hidraulička analiza te rijeka -...

Hidraulička analiza rashladnog sustava TE Rijeka

Prof. dr. sc. Luka Sopta, dipl. ing. Siniša Družeta, dipl. ing.

Sergej Pintar, dipl. ing.

Rijeka, 2000.

SOPEX

SOPEX d.o.o. Put za forticu 12c, Pobri-Opatija 51211 Matulji Tel: (051) 272706 / 271231

Hidraulička analiza rashladnog sustava TE Rijeka

Prof. dr. sc. Luka Sopta, dipl. ing. Siniša Družeta, dipl. ing. Sergej Pintar, dipl. ing.

Ova je studija napravljena za HEP d.d. - TE RIJEKA prema ugovoru 1/11/99.

PREDGOVOR U izradi ove studije posebnu zahvalnost dugujem direktoru i tehničkom osoblju TE Rijeka koji su uvijek bili na raspolaganju da svojim stručnim komentarima omoguće pravilan smjer rada i dovršetak studije.

Prof. dr. sc. Luka Sopta, dipl. ing.

SADRŽAJ 1. Uvod 1 2. Opis glavnog rashladnog sustava 3 2.1. Usisni cjevovod 4 2.2. Usisni bazen 6 2.3. Usisne pumpe 7 2.4. Tlačni cjevovod 8 2.5. Kondenzator 9 2.6. Odvodni cjevovod 10 2.7. Sustav Taprogge 10 2.8. Izlazna građevina 11 2.9. Grana za rashladnike zatvorenog ciklusa 12 2.10. Vakuum sustav 13 2.11. Opis rada rashladnog sustava 14 3. Hidraulička analiza rashladnog sustava 16 3.1. Usisni dio sustava 19 3.1.1. Ulaz u usisni cjevovod 19 3.1.2. Usisni cjevovod 20 3.1.3. Koljena u usisnom cjevovodu 24 3.1.4. Usisni bazen 24 3.1.4.1. Ulaz u usisni bazen 24 3.1.4.2. Kose rešetke 25 3.1.4.3. Rotacijska sita 25 3.2. Glavne rashladne pumpe 25 3.3. Tlačni cjevovod 30 3.3.1. Leptirasti zatvarači glavnih rashladnih pumpi 30 3.3.2. Račva iza pumpi 30 3.3.2.1. Koljena u račvi 30 3.3.2.2. Spajanje grana 30 3.3.3. Dva koljena na usponu cjevovoda 31 3.3.4. Ravni dio cjevovoda 31 3.3.5. Koljeno u cjevovodu prije račve 31 3.3.6. Račva prije kondenzatora 32

3.3.6.1. Leptirasti zatvarač poslije razdvajanja grana 32 3.3.6.2. Koljeno prije ulaza u kondenzator 32 3.4. Kondenzator 32 3.4.1. Ulazna i izlazna komora kondenzatora 33 3.4.2. Kondenzatorske cijevi 34 3.5. Sustav Taprogge 34 3.6. Izlazni cjevovod 35 3.6.1. Račva nakon kondenzatora 35 3.6.1.1. Koljena u račvi 35 3.6.1.2. Prigušnice 36 3.6.1.3. Leptirasti zatvarači 37 3.6.1.4. Koljena prije spajanja grana 37 3.6.1.5. Spajanja grana račve 38 3.6.2. Ravni dio odvodnog cjevovoda do koljena 38 3.6.3. Koljeno u odvodnom cjevovodu 38 3.6.4. Ravni dio odvodnog cjevovoda od koljena do izlaznog bazena 38 3.7. Grana za rashladnike zatvorenog ciklusa 39 3.7.1. Odvajanje od tlačnog cjevovoda 40 3.7.2. Ukupni ravni dio cjevovoda 40 3.7.3. Dva koljena u dovodnom cjevovodu 41 3.7.4. Koljena u cjevovodu 41 3.7.5. Ulazna i izlazna komora rashladnika zatvorenog ciklusa 42 3.7.6. Cijevi u izmjenjivaču 42 3.7.7. Spajanje na račvu iza kondenzatora 42 3.8. Izlazna građevina 43 3.8.1. Difuzor i pregrada u izlaznoj građevini 43 3.8.2. Preljev 43 3.9. Proračun protoka na preljevu 44 3.10. Vakuum sustav 50 4. Opis i rezultati mjerenja 51 4.1. Opis mjernih mjesta 53 4.2. Preračunavanje izmjerenih vrijednosti 56 4.3. Rezultati mjerenja 61

5. Hidraulički model rashladnog sustava 62 5.1. Proračun protoka na preljevu 62 5.2. Hidraulička analiza rada glavnih rashladnih pumpi 64 5.2.1. Dobavna visina pumpe 64 5.2.2. Stupanj iskoristivosti pumpe 69 5.2.3. Provjera radne karakteristike pumpe 70 5.3. Piezometrička i energetska linija 72 5.4. Radna točka rashladnog sustava 77 6. Prijedlozi poboljšanja rada rashladnog sustava 79 6.1. Skidanje prigušnica 79 6.2. Demontaža leptirastih zatvarača ispred kondenzatora 83 6.3. Rekonstrukcije u izlaznoj građevini 84 6.3.1. Izrada propusta na preljevnoj brani 84 6.3.2. Smanjenje visine preljevne brane na vodoispustu 87 6.3.3. Rekonstrukcija difuzora i uklanjanje preljevne brane

u izlaznoj građevini 89

6.4. Rekonstrukcija kose rešetke u usisnom bazenu 91 6.5. Instaliranje difuzora na ulazu u usisni cjevovod sustava 91 6.6. Čišćenje svih naslaga u cijevima i bazenima 92 7. Zaključak 93 Literatura 96 Prilozi 97 I Rezultati mjerenja 98 II Numeričke simulacije strujanja 99 III Shema rashladnog sustava 116 Dodatak 117 Program ispitivanja hidraulike rashladnog sustava morske vode u TE Rijeka

SOPEX Hidraulička analiza rashladnog sustava TE Rijeka 1

1. Uvod

Naručitelj ove studije HEP d.d. Zagreb, Pogon TE Rijeka, zatražio je izradu

studije koja je imala za cilj hidrodinamičku analizu rashladnog sustava TE Rijeka uz

prijedlog mjera za poboljšanje rada. Stoga je trebalo provjeriti projektno rješenje i

promjene nastale tijekom rada rashladnog sustava: ugradnja prigušnica, uređaja

Tapproge, viseće pregrade na vodoispustu i odvajanje sustava za hlađnje turbinskog

ulja. Zatim je trebalo analizirati probleme vezane uz usis morskih organizama i

pojavu pojačanog pjenjenja na vodoispustu.

U tu svrhu izvršena su opsežna mjerenja protoka i piezometričkih visina

(tlakova) duž rashladnog sustava. Mjerenja su izvršena u periodu od 12. 6. do 5. 7.

2000. za razna opterećenja elektrane kod rada jedne ili dvije glavne rashladne

pumpe.

Nadalje se daje kratki prikaz ove studije. U drugom poglavlju dan je tehnički

opis glavnog rashladnog sustava termoelektrane sa opisom njegovog rada. Također,

kratko je opisan vakuum sustav.

Treće poglavlje daje detaljnu hidrauličku analizu glavnog rashladnog sustava.

Na svim njegovim elementima proračunati su hidraulički gubici. Za glavne rashladne

pumpe dani su parametri rada i dijagrami radnih karakteristika. Na kraju poglavlja

detaljno se prezentira formula za proračun protoka na kosom preljevu u ispusnom

bazenu.

Opis mjernih mjesta i postupak provedenih mjerenja prikazani su u četvrtom

poglavlju.

U petom poglavlju postavljen je hidraulički model glavnog rashladnog

sustava. Proračunat je protok na preljevu, kalibrirana piezometrička linija i

provjerena radna krivulja pumpi. Određena je radna točka glavnog rashladnog

sustava.

Prijedlozi za poboljšanje rada glavnog rashladnog sustava dani su u šestom

poglavlju. Osnovni prijedlozi su: skidanje prigušnica i leptirastih zatvarača u račvi

ispred kondenzatora, te rekonstrukcije u izlaznoj građevini. Ovakve izmjene u

glavnom rashladnom sustavu bi rezultirale smanjenjem hidrauličkih gubitaka i

povećanim protokom. Tim se smanjuje snage na glavnim pumpama i povećava


stupanj iskoristivosti glavnog rashladnog sustava. Predlaže se i izgradnja difuzora na

usisu radi smanjenja unosa morskih organizama, smanjenja miješanja tople vode na

ispustu s vodom na usisu i smanjenja usisnih gubitaka. Nadalje, pokazuje se da je

moguće ili ukloniti kose rešetke ili napraviti rekonstrukciju sa optimalnim profilima

koja bi znatno smanjila hidrauličke gubitke u odnosu na pravokutne profile.

Kao prilozi studije dani su rezultati mjerenja, rezultati numeričkih simulacija i

shema glavnog rashladnog sustava, a u Dodatku je dan program mjerenja.


2. Opis glavnog rashladnog sustava

Termoelektrana Rijeka smještena je jugoistočno od grada Rijeke na morskoj

obali (Slika 2.1). Elektrana je instalirane snage 320 MW i spada među najveće

proizvodne objekte Hrvatske elektroprivrede. Termoelektrana spada u kondezacione

i koristi morsku vodu kao rashladni medij.

Slika 2.1 - Termoelektrana Rijeka

Glavni rashladni sustav TE Rijeka (u daljnjem tekstu: rashladni sustav) spada u

grupu jedno-prolaznih rashladnih sustava kod kojeg je rashladni medij morska voda.

Njegova osnovna uloga je ukapljivanje vodene pare u kondenzatoru. Uz to, služi i za

hlađenje ostalih postrojenja u termoelektrani. Shema glavnog rashladnog sustava

dana je u Prilogu III.

Rashladni sustav sastoji se od usisnih cjevovoda, usisnog bazena sa uređajima

za pročišćavanje, dvije glavne pumpe morske vode, tlačnog cjevovoda do

kondenzatora, kondenzatora, odvodnog cjevovoda od kondenzatora do ispusta i

izlazne građevine (vidi Sliku 2.2). Morska voda kroz dvije usisne cijevi ulazi u


usisni bazen u kojem se iz vode filtriranjem odstranjuju krupna onečišćenja. Zatim se

pomoću dvije pumpe tlači kroz zajednički vod do kondenzatora pare i nakon

prolaska kroz kondenzator vodi do vodoispusnog bazena gdje se ispušta u more.

Manji dio vode iz tlačnog dijela rashladnog sustava prolazi kroz rashladnike

zatvorenog ciklusa koji je sekundarni sustav hlađenja. Na rashladni sustav priključen

je vakuum sustav koji pored osnovne funkcije održanja niskog apsolutnog tlaka na

parnoj strani kondenzatora ima zadatak održavanje nužne piezometričke visine,

odnosno sifonskog efekta u rashladnom sustavu.

2.1. Usisni cjevovod

Usisni cjevovod sastoji se od dva paralelna cjevovoda (istočni i zapadni)

međusobno razmaknutih za 5 m (vidi Sliku 2.2). Ukupna dužina pojedinog

cjevovoda iznosi 60 m. Cjevovodi su sastavljeni od 5 sekcija svaka dužine 12 m i

promjera 3 m. Nagib cjevovoda u odnosu na horizontalu je u prosjeku 30°, osim

usisne sekcije koji je postavljen pod kutom od 7°30’. Cjevovodi su položeni uz

morsko dno i učvršćeni posebnom konstrukcijom čeličnih vertikalnih nosivih cijevi.

Ulazni dio cjevovoda nalazi se na dubini od –35,59 m, a gornji izlazni dio je spojen

na usisni armirano-betonski bazen.


KO

ND

EN

ZA

TO

R

OD

VO

DN

I CJE

VO

VO

D

TL

AČ

NI C

JEV

OV

OD

PUM

PE

ISPU

SNI B

AZE

N

SA P

RE

LJE

VO

M

USI

SNI B

AZ

EN

SA R

EŠE

TKA

MA

I R

OT

AC

IJSK

IM

SIT

IMA

USI

SNI

CJE

VO

VO

DI

R

AZ

INA

MO

RA

Slik

a 2.

2 –

Tro

dim

enzi

onal

ni p

rika

z ra

shla

dnog

sust

ava

u T

E R

ijeka


2.2. Usisni bazen

Usisni bazen je na morskoj obali, širine 8 m, ukupne dužine 34,3 m i

prosječne dubine 7 m. Poprečni i uzdužni presjek bazena dani su na Slici 2.3.

Betonska pregrada u sredini bazena razdvaja tok na dva dijela u kojima su smješteni

uređaji za pročišćavanje. Sustav za pročišćavanje morske vode služi za zaustavljanje

grubih nečistoća i morskih organizama koje voda donosi sa sobom ulaskom u

rashladni sustav (školjke, alge, pijesak, itd.). Sastoji se od grube rešetke, dvije kose

rešetke i dva rotacijska sita. Podvodne snimke grube rešetke i rotacijskog sita

prikazane su na Slici 2.4.

a) b)

Slika 2.4 – Podvodni snimak: a) gruba rešetka, b) rotacijsko sito

Gruba rešetka izvedena je od čeličnih profila sa veličinom oka rešetke

30 x 30 cm i služi za zaustavljanje većih predmeta.

Kose rešetke postavljene su pod nagibom od 75° i sastoje se od snopova

čeličnih, pravokutnih profila 10 x 100 mm međusobno razmaknutih za 20 mm. Na

ploči bazena instaliran je sustav za čišćenje kose rešetke (vidi Sliku 2.5).

Rotacijsko sito sastoji se od niza panela veličine 3,5 x 0,5 m s mrežom

veličine oka 4 x 4 mm. Paneli su postavljeni na rotirajući lančani mehanizam.

Slik

a 2.

2 - P

rika

z ra

shla

dnog

sust

ava

TE R

ijeka


Slika 2.5 - Uređaji za čišćenje kosih rešetki postavljeni na ploči usisnog bazena

Uz kose rešetke i rotacijska sita instalirani su uređaji za mjerenje pada tlaka

koji ukazuju na njihov stupanj onečišćenja.

Nakon sustava rešetki za pročišćavanje završava i konstrukcija betonske

pregrade po sredini i voda se opet miješa te ulazi u završni dio bazena gdje su

uronjene dvije usisne pumpe. Radi smirenja toka prije ulaska u pumpu bazen je

lagano proširen da bi se postigao efekt difuzora. Usisne strane pumpi međusobno su

odvojene betonskom pregradom radi sprečavanja interakcije usisnih vrtloga.

