UUNNIIVVEERRSSIITTAATTEEAA PPOOLLIITTEEHHNNIICCAA BBUUCCUURREESSTTII FFAACCUULLTTAATTEEAA EENNEERRGGEETTIICCAA

 

 

 

 

 

CREŞTEREA PUTERII SI A PRODUCŢIEI DE ENERGIE ELECTRICĂ IN CENTRALELE

HIDROELECTRICE

POWER STEP-UP IN PERFORMANCE IN THE CURRENT HYDRO POWER PLANTS

Teză doctorat

Autor

ing. TIRIPLICĂ PETRE

CCCooonnnddduuucccaaatttooorrr şşştttiiiiiinnnţţţiiifffiiiccc

PPPrrrooofff... dddrrr... iiinnnggg... IIISSSBBBĂĂĂŞŞŞOOOIIIUUU EEEUUUGGGEEENNN CCCOOONNNSSSTTTAAANNNTTTIIINNN

BBBuuucccuuurrreeeşşştttiii

222000111000

 

2

 

3

CUPRINS

PARTEA I - SITUAŢIA ACTUALĂ A SECTORULUI ENERGETIC PE PLAN MONDIAL ŞI NAŢIONAL –

I.1. SITUAŢIA ACTUALĂ A SECTORULUI ENERGETIC

I.2. PROMOVAREA SURSELOR REGENERABILE DE ENERGIE

I.3. ENERGIA HIDRO ÎN ROMANIA

I.4. CREŞTEREA GRADULUI DE VALORIFICARE A RESURSELOR ENERGETICE REGENERABILE

PARTEA I I - CREŞTEREA PUTERII ŞI ENERGIEI ELECTRICE ÎN CENTRALELE HIDROELECTRICE

II.1. ANALIZA CREŞTERII PUTERII ŞI ENERGIEI ELECTRICE PRODUSE ÎN CENTRALELE HIDRO

II.2. ANALIZA TEHNICĂ A TIPURILOR DE BARAJE CONSTRUITE IN ROMÂNIA

II.3. ANALIZA TEHNICĂ A DEVERSOARELOR CE ECHIPEAZĂ BARAJELE

II.4. ANALIZA TEHNICĂ A SISTEMELOR DE BARARE A CÂMPULUI DEVERSOR

II.5. PREZENTARE STAVILE (BARAJE) GONFLABILE

II.6. PREZENTARE BARAJ , CENTRALĂ HIDROELECTRICĂ ŞI ACUMULARE TISMANA – AVAL

II.7.CALCULE DE VERIFICARE DUPA CRESTERAE LUI HBRUT

PARTEA III – ANALIZA DE REZISTENŢĂ ŞI STABILITATE A UNEI STAVILE GONFLABILE 

III.1. DIMENSIONARE FUNCŢIE DE ÎNĂLŢIMEA DE RETENŢIE ŞI PRINDEREA LA BAZĂ

III.2. DETERMINAREA POZIŢIEI DE ECHILIBRU A STAVILEI SUB PRESIUNE INTERIOARĂ ŞI

GREUTATE PROPRIE

III.3. DETERMINAREA POZIŢIEI DE ECHILIBRU A STAVILEI ŞI ANALIZA DE TENSIUNI SUB

PRESIUNE INTERIOARĂ ŞI ÎNCĂRCARE CU PRESIUNE HIDROSTATICĂ

Analiza pentru modelul de stavilă gonflabilă cu o singură fixare

Analiza pentru modelul de stavilă gonflabilă cu două prinderi la d = 850 mm

Analiza pentru modelul de stavilă gonflabilă cu două prinderi la d = 2000 mm

III.4. CALCULUL REACŢIUNILOR ÎN PRINDERI

III.5. ANALIZĂ MODALĂ SIMPLIFICATĂ

III.6. CONCLUZII GENERALE LA PARTEA III

PARTEA IV - CONCLUZII FINALE

PARTEA V - BIBLIOGRAFIE

 

4

PARTEA I - SITUAŢIA ACTUALĂ A SECTORULUI ENERGETIC PE PLAN

MONDIAL SI NATIONAL

I.1. SITUAŢIA ACTUALĂ A SECTORULUI ENERGETIC

Având în vedere dezvoltarea într-un ritm accentuat al omenirii , din punct de vedere

demografic cât şi al dezvoltării tehnice , consumul de energie electrică a crescut într-un ritm alert fapt

care pune întrebări serioase referitoare la asigurarea resurselor energetice la nivel planetar .

Pe plan internaţional şi naţional , SITUAŢIA ACTUALĂ A SECTORULUI ENERGETIC

prezintă următoarele particularităţi şi aspecte :

EVOLUŢII ŞI PROVOCĂRI GLOBALE ÎN SECTORUL ENERGETIC :

Cererea mondială de energie va creşte cu 50% iar cea de petrol cu 46 % în 2030 faţă de 2003 ;

Rezervele mondiale de petrol asigură consumul până în 2040 iar de gaze naturale până în 2070;

Rezervele mondiale de huilă asigură o perioadă de peste 200 de ani de exploatare ;

Dependenţa energetică a Uniunii Eeuropene va duce la creşterea importului de gaze naturale

de la 57 % (actual) la 84% în anul 2030 , iar de petrol de la 82 % (actual) la 93% în anul 2030 ;

Cererea de energie şi de resurse energetice primare pe plan internaţional ia în calcul : creşterea

preţului al energiei pe termen lung , îmbunataţirea eficienţei energetice , creşterea ponderii surselor

regenerabile şi diversificarea surselor de alimentare cu energie primara .

OBIECTIVE ALE DEZVOLTĂRII SECTORULUI ENERGETIC (IPOTEZE ŞI PROGNOZE) :

Creşterea relativ constantă a consumului naţional de energie , cu circa 3 % pe an ;

Creşterea exportului de energie electrică după anul 2015 ;

Încurajarea utilizării surselor regenerabile , cu atingerea ţintei de 33 % din consumul intern

brut de energie al anului 2010 , de 35 % în anul 2015 şi de 38 % în anul 2020 ;

Utilizarea combustibililor solizi (tehnologii curate) şi reducerea folosirii celor lichizi şi gazoşi ;

Realizarea unei balanţe energetice excedentare, după 2012, producţie mare faţă de consum ;

Retehnologizări în hidro, 2008 – 2010 cca. 1135 MW ; 2010 – 2020 cca. 2417 MW instalaţi ;

Realizarea de proiecte noi în hidro, 2008 – 2020 cca. 759 MW , şi posibile de realizat 895 MW;

Realizarea de noi proiecte - CHEAP Tarniţa - 1000 MW şi AHE râul Tisa de 30 MW instalaţi;

Realizarea în 2008 – 2020 a 3000 MW instalaţi in termo , şi casarea a cca. 2900 MW .

Realizarea a două unitaţi nucleare , Unităţile 3 si 4 Cernavodă , cu putere de 706 MW fiecare .

I.2. PROMOVAREA SURSELOR REGENERABILE DE ENERGIE , ca obiectiv al

dezvoltării sectorului energetic poate fi realizat prin :

• Creşterea gradului de valorificare , în condiţii de eficientă economică , a resurselor

energetice regenerabile pentru producţia de energie electrică şi termică ;

• Promovarea unor mecanisme de susţinere a utilizării resurselor energetice regenerabile;

 

5

• Utilizarea de fonduri structurale şi perfecţionarea pieţei de certficate verzi ;

• Promovarea utilizării biocarburanţilor, ţintă de 5,75 % în 2010, din consum, şi 10 % în 2020 ;

• Realizarea de investiţii în surse regenerabile de energie, de cca. 1800 mil. Euro în 2006 – 2015;

În România , sursele regenerabile (SRE) de energie luate ţn calcul sunt : energia solară ,

energia eoliană , hidroenergia , biomasa şi energia geotermală .

În cadrul SRE , energia hidro deţine cea mai mare pondere şi este considerată energie

furnizată de unităţi hidroenergetice cu puterea instalată mai mică de 10 MW („ hidroenergie mică ”) ;

I.3. ENERGIA HIDRO ÎN ROMANIA

SC Hidroelectrica administrează hidrocentralele şi microhidrocentralele amenajate în ţara

noastră şi asigură producţia şi livrarea de energie electrică , asigurarea serviciilor de sistem şi servicii

de interes public – gospodarirea apelor , protecţia împotriva viiturilor , etc.

Hidroelectrica are în administrare 275 CHE şi staţii de pompare , din care 209 CHEMP cu

puteri sub 10 MW , iar dintre acestea 142 MHC cu puteri sub 4 MW .

Micropotenţialul amenajat la 01.01.2005 totalizează 380 de CHEMP şi MHC având puterea

instalată de 500 MW şi energia medie de proiect 1503 GWh/an , şi cuprinde :

• microhidrocentrale aflate în exploatare 296 - 365 MW instalaţi - 1082 GWh/an ;

• microhidrocentrale aflate în execuţie 49 - 127 MW instalaţi - 391GWh/an ;

• microhidrocentrale casate 35 - 8 MW instalaţi - 30 GWh/an .

I.4. CREŞTEREA GRADULUI DE VALORIFICARE A RESURSELOR

ENERGETICE REGENERABILE

Potenţialul hidroenergetic teoretic din România a fost inventariat , de către institute specializate

ISPE şi ISPH , acesta ridicându-se la o valoare de peste 11.000 MW , respectiv 70.000 GWh/an .

Deşi nu au fost intocmite studii de detaliu pentru reactualizarea valorilor caracteristice ale

potenţialului hidroenergetic , există estimari din care rezultă că potenţialul tehnic amenajabil al ţării

este de 36.000 GWh/an , respectiv 11.600 MW , din care :

- potenţial economic amenajabil 28.000-32.000 GWh/an , respectiv 9.100-10.300 MW ;

- potenţial exploatabil 24.000-26.000GWh/an , respectiv 7.000-8.200 MW ;

- potenţial în operare cca 17.000 GWh/an , respectiv 6100 MW .

Potenţialul economic amenajabil, care mai este de executat, reprezintă 40-45% (11.000-15.000

GWh/an , respectiv 3.500-4.500 MW) , din care peste 50 % se referă la potenţialul fluviului Dunarea) .

România trebuie să facă demersuri pentru valorificarea în continuare a micropotenţialului

hidro, deşi ca investiţie specifică este destul de costisitor , dar trebuie să pună accent în mod deosebit

pe creşterea eficienţei energetice şi valorificarea superioară a surselor regenerabile .

 

6

Acest lucru comportă şi ia în considerare mai multe aspecte de eficientizare şi de mărire a

producţiei de energie electrică din surse regenerabile , după cum urmează :

- Reanalizarea şi inventarierea potenţialului hidroenergetic tehnic amenajabil , în vederea

relansării investiţiilor din domeniul energetic prin asigurarea unor facilitaţi fiscale ;

- Creşterea randamentelor de transformare a energiei hidraulice în energie mecano -

electrică prin retehnologizarea şi modernizarea echipamentelor de producţie a energiei electrice;

- Creşterea puterii în funcţionare , prin optimizarea parametrilor de funcţionare printr-o

planificare mai riguroasă a funcţionării echipamentelor ;

- Creşterea energiei electrice produse în centralele hidroelectrice prin executarea unor

lucrări suplimentare de creştere a parametrilor de funcţionare (debit , cădere) a echipamentelor .

PARTEA I I - CREŞTEREA PUTERII ŞI ENERGIEI ELECTRICE ÎN CENTRALELE HIDROELECTRICE

II.1. ANALIZA CREŞTERII PUTERII ŞI ENERGIEI ÎN CENTRALELE HIDRO

Plecând de la formula generală , ce reprezintă puterea unei turbine hidraulice :

P = γ * Q * H * η

putem constata că este posibilă şi realizabilă creşterea puterii şi implicit a producţiei de energie

electrică în centralele hidroelectrice , dacă se creşte unul sau mai mulţi din termenii ecuaţiei .

