curs alimentari cu apa
TRANSCRIPT
CAPITOLUL 2
CAPTAREA APEI SUBTERANE
2.1. Generalităţi
Apa liberă care circulă în rocile granulare sau fisurate şi care poate fi captată sub
nivelul terenului sau când aceasta iese liber la suprafaţă se numeşte apă subterană.
Sursele de apă subterană pot fi cu nivel liber sau sub presiune. În cazul în care stratul
permeabil purtător de apă este mărginit pe o porţiune de nivelul liber al terenului se
formează izvor.
2.2. Determinarea elementelor hidrogeologice ale stratelor acvifere
Pentru dimensionarea corectă a captărilor din surse subterane este necesar să fie
cunoscute elementele hidropedologice ale stratului.
Elementele hidrogeologice ale unui strat acvifer sunt:
natura stratului: - cu nivel liber
- sub presiune
din material granular
din rocă fisurata
grosimea stratului de apă şi poziţia nivelului hidrostatic
valoarea medie a coeficientului de permeabilitate
panta hidraulică şi direcţia de curgere
porozitatea stratului purtător
granulozitatea
debitul maxim capabil al stratului
curba de pompare q =f(s)
transmisivitatea: T = kM; T = kH
coeficientul de înmagazinare S.
Pentru obţinerea acestor elemente, în teren se execută foraje de studiu.
2.2.1. Determinarea stratelor de apă subterană
În cercetarea stratelor de apă, geofizica utilizează două metode: metoda
geoelectrică şi metoda seismică.
Metoda geoelectrică se bazează pe măsurarea rezistivităţii electrice a rocilor
străbătute de un curent electric continuu.
1
Metoda microseismică constă în producerea de şocuri pe sol care se propagă prin
unde în toate direcţiile cu o viteză proporţională cu caracteristicile elastice ale rocilor (în
rocile uscate undele se propagă mai greu faţă de rocile îmbibate cu apă).
Dacă rezultatele confirmă existenţa stratului de apă se trece la metoda de
cercetare prin foraje de studiu care oferă elementele cantitative necesare în calculele de
dimensionare a captării.
2.2.2. Determinarea grosimii stratului de apă şi a nivelului apei
În cazul acviferului cu nivel liber se măsoară adâncimea de la cota terenului la
cota nivelului apei, iar în cazul acviferului sub presiune se determină cota nivelului
tavanului care limitează stratul prin verificarea probelor de pământ scoase şi calitatea
noroiului de foraj. Prin continuarea forajului se determină cota stratului impermeabil
suport.
Grosimea stratului de apă pentru calcul:
(2.1)
în care: H - grosimea măsurată a stratului de apă în studiul efectuat;
N min - înălţimea precipitaţiilor anuale în anul cel mai secetos;
N - înălţimea precipitaţiilor anuale în anul în care se fac studiile.
2.2.3. Determinarea direcţiei de curgere şi a mărimii pantei hidraulice
Pentru determinarea pantei stratului de apă se execută foraje dispuse în triunghi
cu latura de 100÷150 m, grupul de foraje fiind repetat la distanţe de 500 m. Se determină
în fiecare puţ, cota nivelului apei, raportată la acelaşi sistem de referinţă.
Fig.2.1. Determinarea grafică a pantei stratului de apă: a) plan static cu trei foraje; b) trasarea hidroizohipselor
2
Cunoscând 3 puncte din acel plan se poate determina mărimea pantei şi direcţia
de curgere normală pe curbele de nivel de pe suprafaţa apei numite hidroizohipse.
2.2.4. Determinarea curbei puţului q = f(s)
În foraj se introduce o pompă a cărei conductă de refulare se prelungeşte până la
o cutie metalică (habă) cu V = 1,0 m 3 . Se introduce in puţ un sistem de măsurat nivelul.
Se face pompare la 20% din capacitatea pompei reglând vana pe refulare. Nivelul se
stabilizează în maxim 3 zile. Se determină debitul şi nivelul. Se măreşte debitul pompei şi
se obţin perechi de valori q şi s pentru a se trasa q = q(s).
2.2.5. Determinarea coeficientului de permeabilitate Darcy
Se determină în practică prin metoda pompărilor de probă.
Pe lângă forajul de bază din care se pompează apa se execută încă două foraje
de observaţie amplasate pe direcţia perpendiculară direcţiei de curgere a apei în strat la
distanţe cunoscute. Dacă din forajul de bază se execută pompări, în jurul puţului se
produce o pâlnie de denivelare care va avea valori diferite în cele 3 foraje. Rezultă, cu
relaţia Darcy:
(2.2.)
în care a1 şi a2 sunt distanţele de la forajul de bază la forajele de observaţie (fig.2.2.).
Fig.2.2. Determinarea coeficientului de permeabilitate prin pompări de probă
3
Pentru a se obţine valorile acestui coeficient în strat se fac cel puţin 3 determinări
cu valori diferite pentru debit şi se adoptă o valoare medie pentru k.
2.2.6. Determinarea granulozităţii stratului acvifer
Granulozitatea se determină prin probe de cernere efectuate asupra materialelor
scoase din foraj. Curbele granulometrice determinate, permit să se determine valorile
caracteristice pentru strat. Valoarea cea mai des folosită este mărimea d40 - diametrul
corespunzător ochiurilor de sită care permite trecerea a 40% din materialul cernut.
Funcţie de această valoare normativele stabilesc o valoare limită a vitezei de circulaţie a
apei astfel încât nisipul din stratul poros de lângă puţ să nu fie spălat.
Tabelul 2.1. d40 (mm) Viteza admisibilă (m/s)0,250,501,00
0,00050,00100,0020
Pentru valori mai mari ale granulelor valoarea vitezei se poate calcula:
(2.3.)
în care k este exprimat în m/s.
2.2.7. Determinarea vitezei reale de circulaţie a apei în strat
Între viteza de curgere a apei vr şi viteza aparentă va există relaţia:
(2.4.)
Prin introducerea într-un foraj de studiu a unui colorant stabil în apă sau a unui
trasor radioactiv se poate determina vr - viteza reală de curgere a apei, putându-se
determina astfel şi coeficientul de porozitate care poate avea valori p = 0,05÷0,30.
2.2.8. Determinarea debitului disponibil de captat din strat
Pentru o porţiune de strat cu caracteristici hidrogeologice relativ apropiate debitul
stratului se poate determina:
4
(2.5.)
în care: H - înălţimea stratului de apă subterană
L - lungimea stratului
k - coeficient de permeabilitate
i - panta stratului de apă.
Pentru un strat format din mai multe segmente:
(2.6.)
2.2.9. Determinarea debitului maxim al unui puţ (debit optim)
Pentru a determina numărul de puţuri, este necesar să se determine debitul
maxim (debit capabil) pe care îl poate da un puţ în condiţii normale de funcţionare
îndelungată.
Urmând relaţiile Depuit-Thieme:
(2.7.)
şi
(2.8.)
se observă că pentru a se obţine debite maxime se poate acţiona asupra razei puţului r o
şi (H 2 - h o2 ) sau (H - h o).
Raza puţului ro nu se poate mări foarte mult datorită execuţiei care se complică. În
ţară există utilaje de foraj până la D = 1500÷1200 mm, dar în mod normal coloana puţului
rămâne la (200÷400) mm, spaţiul rămas fiind completat cu pietriş mărgăritar. Influenţa
termenului H 2 - h o2 , (H - h o) este maximă în cazul în care ho = 0. Prin micşorarea lui ho
creste debitul, dar creşte şi viteza de infiltraţie a apei prin pereţii coloanei de filtru. Limita
acestei viteze este viteza admisibilă. La valori mai mari decât aceasta, particulele de nisip
sunt antrenate de apa captată fapt care duce la deteriorarea utilajului de pompare,
colmatarea unor instalaţii şi prăbuşirea terenului în zona de captare. Limita de debit peste
care se produce înnisiparea se găseşte:
(2.9.)
5
Reprezentând grafic cele două curbe, curba de pompare q = f(s) şi curba care
reprezintă debitul, limita înainte de înnisipare q = f(vadmis) rezultă valoarea maximă a
debitului ce poate fi extras din puţ.
Fig.2.3. Determinarea debitului optim al unui puţ:a) strat freatic cu nivel liber; b) strat sub presiune
Raza de influenţă a puţului se poate determina aproximativ cu relaţii
semiempirice:
(m) (2.10.)
(m) (2.11.)
în care k şi H exprimate în (m/s) şi (m).
2.2.10. Determinarea transmisivităţii
Coeficientul de transmisivitate se determină:
T = kM (m 2 /s) (2.12.)
6
T = kH (m 2 /s) (2.13.)
în care: k - coeficientul de permeabilitate şi
H, M - grosimea stratului acvifer.
2.2.11. Determinarea coeficientului de înmagazinare
Coeficientul de înmagazinare S reprezintă volumul de apă care se poate elibera
din volumul de strat acvifer cu baza egală cu o unitate de suprafaţă când înălţimea
piezometrică scade cu o unitate.
S = a 0. .m v (2.14.)
în care : a0 - grosimea stratului de apă echivalentă presiunii hidrostatice
- greutatea specifică a apei
m v - coeficientul de compresibilitate verticală a rocii.
Orientativ, valorile coeficientului de înmagazinare şi porozitatea pentru strate de
mică adâncime sunt date în tabelul 2.2.
Tabelul 2.2. Material d(mm) p(%) S(%)1. Praf argilos2. Nisip fin3. Nisip fin4. Nisip mijlociu5. Nisip mijlociu6. Nisip grosier7. Nisip cu pietriş8. Pietriş mărunt9. Pietriş mediu10.Pietriş mediu11.Pietriş mare12.Pietriş grosier13.Pietriş
0,125÷0,0620,25÷0,1250,125÷0,50,5÷1,01÷27÷44÷88÷1616÷3232÷646÷128128÷256 256
45434241403835332725191817
10152532323230252220151515
2.2.12. Determinarea influenţei între puţuri
Datorită capacităţii reduse de debitare a puţurilor pentru o captare de apă se
execută mai multe puţuri. Distanţa între ele ar trebui să fie de două ori raza de influenţă.
Deoarece raza de influenţă poate fi foarte mare şi amplasarea puţurilor ar conduce la
mari complicaţii constructive şi de exploatare este necesar a se lua a 2R, deci curbele
de infiltraţie se pot suprapune, iar debitul fiecăruia se micşorează. Din acest motiv se
suplimentează numărul puţurilor (STAS 1628) cu 20%.
7
2.3. Captarea apei subterane în puţuri
Puţurile sunt construcţii pentru captarea apei subterane utilizate când adâncimea
stratului de bază este mai mare de (7÷8) m şi grosimea stratului de apă depăşeşte (2÷3)
m. Se utilizează puţuri săpate şi puţuri forate.
2.3.1. Puţuri săpate
Se adoptă soluţia puţ săpat în cazul în care Q 100 l/s, iar stratul acvifer cu o
adâncime prea mare. Este posibil de realizat, dar în general se execută obişnuit foraje cu
instalaţii mecanice de foraj şi care pot fora găuri până la 1300 mm.
Având un diametru mare (1÷3) m aceste puţuri acumulează un volum mare de
apă, iar la intrarea unui debit mai mare din puţ nivelul apei variază foarte lent şi deci nu
se produce o variaţie bruscă a vitezei de intrare a apei în puţ.
În cazul stratelor cu granulaţie mare a materialului filtrant se pot obţine debite mari
pe puţ şi deci un număr mic de puţuri.
Debitul maxim se determină:
qmax = D(H - s)v a (2.15.)
Alegerea diametrului se face în funcţie de tehnologia de execuţie şi de tipul de
barbacane.
Pentru puţul cu perete neted şi barbacană înglobată (fig.2.5.) = 0,20, diametrul
este diametrul interior al construcţiei, iar pentru barbacane din perete (cu cămaşă
metalică de protecţie pe perioada lansării) şi cu coroană de pietriş mărgăritar având rol
de filtru invers şi pentru lestare = 1,0.
Conform metodologiei prezentate debitul maxim (optim) se găseşte la intersecţia
curbei de pompare q = f(s) cu dreapta debitului maxim.
Curba de pompare a fost obţinută într-un foraj de studiu cu diametru mic (2r0) în
comparaţie cu D - diametrul puţului săpat.
Presupunem că pentru un debit q pentru forajul cu diametrul 2r0, curba de
infiltraţie este dată. Trebuie să se găsească h1 = H - S1 pentru diametrul D al puţului
săpat.
8
Fig.2.4. Schema de calcul pentru curba de pompare a puţului săpat
Din ecuaţia puţului rezultă:
(2.16.)
Pentru o valoare a debitului q se determină h1, respectiv s1 şi se poate trasa curba
q1 = f(s1) urmând metodologia prezentată pentru aflarea debitului maxim.
9
Fig.2.5.a. Puţ săpat: Detaliu de construcţie a puţului
10
Fig.2.5.b. Detalii de barbacane
2.3.2. Puţuri forate
Domeniul de aplicaţie este mult mai larg fiind utilizate pentru toate tipurile de
acvifer.
11
Fig.2.6. Puţ forat
Elementele de dimensionare au fost prezentate anterior.
2.4. Sisteme de colectare a apei din puţuri
Se utilizează două sisteme de colectare a apei din puţuri: sistem de colectare prin
sifonare cu puţ colector sau cazan de vacuum şi sistem de colectare prin pompare cu
pompe submersibile amplasate în puţuri.
2.4.1. Sistemul de colectare prin sifonare
Schemele posibile ale captărilor cu puţuri prin sifonare sunt: sistem de colectare
prin sifonare clasică şi sistem de sifonare cu cap auto-amorsant.
