CEVOVODNI TRANSPORT NAFTE I GASA Др. Божидар Прстојевић

8/15/2019 CEVOVODNI TRANSPORT NAFTE I GASA Др. Божидар Прстојевић

1/159


2/159

I;

т/

C \

*/

<ί

r

ч(

I

Р УД А Р С К О -Г Е О Л О Ш К И Ф А К УЛ Т Е Т

Д р Б ожи дар П рсто јев и ћ

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТНАФТЕ И ГАСА

БЕОГРАД, 2012.


3/159

Проф. др Божидар ПрстојевићЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТЕ И ГАСАГТИздање

Реце зенти : др Н енад ТЕоајићдр Мшио Солеша

Лектор: Мирослава Мијатовић-ЈВасинаЧ '

Издавач: Рударско-геолошки факултетУниверзитета у Београду

Штампа:«

*

Мега ГрафКосмајска 75, Рогача

Сва права задржава издавач.

Прешташхаваше и умножавање je забрањено.

Веоград, 2012.

►

r

I

Предговор

Садржај књиге je коиципираи ирема технодогмји цевоводног транспорта иафте иraca на нафтно-гасним пољима.и са под>а до рафинерија, односно потрошача, Дате суоснове лротока Newton-ових флуида и осиове дефинисан>а пројектних параметаранафтовода и гасовода, као и основе 1БИхове ексллоатације. Због свог значаја у иашојнафтно-гасној индустрији обрађена je и проблематика цевоводног транспорта високо-парафинских нафти, као и проблематика складиштења природиог raca.

Књига je произашла као резултат дугогодишњег иаставничког рада аутора наРударско-геолошком факултету у Београду, на предмету "Припрема и транспорт нафтеи raca*', као и рада аутора на многим пројектнма реализованим у оквиру НИС-а. *

Књига je ствараиа уз помоћ колега и пријатеља са Рударско-геолошкогфакултета и из НИС-а. Проф. Др. Ненад Ћајић и Проф. Др. Мишо Солеша сулредлозима и сугестијама значајно допринели садржајном и концепцијском квалитетукњиге, a асистент Мр. Душан Даниловић и Драгаи ПантиН, геол. техничар, су уложилиизузетан труд на техничкој припреми.

Књига je намењена студентима Рударско-геолошког факултета, смера заексплоатацију течних и гасовитих минералких сировина, као и инжи&ерима који себаве проблематиком девоводног трансперта. '

Аутор je свестан да су· се у изради књиге поткрале одређене грешке и да суодређени делови могли боље и потпуније да се прикажу и зато je аутор унапредзахвадан свакоме ко укаже на грешке дли да одре1јене сугестије.

Београд, октобар 1998. АуторБожидар Прстојевлћ

Предговор другом издашу

Обзлром иа велико иитересовања за овом књигом, као и тога да представљаосновни удбеник из предмета "Транспорт иафте и raca" на Рударско геолошкомфакултегу Универзитета у Београду, у складу еа Болоњском декларацијом

јприпремљено je друго издање.

БеоградСептембар, 2012. др Душан Даииловић

i

»


4/159

САДРЖАЈ

1. ПРОТОК НАФТЕ И ГАСА КРОЗ ЦЕВОВОДЕ1.1. Основни појмови из механике флуида1.1.1· Врсте струјања1.1.2. Промена брзине струјаља у цевима, у пресеку нормалном на смер

струјања1.1.3. Једначина протока за услове стационарког струјања

било каквог флуида1.2. Изотермни стационарни проток нафте1.2.1. Једначина пада притиска за ламинарно-изотермно струјање1.2.2. Једначина пада притиска за турбулентно изотермно струјаље

иекомпресибилног флуида (нафте)1.2.3. Еквивалвитн е дужине и еквивалентни пречници1.2.4. Пад притиска код протидања флуида кроз затвараче и фитинге13. Неизотермни проток нафте1.3.1. Температура тла1.3.2. Температура наф те у укопаним цевоводима у условима

стационарног струјаља1.3.3. Једначине за израчунавање лада притиска код неизотермиог струјаша1.3.4. Једначина за израчунавање лада притиска код неизотермног

турбулентног струјања1.4. Прото к raca1.4.1. Једначина за изотермии стациоиарни лроток raca у

хоризонталном цевоводу1.4.2. Изотермни проток raca кроз паралелие цевоводе и цевоводе

различитог пречника1.4.3. Изотермли прото к raca у косом цевоводу1.4.4. Изотермни проток raca у вертикалном цевоводу1.4.5. Изотермни прото к raca у дистрибутивном цевоводу1.4.6. Промена температуре raca при протидању кроз гасовод1.5. Двофазни проток1.5.1. Једначина за двофазни лроток у хоризонталш м цевоводима1.6. Протицаље He-Hewion-ових флуида кроз цевоводс1.6.1. Класификацијд флуида према реологији

1.6.2. Ддстрибуција брзине код He-Newton-ових флуида1.6.3. Уопштено о Rcynolds-овом броју1.6.4. Прелазн а област између ламкнарног и турбулелтног лротока1.7. Транспорт високо парафинских нафти1.7,1. Транспорт загрејане нафте1.7,2 Разређивање сирове нафте1.7.3. Обрада високопарафинскдх кафти модификаторима

реожжжи х својстава1.7.4. Топлотна обрада сирове нафте1.7.5. Транспорт влсокопарафинс кс нафте као смеше са водом

111

3

577

8 13192525

2538

4046

46

125131133

2. НАФТОВОДИ И ГАСОВОДИ 1362.1. .ГТумпе - тилов и пумпи и њихове карактери стике 1362.1.1. Серијско и ларалелно повезивање пу.мпи 1442.1.2. Неопход ни подацк за избор пумле 1452.1.3. Погон пумпи 1482.2. Компр есори 1492.2.1. Тилов и компресо ра 1502.3. Цеви 1672.3.1. Основ низах тевиу noгледу.кв алитета пpoизводн>е цеви

ирема стандарду АПИ-5Л 1682.4. Елемемти за обликовање цевовода-фитинзи 1872.5. Цевни затва рачи 1952.5.1. Засун и 1952.5.2. Четше и лоптасте славике 196

2.5.3. Вентили 2002.5.4. Лепткр вентпл 2002.5.5. Лротив повратна клапна 2012,6. Остали елементи (опрема) девовода 2022.6.1. Компеизатори 2022.6.2. Чистачке станице 2032.6.3. Пропорциоиатор 2062.6.4. Прелази саобраћајнида и водотокова 2072.6.5. Кондензни лонад 2072.6.6. Класдфик адија опреме цевовода према притиску 208

ИЗБОР О.ПТИМАЛНИХ ПАРАМЕТАРА ЦЕВОВОДА.1. Избор оптимадних нараметара нафтовода.1.1. Критердјум избора оптималних параметара нафтовода.1.2. Одређивање иивестиционих улагаља у нафтоводЛ .3. Годишљиг трошкови нафто вода.1.4. Избор оптималне трасе вафтовода.1.5. Избор оптималног пречника.2. Избор оптималних параметара гасовода2.1, Одређиваље оптималаих параметара гасовода са

константним протоком2.2. Одређивање оптималчих параметара гасовода са

променљивпм протоком3. Оптимизација система снабдеваља гасом у фази експлоатације3.1. Лзвори снабдеваља3.2. Карактеристике потреба у racy и методологија њиховог утврђивања3.3. Транспорт raca

210210211212

215216217222

222

228231231231.234

4. ОДРЖАВАЊЕ ЦЕВОВОДА4Л. Корозија цевовода4.1.1. Лроцес корозије4.1.2. Катодна заштита4.1.3. Заштитни гготенцијал и сгруја4.1.4. Катод на заштита с спол>ним извором струје4.1.5. Катодна заштита помоћу галванског елемента

