1470
.pdfТк “ 0,5 (2 Тср - Т н). |
(7.73) |
При известных величинах n, cpN, Тн и Тк из формулы (7.42) для расчетного числа пунктов подогрева легко выразить требуемый на ружный диаметр тепловой изоляции
|
( |
|
|
\ |
В из =ехр |
71-L |
|
- г |
(7.74) |
|
Т |
|||
Е |
|
- Т |
|
|
П Фм Q p Cp - In 1 н |
1 о |
|
||
|
V |
Т |
- Т |
У |
|
1к |
1 О |
||
Если выполняется неравенство D H+ 2 |
[5ИЗ ] < DH3, то находится |
|||
толщина тепловой изоляции 5ИЗ = 0,5 (DH3-D H). |
|
|||
Если же данное неравенство не выполняется, то следует прини |
||||
мать 5ИЗ= 0, т.е. DH3 = |
D H. |
|
|
|
В последнем случае необходимо уточнение начальной и конеч ной температур перекачки при заданной средней. Число Шухова
по формуле (7.2) с учетом (7.40) |
|
я -L |
(7.75) |
Шу = |
|
(Г + Е • In DH) ■п • cpN • Q • р ■Ср |
’ |
а начальная температура нефти по формуле (7.62). Конечная же тем пература находится по формуле (7.1).
Расчет приведенных годовых затрат на перекачку, подогрев и теп ловую изоляцию при фиксированном диаметре трубопровода с уче том (7.45) выполняется по формуле
п= |
+S ;• Dji, + S, + П , |
(7.76) |
|
Г + Е • In DH3 |
|
где S,, S2, S3 - коэффициенты, рассчитываемые по формулам (7.46); Пнс - приведенные годовые затраты на содержание и эксплуатацию насосных станций
Пис = [С„с + С„„ • (п -1)] • (в. + ^ ) + C p-Vp .( 8 .+ у +
(7.77)
+10-3 N s (a„ + 8 4 0 0 a,);
£не, “ нормативы отчислений на амортизацию и текущий ремонт соответственно для насосных станций и резервуаров; оэ, оэд - сто имость соответственно 1 кВтч электроэнергии и 1 кВт установлен ной мощности.
239
Оптимальному варианту сочетания п, птс, Тн, Тк и D„3 соответ ствует минимальная величина приведенных годовых затрат П.
§ 7.6. Перекачка высоковязких и высокозастывающих нефтей в смеси с маловязкими разбавителями
Использование жидких углеводородных разбави телей - один из эффективных и распространенных методов перекачки высоковязких и высокозастывающих нефтей. В качестве разбавителей могут использоваться маловязкие нефти, газовый конденсат, сжижен ные нефтяные газы и т.п.
Гидравлический расчет перекачки смесей
При разбавлении кинематическая вязкость смеси vCMизменяет ся экспоненциально в соответствии с формулой М. М. Кусакова
vCM= v„ е-ак, |
(7.78) |
где vH— кинематическая вязкость высоковязкой нефти при расчет ной температуре; к - концентрация разбавителя, равная отношению расхода разбавителя Qp к расходу смеси QCM
к = QP/QCM; |
(7.79) |
а - эмпирический коэффициент, определяемый экспериментальным путем.
При отсутствии экспериментальных данных величину vCMмож
но приближенно найти по формуле Вальтера |
|
lg lg (vCM+ 0,6) = (1 - кв) • lg lg (vH+ 0,6) + |
кв lg lg (vp + 0,6), (7.80) |
где кв —весовая концентрация разбавителя |
в смеси |
кВ |
Рр'к |
(7.81) |
р „ - к ' ( р „ - р р ) ’
vp, рр —кинематическая вязкость и плотность разбавителя. Плотность смеси связана с плотностью высоковязкой нефти рн
и плотностью разбавителя рр (при расчетной температуре) формулой
Рем = Рн (1 “ к) + р р к. |
(7 .82) |
Объемный расход смеси равен сумме объемов нефти и маловяз кого разбавителя, что может быть представлено выражением
240
(7.83)
Для разбавления, как правило, используются стабильные углеводо родные жидкости. Поэтому основные положения норм технологическо го проектирования магистральных нефтепроводов остаются в силе.