12
2.4.1.1. Sistemul de colectare cu sifonare clasică
Conducta colectoare, care constituie sifonul, este îngropată la (1÷1,5) m sub cota
terenului cu panta de minim 1‰ spre puţul colector sau cazanul de vacuum. La acest
colector se racordează câte o conductă formată din: o parte verticală aşezată în puţ, cu
capătul liber la minim 1÷1,5 m sub nivelul cel mai scăzut al apei; a doua parte aşezată în
rampă şi legată la colector. Capătul final este la puţul colector sau cazanul de vacuum.
Diferenţa de nivel între cocoaşa sifonului şi NHd min al apei în puţul colector
(sarcina sifonului) nu trebuie să depăşească (6÷7) m. Viteza apei în aceste conducte se
consideră (0,4÷0,8) m/s. Asigurarea funcţionării sifonului (Hs 6÷7 m) se poate asigura
prin utilizarea unor viteze de curgere prin acesta mai mici, deci diametre mari, şi
micşorarea pierderilor de sarcină. Prin acestea denivelarea s în puţul colector scade sau
îngroparea colectorului la o adâncime mai mare (nu mai mult de 3÷4 m).
Pentru instalaţia de amorsare se are în vedere un debit de aer evacuat la un
vacuum de (6÷7) m reprezentând circa 10% din debitul de apă.
Fig.2.7. Colectarea apei în puţuri prin sifonare şi puţ colector
În cazul unui număr redus de puţuri, cu înălţimi mici de aspiraţie, aşezare
convenabilă faţă de consumator, linie electrică de alimentare, se poate aşeza puţul
colector şi la unul din capetele liniei de captare. În acest caz distanţa puţului colector faţă
de ultimul puţ va fi de minim 10 m, dar nu mai mare de (20÷30) m.
13
2.4.1.2. Sistemul de colectare cu sifon autoamorsat
În cazul în care nu se permite aşezarea în rampă a conductei colectoare (linie de
puţuri aşezată paralel cu malul unui râu pentru captarea apei infiltrată prin mal) aşezarea
colectorului se face paralel cu linia terenului. Se dimensionează astfel încât să
funcţioneze cu un grad de umplere = 0,8. Spaţiul de aer de deasupra asigură circulaţia
aerului degajat din apă, circulaţie care are loc atât datorită antrenării de către curentul de
apă cât şi datorită capului autoamorsat.
Viteza maximă nu trebuie să depăşească 1,2 m/s.
Fig.2.8. Colectarea apei din puţuri cu cap autoamorsat.
Puţul colector în amândouă variantele se dimensionează astfel încât să permită
amplasarea tuturor conductelor cu distanţa maximă între ele şi între acestea şi pereţi de
(20÷25) cm.
Diametrul poate fi 3, 4, 5, 6 m. Înălţimea se determină astfel încât să se asigure
(1÷1,5) m gardă faţă de suprafaţa liberă la NHd min şi (1÷1,5) m faţă de fund pentru a nu se
antrena nisipul care eventual s-a depus. Pentru depunerea nisipului se prevede un spaţiu
de (1÷2) m.
Se leagă 4÷6 puţuri la un colector secundar şi acest colector printr-o vană se
leagă la colectorul care ajunge la puţul colector.
14
Fig. 2.9. Detaliu de puţ colector cu trei conducte sifon
15
Fig. 2.10. Detaliu cămin de vane pe sistemul de colectare
2.4.2. Sistemul de colectare prin pompare
La puţurile care captează apa din stratele de adâncime medie şi mare se
echipează fiecare puţ cu pompe submersibile care refulează apa într-o conductă
colectoare care lucrează sub presiune. Se utilizează acest sistem numai în cazul în care
sistemul cu sifonare nu poate funcţiona normal.
La adâncimi peste 20 m şi debite mici se utilizează pompe submersibile, iar la
adâncimi mai mici se pot utiliza pompe verticale cu coloană (fig.2.11.).
16
Fig.2.11. Schema de pompare a apei din puţuri cu pompe submersibile
2.5. Dimensionarea captărilor cu puţuri
Pentru dimensionarea captărilor cu puţuri se cunosc următoarele elemente:
debitul ce trebuie captat Q Id
caracteristicile stratului acvifer : H, k, i, p, d 40
planul de situaţie al zonei.
Se determină:
a) lungimea frontului de captare:
pentru acvifer cu nivel liber:
17
(2.17.)
pentru acvifer sub presiune:
(2.18.)
b) debitul optim pe puţ din curba de pompaj şi dreapta vitezei aparente admisibile;
c) numărul de puţuri: ; coeficientul 1,2 se ia pentru siguranţă
conform STAS 1629
d) debitul efectiv al unui puţ:
(2.19.)
e) distanţa între puţuri:
(2.20.)
aceasta trebuie limitată la minim 50 m pentru puţuri în acvifer cu nivel liber şi 100 m la
acvifer sub presiune. Dacă rezultă mai mică decât 50 m sau 100 m se adoptă distanţa
minimă.
f) recalcularea lungimii frontului de captare: L = (n - 1)a
g) sistemul de colectare a apei de puţuri
Pentru puţurile în strat freatic cu nivel liber se începe cu sistemul de sifonare
clasic sau cu cap autoamorsat. Se leagă convenabil câte 4÷6 puţuri la colector aşezând
convenabil puţul colector.
Conductele se dimensionează la v = (0,4÷0,8) m/s pentru sifonare clasică şi la o
viteză corespunzătoare pantei terenului egală cu panta colectorului cu cap autoamorsat
la un grad de umplere maxim 0,8.
Dacă se asigură Hv = 6÷7 m sistemul poate fi adoptat, iar în caz contrar se
recurge la sistemul cu pompe individuale în puţ. Pompa se alege la un debit egal sau mai
mic decât debitul efectiv al putului. Se recalculează numărul de puţuri pentru noul debit
(debitul pompei) şi denivelarea apei în puţ. Conducta colectoare se dimensionează la
(0,8÷1,0) m/s.
h) distanţa de protecţie sanitară - mărimea perimetrului de regim sever
Utilizând graficul din figura 2.13.a. se calculează distanţa D1 conform paragrafului
2.7.
18
* pentru acvifer cu nivel liber:
* pentru acvifer sub presiune:
pentru durata de parcurgere T = 20 zile, iar din grafic se determină Damonte, Daval, Dlateral cu
reducerea la dimensiunile minime indicate: Dam = 50 m
D av = 20m
i) alegerea coloanei de filtrare este o problemă importantă întrucât de eficienţa ei
depinde durata de viaţă a puţului;
De regulă puţurile au o singură coloană cu lungimea egală cu grosimea stratului
acvifer. În cazul în care stratul acvifer este format dintr-o succesiune de strate permeabile
separate de lentile impermeabile coloana este din mai multe bucăţi.
Alegerea tipului de coloană de filtru este legată de tipul de material pentru
coloană, uşor de prelucrat mecanic şi avantajos hidraulic. Materialul trebuie protejat
contra coroziunii, oţel inox (tablă sau sârmă), masă plastică. Se poate alege o coloană tip
punte executată din oţel inox sau oţel protejat cu orificii cu deschiderea 3÷4 mm.
Procentul de goluri calculat ca raportul dintre suprafaţa activă şi suprafaţa laterală
totală a coloanei, este important întrucât trebuie să asigure un acces favorabil al apei în
puţ dar şi să-i asigure acesteia rezistenţa mecanică.
Pentru o coloană cu lungimea egală cu grosimea stratului M, pentru a avea o
colectare relativ uniformă a apei pe întreaga coloană, este necesar ca:
(2.23.)
Pentru a avea o rezistenţă hidraulică redusă:
(2.24.)
cu: ,
în care - coeficientul de debit la curgerea prin orificiile coloanei (cu nisip sau pietriş
mărgăritar); - procentul de goluri, D - diametrul coloanei de filtrare.
La coloane cu lungimi până la 5÷6 m se poate accepta o colectare uniformă a
apei pe toată lungimea, iar la un procent de goluri de peste 10% rezistenţa hidraulică a
filtrului este foarte redusă.
19
2.6. Captări orizontale din stratul acvifer
2.6.1. Drenuri de captare a apei
În cazul stratelor de grosime mică (2÷5) m şi care se află la adâncime relativ mică,
sub cota terenului (8÷10) m este indicată captarea apei în dren.
Drenul este un element constructiv permeabil care, aşezat perpendicular pe
direcţia de curgere a apei în strat, captează apa şi o transportă la puţul colector.
Drenurile pot fi:
nevizitabile (dren propriu-zis)
vizitabile (galerii).
În funcţie de panta piezometrică în regim natural a stratului acvifer, drenurile pot fi:
de coastă; i 0,01 (primesc apa pe o parte)
în bazin ; i 0,01 (primesc apa pe două părţi).
Drenurile se amplasează la baza stratului acvifer într-o tranşee. Dacă se
consideră necesar, la bază, pentru a aşeza tuburile de drenaj se execută un strat de
beton de egalizare de (10÷20) cm.
Diametrul drenului creşte către puţul colector, iar schimbarea diametrului se face
într-un cămin al cărui radier este mai coborât cu 50 cm decât cota radierului tubului.
În jurul tubului de dren se prevede un filtru invers din straturi de minim 10 cm
grosime.
20
Fig.2.12. Captare cu dren de coastă.
Mărimea granulelor se stabileşte ca la filtrul invers.
La 50 cm deasupra nivelului stratului de apă se execută o saltea de argilă de circa
30 cm grosime cu una sau două pante pentru a nu permite apelor de suprafaţă să se
infiltreze în dren. Puţul colector se aşează la jumătatea frontului, iar la debuşarea drenului
în puţ se prevede o stavilă de perete.
2.6.2. Dimensionarea captărilor cu dren
Pentru dimensionarea captării se cunosc următoarele elemente:
debitul ce trebuie captat Q Id
caracteristicile stratului acvifer: H, k, i, p, d 40.
Se determină:
a) lungimea frontului de captare lungime dren:
dren de coastă:
(2.25)
dren în bazin:
21
(2.26.)
b) panta longitudinală a drenului se adoptă în funcţie de configuraţia terenului şi
de mărimea drenului.
Viteza apei în dren trebuie să fie mai mare de 0,7 m/s.
Panta longitudinală nu trebuie să fie mai mică de i = 0,001
c) secţiunea transversală a drenului Dn se calculează corespunzător unui grad de
umplere = h/D = 0,5 şi D n minim = 250 mm. Se presupune că drenul colectează apa din
strat cu debit uniform pe toată lungimea. Se trece succesiv la diametrele 300, 400, 500
mm şi se determină lungimile corespunzătoare până când debitul asigurat de ultima
secţiune este egal sau mai mare decât debitul drenului în secţiunea de lângă puţul
colector.
d) distanţa de protecţie sanitară se determină pentru drenuri de coastă:
(2.27)
Pentru drenuri în bazin se utilizează graficul din fig.2.13.b., se calculează raportul
şi , iar din grafic rezultă 1 = h1/H se deduce din relaţia (2.27.).
22
Fig.2.13. Grafice pentru calculul simplificat al zonei de protecţie sanitară
a. pentru puţuri; b. pentru dren
Dacă terenul este limitat, valorile Dam, Dav, Dlat pot fi reduse, dar nu mai mult de 20
m.
2.7. Protecţia sanitară a captărilor de apă
2.7.1. Protecţia captărilor cu puţuri
Deoarece în cazul apei subterane apa îndeplineşte condiţiile STAS 1342-91,
pentru a fi potabilă, este necesară numai o dezinfectare. Întrucât nu se prevede staţie de
tratare, sursa trebuie protejată.
O primă măsură de protecţie se ia prin alegerea amplasamentului în amonte sau
lateral de localitate sau industrii, astfel încât apa de suprafaţă care spală localitatea să nu
ajungă la captare. Excepţie fac de la această regulă captările de la adâncimi mai mari de
100 m.
La o impurificare naturală cu substanţe chimice sau organice biodegradabile,
dacă apa curge printr-un strat poros curat timp de 20 de zile, atunci datorită procesului
natural de autoepurare al solului, apa se purifică şi capătă caracteristicile unei ape
potabile.
23
Aceasta presupune că suprafaţa de teren aferentă acestei distanţe de curgere
trebuie păstrată curată din punct de vedere sanitar şi apărată împotriva oricăror
impurificări accidentale. Această suprafaţă - perimetru de regim sever - se împrejmuieşte,
accesul fiind interzis. Zona se înierbează şi nu se folosesc nici un fel de îngrăşăminte,
erbicide sau insecticide. Amonte de captare această zonă nu va fi mai mică de 50 m, iar
aval şi lateral 20 m (Decret 1059-67). În jurul acestei zone se instituie zona de restricţie
corespunzător unei durate de 50 zile. Amplasarea în aceste zone a unor construcţii se
face numai cu avizul organelor sanitare.
Mărimea perimetrului de regim sever se calculează considerând că în T = 20 zile
puţul funcţionând cu debit maxim trebuie să scoată toată apa conţinută în cilindrul de rază
D1, grosime M şi porozitate p.
Tq max = p D 12 M (2.28.)
(m) (2.29.)
Pentru puţ în strat freatic:
(2.30.)
Pentru un şir de puţuri se pot folosi diagramele din fig.2.13.a.
Dacă valorile pentru Dam, Dav, Dlat sunt mari, acestea se pot reduce la 50 m amonte
şi 20 m aval şi lateral, dar nu mai pot fi garantate caracteristicile bacteorologice şi este
obligatorie clorarea apei.
În cazul puţurilor de adâncime de cel puţin (40÷50) m perimetrul se instituie de
dimensiuni minime (10÷20) m din motive constructive.