241241241245248249250


5/159

4Л.6. Контрола катодне заиггите 2524.1.7. Пов ећањ е гтрелазног отпора са цеви на тло, rp, изолацијом

спољних површина цеви 2534.2. Унутрашња корозија 2544.2.1. Контрола заштите од унутрашње корозије 2554.3. Кваро ви на цевоводу 2564.3.1. Мере за спречавање, односно смањењ с, појаве кварова 2594.3.2. Начини открив ања ггропуштања на цевоводу 2634.3.3. Метода упоређеља протока флуида на лочетку и на крају цевовода 2634.3.4. Метод анализе података о прити сцша и протоцима 2644.3.5. Праћеше карактеристЈИчндх сигнала генерисаних истицањем 2644.3.6. Детекц ија пропуиЈтања ултразв уком 2644.3.7. Отклања ње кварова на цевоводу 265

5. СКЛ АДИШТ ЕЊЕ ГАСА 2675.1. Методе решавања иерааномерности потреба у racy 2675.2. Критери јуми за избор природних резер воара нафте и raca за

додземно складиште и за вршнс изворе 273

Прилог - Основнс карактеристике цеви no стандарду АПИ 5Л 290Литература 302

r

ДЕВОВОДНИТРАНСПОРТ НАФТБ И ГАСА

1. ПРОТОК НАФТБ И ГАСА КРОЗ ЦЕВОВОДЕ

1.1. ОСНОВНИ ПОЈМОВИ ИЗ МЕХАНИКЕ ФЛУИДАi

1.1.1. Врсте струјаља т

Струјање флуида кроз неки вод може бити различито. Оио може битистационарно и нестациодарно, једиоличко или неједнолично, ламинарно илитурбилектно, једкодимензионалио шш дводимензионапно односио тродимензи-онално и ротационо или неротадионо.

Стадионарно струјан>е представља струјање када у некој тач ки посматранеструје флуида нема промене брзине са временом. Брзина je. константна у односуна време: dv/dt-0, Међутим, брзина може да има различиту вредност у

различитим тачкама струје флуида у односу на удаљеност. Поред тога што jeпромена брзине са променом времена у некој тачки кокстан?на, код ове врстеструјања и други параметри као што су лритисак, густина-и количша се такођене мењају са временом. Тако имамо: dP/đt-0, dp/đt-0, dQ/dt~0,

Већина практичних проблема лротицања флуида je везана за стациоларнострујање. Ha пример, .протидање флуида кроз девовод са константним улазнимпритиском представља стадиоиарно струјање.

Нестадионарно струјаље називамо струјање код кога имамо у некој тачкипосматране струје флуида. промену брзине у односу на време односно dv/dteO.Пулсирајуће дротидање флуида представља нестационарно струјање.

ЈедноЈШЧНИМ струјањем називамо оно струјање код кога нема ироменевелдчине брзине. a ни смера од тачке до тачке флуида који струји, односноdv/ds~0 (нема промене брзине са лроменом пута). Последице оваквог струјања суда се,'други:■променљиви .параметри флуида не мењају са удаљеношћу, ..одиосно


6/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТЕ И ГАСА

đy/ds=0 промена висине, дубине посматраке тачке у струји флуида са лроменом пута, као и лромена густине са лроменом пута dp/ds=0 су једнаки нули.

Протицан.е течног флуида под притиском кроз дуге цевоводе константног пречника je једиолико струјаље без обзира да ли je оно стационарно или нестацисшарко,

Неједволично струјаље имамо када се брзкна, дубнна. густииа и притисак посматране струје флуида од тачке до тачке меи>ају или исказано симболима: dv/dŝ O, dy/ds#0, dP/dŝ O, dp/dŝ O.

Ламинарно сгр ујаае флуида je оно струјан>е код кога су струјнице флуида паралелне са осом цевовода. Турбулентно струјање je струјање код кога се брзина посматране честице мен>а од тачке до тачке у протоку, dv/ds^O, и код кога струјкиде не морају бити. паралелие са осом цевовода. Уколико мењамо брзину струјања флуида код стационарног струјања, запазићемо да ће до одређених величина брзина струјање флуида бити у слојевима, без међусобног мешања, тј. имаћемо ламинарно струјање. Прсласком одређене вредности брзине струјања добијамо узбуркано - турбулентно протидагве флуида, честице се не крећу у слојевима, оне се међусобно мешају,

Osborn Reynolds, енглески физмчар, експериментално je утврдио да je начии струјања кроз деви зависан од брзине струјаша, лречника девовода и од кинематског вискозитета. Однос наведених величииа je изразио формулом:

„ v D , „ V'D..-ρR = ----- - односио R = ---- —~ (1-1)V ν·μ

где су: ν - брзина струјаи>а, m/sDu- унутрашњи лречник ц евовода, mV - кинемагски вискозитет, m2/sμ - апсолутни вискозитет, Pasр - густина фДуида, kg/m3

Reynolds je експериментално угврдио да je за вредност Reа no пресеку, Занемарене су промене no пресеку. У таквим случајевима се узима да су брзина и притисак no пресеку управном ка смер струјан>а величине које представљају цео проток, Дводимензионално струјање je струјаље при коме се честиде течног флуида крећу no равнима или no паралелним равнима, a изглед струјница je исти у свакој равни .

2


1.1.2. Промена брзине струјања у цевима, у пресеку нормалном на смерструјања.

Ламинарно струјање

За приказ промене брзине струјан>а посматраћемо једну честицу флуида облика вал.ка означену на слици 1-1. Честиц а има пречник оенод е r и дужину 1,Пошто су услови протока стационараи, значи нема лромене брзине са временом, то je убрзање честиде једнако нули, одноло честица се креће без убрзаља, na je ради тога зб ир свих сила ко је делују на н>у једиак нули.

Q r ρ,Α =ϊ / J”4

λ Γ2_

Сл. 1-1. Промена брзине струјања

А-Р| - А-Р2 ~τ ·Α, =0 (1 -2)где су:

Р), Рз - притисак на честицу (према слиди 1-1)A - површина основе честиц е=глA, - површина омотача честгице=2|1.лX - напрезан>е на смицање настало на површини омотача честице услед

кретања.

г2лР| - Γ2πΡ, - 2гл1л = 0 (1-3)

P | - P 22L

Према Newton-овом закоиу иапрезан>е на смидање можемо нзразити као ШТО следи:

τ = μ dv

dr

(1-4)

Изједначавањем ове две једначине, последње и претлоследње, добијамо:

dv = 1 Р, -Р 2----- 1------ r 'd r2μ' L

Интеграцијом овог израза у границама r-R имамо:

2μ LR2 - r2

2 .

(1-5)

(1-6)

3


7/159

ЦЕЈВОВОДНИ ТРАНСПОРТ ΗАФТЕ И ГАСА

За r~0 имам о максим алну брзину Vnuix:

v maxi Pl-P2R2

4μ L(1-7)

ЛАМИНАРНИ TOK

χ η τ τ λ ι / ζ ζ ζ ш д

ΥΤΧΖΖΖΖ:Ζ7Τ 7 Τ ΖΤΐ:Γ Ζ Γ Ζ η A

P a cn ope a брзине струјак>а лолресеку цевовода код лами-нарног дротока

ТУРБУЛЕНТНИ TOKv=f(y)

БРасдоред брзике струјан>а noпресеку цевовода код турбу-лентног пр otok a

Сл. 1-2.«

Из претходне једначине се види да се брзина у попречном пресеку на смерструјатва мења ло параболи, да je максималка брзина у оси цевовода a лри зидудеви кајмања, односно код i-R , v~0 (сл. 1-2 A). .

Турбулентно струјање

Распоред брзина струјан>а у попречном пресеку на смер струјања кодтурбулентног протока не може се известд коришћењем познатих закона као кодламинарног струјања. Експериментална истраживања Nilairađse-a и других ауторасу показала да код турбулентиог струјања нема велике лромене брзине noпресеку (слика 1-2 Б).

