Warszawa, maj 2010

Politechnika Warszawska

Wydział Inżynierii Środowiska

Projekt przepompowni c.o.

Wykonał:

Jacek Płochocki COWiG 5

Konrad Brzozwski COWiG 5

Prowadzący:

Dr inż. Maciej Chorzelski

Spis treści:

1. Dane……………………………………………………………….….…..3

2. Dobór pomp obiegowych…………………..………..………………..…..3

3. Dobór przewodów ssawnych i tłocznych pomp obiegowych………...…..4

4. Dobór kolektorów…………………………………………….…………..5

5. Dobór pomp stabilizujących i uzupełniających……………………..……5

6. Dobór przewodów ssawnych i tłocznych pomp obiegowych…………….6

7. Dobór zaworów zwrotnych i odcinających pomp obiegowych:………….7

8. Dobór odmulaczy i przewodów przy odmulaczach………………………7

9. Dobór zaworów odcinających dla odmulaczy……………………………8

10. Dobór konfuzorów i dyfuzorów dla pomp obiegowych………………… 8

11. Dobór kolektora przed odmulaczami……………………………………..8

12. Dobór przewodów łączących sieć z przepompownią…………………….8

13. Dobór kompensatorów……………………………………………………8

14. Dobór zaworów odcinających dla połączenia przepompowni z siecią…...8

15. Dobór zaworu odcinającego na sieci przesyłowej………………………..8

16. Dobór zaworów odcinających i zwrotnych dla pomp stabilizujących i uzupełniających…………………………………………………………...9

17. Opory przepompowni………………………………………..……………9

1. Dane:

nominalne ciśnienie sieci 1,6 Mpa

moc 25 MW,

temperatura zasilenia tz = 130 C,

temperatura powrotu tp= 65 C,

ciśnienie stabilizacji pst = 0,55 MPa.

Schemat I

1. Dobór pop obiegowych:

Temperaturą obliczeniową dla danej przepompowni jest temperatura średnia zasielnia i powrotu obliczona w następujący sposób:

$$t_{sr} = \frac{t_{z} + t_{p}}{2} = \frac{130 + 65}{2} = 97,5\ \lbrack C\rbrack$$

Dla obliczonej temperatury odczytujemy z tablic poniższe wartości:

$$\rho^{97,5} = 963,6\ \lbrack\frac{\text{kg}}{m^{3}}\rbrack$$

$$c_{p} = 4217\ \lbrack\frac{J}{\text{kg}*K}\rbrack$$

Obliczamy strumień objętościowy czynnika przepływającego przez przepompownie:

$$V = \frac{Q}{\rho*c_{p}*(t_{z} - t_{p})} = \frac{25*10^{6}}{963,6*4217*(130 - 65)} = 0,095\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack = 342\lbrack\frac{m^{3}}{h}\rbrack$$

Przy projektowaniu zakładamy, że w przepompowni pracować będą 2 pompy zasilające ( oraz 1 pompa zapasowa), oraz 2 pompy powrotne (oraz 1 pompa zapasowa). Pompy będą połączone równolegle. Strumień czynnika przepływającego przez 1 pompę wyniesie 0,5*V.

$$0,5*V = 0,5*0,095 = 0,0475\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack = 171\lbrack\frac{m^{3}}{s}\rbrack$$

Z wykresu dla schematu 2 odczytaliśmy wysokość podnoszenia H=15,75 m sł. wody uwzględniając opory sieci wynoszące 2 m sł. wody. H=15,75+2=17,75 m sł. wody. Dla zadanych parametrów przyjęto z katalogu pomp obiegowych pompę firmy Grundfos NBE 125-250/249 A-F-A BAQE.

1. Dobór przewodów ssawnych i tłocznych pomp obiegowych:

Przy projektowaniu przepompowni używamy rur walcowanych na gorąco wg. PN-EN-10216-1.

Zakładamy, by prędkość czynnika w rurach nie przekraczała 2 m/s.

Przewody ssawne pomp obiegowych:

Pompy będą podłączone w układzie równoległym, a więc ilość czynnika płynącego na przewodzie ssawnym pompy wynosi:

$$0,5*V = 0,5*0,095 = 0,0475\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$

Zakładamy prędkość na przewodzie ssawnym pompy obiegowej = 0,95 m/s

$$d_{s} = \sqrt{\frac{4*0,5*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,0475}{\pi*0,95}} = 0,2523\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 273x 10 mm o średnicy nominalnej DN250.