2.7.2. Protecţia captărilor cu drenuri
În cazul drenurilor distanţa amonte se ia egală cu lungimea drenului parcurs în 20
zile.
(2.31.)
sau se reduce la 50 m amonte şi 20 m aval dacă rezultă mai mare, asigurându-se
totodată dezinfectarea artificială.
24
La drenul în bazin problema se rezolvă prin încercări conform cu fig.2.13.b.
(2.32.)
în care: h1 = 1H coeficientul 1 calculat cu graficul din fig.2.13.b. în funcţie de 0; h0 -
înălţimea stratului de apă în dreptul drenului, H - grosimea stratului de apă.
Aplicaţia 2.1.
Să se determine elementele caracteristice ale captării subterane cu puţuri ştiind
că:
- Q Ic = 5625 m 3 /zi = 65 l/s
- grosimea stratului acvifer H = 9,9 m
- d 40 = 0,5 mm
- curba de pompaj: s = 0,04q(q + 1)
- coeficientul de permeabilitate K = 70 m/zi
- plan de situaţie
Schema sistemului de alimentare cu apă
C - captare
SP - staţie pompare
A - apeduct
R - compartiment de înmagzinare a apei (castel de apă, rezervor)
RD - reţea de distribuţie a apei
Determinarea elementelor caracteristice pentru captarea subterană CS:
25
H = 8 + 0,1Ns = 8 + 0,1 19 = 9,9 m
s = 0,04q(q+1)
q1 = 1 l/s s 1 = 0,08 m
q2 = 4 l/s s 2 = 0,80 m
q3 = 10 l/s s 3 = 4,40 m
d40% = 0,5 mm cf. temei (40% din granulele stratului acvifer au mărimea 0,5 mm)
se alege:
d40 = 0,5 mm v a = 1 mm/s
d40 = 1 mm v a= 2 mm/s
d40 = 0,25 mm v a = 0,5 mm/s
deci: Qmax = 2 rHv a
Q max = 300.10 -3 .3,14.9,9.1.10 -3 m 3 /s
Q max = 9326.10 -6 m 3 /s
deci: Qmax = 9,33 l/s
1. Determinarea lungimii frontului de captare.
QIc = Qs.zi.max. = 5625 m 3 /zi = 65 l/s
26
K - coeficient de permeabilitate = 70 m/zi
i - panta hidraulică - panta medie a terenului
Fig.2.14. Calculul pantei medii
L = 1160 m
2. Determinarea debitului optim şi a denivelării optime.
27
Fig.2.15. Determinarea debitului optim
Din reprezentarea grafică din figura 2.15. rezultă:
s 0 = 2,20 m
q 0 = 7,30 l/s
3. Numărul de foraje:
n0 = 1,2n = 10,68
n0 = 11 foraje
4. Debitul efectiv al unui foraj:
28
5. Distanţa între foraje:
6. Distanţa de protecţie sanitară:
Se adoptă: Damonte = 50 m
D aval = 20 m
D lat =35m
p - porozitatea = 0,3
T - timpul normat de filtrare a apei în strat; pentru perimetrul de regim sever T =
20zile
Deoarece D > 50m
e necesar D =105 m
7. Captarea apei prin sifonare clasică:
29
Fig.2.16. Schiţă pentru captarea apei prin sifonare clasică din puţuri
Dimensionarea conductelor prin sifonare
Tro
nso
n
Q (l/s)Dn
(mm)
jv (m/s)
L (m) hr=J.L(m)cote piezometrice
F1-2 q’=5,9 1250.0035
0,49l+3m+l0105+3+8,73116,73
0,408N F Hd = 118,300cota piezo 2
F2-32q’=11,8
1500.0050
0,66 105 0,525117,890cota piezo 3
F3-43q’=17,7
2000.0042
0,70 105 0,473117,360cota piezo 4
F4-54q’=23,6
2000.0040
0,72 105 0,420116,890cota piezo 5
F5-65q’=29,5
250 0.002 0,60 105 0,210116,470cota piezo 6
F6-A6q’=35,5
2500.0032
0,74 52,5 0,168116,260cota piezo A
A-PC
Fq’=65 350 0.003 0,83 20 0,060116,092NPC=116,032
- Cota teren puţ colector CTPC = 123,00 m
- Cota ax conductă sifonare lângă PC = CTPC - 1,5 m = 123,00 - 1,50 = 121,50m
- Cota în dreptul primului foraj F1 = cotă ax cond. sifonare lângă PC - [5,5 l + (3,0
+ 3,0)]ic
C F1 T =121,5 - [(5,5 105) + 6] 0,002
C F1 T=121,5 - 1,167 =120,33 m
- Cota conductă de sifonare partea inferioară = C F1 T - 2,5 - H + 1 m = 123,0 - 2,5 -
9,9 + 1
30
C F1 T = 111,60 m
l0 = cota în dreptul lui F1 - cota conductă sifonare partea inferioară
deci: l 0 = 120,33 - 111,60 = 8,73 m
l 0 = 8,73 m < H = 9,9 m
NHst F1 = nivel hidrostatic corespunzător F 1
NHst F1 = C F1 Tcaptare - 2,50 m = 123,00 - 2,50 = 120,5 m
NHd F1 = N Hst
F1 – s 0 = 120,50 - 2,2 = 118,30 m (s0 = 2,2 m)
C 2 piezo = NHdF1 - h r
F1-2 = 118,30 - 0,408 = 117,89 m
C 3 piezo = NHdF1 – h r
F2-3 = 117,89 - 0,525 = 117,36 m
C 4 piezo = NHdF1 - h r
F3-4 = 117,36 - 0,473 = 116,89 m
C 5 piezo = NHdF1 - h r
F4-5 = 116,89 - 0,420 = 116,47 m
C 6 piezo = NHdF1 - h r
F5-6 = 116,47 - 0,210 = 116,26 m
C A piezo = NHdF1 - h r
F6-A = 116,26 - 0,168 = 116,092 m
C A-PC piezo = NHdF1 - h r
A-PC = 116,092 - 0,060 = 116,032 m
Verificare:
NHdF1 - h r = NPC
h r = 0,408 + 0,525 + 0,473 + 0,420 + 0,210 + 0,168 + 0,06 = 2,264;
DPC = 3,0; 4,0; 5,0; 6,0 m.
QIC = 234 m 3 /h
tf = 1’
Luăm DPC = 4 m pentru puţul colector
3,9 = 12,56hu, de unde: hu = 0,31 m < 1,0 m
Deci, diametrul ales DPC = 4,0 m este bun.
NPCmin = N PC - hu
NPC= 116,032 - 0,31 = 115,722 m
H vacuum = cota ax conductă de sifonare la intrare în PC minus NPC
H vacuum = 121,50 - 115,722 = 5,778 m
31
Se verifică Hvac. < 6÷7 m şi soluţia poate fi adoptată.
Aplicaţia 2.2.
32
Fig
.2.1
7. C
apta
rea
ape
i prin
sifo
nare
cla
sică
Captare din strat acvifer sub presiune, prin şir de foraje
echipate cu electropompe submersibile prin conducte de refulare
Să se determine elementele caracteristice ale captării subterane cu puţuri ştiind
că:
- Q IC = 5625 m 3 /zi = 65 l/s
- grosimea acviferului M = 11,9 m
- d 40% = 0,5 mm
- coeficientul de permeabilitate K = 70 m/zi
- plan de situaţie
Elementele captării:
M - grosimea stratului captiv
Ns = 19
M = 10 + 0,1Ns;
M = 10 + 0,1 19=11,9 m
M = 11,9 m
1. Lungimea frontului de captare Lfc.
QIc = 5625 m 3 /zi
K - coeficient de permeabilitate = 70 m/zi
i - panta hidraulică - panta medie a terenului
i = 4%
33
M = 11,9 m/zi
Lfc = 169,0 m
2. Debitul optim pentru un foraj
q = KMs;
K - coef. de permeabilitate = 70m/zi
va = 1mm/s
q0 = Qmax = 2 rMv a
q0 = 3,14 300 10 -3 11,9 v a
q0 = Qmax = 3,14 300 10 -3 11,9 1.10 -3
q0 = 11209 10 -6 10 -3 l/s = 11,21 l/s
q0 = 11,21 l/s
Rezultă din graficul din fig.2.18.
s 0 = 1,20 m
q 0 = 11,21 l/s
34
Fig.2.18. Determinarea debitului optim pe puţ
3. Determinarea numărului de foraje
n = 1,2 no = 6,95
n = 7 foraje
4. Debitul efectiv pe puţ
35
Debitul unui foraj: q’ = 9,30 l/s
5. Distanţa între foraje
cum l = 24,14 < 100m se adoptă l = 100m
Lfc = 100 n = 100 7 = 700m
6. Distanţa de protecţie sanitară
(m)
în care:
K = 70 m/zi
i = 0,04
p - porozitatea = 0.3
T - timpul normat de filtrare a apei în strat; pentru perimetrul de regim sever
T=20zile
D = 186,66 m > 50 m
Se adoptă: Damonte = 50 m
Daval = 20 m
D lat = 35 m
La sursă se prevăd instalaţii pentru dezinfecţia apei.
36
Fig.2.19. Schiţă pentru calculul sistemului de colectare a apei din puţuri
7. Dimensionarea conductelor de colectare a apei din puţuri
Tro
nso
n
Q (l/s)
Dn
(mm
)
jv (m/s)
L (m)hr=jxL(m)
Cote piezometrice
F1-1 q’=9,3125
0,008 0,734 + 5 = 9 m
0,072Cpiezo
F1 = 147,212
1-2 q’=9,3125
0,008 0,73 100 0,80Cpiezo
1 =147,14
2-32q’=18,60
200
0,0028
0,60 100 0,28Cpiezo
2 =146,34
3-43q’=27,80
200
0,0048
0,78 100 0,48Cpiezo
3 =146,06
4-54q’=37,50
250
0,0038
0,80 100 0,38Cpiezo
4 =145,58
5-65q’=46,50
250
0,0045
0,85 100 0,45Cpiezo
5 =145,20
6-76q’=55,75
250
0,0080
1,15 100 0,80Cpiezo
6 =144,75
7-R7q’=65,00
300
0,0035
0,88 1700 5,95
Cpiezo7 =143,95
CTR+5m = 133+5 =138,0CTR+4m = 133+4 =137,0
37
Dimensionarea conductelor se face astfel încât vitezele să fie cuprinse în
domeniul 0,6 m/s÷1,2 m/s
Cpiezo7 = C T
R + 5 m + h r7-R = 138,00 + 5,95 = 143,95 m
Cpiezo6 = C piezo
7 + h r6-7 = 143,95 + 0,80 = 144,75 m
Cpiezo5 = C piezo
6 + h r5-6 = 144,75 + 0,45 = 145,20 m
Cpiezo4 = C piezo
5 + h r4-5 = 145,20 + 0,38 = 145,58 m
Cpiezo3 = C piezo
4 + h r3-4 = 145,58 + 0,48 = 146,06 m
Cpiezo2 = C piezo
3 + h r2-3 = 146,06 + 0,28 = 146,34 m
Cpiezo1 = C piezo
2 + h r1-2 = 146,34 + 0,80 = 147,14 m
CpiezoF1 = C piezo
1 + h rF1-1 = 147,14 + 0,072 = 147,212 m
CpiezoF2 = C piezo
2 + h rF2-2 = 146,34 + 0,072 = 146,412 m
CpiezoF3 = C piezo
3 + h rF3-3 = 146,06 + 0,072 = 146,132 m
CpiezoF4 = C piezo
4 + h rF4-4 = 145,58 + 0,072 = 145,652 m
CpiezoF5 = C piezo
5 + h rF5-5 = 145,20 + 0,072 = 145,272 m
CpiezoF6 = C piezo
6 + h rF6-6 = 144,75 + 0,072 = 144,822 m
CpiezoF7 = C piezo
7 + h rF7-7 = 143,95 + 0,072 = 144,022 m
NHdF1 = C T
F1 - 3,5 m – s 0 = 122,0 - 3,5 - 1,2 = 117,30 m
NHdF1 = 117,30 m
Înălţimea de pompare pe forajul F1
HpF1 = C piezo
F1 - N HdF1 = 147,212 - 117,30 = 29,91 m
HpF2 = C piezo
F2 - N HdF2 = 146,412 - 117,30 = 29,112 m
HpF3 = C piezo
F3 - N HdF3 = 146,132 - 117,30 = 28,832 m
HpF4 = C piezo
F4 - N HdF4 = 145,652 - 117,30 = 28,352 m
HpF5 = C piezo
F5 - N HdF5 = 145,272 - 117,30 = 27,972 m
HpF6 = C piezo
F6 - N HdF6 = 144,822 - 117,30 = 27,522 m
HpF7 = C piezo
F7 - N HdF7 = 144,022 - 117,30 = 26,722 m
38
39
Fig
.2.2
0. C
apta
re în
str
at a
cvife
r su
b p
resi
une
cu fo
raje
ech
ipat
e cu
el
ectr
opo
mpe
sub
mer
sib
ile p
rin
con
duct
e d
e re
fula
re
40
Fig
.2.2
1. D
eter
min
area
deb
itulu
i opt
im p
e p
uţ
Aplicaţia 2.3.