Бмпиријска формула:

даје однос брзина честиде V која се налази на растојању Y према брзини честицеу центру Vc. При чему je:и -1/7 за глатк е цеви, до Re='j 00.000n -1/8 за глатк е цеви за 100.000 < Re < 400.000

Постоји још не колико формула које описују ову зависност за глатке цеви5000 < Re < 3.000.000 и за храпаве цеви које иису овде приказаке.

*

ЦЕВОВОДНИ ТРА.НСПОРТ Н.АФТЕ И ГАСА________________________________ ♦

1.1.3. Једначина протока за.услове стаидонарног струјања било какв огфлуида

Посматрајмо елементарни део масе ‘флуида dM (сл. t-3). Кретаље je уравни папира, a х-оса je изабрана да етоји у правду струјања. Силе нормалне направац струјања које делују на елемеитарну честицу dM нису приказане. Силекоје делују у правцу х-осе су услед дејства притиска на краје.ве елементарнечестице, дејства тежине и силе смицања изазване од суседних честида флуида.

Ha основу закона о количини кретаља, FAt^Amv (где je F - сила, t - времеделовања силе F, m - маса тела и v - брзина тела) долазимо до израза:

[ P d A - ( p + d P ) d A - p . g . d L ' d A s m e - d F j d t - - ^ d ^ d L · ^ ( 1 . 9 )

%

где су:

Р -притисак A - површина поп речног пресекаF s - сила смицањаΘ - угао правца кретања у односу на хоризонталну раванg - убрзање земљиие тех


8/159

Г . ЦБВОВОДНИТРАНСПОЈРТ НАФТЕ И ГЛСА ___________

Тада je:

dEj/pgđA = xdOdL/pgdA (1-11)«

Уношењем у горњу једначину замене dA/d OR u где je Rw хидрауличкирадијус који се дефинише одкосом ловршине попречног пресека и обима, ондаимамо:

, đFs/ pgđA ~ xdL / pgR,, (1-12)

Збир свих сила смицања je мера губитака енергије због протицања тј.губитак изражен у метрима.

dhg = xdL/pg Rn (1-13).·/

одакле je:

T*R„dhg/dL (144)

Враћаљем на једначину 1-12 пошто je dLsinO^dH добијамо крајњи облик једначине:

dP/pg+vd v/g4-dH-fd hg ~0 (1-15)

Ова једиачина je позната као Euler-ова једначина која се примењује заидеалан флуид (dhg~0). Када се интегрише, за флуиде константне густине, она jeпозната као једначина Bemuli-a. Ова дифереицијална једначина je фундаментална

једначина за стационаран прото к.Код стацио нарно г кретања флуида ' и код занемаривања п ромене

унутрашње екергије Bemuli-jeva једначина има облик:

(Р, /pg + V,2/ 2g + H, )-H g = (P;/p g + V,! /2g + Н2) (1-16)

Ова једначша представља закон о очувању еиергије приликом кретањафлуида из лресека I у пресек II што je илустроваио на слици 1-4. Енергија упресеку I (коју чиии енергија услед притиска, брзине и положаја), умањека загубитак, створен кретањем флуида од пресека I до II >јед нака je енергији упресеку II. При томе се лодразумева да на путу од I до II није било ни додавања ниодузимања енергије.

Ha слкци 1-4 je приказан шематски вод, и ознаке за поједине видовеекергије.

6

4 Ј

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ ΗАФТЕ И ГАСА

п р е с е к 1

Појед ине ознак е на слици 1-4 имају следећа значења:Рi/pg i IVp g - потенцијална енергија одређена притисцима Pf и Р2у пресецима

1и 2;V f2/2g i V22/2g - кинет ичка енерги ја одређена брзинама протидарва vi и v2 у

пресецима 1и 2;- потенцијална енергија одређена надморским висинама пресека

1, односно 2;- енергија изгубљена при протицаљу (услед трен>а) од пресека 1

до пресека 2 (на путу L);- дужииа (пређени пут).

Н, i Н2

Н,

1.2. ИЗОТЕРМНИ СТАДИОНАРНИ ПРОТОК НАФТЕ

1.2.1. Једначина пада притиска за ламинарно-изотермно струјање

Полазну основу у поступку изналажења једначине за пад лритиска припрот оку реалног флуида чини једначина за брзику (1-6).

A ko у овој једначини l ->dx, онда je P r P2—>dp, na израз за брзину има обли к:

(1-17)

Проток флуида код ламинарног струјања he бити:

r о dPd Q «V d A“ — R2 r 2 υ 2 - π - г ’ dr

4μ Jdx(1-18)

dQ*= — fR2r - r3l— dr2μ L J dx

(1-19)

q ~ £ . £ r 48μ dx

(1-20)'

7


9/159

ДЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТЕ И ГАСА

To j e Po isseu tili -o в a једначина (1843. год.)Средња брзина код ламинарног струјања je:

i

? - v _ Q - К ц4 1 „ r2 dp,_;vm™A 8μ dx Κ2π 8μ dx 2

^ _ R2dP8μ dx

Губитак енергије притиска je:

dP = ̂ iR5

(1-21)

( 1-22)

(1 -23 )

Интеграцијо м од 0 до 1 и заменом dP=pgh као и μ=ν/ρ имамо:

32 vLV

hgul>128 - v L - Q

π'8' Ο,/(1 -24 )

A ko ce губитак изражава у Pa, онда једначина има облик:

128-Q‘p>v-LTt-Du4

(1 -25)

где су:Pt> Р2QLDuР

- притисци на· почетку и на крају цевовода» Pa- проток, m3/s- дужша цевовода, m- уиутрашњи пречнкк цевовода, m- густина у kg/m3- вискозитет, m2/s

1.2.2. Једна* VA Езсапада д рт ис ка за тур буленгно-изотермно струјаљенекомпр есибилног флуида (нафте )

Распоред брзине струјаи>а у иоиречном пресеку на смер струјања кодтурбулентног тока ce не може извести коршнћењем познатих закона као кодламинарнога сгрујања.

До једкачине за пад прптиска ce не може доћи рачунским путем, већ ceморамо користити експерлменталним једначинама. Ha слици 1-5. прнказана jeекспериментално добијена зависност пада лритиска од брзине струјања флуида.

8


Сл. 1-5. Завискост пада притиска од брзнне струјаша

Из ње ce види да je до критичне брзине лад притиска нропорционаланбрзини, a од те брзине na даље лропорционалан квадрату брзине струјања

флуида. Weisbach je на бази експеримена та дошао до једначине за пад притискакод турбулентног струјаља, која има облик:

где су:λ - коефидиј ент трењаhg - губигак притиска услед трења, m

(.1 -26 )

Прва спстематска истраживања коефицијента треља су извели Nikuradse и Prandtl.

Коефидијент трења зависи од Reynotds-овог броја и храп$вости цеви.Апсолутна храпавост представља средњу величину избочина на унутрашњем зидуцеви. Ha слици 1-6. je дата зависност коефицијента трења од Rejnolđs-овог броја иод релативне храпавости. Релатчвна храпавост представља однос алсолутнехрапавости према пречиику цевовода.

Из приказа на слици 1-6. ce види да код малнх вредности Reynolds-овогброја релативиа храпавост нема утицаја на вредкост коефицијента трења. To jeподручје ламинарног струјања и једак део турбулентног струјања. Можемо заламинарно струјање доћи до израза за коефицијент трења и рачунским путем.

A ko ce уведе замена за внскозитет:

р R.

онда једначина за пад притиска no замени добија облик:

32-μΈ· ν _ 32‘V2’L'DUp-g-D ̂ R„’g*Du“

64 L V 2

R, Du2.gодносно:

за ламшгарно струјање.