2.3. Usisne pumpe

U rashladnom sustavu instalirane su dvije pumpe EV1300 snage 800 kW,

proizvođača Termomeccanica Italiana S.p.A. Pumpe su vertikalne, aksijalnog tipa,

kapaciteta 21500 m3/h, brzine vrtnje 330 min-1. Pumpe su u paralelnom spoju, a

smještene su na kraju usisnog bazena, iza rotacijskih sita. Radi smanjenja ulaznih

gubitaka na pumpama, dio bazena oko usisa pumpi posebno je oblikovan. Iza svake

pumpe instaliran je hidraulički upravljan leptirasti zatvarač. Kod rada jedne pumpe


leptirasti zatvarač na drugoj pumpi je zatvoren da ne bi došlo do obrnutog smjera

strujanja kroz pumpu. Smještaj pumpi prikazan je na Slici 2.6.

Slika 2.6 – Glavne rashladne pumpe

2.4. Tlačni cjevovod

Na 1,25 m nadmorske visine, nakon pumpi i račve počinje tlačni cjevovod

koji vodi do kondenzatora.

Glavne rashladne pumpe tlače vodu kroz račvu u zajednički tlačni cjevovod.

Tlačna čelična cijev je promjera 2,8 m i račva se na cijevi promjera 2 m koje ulaze u

komore kondenzatora (vidi Sliku 2.7). Prije ulaznih komora kondenzatora u lijevu i

desnu granu račve instalirani su leptirasti zatvarači i ulaz Taprogge sustava za

čišćenje kondenzatorskih cijevi.


Slika 2.7 – Ulazne komore kondenzatora

2.5. Kondenzator

Kondenzator ima dva odvojena bloka. Svaki blok sastoji se od 6950 paralelno

postavljenih al-brončanih cijevi duljine 11 m. Dakle, ukupno ima 13900 cijevi. U

jednom bloku ima 6666 cijevi promjera 22,91 mm, a preostalih 284 rubnih cijevi je

promjera 22,2 mm. Na ulazu i izlazu kondenzatorskog bloka nalaze se cijevne stijene

kondenzatora (vidi Sliku 2.8). U ulaznim komorama dovedena se morska voda

skreće prema kondenzatorskim cijevima, a u izlaznim komorama sva se voda iz

kondenzatorskih cijevi skuplja i skreće prema odvodnim cijevima. Na vrhu svake

ulazne i izlazne komore kondenzatora nalaze se priključci za vakuum sustav.


Slika 2.8 – Cijevna stijena kondenzatora

2.6. Odvodni cjevovod

Dvije grane račve, koje izlaze vertikalno iz kondenzatorskih komora, skreću

pod kutom od 90° u horizontalnu ravninu. Nakon uređaja za skupljanje kuglica

sustava Taprogge, prigušnica i leptirastih zatvarača, grane se preko račve spajaju u

jedan odvodni cjevovod. Cjevovod ide prema moru na dužini od 15 metara, nakon

čega skreće pod kutom od 90° u desno i nastavlja još narednih 23,5 m. Odvodni

cjevovod završava spajanjem na difuzor izlazne građevine.

2.7. Sustav Taprogge

Sustav Taprogge služi za čišćenje stjenki kondenzatorskih cijevi od

nataloženih nečistoća. Sustav se sastoji od uređaja za ispuštanje kuglica, uređaja za


skupljanje kuglica, cirkulacijske pumpe, uređaja za pranje kuglica i spojenih cijevi.

U struju rashladne morske vode, prije ulaznih komora kondenzatora, ispušta se veliki

broj polimernih kuglica koje prolaze kroz kondenzatorske cijevi i na sebe skupljaju

talog sa stjenki cijevi. Nakon prolaza kroz kondenzatorske cijevi, onečišćene kuglice

skupljaju se na rešetci skupljača kuglica (vidi Sliku 2.9) i pomoću cirkulacijske

pumpe odvode u uređaj za pranje kuglica. Oprane kuglice vraćaju se ponovno nazad

u kondenzator.

Slika 2.9 – Skupljač kuglica sustava Taprogge

2.8. Izlazna građevina

Izlazna građevina postavljena je na morskoj obali (Slika 2.10). Sastoji se od

difuzora, ispusnog bazena sa preljevom i izlaznog kanala sa sustavom pregrada.

Naknadno je na izlazu iz difuzora izvedena viseća pregrada zbog problema

postizanja vakuuma u rashladnom sustavu kod njegova pokretanja. U izlaznom

kanalu izveden je kosi preljev. Na izlaznom kanalu izveden je sustav pregrada koje

služe za smanjenje utjecaja morskih valova. Poprečni i uzdužni presjek izlazne

građevine dani su na Slici 2.11.


Slika 2.10 – Izlazna građevina sa preljevom

2.9. Grana za rashladnike zatvorenog ciklusa

Iz tlačnog cjevovoda rashladnog sustava odvodi se dio rashladne vode i uvodi

u cijevne izmjenjivače (rashladnike zatvorenog ciklusa) gdje se hladi rashladni medij

sekundarnog sustava hlađenja – zatvorenog ciklusa. Zadatak zatvorenog ciklusa je

snabdijevanje svih ostalih rashladnih sustava elektrane.

Sustav dobave morske vode u cijevne izmjenjivače (rashladnike) zatvorenog

ciklusa sastoji se od dovodnog i odvodnog cjevovoda promjera 0,5 m, te dva

izmjenjivača topline promjera 1,204 m i dužine 7,665 m. Ulazni cjevovod grane za

rashladnike zatvorenog ciklusa spojen je na tlačni cjevovod kondenzatora, nakon

račve iza glavnih rashladnih pumpi, a povrat vode iz ciklusa spaja se u lijevu granu

račve iza kondenzatora. Izmjenjivači topline smješteni su jedan iznad drugog (Slika

2.12) i priključeni na vakuum sustav.


Slika 2.12 – Izlaz iz rashladnika zatvorenog ciklusa

2.10. Vakuum sustav

Vakuum sustav pridružen je rashladnom sustavu radi stvaranja i održavanja

sifonskog efekta u njemu. Na parnoj strani kondenzatora vakuum sustav služi za

odstranjivanje neukapljenih plinova (zrak, itd.) i održanja niskog apsolutnog tlaka

približno 0,05 bara, odnosno 95%-tnog vakuuma. Osnovni dijelovi vakuum sustava

su dvije vakuum pumpe (vidi Sliku 2.13) proizvođača SCAM, snage 50 kW, dva

parna ejektora za startanje te sustav cijevi za odzračivanje. Odzračivanje rashladnog

sustava vrši se na vrhu ulaznih i izlaznih komora kondenzatora, na rashladnicima

zatvorenog ciklusa i na odvodnoj cijevi rashladnog sustava.


Slika 2.13 – Vakuum pumpa

2.11. Opis rada rashladnog sustava

Zbog specifičnosti konstrukcije rashladnog sustava TE Rijeka potrebno je

opisati karakteristike rada rashladnog sustava za različite režime rada.

Karakteristični režimi rada rashladnog sustava su:

- pokretanje sustava

- režim rada sustava sa obje glavne pumpe u pogonu

- režim rada sa jednom glavnom pumpom u pogonu


Pokretanje glavnog rashladnog sustava je složen postupak u kojem osim

glavnih rashladnih pumpi sudjeluje vakuum sustav i pumpe za hladnjake turbinskog

ulja. Pokretanje rashladnog sustava započinje startanjem vakuum sustava tj. radom

ejektora i vakuum pumpi. Evakuiranjem zraka iz rashladnog sustava diže se nivo

vode u cjevovodima rashladnog sustava i rashladnicima zatvorenog ciklusa. Potrebna

količina vode za punjenje sustava dobiva se dodavanjem vode u dovodni cjevovod

kondenzatora pomoću manjih pumpi za rashladnike turbinskog ulja i usisavanjem iz

akumulacije u bazenu vodoispusta za odvodni cjevovod. Naknadno je na ulazu u

bazen vodoispusta dograđena viseća čelična pregrada. Time se onemogućilo

usisavanje zraka u sustav prilikom spuštanja razine vode u bazenu kod pokretanja

rashladnog sustava. Kada je postignut tlak vakuum sustava od 3/5 atmosferskog tlaka

(40%-tni vakuum), pokreću se glavne rashladne pumpe i to jedna za drugom. Prije

zatvoreni leptirasti zatvarači na glavnim pumpama otvaraju se kada pumpa ostvari

određeni tlak na površinu zatvarača.

U normalnom režimu rada rashladnog sustava rade jedna ili dvije pumpe

ovisno o opterećenju elektrane. Vakuum sustav je u neprekidnom radu i stalno

evakuira nove količine zraka koje pristižu otopljene u morskoj vodi ili ulaze u sustav

propuštanjem na spojevima.


3. Hidraulička analiza rashladnog sustava

Za hidrauličku analizu rashladnog sustava korištena je postojeća projektna

dokumentacija i pogonski podaci iz TE Rijeka.

Hidraulička analiza učinjena je tako da su analizirani hidraulički gubici

svakog pojedinog elementa. Proračuni hidrauličkih gubitaka bazirani su na teoriji

strujanja fluida u cijevima ([3] i [4]) i podacima iz TE Rijeka. Hidraulički gubici

dijele se na dužinske i lokalne. Dužinski hidraulički gubici su gubici u ravnoj cijevi i

računaju se pomoću formule:

gv

dlhD 2

2

λ= , (3.1)

gdje je:

l – duljina cijevi

d – promjer cijevi

g – ubrzanje sile teže (g = 9,81 m/s2

)

v – srednja brzina u cijevi – računa se iz protoka i promjera cijevi, po formuli:

π24d

Qv = (3.2)

Q – protok

λ – faktor trenja – računa po formuli:

2

9.0Re74.5

7.3ln

325.1

+

=

de

λ , (3.3)


e – maksimalna visina neravnina stjenke cijevi

Re – Reynoldsov broj – računa se po formuli:

νdv

=Re

ν – kinematički koeficijent viskoznosti

Formula (3.1) za dužinske gubitke korištena je na sljedećim dijelovima

rashladnog sustava: usisni cjevovodi, tlačni cjevovod, kondenzatorske cijevi,

odvodni cjevovod, ravni dijelovi u grani za rashladnike zatvorenog ciklusa i cijevi

izmjenjivača u zatvorenom ciklusu.

Za paralelne grane cjevovoda protok se dijeli, a pad tlaka jednak je za svaku

granu. Dakle, u paralelnom spoju gubici u granama se ne zbrajaju, nego je gubitak

kroz jednu granu jednak gubitku kroz cijeli paralelni spoj. Za primjer, hidraulički

gubitak kroz cijeli snop kondenzatorskih cijevi jednak je gubitku kroz samo jednu

kondenzatorsku cijev.

Hidraulički gubici ostalih dijelova sustava proračunati su pomoću formule za

lokalne gubitke:

gvKh LL 2

2

= . (3.4)

Procjena koeficijenata lokalnih gubitaka KL

preuzeta je iz knjige “Handbook of

Hydraulic Resistance” I. E. Idel’chika ([6]).

Ukupni hidraulički gubitak rashladnog sustava jednak je sumi svih dužinskih

i lokalnih gubitaka:

∑ ∑+= DLuk hhh . (3.5)


Za hidrauličku analizu gubitaka u rashladnom sustavu, nužno je i poznavanje

protoka. Protok je izračunat pomoću formule (3.15) za proračun protoka na preljevu,

nakon provedenih mjerenja.

Osnovni podaci za procjenu hidrauličkih gubitaka su sljedeći:

smQ

3

2,11= protok u rashladnom sustavu kod rada obje

pumpe,

smQQpar

3

6,52== protok u paralelnim granama usisnog

cjevovoda,

smQzc

3

6,0= protok u grani za rashladnike zatvorenog

ciklusa (dobiven na osnovu proračuna

hidrauličkih gubitaka u grani za rashladnike

zatvorenog ciklusa i glavnoj grani rashladnog

sustava – detaljnije opisano u poglavlju 3.7.),

smQQQ zcsm

3

6,10=−= protok nakon odvajanja za rashladnike

zatvorenog ciklusa,

smQQ sm

parsm

3

3,52

== protok u paralelnim granama tlačnog i

odvodnog cjevovoda,

smQQ sm

kon

331076,0

13900−⋅== protok u kondenzatoru,


sm 2

610172,1 −⋅=ν kinematički viskozitet morske vode kod

temperature 17 °C (iz [6]),

me 3105 −⋅= procijenjena srednja visina neravnina u

cijevima rashladnog sustava,

mekon31006,0 −⋅= procijenjena srednja visina neravnina za

kondenzatorske cijevi.

Za svaki dio rashladnog sustava napravljene su procjene hidrauličkog gubitka

bazirane na podacima iz literature i podacima iz TE Rijeka. Hidraulički gubici

procijenjeni su unutar 10% točnosti.

3.1. Usisni dio sustava

Usisni dio sustava obuhvaća usisne cjevovode i usisni bazen sa sustavom

pročišćavanja usisane morske vode (gruba i kosa rešetka te rotacijska sita).

3.1.1. Ulazi u usisne cjevovode

Ulazi u usisne cjevovode ravnog su završetka cijevi promjera 3 m. Na osnovu

provedenog podvodnog snimanja (iz [1]) utvrđeno je postojanje naslaga morskih

organizama (školjke, alge i sl.) u usisnim cjevovodima. Na ulazu u usisne cjevovode,

prosječna debljina naslaga iznosi 10 cm što smanjuje promjer cijevi na 2,8 m.

Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka za ulaz u usisne cjevovode i lokalni

hidraulički gubitak za zadani protok dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 2,8 0,909 1 0,04


3.1.2. Usisni cjevovodi

Cijela konstrukcija usisnih cjevovoda nalazi se pod morem, pa je veliki

utjecaj morske vode na onečišćenje konstrukcije raznim morskim organizmima.

Podvodnim pregledom usisnih cjevovoda ([1]) u 11. mjesecu 1999. g. ustanovljeno

je da su unutarnje površine oba cjevovoda u potpunosti obrasle školjkama kao

rezultat dugogodišnjeg taloženja anorganskih i organskih tvari.

Dužinski gubici u usisnim cjevovodima proračunati su za dva osnovna stanja

cjevovoda. U prvom proračunu promatra se cjevovod bez naslaga morskih

organizama na stjenkama cijevi, a u drugom proračunu promatrano je stvarno stanje

cjevovoda.

