de modul în care pornește motorul. Daca pornește în gol, decuplat mecanic, turația nominală poate fi atinsă in 0,52 secunde. Daca pornește in sarcină, timpul de pornire poate ajunge la 60100 secunde (motoare cu pornire grea).
Se constată ca valoarea maximă a curentului de pornire Ip este aceeasi, indiferent dacă motorul pornește in gol sau în sarcină si depinde de caracteristicile electrice si magnetice ale rotorului. Ceea ce diferă în raport cu regimul de pornire al unui motor cu rotorul in scurtcircuit, conectat direct la rețea, este timpul de pornire tp.
Motoarele cu rotorul bobinat si reostat de pornire absorb un curent de pornire mult mai mic decât cele cu rotorul in scurtcircuit și conectare directă, în sarcină.
4.3 Pornirea motorului asincron
Deoarece, in lucrarea de față este vorba despre agregate de pompare cu putere mare, motorul trifazat va fi considerat cu ratorul bobinat.
În cazul motoarelor asincrone trifazate in scurtcircuit si metodelor de lansare a acestora (pornire directa, pornire stea-triunghi, pornire cu ajutorul unor reactoare sau rezistoare, pornire cu ajutorul autotransformatorului) se rezolvă problema reducerii șocului de curent la pornire. Rămane însa deschisă problema cuplului de pornire a motorului care, in cazul metodelor de pornire precedente, este substanțial redus.
Motorul asincron cu inele se pornește prin intervenția în circuitul sau rotoric, rezultând cupluri de pornire de valori ridicate la curenți de pornire moderați.
Pornirea cu reostat de pornire cu mai multe trepte se folosește exclusiv în cazul motoarelor asincrone cu inele (relativ mai scumpe) cuplate cu agregate de pompare de mare putere. Acest procedeu îsi are justificare atunci când:
a) alimentarea are loc de la o rețea de putere limitată, care impune curenți de pornire limitați;
b) este necesară limitarea accelerației motorului pe perioada pornirii, datorită condițiilor impuse de rezistența mecanică a pompei;
c) se actionează pompe cu momente de inerție mari, unde ceilalți concurenți (motoarele sincrone si respectiv motoarele asincrone cu colivie) nu fac față;
De obicei, reostatele sunt fracționate in trepte de viteză, care se șunteaza pe rând, cu ajutorul unor conductoare, pe măsură ce turația motorului creste (figura 4.3.1.).
Fig. 4.3.1 fig. 4.3.2
Cu ajutorul Rp se poate face ca, in momentul conectării la rețea, motorul să dezvolte cuplul motor maxim și sa invingă astfel, cu ușurință, cuplul rezistent (in afara sarcinii mecanice utile, propriu-zise, motorul trebuie sa invinga si inerția maselor mobile, pe care trebuie sa le antreneze). Realizând pornirea in trepte, se poate asigura un cuplu motor corespunzător pe toată durata de pornire (figura 4.3.2) Comutarea treptelor se poate face manual sau automat.
4.3.1 Schema electrică de comandă automată a pornirii cu două trepte de rezistență
In figura 4.3.1 se indica o schema electrica de comanda automata a pomirii cu doua trepte de rezistenta, dupa principiul enuntat mai sus, cu relee de curent in circuitul rotoric al motorului.
Pentru pornire se apasă butonul b, prin care se declanșeaza contactorul CI si motorul demarează prin conectarea statorului sau la rețea având in rotor. Simultan se excită și releul de blocare d1 prin care se intârzie scurtcircuitarea treptei Rsi (contactul dl mai lent la inchidere va permite contactului d2 să se deschidă inaintea sa astfel încat bobina C2 nu se va excita deocamdată – circuitul 4) Între timp, curentul rotoric scade de la valoarea maximă și, la
Fig. 4.3.1
atingerea valorii minime, releul de curent d2 din circuitul 1 declanșează si va pune sub tensiune bobina contactorului C2 care scurtcircuitează astfel prima treapta de rezistenta Rsl. Curentul rotoric salta din nou la valoarea plafon si, in timp ce motorul continuă să accelereze, va diminua, atingând la un moment dat valoarea minimă. Cu această ocazie releul d3 declansează, punând sub tensiune bobina celui de-al doilea contactor C3 (prin inchiderea contactului sau normal inchis d3) din circuitul 6, motorul evoluând de data aceasta pe caracteristica mecanica naturală.