(1 -27 )

9


10/159

1


11/159

Т а б е л а

1 - 1 . Ј е д п а ч и н е з а и з р а ч у н а в а њ е к о е ф и ц и ј е н т а т р е х

^ а

Ц Е В О В О Д Н И Т Р А Н С П О Р Т Н А Ф Т Е И Г А С А

ί u* ф .v'- МU X.

i «i 5μX β fC i#

< ί.tJ g£ Β

33

01

οII

κu

u «η

i Š

δ*·

05

%

οτV

20 ?

§Очf'V

2ft?

sгг»V

&ft:

(1ft:

οt"

ο:

8A

οο

2*

a:

0\оГt~ Λ2οΓ

II*■<

31'a?S-l̂

I»

05

гч*oΗ*tsmoooU

ft)«0

Ο

I2

V

05opгЛ

O

i?©гч


12/159


13/159


односно:

V

1/2

4 , i _

1/ 2

Γ £ ώ Γ

L λ j L j - λ > J

или коришћењем Blazius-ovih израза долазимо до:

Ј-П1Du2-m—D̂,

6~m3-m+D„j r"m (1-37)

1.2,3.1. Једначина протока кроз систем иаралелшх девовода (изотермни стадионарш проток)

У пракси се често догађа потреба за повећањем капацитета транспорта на датом нафтоводу. Један од уобичајених начина je изградња ларалелног девовода са иостојећим на целој или одређеној дужини X. Повећање капацитета уградњом паралелног цевовода зависк од дужине постављеног ларалелног цевовода, од лречника тог вода и од типа струјања.

Једначине које се користе за израчунавање капацнтета паралелног система цеводода су изведене из једначине протока кроз девовод и једначина за еквивалентни пречник и еквивалентну дужину..

Ha слици 1-9. je приказан систем паралелиог цевовода. Основни цевовод има пречник D„ l , дужину L и капацитет протока Q|. Паралелни цевовод има пречник D „2 на дужшш X и проток Qj, док систем паралелних цевовода (основни и паралелни) има укупни капацитет протока Q.

-*----------------------------- ------ L --------------------------------------- ►

Qi D„, . I ........... . IQ~> 1

Ол Дл i, ...... ... ......................... . ....« --------------- X -------------- *.

Сл. 1-9. Систем делимично паралелних цевоводаЗаменом на дужини X два пречника, D„i i Du2, са еквивалеитним пречником

D„ своди се сисгем паралелних цевовода иа цевовод са два различита пречнкка са пречником Du на дужин и X и D„i на дужини L-X. Свођењем пречника Du на D„i, налази се еквивалентна дужина V дужине X и своди се систем на девов од пречника D„i са дужином L' +( L-X). Прек о овог поступка долази се до једначине која даје дужииу X на којој треба паралелио поставити девовод пречника Du2 да би се дошло до повећања капацитета са Qi на Q. Једначине важе за ламинарно струјање.

16


Х = D,./7+ 1 L (1-38)

A ko je паралелни цевовод постављен делом дужином са цевоводом пречника D„i онда je капацитет система паралелиих цевовода:

Q = Qi i+-

(1-39)

Уколико паралелни цевовод има исти пречник као основни цевовод, Dai=D,i!) онда се дужина X на којој треба паралелно поставити цевовод истог пречника као основни цевовод да би се повећао кападитет протока са Qi на Q

добија се из једначине:

Х = 2· (1-40)

Ако jeX=L и D„ i =Du2о нда имамоједкачину:

Q=2Q, (1-41)

Код турбулентног струјања за подручје 2300 < R„ < 100.000 где важи Blazijus-ова једначина за бдређивање коефицијента треља разматране једначине добијају следећи облик:

где се φ добија из израза:

φ =

(1-42)

(1-43)

Код Blazijus-oee једначине коефидијен ттрења износи m=0,25.A ko je паралелии цевовод постављен на целој дужини основног цевово да,

X=*L онда одиос капацитета протока система паралелног девовода према капацитету основног цевовода даје релација:

Q _ фoTwR (1-44)17


14/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТН И ГАСЛ

Уколико су основни и паралелни цевовод истог пречника, Dlt 5=Pu2, ондаодређивање дужине паралелког цевовода, X, за постизање капацитета протока,Q, даје једначина:

X = 1,43 1 (1-45)

1 . 2 . 3 . 2 , Једначнна лротока кроз цевовод са два различита пречдаска(изотермни стационарни проток)

Цевоводи са два различита пречника се обично изграђују приликом реконструкдије к оја се обавља зато што je део старог цевовода толико оштећенда га треба заменити, Заменом дела цевовода са новим, већег пречника, постижесе повећање каладитета, a да лри томе нису промењене остале величине протока.

Ha слици 1-10, je приказан цевовод са два различита пречника. Кодцевовода пречника Dut и дужине L остварује се проток Q|. Заменом делацевовода ка дужини X са девоводом лречш ка Du2 добија се цевовод са двадречника, на дужини X и D«i на дужини L-X ири чему се остварује проток Q.

Qt D„, [ ]

L ►

Ο Ο»7

•4 ---------- Ι , χ ►

Сл. 1-10, Цевовод са два различита пречникаi

Свође њем дела цевовода са пречником Du2 на дужини X на пречник D„t иеквивалентну дужииу U долази се до дужине X на којој треба обавити замеиудевовод а са пречкиком Dg2 да би се променио проток са Qi на Q. Ово исказу је заламинарно струј ање једначина:

За турбул ентно струјање, за услове где je 2300 < R


15/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСП ОРТ НАФТЕ И ГАСА

Табела 1-2............. ......------- --------------------------~ ~ .......Елемент Kr

вентил,скроз агворен 10угаони вентил, скроз отвореи 5засун, скроз отворен 0,2засун, полуотворек 5,6ловратни лук 2,2Т-комад 1,8лук 90° 0,9лук 45° 0,4

Укупни пад притиска кроз цевне затвараче и фитинге у једном цевоводу je једнак збиру пада притиска свих појединачних елемената, односно:

H U = Z K r

I

v i2 'g

(1-50)

Проточни коефицијент представља параметар хоји карактерише цевнезатвараче и фитинге и њега дају произвсфачи за сваки елемент. Његова вредностсе утврђује код произвођача путем мерења протока на сваком елементу.Коефицијент протока представља количину флуида која протиче кроз елемент,цевни затварач, фитинг, у јединиди времена' код одређеног губитка притискаизраженог у барима (паскалима). Он се обично означава са Cvили Kv.

Код познавања проточног коефицијента за једам елеменат одређивањепада лритиска код протока кроз тај елеменат се обавља преко једначине:

(1-51)

где су:рг, pv- густиие флуида и воде» kg/rn3Q - проток флуида, m3/minCv - коефицијент протока, rrrVrmn Pa

Веома широку примену у израчунавању пада притиска кроз девнезатвараче и фитинге налази метода заснована на еквивалентним дужинама.Еквивалентна дужина једког цевног затварача или фитинга представља дужикусекцчје девовода истог пречника као и елемената, који даје исти пад притиска каои елемент. Укупни пад лритиска за девовод се израчунава тако што се унрорачуну пада притиска кроз деви, дужина цеви увећава за еквивалентне дужинеинсталираних елемеката. Еквивалентна дужина се може одредити лреко већизнете једначине (Lc~KrD/f) када се познаје коефидијент отлора.

У табели 1-3. су дате еквивалентне дужине за различите девне затвараче ифитинге.

20

• о е л а

1 - 3 .