Utvrđena debljina navedenih obraslina je:

Istočni cjevovod

- gornje pozicije cjevovoda: 5 do 10 cm na 98% površine, maksimalno 20 cm na

20 % površine cjevovoda (Slika 3.1a)

- donje pozicije cjevovoda: 10 do 15 cm na 98% površine, maksimalno 25 cm

na 30% površine cjevovoda (Slika 3.1b)

a) b)

Slika 3.1 - Podvodni snimci obraslina u istočnom usisnom cjevovodu


Zapadni cjevovod

- gornje pozicije cjevovoda - 3 do 5 cm na 98% površine, maksimalno 20 cm

na 20 % površine cjevovoda (Slika 3.2a)

- donje pozicije cjevovoda - 5 do 10 cm na 98% površine, maksimalno 20 cm

na 30% površine cjevovoda (Slika 3.2b)

a) b)

Slika 3.2 - Podvodni snimci obraslina u zapadnom usisnom cjevovodu

Sadašnje stanje cjevovoda upućuje na proračun hidrauličkog gubitka u

cjevovodu s obzirom na povećanje obraslina unutar cjevovoda.

Dužinski hidraulički gubitak cjevovoda bez obraslina:

Ako promatramo cjevovod bez obraslina sa visinom neravnina procijenjenom

na mme 5= (iz [5]) dobivamo:

- 022,0=λ - faktor trenja

- 122 79,0

36,544 −=

⋅=

⋅= ms

dQ

v par

ππ - brzina strujanja

mg

vdlhL 014,0

81,9279,0

360022,0

2

22

=⋅

⋅== λ - hidraulički gubitak


Dužinski hidraulički gubitak cjevovoda sa obraslinama (stvarno stanje cijevi):

Prosječna debljina obraslina od ∆d = 10 cm smanjuje promjer cijevi na:

mdd 8,21,02323 =⋅−=∆⋅−= .

Prosječna hrapavost za debljinu obraslina od 10 cm prema rezultatima podvodnih

pregleda ([2]) iznosi e = 4 cm.

- 122 91,0

8,26,544 −=

⋅== ms

dQ

v par

ππ - brzina strujanja

- 043,0=λ - faktor trenja

mg

vdlhL 037,0

81,9291,0

8,260043,0

2

22

=⋅

⋅== λ - hidraulički gubitak

Dakle, kod debljine obraslina od ∆d = 10 cm pokazuje se da su dužinski

gubici cjevovoda 2,7 puta veći od gubitka cijevi bez obraslina za protok

Qpar=5,6 m3

/s.

Na Slici 3.3 prikazan je dijagram povećanja dužinskog hidrauličkog gubitka

cjevovoda u odnosu na povećanje debljine naslage u cijevi i hrapavosti.

Iz dijagrama je vidljivo da će se sa porastom debljine obraslina u cijevi

povećavati i relativna hrapavost stijenke cijevi. S obzirom na sadašnje stanje cijevi,

tj. debljinu obraslina na pojedinim mjestima čak i do 25 cm, može se očekivati sve

brži razvoj novih školjki, odumiranje starih, a time i sve veće probleme u radu

cijelog rashladnog sustava koje se odnose ne samo na povećanje hidrauličkih

gubitaka u sustavu i smanjenje protoka, već i na povećani unos nečistoća,

raspadnutih školjki, algi i sl. u usisni bazen te većeg onečišćenja rešetki za

pročišćavanje.


Slik

a 3.

3 - P

oras

t duž

insk

og g

ubitk

a u

cjev

ovod

u


3.1.3. Koljena u usisnim cjevovodima

U oba usisna cjevovoda, pri njihovom početku, nalazi se koljeno od 22° za

koje je procijenjen koeficijent lokalnog gubitka i proračunat hidraulički gubitak dat u

sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 2,8 0,909 0,2 0,01

3.1.4. Usisni bazen

Na samom spoju usisnog cjevovoda na usisni bazen pojavljuju se gubici zbog

ulaza cijevi pod kutom, naglog proširenja i miješanja dvije struje vode iz paralelnih

grana.

Usisni bazen ima ugrađene uređaje za pročišćavanje morske vode. Svaki

pojedini stupanj pročišćavanja zaustavlja objekte određene veličine i ovisno o

veličini oka rešetke posljedično proizvodi i hidraulički gubitak u sustavu. Tako je

najmanji (zanemariv) gubitak na prvoj, gruboj rešetki, znatan je gubitak na kosim

rešetkama, dok je na rotacijskim sitima gubitak nešto manji. Lokalne gubitke na

rešetkama bilo je teško unaprijed procijeniti iz postojeće literature. Međutim,

postojeći pogonski podaci omogućuju dobru procjenu tih lokalnih gubitaka.

Procjena koeficijenata lokalnih gubitaka i samih lokalnih gubitaka za dijelove

usisnog bazena dana je u sljedećim tablicama.

3.1.4.1. Ulaz u usisni bazen

Protok

Q (m3

Svijetli otvor

/s) a x b (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

11,2 8 x 5,1 0,274 20 0,08


3.1.4.2. Kose rešetke

Gubici na kosim rešetkama su obično oko 7 cm piezometričke visine, što

znači da se koeficijent hidrauličkih gubitaka može uzeti K = 14.

3.1.4.3. Rotacijska sita

Gubici na rotacijskim sitima je obično oko 3 cm piezometričke visine, što

znači da se koeficijent hidrauličkih gubitaka može uzeti K = 7.

3.2. Glavne rashladne pumpe

Za hidrauličku analizu sustava upotrebljavane su karakteristike iz

dokumentacije proizvođača pumpe Termomeccanica Italiana – Instruction Book

N° 307.06.2. Pumpe su aksijalne, vertikalnog tipa sa sljedećim karakteristikama:

- radni medij : morska voda

- projektna temperatura : 50 °C

- maksimalna usisna temp. : 25 °C

- minimalna usisna temp. : 9 °C

- kapacitet : 21500 t/h

- dobavna visina

za obje pumpe u radu : 8,25 m

Protok

Q (m3

Svijetli otvor

/s) a x b (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 3,5 x 5,1 0,314 14 0,07

Protok

Q (m3

Svijetli otvor

/s) a x b (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

11,2 8 x 5,1 0,274 7 0,03


- maksimalna dobavna visina : 20 m

- brzina vrtnje : 330 min

- snaga na spojci pumpe : 560 kW

-1

- snaga kod točke punjenja sifona : 810 kW

- zahtjevana snaga na el.motoru : 700 kW

Na sljedećim dijagramima (Slika 3.4 i 3.5) prikazane su radne karakteristike

pumpe EV 1300. Radne karakteristike pumpe dobivene su preračunavanjem radnih

karakteristika sa manje pumpe EV 300, istog tipa. Prikazani dijagrami očitani su iz

dokumentacije proizvođača.

Za dvije pumpe u paralelnom radu radna karakteristika dobije se iz radne

karakteristike jedne pumpe tako da se protoci zbroje, a dobavne visine ostaju iste.

Radna karakteristika za paralelni rad dviju pumpi prikazana je na Slici 3.6.


Slik

a 3.

4 –

Rad

na k

arak

teri

stik

a pu

mpe

EV

130

0


Slik

a 3.

5 –

Kri

vulja

snag

e pu

mpe

EV

130

0


Slik

a 3.

6 –

Rad

na k

arak

teri

stik

a za

jedn

u pu

mpu

i za

obj

e pu

mpe

u p

aral

elno

m r

adu


3.3. Tlačni cjevovod

3.3.1. Leptirasti zatvarači glavnih rashladnih pumpi

Za potpuno otvoreni leptirasti zatvarač (pumpa u radu) procijenjeni

koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u sljedećoj

tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 1,5 3,17 0,18 0,09

3.3.2. Račva iza pumpi

Pumpe su preko račve spojene na tlačni cjevovod. Račva se sastoji od koljena

nakon kojeg se spajaju paralelne grane.

3.3.2.1. Koljena u račvi

Prije spajanja grana, u svaku granu je ugrađeno koljeno pod kutom od 30°.

Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u

sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 1,5 3,17 0,22 0,11

3.3.2.2. Spajanje grana

Za spajanje grana račve, procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i

proračunati hidraulički gubitak dani su u sljedećoj tablici:


Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,6 2,8 1,82 0,28 0,05

3.3.3. Dva koljena na usponu cjevovoda

Na početku i kraju uspona cjevovoda su dva koljena od 12,5°. Procijenjeni


tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

10,6 2,8 1,72 0,2 0,03

3.3.4. Ravni dio cjevovoda

Procijenjeni faktor trenja i proračunati hidraulički gubitak dani su u sljedećoj

tablici:

Protok

Q (m3

Promjer

cijevi d (m) /s)

Dužina sekcije

cjevovoda l (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Faktor

trenja λ

Dužinski

gubitak hD (m)

10,6 2,8 23,85 1,72 0,023 0,03

3.3.5. Koljeno u cjevovodu prije račve

Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak za

koljeno od 90° prije račve dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

10,6 2,8 1,72 0,33 0,05


3.3.6. Račva prije kondenzatora

Nakon razdvajanja tlačnog cjevovoda u dvije grane, u svakoj grani su

ugrađeni leptirasti zatvarač i koljeno od 90°.

3.3.6.1. Leptirasti zatvarač poslije razdvajanja grana


leptirasti zatvarač dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 2 1,69 0,18 0,03

3.3.6.2. Koljeno prije ulaza u kondenzator

Neposredno prije ulaza u kondenzator, cjevovod skreće pod 90°. Procijenjeni

koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak za koljeno od 90° dani

su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 2 1,69 0,22 0,03

3.4. Kondenzator

Kondenzator se sastoji od dva bloka. Svaki blok ima ulaznu komoru, izlaznu

komoru te snop od 6950 kondenzatorskih cijevi, koje prolaze kroz zajednički parni

prostor. Hidraulički gubici u ulaznoj i izlaznoj komori kondenzatora (vidi Sliku 3.7)

su zajedno teoretski aproksimirani kao prolazak vode kroz rešetku ekvivalentnu

cijevnoj stijeni kondenzatora. Hidraulički gubitak u cijevima kondenzatora se računa


kao dužinski gubitak kroz jednu kondenzatorsku cijev, jer se radi o paralelno

spojenim cijevima.

Slika 3.7 – Izlazne komore kondenzatora

3.4.1. Ulazna i izlazna komora kondenzatora


ulaznu i izlaznu komoru zajedno bazirani su na podacima o hidrauličkim gubicima za

strujanje kroz perforiranu ploču i dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Svijetli otvor

/s) a x b (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 2,78 x 3,36 0,57 22 0,36


3.4.2. Kondenzatorske cijevi

Kondenzator ima ukupno 13332 komada promjera 22,91 mm i 568 komada

cijevi promjera 22,2 mm. Ukupni protok u kondenzatoru jednak je:

21 56813332 QQQsm += ,

gdje je Q1 protok kroz cijevi promjera 22,91 mm i Q2

protok kroz cijevi promjera

22,2 mm. Budući da je pad tlaka kroz svaku cijev jednak, onda vrijedi jednakost:

gv

dl

gv

dl

22

22

22

21

11 ⋅=⋅ λλ .

Kako je 21 λλ ≈ , iz prethodne dvije jednakosti se računaju vrijednosti v1 i v2

odnosno Q1 i Q2

Za proračunati Q

.

1

dani su procijenjeni faktor trenja i proračunati hidraulički

gubitak za jednu cijev u sljedećoj tablici:

Protok

Q1 (m3

Promjer

cijevi d/s) 1

Dužina sekcije

cjevovoda l (m) (m)

Srednja brzina

strujanja v1

Faktor

trenja λ (m/s)

Dužinski

gubitak hD (m)

0,77 ·10 0,02291 -3 11 1,87 0,025 2,14

3.5. Sustav Taprogge

Nakon kondenzatora, na obje grane račve, ugrađeni su sakupljači kuglica

sustava Taprogge. Sakupljač kuglica (Slika 2.9) se sastoji od dvije rešetke koje se

zatvore kada je sustav Taprogge u radu. Sakupljači imaju ugrađen svoj diferencijalni

manometar koji pokazuje pad tlaka na njegovim rešetkama. Pri radu Taprogge

sustava pad tlaka iznosi oko 30 cm. Na osnovu tog podatka procijenjen je koeficijent

lokalnog gubitka koji je zajedno sa hidrauličkim gubitkom dan u sljedećoj tablici:


Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 1,8 2,08 1,36 0,3

3.6. Izlazni cjevovod

Na izlazne komore kondenzatora spojena je račva. Nakon spajanja grana

račve postoje dvije duže ravne sekcije cjevovoda i koljeno od 90° između njih.

Cjevovod završava spojem sa izlaznom građevinom.

3.6.1. Račva nakon kondenzatora

U svakoj grani račve nakon kondenzatora ugrađeno je koljeno, sakupljač

kuglica Taprogge, prigušnica i leptirasti zatvarač.

3.6.1.1. Koljena u račvi

Na početku račve, iza kondenzatora, ugrađeno su koljena od 90° (vidi Sliku

3.8). Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani


Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 1,8 2,08 0,22 0,05


Slika 3.8 – Izlaz iz kondenzatora

3.6.1.2. Prigušnice

Prigušnica iza koje slijedi leptirasti zatvarač vidi se na Slici 3.9. Za ovakvu

prigušnicu se iz [6] procjenjuje koeficijent lokalnog gubitka KL = 10. No, pošto su

lokalni gubici u ovom dijelu cjevovoda nanizani neposredno jedan iza drugoga,

ukupni hidraulički gubitak je nešto manji, pa se procjenjuje koeficijent KL

= 7.


sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 1,8 2,08 7 1,55


Slika 3.9 – Prigušnica i leptirasti zatvarač na izlazu

3.6.1.3. Leptirasti zatvarači

Za potpuno otvoreni leptirasti zatvarač (vidi Sliku 3.9) procijenjeni


tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 1,8 2,08 0,18 0,04

3.6.1.4. Koljena prije spajanja grana

Neposredno prije spajanja grana, cjevovod skreće pod 30°. Procijenjeni

koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

5,3 1,8 2,08 0,23 0,05


3.6.1.5. Spajanje grana račve

Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak

dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

11,2 2,5 2,28 0,28 0,07

3.6.2. Ravni dio odvodnog cjevovoda do koljena


tablici:

Protok

Q (m3

Promjer

cijevi d (m) /s)

Dužina sekcije

cjevovoda l (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Faktor

trenja λ

Dužinski

gubitak hD (m)

11,2 2,5 15,09 2,28 0,023 0,04

3.6.3. Koljeno u odvodnom cjevovodu

Procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak

dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

11,2 2,5 2,28 0,24 0,06

3.6.4. Ravni dio odvodnog cjevovoda od koljena do izlaznog bazena


tablici:


Protok

Q (m3

Promjer

cijevi d (m) /s)

Dužina sekcije

cjevovoda l (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Faktor

trenja λ

Dužinski

gubitak hD (m)

11,2 2,5 19,72 2,28 0,023 0,05

3.7. Grana za rashladnike zatvorenog ciklusa

Na dugom dovodnom cjevovodu grane za rashladnike zatvorenog ciklusa

nalaze se dva koljena od 45°, dok na ulazu i izlazu rashladnika ima sveukupno 7

koljena od 90°. Hidraulički gubitak u rashladniku je izračunat na potpuno jednak

način kao kod kondenzatora rashladnog sustava.