Să se determine elementele caracteristice ale unei captări subterane cu puţuri
cunoscând:
- QIC = 4084,5 m 3 /zi = 0,047 m 3 /s
- i = iT
- nivelul apei se găseşte la 6,50 m sub cota terenului
- grosimea acviferului M = 9,05 m
- d 40 = 0,5 mm
- coeficientul de permeabilitate K=70 m/zi
- curba de pompaj s = 0,04q(q + 1)
- grosimea stratului acvifer din anul de studiu: H = 9,05 m
- precipitaţii atmosferice minime anuale: Nmin = 525 mm
- precipitaţiile în anul de studiu: N st = 691,67 mm
A. Calculul elementelor captării cu puţ forat din acvifer cu nivel liber
1. Lungimea frontului de captare:
Mişcarea apei subterane în stratele acvifere continue se face în conformitate cu
legea lui Darcy (regim de curgere laminară); face excepţie numai o zonă redusă situată în
imediata vecinătate a construcţiilor de captare, unde viteza apei creşte sensibil, astfel
încât regimul de mişcare se departează de cel laminar, dar acest fapt nu influenţează
calculul general al captării, ci produce o coborâre mică a nivelului apei în puţuri.
Lungimea L a frontului de captare se calculează în ipoteza că întreaga lungime a
stratului acvifer care transportă debitul ce trebuie captat este interceptată de puţuri,
dispus perpendicular pe direcţia de curgere a curentului subteran.
Pentru strate de apă cu nivel liber expresia de calcul a lungimii frontului de
captare este:
(m)
în care:
Q c - debitul de calcul al captării (m 3 /s);
Hmin - grosimea medie a stratului de apă subterană cu nivel liber pe lungimea
frontului de captare la nivelul cel mai scăzut al apei subterane, după perioade
lungi de secetă (m);
K - coeficient mediu de permeabilitate al stratului acvifer, calculat prin metode
statistice ca valoare medie ponderată (m/s);
41
i - panta hidraulică medie a curentului subteran;
i = iT =1,2%
2. Calculul debitului maxim pe puţ (Qmax.puţ):
Debitul se determină pe baza rezultatelor obţinute la probele de pompare,
punându-se condiţia de limitare a vitezei de intrare a apei în puţ, pentru a se evita
înnisiparea puţului. Viteza aparentă admisibilă de intrare a apei în puţ se calculează cu
relaţia de tip Sichardt:
K - coeficient de permeabilitate (m/s)
a - coeficient care se ia de regulă egal cu 15, iar la strate acvifere cu granulaţie
foarte fină se ia egal cu 18.
În cazul unui strat de apă freatică, determinarea debitului maxim capabil al unui
puţ de captare se face prin metoda grafică şi anume: se trasează grafic curba debitului în
funcţie de denivelare, după rezultatele obţinute la probele de pompare, însă raportate la
nivelul apei subterane după perioada de secetă, adică la nivelul corespunzător Hmin.
Consider Dforaj = 300 mm.
Corespunzător la 40% din diametrul particulelor de nisip de 0,5 mm rezultă:
v adm = 0,001 m/s
q max.puţ = vadm D fH = 0,001 3,14 0,3 9,05 = 0,00852 m 3 /s = 8,53 l/s
q max.cap.puţ = 5,24 l/s ;
soptim = 3,4 m
3. Numărul puţurilor:
n - numărul de puţuri
4. Debitul efectiv pe puţ:
42
5. Distanţa între puţuri:
a - distanţa între puţuri
6. Calculul zonei de protecţie a captării:
Se determină prin calcul la captări de apă potabilă pentru condiţia îndeplinirii unui
timp normat de filtraţie T prin strat:
T = 20 zile pentru zona cu regim sever
T = 70 zile pentru zona de restricţie din care 50 zile în afara zonei cu regim sever;
Calculul distanţelor de protecţie sanitară constă în calculul timpului T, în care o
particulă fluidă parcurge drumul de la marginea perimetrului până la puţ. Egalându-se
timpul T cu 20 zile se găseşte distanţa de protecţie căutată. De obicei, perimetrul de
regim sever se admite de formă dreptunghiulară cu distanţele de protecţie Dam spre
amonte, Dav spre aval şi Dlat lateral.
qef.puţ = 4,28 l/s = 0,00428 m 3 /s =15,408 m 3 /h = 369,8 m 3 /zi.
Pentru zona de protecţie de regim sever:
considerând porozitatea p = 0,2
Pentru zona de restricţie a captării:
T = 50zile
43
i = 1‰; h 1-PC - i L tot1-PC = 0,001 356,25 = 0,36 m
h CT-CTPC + 1,5 = 1,86 m
LP1-2 = 11,55 - 1,85 - 1 m + 71,25 + 5 m = 84,94 m
qef.puţ = 4,28 l/s
44
Fig
.2.2
2. Z
ona
de p
rote
cţie
a c
apt
ării
7. Dimensionarea conductelor sifon pentru colectarea apei din
puţuri
Tronson
Q (l/s)Dn
(mm)
jv (m/s)
L (m)
hr=jxL(m)
Cote piezometrice
P1-2 4,28 1000,0055
0,5584,94
0,4671
Cpiezo1 = C TF1-2,5-
sef=149,25m
2-3 8,56 1250,0061
0,6771,25
0,4346
Cpiezo2 =149,25-
0,4671=148,78m
3-4 12,84 1500,0058
0,771,25
0,4132
Cpiezo3 =148,78-
0,4346=148,34m
4-5 17,12 1750,0047
0,72 7,250,3348
Cpiezo4 =148,34-
0,4132=147,93m
5-PC 21,4 2000,0035
0,6871,25
0,2493
Cpiezo5 =147,93-
0,3348=147,59m
CpiezoPC = 147,35m
Fig.2.23. Schiţa de legare la sifonul colector
8. Dimensionarea puţului colector
tf = 5÷10 min - timp de trecere
Aleg: tf = 8 min
45
NHd min = 147,35mdM
Cax sifon = CtPC -1,5 = 151,5 - 1,5 = 150 mdM
Hsifon = 150 - 147,35 = 2,65 mdM < 6 m
B. Dimensionarea captării cu puţuri săpate
1. Lungimea frontului de captare:
L = 712,5m
2. Debitul maxim pe puţ:
q max.puţ = vadm D puţ H = 3,14 3 9,05 0,001 = 0,0853 m 3 /s = 85,3 l/s
Dpuţ = 3,4,5,6 m
aleg Dpuţ = 3 m
Trebuie transpusă curba de pompaj pentru D = 3 m.
în care:
r0, h0 - corespund puţului cu diametrul mic;
r 1, h1 - corespund puţului cu diametrul D = 3 m;
q (l/s) h0 (m) h1(m) s1(m)3 8,45 8,58 0,474 8,05 8,27 0,786 7,30 7,66 1,398 6,15 6,72 2,3310 4,65 0,54 3,5112 2,70 4,28 4,77
46
Fig.2.24. Schema pentru determinarea curbei de pompaj pentru D = 3,00 m
qoptim =11,9 l/s cu soptim =7,7 m (conform fig.2.25.)
47
48
Fig
.2.2
5. D
ebitu
l opt
im p
entr
u pu
ţ săp
at
Fig.2.26.Sistemul de colectare a apei din puţurile de captare
3. Numărul de puţuri săpate:
4. Debitul efectiv pe puţ:
5. Stabilirea distanţei dintre puţuri:
6. Zona de protecţie:
D am = Dav = 57 m
D lat = 44 m
49
CAPITOLUL 3
ADUCŢIUNI
3.1. Tipuri de aducţiuni
Aducţiunea reprezintă totalitatea construcţiilor şi instalaţiilor cu ajutorul cărora apa
este transportată, în condiţiile cerute de la captare la rezervoarele de înmagazinare.
Aducţiunile pot fi:
- aducţiuni gravitaţionale
sub presiune
cu nivel liber
- aducţiuni sub presiune funcţionând prin pompare
3.1.1. Aducţiuni gravitaţionale sub presiune
Se adoptă acest tip de aducţiuni în cazul în care cota la care este amplasată captarea este mai ridicată decât cota rezervorului, debitul transportat Qaducţiune (5÷6) m 3 /s, relieful terenului pe traseul aducţiunii este accidentat, iar apa transportată este de bună calitate.
3.1.2. Aducţiuni gravitaţionale funcţionând cu nivel liber
Se adoptă în situaţia în care cota captării este mai ridicată decât cota rezervorului, terenul are o pantă relativ uniformă, calitatea apei este indiferentă consumatorului, siguranţa în funcţionare în perioada de iarnă satisface beneficiarul, iar debitul transportat este mare. În cazul în care este necesar să se păstreze calitatea apei, să existe o siguranţă în funcţionare ridicată sau dacă terenul prezintă denivelări importante se utilizează aducţiuni închise (canal sau galerie) funcţionând cu nivel liber.
3.1.3. Aducţiuni sub presiune funcţionând prin pompare
Acest tip de aducţiune se adoptă în situaţia în care, captarea se află la o cotă mai mică decât cota rezervorului. Se poate realiza acest tip de aducţiune cu pomparea realizată într-o singură treaptă sau dacă este cazul, mai multe trepte.
Fig.3.1. Aducţiune gravitaţională sub presiune
50
Fig.3.2. Aducţiune gravitaţională cu nivel libera,b – deschisă; c,d – închisă
Fig.3.3. Aducţiune sub presiune funcţionând prin pompare
3.2. Proiectarea aducţiunilor
Aducţiunea fiind unul dintre obiectele sistemului de alimentare cu apă din cele mai dezvoltate, este important ca soluţia aleasă să ofere cele mai bune posibilităţi de execuţie şi exploatare.
3.2.1. Stabilirea traseului aducţiunii
Traseul aducţiunii se alege astfel încât:
să aibă lungimea cea mai mică;
să se găsească în apropiere de căile de comunicare;
să nu fie afectate de construcţiile executate ulterior în zonă;
să se evite zonele de teren instabil, inundabil;
să nu existe zone de poluare subterană sau de suprafaţă.
3.2.2. Stabilirea schemei de funcţionare a aducţiunii
51
În cazul alimentării cu apă pentru centrele populate transportul apei se realizează prin aducţiuni închise. Pentru aducţiunile gravitaţionale:
traseul este mai lung;
secţiunea este mai mare;
costul mai redus întrucât se poate utiliza un material mai puţin pretenţios
întrucât presiunea de lucru este mai mică.Pentru aducţiunile prin pompare:
traseul este mai scurt;
secţiunea este mai mică;
apar o construcţie suplimentară – staţia de pompare şi alte construcţii
accesorii;
apar cheltuielile cu energia consumată şi exploatarea staţiei de pompare;
necesită material mai pretenţios întrucât funcţionarea este sub presiune.
3.2.3. Debitele de dimensionare
Aducţiunile se dimensionează la:
QI d = Qs zi max
Dacă se are în vedere sporul de creştere al populaţiei se poate alege una din posibilităţile: - se execută aducţiunea pentru debitul de perspectivă; - se execută aducţiunea la o dimensiune dată de debitul pentru prima etapă şi se extinde prin dublare, triplare, în perspectivă.
3.3. Calculul hidraulic al aducţiunilor gravitaţionale sub presiune
Determinarea diametrului conductei se face cu relaţia:
(3.1.)
în care: - secţiunea conductei; R – raza hidraulică; C – Coeficientul Chèzy; J – panta hidraulică.
Secţiunile la acest tip de aducţiune sunt circulare, ceea ce duce la:
(3.2.)
(3.3.)
în care: n – coeficientul de rugozitate exprimat sub forma K = 1/n
Tabelul 3.1.
52
Tip conductă K123
Beton prefabricatMetal, beton sclivisitAzbociment, PVC, PE
748390
Panta hidraulică J este panta hidraulică disponibilă datorită diferenţei de nivel H:
(3.4.)
Dimensionarea se poate face prin calcul analitic sau folosind diagramele din fig.3.4., 3.5., 3.6. care sunt ilustrarea grafică a relaţiilor prezentate anterior.
Fig.3.4. Diagramă pentru dimensionarea conductelor (canalelor) din tuburi din beton, prefabricate, după formula lui Manning (1/n = 74)
53
Fig.3.5. Diagramă pentru dimensionarea hidraulică a conductelor din metal, beton precomprimat, după formula lui Manning (1/n = 83)
54
Fig.3.6. Diagramă pentru dimensionarea hidraulică a conductelor din azbociment, după formula lui Manning (1/n = 90)
3.4. Calculul hidraulic al aducţiunilor gravitaţionale cu nivel liber
În cazul acestor aducţiuni calculul este mai laborios întrucât forma secţiunii aducţiunii poate fi mult mai variată.
Dimensionarea se face utilizând relaţia 3.1. cu coeficientul de rugozitate n apreciat în funcţie de modul de căptuşire al canalului. Viteza apei în canal trebuie să fie mai mare decât viteza la care pot avea loc depuneri şi mai mică decât viteza la care există pericolul eroziunii materialului de căptuşire.
În rezolvarea problemei se impune “b” lăţimea la fund a canalului aleasă în funcţie de forma secţiunii, lăţimea minimă de execuţie, lăţimea utilajului de săpare. Se reprezintă grafic Q = f(h) pentru b ales, iar pentru debitul la care se dimensionează aducţiunea se determină h din acest grafic.
Pentru secţiunile cu profil de curbă continuă se utilizează diagramele din fig. 3.7.,3.8.,3.9., verificându-se viteza şi debitul la înălţimea h şi la secţiune plină.
3.5. Dimensionarea aducţiunilor funcţionând cu pompare
Dimensionarea hidraulică a acestui tip de aducţiune se face cu relaţia 3.1. şi diagramele de la aducţiunile gravitaţionale sub presiune. În cazul acestor aducţiuni, deoarece sunt două necunoscute, D şi J se adoptă la dimensionare un criteriu tehnico-economic: există un diametru pentru care cheltuielile totale anuale sunt minime. Acest diametru este denumit diametru optim economic.
Cheltuielile totale anuale cu aducţiunea pot fi exprimate:
(3.5.)