Similar, schema poate fi extinsă si la pornirea unui motor cu mai mult de două trepte de rezistență rotorică. Ea are avantajul autoreglării funcție de curent in selectarea momentului de trecere de pe o caracteristică mecanică de funcționare, pe alta.
Dacă se aplică principiul temporizării, se renunță la releele de curent din circuitul rotoric, schema de comandă fiind cea din figura 4.3.2
Fig. 4.3.2
Dupa excitarea contactorului CI motorul demarează ca si in schema precedentă; după scurgerea primului interval de timp, releul DRT își inchide cu această temporizare contactul său din circuitul 4, prin care contactorul C2 scurtcircuitează prima tranșă de rezistența Rsl. Similar, după scurgerea altui interval de timp, are loc inchiderea lui C3 si evoluarea punctului de funcționare pe caracteristica naturală.
Desi mai simplă, schema necesită fixarea corecta a intervalelor de timp stabilite prin calcul său, mai sigură, prin oscilografieri ale regimului de pornire.
4.4 Autopornirea motoarelor asincrone după o scurtă întrerupere în alimentare
In figura 4.4.1 sunt prezentate, în cazul unei scurte întreruperi in alimentare, curbele de variație in timp a tensiunii pe barele stației ST, a curentului total de pe circuitul de alimentare a barelor precum și a turației motoarelor asincrone alimentate de la aceste bare.
Fig. 4.4.1
In cazul acestor diagrame s-a considerat că, pană la momentul t0, instalația functionează în regim nominal, turația și ceilalți parametri ai motoarelor având valorile nominale.
Să presupunem că la momentul t0 s-a produs un incident (de exemplu un scurtcircuit) pe una din liniile stației de transformare. Protecția liniei, sesizând defectul, comanda declanșarea întrerupatorului aflat la cea mai mica distanță de locul defectului I3.
La dispoziția tensiunii pe bara consumatorului dispozitivul de declanșare automată a rezervei AAR intră in funcțiune și, după trecerea pauzei tAAR, comandă declanșarea întrerupătorului II, și apoi declanșarea întrerupătorului I2 așa cum se poate observa in figura nr. 4.4.2
Fig. 4.4.2
Pe timpul pauzei de AAR tensiunea furnizată de sursa de alimentare (figurata de linie continuă) si curentul de alimentare al stației considerate, sunt nule. Odata cu intreruperea alimentării, turația motoarelor incepe sa scadă, ele continuând să se rotească tot mai lent, în cazul energiei cinetice acumulate anterior de rotoarele și piesele in mișcare ale mecanismelor antrenate.
Totodata, in contul energiei acumulate anterior in campul lor magnetic, motoarele debitează curenți fie pe defect, dacă acesta există pe bare, fie unde celorlalte, pe această cale facandu-se schimb de energie între motoare.
În acest ultim caz, cel puțin in prima parte a pauzei de AAR, toate motoarele "se frâneaza in grup", turațiile lor refacându-se după aceeași alura comună. De aici rezultă că valoarea tensiunii pe bare, in loc sa scadă relativ brusc ca in cazul unui scurtcircuit pe bare, se reduce treptat.
Motoarele asincrone sunt consumatori la care impedanța variază în funcție de turație.
Odată cu frânarea, deci creșterea alunecării "s", valoarea impedanței motoarelor asincrone incepe să scadă. In acest fel, in momentul tr al realimentări, curentul va fi cu atât mai mare cu cât turația motoarelor va fi mai scăzută si deci valoarea alunecării "s" va fi mai apropiată de unitate.
în care "ns" este turația de sincronism, iar "n" turația motorului la un moment dat.