Hidraulički gubitak u glavnoj grani rashladnog sustava jednak je

hidrauličkom gubitku u grani za rashladnike zatvorenog ciklusa, tj.:

zcgl hh ∆=∆ ,

ili opširnije:

zcgl gvK

gv

dlf

gvK

gv

dlf

+=

+ ∑∑∑∑

2222

2222

. (3.6)

Prethodna relacija u skraćenom obliku glasi:

∑∑ = 22zcgl kQkQ , (3.7)

a zajedno sa:

QQQ zcgl =+ , (3.8)

omogućuje izračun protoka:


smQzc

3

6,0= - protok u grani za rashladnike zatvorenog ciklusa,

smQgl

3

6,10= - protok u tlačnom cjevovodu rashladnog sustava.

Sa poznatim protokom izračunati su gubici duž grane za rashladnike

zatvorenog ciklusa. Slijede proračuni hidrauličkih gubitaka po dijelovima grane.

3.7.1. Odvajanje od tlačnog cjevovoda

Početak grane za rashladnike zatvorenog ciklusa spojen je na tlačni cjevovod

rashladnog sustava, neposredno nakon račve iza pumpi. Procijenjeni koeficijent

lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

0,6 0,5 3,06 1 0,48

3.7.2. Ukupni ravni dio cjevovoda

Procijenjeni faktor trenja i proračunati hidraulički gubitak dani su u tablici:

Protok

Q (m3

Promjer

cijevi d (m) /s)

Dužina sekcije

cjevovoda l (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Faktor

trenja λ

Dužinski

gubitak hD (m)

0,6 0,5 50 3,06 0,038 1,81


Slika 3.10 – Rashladnici zatvorenog ciklusa

3.7.3. Dva koljena u dovodnom cjevovodu

U tlačnom dijelu cjevovoda ugrađena su dva koljena od 45°, gotovo

neposredno jedan iza drugoga, pa se lokalni gubitak računa kao jedan jedinstveni.


sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

0,6 0,5 3,06 0,23 0,11

3.7.4. Koljena u cjevovodu

U cjevovodu zatvorenog ciklusa ima ukupno 7 koljena od 90°. Procijenjeni

koeficijent lokalnog gubitka za jedno koljeno i proračunati hidraulički gubitak dani



Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

0,6 0,5 3,06 0,4 0,19

3.7.5. Ulazna i izlazna komora rashladnika zatvorenog ciklusa


ulaznu i izlaznu komoru rashladnika zajedno bazirani su na podacima o hidrauličkim

gubicima za strujanje kroz perforiranu ploču i dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Svijetli otvor

/s) a x b (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

0,6 0,86 x 1,204 0,58 22 0,38

3.7.6. Cijevi u izmjenjivaču

Hidraulički gubitak u izmjenjivaču (vidi Sliku 3.10) računa se na potpuno isti

način kao i gubitak u kondenzatoru rashladnog sustava. Procijenjeni faktor trenja i

proračunati dužinski gubitak dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer

cijevi d (m) /s)

Dužina sekcije

cjevovoda l (m)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Faktor

trenja λ

Dužinski

gubitak hD (m)

0,49 ·100,02291

-

3 5,68 1,18 0,027

0,48

3.7.7. Spajanje na račvu iza kondenzatora

Završetak zatvorenog ciklusa spojen je na lijevu granu račve u odvodnom

vodu rashladnog sustava, neposredno prije spajanja grana. Procijenjeni koeficijent

lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u sljedećoj tablici:


Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

0,6 0,5 3,06 0,3 0,14

3.8. Izlazna građevina

Izlazna građevina sastoji se od difuzorskog proširenja pravokutnog

poprečnog presjeka koje vodi do ispusnog bazena sa preljevom. Nakon preljeva,

građevina ima izvedene ograde za zaštitu od utjecaja valova. Hidraulički gubici u

difuzoru prije bazena se opisuju kao gubici radi skretanja, proširenja i promjene

oblika poprečnog presjeka te viseće pregrade na ulazu u sam bazen na vodoispustu.

Hidraulički gubitak na preljevu je jednak razini vode u bazenu.

3.8.1. Difuzor i pregrada u izlaznoj građevini

Pregrada naknadno ugrađena na difuzoru utječe na strujanje slično prigušnici.

Dakle, predstavlja veliki lokalni hidraulički gubitak. Za difuzor i pregradu zajedno

procijenjeni koeficijent lokalnog gubitka i proračunati hidraulički gubitak dani su u

sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Promjer cijevi

d (m) /s)

Srednja brzina

strujanja v (m/s)

Koef. lokalnog

gubitka K

Lokalni gubitak

hL L (m)

11,2 2,5 2,28 4 1,06

3.8.2. Preljev

Hidraulički gubitak na preljevu jednaki su geodetskoj razini vode u bazenu

prije preljeva. Gubitak na preljevu je kao takav pribrojen svim ostalim gubicima u

sustavu.


Lokalni gubitak na preljevu lako se odredi mjerenjem razine vode u bazenu

ispred preljevne brane. Za rad rashladnog sustava s dvije pumpe, protok, razina vode

u bazenu ispred preljevne brane i lokalni gubitak dani su u sljedećoj tablici:

Protok

Q (m3

Razina vode u bazenu ispred

preljevne brane H (m) /s)

Lokalni gubitak

hL (m)

11,2 2,5 2,5

3.9. Proračun protoka na preljevu

Preljevi su pogodni za mjerenja protoka kod otvorenih vodotokova. Posebice

se primjenjuju kod mjerenja na terenu jer je postupak mjerenja jednostavan i

ekonomičan, a rezultati mjerenja su pouzdani.

Shematski prikaz strujanja na preljevu dan je na Slici 3.11.

Slika 3.11 - Karakteristični parametri preljeva

Karakteristični parametri preljeva su:

- duljina preljeva b , mjeri se uzduž krune preljeva

- širina krune s, mjeri se paralelno toku


- visina brane (ili praga) P

- visina nivoa vode iznad preljeva H, mjeri se gdje se ne primjećuje pad

slobodne površine, tj. na ustaljenom nivou gornje vode, Hl 3≥

- oblik brane ili praga, odnosno tzv. profil preljeva

Opća formula za proračunavanje protoka na preljevu (iz [7]) glasi:

2/32 HgbmQ ⋅⋅= (3.9)

gdje su m koeficijent preljeva i g = 9,81 m/s2

.

Preljev izlazne građevine rashladnog sustava TE Rijeka, na kojemu se računa

protok zadan je sljedećim dimenzijama (Slika 3.12):

- širina praga (krune) preljeva s = 0,98 m

- visina praga p = 1,74 m

- širina vodoispusta b1

= 8,03 m

Slika 3.12 - Skica preljeva TE Rijeka

Vodoispust TE Rijeka napravljen je sa kosim preljevom pod kutom:

74,41903,8tan

9tan 1 ===γ ArcbArc

b1 b

γ

9 m s


Duljina kosog preljeva b:

mbb 06,1274,41sin

03,8sin

1 ===γ

Protok preko kosog preljeva dan je slijedećim izrazom iz [7]:

2/32 HgbmQ koskos ⋅⋅⋅= εσ (3.10)

gdje je b duljina kosog preljeva, m koeficijent preljeva, ε koeficijent skraćenja radne

duljine preljeva i σkos

Eksperimentalnim rezultatima, prema [8], dobiven je izraz za koeficijent

skraćenja radne duljine preljeva:

koeficijent kosog u odnosu na normalni preljev.

b

kHkoskos

6/1

2/2

1

πγ

−−=ε⋅σ=ε (3.11)

gdje je k = 1,1 za preljeve praktičnog profila.

Iz prethodnog izraza uz uvrštavanje poznatih veličina slijedi :

HH

kos 0923,01061,12

2/74,4121,1

1

6/1

−=

π−

−=ε (3.12)

Koeficijent preljeva m za praktični profil preljeva pravokutnog profila računa

se prema izrazu (iz [8]):

+=

sHm 185,07,04074,0 (3.13)

Uz zadani s = 0,98 m slijedi:


( )Hm 181,07,04074,0 += (3.14)

Konačno iz (3.10) uz izraze (3.12) i (3.14) dobivamo izraz za proračun

protoka na preljevu vodoispusta TE Rijeka:

( )( ) 2/3181,07,00923,01765,21 HHHQ ⋅+−= (3.15)

Iz formule za proračun protoka na preljevu TE Rijeka (3.15) dobiven je

dijagram protoka Q u ovisnosti o visini vode iznad preljeva H (vidi Sliku 3.13).

Na slikama 3.14 i 3.15 dane su fotografije preljeva prilikom startanja sustava

i u radu.


Slik

a 3.

13 -

Dija

gram

pro

toka

na

prel

jevu

TE

Rije

ka


Slika 3.14 – Preljev (startanje rashladnog sustava) – 12. 6. 2000.

Slika 3.15 - Strujanje na preljevu vodoispusta – 12. 6. 2000.


3.10. Vakuum sustav

Vakuum sustav izvlači zrak iz rashladnog sustava na 8 mjesta: na cjevovodu

za zapunjavanje sustava i pranje rešetki, na po dva mjesta na vrhovima ulazne i

izlazne komore kondenzatora, na kraju odvodnog cjevovoda (prije spajanja sa

izlaznom građevinom) i na dva mjesta na izmjenjivaču zatvorenog ciklusa.

Vakuum sustav ima konstantan radni tlak od apsolutno 0,04 bara. Taj potlak

služi za izvlačenja zraka iz sustava i za zapunjavanje sustava vodom do samog vrha

sustava (vrh kondenzatora). Vakuum sustav ne podiže piezometričku liniju u sustavu,

već samo zapunjava sustav vodom.


4. Opis i rezultati mjerenja

Za hidrauličku analizu rashladnog sustava bilo je nužno izvršiti opširna

hidraulička mjerenja tlakova i razina vode na karakterističnim točkama rashladnog

sustava, odnosno mjerenja piezometričke linije rashladnog sustava.

Mjerenje protoka u ovom i sličnim sustavima predstavlja veliku poteškoću.

Na početku je razmatrano mjerenje protoka hidrometrijskim krilcima u

usisnom bazenu na pet lokacija: ispred grube rešetke, ispred kosih rešetki i iza

rotacijskih sita. Uvidom u strujanje morske vode u usisnom bazenu, odnosno na

naznačenim mjernim mjestima, zaključeno je da nije moguće izmjeriti protok

zadovoljavajućom točnošću. Naime, kao što se vidi na Slici 4.1, nema pravocrtnog

nastrujavanja na predviđene mjerne presjeke i postoji nestacionarno strujanje sa

vrtlozima.

Slika 4.1 – Strujanje u usisnom bazenu kod grube rešetke

Zatim je razmatrana mogućnost mjerenja protoka ultrazvukom. Jedino mjesto

pogodno za montažu ultrazvučnog uređaja za mjerenje protoka je nebetonirani dio

račve neposredno iza glavnih pumpi. Budući da je na tom mjestu leptirasti zatvarač i

da se ono nalazi neposredno iza pumpe, strujanje je tu vrtložno, pa ne postoje uvjeti

za zadovoljavajuće mjerenje protoka ultrazvukom.


Analizom strujanja u rashladnom sustavu ustanovljeno je da je jedino

pogodno mjesto za mjerenje protoka preljev na vodoispustu. Poznato je da se preljevi

koriste kao protokomjeri na otvorenim vodotokovima. Nakupljeno iskustvo u

mjerenju protoka pomoću preljeva, laboratorijsko i u prirodi, omogućuje da se protok

na preljevu izračuna preko formule sa zadovoljavajućom točnošću.

Pogreška mjerenja protoka na preljevima konstruiranim kao protokomjerima

je unutar 3%. Tu se prvenstveno podrazumijeva da je kanal ispred preljeva pravilan

(prizmatičan) i da je nastrujavanje oko preljevne brane dvodimenzionalno i

stacionarno.

Budući da je preljevna brana na vodoispustu TE Rijeka pod kutom i da se

nalazi neposredno iza difuzora, procjenjuje se da je proračun protoka na kosom

preljevu u ispusnom bazenu pomoću mjerenja razine vode ispred preljeva unutar 6%

točnosti.

Prije hidrauličkih mjerenja provedena su detaljna geodetska mjerenja radi

utvrđivanja geodetskih visina točaka bitnih za hidraulička mjerenja rashladnog

sustava.

Ukupno su izvedena tri mjerenja, a korištena je i dokumentacija o mjerenjima

izvršenim 1978. godine.

Na osnovu detaljno razrađenog Programa ispitivanja rashladnog sustava

morske vode u TE Rijeka (vidi Dodatak na kraju studije), kojeg su odobrili

Naručitelj (TE Rijeka) i Izvođač projekta (Sopex d.o.o.), izvedena su hidraulička

mjerenja na rashladnom sustavu u tri navrata:

12. 6. 2000.

- termoelektrana van pogona

- izvedena mjerenja:

1. mjerenje – pumpe A i B u pogonu,

2. mjerenje – samo pumpa B u pogonu,

3. mjerenje – samo pumpa A u pogonu

20. 6. 2000.

- termoelektrana u pogonu

- izvedeno jedno mjerenje sa obje pumpe u pogonu


- mjerene samo piezometričke visine na točkama sustava u kojima su

12. 6. 2000. dobiveni nejasni rezultati

5. 7. 2000.

- termoelektrana u pogonu

- izvedeno jedno mjerenje sa obje pumpe u pogonu

- dodatno mjerenje piezometričkih visina, mjerenje pada tlaka na

rešetkama sakupljača kuglica Taprogge te očitanje pogonskih

instrumenata

4.1. Opis mjernih mjesta

Na rashladnom sustavu definirana su mjerna mjesta na kojima je izvršeno

mjerenje. Mjerile su se sljedeće mjerne veličine na mjestima kao što je prikazano na

shemi mjerenja na Slici 4.2:

1. Mjerenje razine mora na mjernom mjestu 1, uz zid na vanjskoj strani

usisnog bazena. Mjerenja su izvršena mjernom letvom i preračunata na

osnovu definirane geodetske kote na tom mjestu da se dobije razina

mora.