în care: z – cheltuielile totale anuale de calcul;I – investiţia în aducţiune;
55
Tr – timpul de recuperare a investiţiei în aducţiune;Ce – costul anual al energiei electrice consumate cu pomparea apei pe aducţiune.
Fig.3.7. Diagrame pentru calculul canalelor circulare din beton
56
Fig.3.8. Diagrame pentru calculul canalelor ovoide din beton
57
Fig.3.9. Diagrame pentru calculul canalelor clopot din betonDiametrul optim economic rezultă în punctul în care funcţia z = zmin.Cele două componente ale cheltuielilor totale anuale pot fi exprimate în funcţie de
diametru.Investiţia totală în aducţiune este:
(3.6.)
în care: Iu – investiţia unitară USD/m (fig.3.10.);L – lungimea aducţiunii
58
3.10. Investiţia unitară în conducte metalice (1996)
Cheltuielile cu energia rezultă:
(3.7.)
în care: pe – preţul energiei electrice USD/kWh;Ec – energia electrică consumată într-un an kWh/an
Energia electrică consumată cu pomparea pe aducţiune într-un an:
(3.8.)
în care: QId – debitul pentru care se dimensionează aducţiunea;Hp = Hg + hr – sarcina pompelor;p – randamentul pompelor;T – timpul de funcţionare într-un an al aducţiunii ( se consideră pompare continuă
T = 8760 ore/an).
59
Aplicaţia 3.1.
Să se dimensioneze aducţiunea al cărui profil tehnologic este dat în fig.3.11. Debitul transportat este 43,5 l/s.
Fig.3.11.
Rezolvare:Conducta funcţionează gravitaţional:
Pentru o conductă din tuburi PREMO, din diagrama Manning, pentru Q = 43,5 l/s şi J = 0,006 rezultă D = 250 mm cu v = 1,0 m/s.
Aplicaţia 3.2.
Să se dimensioneze secţiunea canalului de aducţiune pentru alimentarea cu apă a unei industrii pentru care Q = 8 m3/s, iar J = 0,005.
a) Canal trapezoidal deschisSe impune b = 1,0 m şi considerând canalul protejat cu beton (K = 74):
Fig.3.12. Profil canal aducţiune
60
La = 6000 m
Tabelul 3.2.hm
m2
Pm
Rm
R1/6 CQm3/s
123
0,51,01,5
0,752,003,75
234
0,370,660,93
0,610,810,96
0,850,930,98
62,9069,0472,52
2,027,9318,54
Fig.3.13. Cheie limnimetrică Q = f(h)
b) Canal circular parţial plin, îngropatPentru J = 0,005 din diagrama 3.7. Dn = 2,00 m, rezultă Qplin = 10 m3/s, vplin = 3,30
m/s.Se calculează:
Din diagrama 3.7. pentru = 0,8 rezultă:
Rezultă vefectiv = 1,10vplin = 1,103,3 = 3,63 m/s, ceea ce duce la concluzia că se pot utiliza tuburi prefabricate din beton.
Înălţimea apei în canal este h = 0,70D = 1,40 .
Aplicaţia 3.3.
Să se determine valoarea diametrului colectorului de refulare al unei captări subterane cunoscând:
- Q = 9,81 l/s;- timpul de recuperare a investiţiei Tr = 20 ani;- se adoptă conductă metalică;- costul energiei Pe = 0,05 USD/kWh- randamentul agregatelor de pompare a = 0,80- timpul de funcţionare Tf = 8760 ore/an- preţul mediu al conductei- înălţimea geodezică Hg = 22 m, iar hr loc. = 2 m- lungimea conductei Laducţiune = 1200 m
Calculul este prezentat în tabelul 3.4.
61
Tabelul 3.4.Calculul diametrului optim economic
Ipoteza
Ql/s
Dn
mm
vm/s
Jm/m
hr
mHp
mEc
kWhCe
$/anIu
$/mI$
I/Tr
$/anz$/an
1 fir128,4
350400500
1,331,020,65
0,00940,00480,0015
11,285,761,80
35,3529,8225,90
229992191856164822
1149995938241
163,8181,8222,1
196560218160266520
98281090813320
213272050021567
2 fire 64,2
250300350
1,300,850,65
0,01000,00340,0015
12,004,081,80
36,0026,0825,80
248267179856177925
1241389938896
115,0128,4163,8
138000154080196560
690077049828
193131669718724
Fig.3.14. Reprezentarea grafică a cheltuielilor totale anuale funcţie de diametru
62
Fig.3.15. Plan de situaţie aducţiune – model
Fig.3.16. Profil longitudinal aducţiune – model
63
CAPITOLUL 4
ÎNMAGAZINAREA APEI
4.1. Rolul înmagazinării
În schema de alimentare cu apă prezenţa înmagazinării permite dimensionarea raţională a sistemului de alimentare cu apă, funcţionarea tehnologică mai uşoară a obiectelor tehnologice cu debite lent variabile exceptând reţeaua de distribuţie, sporirea siguranţei în funcţionare a sistemului de alimentare cu apă. Faptul că toate construcţiile din amonte de rezervor, inclusiv acesta, se dimensionează la Qs zi max, deci la un debit constant, o mare parte a anului permite menţinerea acestora la parametrii hidraulici relativ constanţi în timp. Înmagazinarea trebuie să aibă un anumit volum care să asigure funcţionarea curentă a reţelei de distribuţie. Volumul de apă din rezervor trebuie să acopere diferenţa de debit Qo max – Qzi max la orice oră din an. Volumul care asigură acest rol poartă numele de volum de compensare orară.
În construcţia de înmagazinare trebuie păstrată şi cantitatea necesară de apă care trebuie să fie la dispoziţia organelor PSI în orice moment şi în orice punct al reţele, pentru combaterea incendiilor. Acest volum este numit rezerva intangibilă de incendiu. De asemenea, mai trebuie asigurat un volum de apă pentru cazul în care în amonte de rezervor, la sursă sau la aducţiune apar situaţii de avarie. Acest volum poartă numele de volum de avarie. În unele cazuri mai pot fi înmagazinate volume de apă pentru funcţionarea intermitentă a staţiei de pompare care se găseşte imediat sau după rezervor, numite volum suplimentar sau volume de apă justificate din considerente economice sau de siguranţă. Volumul înmagazinării va avea cea mai mare valoare dintre cele două valori calculate (conform STAS 4165-88):
(4.1.)
În mod normal volumul V R este format din volumul de compensare orară, volumul intangibil pentru combaterea incendiilor şi total sau parţial volumul de avarie. Înmagazinarea trebuie să asigure presiunea în reţea. Debitul orar cerut de reţea trebuie asigurat la presiunea necesară cerută la branşament. Aceasta duce la amplasarea cuvei rezervorului la o cotă convenabil aleasă astfel încât să se asigure presiunea la branşament întrucât pomparea directă a apei în reţea cu un debit care să urmărească cererea de apă este o soluţie mai greu de realizat. Rezervorul se amplasează în apropiere de consumator, la o cotă convenabilă, astfel încât să asigure o funcţionare robustă şi economică a sistemului de alimentare cu apă.
4.2. Construcţii de înmagazinare
Construcţiile care servesc pentru înmagazinarea apei se numesc rezervoare. Acestea sunt caracterizate prin: capacitate utilă, formă şi cotă de nivel a fundului. Capacitatea utilă a rezervoarelor se determină în funcţie de scopul în care sunt folosite. Forma şi dimensiunile geometrice se stabilesc în funcţie de capacitate astfel încât să se poată asigura distribuţia apei în reţea cu presiunea de serviciu necesară. Rezervoarele pot fi amplasate pe o cotă dominantă care domină centrul populat sau obiectivul industrial sau agricol. Construcţia poate fi (fig. 4.1.):
64
- rezervor subteran îngropat, cu toate cotele sub cota terenului;
- rezervor subteran parţial îngropat, cu cotă radier sub cotă teren la adâncimea de
îngheţ, dar acoperit;
- rezervor suprateran sau castel de apă, cu cotele deasupra cotei terenului.
Fig.4.1. Construcţii pentru înmagazinarea apei
a. rezervor subteran îngropat
b. rezervor subteran semiîngropat
c. rezervor suprateran
d. castel de apă
Alegerea amplasamentului se face în baza calculelor tehnico-economice. Soluţia rezervor subteran impune amplasarea acestuia la distanţă de centrul populat pe o cotă dominantă pentru a se asigura presiunea cerută de consumatori fără pompare. În acest caz, reţeaua rezultă mai scumpă. Castelele de apă se amplasează în centrul de greutate al consumului reţelei, costul acesteia fiind mai mic, dar costul castelului este mai mare din cauza construcţiei de susţinere. Se poate adopta o soluţie combinată, un rezervor din care apa este pompată într- un castel de apă pentru a se reduce volumul acestuia.
4.3. Determinarea cotei înmagazinării
Cota rezervorului se determină astfel încât reţeaua de distribuţie să asigure la consumatori presiunea la branşament (tabelul 4.1.) Valoarea presiunii la branşament este valoarea presiunii apei în conducta de serviciu care asigură alimentarea cu apă în condiţii normale la robinetele tuturor obiectelor sanitare instalate în locuinţă. Valoarea presiunii la branşament H b măsurată în metri coloană de apă peste cota terenului se obţine:
(4.2.)
65
în care:Hc – înălţimea deasupra trotuarului străzii a ultimului robinet ce trebuie alimentat; se poate considera ca înălţimea clădirii (un etaj se consideră 3 m înălţime);
- presiunea de serviciu la robinet; se consideră 2 m pentru orice robinet şi 3 m
pentru duş şi robinetele care au baterie de amestec apă rece-caldă; pentru hidranţii interiori Ps se calculează în funcţie de debitul şi lungimea jetului şi diametrul duzei;hri – pierderea de sarcină pe conducta de branşament şi pe reţeaua interioară de distribuţie; se consideră (3÷5 m), iar pierderea de sarcină în apometru (1÷2 m).
În tabelul 4.1. sunt date valorile presiunii la branşament în funcţie de înălţimea clădirilor de locuit.
Tabelul 4.1.
Numărul de nivele 1 2 3 4 >4
Hc (m) 3 6 9 12
Hb=Pb/ (mH 2O) 8 12 16 20 4,5 m pentru fiecare nivel
4.3.1. Determinarea cotei rezervorului
Prin cota rezervorului se înţelege cota văzută în interior a radierului construcţiei de înmagazinare a apei.
Fig.4.2. Determinarea cotei rezervorului pentru soluţia rezervor-reţea de distribuţie
Conform figurii 4.2., rezultă:
(4.3.)
în care: C Tx – cota topografică la branşamentul consumatorului; H b – presiunea necesară la branşament (mH2O);
hrR-x – pierderea de sarcină pe circuitul rezervor punctul x luat în consideraţie.
Pierderea de sarcină se poate aprecia ca:
66
(4.4.)
în care:i – panta hidraulică apreciată ca fiind 0,003÷0,008 corespunzător vitezelor economice de curgere a apei prin conductele reţelei de distribuţie;LR-x – suma lungimilor tronsoanelor străbătute de apă pe drumul cel mai scurt de la rezervor la punctul x.
Pentru aplicarea relaţiei (4.3.) este necesar să se facă aproximaţii succesive întrucât nu se cunosc nici poziţia rezervorului, nici a punctului care conduce la stabilirea poziţiei acestuia şi nici conductele prin care circulă apa. Schema de lucru este următoarea:
- se alege poziţia rezervorului pe o cotă dominantă;
- se determină cota maximă a localităţii;
- se determină presiunea la branşament;
- se determină pierderile de sarcină de la rezervor la punctul de cotă maximă a
localităţii;
- se determină cota rezervorului C R’;
- se alege din reţea poziţia punctelor care ar putea duce la o cotă mai înaltă a
rezervorului – punctul cel mai depărtat şi de cotă cea mai înaltă, punctul de
cea mai mică cotă şi situat cel mai departe de rezervor, punctul unde sunt
consumatorii care cer presiune mare la branşament;
- pentru fiecare punct se calculează C R;
- se alege valoarea C R cea mai mare şi se compară cu CR’;
- se reia calculul modificând poziţia rezervorului funcţie de C R - CR’ şi se reface
calculul până când această diferenţă este mică (0,5÷1,0 m) şi se fixează cota
rezervorului.
4.3.2. Determinarea cotei castelului de apă
Dacă în condiţiile reliefului este necesar un castel de apă, calculele sunt similare cu cele de la rezervor. Acesta trebuie amplasat în centrul de greutate al reţelei de distribuţie (figura 4.3.).
67
Fig.4.3. Determinarea cotei la castel
Cota minimă a castelului de apă se determină cu relaţia:
(4.5.)
în care: C Tx – cota punctului luat în considerare; H b – presiunea la branşament a consumatorilor;
hrCA-x – pierderea de sarcină pe conducte de la castelul de apă la punctul x. Schema de lucru este asemănătoare cele de la rezervor:
- se alege poziţia castelului de apă;
- se calculează presiunea la branşament;
- se stabilesc punctele de cea mai înaltă cotă şi cel mai departe, cea mai înaltă
cotă, punctul de cea mai joasă cotă şi cel mai departe;
- se stabilesc C CAmin pentru toate punctele şi se consideră valoarea maximă;
În cazul castelelor în care se înmagazinează şi rezerva intangibilă de incendiu se determină cota rezervei de incendiu (figura 4.4.)
(4.6.)
în care: N ri – cota rezervei de incendiu din castelul de apă; H b – presiunea la branşament; h rCA-x – pierderea de sarcină pe conducte de la CA la x.