Tensiunea Ur aplicată motoarelor in momentul realimentării va fi deci mai mică decât tensiunea nominală, datorită căderilor mai mari de tensiune prin impedanțele generatoarelor si a căilor de alimentare.
Cuplul pe care motorul asincron il poate dezvolta la arbore este proporțional cu pătratul tensiunii care se aplică.
Dacă cuplul produs de motor este mai mare decât cuplul cerut de mecanismul antrenat, motorul incepe să se accelereze. Deoarece funcționarea reintră în normal fară intervenția personalului de exploatare, în astfel de cazuri se spune ca motorul asincron autoporește.
Este însă posibil ca motoarele să nu autopomească. Aceasta se poate întampla dacă în momentul realimentării motoarelor au ajuns la o turație prea mică deci curentul absorbit de acestea fiind foarte mare, datorită căderilor de tensiune din rețeaua de alimentare, valoarea tensiunii Ur se dovedește insuficientă pentru dezvoltarea unui cuplu mai mare decat cel rezistent.
Conditiile de autopornire vor fi cu mult mai grele cu cât:
– tAAR si alunecările in momentul realimentării tr vor fi mai mari;
– suma puterilor nominale ale motoarelor care trebuie sa autopornească și curenții lor de
pornire sunt mai mari;
– impedanțele surselor si ale căilor de alimentare sunt mai mari.
Echiparea cu protecții a motoarelor electrice depinde de puterea si tensiunea acestora, precum si de importanța instalațiilor pe care le servesc.
Motoarele de înalta tensiune UNlKV (cazul de fată, tensiunea nominală a motorului are valoarea Uw= 6KV) se echipează cu urmatoarele tipuri de protecții:
– Protecția contra scurtcircuitelor polifazate in stator. Această protecție poate fi maximală rapidă sau diferentială longitudinală.
– Protecția contra supracurenților provocați de depașirea sarcinii nominale a motorului (protecția de suprasarcină).
– Protecția contra scăderii tensiunii de alimentare sub limitele admise (protectia de minimă tensiune).
– Protecția contra punerilor la pamânt în înfasurarea statorului (homopolară).
În legatura cu instalațiile de protecție si automatizare ale motoarelor asincrone, PE 501 precizează urmatoarele reguli importante:
– protecțiile prin relee contra defectelor interne în motoare trebuie să blocheze comanda de inchidere de la distantă a intrerupătorului motorului, care să nu se poată debloca decât manual (de la fața locului, dupa controlul motorului respectiv);
– protecția de suprasarcină se montează la acele motoare care antrenează mecanisme ce pot da suprasarcini mecanice din motive tehnologice, precum si la motoare cu condiții deosebit de grele de pornire si autopornire. Protecția la suprasarcină actionează la semnalizare sau la descărcarea automată a mecanismelor antrenate;
– protecțiile de minimă tensiune deconectează motoarele mecanismelor mai puțin importante, pentru asigurarea condițiilor de autopornire la restabilirea tensiunii. Aceasta protecție deconectează si acele motoare la care nu este posibilă autopomirea, din cauza condițiilor impuse de procesul tehnologic sau de tehnica securitații.
CAPITOLUL V
Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării)
5. Concluzii (estimarea efectelor economice și ecologice ale retehnologizării
Utilizarea energiei hidraulice reduce dezavantajele combustibililor fosili (ploi acide, efect de seră etc.). UE consideră drept surse regenerabile de energie doar centralele hidraulice cu puterea mai mică de 10 MW. În conformitate cu diferitele inventarieri ale potențialului hidraulic tehnic amenajabil, din România, s-a ajuns la concluzia că acesta are valoarea de 12,330 MW, din care micropotențialul este 1600 MW. Din acesta, aproximativ 60–75% este și economic amenajabil. În 1989 au fost realizate 333 de microhidrocentrale, iar 544 erau în diferite faze de realizare; dintre acestea, mai erau în funcție în 2005 doar 296. În prezent, în țara noastră se realizează micro și mini turbine hidraulice la U.C.M. Reșița. O problemă majoră o constituie creșterea fiabilității lor.