10*>vο1

X CL

&с?

a!

rt X g:CL X cc X rt

rt5rt X

F

O•«ί rt35

δ

ΟXο X COrtcn

w c = a / pi 4 * 1 1 1 · 1

4 I 1 j < ' ( ) 1 1 1 4 1 j 1

г / н а / рn

jo o40♦·o

Όo

04o

, C l Ή

so1 r cc‘I <

oi1 V 1I « \ t 1 4 4 j 4 4 f 1

w e - a /p• jo 240o

40o ’

Os*r -


16/159


Пример 1,

Хоризонталним цеаоводом дужине 30 кт , називног пречника 273 т т (10

3/4"), дебЈБМне зида цеви 1̂ 7,09 т т , В и~259 т т транспортује се 5.000,000 нафте. Нафта је густине р-823 к %/т* и вискозитета р-2,7-10'3 Раз. Температура у цевоводу је {?=10оС. Излазни притисак Рг-1 ћаг. Потребно је одредити пад притиска услед трен>а у нафтоводу.

Решење:

За одређивање типа струјања израчунавамо Леупо1с!$~ов број:

Р„ = 2376300 џ 0,0027

> 5.000.000

. А 365*24-3600-0,785-0,259^= 3,015 т / §

Из дијаграма на слици 1-6. за цеви са релативном храпавошћу еЛ>»0,0007 и за 1^2 37 63 0 добија се Х=0,016.

др «Х,_±1 -.р.у г =о,01б2 -Ц И 2-0,259

823 •3,01 52 т 69,682 -105Ра « 69,682 ђага.

што значи да је почетки притисак: Р|»Р2+АР**1+69|1682-70 ,682 ђага.

Пример 2.

Хоризонталним цевоводом дужине 0 = 3 0 1оп, називног пречника 273 т т (10 3/4")» дебљине зида цеви 1«7,09 т т , 0„~258,82 т т . транспортује се 1.000.000 т 3/&ос1 нафте. Нафта је густине р«823 к /̂ш3 и вискозитета у«3,0-10'6 т 2/$. Температура у цев оводује 1«10°С. Излазни притисак Р2“ ! ћаг. Потребно је одредити:

а) лад притиска услед трења у нафтоводу;б) за колико ће се повећати капацитет система ако се постави паралелан цевовод номиналног пречника 168,275 шш (6 5/8 , 1« 7,1.1 гат);

в) на којој дужини треба поставити паралелан цевовод пречника 0- 219 т т (8 5/8" И7,04 т т ) да би се капацитет повећао за 15%;г) за колико ће се повећати капацитет ако цевовод на дужини од 10 кт има пречник 0-3 23 ,85 (1.2 3/4" , 1-8,38 т т ) , а на преосгалом делу, од 20 к т задржава пречник 273 т т .

22


17/159

ЦЕВОВО ДНИ ТР АН СПО РТ НАФТЕ И ЈГАСА

. ’ Решеље:

а) Пад притиска услед треља

За одређивање типа струјања израчунавамо Кеупо1с1$-ов број:

у Р и _ 0,60218-0,24464

V “ 3,0 10"г’= 51988

0 __________ 1,000,000 ________ А ~ 365 • 24- 3600-0,785 -0,2592

= 0,60218 ш/$

Пош то је Д«


18/159


>V I

5—«1 1 2~ ’ п

О Ј

2 - дј

1 1, Г205\1+ ----

1259 Ј

2-0.25

1 2 - 0 . 2 5 1,905

д) Капацитет девовода са два различита пречника одређујемо преко израза:

р « /|>о


19/159


20/159


Укупан пролаз топлоте са нафте на тло (пошто је на елемектаркој дужини нафтовода*


21/159


К* - укупан коефицијент пролаза толлоте са флуида на тло , Ш п 2оС К - укупан коефицијент пролаза топлоте са флуида на тло , \УУт°С,

Коефицијент укупног пролаза топлоте се при стационариом струјан>у делимично мен>а ло дужини нафтовода. Међутим, у прорачуиима се узима да је он константан по целој дужини цевовода. Коефицијент укупног пролаза топлоте је функција коефицијента прелаза топлоте са флуида на зид цеви, а и коефицијента лрелаза топлоте са спољњег зида цеви на тло, а г> и топлотне проводљивости материјала цевовода и изолације, ш то показује једначина:

1а, -О,

1 . 0 12-Х, " 0„

1п -2! ј .

О __ I _ а> *Ох,

(1-57)

/где су:

- коефицијента прелаза топлоте са спољњег зида цеви на тло, С Оз - коефи цијент прелаза топлоте са зида цеви на тло, \У/т°С Р«. 1» - спољни пречник цевовода (гош изолације), т Оџги - унутрашни пречник цевовода (или изолације), ш Х\г - коефицијент толлотие проводљивости изолације, Ш п°С

У многим једначинама се користи коефиц ијент укупног пролаза то плоте, К (Шп°С). Одиос између К и К4је К==К*лЦ,. Иначе К можемо да израчунамо и на директан начин преко једначине:

К«1п-

2>Х;,■1п

V, (1-53)

Коефицијент прелаза топлоте са флуида на зид цеви је функција Иивеи- овог броја, унутрашњег пречника и топлотке проводљивости флуида.

а - К Ј ј и (1-59)

Код турбулентног протока, Кс> 10.000, Иибеи-ов број се израчунава преко

израза 8Је(1ег и ТаСе:

>Ј„= 0,027 (1-60)

где су:

Кс - КеупоШд-ов број. у Д , - рц (1 - 61 )

27


22/159

ЦЕВОВОДН И ТРАНСПОКГ НАФТЕ И ГАСА

о, - Ошног-ов број, о(= (1-62)И"

?Г - РгапдН-ов број, Р, = (1 -63)

р0 - вискозитет нафте у оси цевовода, Раз џг - вискозитет нафте при зиду цевовода, Ра«

температура нафте у оси цевовода односно при зиду цевовода, °С

У транзитној зони, 2300


23/159


762,5 + 3,87-Т ( 1-66)

, 0,134 - 6,3 М 0' Ј - ТД га - ------------------------- (1-67)Р


24/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНС ПОРТ НАФТЕ И ГАСА

_ I 4ћ°*'”А(1-70)

где су:- топлотна проводљивост тла, \У/тК, која се израчунава на основу

израза:

Х,=0,29 ч-99,68Г0’9724'' - ° ,9724" ‘ ) \ /

V/, - температура флуида у оси или при зиду цевовода, °С0*г - спољни пречник изолованог цевовода (пречник изолације), тћ - дубина на којој је полож ен цевовод, т

Треба зкати да горња једначина даје прорачуне за услове иепоремећеног тла, а што значи да има неких одступања бар у првим годинама рада нафтовода јер материјал којим је затрпан цевовод није компактан ка о непоре ме ће но тло, Коефицијеит топлотне проводљивости тла иначе бива подложаи лромекама. Разлог томе је утицај влажности те отуда следи и промена овог коефицијента по годинама. На слици 1-14. су приказане лромене коефицијеита укулног пролаза топлоте, К, у периоду од три године, које су констатоване мерењем дуж трасе наф товода "Пријатељство". Ту се види да у лериоду топлих, сувих месеци, јуни,

јули, август, К има најмању вредност, док у влажним месецима има највишу.

о О * Л“ 1л л л вн цебоћод0 » ■

Сл. 1-14. Промеи е коефиц ијента укупиог пролаза топлоте дуж трасе иафтовода"Пријатељство".

(Код израчунавања вредности коефицијеита укупног лрелаза топлоте, К, у

условима ламинарног струјања за изналажење коефицијента прелаза топлоте са наф те на зид цеви, а ,} потре био је познавање температуре н афте при зиду цеви, 1г. Ова »рсдност се претпоставл>а а претпоставка се проверава преко једначине:

зо


25/159


По израчунавању коефицијента, К, уколико' горња једначина није задовољена наставља се лрорачун са другом претпостављеном вредношћу температуре При зиду цеви. Итеративни. поступак се одвија све док се не задовољи горња једначина.

Треба имати на уму да се у току струјања нафте у нафтоводу ствара одређена количина топлоте усдед трења. Поред стварања топлоте услед трења постоји и стварање топлоте збо г лроцеса издвајања чврстих компоненти из нафте (процес солидификације који је ег зотерман).