Fig.4.4. Cotele apei la castel
68
Între cota maximă a apei în castel şi N ri se înmagazinează apa pentru consumul orar, iar între Nri şi cota minimă a apei, rezerva intangibilă de incendiu. Aceasta înseamnă că la stabilirea cotei, se stabileşte de fapt cota rezervei de incendiu care trebuie să rămână permanent înmagazinată.
Se pot considera:
- se stabileşte înălţimea construcţiei de susţinere a castelului:
(4.7.)
- se alege H CA ca multiplu de 2,5 sau 5,0 m întrucât construcţia este modulată şi
se pot utiliza proiecte tip.
4.4. Determinarea volumului înmagazinării
Volumul înmagazinării se determină ţinând seama de mărimea celor trei volume
componente şi de tipul construcţiei.
4.4.1. Volumul de compensare (Vco)
Rezerva de compensare orară se determină grafic sau analitic şi reprezintă acel volum capabil să stocheze apă în orele în care consumul este mic şi să o distribuie atunci când consumul este mare (figura 4.5.)
Fig.4.5. Determinarea grafică a volumului de compensare orară
În acest grafic, în abscisă sunt trecute cele 24 ore ale zilei, iar în ordonată volumul alimentat şi consumat în procente din debitul zilnic maxim. Cea mai mare diferenţă între volumul de apă de alimentare şi volumul de apă consumat în timpul unei zile rezultă:
69
(4.8.)
Se poate spune că volumul de compensare orară rezultă:
(4.9.)
în care:c – coeficient care se determină în funcţie de numărul de locuitori (tabel 4.2.) conform STAS 4165-88.
Tabelul 4.2.
Ui (mii loc.) <5 5÷10 10÷20 20÷50 50÷100 100÷300
c (%) 50 40 30 30 25 20
În cazul în care din date se dispune de variaţia orară a consumului se poate determina printr-un calcul analitic sau grafic volumul de compensare orară.
Tabelul 4.3.
Variaţia totală a consumului total în diverse tipuri de centre populate
Ora
Numărul de locuitori din centrul populat
Până la
10000
De la 10001
la 50000
De la 50001
la 100000
Peste
100000
În localităţi
de tip rural
0-1
1-2
2-3
3-4
4-5
5-6
6-7
7-8
8-9
9-10
10-11
11-12
12-13
13-14
14-15
15-16
16-17
17-18
18-19
19-20
20-21
21-22
22-23
23-24
1,00
1,00
1,00
1,00
2,00
3,00
5,00
6,50
6,50
5,50
4,50
5,50
7,00
7,00
5,50
4,50
5,00
6,50
6,50
5,00
4,50
3,00
2,00
1,00
1,50
1,50
1,50
1,50
2,50
3,50
4,50
5,50
6,25
6,25
6,25
6,25
5,00
5,50
5,50
6,00
6,00
5,50
5,00
4,50
4,00
3,00
2,00
1,50
3,00
3,20
2,50
2,60
3,50
4,10
4,50
4,90
4,90
5,60
4,80
4,70
4,40
4,10
4,20
4,40
4,30
4,10
4,50
4,50
4,50
4,80
4,60
3,30
3,35
3,25
3,30
3,20
3,25
3,40
3,85
4,45
5,20
5,05
4,85
4,60
4,60
4,55
4,75
4,70
4,65
4,35
4,40
4,30
4,30
4,20
3,75
3,70
0,75
0,75
1,00
1,00
3,00
5,50
5,50
5,50
3,50
3,50
6,00
8,50
8,50
6,00
5,00
5,00
3,50
3,50
6,00
6,00
6,00
3,00
2,00
1,00
70
4.4.2. Volumul de avarie (Vav)
Volumul de avarie se determină conform prevederilor STAS 4165-88 în funcţie de lungimea conductei de aducţiune, stabilitatea şi accesibilitatea terenului de execuţie:
(4.10.)
în care:Qmin.– debitul minim (m 3 /h) necesar pentru funcţionarea sistemului de alimentare cu apă pe durata avariei; Se consideră Qmin.=(0,6÷0,8)Qs zi max.Tav – durata maximă de remediere a unei avarii pe circuitul amonte de rezervor (tabel 4.4.)
Tabelul 4.4.
Durata maximă de remediere a unei avarii la aducţiuneTav (h) Daducţiune (mm)
18÷24
9÷16
800 <800
Ti – durata de scoatere din funcţiune a staţiei de pompare (timpul admis pentru întreruperea alimentării cu energie electrică) – tabelul 4.5.; Q’ – debitul care poate fi obţinut de la alte surse considerate că funcţionează la capacitatea maximă.
Tabelul 4.5.
Durata de scoatere din funcţiune a staţiei de pompare
Ui (locuitori) Ti (h)
<10000
10000÷50000
50000÷100000
>100000
6
4
2
0
4.4.3. Rezerva intangibilă de incendiu (Vinc)
Volumul necesar combaterii incendiilor se determină conform STAS 1343/1-1991 şi STAS……….. şi este formată din rezerva efectivă pentru combaterea incendiilor şi volumul de apă necesar consumatorilor obişnuiţi pe perioada combaterii incendiului.
(4.11.)
în care: - volumul de apă pentru consumatori pe durata combaterii
incendiului – utilizarea apei cu restricţii; - rezerva efectivă pentru combaterea incendiilor.
4.4.4. Stabilirea capacităţii, formei şi dimensiunilor rezervoarelor
La rezervoarele subterane capacitatea totală se calculează pentru toate cerinţele:
71
(4.12)
din motive de uniformizare, STAS 4165-88 impune rotunjirea volumelor
rezultate astfel: 25, 50, 75, 100, 150, 200, 300, 400, 500, 750, 1000, 1500,
2000, 5000, 7500, 10000 m 3 ;
rezervoarele cu volumul sub 200 m 3 se prevăd cu o singură cuvă, iar cele
peste 200 m 3 cu două sau mai multe cuve egale, având volumul rotunjit la una
din valorile prezentate;
pentru centre populate volumul rezervorului rezultă conform prescripţiilor
actuale egal cu jumătate din necesarul zilnic de apă.Forma cuvei se adoptă conform tabelului 4.6.
Tabelul 4.6.
Înălţimea apei, forma şi materialul cuvei rezervorului
MaterialÎnălţimea
apei (m)
Volum (m 3 )
<2500 >3000 >20000
Beton armat 3÷5 Circulară Rectangulară Rectangulară
Beton armat
precomprimat6÷15 Circulară
În figurile 4.6., 4.7. şi tabelul 4.7. sunt prezentate câteva dimensiuni pentru rezervoarele tip.
72
Fig.4.6. Schemele rezervoarelor din beton armat, după proiecte tip
Fig.4.7. Detalii de execuţie pentru un rezervor precomprimat
73
Se are în vedere faptul că în rezervorul de apă potabilă, în conformitate cu normele sanitare, apa nu poate să rămână mai mult de 7 zile.
Tabelul 4.7.
Principalele dimensiuni şi caracteristici ale rezervoarelor din beton armat, după proiecte
tip
Cap
aci
tate
(m
3 )
Caracteristici constructive
h (m
)
D (
m)
a (m
)
d 1 (c
m)
d 2 (c
m)
Indici tehnico economici la 1 m 3 apă
Bet
on
sim
plu
(m
3 )
Bet
on
arm
at
Bet
on
arm
at
Oţe
l
beto
n (d
aN)
Lem
n (m
3 )
100
SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 2,
15
7,7
0
3,2
6
12 13 0,1
56
0,2
23
0,0
51
27,7
-
200
SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 2,
72
9,7
0
3,5
0
12 13 0,1
24
0,1
75
0,0
39
19,6
-
300
SuprateranPerete: Beton armat monolit. Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 3,
99
9,7
0
3,5
0
12 13 0,0
82
0,1
34
0,0
26
16,4
-
100
2×(1
00)
SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 2,
15
7,7
0
3,0
2
12 12 0,1
22
0,1
50
0,1
28
17,7
0,0
12
200
2×(2
00)
SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 2,
72
9,7
0
3,6
0
12 12 0,0
70
0,1
08
0,1
06
15,4
0,0
08
300
2×(3
00)
SuprateranPerete: Panouri curbe prefabricate.Acoperiş: grinzi, plăci (prefabricate) 3,
99
9,7
0
3,6
0
12 12 0,0
48
0,0
78
0,0
90
10,5
0,0
06
500
2×(5
00)
SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate 4,
15
12,1
8
3,5
0
12 12 0,0
28
0,0
86
0,0
60
11,9
-
74
Cap
aci
tate
(m
3 )
Caracteristici constructive
h (m
)
D (
m)
a (m
)
d 1 (c
m)
d 2 (c
m)
Indici tehnico economici la 1 m 3 apă
Bet
on
sim
plu
(m
3 )
Bet
on
arm
at
Bet
on
arm
at
Oţe
l
beto
n (d
aN)
Lem
n (m
3 )
1000
2×(1
000
)
SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate 5,
30
15,6
4
4,1
0
12 13 0,0
24
0,0
91
0,0
48
10,4
0,0
05
2500
2×(2
500
)
SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate 6,
51
22,3
4
4,5
0
12 13 0,0
23
0,0
58
0,0
47
9,6
0,0
02
5000
2×(5
000
)
SuprateranPerete: Elemente prefabricate curbe (precomprimate).Acoperiş: elemente prefabricate 8,
31
27,7
0
5,5
0
12 18 0,0
15
0,0
49
0,0
40
8,5
0,0
01
4.4.5. Stabilirea capacităţii, formei şi dimensiunilor castelului de apă
Pentru castelele de apă capacitatea cuvei se calculează numai pentru compensare orară şi pentru cantităţile de apă strict necesare combaterii incendiilor.
(4.13.)
Rezerva de avarie se acumulează în rezervoare subterane separate din care se pompează apa în castel.
Castelele de apă se prevăd cu o singură cuvă al cărui volum să nu
depăşească 2000 m 3 din motive de execuţie;
Castelele de apă se execută după proiecte tip au volume de 25÷1000 m 3 şi
înălţime de 20÷30 m se execută în întregime din beton armat;
Întrucât construcţia de susţinere este realizată cu ajutorul cofrajului glisant,
ceasta trebuie calculată ca multiplu de 2,5 sau 5;
Timpul de staţionare a apei în castelul de apă, admis de normele sanitare este
de 48 ore.
75
Fig.4.8. Detalii de execuţie pentru un castel de apă
4.4.6. Instalaţii hidraulice
4.4.6.1. Instalaţii hidraulice la rezervoare
La fiecare cuvă a rezervorului trebuie să existe (figura 4.9.):
Conductă de alimentare cu diametrul egal cu cel al aducţiunii prevăzută cu
vană;
Conductă de preaplin cu diametrul egal cu al conductei de alimentare;
Conductă pentru preluarea curentă a apei care se dimensionează
corespunzător Qo max şi v = (0,8÷1,5) m/s. La această conductă se leagă prin
76
vană comandată de la distanţă şi sorbul pentru apa de incendiu. Sorbul de
plecare curentă a apei este amplasat deasupra rezervei de incendiu, iar sorbul
pentru apa de incendiu în başa rezervorului;
Conducta de golire definitivă cu D = (100÷300) mm astfel încât golirea
definitivă să se facă în (6÷8) ore;
Conductă de legătură cu apă între alimentare şi consumul apei;
Armături şi aparatură pentru măsură şi control debit şi nivel.
4.4.6.2. Instalaţii hidraulice la castele de apă
În figura 4.8. este prezentat un exemplu de instalaţie hidraulică într-un castel de apă. Pentru a nu exista riscul stagnării apei în partea inferioară a cuvei sorbul este amplasat în această zonă, dar la cota rezervei de incendiu. Conducta de preluare a apei este prevăzută cu un orificiu de dezamorsare de (1÷2)˝, conducta funcţionând ca un sifon pentru a putea păstra în cuvă rezerva de incendiu.
Fig.4.9. Instalaţia hidraulică la un rezervor de apă de mici dimensiuni (sub 1000 m 3 ) a – vedere în plan; b – secţiune verticală.
77
Aplicaţia 4.1.
Să se determine cota şi volumul înmagazinării pentru o localitate cu:
U i = 10000 locuitori ştiind că:
Q I c = 4720 m 3 /zi, Q II c = 306 m 3 /h;
Regimul de construcţii este P+2 nivele;
Rezerva intangibilă de incendiu V ri = 868 m 3 ;
Cota cea mai înaltă din localitate 180 mdM;
Cota cea mai joasă din localitate 169 mdM;
Volumul consumat de consumatori pe durata incendiului Q’ cons = 760 m 3 ;
Plan de situaţie (figura 4.10.).
A. Calculul cotei rezervorului Varianta I: Rezervor de înmagazinare pe o cotă dominantă a localităţii
Cota rezervor rezultă:
,
în care: C PA – cota punctului considerat; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h ri – pierderi de sarcină interioare;
- presiunea de serviciu;
h rR-P – pierderi de sarcină de la rezervor la punctul P.a. Se consideră punctul cel mai îndepărtat de amplasamentul rezervorului:
Hc = 3 × 3 =9 mhri = 4 m
= 3 m
hrR-P = i L R-A = 3070 × 0,006 = 18,4 m, unde: i = 0,003÷0,008 şi L = 3070 m. Pentru punctul de cotă 173 mdM rezultă cota rezervorului: C R = 173 + 9 + 4 + 3 + 18,4 = 207,4 mdM Se consideră: C R = 208 mdM. b. Se verifică cota cea mai înaltă a localităţii 180 mdM: C PB = 180 mdM C R = 208 mdM În acest caz cota rezervorului va fi:
,
unde: LR-B = 920 m C RB 202 mdM < C RA = 208 mdM Rămâne cotă rezervor: 208 mdM
c. Se verifică cota cea mai joasă a localităţii: 169 mdM C R – Cc = 208 – 169 = 39 m < 60 m, presiune admisibilă în reţea.