D_w = 253 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*0,5*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,0475}{\pi*{0,253}^{2}} = 0,94\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

Przewody tłoczne pomp obiegowych:

Pompy będą podłączone w układzie równoległym, a więc ilość czynnika płynącego na przewodzie ssawnym pompy wynosi:

$$0,5*V = 0,5*0,095 = 0,0475\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$

Zakładamy prędkość na przewodzie ssawnym pompy obiegowej = 1,5 m/s

$$d_{s} = \sqrt{\frac{4*0,5*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,0475}{\pi*1,5}} = 0,2008\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 219,1 x 8 mm o średnicy nominalnej DN200.

D_w = 203,1 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*0,5*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,0475}{\pi*{0,2008}^{2}} = 1,5\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór kolektorów:

Kolektor ssawny :

Zakładamy prędkość w kolektorze ssawnym = 0,5 m/s

$$d_{t} = \sqrt{\frac{4*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,095}{\pi*0,5}} = 0,492\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 508 x 8 mm o średnicy nominalnej DN500.

D_w = 492 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,095}{\pi*{0,492}^{2}} = 0,5\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

Kolektor tłoczny :

Zakładamy prędkość w kolektorze tłocznym = 1,5 m/s

$$d_{t} = \sqrt{\frac{4*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,095}{\pi*1,5}} = 0,284\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 323,9 x 11 mm o średnicy nominalnej DN300.

D_w = 301,9 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,095}{\pi*{0,3019}^{2}} = 1,33\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór pomp uzupełniających i stabilizujących:
   

Zakładamy, że wydajność pomp uzupełniających i stabilizujących wynosi 2% wydajności całej instalacji. :

$$Q_{\text{uzu}/\text{stab}} = 2\%*Q = 2\%*0,095 = 1,9*10^{- 3}\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack = 6,84\lbrack\frac{m^{3}}{h}\rbrack$$

Obliczenie wysokości podnoszenia pomp stabilizujących i uzupełniających:

$$H_{\text{stab}} = \frac{p_{\text{stab}}}{\rho*g} = \frac{0,55*10^{6}}{963,6*9,81} = 58,18\left\lbrack m\ sl.\text{wody} \right\rbrack$$

Obliczenie wysokości podnoszenia pomp uzupełniających:

p_uzup. = p_stab − 0, 5 * p_sieci[Pa]

H_uzup. = H_stab − 0, 5 * H_sieci = 58, 18 − 0, 5 * 15, 75 = 50, 31[m sl.wody]

Obliczenie wysokości podnoszenia pomp stabilizujących:

H_pomp stab. = H_stab − H_uzup. = 58, 18 − 50, 31 = 7, 87 [m sl.wody]

1. Dobór przewodów tłocznych i ssawnych pomp stabilizujących i uzupełniających:

Przewód ssawny pompy stabilizującej:

Pompy będą podłączone w układzie szeregowym, a więc ilość czynnika płynącego na przewodzie ssawnym pompy wynosi Q_uzu/stab:

Zakładamy prędkość na przewodzie ssawnym pomp stabilizujacej= 0,5 m/s

$$d_{s} = \sqrt{\frac{4*0,5*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*0,5}} = 0,0696\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 88,9x 7,1 mm o średnicy nominalnej DN80.

D_w = 74,7 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*Q_{\text{uzu}/\text{stab}}}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*{0,0747}^{2}} = 0,43\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

Przewód ssawny pompy uzupełniającej:

Pompy będą podłączone w układzie szeregowym, a więc ilość czynnika płynącego na przewodzie ssawnym pompy wynosi Q_uzu/stab:

Zakładamy prędkość na przewodzie ssawnym pomp stabilizujacej= 0,7 m/s

$$d_{s} = \sqrt{\frac{4*0,5*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*0,7}} = 0,0588\left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 76,1x 7,1 mm o średnicy nominalnej DN80.

D_w = 61,9 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*Q_{\text{uzu}/\text{stab}}}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*{0,0619}^{2}} = 0,63\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór zaworów zwrotnych i odcinających pomp obiegowych:

2. Dobór odmulaczy i przewodów przy odmulaczach:

Przyjęto, że będą 2 pracujące odmulacze i jeden zapasowy. Dobrano magnetoodmulacze firmy Spaw-Test typu OISm 800/250. Są one przystosowane do przepływów w zakresie 132-265 m³/h.

Masa jednego odmulacza: 825 kg.

Wymiary odmulacza: wysokość 2455 mm, długość 1185 mm. Wymagana przestrzeń nad odmulaczem (do obsługi wkładu) 750 mm.

$$0,5*V = 0,5*0,095 = 0,0475\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$

Przy projektowaniu przepompowni używamy rur walcowanych na gorąco wg. PN-EN-10216-1.

$$d_{s} = \sqrt{\frac{4*0,5*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,0475}{\pi*0,95}} = 0,2523\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 273x 10 mm o średnicy nominalnej DN200.