Характеристику трубопровода, по которому перекачивают разбав ленную высоковязкую нефть удобно представить в следующем виде
(7.84)
где hHпотери на трение с учетом местных сопротивлений при пе рекачке «чистой» высоковязкой нефти в том же режиме, что и после разбавления.
Проектирование трубопроводов для перекачки высоковязких нефтей с разбавителем При применении разбавителей существенно изменяется вязкость
смеси, что требует пересчета характеристик насосов. Поэтому, стро го говоря, при перекачке высоковязкой нефти с разбавителем зара нее неизвестно даже какие насосы необходимо использовать.
В связи с вышесказанным, проектные расчеты в данном случае необходимо выполнять не только для разных концентраций смеси, но и для разных типов насосов.
Выбор типа насоса при заданной концентрации разбавителя
производится в соответствии с неравенством |
|
0,8 KQ QHOM < Q чсм < 1,2 KQ QH0M |
(7.85) |
где KQ - коэффициент пересчета подачи насоса при перекачке не фти с разбавителем.
Необходимое для перекачки смеси число насосных станций на ходится по формуле, аналогичной (5.32)
(7.86)
где Нст —напор станции при перекачке смеси (с учетом пересчета характеристик насосов).
При перекачке высоковязкой нефти с разбавителем на головной
241
насосной станции должны быть резервуары для его хранения. Если объем резервуарного парка для высоковязкой нефти на головной НС равен (2...3) Vcyr, то дополнительный объем резервуаров для хране ния разбавителя
Удоп = (2...3) |
к |
Vcyr |
(7.87) |
Мощность, потребляемая при перекачке смеси, составляет |
|||
N = Рсм g |
^ см |
Нс---, |
(7.88) |
ЛУси |
|
|
|
где rjv - к.п.д. насосных агрегатов при их работе на смеси (см. главу 3). Таким образом, при заданном диаметре нефтепровода целевая
функция приведенных годовых затрат (1.15) имеет вид |
|
П = П нс + (2...3) к Vcyr Ср (ен + у , |
(7.89) |
где П нс —затраты, рассчитываемые по формуле (7.77).
При классическом решении оптимизационной задачи необхо димо было бы продифференцировать правую часть (7.89) по к и при равнять нулю. Однако получаемое в этом случае выражение очень сложно, и самое главное, в явном виде относительно к не решается. Поэтому проще решать оптимизационную задачу расчетом П по формуле (7.89) при различных концентрациях разбавителя.
Выбор концентрации разбавителя для улучшения показателей работы действующих нефтепроводов
При эксплуатации действующих нефтепроводов применением разбавителей может решаться одна из следующих задач: 1) увеличе ние объема перекачиваемой нефти; 2) уменьшение напора, развива емого НС, с целью предотвращения аварий на длительно эксплуа тируемом нефтепроводе; 3) уменьшение затрат электроэнергии на перекачку.
Расход смеси в нефтепроводе находится по формуле, получен ной из уравнения баланса напоров
£ A VI - A Z + N ,-(H 2 —н <п)
(7.90)
f„ -L -e -"“ + 5 X 1
где Ani, Bni —коэффициенты напорной характеристики i-той НС на
242
смеси; fHгидравлический уклон при единичном расходе в случае перекачки высоковязкой нефти в том же режиме, что и смеси.
Расход высоковязкой нефти, достигнутый в результате исполь зования разбавителя, находится по формуле
Qi=Q'„-(l-K). (7.91)
Суммарный напор всех НС описывается выражением
н '„ = 2 Х -(< з;и)2" " - |Х |
<7-92> |
|
1 |
1 |
|
Общие энергозатраты на ведение перекачки находятся по фор муле (7.88).