Creșterea accelerată a populației globului, conjugată cu sporirea proporției celor care beneficiază de comoditățile vieții moderne, în ciuda măsurilor relativ severe de economisire, a dus la o creștere insuportabilă a cererii de energie. Producerea energiei prin arderea combustibililor fosili a determinat creșterea importantă, în atmosferă, a gazelor cu efect de seră. Dacă ne limităm doar la dioxidul de carbon, cercetările arată că, în perioada preindustrială, concentrația a fost de 280 ppm și a ajuns în prezent la 360 ppm, iar creșterea va continua accelerat dacă nu se iau măsuri drastice de stopare. Această situație a generat schimbări profunde în echilibrul planetei noastre. Pentru definirea schimbărilor se utilizează frecvent următoarele sintagme: efect de seră, ploi acide, gaura din stratul de ozon, deșertificare prin secetă prelungită, inundații catastrofale, alunecări de teren, topirea calotelor glaciare, furtuni cu tornade. Ca urmare, în ultimul timp, urgența primară nu mai este economisirea resurselor de combustibili fosili (imperativ al anilor 1970–1985), ci protejarea mediului de poluarea generată prin arderea combustibililor fosili. Cele trei posibilități de remediere a situației actuale sunt: reflectarea radiației solare, economisirea energiei, prin creșterea randamentelor, și utilizarea „Surselor Regenerabile de Energie” (SRE). În acest sens a apărut o directivă a Uniunii Europene care prevede creșterea utilizării SRE de la 14 la 21%, până în 2010. La rândul său, România și-a propus ca până în același an, să crească utilizarea SRE de la 28 la 33%. Energia hidraulică deține o pondere importantă în cadrul SRE. Prin directiva Uniunii Europene se consideră însă ca făcând parte din această categorie (a micropotențialului hidroenergetic) doar centralele hidroelectrice cu puterea instalată sub 10 MW.
În general, amenajarea hidroenergetică are drept scop realizarea unei căderi concentrate, ceea ce impune realizarea de baraje și adesea devieri ale cursului natural al râului. Deși poluarea apei este minimă, centrala hidroelectrică influențează ambientul. Efectele sunt atât negative (o arie este acoperită cu apă și astfel este scoasă din circuitul agricol sau silvic), cât și pozitive (lacul de acumulare poate fi utilizat în multiple scopuri: turism, piscicultură, regularizarea debitului etc.). Concluzia este că întregul potențial hidraulic, economic amenajabil, ar trebui utilizat în scopul producerii de energie curată (lipsită de gaze cu efect de seră sau poluări radioactive). Ca urmare a divizării echipamentelor hidraulice în două categorii, cuprinse în SRE și în afara SRE, se consideră necesară clarificarea acestei probleme.
De cand stațiile de pompare au fost construite ca o măsură puternică și economică de stocare a energiei s-au făcut eforturi pentru a îmbunătății economia și fiabilitatea acestor instalații. Tehnologia recentă privitoare la pompele reversibile a fost cercetata și dezvoltată astfel că TOSHIBA în prezent fabrică pompe-turbine de 216 MW cu 701 m.c.a. Tehnologia va continua în această direcție asteptandu-se ca în următorii 10 ani înăltimea coloanei de apă să ajungă la 800 sau chiar 900m.
BIBLIOGRAFIE
ISBAȘOIU.E.C., GEORGESCU .C.S., Mecanica fluidelor, Editura Tehnică, București; 1997
GRIGORIU M., Mașini și instalații hidropneumatice, Editura UPB, București; 1995
GRIGORIU M., Pompe și instalații de pompare, Editura Printech, București; 2006
ROBESCU D., GRIGORIU M., Pompe, Ventilatoare, Compresoare, Editura UPB, București; 1995
DIACON A., Stații de pompare,îndrumar de proiectare, Editura U.P.B.; 1995
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Retehnologizarea Microhidrocentralei Estimarea Efectelor Economice și Ecologice ale Retehnologizării (ID: 161243)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.