Făcând o analiză a creşterii fiecărui termen al ecuaţiei , putem concluziona :

Creşterea debitului instalat ( Q ) prin turbină se face prin reproiectarea turbinei , ce trebuie

să aibă ca efect principal modificarea profilului palelor rotorice , modificarea dimensiunilor arborelui

turbinei cât şi modificarea palelor statorice .

Un exemplu de creştere a debitului instalat prin turbină este retehnologizarea hidroagregatelor

de la CHE Porţile de Fier . Performanţele tehnice obţinute în urma retehnologizării hidroagregatelor

au fost destul de mulţumitoare , printre care enumerăm :

- Creşterea randamentului maxim şi mediu ponderat ;

- Creşterea debitului instalat pe turbină ;

- Creşterea puterii nominale la cupla turbinei şi a puterii maxime ;

Decizia de mărire a debitului instalat prin turbină trebuie să ţina seama de curba de asigurare a

debitelor din sectiunea discutata şi să aibă în spate studii hidrologice multianuale care să confirme un

grad de asigurare mare pentru debitele instalate mărite .

Creşterea căderii nete ( H ) prin turbină se poate face prin scăderea pierderilor de sarcină pe

traseul acumulare – turbină cât şi prin creşterea căderii brute dintre nivelul de retenţie al apei şi

nivelul înbieful aval . Această cea de a doua variantă , de creştere a căderii brute , se face prin

ridicarea nivelului de retenţie în lacul de acumulare , acolo unde este posibil sau acolo unde se pot

înalţa barajele şi digurile acumulărilor .

 

7

Creşterea randamentului (η) al turbinei se poate face prin optimizarea funcţionării turbinei .

Funcţionarea optimă a turbinei este asigurată atunci când , pentru anumite căderi nete ( Hnet )

sarcina tubinei este astfel aleasă încât randamentul de funcţionare să fie maxim .

Pentru a putea răspunde dezideratului de valorificare superioară a surselor regenerabile ,

această lucrare va analiza creşterea puterii şi energiei produse în centralele hidro prin metoda de

creştere a căderii brute dintre nivelul de retenţie al apei şi nivelul înbieful aval .

Această variantă , de creştere a căderii brute , se face prin ridicarea nivelului de retenţie în lacul

de acumulare , acolo unde este posibil sau acolo unde se pot înalţa barajele şi digurile acumulărilor .

Analiza posibilităţii realizării acesteia se face prin parcurgerea următoarelor etape :

- Analiza barajelor ce permit creşterea NNR ;

- Analiza deversoarelor ce echipează barajele sau acumulările existente ;

- Analiza elementelor de barare montate pe deversoarele existente ;

- Analiza tranzitării viiturii în aval , plecând de la NNR ridicat cu o anumită înălţime ;

- Recalcularea parametrilor energetici de funcţionare la NNR ridicat ;

- Analiza stabilităţii elementelor de barare montate pe deversoare cât şi stabilirea poziţiei de

lucru prin analiză cu metoda elementelor finite .

II.2. ANALIZA TEHNICĂ A TIPURILOR DE BARAJE O clasificare generală a tipurilor de baraje construite în lume cât şi în România cuprinde :

- BARAJE DE GREUTATE

- BARAJE DIN MATERIALE LOCALE :

• DIN ANROCAMENTE

• DIN PĂMÂNT

- BARAJE DE GREUTATE ŞI DE PĂMÂNT

- BARAJE ÎN ARC

- BARAJE CU CONTRAFORŢI .

Dacă analizăm barajele clasificate anterior , privind asigurarea creşterii căderii brute ,

concluzionăm că tipul construcţiei barajului nu influenţează direct acest lucru , însa trebuie facută o

analiză a deversorului (dacă este inclus sau nu în baraj) şi a existenţei posibilităţii de creşter a NNR .

Barajele de greutate , de greutate şi de pământ , în arc şi cele cu contraforţi , în general au

incluse în corpul lor toate elementele ce concură la tranzitarea apei din amonte spre aval : deversoare ,

prize de apa , goliri de fund . În principiu toate aceste baraje sunt pretabile pentru aplicarea soluţiei

de creştere a căderii brute .

Barajele din anrocamente şi cele din pământ , în general nu au incluse în corpul lor elementele

ce concură la tranzitarea apei din amonte spre aval : deversoare , prize de apa , goliri de fund , acestea

 

8

fiind construcţii separate amplasate în cuveta lacului sau pe malurile laterale . În principiu aceste

baraje sunt mai puţin pretabile pentru aplicarea soluţiei de creştere a căderii brute, însa sunt cazuri

când pot fi pretabile numai dacă sunt echipate cu deversoare laterale , libere sau cu vane . Pentru

barajele la care se doreşte creşterea NNR se vor analiza următoarele aspecte ;

- dacă construcţia existentă a barajului permite creşterea NNR sau permite supraînălţarea sa;

- dacă digurile de închidere şi laterale pot asigura creşterea NNR sau supraînălţarea lor ;

- dacă acumularea este exploatată la nivele apropiate de NNR, pentru perioade lungi de timp;

- dacă tranzitarea undei de viitura maximă se face în condiţii de siguranţă , la NNRcrescut .

Unul din barajele pretabile aplicarii soluţiei de creştere a căderii brute este barajul - centrală

TISMANA AVAL , acesta fiind baraj stăvilar din beton tip cuvă , pentru acesta se vor face în

continuare toate calculele şi verificările necesare ridicării NNR .

II.3. ANALIZA TEHNICĂ A DEVERSOARELOR CE ECHIPEAZĂ BARAJELE Evacuatorii de ape mari asigură tranzitarea, din bieful amonte în bieful aval, a debitelor

maxime ce apar pe cursurile de apă în perioadele de ape mari, precum şi descărcarea apei din lac în caz

de revizii sau avarii ale barajului sau chiuvetei lacului de acumulare.

Ansamblul uvrajelor care formează evacuatorii de ape mari este format din: deversoare de

diferite tipuri, goliri intermediare sau de fund şi disipatori de energie.

Deversoarele pot fi considerate ca fiind orificii mari, deschise la partea superioară, practicate într-

un perete vertical prin care curge un lichid cu suprafaţă liberă.

Aceşti deversori pot fi liberi sau obturaţi de elemente de reglaj , cum sunt stavilele . Cota

pragului deversor de obicei se pune la cota retenţiei normale .

Reglajul debitului evacuat prin secţiunea deversorului se face prin reglajul manual al

deschiderii stavilelor , la deversoarele obturate , şi prin creşterea nivelului apei deci implicit creşterea

lamei deversante , la deversoarele libere . Teoretic deversoarele se clasifica după cum urmează :

Dupa încadrarea în baraj : deversor liber sau deversor obturat cu stavila

Dupa secţiunea transversală : deversor dreptunghiular , triunghiular , parabolic şi

circular sau proporţional

După poziţia în plan : deversor drept , circular , inelar sau poligonal

După muchia deversorului : deversor cu muchie ascuţită , cu prag lat sau cu profil practic -

ce poate fi de două feluri: cu profil fără vacuum şi cu profil cu vacuum.

După nivelul aval şi sistemul de aerare al pânzei : deversor cu lamă liberă , cu vid parţial ,

cu pânză lipită sau cu lamă înecată

Dacă facem o analiză tehnică a posibilitaţii montării unor organe de inchidere a câmpului

deversor ( stavile , vane , elemente de baraje fuzibile sau baraje gonflabile ), pe deversorii existenţi,

 

9

trebuie să ţinem cont de urmatorii factori determinanţi ai deversorilor : încadrarea în baraj ,secţiunea

transversală , poziţia în plan şi tipul muchiei deversorului .

Ţinând cont de aceşti factori , se poate uşor concluziona că deversorii pretabili pentru montarea

de organe de inchidere a câmpului deversor pot fi :

- deversoarele libere – la care secţiunea de curgere a apei, nu este obturată;

- deversoarele dreptunghiulare – cu secţiunea de curgere a apei de forma dreptunghiulară, la

care se poate asigura uşor etanşarea laterală între organele de închidere şi pereţii laterali ai deversorului

- deversoarele drepte – ce permit ca elementele organelor de închidere să se monteze mult mai

simplu , în aliniament drept decât în aliniament curb sau poligonal .

- deversoarele cu prag lat cît şi deversoarele cu profil practic (Creeger – Offiţerov) – la care

pragurile late şi profilele practice permit montarea elementelor organelor de închidere mult mai uşor

decât deversoarele cu vârf ascuţit , unde este aproape imposibilă montarea lor .

În lucrarea de faţă se va face analiza unui deversor cu prag lat , construit în aliniament drept ,

cu sectiune de curgere dreptunghiulară si câmp deversor liber , cum este cel încorporat în barajul

TISMANA AVAL , pentru care se vor face toate calculele şi verificările necesare ridicării NNR .

II.4. ANALIZA TEHNICĂ A SISTEMELOR DE BARARE A CÂMPULUI DEVERSOR

Pentru asigurarea creşterii căderii brute , trebuie sa se creasca nivelul de retenţie peste NNR

existent , prin bararea câmpului deversor al deversorului liber pe înalţimea dorită .

Plecând de la ipoteza că analiza ce va urma se va face pentru deversorul cu prag lat , construit

în aliniament drept , cu secţiune de curgere dreptunghiulară si câmp deversor liber , se pot enunţa

câteva soluţii de barare a câmpului deversor, printre care :

- Soluţia tehnica cu stavile sau vane sector ;

- Soluţia tehnica cu elemente fuzibile ;

- Soluţia tehnica cu baraje gonflabile .

Fiecare soluţie prezintă particularităţile ei tehnice , atât în faza de montaj cât şi în faza de

exploatare , având totodată avantaje şi dezavantaje specifice ce vor fi analizate .

Soluţia tehnică de barare cu stavile sau vane segment

Bararea câmpului deversor cu stavile sau vane

segment prezintă următoarele inconveniente :

- punctul de reazem din articulaţia braţelor

stavilelor trebuie fixat pe construcţii rigide din beton,

care nu există la deversoarele libere ;

- acţionarea acestora se face cu reductoare ,

care sunt dificil de montat pe deversorul existent ;

 

10

- timpul de acţionarea , la depaşirea NNRcrescut , este mare , îngreunând tranzitarea viiturii ;

- manevrarea stavilelor sau vanelor segment se face cu consum de energie .

Ca avantaj al soluţiei tehnice de barare cu stavile sau vane segment poate fi specificată

constructia rigidă fapt ce asigură o exploatare sigură a acestora . Faţă de acestea putem concluziona că

soluţia tehnică de barare cu stavile sau vane segment , nu este pretabilă aplicării .

Soluţia tehnică de barare cu elemente fuzibile

Elementele fuzibile sunt dispozitive construite din oţel , beton sau alte materiale rezistente

mecanic , cu rolul de rezervoare deschise , de formă trapezoidală care se montează pe crestele barajelor

deversoare pentru a creşte nivelul de retenţie al apei în acumulare .

Sunt construite asimetric , conform figurii alăturate,

iar când nivelul apei din acumulare creşte de la NNRiniţial

(nivelul crestei deversorului) până la înălţimea H apa nu

este deversată . Nivelul apei în acumulare crescând în

continuare, până la înălţimea H + h , începe deversarea cu

înalţimea maximă h peste elementul fuzibil, care îsi

mentine echilibru . Dacă nivelul apei creşte în

continuare peste înălţimea H + h , apa va intra prin sifonul

elementului fuzibil , acesta îşi pierde echilibrul şi se răstoarnă prin basculare spre aval .