78
Fig.4.10. Plan de situaţie Varianta a II-a: Rezervor şi castel de apă amplasate în interiorul localităţii. 1. Rezervor: C T = 180 mdM C radier rezervor = 178 mdM 2. Castel de apă: se calculează cota castelului:
,
în care: C P – cota punctului considerat; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h ri – pierderi de sarcină în interiorul clădirilor;
- presiunea de serviciu;
h rCA-P – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul considerat.
a. Se consideră punctul cel mai îndepărtat şi de cota cea mai mare: C PA = 173 mdM L CA-A = 2150 m
79
h rCA-A = 0,006 × 2150 = 12,40 m C CA = 173 + 9 + 4 + 3 + 12,90 = 201,90 mdM Se consideră: C CA = 202 mdM. b. Se consideră punctul cel mai înalt din reţeaua de distribuţie: C PB = 180 mdM L CA-B = 100 m i = 0,006 C CA
B = 180 + 9 + 4 + 3 + 0,6 = 196,60 mdM C CA
B = 197 mdM Între cele două cote se alege cota cea mai mare: C CA = 202 mdM c. Se verifică cota cea mai joasă din reţea:
CPC = 169 mdMCPC – Cc = 202 – 169 = 33 m < 60 m, presiune admisibilă în reţea.
d. Determinarea înălţimii castelului: H CA = CCA - CT = 202 – 180 = 22 m, cu: C CA = 202 mdM C T = 180 mdM Se alege H CA = 22,5 m (ca multiplu de 2,5 m) Rezultă: C CA = 202,5 mdM
B. Calculul volumului de înmagazinare 1. Calculul de redimensionare al înmagazinării Volumul de înmagazinare
,
în care: V comp.o = volum de compensare orară V av = volum de avarie V inc = volum de combatere a incendiilor V comp.o = 0,22·Qs zi max = 0,22·4720 = 1040 m 3 V av = 0,20·Qs zi max = 0,20·4720 = 944 m 3 V = 1040 + 944 + 868 = 2842 m 3 V = 3000 m 3
2. Verificarea timpului de primenire a apei
se respectă condiţia de primenire
3. Calculul exact al volumului rezervorului de apă – varianta I
a). V av = 0,20·Qs zi max = 944 m 3 V inc = 868 m 3 Se calculează volumul de compensare orară cunoscând pentru U i = 10000 locuitori consumul orar de apă din literatura de specialitate (tabelul 4.8.)
Tabelul 4.8.
80
OraAlimen-tare (%)
Consum (%)
Valori cumulate Diferenţa (%)Obs.Alim. Consu
m+ -
0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24
4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17
1,001,001,001,002,003,005,006,506,505,504,505,507,007,005,504,505,006,506,505,004,503,002,001,00
4,168,3312,5016,6620,8325,0029,1633,3337,5041,6645,8350,0054,1658,3362,5066,6670,8375,0079,1683,3387,5091,6695,83100,00
1,002,003,004,006,009,0014,0020,5027,0032,5037,0042,5049,5056,5062,0066,5071,5078,0084,0089,5094,0097,0099,00100,00
3,166,339,5012,6614,8316,0015,1612,8310,509,168,837,504,661,830,500,16
0,673,005,346,176,505,343,17
Val. max. poz.
Val. max. neg.
Volumul de compensare orară:
Volumul rezervorului:
VR = 1060 + 944 + 868 = 2862 m 3 Rezultă: V R = 3000 m 3 Se vor considera două cuve cu V cuvă = 1500 m 3 . b). Determinarea dimensiunilor rezervorului Se consideră înălţimea apei în cuvă H a = 4 m. Volumul unei cuve:
,
cu D R – diametrul interior al cuvei:
c). Calculul înălţimii corespunzătoare volumului de incendiu
81
4. Calculul exact al volumului rezervorului şi castelului de apă – varianta a II-a. Cotă teren rezervor: CT R = 180 mdM Cotă radier rezervor: CR R = 178 mdM Înălţimea apei în rezervor: H a = 4,00 m Cotă apă rezervor: C a = 182 mdM Cotă castel de apă: C CA
min = 202,50 mdM Cotă apă castel: C CA
max = 206,00 mdM Înălţime castel: 22,50 m Înălţime maximă castel: 22,50 + 3,50 = 26 m Înălţime apă în castel: 3,50 m Rezultă înălţimea geodezică:
H g = CCAmax – CR R = 206,00 –178,00 = 28,00 m
a). Înălţimea de pompare pentru staţia de pompare dintre rezervor şi castelul de apă
H p = Hg + hra + hrr = 28,00 + 1,00 + 0,50 = 29,50 m
Debitul pompei se alege astfel încât Q o max să fie acoperit de un număr cât mai mare de pompe.
Q o min = 1,5·Qs zi max = 0,015·4720 = 71 m 3 /h
Din catalogul de pompe pentru H p = 29,50 m şi Qp min = 71 m 3 /h rezultă pompe Cerna 100 b, n = 3000 rot/min, cu: Q p = 75 m 3 /h
Hp = 30 mP = 13 kW
Numărul de pompe va fi:
Se aleg 4 pompe în funcţiune şi 2 pompe de rezervă. Se calculează cât reprezintă debitul unei pompe din Q s zi max:
b). Se calculează volumul de compensare orară pentru rezervor şui castelul de apă pentru aceeaşi alimentare şi consum ţinând seama de pomparea dintre acestea:
Tabelul 4.9.
82
Ora
Alim
enta
re
reze
rvo
r
Alim
.
cast
el
con
sum
rez
.
Con
sum
d
in
cast
el
Valori cumulateDiferenţe
Nr.
d
e po
mpe
în
Rezervor A-P
Castel P-C
A P C + - + -
0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24
4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17
1,591,591,591,591,591,594,776,366,366,364,774,776,366,366,364,774,776,366,364,774,773,181,591,59
1,001,001,001,002,003,005,006,506,505,504,505,507,007,005,504,505,006,506,505,004,503,002,001,00
4,168,3312,516,620,825,029,133,337,541,645,850,054,158,362,566,670,875,079,183,387,591,695,8100
1,593,184,776,367,959,5414,320,627,033,438,142,949,355,662,066,871,577,984,289,193,896,998,6100
1,002,003,004,006,009,0014,020,527,032,537,042,549,556,562,066,571,578,084,589,594,097,099,0100
2,575,157,7310,312,815,514,812,610,48,277,677,075,072,680,49
0,120,722,915,115,716,315,332,750,17
0,591,181,772,361,950,540,310,170,030,891,160,43
0,150,010,280,05
0,17
0,21
0,090,230,460,190,010,42
111111344433444334433211
Calculul volumului de compensare a). Pentru rezervor
b). Pentru castelul de apă
Volumul rezervorului:
,
în care: V’ cons = volumul consumatorilor pe timp de incendiu (consum cu restricţii)
V R = 1030 + 760 + 944 = 2734 m 3
83
Se consideră V R = 3000 m 3 pot fi utilizate două cuve circulare cu V = 1500 m 3 , Ha = 4 m şi DR = 22 m.
Volumul castelului de apă:
Se consideră conform STAS V CA = 300 m 3 c). Determinarea dimensiunilor castelului de apă
Fig.4.11. Schiţă pentru dimensionarea castelului
Aleg b = 2,5 m, deci
deci = 38°40’ şi tg = 0,8
Însă volumul castelului este:
84
Tabelul 4.9.c(m)
h=b+c(m)
c 2 (m 2 )
c 3 (m 3 )
1,79·c 3 (m 3 )
28,5·c 2 (m 2 )
143,83·c(m)
VCA
(m 3 )
012345
2,53,54,55,56,57,5
1491625
182764125
1,7914,3248,33114,56223,75
28,50114,00256,50456,00712,50
143,83287,66431,49575,32719,15
156,00330,00571,89892,291301,881811,40
Fig.4.12. Variaţia volumului de apă din castel funcţie de înălţime
85
Fig.4.13. Plan de situaţie al ansamblului rezervor – SP – castel de apă
86
Aplicaţia 4.2.
Să se determine cota şi volumul înmagazinării pentru o alimentare cu apă pentru care se cunosc:
numărul de locuitori U i = 11500
Q s zi max = 3481 m 3 /zi
Q s o max = 220 m 3 /h
V i = 682 m 3
Q II c = 238 m 3 /h;
Regimul de construcţii este P+3 nivele;
Plan de situaţie Se adoptă soluţia rezervor şi castel de apă cu staţie de pompare care pompează
apa din rezervor în castel. a). Determinarea cotei la castelul de apă: Cota rezervei de incendiu:
,
în care: N ri – cota rezervei de incendiu; H c – înălţimea maximă a clădirilor; h r int – pierderi de sarcină în interiorul clădirilor;
- presiunea de serviciu;
Plan de situaţie
h r CA-x – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul x;
87
CTx – cota teren a punctului luat în considerare din care se scad 1,5 m, adâncimea de îngropare a conductelor.
hr CA-x = j·LCA-x; j = 5÷8‰Se consideră trei puncte pe planul de situaţie:1. punctul A – cel mai înalt C PA = 145 mdM L CA-A = 185 m 2. punctul B – cel mai depărtat
CPB = 130 mdM L CA-B = 1000 m 3. punctul C – mediu
CPC = 135 mdM L CA-B = 800 m
Considerând clădirea cea mai înaltă în cele trei puncte rezultă cota rezervei de incendiu în castelul de apă. N ri
(A) = 145 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·185 = 163,6 mdM N ri
(B) = 130 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·1000 = 153,5 mdM N ri
(C) = 135 –1,5 + 12 + 4 + 3 + 0,006·800 = 157,3 mdM
Se alege cota maximă: N ri = 163,6 mdM
Cota cuvei castelului: C CA
min = N ri – 4 m = 163,6 – 4 = 159,6 mdM
Înălţimea castelului: H T = CCA
min – CTCA = 159,6 – 145,0 = 14,6 m
Se alege H T = 15 m ca multiplu de 2,5. C CA
min = CT CA + 15 = 145 + 15 = 160 mdM N ri = CCA
min + 4 = 160 + 4 = 164 mdM C CA
max = N ri + 4 = 164 + 4 = 168 mdM
b. Determinarea volumului de înmagazinare: 1. Alegerea pompelor din staţia de pompare
Se consideră cota rezervei de incendiu în rezervor de 145 m. h r loc = 1 m h r lin = 0,8 m Rezultă: H p = 23,0 + 1,0 + 0,8 = 24,8 m Din graficul orar de consum se observă că valoarea maximă este 1,5%·Q s zi max. Rezultă:
Din catalogul de pompe rezultă pompa AN 180-125-315, cu: H p = 25 m Q p = 180 m 3 /h = 50,17 l/s
n = 1450 rot/minSe utilizează patru pompe în funcţiune şi două de rezervă.
88
2. Calculul volumului de compensare orară Se calculează:
În tabelul 4.10. se observă că se obţin: a 1 max = 13,16 b 1 max = -8,70 a 2 max = 1,40 b 2 max = -1,12
Tabelul 4.10.
Ore
Alim
enta
re P
omp
are
(%)
Con
sum
(%)
Valori cumulate Diferenţe (%)
Nr.
po
mpe
în
A(%)
P(%)
C(%)
A - P P - C
+a1 -b1 +a2 -b2
0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24
4,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17
1,481,481,481,482,962,962,964,445,925,925,925,925,925,925,925,925,925,924,444,442,962,962,961,48
1,51,51,51,52,53,54,55,56,256,256,256,25555,5665,554,54321,5
4,168,3312,516,620,825,029,233,337,541,645,850,054,258,362,566,670,875,079,283,387,594,695,8100
1,482,964,445,928,8811,816,322,228,134,039,945,951,857,763,669,675,581,485,890,393,296,299,2100
1,534,568,51216,52228,234,540,747525762,568,574,5808589,593,596,598,5100
2,685,378,0610,711,913,112,911,19,387,625,874,122,360,61
-1,14-2,9-4,65-6,4-8,16-8,43-8,7-6,02-3,33-0,64
0,38
0,2
0,721,141,060,981,40,840,78
0,660,64
-0,02-0,04-0,06-0,08
-0,16-0,22
-0,13-0,46-0,79-1,12-0,2
-0,26-0,30
111122344444444444332221
Volumul de compensare orară a rezervorului:
89
,
în care: V i = volumul pentru combaterea incendiilor (rezerva de incendiu);
Q ii = 5 l/s T ii = 10 min Q ie =20 l/s T ie = 3 h
VR = 1500 m 3
Volumul de compensare orară al castelului de apă:
V CA = 500 m 3 .
Aplicaţia 4.3.
Să se determine complexului de înmagazinare şi cotele acestuia ştiind că:
U i = 11175
Q s zi max = 5625 m 3 /zi
90
Q s o max = 325 m 3 /h
V i = 900 m 3
Q ii = 5 l/s; Qie = 2×20 l/s, n = 1 incendiu
Regimul de construcţii este P+3 nivele;
Plan de situaţie scara 1:5000
A. Stabilirea cotei cuvei casteluluiSe stabileşte poziţia complexului de înmagazinare în punctul de cotă teren CTCA =
134 mdM.