Сила која је изазвала пад притиска у нафтоводу на дужини Ц АрТ)\к/4, ствара топлоту у количини р “ДрЦ,алЕ/4. Занемарујући редукцију протока збо г повећања густине услед хлађења нафте, имамо 1~у * и у^/Г)«2 3,14/4. Користећи овај однос можемо написати да је створена топлота услед треља у јединици времена ка јединичној дужини једнака:

ф = Ј1 = ̂ Д (1-71)

Претпоставимо да пад темнературе од ГС**Ј К узрокује солидификацију &к§ парафина по килограму нафте. Нека је топлота ослобођена процесом солидификације од .1 ларафина %> лри чему имамо да код пада температуре од 'ГС долази до ослобађања толлоте од ц р в % у нафти густине р којапротиче у количини ц у секунди. Величине е и % зависе од температуре, али ми ћемо претпоставити да су њихове средње вредности константке у темлературном опсегу кој и се раз матра.

Једначина за одређивање температуре на крају нафтовода, са узимањем у

обзир произведене топлоте услед трења и услед солидификације, има облик:

. ± ) . е +К К

(.1-72)

Као прва икдикација да ли узети у обзир или ие и топлоту створену трењем нека послужи тзв. правило палца, које каже да топлота произведена трењ ем, када губитак услед трења износи 100 ћага, ће повећати температуру флуида на крају цевовода за око 4°С без обзира на димензије цеви и њихов капацитет (НабсЈеп Нопл 1962).

На слици 1-15. је дат дијаграм који показује одкос произведене топлоте •

створене солидификацијом и температуре топљења за различите парафине и

друге теже угљоводонике. Латентна топлота компоненти које фОрмирају талог у нафти, према подацима са слике, може значајно да се мења зависно од састава чврсте фазе. Ово намеће важност познавања састава и термичког понашања компоненти које солидифицирају на температурама које постоје у цевоводу.

31


26/159

ЦВВОВОДНИ ТРАНСПОРТ н а ф т е и г а с а

- сиарофии Вп-иарафим-парафин Ааромаши (д)фемоли (?)цикло-парафини {■)иоо-Оарафими {•)

олефини (*)цикло-олефини

Сл. 1-15. Однос произведене топлоте створене солидификацијом и температуретопљења за различи те парафине и друге теже угљоводонике

Пркмер 1.

Наф товод ом дужине Д=6000 т , пречник а Ц=0,1143 т (П„=0,1023 т )транспортује се"нафта густине рзо с=887 ке/т3, вискозитета чија је зависност одтемпературе дата на слици 1-16, у количики ф=570 пАбап. Температурникоефицијен т густине нафте је о,=0,б5 кд/ш3К. Нафтовод је термоизолован саизолац ионим мат еријал ом дебљине 0,05 т и топлотн е проводљивости Х,г=0,07ЧЈ/тк. На фтовод је положен у земљу на дубини ћ=1 т , топлот на проводљивостземље је X,=1,764 УУ/тК, атем пер ату ра т ла је (,=0°С.

Потребно је наћи почетну температуру нафте ако се зна да температура накрају нафтовод а треба да буде 38°С.

10 20 30 40 50 60 70 80Т'С

Сл. 1-16. Завискост вискозитета од температуре

32


Решеље:

Полазну оенову у решавању овог задатка представља одређивање типаструјања и претпостављање средње температуре у нафтоводу.

Кеу Р ц 0,803-0,1023

V 0,9 -КГ4913

Претпостављамо да ј е средња температура у нафоводу 45°С, Из дијаграмана слици 1-16. видимо да вискозитет за ову вредност температуреизноси удјс -О.МО' 11гтг/б, брзина износ и:

= 0 _ _______570_______ А ~ 24 •3600 •0,785 •0,10235

0,803 т/ 5

За израчунавање укупног коефицијента пролаза топлоте кодизрачунавања коефицијента прелаза топлоте са флуида на зид цеви, а,, потребно

је све пара метре свести на услове темпе ратуре при зиду цеви. Претп остави ћемода је температура при зиду цеви мања за 4°С од температуре у оси цевовода, тј. да

је средња темл ерату ра п ри зиду цеви 41°С.

густина: р, =р Ј0-а ,(Т -Т го) = 887-0,65(314-293) = 873,35к е/т3

специфична толота:

с„ 53346,3 (1+ 0,002-0 =53346,37887

(1+ 0,002'41) = 1936,5Ј/к§К

топлотна проподљивост:

К (1 + 0,00054-0Р„

117,23887

(1 + 0,00054-41) =0,129 1///т К

коефицијент, р:

Р ------------------------ !---------------- -------= ----------------------- !-------------- -------- = 0,000747 К'2583-6 340• р(2|(,с) + 5965• р(2(/.с)2-Т , 2583-63 40-0,88 7 + 5965-0,8873-31 4

Коефиције нт прелаза топ лоте за ламинарно струјање зависи од РгапФ1-овоги ОгазћоГ-овог броја.

ОгааћоГ-ов број:

„ _ 0 „ , -8'Р (1-1 .) 0.10231.9,81-0,000747(45 - 41)С> -------- ^Г— = ----------П Ш у -----------= 18«,9

33


27/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТЕ И ГЛСА

РгапсШ-ов број: . у-Р'С,„X ...

Ј,3 •10"1' 873,35 1936,5

0,1287= 1708,3

РгОг=3172151,6 што је веће од 50000, па се за Иибећ-ов број корис ти израз:

Иц =0,184(РГ-О г)0'32 = 0,184(3172151,6)°'32 =22,4

Ц„-М„ 0,1287-22,40,1023

27,85 \У /т 3К

2-Х, 2.1,76

О Јп _4ћ

'н Ј0,1643'1п 4-1

0,1643

- = 6,71 \У /ш 2К

1 1 . Ц I , 0 ,2 1- + т- т - 1 п — + — 1п—г- + -

К=1 + _ ,1_ 1п 0,1643 ( 1

:0,816 Ш/шК

27,85-0,1023 2-0,07 0,1143 0,1643-6,71

Проверу температуре зида обављамо преко једначиде:

К(1„-с,) = 0„ Јс-а, (1„-д

0,816(45 - 0) = 0,1023 •3,14-27,87(45 - 41)

односно: 36,7=35,78

што је приближно тачно у погледу претпоставл.ене температуре при зиду цеви.Тачиију вредност температуре при зиду цеви можемо добити понављањем целогпоступка уз претпоставку других вредиости температур е флуида при зиду цеви.

Температура на почетку цевовода израчунава се преко израза:

1ШМПОО __ 1„ = 1к = 1к • е ^ " = 3 8 .е 5̂ ” 'М̂ ИМ = 58 ,9 3“С

Провера средње температуре у нафтоводу:

1к,= 1 (Ц + 2 1 к) = 1(58,93 + 2-38) = 44 ,97


28/159


Топлота солидификације парафина се ретко узима у прорачун кодпрактичних прорачуна. Из примера се може видети да та температура нијезанемарљива.

Пример 3.

Наћи коефицијент укупног пролаза топлоте за нафтовод са спољнимпреч нико м Ц=0,П43 ш (Ц„=0,1023 ш) којим се транс порту је 500 т 3/(Зап нафт е.На фта је густине р2о*с=887 кјг/т3, пром ена виско зитет а нафт е у функци ји одтемпературе је дата на слици 1-16. Нафтовод је положен у земљу на дубини ћ“1 та топло тна пр овод љиво ст земље је )ч-1,764 %у/шК,

Средња температура у нафтоводу је Т„=318,4 К, а температура зида цеви језа 9,5 К маља од температуре нафте у оси цевовода, па износи 308,9 К.

Температур ни коефицијент за густину износи а,=0,65 кц/тК.