În acest moment înalţimea lamelei deversante va creşte la valoarea H + h .

Bararea câmpului deversor cu elemente fuzibile

prezintă multe avantaje , de natură diferită , cum ar fi :

- uşor de montat pe creasta deversorului ;

- pot fi montate în orice aliniament ;

- timp foarte mic de trecere de la deversarea

cu înălţimea h la deversarea cu înălţimea H + h ;

- bascularea este foarte rapidă şi sigură , lucru

care ajută la tranzitarea viiturii ;

- bascularea are loc fără consum de energie .

Dezavantajul major al soluţiei tehnice cu

elemente fuzibile constă în faptul că acestea basculează

spre bieful aval , iar de multe ori nu se mai pot recupera . Soluţia tehnică cu elemente fuzibile , este

pretabila aplicării , dar în acest proiect nu se va analiza această variantă .

Soluţia tehnică cu baraje gonflabile

Ca terminologie, „Barajul Gonflabil” reprezintă o membrană flexibila gonflabilă ce realizează

inchiderea unei secţiuni si reglează nivelul apei in acumulare.

 

11

Elementul gonflabil prins pe structura de beton în unul sau două sisteme de prindere, pe

lungimea barajului deversor cât şi pe părţile laterale , este gonflat cu aer sub presiune sau apă .

În timpul exploatării barajul este gonflat şi asigură bararea apei în acumulare pâna la nivelul

superior al său , deci asigură ridicarea NNR cu înălţimea H . Când nivelul apei în lac creşte peste

muchia superioară a barajului gonflabil începe deversarea peste membrana elastică cu înălţimea h

(prestabilită la proiectarea barajului gonflabil) . Dacă nivelul apei creşte peste această înălţime h ,

printr-o instalaţie de comandă şi control barajul se degonflează, pliindu-se pe suprafata deversorului ,

astfel înălţimea lamelei deversante va fi h + H .

Bararea câmpului deversor cu baraj sau

membrană gonflabilă , prezintă multe avantaje, de

natură diferită, cum ar fi :

- uşor de montat pe creasta deversorului

existent , prinderea lor făcându-se cu prezoane ;

- pot fi montate în orice aliniament ;

- timp foarte mic de trecere de la

deversarea cu înălţimea prestabilită h , la

deversarea cu înălţimea h + H (prin degonflare);

- degonflarea este foarte rapidă şi sigură , lucru care ajută la tranzitarea în siguranţă a viiturii ;

- degonflarea se face fără consum de energie ;

Ca dezavantaje , considerate

minore faţă de avantaje , pot fi

specificate urmatoarele : - membrana elastică este mai

fragilă de întreţinut , putând fi

deteriorată de acţiunea voită a oamenilor

sau de trecerea peste baraj a unor obiecte

ascuţite ce pot să taie membrana ;

- manevrarea , la gonflare , se

face cu consum mic de energie .

Soluţia tehnică de barare cu baraje gonflabile , este pretabilă aplicării pentru

scopul propus iar toate analizele ce urmează se vor face pentru soluţia tehnica cu baraje gonflabile

II.5. PREZENTARE STAVILE (BARAJE) GONFLABILE

„Barajul sau stavila gonflabilă” se compune dintr-o construcţie de beton ce reprezintă

infrastructura , echipată cu diferite instalaţii electromagnetice şi/sau electrohidraulice şi o membrană

flexibilă gonflabilă ce realizează inchiderea unei secţiuni si reglează nivelul apei in acumulare.

 

12

 

Soluţia de echipare a barajelor , cu elemente gonflabile fixate pe un prag de beton , a fost

gândită din necesitatea de a reduce investiţiile mari pe care le impunea echiparea clasică a acestora,

cu stavile din metal sau din lemn , cat şi din dorinţa de a reduce timpul realizarii si punerii in folosinţă

a barajelor. Principiul de funcţionare si ideea dezvoltarii acestor soluţii sunt destul de vechi, înca din

anul 1947 si aparţine unui inginer francez Mr. Mesnager de la „Compagnie Naţionale du Rhone”, ce

lucra in domeniul cercetarii şi dezvoltarii activitaţii din cadrul companiei EDF.

Deşi dezvoltată în Franţa , ideea a ramas fară realizare practică în aceasta ţară , primul Baraj

Gonflabil fiind realizat în 1956 de catre Mr. Imbertsen de la Departamentul Apelor din Los Angeles.

În anul 1960 Franţa prin EDF comandă primul baraj gonflabil, iar în urmatoarea decadă înca 10 baraje

gonflabile au fost puse în funcţiune în Franţa .

Perfecţionarea solutiilor tehnice de realizare a membranelor flexibile gonflabile, in sensul

asigurării unui înalt grad de fiabilitate a acestora , a fost facuta de firme japoneze ca SUMINOTO

ELECTRIC , SATUJO şi BRIDGESTONE.

Acest lucru a facut ca în ultimii 20 de ani realizarea de baraje gonflabile să cunoască o

puternica crestere materializată în punerea în funcţiune a peste 100 de baraje gonflabile în Statele

Unite ale Americii si a peste 1500 baraje gonflabile în Japonia.

În Europa ideea barajelor gonflabile nu a fost la fel de bine primită in sensul că, deşi ea provine

de aici , realizarile sunt de mică importanţă şi în numar relativ redus. Firmele din Europa ce pot

reclama o anumită specializare in domeniul membranelor flexibile gonflabile , sunt :

FLOECKSMUHLE – Germania ; RUBENA – Cehia ; HYDROCONSTRUCT – Austria .

Barajele gonflabile sunt alcătuite din trei parţi componente principale , dupa cum urmează:

- barajul din beton (infrastructura);

- instalaţiile electromecanice sau electrohidraulice;

- elementul gonflabil (membrana flexibilă gonflabilă).

 

13

Barajul din beton (infrastructura) , este o construcţie betonată, ce realizează :

- asigură stabilitatea construcţiei faţă de locul de amplasare;

- asigură etanşarea zonei amonte (zona de acumulare) spre aval;

- asigură disiparea energiei apei în aval de baraj;

- asigură prinderea membranei flexibile gonflabile cât şi etanşeitatea prinderii spre aval;

- conţine înglobată în beton o parte a instalaţiilor electromecanice sau electrohidraulice.

Instalaţiile electromecanice sau electrohidraulice , au rolul principal de a asigura agentul sub

presiune (aer sau apă) , pentru umplerea (gonflarea) membranei elastice şi de a da posibilitatea golirii

(degonflării) membranei în caz de necesitate , acestea purtând denumirea de instalaţie de umplere –

golire şi este compusă din urmatoarele parţi:

- ventuzele de intrare - ieşire a elementului de umplere , în şi din corpul principal;

- conductele de legatură cu instalaţia de umplere si cu instalaţia de golire;

- instalaţia de umplere propriu - zisă formată dintr-o pompă (în cazul umplerii cu apa) sau un

compresor (în cazul umplerii cu aer);

- vanele de izolare si conductele de legatura;

- instalatia de golire a membranei gonflabile;

- instalatia automata de comanda si control , folosita in general la amenajari la care cunoaşterea

poziţiei membranei flexibile gonflabile este importanta .

In general , barajele gonflabile obişnuite nu au instalaţie automată de comandă şi control ci

numai un dispozitiv care comandă degonflarea automată la atingerea unui nivel de apă in amonte.

Elementul gonflabil (membrana flexibilă gonflabila) , este în fapt un tub lung gonflabil, de o

constructie specială , dintr-o fibră clasica , ancorat în partea inferioară în corpul de beton , pe suprafaţa

de aşezare şi care are posibilitatea degonflării uşoare şi rapide .

Membrana flexibila gonflabilă poate avea mai multe

poziţii în funcţionare şi anume :

- poziţia total umflată , în care asigura acumularea

apei la cotă maximă ;

- poziţia total dezumflată , în care asigură deschiderea

totală a secţiunii de curgere , apa fiind tranzitată în aval ;

- poziţii intermediare de gonflare , prin care se asigură diferite nivele ale apei în acumulare .

Dimensiunile caracteristice ale membranelor folosite până în prezent acoperă, în general , plaja

dimensională de până la 100 metri lungime şi 5 metri înălţime . În cazuri cu totul speciale aceste limite

dimensionale pot fi crescute până la 200 metri lungime şi 10 metri înălţime . Aşa cum s-a mai

specificat , membranele flexibile gonflabile au drept agent de umplere apa , aerul cît şi ambele

Gonflat

Degonflat

 

14

împreună . Schemele simplificate din această pagină ne prezintă două din soluţiile de umplere a

membranelor , şi anume umplerea cu apă şi umplerea cu aer .

Primele membrane flexibile gonflabile apărute , au fost umplute cu apă , fapt ce a cauzat la

apariţia unor deficienţe în funcţionare . Trecerea la umplerea cu aer a dus la eliminarea multor

deficienţe dintre acestea .

Debitul total scurs peste o membrană gonflabilă aflată în poziţie ridicată se poate determina

utilizând formula :

Q = C*B*h3/2 ( 1 )

unde: B = lăţimea lamei deversante (m)

h = înălţimea apei peste creasta membranei

C = coeficient de debit

Din studiile si cercetările efectuate ( 1 ) s-a constatat că valoarea lui C se schimba în funcţie de

raportul între înălţimea lamei deversante si înălţimea barajului.

Pentru reglarea nivelului de apă în amonte de membrană este necesară coborârea membranei în

poziţii intermediare . Daca la membrana umplută cu apă aceasta manevră se realizează uniform , la

membranele umplute cu aer se constată o fază intermediară sub 70 % din înalţimea initială . Astfel o

parte a structurii cilindrice a membranei flexibile se coboara mai mult realizând o deformare a

 

15

suprafeţei exterioare a cilindrului sub forma literei ”V” . Această deformare poate apare în unul sau

două locuri pe deschiderea (lungimea) unei membrane gonflabile .

În acest caz , apa curge mai mult pe zona formaţiunilor “V” , deteminarea debitului evacuat

devine dificilă , iar reglarea nivelului nu mai are precizia necesară prin utilizarea instalaţiilor automate.

Deoarece nu s-a găsit pâna în prezent o soluţie acceptabilă de prevenire a apariţiei

formaţiunilor “V” s-a impus ca reglajele de nivel sa se facă numai in limitele ( 1 - 0,7 ) * H .

Pentru deteminarea exactă a momentului când pot să apară formaţiuni “V” s-au făcut analize

teoretice şi teste pe diferite membrane. Astfel s-a stabilit că înaltimea membranei la apariţia

formatiunii “V” depinde de : presiunea internă , lungimea membranei , distanţa între punctele de

fixare, înalţimea lamei deversante şi nivelele de apă în amonte şi aval .

Relaţiile de dependenţă se prezintă astfel:

Teoretic ( K. Oghiuvara )

h / H =(3/4)*(P/H) – 3/2 + (3/4)*((P/H)2 + 2)1/2 (2)

Experimental( Sumitomo )

P/H = 0,81 * (h/H) + 0,54 (3)

Din încercări pe modele s-a constatat că între formulele (2) si (3) nu există diferenţe

substanţiale cât şi faptul că pe parcursul degonflării nu se realizează oscilaţii bruşte ale nivelului

amonte si nici a debitului evacuat chiar si după apariţia formaţiunilor în formă de “V” .

S-a constatat că dacă se menţine membrana în poziţie ridicată şi lama de apă deversată

depăşeşte anumite limite , apar vibraţii în corpul barajului . Aceste limite sunt:

h = 0,2 * H – pentru membranele umplute cu aer şi h = 0,5 * H – pentru cele umplute cu apă ;

Pentru evitarea acestor vibraţii , la înălţimi ale lamei deversante care depăşesc aceste limite ,

firma SUMITOMO recomandă mărirea distanţei dintre cele două rânduri de ancorare a materialului

gonflabil pe placa de fundaţie precum şi a presiunii din interiorul membranei flexibile.