2. Mjerenje razine vode na mjernim mjestima 2, 3, 4, 5, 8, 9, 12 i 13, u

usisnom bazenu. Ova mjerenja su također izvršena mjernom letvom i

preračunata na osnovu geodetskih kota.

3. Očitanje diferencijalnih razinomjera na mjernim mjestima 6, 7, 10 i 11,

provedeno je radi uspoređivanja dobivenih vrijednosti mjernom letvom te

provjeravanja njihove ispravnosti. Utvrđeno je da su tri od četiri

razinomjera neispravna.

4. Mjerenje električne snage na pumpama na mjernim mjestima 14 i 15,

izvršeno je očitavanjem Watt-metra u komandnoj sobi elektrane.

5. Mjerenje tlakova u sustavu na mjernim mjestima 18, 19, 20, 21, 22, 23,

24, 25, 26, 27, 28, 29 i 30 (vidi Slike 4.3-4.5), provedeno je vodenim

cijevima (vertikalnim i U-cijevima), dok se na mjestima 16 i 17 mjerilo


manometrom. Dodatno su očitavani tlakovi na ugrađenim pogonskim

manometrima. Dobivene vrijednosti tlaka su naknadno preračunate u

piezometričke visine, na osnovu geodetskih visina mjernih točaka.

Slika 4.3 – Mjerenje tlakova na ulazu u kondenzator

6. Mjerenje temperatura na mjernim mjestima 2, 13, 18, 19, 24, 25, 31 i 33,

provedeno je termofarom, uz dodatno očitavanje ugrađenih termometara.

7. Mjerenje razine vode na preljevu vodoispusta na mjernom mjestu 31.

Očitavane su razine vode na ugrađenoj mjernoj letvi. Na osnovu

dobivenih vrijednosti računat je protok u sustavu, preko formule za

protok na preljevu.

8. Mjerenje tlaka u vakuum sustavu na mjernom mjestu 32 izvedeno je

očitavanjem instrumenta N71 005, te preračunavanjem dobivene

vrijednosti u veličinu tlaka.


Slika 4.4 – Mjerna mjesta 26 i 27 – mjerenje tlakova na prigušnici

Slika 4.5 – Mjerno mjesto 32 – mjerenje tlaka na odvodnom cjevovodu


4.2. Preračunavanje izmjerenih vrijednosti

Rezultati svih mjerenja su zbog preglednosti dati u Prilogu I. Mjerenja su

izvršena za različite režime rada sustava tj. za rad obje ili samo jedne glavne

rashladne pumpe. Kod prve grupe mjerenja provedenih 20. 6. 2000. elektrana nije

bila u pogonu. Zbog nejasnoće nekih prije mjerenih veličina izvedena su dva dodatna

mjerenja kod kojih je elektrana bila u pogonu, a rashladni sustav je radio sa obje

pumpe o oba mjerenja. Kod prve grupe mjerenja primijećene su pogreške u postupku

ili metodi mjerenja koje su dale dosta nejasne rezultate koji su odstupali od teoretskih

proračuna karakteristika rada sustava.

U nastavku je dan opis metoda mjerenja i preračunavanja rezultata mjerenja.

1. Mjerenje razina vode i nivoa mora izvršeno je mjernom letvom i

definiranim geodetskim točkama nadmorske visine. Rezultati očitanja

označeni su sa z, a preračunata razina vode nad morem dobivena je izrazom:

zzH geok −= , (4.1)

pri čemu je zgeok nadmorska visina pojedine geodetske točke, a z očitana

udaljenost od površine vode do geodetske točke (Slika 4.6).

Slika 4.6 – Skica mjerenja razine vode


2. Očitanje diferencijalnih razinomjera izvedeno je na skali razinomjera koja je

baždarena u cm i daje pad razine vode na kosim rešetkama i rotacijskim

sitima. Na osnovu provedenih mjerenja utvrđeno je da od četiri raspoloživa

razinomjera, radi samo lijevi razinomjer na kosoj rešetci.

3. Mjerenje snage pumpi vršeno je za sve režime rada pomoću Watt-metra u

komandi elektrane.

4. Za mjerenje tlakova na mjernim mjestima 16 i 17, tj. na tlačnoj strani pumpi

(vidi Sliku 4.7), korišten je posebno baždaren manometar sa stupnjem

točnosti unutar 1% i skalom baždarenom u barima. Preračunata

piezometrička visina iza pumpe dobije se po formuli:

geozgpH +

⋅⋅

=ρ

510, (4.2)

gdje je p očitani tlak na manometru u barima, 3/4,1024 mkg=ρ gustoća

morske vode za temperaturu 17°C, 2/81,9 smg = ubrzanje sile teže i

mzgeo 95,3= nadmorska visina mjesta manometra.

zgeo

Slika 4.7 – Mjerenje tlaka na tlačnoj strani pumpe


5. Mjerenje tlakova na ulaznim i izlaznim komorama kondenzatora, tj. na

mjernim mjestima 18, 19, 24 i 25, provedeno je očitanjem tlakova sa

pogonskih manometara. Manometri su baždareni u barima, kg/cm2

i cmHg.

Preračunata piezometrička visina za skalu u barima dobije se po formuli:

geozgpH +

⋅⋅

=ρ

510, (4.3a)

gdje je p očitani tlak na manometru u barima, 3/4,1024 mkg=ρ gustoća

morske vode za temperaturu 17°C i geoz nadmorska visina mjesta

manometra.

Preračunata piezometrička visina za skalu tlaka u kg/cm2

dobije se po

formuli:

geozpH +⋅= 81,9 , (4.3b)

gdje je p očitani tlak na manometru u kg/cm2geoz i nadmorska visina mjesta

manometra.

Preračunata piezometrička visina za skalu u cmHg dobije se po formuli:

geoOH

Hg zpH +⋅⋅=2

210ρρ

, (4.3c)

gdje je p očitani tlak na manometru u cmHg, 3/13600 mkgHg =ρ gustoća

žive, 3/10002

mkgOH =ρ gustoća vode i geoz nadmorska visina mjesta

manometra.


6. Mjerenje tlakova vodenim U-cijevima izvedeno je 12. 6. 2000., na mjernim

mjestima 16-30. Za potrebe mjerenja prethodno su u termoelektrani

pripremljene U-cijevi i postavljene na mjerna mjesta prema planu mjerenja.

Piezometričke visine izračunate su po formuli:

spU zzH +∆= , (4.4)

Slika 4.8 – Mjerenje tlaka pomoću U-cijevi

gdje je ∆zU razlika visina vode na U-cijevi, a zsp

geodetska visina mjesta na

kojem je U-cijev spojena na točku u kojoj se mjeri tlak (vidi Sliku 4.8).

7. Mjerenje piezometričke visine vodenim piezometrom izvršeno je prilikom

mjerenja od 20. 6. i 5. 7. 2000. Piezometričke visine izmjerene su pomoću

vertikalnih vodenih cijevi postavljenih na mjerne točke (Slika 4.9).

Piezometričke visine izračunate su prema formuli:

geokv zzH += , (4.5)


gdje je zv izmjerena visina razine vode u cijevi od obližnje geodetske točke, a

zgeok

nadmorska visina geodetske točke.

Na mjernim mjestima 18-25 i 30, gdje je u sustavu prisutan potlak, korišten je

deset-litarski plastični spremnik vode. U ovim slučajevima zv je izmjerena

visina razine vode u spremniku od geodetske točke (vidi Sliku 4.10).

Slika 4.9 – Mjerenje piezometričke visine

Slika 4.10 – Mjerenje piezometričke visine

pomoću akumulacije vode u spremniku


8. Mjerenje visine vode iznad krune preljeva na vodoispustu obavljeno je

pomoću mjerne letve postavljene na lijevom rubu ispusnog bazena (vidi

Sliku 4.11). Na osnovu provedenih geodetskih mjerenja određena je

nadmorska visina krune preljeva (+1,75 m.n.m.) i prenesena na mjesto

ugradnje letve. Nula na letvi postavljena je na visinu od +1,75 m.

Iz izmjerene visine vode nad krunom preljeva proračunat je protok u

rashladnom sustavu pomoću formule (3.15).

Slika 4.11 – Mjerna letva u ispusnom bazenu

9. Mjerenje temperature obavljeno je očitavanjem sa ugrađenih termometara i

pomoću prijenosnog termofara.

4.3. Rezultati mjerenja

Sve izmjerene veličine su radi preglednosti prikazane tablično u Prilogu I.

Podaci relevantni za hidrauličku analizu sustava preračunati su na računalu i

prikazani u posebnoj tablici, također priloženoj u Prilogu I.


5. Hidraulički model rashladnog sustava

Na osnovu hidrauličkih analiza i mjerenja, napravljen je proračun protoka na

preljevu, provjerena radna karakteristika glavnih rashladnih pumpi, konstruirane su

piezometrička i energetska linija te određena radna točka rashladnog sustava.

5.1. Proračun protoka na preljevu

Iz formule za proračun protoka na preljevu TE Rijeka (3.15) proračunat je

protok u rashladnom sustavu.

Iz mjerenja na preljevu (vidi Prilog I) dobivene su sljedeće vrijednosti visine

vode iznad preljeva H:

Datum mjerenja Pumpe u pogonu Razina mora (cm) Visina vode iznad

preljevne brane (cm)

5. 7. 2000. A + B 0,23 76

20. 6. 2000. A + B 0,18 76

12. 6 2000

A 0,01 57

B 0,01 57

A + B 0,01 76

6. 10. 1978. A -0,1 57

A + B -0,07 75

Iz prethodne tablice vidljivo je da visina vode iznad preljevne brane, a time i protok,

ne ovisi o razini mora. Dakle, izmjerena visina vode iznad preljevne brane je:

- rad sa jednom pumpom: H = 0,57 m

- obje pumpe u radu: H = 0,76 m

Za izmjerene vrijednosti visine vode iznad preljeva, proračunati protok

rashladnog sustava TE Rijeka iznosi:


- jedna pumpa u radu: hmsmQ /56025/13,7 331 ==

- obje pumpe u radu: hmsmQ /32040/23,11 332 ==

Proračunate vrijednosti protoka na preljevu dobro se slažu sa vrijednostima

protoka definiranih projektom rashladnog sustava:

- jedna pumpa u radu: Q1 = 26000 m3

- obje pumpe u radu: Q

/h

2 = 43000 m3

/h

Slika 5.1 – Strujanje na preljevnoj brani vodoispusta

Kao što smo naglasili u 4. poglavlju, točnost proračunatih protoka na osnovu

izmjerenih visina vode iznad preljevne brane procjenjuje se na unutar 6%, zbog nešto

nepravilnijeg nastrujavanja na preljevnu branu (Slika 5.1).


5.2. Hidraulička analiza rada glavnih rashladnih pumpi

5.2.1. Dobavna visina pumpe

Dobavna visina pumpe Hn

jednaka je:

( )1212

21

22

2zz

gpp

gvvHn −+

ρ−

+−

= (5.1)

gdje su 1v i 2v prosječne brzine strujanja na ulaznom i izlaznom presjeku pumpe,

1p i 2p tlakovi na usisnoj i tlačnoj strani, 1z i 2z geodetske visine usisne i tlačne

strane pumpe (vidi Sliku 5.2).

Slika 5.2 – Skica glavne rashladne pumpe s ulaznim i izlaznim presjecima Dobavna visina za obje pumpe u pogonu:

Brzina na ulazu u pumpu 1v izračunava se iz proračunatog protoka u

rashladnom sustavu na jednoj pumpi smQ /6,5 3= i površine ulaznog

presjeka pumpe u usisnom bazenu 21 064,3 mA = (vidi Sliku 5.2):

z1 , p1 v1

z2 , p2 v2


smAQv /83,1

11 ==

Brzina na izlazu pumpe 2v izračunava se iz proračunatog protoka kroz

jednu pumpu smQ /6,5 3= i površine poprečnog presjeka tlačne cijevi

pumpe A2 = 1,766 m2

(vidi Sliku 5.2):

smAQv /17,3

22 ==

Izmjerena piezometrička visina na tlačnoj strani pumpe iznosi:

- obje pumpe u pogonu: mH 28,82 =

Iz izmjerene visine nivoa mora u bazenu ispred usisa pumpe z0 = -0,05 m i

geodetske visine usisne strane pumpe z1

= -4,38 m potrebno je izračunati tlak

na usisnoj strani pumpe. Zbog naglog povećanja brzine strujanja na ulazu

pumpe dolazi do pada tlaka. Da bi izračunali tlak na usisu pumpe postavit

ćemo Bernoullijevu jednadžbu od točke 0 do točke 1 (vidi Sliku 5.3). Iz

Bernoullijeve jednadžbe dobivamo tlak na usisu pumpe:

Slika 5.3 – Postavljanje Bernoullijeve jednadžbe na usisu pumpe


gubhzg

vg

pzg

vg

p+++=++ 1

211

0

200

22 ρρ

Zbog malih brzina i kratkog puta fluida od točke 0 do 1, zanemaruje

se hidraulički gubitak, tj. hgub

Brzina strujanja na kraju usisnog bazena

= 0.

0v (točka 0) izračunava se iz

proračunatog protoka u rashladnom sustavu smQ /2,11 3= i površine

omočenog oboda vode u usisnom bazenu 21 775,43)05,02,5(5,8 mA =−⋅=

(za izmjerenu visinu nivoa mora: z0

= -0,05 m)

smAQv /25,0

10 ==

Iz Bernoullijeve jednadžbe dobivamo tlak na usisu pumpe:

( )10

21

20

01 2zzg

vvpp −+

−+= ρρ

( ) Pap 522

1 10418,038,405,081,94,10242

83,125,04,10240 ⋅=+−⋅+−

+=

Geodetske visine tlačne i usisne strane su mz 38,41 −= i mz 25,12 += .