Fig. 4.14. Plan de situaţie
Se consideră trei puncte pe planul de situaţie (fig.4.14.):1. punctul de cotă maximă din localitate cu: CT P1 = 145,00 mdM L CA-P1 = 960 m 2. punctul cel mai îndepărtat de punctul de injecţie cu:
CTP2 = 139,00 mdM L CA-P2 = 1260 m
91
3. punctul de cotă înaltă şi îndepărtat de punctul de injecţie: CTP3 = 141,00 mdM
L CA-P3 = 1160 m
Presiunea la branşamentul consumatorului (fig.4.15.) va fi:
H c = 4 × 3 m = 12 m h r vană + apometru = (1,0÷1,5) m h ri = (2,0÷3,0) m P s/ = 2,0 m
Rezultă: P b/ = 1,5 + 1,0 + 12,0 + 1,5 + 2,0 + 2,0 = 20,0 m
Cota rezervei de incendiu în castelul de apă:
,
în care: N ri – cota rezervei de incendiu; h r CA-x – pierderi de sarcină de la castelul de apă la punctul x;
CTx – cota teren a punctului luat în considerare din care se scad 1,5 m, adâncimea de îngropare a conductelor.
hr CA-x = j·LCA-x; j = 3÷6‰
Punctul 1: N ri = 145,0 –1,5 + 20 + 0,006·960 = 169,26 mdM Punctul 2: N ri = 139,0 –1,5 + 20 + 0,006·1260 = 164,82 mdM Punctul 3: N ri = 141,0 –1,5 + 20 + 0,006·1600 = 166,46 mdM
Se alege cota maximă: N ri = 169,26 mdM
Cota cuvei casteluluiCota minimă a cuvei:
C CAmin = N ri – 4,0 m = 169,26 – 4,0 = 165,26 mdM
Înălţimea construcţiei de susţinere castelului: H T = CCA
min – CTCA = 165,26 – 134,0 = 31,26 m
Se alege H T = 32,5 m ca multiplu de 2,5. Rezultă cele două cote recalculate:
C CAmin = CT CA + 32,5 = 1340,0 + 32,5 = 166,5 mdM
N ri = CCAmin + 4,0 = 166,5 + 4,0 = 170,5 mdM
C CAmax = N ri + 4,0 = 166,5 + 10,0 = 176,5 mdM
92
Fig.4.15. Determinarea presiunii la branşamentul consumatorilorşi cotelor la castelul de apă
B. Stabilirea capacităţii complexului de înmagazinare a apei:
Fig.4.16. Schiţă pentru determinarea capacităţii complexului de înmagazinare a apei
Pentru U i = 11175 locuitori din literatura de specialitate se adoptă un grafic de consum orar al apei. Consumul orar minim este de 1,5%·Qs zi max şi acest consum trebuie asigurat prin funcţionarea unei singure pompe.
93
Debitul pompei alese trebuie să fie: Q p = 84,38 m 3 /h Sarcina de pompare va fi:
Se consideră cota rezervei de incendiu în rezervor de 134,0 m. h ra = (0,5÷1,0) m; se adoptă hra = 1,0 m h rr = j·Lechiv
se adoptă: Lechiv = 100 mPentru Q = 97,65 l/s şi v = 1,0 m/s,rezultă: D = 350 mm şi j = 0,0038.
H p = 42,50 + 1,0 + 0,0038·100 = 43,88 m H p = 43,88 m
Din catalogul de pompe rezultă pompa AN 80-65-200, cu: H p = 44 m Q p = 83,81 m 3 /h P p = 25 kW
n = 2900 rot/min Se calculează:
Se completează tabelul 4.11.:
Tabelul 4.11.
94
Ore
Alim
enta
re P
omp
are
(%)
Con
sum
(%)
Valori cumulate Diferenţe
Nr.
po
mpe
în
A P CA - P P - C
+ - + -
0-11-22-33-44-55-66-77-88-99-1010-1111-1212-1313-1414-1515-1616-1717-1818-1919-2020-2121-2222-2323-24
4,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,174,164,174,164,174,174,164,174,174,164,174,17
1,491,491,491,492,982,984,475,965,965,965,967,454,474,475,965,965,965,964,474,474,472,981,491,49
1,51,51,51,52,53,54,55,56,256,256,256,255,05,05,56,06,05,55,04,54,03,02,01,5
4,178,3312,516,620,825,029,233,337,541,645,850,054,258,362,566,670,875,079,283,387,591,695,8100
1,492,984,475,968,9411,916,422,329,440,240,247,652,156,662,668,574,580,484,989,493,996,898,399,8
1,53,04,56,08,512,016,522,028,234,540,747,052,057,062,568,574,580,085,089,593,596,598,5100
2,685,358,0310,711,913,012,810,99,197,405,602,322,021,71
0,17
0,081,883,675,015,846,176,375,192,51
0,44
0,350,06
0,680,15
0,080,040,000,46
0,370,35
0,010,020,030,04
0,080,11
0,230,52
0,38
0,070,10
0,160,17
111122344445334444333211
a 1 = 13,08 b 1 = -6,37 a 2 = 0,68 b 2 = -0,52 A - valori cumulate privind alimentarea cu apă a rezervorului; C - valori cumulate privind consumul de apă;
P - valori cumulate privind consumul de apă din rezervor, respectiv valori cumulate privind alimentarea cu apă a costului.
Volumul rezervorului:
,
în care: V i = volumul pentru combaterea incendiilor (rezerva de incendiu); V i = 900 m 3
95
Se adoptă 2 rezervoare circulare cu V = 1000 m 3 VR = 2×1000 m 3
Volumul castelului de apă:
Se alege un castel cu: V CA = 500 m 3 .
Timpul de staţionare a apei în rezervor:
Timpul de staţionare a apei în castel:
CAPITOLUL 5
POMPAREA APEI
96
5.1. Rolul staţiilor de pompare
Datorită faptului că destul de frecvent este necesar ca apa să ajungă de la o cotă
mai joasă la o cotă mai ridicată, în fluxul de utilizare, apa are nevoie de o energie
suplimentată. Această energie hidraulică suplimentară apa o primeşte de la pompe.
Totalitatea construcţiilor şi instalaţiilor care au rolul de a ridica apa de la o cotă
mai joasă la o cotă mai înaltă poartă numele de staţie de pompare.
5.2. Clasificarea staţiilor de pompare
În schema de alimentare cu apă după locul pe care îl ocupă staţiile de pompare pot fi: - staţii de pompare de treapta I sau staţii de pompare apă brută care pompează apa de la captare (SPI) - staţii de repompare
repomparea apei atunci când în schemă sunt mai multe staţii de
pompare;
repomparea apei atunci când trebuie asigurată o diferenţă de cotă
(SRP);
staţie de pompare pentru spălarea obiectelor staţiei de tratare;
staţie de pompare în reţea pentru asigurarea presiunii în reţeaua de
distribuţie;
staţie de pompare pentru incendiu, pentru asigurarea debitului de
incendiu.
5.3. Pompe fabricate în România şi domeniile de utilizare
Pompe Lotru, Cerna, Criş – pompe orizontale, Q = (4÷400) m 3 /h şi H = (4÷55)
m;
Pompe SADU – pompe multietajate, Q = (2÷100) m 3 /h şi H = (8÷180) m;
Pompe Siret NDS – pompe monoetajate cu dublu flux, Q = (200÷7200) m 3 /h şi
H = (10÷100) m;
Pompe NC – pompe orizontale, Q = (5÷1000) m 3 /h şi H = (10÷200) m;
Pompe RDT – pompe orizontale, Q = (250÷1000) m 3 /h şi H = (80÷200) m;
Pompe RDC – pompe orizontale, Q = (100÷2000) m 3 /h şi H = (60÷300) m;
Pompe RD – pompe orizontale în dublu flux, Q = (100÷5000) m 3 /h şi H =
(10÷100) m;
Pompe MO – pompe orizontale în dublu flux, Q = (500÷4000) m 3 /h şi H =
(5÷15) m;
Pompe MA – pompe verticale, Q = (50÷300) m 3 /h şi H = (10÷130) m;
Pompe MV – pompe verticale, Q = (100÷2000) m 3 /h şi H = (5÷160) m.
Se utilizează în prezent şi pompe produse de firme de prestigiu din străinătate. Pentru pomparea apei din puţuri se utilizează:
pompe submersibile pentru debite mici şi adâncimi ale apei peste 20 m;
97
pompe cu ax vertical cu rotorul în mediu uscat pentru debite mari şi adâncimi
sub 20 m;
pompe orizontale, în puţuri săpate, aşezate pe o platformă deasupra nivelului
apei.
5.4. Dimensionarea hidraulică a staţiei de pompare
Alegerea pompei se face prin determinarea sarcinii pompei:
(5.1.)
în care: H g = înălţimea geodezică; h ra = pierderile de sarcină pe conducta de aspiraţie; h rr = pierderile de sarcină pe conducta de refulare.
Aspiraţia se dimensionează astfel încât pierderea de sarcină să fie cât mai mică. Se acceptă de obicei va = (0,6÷1,0) m/s, lungime şi număr de armături minime. Pentru refulare se acceptă vref = (0,8÷1,5) m/s. Pe lângă pompele active se prevăd şi pompe de rezervă după cum urmează:
Tabelul 5.1.Pompe active 3 3÷7 7÷8Pompe rezervă 1 2 3
5.5. Staţii de pompare cu hidrofor
Sunt cazuri când în reţeaua de distribuţie a apei se asigură apa beneficiarului într- un regim variabil în timp. Capacitatea acestor staţii este redusă, de 5÷20 l/s. Pentru o automatizare simplă şi o bună funcţionare a pompelor, în această situaţie sunt două soluţii:
- se realizează un castel de apă de cotă egală cu cota piezometrică necesară pentru asigurarea presiunii la beneficiar;
- prevederea unui hidrofor. Când staţia funcţionează, apa furnizată ajunge toată la beneficiar Q pompat = Q0 max
sau poate ajunge parţial la beneficiar Qpompat > Qbeneficiar şi parţial în hidrofor Qbeneficiar > Qpompat toată apa pompată ajunge la hidrofor. Alimentarea hidroforului conduce la ridicarea nivelului apei până la o anumită valoare şi la comprimarea pernei de aer. Când presiunea în perna de aer a ajuns la o valoare stabilită, pompa este oprită automat de către un presostat care decuplează motorul de la reţea. Dacă beneficiarul consumă apă, perna elastică se destinde ridicând apa până la cota Hp, presostatul comandă pornirea pompei şi ciclul se reia. Volumul hidroforului trebuie să fie atât de mare încât între două porniri, timpul să nu fie mai mic de (6÷10) minute. Când sunt mai multe pompe pot fi mai multe hidrofoare, automatizarea făcându-se în trepte. Alimentarea pompei se poate face direct din conductă când debitul este mic şi diametrul este mare (400 mm). Conform STAS 1478-90 volumul hidroforului este:
(5.2.)
în care: V – capacitatea hidroforului (l); H p – presiunea în hidrofor în momentul pornirii; H 0 – presiunea în hidrofor în momentul opririi pompei;
98
Hi – presiunea iniţială în hidrofor; se alege Hp – Hi = (0,3÷2,7) mCA în funcţie de V şi Hi conform STAS 1478-90;
Q p – debitul pompei (l/s); n – numărul de porniri – opriri ale pompei pe oră; n < (8÷10)
Din volumul total 20% constituie rezerva de siguranţă pentru ca aerul din pernă să nu scape în instalaţia de apă alimentată de hidrofor.
Aplicaţia 5.1.
Să se dimensioneze staţia de pompare ce pompează apa din rezervor în castelul de apă, cunoscând:
Q 0 max = 380,69 m 3 /h
99
Q 0 min = 54,38 m 3 /h
C CAmax = 207,07 mdM
C Rmin = 186,07 mdM
Pentru dimensionarea tipului şi numărului de pompe:
Se consideră: - h ra = 0,5 m - L r 30 m - v r = 1,5 m/s - D r = 275 mm - j = 0,01 m/m conductă - h r loc =1,0 m
Rezultă:
Pentru alegerea pompei se consideră că debitul orar minim se asigură prin funcţionarea unei singure pompe. Din catalogul de pompe româneşti pentru: Qp = 54,38 m 3 /h şi H p = 23,3 m rezultă pompa orizontală: AN 65-50-160, n = 2400 rot/min., = 169 mm. Din curbele de funcţionare ale pompei ( fig. 5.2.) rezultă: - H p = 23,3 m - Q p = 60 m 3 /h - P = 0,65
Numărul de pompe rezultă:
Se aleg: n = 7 pompe cu:- Qp = 54,38 m 3 /h - Hp = 26,00 m- p = 0,70
Staţia va fi prevăzută cu 7 + 2 pompe.
100
Fig.5.2. Curbele de funcţionare pentru pompa AN 65-50-160, n = 2900 rot/min
Aplicaţia 5.2.
101
Să se aleagă pompele submersibile necesare pentru echiparea unor foraje dintr-
un acvifer sub presiune ştiind că:
q efectiv foraj = 8,64 l/s
q optim foraj = 9,52 l/s
NHst = 177,5 mdM
C Rmax = 187,8 mdM
h r aducţiune = 25,86 m
h r local = 1,00 m
Pentru determinarea tipului de pompă se calculează conform schemei din figura
5.3.
Din catalogul de pompe Vogel rezultă pompa tip 631 TL 3 HF 402 cu: Q p = 8,80 l/s
şi Hp = 38 m, cu următoarele dimensiuni:
Tabelul 5.2.
A (mm) B (mm) C (mm) Tmin (mm) P (kW)
1538 825 147 1330 3,0
min 100
min 150
B
A
Tmin
C
Fig.5.3. Dimensiuni pompă submersibilă
102
Alimentare
M
Hg
Hg*
CTF1
sef
NHst
NHd
Nmin
Nmax
CCAmax
Fig.5.4. Schemă pentru calculul sarcinii pompei submersibile
şi pompelor din STP dintre rezervor şi castel
103