Tot pentru evitarea acestor vibraţii firma BRIDGE STONE aplică o serie întreagă de elemente

constructive care permit aerarea lamei deversante .

Domenii de utilizare a membranelor gonflabile

Analizând totalitatea amenajărilor la care s-au folosit membranele gonflabile se poate spune că

nu este domeniu de utilizare a apei în care acestea să nu-şi semnaleze prezenţa în cei 46 de ani care au

trecut de la prima realizare. Astfel , în ordinea numărului de amplasamente realizate cu astfel de

membrane se semnalează următoarele folosinţe :

- Producţie de energie electrică

- Irigaţii

- Alimentări cu apă

- Refaceri periodice a stocurilor de apă

 

16

- Controlul şi protecţia împotriva mareelor

- Acumulări mari de apă

- Crearea canalelor de navigaţie

- Activitaţi sportive şi recreative

- Înălţarea crestei deversoare

În cadrul acestor tipuri de folosinţe , aplicarea membranelor gonflabile s-a făcut atât la

amenajări noi , cât mai ales la amenajări existente la care a fost nevoie sa se execute lucrări de

reabilitare sau de mărire a eficienţei .

II.6. PREZENTARE AMENAJARE TISMANA – AVAL

Amenajarea hidroenergetică TISMANA AVAL este pretabilă aplicării soluţiei de creştere a

căderii brute, prin creşterea NNR cu bararea câmpului deversor cu baraj gonflabil deoarece :

- barajul este de greutate şi are încorporat în el deversorul liber ;

- deversorul existent încorporat în baraj este deversor cu prag lat , drept , dreptunghiular şi

câmp deversor liber , permiţând montarea de baraj gonflabil pe creasta deversoare ;

- barajul şi digurile laterale au fost executate cu Nmax _max mare faţă de NNR ( 217,000mdM)

(Nmax _max = 219,800 mdM – cu grindă sparge val) , ce a ce permite creşterea NNR cu 1 metru ;

- înalţimea existentă a barajului permite creşterea NNR cu 1 metru ;

- acumularea creată de barajul Tismana Aval este o acumulare cu volom mic (700000 mc apă)

şi regularizare zilnică , care pe perioada unui an calendaristic (365 zile) menţine nivelul apei

apropiat de NNR (217,000 mdM) un numar de zile destul de mare , ce a ce face rentabilă aplicarea

metodei de creştere a NNR pentru obţinerea unui spor de producţie electrică .

Prezentare acumulare Tismana Aval

Acumularea Tismana Aval este situată pe cursul mijlociu al râului Tismana , la 26 Km amonte

de confluenţa cu râul Jiu , şi asigură următoarele funcţiuni :

- acumularea şi regularizarea zilnică a debitelor afluente provenite din râul Tismana ;

- acumularea şi regularizarea zilnică a debitelor provenite de la centrala Tismana ;

- realizarea căderii de apă pentru centrala Tismana Aval ;

- redistribuirea debitelor în aval de centrala Tismana Aval ;

- asigurarea alimentării cu apă a păstrăvariei Tismana .

În această acumulare debitul mediu multianual afluent are valoarea de 13,8 mc/s .

Lacul de acumulare prezintă următoarele caracteristici :

- volumul util - 0,7 mil. mc ;

- nivel normal de retenţie - 217,000 mdM ;

- nivel maxim extraordinar - 219,800 mdM , cu grindă sparge val ;

- nivel minim de exploatare - 213,000 mdM .

 

17

Prezentare baraj deversor

Barajul Tismana Aval este de tip stăvilar (de joasă cădere) , racordat cu un dig de închidere în

versantul drept , cu centrala electrica şi un dig longitudinal de protecţie pe malul stâng , amplasat pe

cursul râului Tismana la cota 207,00 mdM în albia majoră a acestuia , şi are următoarele caracteristici :

- lungime front barare - 16,50 m ;

- înălţime constructivă - 21,60 m ;

- lăţime la coronament - 3,50 m ;

- cota coronament - 219,90 mdM ,

- cota radier baraj - 207,00 mdM ,

- cota crestei deversorului - 217,00 mdM ;

- nivelul aval - 204,55 mdM .

Barjul deversor este din beton , tip cuvă , care se compune din descărcător de suprafaţă

(deversor) , şi descărcător de fund (golire de fund) , echipat cu două vane segment de 4 x 3 mp .

Descărcătorul de suprafaţă (deversorul) , are următoarele caracteristici :

- tip descărcător de suprafaţă - cu prag lat cu o deschidere

- lungimea frontului deversor - 10,50 m :

- laţimea pragului - 3,50 m :

- cota crestei deversorului - 217,00 mdM :

- capacitate de evacuare la cota 220,00 - 102,0 mc./s .

Descărcătorul de fund (golirea de fund) , are următoarele caracteristici :

- dimensiuni - 2 deschideri a 4 x 3 mp

- cotă prag - 207,00 mdM :

- capacitate de evacuare la NNR - 252,0 mc./s .

- capacitate de evacuare la cota 220,00 - 294,6 mc./s .

Prezentare centrală hidroelectrică

Centrala hidroelectrica aste o construcţie de suprafaţă , de joasă cădere , alăturată barajului

deversor , echipată cu două turbine Kaplan verticale şi două hidrogeneratoare sincrone .

Caracteristicile principale ale centralei hidroelectrice sunt :

- puterea instalată - 3,0 MW ( 2 x 1,5 MW ) ;

- debit instalat - 40 mc./s ( 2 x 20 mc./s ) ;

- cădere brută - 12,00 m ;

- producţia de energie în anul mediu - 6000 MWh ;

- turbine tip Kaplan - 2 bucăţi - KVB 2,17 - 10,3 ;

- cădere maximă turbină - 14,05 m ;

- cădere netă / minimă turbină - 10,30 / 8,30 m ;

 

18

- generatoare sincrone - 2 bucăţi - HVS 305 / 35 – 28 ;

- tensiune borne generator - 6,3 KV ;

- putere transformator ieşire - 6,0 MVA ;

- tensiuni de lucru trafo - 20,0 / 6,3 KV .

 

Regimul hidraulic , pentru o anumita perioada de timp (anul 2006)

Pentru a putea face analiza creşterii puterii şi a cantităţii de energie electrică obţinută în CHE

Tismana Aval , după creşterea căderii brute , facem referire la anul 2006 , pentru care se cunoaşte

regimul hidraulic al acumulării cât şi producţia de energie a centralei, după care vom simula noul

regim hidraulic al acumulării , pentru NNR mărit cu 1 metru , şi vom calcula producţiile zilnice de

energie electrica pentru funcţionarea cu Hbrut mărit .

Parametrii de functionare Tismana Aval , pe anul 2006

204,00

206,00

208,00

210,00

212,00

214,00

216,00

218,00

1 31 61 91 121 151 181 211 241 271 301 331 361Timp [zile]

Cot

a_la

c [m

dM]

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

Deb

it [m

c/s]

Q_afluent

Q_asigurat

Cota_lac

NNR

Nivel Minim

 

19

Evolutia energiilor produse in CHE Tismana Aval pe anul 2006

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

1 31 61 91 121 151 181 211 241 271 301 331 361

Timp [ zile ]

Ener

gie

[ Kw

h ]

E_prod_2006 = 5057,0 Mwh

 

II.7.CALCULE DE VERIFICARE DUPA CREŞTEREA LUI HBRUT

In calculul de verificare a tranzitarii viiturilor , pentru cazul ridicarii NNR cu 1 metru

(NNRcrescut = 218,00 mdM) , se are in vedere si se iau in considerare urmatorii factori :

- gradul de asigurare a viiturii , marimea si forma de propagare a acesteia (conform figură) ;

- nivelul apei in lac la care se face tranzitarea viiturii (NNR+1 m = 218,00 mdM) ;

- situatia disponibilitatii hidroagregatelor (funcţionare cu 0 , 1 sau 2 hidroagregate) ;

- situatia pregolirii acumularii la aparitia viiturii ( cu pregolire 6 ore şi fără pregolire lac) ;

- modalitatea de tranzitare a viiturii ( cu atenuare în aval şi fără atenuare) ;

- modul de manevra al vanelor golirii de fund ( deschidere progresivă sau totală ) .

Prezentarea undei de viitură

Hidrograful undei de viitură, pentru

acumularea Tismana Aval este cel din figura

alaturata şi corspunde unei asigurări de 0,01 % .

Verificarea tranzitarii undei de viitură

În cele ce urmează se vor face calculele

de tranzitare a viiturii si se vor arata rezultatele ,

pentru anumite cazuri tipice si anume :

- Cazul 1 , 2 , 3 – tranzitarea viiturii cu pregolire şi cu 0 , 1 sau 2 hidroagregate in funcţiune ;

- Cazul 4 ,5 , 6 – tranzitarea viiturii fără pregolire şi cu 0 , 1 sau 2 hidroagregate in funcţiune ;

- Cazul 7 ,8 , 9 – tranzitarea viiturii cu deschiderea la maxim a vanelor de golire de fund si

menţinerea acestora deschise la maxim şi cu 0 , 1 sau 2 hidroagregate in functiune .

HIDROGRAFUL UNDEI DE VIITURA - ACUMULAREA TISMANA AVAL

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 4 0 42 44 46 48 50 52 54 56 58 60 62 64Ore

mc

/ s

Tcr = 12 ore Tt = 65 ore Qmax. = 380 mc/s p = 0.1 %

 

20

206,00

208,00

210,00

212,00

214,00

216,00

218,00

220,00

0,00

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 56 60

Deb

it [m

c/s]

Timp [ore]

Tranzitarea undei de viitura , cu asigurarea p = 0,1 % , in acumularea TISMANA AVALCazul 1 - Cu pregolire lac si fara functionare hidroagregate

N_min_expl = 213,000 mdM

NNR + 1m = 218,000 mdM

Principii de tranzitare a viituriiLa depasirea cotei max. 218.00 mdM - barajul gonflabil se

desumfla de tot (automat) Q_dev = 20 mc/sSe face pregolirea lacului odata cu viitura - deschiderea

golirilor de fund se face in 6 oreNu se functioneaza cu hidroagregateleReglajul de debite tranzitate se face la 15 minute , cu datele

calculate pe intervalul anteriorPrincipiul de tranzitare folosit este "pregolire lac ptr. atenuare

viitura" , se face atenuare a viiturii Nu se face pregolirea lacului inainte de viitura .