Определение оптимальных значений концентраций, обеспечи вающих достижение максимального расхода по нефти, а также ми нимума развиваемого напора и потребляемой мощности, удобнее всего выполнять методом последовательного перебора вариантов с использованием формул (7.91), (7.92).
§ 7.7. Вытеснение высоковязкой нефти из трубопровода маловязкой жидкостью
Если продолжительность ожидаемого простоя «горячего» нефтепровода превышает безопасное время остановки перекачки, то для предотвращения его «замораживания» высоковяз кая нефть должна быть вытеснена маловязкой жидкостью.
В общем случае вытеснение осуществляется в 2 этапа: при пос тоянном и при переменном давлениях.
Во время первого этапа вытеснение осуществляется при макси мально допустимом давлении Рд. Мгновенный расход нефти в мо
мент времени т равен |
|
|
|
|
|
|
(7.93) |
|
Q,C0 = VM ,+ N ,X ’ |
||
где М„ N. - |
расчетные коэффициенты |
|
|
м ,= |
Pi -g-fl*-* |
N ,= |
g ,(p * 'f* P l' f |) - ; (7.94) |
|
Pe -pcp-g-(Az + H0CT) |
|
Pj-p^-g-fAz+H^) |
Pi, p2 — плотность соответственно высоковязкой нефти и маловяз-
243
кой жидкости; fj\ f* - гидравлический уклон при единичном рас ходе в случае их перекачки
|
8 - A.s |
(7.95) |
|
f* = |
|
|
7U -g-d |
|
t - |
длина участка трубопровода; Н ост - |
остаточны й напор; |
Az - |
разность нивелирных высот на участке; рср - средняя плотность, |
|
Рср = °>5 (Pi + Р2)-
Величины коэффициентов гидравлического сопротивления для каждой из жидкостей вычисляются при среднем расходе вытеснения
Qcp. 1 = 0,5 |
(Qo + Q,), |
|
(7.96) |
|
где Q0, Q, - расходы соответственно в начале и в конце первого эта |
||||
па вытеснения |
|
|
|
|
Qo = |
> |
11 |
|
(7.97) |
Az |
i Qi =л/тг- А |
а |
||
lP 2 -g |
) |
)1Б 1 |
Р2 " g У |
|
А, Б - коэффициенты в напорной характеристике |
насосной |
стан |
||
ции при ш = 0. |
|
|
|
|
Величина Q0 по формуле (7.97) находится методом последова тельных приближений. Но можно определить ее проще. В момент начала вытеснения высоковязкой нефти наиболее вероятен лами нарный режим течения. В этом случае используя для расчета потерь
напора на трение формулу Лейбензона, несложно получить |
|
|||
|
4 |
f р |
N |
|
Q0 = |
g-d |
—— - Az - Н„ОСТ |
|
(7.97а) |
|
128-v, •£ |
VP2-g |
|
|
Продолжительность первого этапа вытеснения |
|
|
||
тс-d2 |
|
|
(7.98) |
|
т, = |
[(М , +N , -Х^1'5 - м ;- 5] , |
|||
6 N ,
где х, —длина участка, занятого вытесняющей жидкостью в момент времени т.