Dobavna visina za radnu točku kada su obje pumpe u pogonu:

mHn 84,838,481,94,1024

10418,028,881,92

83,117,3 522

=+⋅⋅

−+⋅−

=


Dobavna visina za jednu pumpu u pogonu:

Brzina na ulazu u pumpu 1v izračunava se iz proračunatog protoka u

rashladnom sustavu smQ /13,7 3= i površine ulaznog presjeka pumpe u

usisnom bazenu 2064,3 mA = (za izmjerenu visinu nivoa mora z0

= -0,07 m)

smAQv /33,2

11 ==

Brzina na izlazu pumpe 2v izračunava se iz proračunatog protoka kroz

jednu pumpu smQ /13,7 3= i površine poprečnog presjeka tlačne cijevi

pumpe A2=1,766 m2

:

smAQv /04,4

22 ==

Iz provedenih mjerenja očitane su vrijednosti tlaka sa manometra na tlačnoj

strani pumpe (pman

= 0,057 bar), na osnovu kojih je izračunata piezometrička

visina u tom presjeku cjevovoda:

mzpH manman 52,495,310057,0 1 =+⋅=+= − .

Tlak u osi cijevi ( mz 25,12 = ) je dakle:

mzHp 27,325,152,422 =−=−= , tj.

- barp 327,02 =

Iz izmjerene visine nivoa mora u bazenu ispred usisa pumpe z0 = -0,07 m i

geodetske visine usisne strane pumpe z1 = -4,38 m potrebno je izračunati tlak

na usisnoj strani pumpe. Zbog naglog povećanja brzine strujanja na ulazu


pumpe dolazi do pada tlaka. Da bi izračunali tlak na usisu pumpe postavit

ćemo Bernoullijevu jednadžbu od točke 0 do 1 (vidi Sliku 5.3).

gubhzg

vg

pzg

vg

p+++=++ 1

211

0

200

22 ρρ

Brzina strujanja na kraju usisnog bazena (točka 0) 0v izračunava se iz

proračunatog protoka u rashladnom sustavu smQ /13,7 3= i površine

omočenog oboda vode u usisnom bazenu 21 6,43)07,02,5(5,8 mA =−⋅= (za

izmjerenu visinu nivoa mora z0

= -0,07 m)

smAQv /16,0

10 ==

Iz Bernoullijeve jednadžbe dobivamo tlak na usisu pumpe:

( )10

21

20

01 2zzg

vvpp −+

−+= ρρ

( ) Pap 522

1 10406,038,407,081,94,10242

33,216,04,10240 ⋅=+−⋅+−

+=

Geodetske visine tlačne i usisne strane su mz 38,41 −= i mz 25,12 += .

Dobavna visina za radnu točku kada je jedna pumpa u pogonu:

mH n 4,5)38,425,1(81,94,1024

10406,010327,081,92

33,204,4 5522

=++⋅

⋅−⋅+

⋅−

=


5.2.2. Stupanj iskoristivosti pumpe

Snaga na osovini pumpe mjerena je preko električne snage na stezaljkama

elektromotora i preračunata uz koeficijent iskoristivosti elektromotora 98,0=ηEM .

EMEMC PP η⋅=

Izmjerena snaga pumpe i stvarna snaga na osovini pumpe:

Režim rada Izmjerena snaga [kW] Snaga na osovini pumpe [kW]

Obje pumpe u pogonu 699,6 685,608

Jedna pumpa u pogonu 501,3 491,274

Stupanj iskoristivosti pumpe jednak je omjeru ukupne snage na osovini

pumpe Pc i ukupne snage predane vodi od strane pumpe Pv

.

,C

V

PP

=η (5.2)

pri čemu je

nV gQHP ρ= (5.3)

Izračunata dobavna visina pumpi iznosi:

- obje pumpe u pogonu: mH n 84,8=

- jedna pumpa u pogonu: mHn 4,5=

Stupnjevi iskoristivosti iznose:


- obje pumpe u pogonu: 73,010608,685

6,5843,881,94,10243 =

⋅⋅⋅⋅

=η

- jedna pumpa u pogonu: 78,010274,491

74,581,94,10243 =

⋅⋅⋅⋅

=η

5.2.3. Provjera radne karakteristike pumpe

Na osnovu proračunatih dobavnih visina, provjerena je projektna karakteristika

pumpe. Usporedbom radne karakteristike pumpe iz dokumentacije (Slika 3.6) sa

dobavnim visinama i protocima dobivenim mjerenjima, vidi se (Slika 5.4) da su

odstupanja unutar granica točnosti mjerenja.


Slik

a 5.

4 –

Prov

jera

rad

ne k

arak

teri

stik

e pu

mpi


5.3. Piezometrička i energetska linija

Piezometrička linija je zbroj tlačne i geodetske visine, a prikazana je po

dužini sustava l (sustav je "razvijen" u jednu dimenziju):

)()()( lzglplH +⋅

=ρ

.

Energetska linija je zbroj tlačne visine, geodetske visine i kinetičke energije izražene

u metrima. Formula energetske linije u ovisnosti o varijabli l glasi:

glvlz

glplE

⋅++

⋅=

2)()()()(

2

ρ.

Piezometrička i energetska linija predstavljaju dobar model hidraulike

rashladnog sustava koji omogućava njegovu hidrauličku analizu i optimizaciju.

Opsežna mjerenja su omogućila da se dovoljno precizno definira

piezometrička i energetska linija, odnosno hidraulički gubici u rashladnom sustavu.

Piezometrička linija kalibrirana pomoću mjerenja od 5. 7. 2000. prikazana je na

Tablici 5.1 i na Slici 5.5. Na sljedećim slikama su ujedno prikazane gornje i donje

geodetske visine (maksimalne i minimalne visine vode u svakom vertikalnom

presjeku) rashladnog sustava po njegovoj dužini.


MJESTO U SUSTAVU BRZINA (m/s)

HIDRAULIČKI GUBITAK (m)

PIEZOMETRIČKA VISINA (m)

more na površini 0 - 0,23 more na ulazu usisa 0,909918 - 0,23 završetak ulaza usisa 0,909918 -0,0422 0,187801 koljeno u usisu 0,909918 -0,00376 0,184041 neposredno nakon koljena 0,909918 -0,00844 0,175601 ulaz cijevi u bazen 0,909918 -0,03596 0,139639 neposredno nakon ulaza 0,27451 -0,0845 0,055142 ispred grube rešetke 0,27451 0 0,055142 iza grube rešetke 0,313725 -0,01003 0,045109 ispred kose rešetke 0,313725 0 0,045109 iza kose rešetke 0,313725 -0,07023 -0,02512 ispred rotacijskog sita 0,313725 0 -0,02512 iza rotacijskog sita 0,27451 -0,02689 -0,05201 ispred pumpi 0,27451 0 -0,05201 usis pumpi 1,827676 0 -0,21842 manometar iza pumpi 3,170559 +8,84 8,279476 početak koljena (iza lept. z.) 3,170559 -0,09735 8,182129 početak račve 3,170559 -0,10247 8,079657 početak uspona (koljeno) 1,819836 -0,04726 8,375954 kraj uspona (koljeno) 1,722345 -0,03024 8,363315 početak zavoja 1,722345 -0,02764 8,335677 kraj zavoja 1,722345 -0,04536 8,290318 iza račve 1,687898 0 8,296305 iza leptirastog zatvarača 1,687898 -0,02759 8,268715 početak koljena 1,687898 0 8,268715 ulaz u ulaznu komoru kond. 1,687898 -0,02904 8,239674 ulazna cijevna stijena 0,567403 -0,24121 8,12726 izlazna cijevna stijena 1,863752 -2,13611 5,829548 izlaz iz izlazne komore 0,873608 -0,12059 5,848073 početak koljena 2,083825 0 5,66565 iza koljena 2,083825 -0,04426 5,621385 iza sakupljača kuglica 2,083825 -0,28772 5,333668 neposredno iza prigušnica 2,083825 -1,54925 3,784418 početak koljena (iza lept. z.) 2,083825 -0,04205 3,742367 iza koljena u račvi 2,083825 -0,04648 3,695889 kraj spajanja grana 2,282803 -0,07437 3,577235 početak zavoja 2,282803 -0,03732 3,539915 kraj zavoja 2,282803 -0,06375 3,476169 mjesto odzračivanja 2,282803 -0,04354 3,432629 ulaz u ispusni bazen 2,282803 -0,00518 3,427444 mjerna letva prije preljeva 0,191518 -1,15908 2,532099

Tablica 5.1 – Piezometrička linija za rad obje pumpe nakon kalibracije


Slik

a 5.

5 –

Piez

omet

ričk

a lin

ija r

ashl

adno

g su

stav

a ko

d ra

da o

bje

pum

pe

US

ISN

I CJE

VO

VOD

US

ISN

I B

AZE

N

PU

MPE

TLA

ČN

I CJE

VO

VO

D

KO

ND

EN

ZATO

R

OD

VO

DN

I CJE

VO

VO

D

IZLA

ZNA

G

RA

ĐE

VIN

A

PR

IGU

ŠN

ICE


Radi uvida u sifonski efekt u rashladnom sustavu, prikazane su maksimalne i

minimalne vrijednosti tlaka duž rashladnog sustava u Tablici 5.2. Prikaz energetske

linije u rashladnom sustavu dan je u Tablici 5.2 i na Slici 5.6.

Tablica 5.2 – Minimalni i maksimalni tlakovi te energetske visine

duž rashladnog sustava za rad obje pumpe

MJESTO U SUSTAVU MINIMALNI TLAK (m)

MAKSIMALNI TLAK (m)

ENERGETSKA VISINA (m)

more na površini 0 - 0 more na ulazu usisa 31,43198 34,20802 0,272199 završetak ulaza usisa 31,01478 33,79082 0,23 koljeno u usisu 30,63602 33,41206 0,22624 neposredno nakon koljena 29,40677 31,94443 0,2178 ulaz cijevi u bazen 2,070808 4,608469 0,181838 neposredno nakon ulaza 0 5,355142 0,058983 ispred grube rešetke 0 5,355142 0,058983 iza grube rešetke 0 5,345109 0,050125 ispred kose rešetke 0 5,345109 0,050125 iza kose rešetke 0 5,274878 -0,02011 ispred rotacijskog sita 0 5,274878 -0,02011 iza rotacijskog sita 0 5,247993 -0,04817 ispred pumpi 0 5,247993 -0,04817 usis pumpi 0 5,081579 -0,04817 manometar iza pumpi 6,279476 7,779476 8,791833 početak koljena (iza lept. z.) 6,182129 7,682129 8,694486 početak račve 6,079657 7,579657 8,592014 početak uspona (koljeno) 5,725954 8,525954 8,544751 kraj uspona (koljeno) 4,013315 6,813315 8,514512 početak zavoja 3,985677 6,785677 8,486873 kraj zavoja 3,940318 6,740318 8,441514 iza račve 4,346305 6,346305 8,441514 iza leptirastog zatvarača 4,318715 6,318715 8,413924 početak koljena 4,318715 6,318715 8,413924 ulaz u ulaznu komoru kond. -1,61033 1,749674 8,384883 ulazna cijevna stijena -1,72274 1,63726 8,143669 izlazna cijevna stijena -4,02045 -0,66045 6,007557 izlaz iz izlazne komore -4,00193 -0,64193 5,886971 početak koljena 2,76565 4,56565 5,886971 iza koljena 2,721385 4,521385 5,842707 iza sakupljača kuglica 2,433668 4,233668 5,554989 neposredno iza prigušnica 0,884418 2,684418 4,005739 početak koljena (iza lept. z.) 0,842367 2,642367 3,963688 iza koljena u račvi 0,795889 2,595889 3,917211 kraj spajanja grana 0,327235 2,827235 3,842841 početak zavoja 0,289915 2,789915 3,805521 kraj zavoja 0,226169 2,726169 3,741775 mjesto odzračivanja 0,182629 2,682629 3,698235 ulaz u ispusni bazen 0,177444 2,677444 3,69305 mjerna letva prije preljeva 0 7,332099 2,533968


Slik

a 5.

6 –

Ener

gets

ka i

piez

omet

ričk

a lin

ija d

už r

ashl

adno

g su

stav

a

US

ISN

I CJE

VO

VOD

US

ISN

I B

AZE

N

PU

MPE

TLA

ČN

I CJE

VO

VO

D

KO

ND

EN

ZATO

R

OD

VO

DN

I CJE

VO

VO

D

IZLA

ZNA

G

RA

ĐE

VIN

A

PR

IGU

ŠN

ICE


5.4. Radna točka rashladnog sustava

Proračunavanjem ukupnih hidrauličkih gubitaka za protoke od 5 do 15 m3

Karakteristika cjevovoda i radna točka sustava kao sjecište karakteristika

pumpi i cjevovoda, prikazane su na Slici 5.7.

/s,

dobivena je karakteristika cjevovoda. Ukupni hidraulički gubici dobiveni su tako da

su za svaki protok uračunati i hidraulički gubici na preljevu na izlaznoj građevini,

koji su dobiveni invertiranjem jednadžbe za protok na preljevu (3.15).

Utvrđene su radne točke rashladnog sustava:

• u radu s obje pumpe:

- protok: Q = 11,2 m3/s = 40320 m3

- dobavna visina pumpe: H = 8,84 m

/h

• u radu s jednom pumpom:

- protok: Q = 7,13 m3/s = 25560 m3

- dobavna visina pumpe: H = 5,4 m

/h

Daljnje izmjene u sustavu (mijenjanje, izbacivanje i dodavanje novih otpora u

sustav), mogu se pratiti na krivuljama karakteristika cjevovoda i pumpi, tj. može se

pratiti promjena radne točke sustava. Praćenjem promjene protoka i dobavne visine

pumpi (gubitka u sustavu) dobiva se potpun uvid u utjecaj određenog zahvata na

cjevovodu na rad sustava. Neke od poželjnih promjena u sustavu bit će predložene u

sljedećem poglavlju.


Slik

a 5.

7 –

Rad

ne to

čke

rash

ladn

og su

stav

a


6. Prijedlozi poboljšanja rada rashladnog sustava

Rezultati provedene hidrauličke analize omogućuju slijedeće prijedloge za

poboljšanje rada rashladnog sustava:

1. Skidanje prigušnica

2. Demontaža leptirastih zatvarača na ulazu u komore kondenzatora

3. Rekonstrukcije u izlaznoj građevini

4. Rekonstrukcija kose rešetke u usisnom bazenu

5. Instaliranje difuzora na ulazu u usisni cjevovod sustava

6. Čišćenje svih naslaga u cijevima i bazenima

6.1. Skidanje prigušnica

Prigušnice su naknadno ugrađene u rashladni sustav sa ciljem da se postigne

gornja točka punjenja rashladnika turbinskog ulja. Ugrađene su dvije prigušnice u

grane račve poslije kondenzatora, između skupljača Taprogge kuglica i leptirastih

zatvarača. Projektom je bilo predviđeno da se sustav za hlađenje turbinskog ulja

snabdijeva rashladnom morskom vodom sa glavnim rashladnim pumpama. Međutim

zbog problema koji su se javljali u radu rashladnog sustava i nakon ugrađivanja

prigušnica, rashladnici turbinskog ulja su odspojeni od glavnih rashladnih pumpi i

priključeni na pomoćne rashladne pumpe. Odvajanjem rashladnika turbinskog ulja

od glavnih rashladnih pumpi nestaje potreba za prigušnicama.