Решење:

Физички параметри се израчаунавају сходно претходно наведеним једначи нама (пр имер 1):

густина: р, = рЈ0- а, (Т- Т м) = 887 - 0,65(308,9 - 293) = 887,6 к §/ ш3

специфична толота:

53346,3(1+ 0,002 •1) = 5-̂ 3 (1 + 0,002 -35,9) = 1918 Ј/к^К

топлотна проводл*ивост:

X = ,, + 0 00054.1) = (1+0,00054 •25,9) = 0,1296\У/шК" р, . 887

коефицијент, (3:

Р2583 - 6340■ р(Ј|(,0 '+ 5965■ -Т , 2583-6 340-0, 887 + 5965.0,8873 -308, 9

= 0,000742 К-'

За средљу температуру у нафтоводу од 308,9 К из дијаграма на слици 1-16вискозитет износи у=1,423-10 т 75.

_ 0 _________ 500А 24 •3600 ■0,785 -010 23'

V 1,423-10-“

- = 0,704 гп / 5

36


На основу вредности КеупоИз-овог броја види се да је у питаљу ла минарнострујаље.

а р .. Р «Ј' 8 ,Р 'с р|"Р(1п~ ћ ) 0,1023’ ■9,81 •0,0007442■ 1936,5-873,35(318,4- 308,9) ,, г ~ \ / - Х „ 1,234-10"“-0,1287

Пош то је Р,0^=6,798 10б, што је ве ће од 50000, то се за ЦцзеЦ-ов број користиизраз:

= 0,184(РГ-О г) 0'32 = 0,184(6,798■ 106)0-32 = 28,26

а =33»

0,129-28,260,1023

= 35,66 IV /т“К

а г = = 8,67 \У /т“КОШ— 0,1143 -1п———

О 0,1143

К = -1 1- + -

К =

а, -О, аг-Ц

.........п

1 : + - 1=2,448 IV /т К

35,66-0,1023 0,1143-8,67

Проверу температуре звда обављамо преко једначине:

К.Ц, -е ,) = Оип а,(10 -I .)

2,448(318,4 -273) = 0,1023 -3,14 -35,66(318,4-308,9)

111,14=108,82

С обзиром да је провером добијена приближна једнакост, може сеприхватити да је добро претпостављена температур а зида и да је К=2,448 \У/шК,

37


29/159

ЦБВОВОДНИ ТРАНСПО РТ НАФТЕ И ГАСА

1.3.3. Једначине за израчунавање пада притиска код неизотермног-сарујања

Сирова нафта са високим садржајем парафина се одликује високимвискозитетом и високом тачком стиништа што у транспорту овог типа нафтецевоводом чини проблем. Један од уобичајених начина транспорта ових нафти јетракспорт у загрејаном стању. Проток нафте кроз цевовод са температуромвећом од околног тла подразумева губитак топлоте и промену темлературенафте дуж цевовода. Промена температуре нафте дуж цевовода доводи допромене профила брзине и до промене вискозитета што се одражава наотступања пада притиска у односу на пад притиска код изотермног протицања.На слици 1-17. је приказан профи л брзине код неизотерм ног струјања.

Сл. 1-17. Профил брзине код неизотермног и изотермног струјања.

Промена темпер атуре дуж цевовода и профила брзине код неизотермногструјања чини разлог да се једначина за пад притиска за изотермно ламинарнострујање мора кориговати са фактором:

1 1_ —I7уо .

да би се добиле једначине за пад притиска код изотерм ног струјања.

Пад притиска код неизотермног ламиварног струјања

Коригована једначина за изотермно струјање има облик:

, а за турбулентно са

2 р р 12 8- р' У С М ,Гуг 14

Р и 4 * 1 у о .(1-73)

где су:угтвискозитет нафте при зиду цевоводау0- вискозитет нафте у оси цевовода

Ако се пође од релације за вискозитет у =»А/Г , онда следи:т т

38


Једначина топлотног билакса, топлота пренета са флуида на зид цевовода једн ака је то пло ти к оја је п рошл а кр оз цевовод, има обли к:

а, Оик(1„ - „,гс •г,, - К * 'О,,,?: •I, - а,0 „л •1„

ако је темп ерат ура т ла 1(=0, онда је К От (1=0, па се добија:

, а , Р Л К » - Р т („' а,0„ а,Р„

односио:

*, ®|0»

т ш т7 М7 а,Р„

У0 л . _а ,П „- К* '0 ,„

па једначина сада има облик:

р _ р 1 2 8 'Р 'У 'д -ћ Г а,Р „ I71 3 О Д [ а ,0 „ - К* 0 ,„Ј

Из релације (к= 1 ре'“1' прок зилаз и да је у„=у,е"“' да би кр ајња је диачии а занеизотерм но ламинарно струјање имала облик:

Р,-Р г =128-р-у, 'О-Ц а,Р„

а,П„-К*-0 ,„•1

ш-а- Е(1-74)

Ако се познаје вискозитет нафте за услове на крају нафтовода, онда једна чина им а следе ћи обли к:

р 128 -р- уг -д -Ц а,Р„ 4 е"°1' ~ 1пта-Ц

(1-75)

Уколико се занемари дебљина зида цеви и дебљина изолације, онда једнач ина топ лотн ог била нса има о блик:

а | (( 0 - 1 г ) « а 2 ((г - ( ( )

ако је температу ра тла ћ=0, онда следи:

39


30/159


31/159


Ч= —=О 333000 . з .0,0966 т / 5 р 950-3 600

а 0,0966 „ __ .у = Ј- = — : ------ = = 0,77т /$Л 0,785 -0,42

V, =5,4/1," V, =5,4/82,1" =9,6-10'* т г/$

у-О, 0,77-0,4К =32083 > К„

V 9,6 10-'

V, =5,4/1," V, =5,4 /35’ =126 -10-6т "/ $

к = 1 ^ . м М 1 ' 9 А ш 2450 > а„*' г V 126-10'6

где је Кц* критич ан број =2320

Обе ове вредности показују да је струјање турбулентно дуж целогнафтовода. Сада израчунавамо средњу температуру:

+ 2• (2) = -^(82,1 + 35• 2) = 50,8 °С

и величине сведеке на средњу вредност температуре:

V = 5, 4/ 1 5 у = 5,4/5 0,83" = 41 ,4 3-1 0 ‘‘ п1!/$

0,77-0,4' V 41,43-10^

РгагкШ-ов број:

_ р-У-с. 950-41,43-10-°-18850,13

•570,6

Пошто се усвоји однос вискозкости нафте у оси и при зиду цеви иафтоводаУрЧ;=0,95, изр ачуна вамо вр едност №|$е[(-овог броја:

Пи =0,Нб(Д е2/3 -125)Рг1/3-10,14

0,116(7433,22/3 -125)570,6|/3 [0,95]°'И =2451/3ГП914 =

42

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСПОРТ НАФТЕ ИГАСА

а одатле: а,Ц 0 =2.„140=0,13-245 = 31,8

Сада се проверава усвојени однос

го

«,Р. , 1" _Г 31,8а,.О0-К *- О ,Ј [31,8-0,52. = 1,05

што значи да је однос у


32/159


1 I ^ 1 1п219 ̂ 1 ; 360 ; . 1К* ЈЗ„ “ 0,44-0,203 + 2-46,5 П203 2-0,05 П219 + 43,3-360

К* 0,„=0,137

, 0,137-3,14-20000а «Г, ж —• — ----- — ------- - —— = 0,154а-С„ 27,8-2010

т а Д=0,456

Р | _ Рј 128-р-у,-0-ЕЦ/тс

а,0„

ДР =128- 960- у , -0,029-20000

0,2034

0,44

т - а - Е

з

0,44-0,137I е0-456 - 14 е 1 -.рб

0,456-21600-10°•V

Сада се из ове једначине налази вискозитет кој.и нафта мора да има напочетку нафтовода да би пумпа радила на олтималној радној тачки.