244
/ |
|
|
\ |
x, = |
|
- M , |
(7.99) |
N, А |
- ^ |
|
|
|
P2 |
-g |
|
Первый этап вытеснения имеет место только в том случае, когда суммарный напор насосов станции при подаче Q0 превышает мак симально допустимый напор, т.е. если выполняется неравенство
р2 g (Н2 + шмн • hMH) > Рд. |
(7.100) |
На втором этапе вытеснения аналогичные параметры рассчиты ваются по формулам:
|
|
Q(x) = |
|
1 |
|
|
(7.101) |
|
|
|
V M „+N „x ’ |
||||||
|
|
|
|
|||||
_ |
Р2 ' Б |
Pi ' ^ |
|
^ |
— |
Рг ' ^2 + Pi *5 |
(7.102) |
|
p2( A - A z ) - p ,- H ocr ’ |
11 |
p ^ A - A z b f t - H ^ |
||||||
’ |
||||||||
|
|
QCp.п |
|
(Qi |
Qu); |
(7.103) |
||
|
|
QH = |
A - H ^ - A |
Z , |
(7.104) |
|||
|
|
B + f;- L |
* |
|||||
|
|
|
|
|||||
x„ = |
7c-d2 |
[(M „ + N„ • e f s - (M„ + N„ • x,)'-5 ] . |
(7.105) |
|||||
|
6 N , |
|
|
|
|
|
|
|
§ 7.8. Примеры расчетов
Пример 7.1. По трубопроводу перекачивается высоковязкая нефть с подогревом. Технические данные надземного трубопровода и характеристика нефти следующие:
Q=0,0833 м3/с; D H=426 мм; 6СТ=9 мм; L=10 км; Тн=353 К; Тк=318 К; Т0=253 К; v283= 0,0069 м 2/с ; u= 0,08 1/К ; Хн= 0,122 В т/(м -К ); Ср=1884 Дж/(кг-К); р293=910 кг/м3; р=657-10 б 1/К; Хст=58,15 Вт/(мК);
245
ос2 = 14,54 Вт/(м2-К).
Необходимо определить возможность работы трубопровода при дан ных условиях и толщину тепловой изоляции (если она необходима).
Решение 1. По формуле (7.4) определяем критическую температуру
Ткр |
1 |
0,0069-3,14-0,408-2000 |
= 283 + |
332,6 К. |
|
|
0,08 П |
4-0,0833 |
Так как Тн > Ткр > Тк, то в трубопроводе есть и ламинарный и тур булентный участки.
2. Определяем внутренние коэффициенты теплоотдачи а 1ст. Турбулентный участок Средняя температура потока
Тп = 0,5 (Тн + Ткр) = 0,5 (353 + 332,6) = 342,8 К. Среднюю температуру стенки принимаем равной Тст = 323 К. Определяем кинематическую вязкость, параметры Re, Рг и Gr
при средних температурах потока и стенки по формулам (1.9), (7.11);
v3428 = 0,0069 -ехр[-0,08-(342,8-283)] = 0,0000583 м2/с;
|
v 323 =0,000283 м2/с; |
Re„ = |
4-0,0833 |
= 4461; |
|
3,14-0,408-0,0000583 |
|
„ |
0,0000583-1884-910 oin |
Ргп = |
-----------------------------= 819 ; |
"0,122
рг |
0,0002833-1884-910 Ш |
1 . |
ст |
0,122 |
|
Gr _ 0,4083 -9,81-657-10^-(342,8-323) |
б |
|
"0,00005832
Поскольку 2000 < Ren < 104, то внутренний коэффициент тепло отдачи определяем с помощью интерполяции. По формулам (7.10) и (7.10а):
0,122 |
0,43 |
\6\0,1 819 > 0,25 |
a icr =0,17 |
(4461)0,33 • (819)0,43 - (2,55 -10б) |
|
0,408 |
|
3981, |
= 42,9 Вт/(м2 - К)
246
|
|
|
|
|
|
0,25 |
|
а ' „ = 0 , 0 2 1 - 5 4 ^ - ( 4 4 6 1 ) 08 .(819)00 |
f — |
-= 62,9 |
Вт/(м • К ) . |
||||
|
0,408 |
|
|
|
.3981J |
|
|
Тогда по формуле (7.12) |
|
|
|
|
|
||
а, = а ; + « - ( * ; ) • |
У ” |
^ |
=42,9 + 2 0 -44^ 1 |
^2QQQ=49 Вт/(м2-К). |
|||
|
|
R e"-R e кр |
|
10"-2000 |
|
||
3. |
Проверяем правильность выбора температуры стенки по урав |
||||||
нению теплового баланса |
|
|
|
|
|||
|
Т |
+ — |
-Т |
253 + |
49 342,8 |
|
|
|
Т = |
а 2 |
|
14,54 |
= 322,2 |
К. |
|
|
|
|
|
49 |
|||
|
|
\ + ^~ |
1 + |
|
|
||
|
|
а . |
|
|
14,54 |
|
|
Расчетная температура стенки практически совпадает с приня той. Следовательно, расчет можно продолжать.