Provedenom hidrauličkom analizom ustanovljeno je da gubitak tlaka na

prigušnicama iznosi približno 1,5 m piezometričke visine. Skidanje prigušnica iz

rashladnog sustava direktno bi utjecalo na smanjenje potrebne snage glavnih

rashladnih pumpi zbog znatnog smanjenja hidrauličkog gubitka.

Međutim, skidanjem prigušnica dolazi do promjene radne točke sustava

pumpa-cjevovod. Na osnovu hidrauličkog proračuna karakteristike cjevovoda,

dobivene su dvije nove radne karakteristike cjevovoda, tj. radna karakteristika


cjevovoda bez jedne prigušnice i radna karakteristika bez obje prigušnice. Iz

dobivenog dijagrama prikazanog na Slici 6.1 očitane su nove radne točke i izveden

proračun potrebne snage i stupnja iskoristivosti glavnih rashladnih pumpi:

Postojeća radna točka sustava

Za rad obje pumpe:

- potrebna snaga na osovini pumpe: kWP 6,685=

- dobavna visina pumpe: mH n 84,8=

- protok u sustavu: hmQ /32040 3=

Za rad jedne pumpe:

- potrebna snaga na osovini pumpe: kWP 3,491=




Slik

a 6.

1 –

Dija

gram

rad

nih

kara

kter

istik

a ra

shla

dnog

sust

ava


Radna točka sustava bez jedne prigušnice

Za rad obje pumpe:

- potrebna snaga na osovini pumpe: kWP 609=



- stupanj iskoristivosti pumpe: 80,0=η

Radna točka sustava bez obje prigušnice

Za rad obje pumpe:





Potrebna snaga na pumpama proračunata je iz izraza (5.2) i (5.3). Budući da

su stupnjevi iskoristivosti procijenjeni za 4% manji od projektnih (vidi 3. poglavlje),

stupnjevi iskoristivosti pumpi za dobivene radne točke iz prethodnog dijagrama

očitani su iz projektne krivulje iskoristivosti pumpe i smanjeni za 4%.

Skidanjem obje prigušnice iz rashladnog sustava, postiže se povećanje

protoka u sustavu za 0,8 m3/s (2900 m3

Potrebna snaga na elektromotoru pumpe u postojećem stanju, na osnovu

izmjerenih podataka iznosi 700 kW, dok bi sa skidanjem obje prigušnice iznosila

618 kW. Dakle, gledajući obje pumpe zajedno, skidanjem obje prigušnice postiglo bi

se smanjenje ukupne potrebne snage za pogon pumpi od 164 kW.

/h) i pad dobavne visine pumpe za 0,7 m.

Također, smanjena je i potrebna snaga na osovini pumpe za 80 kW.


Moguće je da je izvođaču pogodnije izrezati prigušnice tako da ostane prsten

od nekoliko centimetara. U tom slučaju hidraulički gubitak se kreće do 4 cm, za

visinu ostatka prigušnice do 5 cm (vidi Sliku 6.2). Dakle, toliki hidraulički gubitak

može se tolerirati.

Slika 6.2 – Hidraulički gubitak na ostatku odrezane prigušnice

6.2. Demontaža leptirastih zatvarača ispred kondenzatora

Na ulazu i izlazu kondenzatorskih blokova instalirani su leptirasti zatvarači.

Leptirastim zatvaračima predviđeno je zatvaranje pojedinih blokova kondenzatora po

potrebi ili u zavisnosti o režimu rada elektrane. Budući da elektrana već godinama

radi isključivo sa oba kondenzatorska bloka u svim režimima rada, prestala je

osnovna funkcija leptirastih zatvarača.

Predlaže se skidanje leptirastih zatvarača na dovodnim cjevovodima ispred

kondenzatora.

Leptiraste zatvarače iza prigušnica treba zadržati i vratiti u funkciju, tako da

nakon skidanja prigušnica služe za regulaciju otpora, odnosno tlaka u rashladnom

sustavu.


6.3. Rekonstrukcije u izlaznoj građevini

Pored prigušnica i kondenzatora, preljevna brana na vodoispustu predstavlja

najveći hidraulički gubitak u sustavu.

Ovdje se predlažu tri varijante rekonstrukcije.

6.3.1. Izrada propusta na preljevnoj brani

Za smanjenje hidrauličkih gubitaka zbog preljevne brane na vodoispustu, prvi

prijedlog je izrada propusta na preljevnoj brani. Ideja ovog prijedloga je zadržati

postojeću funkciju bazena na vodoispustu. Idejno rješenje je dano na Slici 6.3.

Slika 6.3 – Trodimenzionalni prikaz propusta na preljevnoj brani

Iz formule za protok na kosom preljevu (3.10) može se dobiti da je jedno od

mogućih rješenja propust sljedećih dimenzija:

- širina 5 m

- dubina 1,6 m


Razina vode na preljevnoj brani kod rada obje pumpe time bi se smanjila za 76 cm.

Skidanjem obje prigušnice i izradom propusta na preljevnoj brani, postiže se

povećanje protoka u sustavu za 1 m3/s (3580 m3


izmjerenih podataka iznosi 700 kW, dok bi sa skidanjem obje prigušnice i izradom

propusta na preljevnoj brani iznosila 590 kW. Dakle, gledajući obje pumpe zajedno,

skidanjem obje prigušnice postiglo bi se smanjenje ukupne potrebne snage za pogon

pumpi od 220 kW.

/h) i pad dobavne visine pumpe za

1,14 m (vidi Sliku 6.4). Također, smanjena je i potrebna snaga na osovini pumpe za

107 kW.


Slik

a 6.

4 –

Dija

gram

rad

nih

kara

kter

istik

a ra

shla

dnog

sust

ava


6.3.2. Smanjenje visine preljevne brane na vodoispustu

Drugi prijedlog je da se smanji visina preljevne brane po cijeloj širini. Budući

da se varijacija razine mora uslijed plime i oseke kreće od –0,608 do +1,262 m.n.m.

(podatak iz TE Rijeka), moguće je smanjiti visinu preljevne brane za 0,5 m (sadašnja

visina krune brane preljeva je 1,75 m.n.m.).

Za rad obje pumpe i rashladni sustav bez obje prigušnice i krunom preljeva

spuštenom za 0,5 m:





Skidanjem obje prigušnice iz rashladnog sustava i sniženjem preljeva za

0,5 m, postiže se povećanje protoka u sustavu za 0,95 m3/s (3430 m3


izmjerenih podataka iznosi 700 kW, dok bi sa skidanjem prigušnica i smanjenjem

visine preljeva za 0,5 m iznosila 588 kW. Dakle, gledajući obje pumpe zajedno,

skidanjem visine preljeva za 0,5 m postiglo bi se smanjenje ukupne potrebne snage

za pogon pumpi od 224 kW.

/h) i pad

dobavne visine pumpe za 1,17 m (vidi Sliku 6.5). Također, smanjena je i potrebna

snaga na osovini pumpe za 109 kW.


Slik

a 6.

5 –

Dija

gram

rad

nih

kara

kter

istik

a ra

shla

dnog

sust

ava


6.3.3. Rekonstrukcija difuzora i uklanjanje preljevne brane u izlaznoj građevini

Treći prijedlog i ujedno najskuplji je rekonstrukcija difuzora i uklanjanje

preljevne brane na vodoispustu. Idejni prijedlog dan je na Slici 6.8.

Uklanjanjem preljevne brane i obiju prigušnica iz rashladnog sustava postiže

se povećanje protoka u sustavu za 1,79 m3/s (6470 m3


izmjerenih podataka iznosi 700 kW, dok bi sa uklanjanjem preljevne brane i obje

prigušnice iznosila 535 kW. Dakle, gledajući obje pumpe zajedno, skidanjem obje

prigušnice i uklanjanjem preljevne brane postiglo bi se smanjenje ukupne potrebne

snage za pogon pumpi od 330 kW.

/h) i pad dobavne visine pumpe

za 2,2 m (vidi Sliku 6.7). Također, smanjena je i potrebna snaga na osovini pumpe za

161 kW.

Rekonstrukcija difuzora sa završetkom ispod razine mora ima prednost u

odnosu na sadašnje rješenje:

- smanjenje gubitaka zbog eliminiranja preljevne brane i viseće

pregrade

- poboljšano startanje rashladnog sustava

- smanjenje pjenjenja jer je pokazano ([12]) da je upravo obrušavanje

vode u more uzrok intenzivnog stvaranja pjene na vodoispustu (vidi

Sliku 6.6)

Slika 6.6 – Sadašnje pjenjenje na vodoispustu


Slik

a 6.

7 –

Dija

gram

rad

nih

kara

kter

istik

a ra

shla

dnog

sust

ava


6.4. Rekonstrukcija kose rešetke u usisnom bazenu

Kosa rešetka smještena je između grube rešetke i rotacijskog sita, a

sastavljena je od snopova čeličnih profila dimenzija 10 x 100 mm koji su međusobno

udaljeni 20 mm. Radi veće površine filtracije i lakšeg čišćenja rešetka je postavljena

pod kutom od 15° u odnosu na vertikalnu ravninu usisnog bazena. Rešetka

predstavlja jedan od hidrauličkih gubitaka u sustavu koji iznosi približno 7-8 cm

piezometričke visine kada su obje pumpe u pogonu. Hidraulički gubitak još je veći sa

onečišćenjem rešetke, što povećava ukupni gubitak rashladnog sustava, a time i

potrebnu snagu pumpe.

Predlaže se skidanje kose rešetke tako da rotacijska sita preuzmu ulogu

kompletnog čišćenja ulazne morske vode.

Alternativni prijedlog je da se ostave kose rešetke uz uvjet redizajniranja

profila uz mogućnost jednostavne zamjene zaprljanih sa rezervnim čistim rešetkama.

Analiza dvodimenzionalnog strujanja kroz rešetke napravljena je uz pomoć

računalnih simulacija i dana u Prilogu II.

Rezultati simulacije pokazuju da se zaobljenjem ulaznog i izlaznog dijela

profila značajno smanjuju hidraulički gubici rešetke. Za konstrukciju optimalne

rešetke potrebne su daljnje računalne simulacije uz optimiranje ne samo oblika

ulaznog i izlaznog dijela profila nego i dužine profila te razmaka između profila.

6.5. Instaliranje difuzora na ulazu u usisni cjevovod sustava

Instaliranje difuzora na usisne cjevovode ima sljedeće prednosti:

- smanjenje miješanja toplije morske vode na vodoispustu s hladnijom

vodom na usisu

- smanjeni unos morskih organizama

- smanjenje hidrauličkih gubitaka na usisu


Dobro oblikovani difuzor znatno smanjuje ulazne hidrauličke gubitke. Za

ulaz u usisni cjevovod rashladnog sustava, hidraulički gubitak na ulazu iznosi

hL = 4,2 cm (KL = 1, vidi poglavlje 3.1.1.). Za dobro oblikovani difuzor (po [3], [4])

može se postići KL = 0,1, odnosno hidraulički gubitak od hL

= 0,4 cm.

Detaljnija analiza strujanja oko difuzora napravljena je uz pomoć računalnih

simulacija i prikazana u Prilogu II. Računalne simulacije omogućuju optimizaciju

oblika difuzora i rješavanje dva vrlo važna problema:

- smanjenje miješanja toplije morske vode na vodoispustu s hladnijom

vodom na usisu

- smanjenje unosa morskih organizama

6.6. Čišćenje svih naslaga u cijevima i bazenima

Čišćenjem cjevovoda i bazena uklonile bi se naslage morskih organizama

unutar rashladnog sustava. Učinak čišćenja je dvostruki. Prvo bi se postiglo

smanjenje hidrauličkih gubitaka u sustavu, što bi se povoljno odrazilo na rad usisnih

pumpi, a što je opširnije opisano u poglavlju 3.1. Također, uklanjanjem naslaga

smanjio bi se intenzitet naseljavanja morskih organizama unutar rashladnog sustava.

Naime, iako sustav filtracije uspijeva zaustaviti školjke i alge, planktonski organizmi

mogu nesmetano ulaziti kroz sustave rešetki i glavne rashladne pumpe. U

rashladnom sustavu na pogodnim mjestima gdje je temperatura mora odgovarajuća,

iz planktona se razvijaju larve, a iz njih školjke koje se naseljavaju po stjenkama

cjevovoda ([11]). Tako razvijene školjke u sustavu mogu blokirati mehanizme

zapornica i kondenzatorske cjevovode. Zaglavljene ljuske školjki u kondenzatorskim

cijevima povećavaju hidraulički gubitak u cijevima i tako smanjuju protok, a s njime

i učinkovitost hlađenja pare u kondenzatoru.


7. Zaključak

Na osnovu dostupne dokumentacije, provedenih mjerenja u pogonu u raznim

režimima rada rashladnog sustava i hidrauličkih proračuna može se zaključiti da je

projektno rješenje rashladnog sustava dobro odabrano, što potvrđuje i dosadašnji

uspješan rad elektrane.

U sklopu tog projektnog rješenja originalnost je uporaba sifonskog efekta koji

značajno smanjuje potrebnu snagu pumpi i time povećava stupanj djelovanja ukupne

termoelektrane. Međutim, sifonski efekt unosi određenu nestabilnost jer ovisi o

vakuum sustavu. Pored dobrog projektnog rješenja bilo je nužno na rashladnom

sustavu napraviti korekcije u cilju sigurnog snabdijevanja rashladnom vodom

hladnjaka turbinskog ulja. Zbog toga su ugrađene prigušnice na izlazu kondenzatora.

Nakon toga je rashladni sustav turbinskog ulja u potpunosti odvojen od glavnog

rashladnog sustava. Zbog problema startanja glavnog rashladnog sustava ugrađena je

viseća pregrada na kraju difuzora izlazne građevine. Za tako modificirani rashladni

sustav napravljena su opsežna hidraulička mjerenja s ciljem ocjene stanja i prijedloga

mjera za poboljšanje stupnja iskoristivosti.