Caracteristicile undei de viituraQ_af_max = 380 mc/sTimp_crestere ( T_cr )= 12 oreTimp_total ( T_tot ) = 64 oreδ = 0.26

Date caracteristicile tranzitariiQ_afl_max = 380.00 mc/sQ_defl_max = 364.85 mc/sCota_max_lac = 219.500 mdM

 

Tranzitarea undei de viitura , cu asigurarea p = 0,1 % , in acumularea TISMANA AVALCazul 4 - fara pregolirea lacului si nu functioneaza nici un hidroagregat

0,00

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 56 60

Timp [ore]

Deb

it [m

c/s]

206,00

208,00

210,00

212,00

214,00

216,00

218,00

220,00

Niv

el la

c [m

dM]

Q_afl Q_uz Q_dev Q_gol_fund Q_aval Cota_lac Deschid_gol_fund NNR + 1 m N_min_expl

N_min_expl = 213,000 mdM

NNR + 1m = 218,000 mdM

Principii de tranzitare a viituriiLa depasirea cotei max. 218.00 mdM - barajul gonflabil se desumfla de tot (automat) Q_dev = 20 mc/sNu se pregoleste lacul la aparitia viiturii Nu se functioneaza cu nici un grup Q_uz = 0 mc/sReglajul de debite tranzitate se face la 15 minute , cu datele calculate pe intervalul anteriorPrincipiul de tranzitare folosit este "tot ce vine - trece" , nu se face atenuare a viituriiNu se face pregolirea lacului inainte de viitura

Caracteristicile undei de viituraQ_af_max = 380 mc/sTimp_crestere ( T_cr )= 12 oreTimp_total ( T_tot ) = 64 oreδ = 0.26

Date caracteristicile tranzitariiQ_afl_max = 380.00 mc/sQ_defl_max = 371.20 mc/sCota_max_lac = 219.600 mdM

 

 

 

21

Tranzitarea undei de viitura , cu asigurarea p = 0,1 % , in acumularea Tismana AvalCazul 7 - golirea de fund se deschide la maxim si nu se functioneaza cu nici un hidroagregat

0,00

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 56 60

Timp [ore]

Deb

it [m

c/s]

206,00

208,00

210,00

212,00

214,00

216,00

218,00

220,00

Niv

el la

c [m

dM]

Q_afl Q_uz Q_dev Q_gol_fund Q_aval Cota_lac Deschid_gol_fund

N_min_expl = 213,000 mdM

NNR + 1m = 218,000 mdM

Principii de tranzitare a viituriiLa depasirea cotei max. 218.00 mdM - barajul gonflabil se desumfla de tot (automat) Q_dev = 20 mc/sDeschiderea golirilor de fund se face progresiv - timp de deschidere 9 oreNu se functioneaza cu nici un hidroagregatReglajul de debite tranzitate se face la 15 minute , cu datele calculate pe intervalul anterior

Caracteristicile undei de viituraQ_af_max = 380 mc/sTimp_crestere ( T_cr )= 12 oreTimp_total ( T_tot ) = 64 oreδ = 0.26

Date caracteristicile tranzitariiQ_afl_max = 380.00 mc/sQ_defl_max = 371.67 mc/sCota_max_lac = 219.600 mdM

 

TRANZITAREA UNDELOR DE VIITURA ÎN ACUMULAREA TISMANA AVAL pentru

toate cazurile descrise s-a făcut cu luarea in calcul a urmatorilor parametrii ;

- gradul de asigurare a viiturii , mărimea şi forma de propagare a acesteia ;

p = 0,1 % , Q_af_max = 380 mc/s ; Timp_crestere ( T cr )= 12 ore ; Timp_total (T_tot) = 64 ore

- nivelul apei în lac la care se face tranzitarea viiturii ;

NNR_calcul = NNR + 1 metreu = 218,00 mdM

- situaţia disponibilitatii hidroagregatelor – cu 0 , 1 sau 2 hidroagregate în funcţiune ;

- situaţia pregolirii acumularii înainte de viitură – funcţie de fiecare caz în parte ;

- modalitatea de tranzitare a viiturii - cu reglaj de debit tranzitat prin golirile de fund , sau fără

reglaj prin deschiderea acestora la maxim ;

- modalitatea de calcul a tranzitării viiturii - calculele de bilant al debitelor la 15 minute ;

- modalitatea de degonflare a membranei flexibile – degonflare totală , la depasirea NNR ,

producind o deversare de 20 mc/s .

Analizând toate cele noua cazuri de tranzitare a viiturii se constată că nivelul maxim al apei în

acumulare la tranzitarea viiturii atinge N_max_max = 219,600 mdM (Cazul 4) , însa nivelul grindei sparge

val este situat la 219,800 mdM , fapt ce denotă că tranzitarea undelor de viitură la nivelul apei în

acumulare NNR + 1 metru , se face în siguranţă faţă de construcţiile hidrotehnice existente .

 

22

Simularea noului regim hidraulic , cu creşterea NNR la cota 218,00 mdM

Evolutia cotelor si debitelor uzinate pe anul 2006 in CHE Tismana Aval , si evolutia cotelor si debitelor uzinate recalculate

208,00

210,00

212,00

214,00

216,00

218,00

220,00

1 31 61 91 121 151 181 211 241 271 301 331 361

Timp [ zile ]

Cot

a la

c [ m

dM ]

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Thou

sand

sVo

l_uz

inat

[mii_

mc

]

Cota_reala_2006 Cota_recalculata V_uz_real_2006 V_uz_recalculatl 

 

Evolutia energiilor produse in CHE Tismana Aval pe anul 2006si evolutia energiei suplimentar calculata ptr. cota ridicata

0

10000

20000

30000

40000

50000

1 31 61 91 121 151 181 211 241 271 301 331 361Timp [ ore ]

Ener

gie

[ Kw

h ]

E_prod E_prod_supl

E_prod_2006 = 5057,0 MwhE_prod_supl = 800,3 MwhProcent_crestere = 15,83 %

 

 

23

III. ANALIZA DE REZISTENŢĂ ŞI STABILITATE A UNEI STAVILE GONFLABILE

O stavilă gonflabilă este o structură care se încadrează în categoria învelişurilor subţiri

deoarece rigiditatea la încovoiere este foarte redusă. De regulă forma acesteia depinde esenţial de

presiunea interioară şi forţele care lucrează din exterior asupra ei. Abordarea analitică pentru calcule de

dimensionare, determinarea formei în poziţie de echilibru, etc. este foarte dificilă în special din cauza

neliniarităţilor, din acest motiv s-a recurs la abordarea numerică a problemei.

Neliniaritatea se poate pune în evidenţǎ prin următoarele situaţii: deplasǎrile sunt mari, şi deci

ecuaţiile de echilibru trebuie scrise pentru structura deformatǎ; forţele şi presiunile îşi schimbǎ orientarea

odatǎ cu deformarea structurii; materialul poate avea o comportare neliniarǎ; în timpul încǎrcǎrii anumite

porţiuni din structurǎ pot veni în contact sau pot desface o legătură cu altele componente sau cu zonele de

fixare. Din punct de vedere teoretic neliniaritaţile se consideră de douǎ categorii: a) neliniaritaţi

geometrice, produse de plasǎri mari care pot fi însoţite şi de fenomene de contact şi b) neliniarităţi de

material, care pentru calculul stavilei se pot neglija.

Una dintre metodele cele mai folosite pentru astfel de calcule este metoda elementelor finite

(MEF). Aceasta este o metodǎ generalǎ de rezolvare aproximativǎ a ecuaţiilor diferenţiale cu derivate

parţiale. Principial MEF constǎ în descompunerea domeniului de analiză în porţiuni de formă geometrică

simplă, analiza acestora şi recompunerea domeniului respectând anumite cerinţe matematice. Problema

derivatelor parţiale este redusǎ la un sistem de ecuaţii algebrice, la o problemǎ de valori şi vectori proprii

sau la un sistem de ecuaţii diferenţiale ordinare de ordinul unu sau doi. Rezolvarea sistemelor de ecuaţii

sau a problemelor de valori si vectori proprii ar fi practic imposibilǎ dacǎ nu s-ar dispune de calculator şi

soft (totalitatea programelor de calcul care realizeazǎ funcţionalitatea şi folosirea calculatorului).

Pentru a rezolva problema cu MEF, domeniul de analiză, notat V, se împarte într-un număr NE

de subdomenii de formă geometrică relativ simplă Ve, numite elemente finite. Deoarece elementele

finite nu se intersectează între ele se poate scrie că 1

NEe

eV V

=

= ∑ Elementele finite se definesc geometric

prin intermediul unor puncte, denumite noduri. Elementele finite interacţionează între ele prin

intermediul nodurilor comune. În domeniul de analiză există un număr finit de noduri şi elemente, de

obicei definite de utilizator. Operaţia de împărţire a anui domeniu în noduri şi elemente finite poartă

denumirea de discretizare. Fiecare nod din domeniul de analiză are un număr de grade de libertate,

adică parametri independenţi care definesc configuraţia sistemului. De obicei gradele de libertate ale

tuturor nodurilor reprezintă necunoscutele problemei. Din cele prezentate rezultă că un domeniu

continuu cu un număr infinit de grade de libertate este transpus într-un model discret cu N grade de

libertate, deci necunoscutele problemei se limitează, metoda este deci aproximativă dar poate conduce

la rezultate corecte dacă este folosită cu discernământ.

 

24

Programul cu elemente finite folosit pentru rezolvarea acestei probleme este ANSYS. Acesta

este unul dintre cele mai cunoscute şi folosite programe pentru analiza numerică.

Calculul prezentat în continuare se adresează unei stavile gonflabile cu înălţimea maximă de

retenţie 1 m, dar modelele prezentate, dezvoltate parametric, pot fi folosite şi pentru alte înălţimi,

funcţie de posibilităţile barajului şi necesitatea practică. În afară de metoda elementelor finite, o serie

de calcule sunt efectuate pe baza relaţiilor stabilite de disciplinele de mecanică şi rezistenţa

materialelor. O atenţie deosebită a fost acordată interpretării şi comentării rezultatelor.

III.1. DIMENSIONARE FUNCŢIE DE ÎNĂLŢIMEA DE RETENŢIE ŞI

PRINDEREA LA BAZĂ

Se consideră un baraj (Fig. 1) pentru care se doreşte creşterea înălţimii de retenţie folosind o

stavilă gonflabilă fixată în unul sau

două puncte (linii longitudinale). 

Învelişul barajului gonflabil

are o comportare de membrană,

efectul de încovoiere este neglijabil

deoarece membrana din cauciuc

sintetic, armată cu unul sau două

straturi de tesătură din fibre de

nylon şi eventual tesătură metalică pentru protecţie anti-vandalism, este subţire relativ la dimensiunile

învelişului.

Alegerea dimensiunilor de bază

Pentru o stavilă gonflabilă care trebuie să asigure o înălţime de retenţie H şi este fixată în două

puncte la distanţa d (Fig. 2), în lipsa încărcărilor laterale şi în prezenţa unei presiuni interioare suficient

de mari (10 – 50 kPa) ca să menţină stavila în

poziţie de lucru se impune alegerea lungimii

circumferenţiale active L a învelişului. În poziţie

de lucru, fără încărcare laterală forma învelişului

este circulară (cilindrică) deoarece presiunea

interioară a aerului este constantă şi grosimea

învelişului este mică. Conform Fig. 2 se pot

scrie relaţiile geometrice

cosα= +c cH R R ; (1). sin2

α =c

dR

(2)

Din relaţiile (1) şi (2) se obţine raza de curbură

Fig. 1. Baraj supraînălţat cu stavilă gonflabilă

Fig. 2. Secţiune prin stavila gonflabilă în poziţie umflată şi fără presiune

 

25

a învelişului Rc

22

42

+=c

dHR

H. (3)

Folosind relaţia (3) din (2) rezultă unghiul α iar lungimea activă a învelişului rezultă

( )2 2π α= − cL R . (4)

În poziţie deschisă, stavila se „aşează” ca în Fig. 3. Raza r şi respectiv distanţa dintre cele două

porţiuni de înveliş suprapus este funcţie de grosimea stratului interior de protecţie la actiunea

materialelor mânate de apă. De regulă grosimea acestui strat este de 40 – 360 mm funcţie de mărimea

stăvilarului gonflabil.