D_w = 253 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*0,5*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,0475}{\pi*{0,253}^{2}} = 0,94\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór zaworów odcinających dla odmulaczy:

Przed i za odmulaczem zastosowaliśmy zawory kulowe flanszowe ze stali nierdzewnej o 2-częściowe pełnym przepływie PN16 - KHFL200/40ES o średnicy nominalnej DN200, długości 400 mm, kołnierzowe, sztuk:6.

1. Dobór konfuzorów i dyfuzorów dla pomp obiegowych:

Zastosowaliśmy konfuzory asymetryczne DN250-DN125 na przewodzie ssawnym. Na przewodzie tłocznym zastosowaliśmy dyfuzory asymetryczne DN100-DN200.

1. Dobór kolektora przed odmulaczami:

Zakładamy prędkość w kolektorze ssawnym = 0,95 m/s

$$d_{t} = \sqrt{\frac{4*V}{\pi*c_{s}}} = \sqrt{\frac{4*0,095}{\pi*0,95}} = 0,3568\ \left\lbrack m \right\rbrack$$

Gdzie,

c_s – założona prędkość przepływu [m/s]

Z wyżej wymienionej normy dobrano rurę o D_z x g= 406,4 x 11 mm o średnicy nominalnej DN400.

D_w = 384,4 mm

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,095}{\pi*{0,3844}^{2}} = 0,82\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór przewodów łączących sieć z przepompownią:

Przy projektowaniu przepompowni używamy rur walcowanych na gorąco wg. PN-EN-10216-1. Stosujemy rurę o DN 350, Dz x g 355,6 x 11 mm.

Rzeczywista wartość przepływu wynosi:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*V}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*0,095}{\pi*{0,3336}^{2}} = 1,09\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Dobór kompensatorów:

Dobrano 2 kompensatory typu One Step Muff LML 0350-175-16, zdolność kompensacji 140mm, długość całkowita 730mm.

1. Dobór zaworów odcinających dla połączenia przepompowni z siecią:

Dobrano zawory kulowe z końcówkami do kołnierzowymi Broen-DZT o średnicy nominalnej DN350 do ciśnienia PN 16, sztuk :2

1. Dobór zaworu odcinającego na sieci przesyłowej:

Dobrano zawory kulowe z końcówkami do kołnierzowymi Broen-DZT o średnicy nominalnej DN350 do ciśnienia PN 16, sztuk :1

1. Dobór zaworów odcinających i zwrotnych dla pomp stabilizujących i uzupełniających:

Przed i za odmulaczem zastosowaliśmy Zawory kulowe flanszowe o pełnym przepływie PN16- KHFL80/16 o średnicy nominalnej DN80, długości 180 mm, kołnierzowe, sztuk:15.

1. Opory przepompowni:

Straty na przewodzie tłocznym DN200:

Opory miejscowe:

- wlot o ostrych krawędziach - ζ=0,5 - 1 sztuka

- kolano – ζ=0,1 - 2 sztuki

- zawór odcinający – ζ=0,11 - 1 sztuka

- zawór zwrotny – ζ=0,7 – 1 sztuka

- wlot do kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

-defuzor – ζ=0,2 - 1 sztuka

Chropowatość względna:

- średnica przewodu – 203,1 mm

- długość przewodu – 5,4 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{203,1} = 2,46*10^{- 3}$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,233 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 130 stopni Celsjusza

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{1,5*0,203}{0,233*10^{- 6}} = 1,3*10^{6}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0248

$$\Sigma h_{1} = \left( 0,5 + 0,1*2 + 0,11 + 0,7 + 0,5 + 0,2 + \frac{5,4*0,0248}{0,2031} \right)*\frac{{1,5}^{2}}{2*9,81} = 0,329\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

Straty na przewodzie ssawnym DN400

Opory miejscowe:

-wlot z kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

-kolano – ζ=0,1 – 1 sztuka

-zawór odcinający – ζ=0,11 – 1 sztuka

- wlot o ostrych krawędziach – ζ=0,5 – 1 sztuka

- konfuzor – ζ=0,2 – 1 sztuka

Chropowatość względna:

- średnica przewodu –253 mm

- długość przewodu – 2,9 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{253} = 1,98*10^{- 3}$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,233 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 130 stopni Celsjusza

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{0,94*0,253}{0,233*10^{- 6}} = 1*10^{6}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0218

$$\Sigma h_{2} = \left( 0,5 + 0,1 + 0,11 + 0,2 + 0,5 + \frac{2,9*0,0218}{0,253} \right)*\frac{{0,94}^{2}}{2*9,81} = 0,18\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

Straty na kolektorze DN 300

Chropowatość względna:

- średnica przewodu – 301,9 mm

- długość kolektora – 5,2 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{301,9} = 1,65*10^{- 3}$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,233 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 130 stopni Celsjusza

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{1,33*0,3019}{0,233*10^{- 6}} = 1,7*10^{6}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0237

$$\Sigma h_{3} = \left( \frac{5,2*0,0237}{0,3019} \right)*\frac{{1,33}^{2}}{2*9,81} = 0,04\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

Straty na przewodzie łączącym przepompownie z siecią DN350

Opory miejscowe:

-wylot z kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

-zawór odcinający – ζ=0,11 – 1 sztuka

-wlot z kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

- wlot o ostrych krawędziach – ζ=0,5 – 1 sztuka

- kompensator – ζ=0,12 – 1 sztuka

Chropowatość względna:

- średnica przewodu –333,6 mm

- długość przewodu – 3,5 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{333,6} = 1,5*10^{- 3}$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,233 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 130 stopni Celsjusza

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{1,09*0,3336}{0,233*10^{- 6}} = 1,6*10^{6}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0232

$$\Sigma h_{4} = \left( 0,5 + 0,11 + 0,12 + 0,5 + \frac{3,5*0,0232}{0,3336} \right)*\frac{{1,09}^{2}}{2*9,81} = 0,9\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

Suma oporów:

Σh = Σh₁ + Σh₂ + Σh₃ + Σh₄ = 0, 329 + 0, 18 + 0, 04 + 0, 9 = 1, 45[m sl.H₂O]

1. Obliczenie minimalnej wysokości napływu.

Obliczamy z następującego wzoru:

H_s = p_b − NPSH * ρ * g − p_v − H_sw − 0, 5

Pb – ciśnienie barometryczne w Warszawie

NPSH – nadwyżka antykawitacyjna dana dla pompy zależna od przepływu

ρ – gęstość cieczy

g – przyspieszenie ziemskie,

pv – ciśnienie parowania cieczy

0,5 m sł wody – zapas bezpieczeństwa

Hsw – opory po stronie ssawnej pompy

Straty na przewodzie łączącym odgazowywacz z pompami uzupełniającymi i stabilizującymi

Opory miejscowe:

-wylot z kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

-wlot do kolektora – ζ=0,5 – 1 sztuka

-zawór odcinający – ζ=0,11 – 1 sztuka

- wlot o ostrych krawędziach – ζ=0,5 – 1 sztuka

-Straty na kolektorze DN 150

Chropowatość względna:

- średnica przewodu – 149 mm

- długość kolektora – 1 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{149} = 3,36*10^{- 3}$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,2835 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 105 stopni Celsjusza

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*Q_{\text{uzu}/\text{stab}}}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*{0,149}^{2}} = 0,11\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{0,11*0,149}{0,2835*10^{- 6}} = 5,8*10^{4}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0312

$$\Sigma h_{3} = \left( \frac{1*0,0312}{0,149} \right)*\frac{{0,11}^{2}}{2*9,81} = 0,0001\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

Chropowatość względna:

- średnica przewodu –41,9 mm

- długość przewodu – 7,2 m

- chropowatość bezwzględna - 0,5 mm

$$\varepsilon = \frac{k}{D_{w}} = \frac{0,5}{333,6} = 1,2*10^{- 2}$$

Obliczenie rzeczywistej prędkości przepływu:

$$c_{s}^{\text{rz}} = \frac{4*Q_{\text{uzu}/\text{stab}}}{\pi*D_{w}^{2}} = \frac{4*1,9*10^{- 3}}{\pi*{0,0419}^{2}} = 1,38\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

Liczba Reynoldsa:

ν = 0,2835 *10^-6 m^2/s – odczytane z tablic dla wody o temp 105 stopni Celsjusza

$$Re = \frac{c_{s}^{\text{rz}}*D_{w}}{\nu} = \frac{1,38*0,0419}{0,2835*10^{- 6}} = 2,0*10^{5}$$

Odczytując z nomogramu Colebrooke’a-White’a wartość współczynnika oporów liniowych:

λ = 0, 0391

$$\Sigma H_{\text{SW}} = \left( 0,5 + 0,5 + 0,11 + 0,5 + 0,0001 + \frac{7,2*0,0391}{0,0419} \right)*\frac{{1,38}^{2}}{2*9,81} = 0,59\lbrack m\ sl.H_{2}O\rbrack$$

H_s = p_b − NPSH * ρ * g − p_v − H_sw − 0, 5 = 9, 55 − 1, 6 * 954, 7 * 9, 81 − 0, 125 − 0, 59 − 0, 5 = 9, 55 − 1, 58 − 0, 125 − 0, 59 − 0, 5 = 6, 755[m]