Hidraulička mjerenja i analiza glavnog rashladnog sustava TE Rijeka

omogućuju donošenje sljedećih zaključaka:

1. U cilju povećanja stupnja iskoristivosti rashladnog sustava potrebno je smanjiti

neke od hidrauličkih gubitaka pa se predlaže sljedeće:

• skidanje prigušnica

• demontaža leptirastih zatvarača na ulazu u komore kondenzatora

• rekonstrukcije u izlaznoj građevini

• rekonstrukcija ili uklanjanje kosih rešetki u usisnom bazenu

• instaliranje difuzora na ulazu u usisne cjevovode

• čišćenje svih naslaga u cjevovodima i bazenima


Smanjenjem hidrauličkih gubitaka smanjuje se dobavna visina pumpi i

povećava protok u rashladnom sustavu.

Povećani protok rezultira većom iskoristivosti kondenzatora i time se

popravlja ukupni stupanj djelovanja elektrane.

Smanjivanjem dobavne visine pumpi smanjuje se opasnost od proboja

morske vode u parnu stranu kondenzatora preko zajedničkog vakuumskog kolektora.

Međutim, ovo smanjenje dobavne visine ima i posljedicu povećanja poteškoća u

održavanju vakuuma. To je posebno izraženo kod rada jedne pumpe uz ostale

nepovoljne okolnosti kao što su: oseka, visoka temperatura mora, povećanje

obraslosti u cjevovodima te eventualno propuštanja zraka na brtvenim i korodiranim

površinama.

Predloženim mjerama poboljšanja, koje su detaljno razrađene u 6. poglavlju,

postiže se poboljšanje stupnja djelovanja cijele elektrane do 0.2% uz vrlo mala

ulaganja i zahvate.

U prethodnoj konstataciji nisu uračunati efekti povećanja termičkog stupnja

djelovanja zbog efikasnijeg rada rashladnog sustava. Dakle, ukupni efekti

poboljšanja su veći.

Treba naglasiti da se predloženim mjerama pomiče granično područje rada sa

jednom pumpom od 160 MW prema 190 MW, što predstavlja također sigurnu

uštedu.

2. Smanjenje prevelike količine pjene na vodoispustu moguće je eliminiranjem

preljevne brane ili smanjenjem njene visine.

3. Ugradnjom difuzora na ulazu u usisne cjevovode smanjio bi se utjecaj miješanja

toplije morske vode na površini sa hladnijom vodom na usisu.

4. U cilju zaštite rashladnog sustava morske vode TE Rijeka od onečišćenja

morskim organizmima (školjke, alge i sl.) predlaže se sljedeće:

• izgradnja difuzora na ulazu u usisne cijevi radi smanjenja ulazne brzine, a

time i unosa morskih organizama u sustav


• skidanje kosih rešetki jer je njihov učinak u sprečavanju onečišćenja

zanemariv, a one predstavljaju gubitak koji se znatno povećava sa

njihovim onečišćenjem

• ukoliko se ostavljaju kose rešetke predlaže se njihova optimalna

rekonstrukcija i mogućnost fleksibilnog montiranja sa mogućnošću

zamjene

• čišćenje cijelog sustava od naslaga morskih organizama

Na kraju, preporuča se, nakon realizacije predloženih mjera poboljšanja ili

dijela istih, obnoviti mjerenja i usporediti postignute rezultate.


Literatura

[1] Aquasub – p.z.r., Izvještaj o podvodnom pregledu i ispitivanju broj 16/99,

Rijeka, 1999.

[2] Sopta, L., Mrša, Z., Analiza strujanja vode u vodoispustu sistema za rashladnu

vodu TE Rijeka, Rijeka, 1987.

[3] Streeter, V., Fluid Mechanics, McGraw-Hill, New York, 1998.

[4] Street, R. L., Watters, G.Z., Vennard, J. K., Elementary Fluid Mechanics, John

Wiley & Sons, New York, 1996.

[5] Idelchik, I.E., Handbook of hydraulic resistance, Israel Program for Scientific

Translation, Jerusalem, 1966.

[6] CHRIS – U.S. Coast Guard, Selected Properties of Fresh Water, Sea Water,

Ice and Air, internet (http://www.chrismanual.com/Intro/prop.htm), 1999.

[7] Agroskin, I. I., Dimitrijev, G. T., Pikalov, F. I., Hidraulika, Zagreb, 1964.

[8] Čugaev, R. R., Gidravlika, Energoizdat, Lenjingrad, 1982.

[9] Bohl, W., Stromungsmaschinen, Vogel-Verlag, Wurzburg, 1995.

[10] Wagner, W., Kreiselpumpen und Kreisel-pumpenanlagen, Vogel-Verlag,

Wurzburg, 1994.

[11] Stevenson, T.D.I., Mussel fouling at coastal power stations, University Marine

Biological Station, Millport, 1998.

[12] Institut "Ruđer Bošković" – Centar za istraživanje mora, Utvrđivanje uzroka

pjenjenja izlazne rashladne vode, Rovinj, 1980.

[13] Družeta, S., Hidraulička analiza rashladnog sustava morske vode u TE Rijeka,

Diplomski rad, Tehnički fakultet, Rijeka, 1999.

[14] Pintar, S., Analiza strujanja morske vode u ulaznoj i izlaznoj građevini

rashladnog sustava TE Rijeka, Diplomski rad, Tehnički fakultet, Rijeka, 2000.

[15] TE Rijeka, Tehnička dokumentacija, prospekti i fotografije

http://www.chrismanual.com/Intro/prop.htm�


Prilozi

I Rezultati mjerenja

II Numeričke simulacije strujanja

III Shema sustava


Prilog I

Rezultati mjerenja


Prilog II

Numeričke simulacije strujanja

Za potrebe ove studije napravljene su numeričke simulacije

dvodimenzionalnog strujanja morske vode oko ulaza usisnih cjevovoda i kose

rešetke. Ove simulacije su služile za kvalitativnu procjenu strujanja i omogućile

donošenje određenih zaključaka .

U ovom prilogu daje se kratki prikaz postupaka i rezultata numeričke

simulacije.

1. Osnovne jednadžbe

Numerički izračuni baziraju se na rješavanju osnovnih jednadžbi za očuvanje

mase i količine gibanja (Navier-Stokes jednadžbe). Odabrani model za ovaj proračun

je standardni k-ε turbulentni model koji je baziran na Reynolds-osrednjenim Navier-

Stokes jednadžbama.

Jednadžbe koje definiraju k-ε model turbulentnog strujanja su:

( ) 0=∂∂

+∂∂

ii

uxt

ρρ

(1)

( )jijl

lij

i

j

j

i

ji

i uuxx

uxu

xu

xxp

DtDu

′′−∂∂

+

∂∂

−∂

∂+

∂∂

∂∂

+∂∂

−= ρδµρ32

(2)

Mbkik

t

iYGG

xk

xDtDk

−+++

∂∂

+

∂∂

= ρεσµ

µρ (3)

k

CGCGk

CxxDt

Dbk

i

t

i

2

231 )( ερεεσµ

µερ εεεε

−++

∂∂

+

∂∂

= (4)


xiu

xu

xu

G j

j

i

i

jtk ∂

∂⋅

∂∂

+∂

∂= µ ,

ερµ µ

2kCt = (5)

gdje je p tlak, ui ρ i-ta komponenta brzine, gustoća, k kinetička energija

turbulentnog strujanja, ε brzina disipacije, ,09,0,92,1,44,1 21 === µεε CCC

3,1,0,1 == εσσ k .

Sustav jednadžbi (1)-(5) rješava se numerički. Numeričke metode i algoritmi

te odgovarajući softver su sofisticirani i predstavljaju područje rada specijalista za

računarsku mehaniku fluida.

2. Dvodimenzionalna simulacija strujanja na ulazu u usisni cjevovod

Jedna od ideja u ovoj studiji je izgradnja difuzora na ulazu u usisne

cjevovode. Svrha difuzora je smanjiti ulazne brzine, a time smanjiti unos morskih

organizama i miješanje tople vode sa površine s hladnom vodom oko usisa.

Strujanje u okolici usisa cjevovoda je trodimenzionalno i turbulentno.

Kompjuterska simulacija takvog strujanja je vrlo zahtjevna. Za potrebe ove studije i

donošenje kvalitativnih zaključaka o strujanju oko usisa napravljena je

pojednostavljena dvodimenzionalna simulacija strujanja.

Osnovne geometrijske veličine modela preuzete su iz dokumentacije. Usis

morske vode u TE Rijeka nalazi se na 35 m dubine. Usisne cijevi su promjera 3 m,

a cjevovod je u prosjeku nagnut za 30°. Ulazni profil cijevi nije posebno oblikovan.

Za proračunsku domenu osnovni parametri su: maksimalna dubina je 40 m,

usis na dubini od 35 m, ulazni cjevovod je promjera 3 m i nagiba 30°. Ukupna širina

modela je 114,5 m. Nakon definiranja geometrijskih veličina izrađena je i generirana

nestrukturirana mreža. Mreža za proračun izrađena je sa većim brojem elemenata na

geometriji ulazne cijevi i po unutrašnjim stjenkama cijevi (vidi Sliku 1).


Slika 1 - Detalj mreže oko usisa

Rubni uvjeti definirani su na Slici 2.

Slika 2 - Rubni uvjeti

Rezultati proračuna prikazani su na slikama 3-6.

ATMOSFERSKI TLAK

ČVRSTA GRANICA

ZADANA

BRZINA

ZADANI

HIDROSTATSKI

TLAK


Slik

a 3

– V

ekto

ri b

rzin

a [m

/s]


Slik

a 4–

Lin

ije in

tenz

iteta

brz

ina

[m/s

]


Slik

a 5

– St

rujn

ice


Slik

a 6

– Li

nije

inte

nzite

ta d

inam

ičko

g tla

ka [P

a]


Iz prikazane simulacije zaključuje se da je strujanje oko ulaza dominantno

radijalno, odnosno da su linije jednakih intenziteta brzina približno kružnice. Jasno je

da bi se za 3D simulacije dobile plohe jednakih intenziteta brzina približno sfernog

oblika.

Drugim riječima, ove simulacije dokazuju da je usisavanje vode približno

jednako iz svih smjerova, što rezultira i miješanjem površinske tople vode s hladnom

pridnenom vodom.

Prethodni zaključci sugeriraju izgradnju difuzora kojim bi se smanjile ulazne

brzine, a time smanjilo miješanje površinske tople vode s hladnom pridnenom

vodom i smanjio unos morskih organizama.

3. Simulacija strujanja na kosoj rešetci

Kose rešetke s pravokutnim profilima stvaraju hidrauličke gubitke koji nisu

zanemarivi, pogotovo ako su obrasle.

Za procjenu hidrauličkih gubitaka na rešetkama napravljene su

dvodimenzionalne numeričke simulacije strujanja za različite oblike profila rešetke.

Dvodimenzionalni model rešetke dobiven je presjekom rešetke sa okomitom

ravninom na profile rešetke. Na ukupnoj širini rešetke od 3,5 m smješteno je 116

profila 10 x 100 mm. Zbog sličnosti strujanja po cijeloj širini rešetke, promatrano je

strujanje na pet profila rešetke. Nakon definiranja geometrija, izrade mreža i

postavljanja rubnih uvjeta, izabran je standardni k-ε model turbulencije i izvršen

proračun.

Simulacije strujanja napravljene su za pet varijanti oblika profila (postojeći

oblik profila i četiri varijacije). Nakon definiranja geometrije izrađene su i

generirane nestrukturirane mreže za zadane domene.

• GEOMETRIJA 1

Prva geometrija je postojeća geometrija rešetke (Slika 7). Model se sastoji od

pet profila rešetke dimenzije 10 x 100 mm međusobno razmaknutih 20 mm. Da bi se


profil strujanja ispred i iza rešetke u potpunosti formirao, mreža se proteže ispred i

iza rešetke u dužini od 1000 mm tako da je cijeli model ukupne dužine 2100 mm.

Slika 7 - Geometrija 1 - detalj mreže oko profila

Ostale četiri varijante su:

• GEOMETRIJA 2

Profil postojeće rešetke skraćen je za 25% pa njegova duljina iznosi 75 mm.

Razmak između profila nije promijenjen. Karakteristike modela i generirane mreže

iste su kao i kod osnovne geometrije.

• GEOMETRIJA 3

Profil postojeće rešetke skraćen je za 50% pa njegova duljina iznosi 50 mm.

Razmak između profila nije promijenjen. Karakteristike modela i generirane mreže

iste su kao i kod osnovne geometrije.


Slika 8 – Geometrija 4 – detalj mreže oko profila

• GEOMETRIJA 4

Na ulaznom rubu postojećeg profila rešetke 10 x 100 mm izveden je kružni

radijus R = 5 mm. Razmak između profila nije promijenjen. Karakteristike modela i

generirane mreže iste su kao i kod osnovne geometrije (Slika 8).

• GEOMETRIJA 5

Na ulaznom i izlaznom rubu osnovnog profila rešetke 10 x 100 mm izvedeni su

kružni radijusi R = 5 mm (Slika 9). Razmak između profila nije promijenjen.

Karakteristike modela i generirane mreže iste su kao i kod osnovne geometrije


Slika 9 - Geometrija 5 - detalj mreže oko profila

Rubni uvjeti za simulacije strujanja dani su na Slici 10.

Slika 10 - Rubni uvjeti

Rezultati proračuna dani su na slikama 11-19.

SIMETRIJA

ISTJECANJE

SIMETRIJA

ZADANA

BRZINA

ČVRSTA GRANICA


• Geometrija 1

Slika 11 - Vektori brzina [m/s] (Geometrija 1)

Slika 12 – Polje intenziteta brzina [m/s] (Geometrija 1)


Slika 13 - Polje tlaka [Pa] (Geometrija 1)

• Geometrija 4



• Geometrija 5





Pad tlaka za pet varijanti oblika profila dan je na slijedećoj tablici, a pomoću

dijagrama na Slici 20.

Geometrije Oblik profila Pad tlaka [Pa] Smanjenje pada tlaka u odnosu

na osnovnu geometriju [%]

1 10 x 100 mm 642 0

2 10 x 75 mm 567 12

3 10 x 50 mm 555 14

4 10 x 100 mm + 1 x R5 mm 401 38

5 10 x 100 mm + 2 x R5 mm 188 71

Iz prethodne tablice vidi se da dobro oblikovani profil smanjuje hidraulički

gubitak rešetke za čak 71%.


Slik

a 20

- Pa

d tla

ka p

reko

kos

e re

šetk

e


Prilog III

Shema rashladnog sustava


Dodatak

Program ispitivanja hidraulike rashladnog sustava

morske vode u TE Rijeka

hidraulička analiza te rijeka -...

Documents