Fig. 3. Secţiune prin stavila gonflabilă în poziţie (baraj gonflabil deschis)

Porţiunea x care se aşează pe barajul de beton şi poziţia y de mijloc a stăvilarului (punctul M)

rezultă din relaţiile ;

( )3 42

2

π −− −

=

rL d

x . (5) ( )12

π= − − −Ly x r . (6)

Pentru dimensionarea grosimii active a învelişului t, având în vedere că membrana lucrează

numai la întindere, în ipoteza echivalării materialului stratificat cu unul omogen de aceeaşi grosime

pentru care tensiunea de cedare este σr se poate folosi relaţia obţinută [4, 8] pentru tensiunea maximă

în învelişuri cilindrice cu pereţi subţiri solicitaţi la presiune interioară pi, adică max 2σ = c

iR p

t, (7)

din care prin considerarea unui factor de siguranţă c (de regulă mai mare sau egal cu 8 din cauza

concentrării tensiunilor în zona prinderilor, situaţiilor de încărcare neprevăzută, oboseală, etc), rezultă

min 2σ= c i

r

cR pt . (8) Deoarece stavila se construieşte de regulă

dintr-un material de cauciuc stratificat cu inserţii din nylon, metal sau alte materiale, relaţia (8) se

foloseşte pentru determinarea grosimii straturilor de rezistenţă deoarece cauciucul este mult mai elastic

şi practic preia o mică cantitate din tot efortul care apare în secţiune.

 

26

Influenţa distanţei dintre fixări asupra necesarului de material

Necesarul de material pentru o stavilă gonflabilă este direct proporţional cu circumferinţa L a

secţiunei stavilei şi grosimea învelişului. Folosind

relaţiile (1) – (4) se poate trasa graficul din Fig. 4 .

În ipoteza că grosimea învelişului se menţine

constantă, pentru asigurarea unei înălţimi de retenţie de

1 m rezultă că pentru d cuprins între 500 şi 1200 mm

lungimea activă a circumferinţei, şi deci consumul de

material, este sensibil mai mic decât pentru cazurile

limită în care d = 0 şi d = 2000 mm .

III.2. DETERMINAREA POZIŢIEI DE ECHILIBRU A STAVILEI SUB

PRESIUNE INTERIOARĂ ŞI GREUTATE PROPRIE

Deoarece stavila trebuie să lucreze atât în poziţie deschisă cât şi închisă, se pune problema

determinării poziţiei de echilibru la umflare plecând din poziţia iniţială în care stavila este dezumfaltă.

Această poziţie de echilibru poate folosi la calculul poziţiei de echilibru în prezenţa încărcării active

adică a presiunii hidrostatice. Dacă grosimea stavilei este relativ mare şi învelişul este armat cu fibre

metalice atunci încovoierea poate fi importantă şi deci poziţiile de echilibru nu mai corespund unui

înveliş cilindric.

Pentru aceste calcule se consideră un model tip felie de grosime arbitrară B care nu prezintă

deformaţii în lungul stavilei gonflabile, adică se consideră stare plană de deformaţie.

Se poate ţine seama de greutatea proprie, prinderile se consideră articulaţii în planul secţiunii

ca în Fig. 2 şi Fig. 3. Geometria modelului se consideră în poziţie neumflată ca în Fig. 3, şi se caută

poziţia de echilibru la încărcarea cu presiune interioară şi greutate proprie. Pentru acest model

grosimea şi materialul învelişului se consideră mai puţin importante.

Modelul care s-a implementat în ANSYS, este un caz particular al modelului prezentat şi

descris în detaliu în Fig. 14, pentru care se neglijează contactul şi se folosesc elemente finite de tip

înveliş cu patru SHELL63, prezentate în Fig. 5. 

Se menţionează că pentru a

asigura convergenţa modelului s-

au folosit doi paşi de încărcare:

iniţial (la t =1) se aplică presiunea

interioară şi o deplasare controlată

pentru a asigura convergenţa şi

apoi (la t = 2) se include efectul

Fig. 4. Variaţia lungimii active a circumferinţei

Fig. 5. Elementul finit SHELL63 din programul ANSYS.

 

27

greutăţii proprii şi deplasarea controlată se înlătură pentru a obţine poziţia de echilibru numai pentru

încărcarea cu presiune interoară şi greutatea proprie.

Prin rularea comenzilorANSYS, la parametrii menţionaţi, printre care pi = 20 kPa, d = 500 mm

şi H = 1000 mm, se obţine poziţia de echilibru prezentată în Fig. 6. Se observă că, la echilibru, stavila

gonflabilă tinde către forma cilindrică, mai puţin zonele iniţial curbate foarte mult care nu se îndreaptă

(curbează) complet deşi grosimea învelişului în model a fost considerată 2 mm.

Aceasta se datorează materialului cu proprietăţi constante pe grosime, în realitate la suprafeţe

materialul este din cauciuc iar fibrele de rezistenţă sunt la mijlocul grosimii.

Fig. 6. Poziţia modelului în poziţie iniţială barajul gonflabil „deschis” şi în poziţie de lucru sub presiunea de 20 kPa

Dacă se urmăreşte deplasarea maximă pe verticală (Fig. 7), de 960 mm, plus înălţimea iniţială

de 40 mm conduce la înălţimea ce retenţie cerută de 1000 mm. Dacă se înlătură efectele de încovoiere

prin examinarea rezultatelor numai în fibra mediană a elementelor shell, se observă în Fig. 8 că

tensiunea maximă este de circa 5 MPa, valoare care se poate obţine analitic prin folosirea relaţiei (7).

Se menţionează că raza Rc se poate obţine din relaţia (3), sau direct din modelul cu elemente finite.

Fig. 7.Câmpul deplasărilor verticale pentru încărcarea din Fig. 6

Fig. 8. Distribuţia tensiunilor principale maxime în fibra din model pentru încărcarea din Fig. 6

 

28

Programul de calcul ne arată că dacă există zone importante de curbură iniţială pe modelul

neumflat de grosime apreciabilă (2 mm în cazul de faţă), prin umflare aceste zone se comportă ca nişte

concentratori de tensiune.

III.3. DETERMINAREA POZIŢIEI DE ECHILIBRU A STAVILEI ŞI ANALIZA DE

TENSIUNI SUB PRESIUNE INTERIOARĂ ŞI ÎNCĂRCARE HIDROSTATICĂ

Poziţia şi forma geometrică a stavilei depinde esenţial de presiunea interioară şi încărcarea cu

presiune hidrostatică. În continuare se are în vedere numai partea cilindrică a stavilei, eventualele

efecte şi modificări de formă de la capete se

neglijează.

Dacă umflarea stavilei se face liber, adică

atunci când nivelul apei în amonte nu depăşeşte

barajul din beton, din cauza rigidităţii foarte mici la

încovoiere a învelişului, forma acesteia tinde către un

înveliş cilindric, aşa cum a rezultat şi din modelul precedent. 

Obţinerea poziţiei de echilibru sub presiune interioară, plecând de la un model dezumflat s-a

dovedit a fi dificilă din cauza deplasărilor foarte mari şi a rigidităţii neglijabile la încovoiere şi în

continuare este evitată. Se propune un model cilindric ca în Fig. 9 pentru stavila gonflabilă, de rază Rc

şi distanţa dintre prinderi d care trebuie să asigure un nivel suplimentar de retenţie de înălţime H. Acest

model se încarcă într-un prim pas (la timpul t = 1), cu presiunea interioară şi deoarece forma către care

tinde modelul este cilindrică, practic poziţia de echilibru se suprapune peste poziţia iniţială a

modelului, binenţeles că există o creştere de rază dată de întinderea învelişului dar aceasta este

suficient de mică. În pasul doi (la timpul t = 2), se aplică presiunea hidrostatică variabilă p ghρ= , în

care h este înălţimea curentă măsurată de la suprafaţa apei. Această încărcare deplasează lateral stavila

şi dacă jocul celor două variabile: distanţa d şi presiunea interioară pi permite, stavila se poate aşeza pe

suprafaţa laterală a betonului. Această situaţie complică problema deoarece zona pe care se aşează

stavila este iniţial necunoscută şi trebuie determinată folosind elemente suplimentare de contact.

Învelişul stavilei gonflabile este un material compozit stratificat.

Pentru a modela acest înveliş se foloseşte elementul finit SHELL91 (din figura alăturată). Acest

tip de element finit permite modelarea unui număr de maxim 16 straturi de grosimi şi materiale

ortotrope diferite, are şase grade de libertate pe nod, translaţii

şi rotiri pe cele trei direcţii ale sistemului de referinţă global,

permite încărcări cu presiune pe cele două feţe „Top” şi

„Bot”, lucrează în domeniul neliniar al deplasărilor mari şi de

material şi deci se pretează foarte bine scopului acestei

analize. Acest tip de element determină şi starea de tensiune

Fig. 9. Model conceptual parametrizat

Fig.10. Secţiune prin învelişul stavilei

 

29

din fiecare strat (layer) pe cele două feţe.

Pentru analizele prezentate mai jos, învelişul se consideră stratificat, din trei straturi, două de

cauciuc sintetic şi unul de rezistenţă, dintr-o ţesătură din fibre de nylon Fig.10.

Cele trei straturi pot avea grosimi diferite, dar în continuare, având în vedere înălţimea de

retenţie H = 1m, s-a considerat t1 = t3 = 2 mm şi t2 = 1 mm. Cauciucul poate fi asimilat cu un material

liniar,izotrop şi omogen pentru deformaţii mici cum este cazul în această aplicaţie. Tesătura din fibre

de nylon este un material compozit

ortotrop, dar, deoarece solicitarea

preponderentă este de întindere şi

proprietăţile elastice ale tesăturii sunt

egale pe cele două direcţii principale,

acest strat de rezistentă pentru înveliş,

se poate considera în calcule ca fiind

izotrop. Discretizarea modelului de

stavilă gonflabilă se face pentru o felie de grosime arbitrară B care lucrează în stare plană de

deformaţie având în vedere lungimea foarte mare a stavilei. Valoarea lui B se alege funcţie de

dimensiunea elementelor finite, deoarece

pentru reducerea modelului de calcul un

singur strat de elemente pe lungimea

stavilarului este suficient. 

Pentru a putea modela aşezarea

stavilei pe beton (suprafaţa de aşezare),

peste elementele de tip SHELL91 – Fig.

11 , care pot veni în contact cu suprafaţa de aşezare, se suprapun elemente de contact compatibile cu

discretizarea iniţială CONTA174. Pentru modelarea

suprafeţei de aşezare, care se consideră rigidă, se

foloseşte un singur element finit de tip target,

patrulater cu patru noduri TARGE170 – Fig. 12 .

Modelul cu elemente finite care rezultă,

pentru o discretizare cu elemente finite de

dimensiune medie 25 mm se prezintă în figura de

mai jos , iar acesta are 627 de noduri şi 124 de

elemente de tip SHELL91, 62 de elemente de tip

CONTA174 şi un singur element TARGE170.

Se menţionează că geometria modelului a

Fig. 12 . Elementul TARGE170 şi CONTA174 din programul ANSYS

Modelul cu element finite folosit în programul ANSYS

Fig.11. Elementul finit stratificat SHELL91 din programul ANSYS

 

30

fost realizată prin puncte, linii şi arii, iar condiţiile la limită au fost aplicate entităţilor geometrice şi

apoi transferate modelului cu elemente finite. S-a folosit ipoteza că distribuţia încărcării cu presiune

hidrostatică, aplicată pe modelul nedeformat nu se modifică esenţial pe modelul deformat. În general

această distribuţie iniţială este acoperitoare deoarece în poziţie deformată cota H se reduce. Unităţile

de măsură coerente folosite au fost [mm]; [N] şi [tone].

Analiza pentru modelul de stavilă gonflabilă cu înălţime de 1 metru

În cele ce urmează se va analiza stabilitatea unei stavile gonflabile cu înălţimea de 1 m , aşezată

pe un deversor liber şi cu prag lat , şi ancorată de acesta cu două rânduri de prezoane metalice montate

la distanţa de 50 mm , 850 mm şi 2000 mm . Analiza se va face pentru câte 3 presiuni interioare de

lucru , pentru fiecare caz de prindere specificat .