Ламинарный участок 4. Средняя температура потока
Тп = 0,5 (Тн + Ткр) = 0,5 (332,6 + 318) = 325,3 К. Среднюю температуру стенки трубы принимаем равной 303 К. 5. Определяем кинематическую вязкость, параметры Рейнольд
са, Прандтля и Грасгофа при средних температурах потока и стенки по формулам (1.9), (7.11):
V325,3 = 0,0002361 м2/с; v303 = |
0,0014 м2/с; |
4-0,0833 |
= 1101, 6 ; |
Re„ |
|
3,14-0,408-0,0002361 |
|
0,0002361-1884-910 |
= 3318; |
Ргп |
|
0,122 |
|
^= 0,0014 -1 88 4.910 |
|
0,122 |
|
Gr = 0,4083 • 9,81 • 657 • 10"6 • (325,3 - 303) |
= 1,751 -105 |
|
|
0,23612 -10"8 |
|
6. По формуле (7.10) будем иметь |
( 3318 У*25 |
|
|
0,122 |
|
° ’17' |
(1101,6)0'И' (3318)' (1'75H05)0- \ I 9674 ) |
|
= 35,9 Вт/(м! К).
247
7. Проверяем правильность выбора температуры стенки
35 9
253 + —- 1— -325,3
1454
Т= -------- ---------------- = 304,4 К.
1 + 2 L L
14,54
Для данного участка совпадение также удовлетворительное, по этому пересчета не производим.
8. По формуле (7.9) определяем коэффициенты теплопередачи:
а) для турбулентного участка |
|
|
|
|
|
|||
1 |
|
1 |
t |
1 |
[п 0,426 |
[ |
1 |
|
Кт -0,408 ~ 4 9 |
0,408 + 2-58,15 |
% ,4 0 8 |
14,54 |
0 ,4 2 6 ’ |
||||
отсюда Кт =11,56 Вт/(м2 |
К); |
|
|
|
|
|
||
б) для ламинарного участка |
|
|
|
|
|
|||
1 |
_ |
1 |
|
|
1 |
1п°>4 2 6 , |
1 |
|
Кл -0,408 “ 35,9 |
0,408 2-58,15 |
° 0,408 |
14,54-0,426’ |
|||||
соответственно |
К л =10,65 |
Вт/(м2 |
|
К). |
|
|
|
|
9. Длина турбулентного участка по формуле (7.7) |
|
|||||||
л |
0,0833-910-1884, |
|
353 -253 |
|
м. |
|||
£ = —--------------------- In----------------= 2200 |
||||||||
т11,56-3,14-0,408 332,6 -253
10.По этой же формуле определяем расчетную длину ламинар
ного участка, заменив Т н на в числителе и Ткр на Тк и Кт на Кл в знаменателе. Получаем £п=2100 м. Как видим, без тепловой изо ляции температура нефти, равная 318 К, в конце трубопровода не обеспечивается.
11. Определим необходимую толщину тепловой изоляции, кото рая позволит обеспечить заданную температуру в конце трубопрово
да. Так как Тн, Тк |
и а |
2 заданы, а |
не зависит от толщины теп |
ловой изоляции, то |
а 1т |
и а ,л останутся без изменения. Тогда |
|
Г |
( „ |
л |
W |
ехр 2% |
%t |
1 |
|
нЛ |
^ Р с ршУ |
“ A |
J |
°и
Dн V f
1 d J
2^
а 1тшу
(Т ,-Т 0) |% - Т 0^
3- 1 |
о |
X 1 |
о |
Н |
н |
н |
ч |
где Шу - параметр Шухова,
248