ДР __________ 26,7-10 Ј

21600-10б 21600-10б=123-10-6 ш2 /«

Како је у=25,9/14, температура на почетку нафтовод а износи:

*111- 3 25,9 -=59,5° СV123-10-6

Температура на крају нафтовода:

12= 1,е'"1' = 59,5- е-4,134= 51,0" С

Пад температуре:

1=(,-12=59,5-51,5=8,5°С

Пример 3.

Одредити коефицијент прелаза топлоте кроз нафтовод за случај када супознати следеКи подаци: пречник нафтовода О„=250 тт , дужи на Е=28,3 кт ,капа цитет тра нсп орт а 0=13 5 1/Јз, средњ а густина п афте р=960 кц/гп'1, средњаспецифична топлота с^>=1885 Ј/к§К. Е.еупо!Љ-ов број на почетку нафтовода јеК,=2000, промена вискозитета са температуром дата је преко релације у=0,25/(2пг/з. Температур а наф те на крају цевовода износи 12=20°С, а температу ра о колногтла..(,=0“С.

44


Решење:

Из израза за КеупоШб-ов број на почетку нафто вода следи:

. У-Р, ... 4 -0 -1 ,2’ V, р -О-Л

односно:

1 V 4 -0 V,25-2000-960-0,25-л

4-37,5:50°С

Како је аТ=1п (1,/1 ј )=1п (50/20)=0,915

За температуру тла 1,=о вредност коефицијента прелаза топлоте кроз нафтоводизносиће:

К* = О - у аИ,-Е-л

37,5-1885-0,9150,25-28300-3,14

= 2,9 V/ / т 2К

45


33/159

ЦЕВОВОДНИ ТРАНСГТОРТ НАФТЕ И ГАСА

1.4. ПРОТОКГАСА

1.4.1. Једначина за изотермни стационарни проток гаса у хоризонталномцевоводу

Еи1ег-ова једначина у и нтегралном облику представља полазну једначину удефинисању једначине протока гаса.

Р. V, . И. 2

1̂ +Р т Ч ан+Јан‘ =0Р,” о V, 6 II, »(1-85)

Код хоризонталног цевовода (


34/159


протока так о да добијени изрази за X појединих аутора, задовољавају самоодређена подручја.

Уврстимо ли тако утврђене вредности за X добијамо једначине заизрачунавање протока у гасоводима високог притиска као што следи у тексту.

Со1ећгоок-\УШе IАСА (АшеНсап Са$ Ајјос Ш шп ) једначине протока гаса

Једначина Со1ећгоок-\УћКе модификована од стране Америчког рударскогбироа има облик:

» т.р Јр Ж * - ^ )2 К , 1,413-Р[3.71 'Ои

где је К храпавосг изражена у гат.

(1-93)

Фактор компресибилитета се може израчунати по нештопоједностављеном поступку који је дат од СаНГогтиа 14а(ига1 ОазоНп АазосЈаНоп.

1 5,274 •105 10 1'7 85 р'' 22 + т 3,825 "з

р[ + р РЦ-?2

рГ + р22.(1-94)

Једначина за израчунавање Кеупо1с)8-овог броја је:

Д; = 1,2326 •10-> ^ ' рг ' Рр (1-95)0„'Н'Т„

где је р динамичк и виск озит ет гаса (1,1 1 0'10ђаг/б)

Узима се да вискозитет има константну вредност мада се његова вредностмења са лритиском к температуром.

Храпавост цеви зависи од више фактора. НавешНемо податке за храпавосту табели 1-4 (на основу података из 1, 2 и 3)

48


Табела 1-4.Стање цеви храпавост у 10'3тшнове челичне цеви 12,7 -19,05 17,7 11,43цеви после 6 месеци излагањаатмосферилијама

25,4-31,5 -

цеви после 12 месеци излагањаатмосферилијама

38,1

цеви чишћене у токуексплоатаци1‘е чистачима

7,62 -12,7 13,2 19,3

цеви посебно штићене саунутрашње стране

5,08 - 7,62 4,57 6,35-7,6

* ОН апб Оаб Јоиша!, 3 Мау 1965.** РЈреНпе Це\У5, 3 ОсСођаг 1965.*** РјреНпе (пбибПу, Ји1у 1960.

АСА једначина представља модификовану Со1ећгоок 9/Н1(е-ову једначину.Разлика се огледа у начину израчуиавања коефиц ијента трења Г, односнофактора преноса, Р ( Р-Ј Г/7 ). Према АОА једначини фактор преноса, Р, сеизрачунава преко релација:

За потпуно турбулентан проток:

4 1083,7 -Р,,

К

за делимичко турбулентан проток:

К„108 + 0,6 Р,

(1-96)

(1-97)

где је Ргфактора повлачења.Вредности фактор а лов лачења, Рг, су дате у табелн 1.5.

Табела 1-5. Просечне вредносги фактора повлачења, Рг, у функцији типа терена истања унутрашњих површина цеви___________________________________________

Цеви чије су унутрашњеповршине:

Терен са нагибом 71,6 км Г1миља)10-20 40 -60 =100 >200

пескарене 0,985 0,975 0,965 0,950чишћене чистачима 0,980 0,970 0,960 0,940пластифнциране 0,975 0,965 0,955 0,930од необрађеног челика 0,970 0,960 0,950 0.920

Ови фактори повлачењ а важе за цевоводе израђене: од челичних цевипросечне дужине 12 ш са 90%, лукова испод 10" са постављеним секцијскимвентилима на сваких 16 к т и да је чиста унутрашња површина.

За дефинисање подручја делимично турбулентног протока, односнопотпуно .турбулентног протока потребно је израчунати КеупоШз-ов број за

49


35/159


36/159


Р=15 да би се гтонављањем израчуна вања ова вредност кориг овала . Посгупаклонављаша прорачуна иде све док разлика између два сукцесивна израчунавањане постане ман>а од 0,01. Међутим, ова замерка, у ногледу сложености прорачуна,губи смисао када се у израчунавању користе рачунари.

1Уеутои(ћ-ова једначина је заснована на резултатима мереља протокакомпримованог ваздуха у цевима пречника од 20 шш до 300 т т , код условапротацања који одговарају опсегу хоризонталног дела криве релативнехрапавости на Мооду-евом дијаграму, тј. код услова протицања у којима јевредкост ДеупоНз-овог броја висока. У овом опсегу коефицијент трења зависисамо од релативне храпавости. Имајући у виду услове испитивања на основу којих

је \Уеутоисћ дошао до израз а за коеф ици јент трењ а Х= 0,032-С„"'ш , следи даМУеутои(ћ-ова једначина даје добре резултате за услове турбулентног протицања,са високим вредностима КеупоЉ-овог броја. Тако, ова једначина даје добре резулта те при прорачун у краћих цевовода са већим падом притис ка. Она јепогодна за прорачун цевовода који се користе унутар система производње н афтеи гаса на пољима. И наче, ова једначина се користи за високе притиске (50 ћага) иза пречнике цевовода до 323 мп, Код цевовода већег пречника, или цевовода самалим брзинама протока, 1?/еутоисћ-ова једначина даје мању вредносгкоефицијента трења од стварне вредности и зато ова једначина није поуздана запрорачун цевовода са већим пречницима и цевовода са малим брзинама протока.

Рапћаш11-ова једначина је засиована на коефицијенту трењаутврђеном за услове протока са средњом вредношћу Е.еупоШ5-овог броја. То сууслови у којима линија релативне храпавости у МооЈу-евом дијаграму представљаправу са константним негативним нагибом, Коефицијент трења је%ш 0,00453-К. 0'0” 5.

Из горе изнетих услова испитивања на оснОву којих се дошло до појединих једначи на следи:

У/еутоиЉ-ову једначину треба примењи

Documents

CEVOVODNI TRANSPORT NAFTE I GASA Др. Божидар Прстојевић