Dacă în modelul din Fig. 9 se consideră d = 0, atunci acesta corespunde unei singure fixări.

Deoarece fixarea într-un singur punct implică folosirea unor întărituri atât în învelişul gonflabil cât şi

în zona de prindere în continuare, acest caz se consideră pentru d = 50 mm.

Deoarece soluţiile acestui model se pot obţine cu uşurinţă numai pentru o anumită presiune

interioară în continuare se prezintă soluţiile obţinute pentru diverse presiuni interioare în domeniul

uzual al presiunilor raportate în literatură. Se menţionează că pentru presiuni mici convergenţa soluţiei

nu este posibilă deoarece modelul şi deci structura învelişului barajului gonflabil nu prezintă stabilitate

mecanică sau altfel spus există mai multe poziţii de echilibru dintre care unele schimbă complet

configuraţia proiectată a stavilei. În cele ce urmează se prezintă situaţiile comportarii membranei

elestice , pentru cele trei cazuri de prindere , fără a lua în calcul prinderea laterala a membranei .

CAZUL I . Distanţa de prindere a membranei pe prag d = 50 mm.

Rezultate la presiunea interioară pi = 10 kPa (timpul t = 1)

Se prezintă: a)Distribuţia deplasărilor totale [mm]; b)Distribuţia tensiunilor echivalente [MPa].

a. b.

Rezultate la presiunea interioară pi= 10 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic distribuţia următoarele mărimi: la timpul t = 2, c) deplasările totale [mm];

d)tensiunile echivalente [MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în

stratul 2 din ţesătură .

 

31

c. d.

e. f.

Rezultate la presiunea interioară pi= 20 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

e. f.

Rezultate la presiunea interioară pi= 40 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

 

32

c. d.

e. f.

CAZUL II . Distanţa de prindere a membranei pe prag d = 850 mm.

Rezultate la presiunea interioară pi = 5 kPa (timpul t = 1)

Se prezintă: a)Distribuţia deplasărilor totale [mm]; b) Distribuţia tensiunilor echivalente [MPa].

a. b. Rezultate la presiunea interioară pi= 5 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

 

33

e. f.

Rezultate la presiunea interioară pi= 10 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

e. f.

Rezultate la presiunea interioară pi= 40 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

 

34

e. f.

CAZUL III . Distanţa de prindere a membranei pe prag d = 2000 mm.

Rezultate la presiunea interioară pi = 3,5 kPa (timpul t = 1)

Se prezintă : a)Distribuţia deplasărilor totale [mm]; b)Distribuţia tensiunilor echivalente [MPa].

a. b. Rezultate la presiunea interioară pi= 3,5 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

e. f.

 

35

Rezultate la presiunea interioară pi= 10 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

e. f.

Rezultate la presiunea interioară pi= 20 kPa (timpul t = 2)

Se prezintă grafic următoarele mărimi: c) deplasările totale [mm]; d) tensiunile echivalente

[MPa]; e) deplasările în mm pe direcţie verticală; f) tensiunile echivalente în stratul 2 din ţesătură .

c. d.

e. f.

 

36

Faţă de cele prezentate mai sus în cele ce urmeauă se prezintă comparativ poziţiile de stabilitate

a membranei elestice pentru fiecare caz de prindere în parte şi pentru cele trei presiuni interioare de

lucru aplicate fiecărui caz . Se constată că membrana elastică încărcată hidrostatic ocupă poziţii ale

înălţimii pe verticală de la - 240 mm la + 20 mm faţă de înălţimea de calcul de 1 metru .

III.4. CALCULUL REACŢIUNILOR ÎN PRINDERI

Reacţiunile din prinderi sunt folosite la dimensionarea prinderilor în beton. Funcţie de valorile

maximale se stabileşte dimensiunea şuruburilor de fixare şi pasul de amplasare. În Fig. 52 se prezintă

reacţiunile care apar în prinderi şi cele care pot apare atunci când stavila gonflabilă se aşează pe

suportul lateral. Sensul real al forţelor care acţionează asupra stavilei (figurate în desen) se obţin cu

semnul plus, cele care sunt în sens invers se obţin cu semnul minus.

a. - timpul t = 1 b. - timpul t = 2

 

37

Forţele care lucrează asupra prinderilor în beton sunt egale şi de semn opus cu cele din figură.

Deoarece modelul prezentat anterior permite şi calculul reacţiunilor, acestea se extrag din fişierul de

rezultate folosind secvenţa de comenzi ANSYS , şi se obţin pentru pi = 10 kPa următoarele valori :

Reacţiunea d = 50 d = 850 d = 2000 pi = 10 kPa t = 1 t = 2 t = 1 t = 2 t = 1 t = 2

R1X 5004 -1816 4107 -447 46 -3517 R1Y -250 -3305 -4250 -5157 -10000 -8162 R2X -5004 -3790 -4107 -4904 -46 -1315 R2Y -250 -244 -4250 -1933 -10000 -8767 R3X 0 0 0 0 0 0 R3Y 0 7694 0 0 0 0

III.5. ANALIZĂ MODALĂ SIMPLIFICATĂ

Sub acţiunea unor forţe exterioare perturbatoare şi inclusiv din interacţiunea fluid structură în

special la deversările peste barajul gonflabil, acesta vibrează. Acordarea frecvenţelor forţelor

perturbatoare la frecvenţele proprii ale barajului gonflabil pot conduce la rezonanţă. De regulă

frecvenţele forţelor perturbatoare (rafale de vânt, cutremure, fenomene de curgere) sunt mici, în

domeniul unităţilor şi uneori al zecilor de Hz, deci este de dorit ca frecvenţele proprii ale stavilei să fie

cât mai mari. Deoarece stavila este o membrană, frecvenţele proprii cresc odată cu presiunea

interioară. Întrucât o analiză completă este dificil de abordat în continuare se prezintă un calcul

simplificat pe acelaşi model 2D .Calculul se bazează pe analiza modală din programul ANSYS.

Modelul care se poate analiza corespunde deci stavilei umflate, dar neîncărcată cu presiune

hidrostatică, adică la timpul t = 1 din analizele precedente .

Din analiza modală pentru toate cazurile de calcul anterior prezentate rezultă că masa stavilei

distribuită pe lungime pentru cele trei variante de fixare la d = 50, 850 şi 2000 mm este 19,8 , 17,7 şi

20,1 kg/m. Primele nouă moduri proprii pentru varianta cu o singură fixare d = 50 mm se prezintă în

figura ce urmează :

Modul #1 Modul #2 Modul #3

 

38

Modul #4 Modul #5 Modul #6

Modul #7 Modul #8 Modul #9

Fig. 53. Moduri proprii în plan pentru modelul stavilei cu o singură prindere (pentru d = 50 mm), încărcat cu presiune interioară

Similar , în cadrul lucrării se prezintă şi primele nouă moduri proprii pentru varianta

costructivă cu două puncte de fixare la d = 850 mm cât şi pentru varianta costructivă cu două puncte de

fixare la d = 2000 mm . Deasemenea în cadrul lucrării se prezintă şi frecvenţele proprii pentru cele trei

moduri de fixare iar la fiecare mod pentru cele trei presiuni de calcul .

Se observă că odată cu creşterea presiunii interioare stavila devine mai stabilă, adică

frecvenţele fundamentale cresc.

III.6. CONCLUZII GENERALE LA PARTEA III

Folosirea metodei elementelor finite permite dezvoltarea unor modele de calcul din care prin

analiză statică neliniară se pot obţine configuraţile de echilibru ale stavilei în diverse condiţii de

încărcare. Deasemenea se pot obţine presiunile de operare minime necesare din stavila gonflabilă

pentru a asigura o configuraţie de lucru, forţele necesare în zonele de fixare precum şi tensiunile

maxime din învelişul stavilei. Folosind analiza modală se pot estima frecvenţele şi modurile proprii ale

stavilei pentru diverse presiuni de operare.

Analizele prezentate pentru trei variante constructive şi trei situaţii de încărcare pentru fiecare

variantă, arată că există posibilitatea de a optimiza soluţiile alese funcţie de situaţiile concrete existente

 

39

pentru fiecare baraj care se doreşte a fi dotat cu o stavilă gonflabilă pentru creşterea înălţimii de

retenţie şi controlul deversărilor.

Din analiza simulărilor prezentate rezultă că varianta de fixare în două puncte este mai stabilă

decât cea de fixare într-un singur punct. Presiunile de operare minim necesare pentru a asigura buna

funcţionare a stavilei scad odată cu creşterea distanţei dintre punctele de fixare. Dacă se are în vedere

consumul de material s-a arătat că există o distanţă optimă dintre reazeme de circa 850 mm.

Pentru o presiune de operare constantă, pi = 10 kPa şi stavila de înălţime constantă H = 1 m,

construită din acelaşi material, în tabelul următor se prezintă rezultatele esenţiale obţinute anterior şi

care vin în sprijinul afirmaţiilor precedente.

Reacţiunea maximă în reazeme Deplasare

totală maximă

Tensiunea maximă în ţesătura de

nylon Orizontală Verticală

Masa pe lungime liniară

Frecvenţa proprie

fundamentală Varianta de fixare

[mm] [MPa] [N/m] [N/m] [kg/m] [Hz] O singură prindere

d = 50 mm 1191 7,44 5606 3549 19,8 6,00

Două prinderi la d = 850 mm 288 7,42 4904 5157 17,7 6,05

Două prinderi la d = 2000 mm 103 9,57 3517 10000 20,1 7,87

PARTEA IV - CONCLUZII FINALE

Lucrarea de faţă a plecat de la idea creşterii cantităţii de energie electrică produsă in

centralele hidroelectrice existente , prin aplicarea metodei de creştere a căderii brute dintre nivelul

apei în acumulare şi nivelul apei în bieful aval .

Acest lucru se realizează prin creşterea NNR existent , lucru ce se pune în practică prin bararea

câmpurilor deversoare ale deversorilor încastraţi în baraj cu elemente de barare suplimentare (în cazul

nostru baraj gonflabil) .

În cadrul lucrării s-a simulat aplicarea metodei la amenajarea hidroenergetică Tismana Aval , la

care s-a crescut NNR cu 1 metru (NNRcrescut = 218,00 mdM) , nivel pentru care s-a verificat şi s-a

confirmat tranzitarea viiturii cu asigurare de 0,1 % , în condiţii de siguranţă a uvrajelor , pentru nouă

cazuri distincte de tranzitare , specificate anterior .

S-a determinat că faţă de o producţie de energie electrică de 5057 MWh , realizată la nivelul

anului 2006 , în cadrul CHE Tismana Aval , într-o exploatare normală cu NNR = 217,000 mdM , la o

exploatare cu creşterea NNR cu un metru (NNRcrescut = 218,000 mdM) se obţine un spor de energie de

800,3 MWh , ce a ce reprezintă o creştere a producţiei de energie electricăde 15,83 % .

Deasemenea , prin metoda elementelor finite (MEF) , s-a simulat poziţiile de stabilitate ale

membranei elastice pentru trei moduri de prindere a acesteia şi pentru diferite presiuni de lucru .

 

40

În urma simulării s-a constatat ca poziţia cea mai stabilă a membranei corespunde distanţei de

prindere d = 2000 mm şi presiunii interioare de lucru de 20 kPa .

S-au determinat deasemenea presiunile interne minime de lucru necesare membranei pentru a

păstra forma determinată prin MEF , pe toată lungimea ei , astfel încât să nu apară deformaţii mari

necontrolabile aceste presiuni fiind : la d = 50 mm - pi = 10 kPa ; la d = 850 mm - pi = 5 kPa ; la d =

2000 mm - pi = 3,5 kPa .

Pentru toate cazurile de stabilitate analizate s-au determinat şi frecvenţele proprii de vibraţie .

Metoda de creştere a cantităţii de energie electrică produsă in centralele hidroelectrice este

pretabilă aplicării şi în alte amenajări hidroenergetice existente din ţara noastră , dar pentru stabilirea

acestora trebuiesc făcute analize complete , ca în lucrarea de faţă , de către specialişti ai institutelor de

cercetare şi proiectare în domeniul hidroenergetic .

CONTRIBUŢII PROPRII LA ELEBORAREA TEZEI

- Dezvoltarea unui concept nou , de creştere a energiei electrice produse în centralele

hidroelectrice existente în România ;

- Prezentarea în mod detailat , ca o noutate în domeniu pentru România , a barajelor

(membranelor) gonflabile şi specificarea a două tipuri de baraje gonflabile ;

- Efectuarea calculelor matematice de tranzitare a viiturii maxime ( p = 0,1 % ) în acumularea

Tismana Aval pentru trei cazuri diferite (cu pregolire lac , fără pregolire lac şi cu pregolire şi

deschidere vane golire fund la maxim) în câte trei variante posibile (făra hidroagregate , cu un

hidroagregat şi cu două hidroagregate în funcţiune) ;

- Simularea matematică a noului regim hidraulic al acumulării Tismana Aval , pentru

exploatarea cu creştere a NNR cu un metru şi reprezentarea grafică a acestuia ;

- Calculul producţiei de energie electrică suplimentară din CHE Tismana Aval , pentru

exploatarea cu creştere a NNR cu un metru ;

- Efectuarea calculelor de dimensionare a barajului gonflabil ;

- Verificarea stabilităţii barajului gonflabil şi determinarea formelor de aşezare şi a înălţimilor de

retenţie , prin metoda elementelor finite (program ANSYS) ;

- Estimarea frecvenţelor şi modurile proprii ale stavilei pentru diverse presiuni .

B I B L I O G R A F I E

[1] *** STRATEGIA NATIONALA ENERGETICA - Ministerul Economiei şi Finantelor –

BUCURESTI - ” NATIONAL ENERGY STRATEGY - Ministry of Economy and Finance -

Bucharest ” – 2007

 

41

[2] H. CHANSON – Minimum Specific Energy and Critical Flow Conditions in Open Channels.

Journal of Irrigation and Drainage Engineering., ASCE, Vol. 132, No. 5, pp. 498-502 ; Vol. 134, No.

6, pp. 883-887 (ISSN 0733-9437) – 2006

[3] H. CHANSON – The Hydraulics of Open Channel Flows, 2nd edition, Oxford, UK (ISBN 0

7506 5978 5) – 2004

[4] *** UNIVERS INGINERESC , publicatie bilunara a Asociatiei Generale a Inginerilor din

Romania - numarul 23 - ” WORLD OF ENGINEERING - bi-monthly publication of the General

Association of Engineers in Romania - number 23 ” – 1-15 decembrie 2003

[5] *** RAPORTURILE DE EXPLOATARE ale SC HIDROELECTRICA SA Bucuresti , pe anii

2000 , 2001, 2002 si 2003 - ”REPORTS OF EXPLOITATION of SC HIDROELECTRICA SA

Bucharest , in 2000, 2001, 2002, 2003 ”

[6] Adrian Popovici - BARAJE PENTRU ACUMULARI DE APA - ” ACCUMULATION OF

WATER DAMS ”– Editura tehnica – Bucuresti 2002

[7] *** ENERGETICA , revista Asociatiei Ştiintifice si Tehnice a Energeticienilor din Romania –

ianuarie si octombrie 2001 - ” ENERGETICA - Magazine of Engineers' Scientific and Tehnical

Association - January and October 2001 ”

[8] *** REGLEMENTAREA GESTIONARII NIVELELOR DIN PRINCIPALELE LACURI DE

ACUMULARE in vederea acoperirii rezervelor energetice minime necesare pentru siguranta

functionarii SEN – cod ANRE: 720.2.007.0.30/07/01 - ” Management of levels in in main

accumulation lakes reglementation in view of cover minimum energy/energetic reserves necessary for

safe operation of SEN ” – 2001

[10] *** REVISTA ENERGETICA – Optim izarea functionarii centralelor hidroelectrice de medie

si mare cadere, avand ca functie obiectiv de optimizare, obtinerea maximului de energie pentru apa

uzinata – Diacon Al., Isbasoiu C., Constantinescu Mihaela – octombrie 2001 - ” ENERGETICA

MAGAZINE - optimization of medium and large hydropower plants fall operation , with the main

optimization objective to obtain the maximum power for water plant - octomber 2001 ”

[11] *** HGR 647 – Hotarare privind aprobarea Strategiei nationale de dezvoltare energetica a

Romaniei pe termen mediu 2001-2004 - ” HGR 647 - Decision upon the approval of national energy

development strategy of Romania on medium term 2001-2004 ” – 07.08.2001

[12] *** STRATEGIA DE DEZVOLTARE a Societatii Comerciale de Producere a Energiei

Electrice – HIDROELECTRICA SA, pentru perioada 2001-2010 ” Development strategy of the

producing electricity company - HIDROELECTRICA SA for 2001-2010” – 2001

[13] *** PRODUCEREA, TRANSPORTUL SI DISTRIBUTIA ENERGIEI ELECTRICE SI

TERMICE , revista lunara de informare tehnico-stiintifica , numar omagial , martie 2000 ” THE

 

42

PRODUCTION, TRANSPROT AND DISTRIBUTION OF ELECTRIC AND TERMIC ENERGY,

monthly magazine of technical-scientific information, reverential number, march 2000”

[14] ***DAMS IN ROMANIA - Roumanian National Committee on large Dams – Bucharest

2000

[15] H. CHANSON and J.S. MONTES – Overflow Characteristics of Circular Weirs : Effect of

Inflow Conditions." Jl of Irrigation and Drainage Engrg., ASCE, Vol. 124, No. 3, pp. 152-162 (ISSN

0733-9437) – 1998

[16] H. CHANSON – Hydraulics of Rubber Dam Overflow : a Simple Design Approach -

Proc. 13th Australasian Fluid Mech. Conf., Melbourne, Australia, 13-18 December, M.C.

THOMPSON & K. HOURIGAN Ed., Vol. 1, pp. 255-258. – 1998

[17] H. CHANSON – A Review of the Overflow of Inflatable Flexible Membrane Dams. Aust.

Civil/Struct. Engrg Trans., I.E.Aust., Vol. CE41, No.2 & 3, pp. 107-116 (ISSN 0819-0259) – 1997

[18] H. CHANSON – Some Hydraulic Aspects during Overflow above Inflatable Flexible

Membrane Dam - Report CH47/96, Department of Civil Engineering, University of Queensland,

Australia, May, 60 pages (ISBN 0 86776 644 1) – 1996

[19] *** LEGEA APELOR - ” THE LAW OF WATERS ” L 106/1996

[20] DAKSHINA MOORTHY, C.M., REDDY, J.N., and PLAUT, R.H. – Three-Dimensional

Vibrations of Inflatable dams. Thin-Walled Struct., Vol. 21, pp. 291-306 – 1995

[21] Diaconu Alexandru – Centrale Hidroelectrice – NOTE DE CURS - ” Hydro power plants -

course notes ” –1992

[22] U. DUMONT, – The Use of Inflatable Weirs for Water Level Regulation. Intl Water Power

& Dam Construction, Vol. 41, No. 10, Oct., pp. 44-46 – 1989

[23] K. OGIHARA and T. MARAMATSU – Rubber dam : Causes of Oscillation of Rubber Dams

and Countermeasures. Proc. 21st IAHR Congress, Melbourne, Australia, pp. 600-604 – 1985

[24] Julieta Florea , Ion Seteanu , Valeriu Panaitescu , Gheorghe Zidaru - MECANICA

FLUIDELOR SI MASINI HIDROENERGETICE – probleme – ” FLUID MECHANICS AND

HYDROPOWER MACHINERY ” - Editura Didactica si Pedagogica – Bucuresti 1982

[25] Ioan Anton – TURBINE HIDRAULICE – ” HYDRAULIC TURBINES ” – Editura Facla –

Timisoara 1979

[26] Dumitru Dumitrescu – MANUALUL INGINERULUI HIDROTEHNICIAN –

”HIDROTEHNICIAN ENGINEER'S MANUAL” – volumul I - Editura Tehnica 1970

[27] Dumitru Dumitrescu – MANUALUL INGINERULUI HIDROTEHNICIAN –

”HIDROTEHNICIAN ENGINEER'S MANUAL” – volumul II - Editura Tehnica 1969

 

43

[28] Dorin Pavel si Stefan Zarea – TURBINE HIDRAULICE SI ECHIPAMENTE

HIDROENERGETICE – ” HYDRAULIC TURBINES AND HYDROPOWER EQUIPMENT ” –

Editura Didactica si Pedagogica – Bucuresti 1965

[29] Julieta Florea , Valeriu Panaitescu – MECANICA FLUIDELOR – ” FLUID MECHANINCS”

– Editura Didactica si Pedagogica – Bucuresti

[30] Radu Priscu – CONSTRUCTII HIDROTEHNICE – ” HIDROTEHNIC CONSTRUCTIONS”

– Editura Didactica si Pedagogica - Bucuresti

[31] *** BARAJE DIN ROMANIA - Registrul Roman al Marilor Baraje - ” ROMANIA DAMS -

Romanian register of large dams” – www.baraje.ro/rrmb/rrmb_idx.htm

[32] *** BARAJE GONFLABILE - ” INFLATABLE RUBBER DAMS ” -

www.bridgestone.co.jp/english/.../fax.html

[33] *** BARAJE GONFLABILE - ” INFLATABLE RUBBER DAMS ” -

http://www.sumigate.com/

[34] Blumenfeld, M., Introducere în metoda elementelor finite, Editura Tehnică, Bucureşti, 1995

[35] Blumenfeld, M., Ioniţa, A., Mareş, C., Metoda elementelor finite - aplicaþii şi programe

introductive - U.P.B., 1992

3. Brătianu, C., Metode cu elemente finite în dinamica fluidelor, Editura Academiei R.S.R., Bucureşti,

1983

[36] Buzdugan, Gh., Rezistenţa materialelor, Editura Academiei R.S.R., Bucureşti, 1986

[37] Ciofoaia, V., Botiş M., Dogaru, F., Curtu, I., Metoda Elementelor Finite, Editura

INFOMARKET, Braşov, 2001

[38] Cook, R. D., Malkus, D. S., Plesha, M. E., Concepts and Applications of Finite Element

Analysis, John Wiley & Sons, University of Wisconsin-Madison, Third edition, 1989.

[39] Gârbea, D., Analiză cu elemente finite - aplicaţii pe microcalculatoare, Editura Tehnică,

Bucureşti, 1990

[40] Mocanu, D. R., Rezistenţa materialelor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1980

[41] Pascariu, I., Elemente finite. Concepte-Aplicaţii, Editura Militară, Bucureşti, 1985

[42] Sorohan, Şt., Constantinescu, I. N., Practica modelării şi analizei cu elemente finite, Editura

Politehnica Press, Bucureşti, 2003

[43] Chanson, H., A review of the Overflow of Inflatable Flexible Membrane dams, Australian

Civil/Structural Engineering Transactions, Vol. CE39, No. 2 and 3, 1997

[44] Chanson, H., Hydraulics of rubber dam overflow: a simple design approach, 13th Australian

Fluid Mechanics Conference Monash University, Melbourne, Australia, 13-18 December, 1998

[45] ***, ANSYS Structural Analysis Guide, 3rd Edition, SAS IP.

 

 

44