licenta transport

8/18/2019 LICENTA TRANSPORT

http://slidepdf.com/reader/full/licenta-transport 1/76

UNIVERSITATEA" PETROLGAZE " DIN PLOIEȘTI

FACULTATEA INGINERIAPETROLULUI ȘI GAZELOR

PROIECT DE DIPLOMĂ Ioana - Aida Spătaru

1

uprins

INTRODUCERE ....................................................................................................................................... 3

CAPITOLUL I. FLUIDELE NENEWTONIENE ............................................................................................... 5

1.1 INTRODUCERE ................................................................................................................................... 6

1.2. FRECAREA DIN ȚEVI ȘI PLASTICITATEA FLUIDULUI BIRMINGHAM ......................................... 11

1.3 REDUCEREA FRECĂRII FLUIDELOR ........................................................................................... 12

CAPITOLUL II. SCHIMBUL DECĂLDURĂ…………………………………………………………………………………………....15

2.1 GENERALITAȚI CU PRIVIRE LA TRECEREA CĂLDURII PRIN IZOLAȚIE STRATIFICATĂ .................... 15

2.2 COEFICIENTUL DE TRANSFER TERMIC INTRE PERETE SI FLUIDUL CONDUCTEI .......................... 18

2.3 COEFICIENȚII DE TRANSFER DE CĂLDURĂ PENTRU STRATURILE DE PERETE DE ȚEAVĂ, DE

ACOPERIRE ȘI DE IZOLARE…………………………………………………………………………………………………………….….21

2.4 COEFICIENT DE TRANSFER TERMIC PENTRU STRATUL EXTERIOR .............................................. 21

2.5 LIMITĂRILE MODELULUI DE CALDURĂ........................................................................................ 25

CAPITOLUL III. CALCULUL HIDRAULIC AL CONDUCTELOR DE AMESTEC .............................................. 27

3.1 DETERMINAREA PROGRAMULUI OPTIM DE EVACUARE A ȚIȚEIULUI DIN PARCURILE DE

SEPARARE ………………………………………………………………………………………………………………………………..………41

CAPITOLUL IV. PROIECTAREA CONDUCTEI DE TRANSPORT DE LA DEPOZITUL CENTRAL LA

RAFINĂRIE …………………………………………………….…………………………………………………………………………………. 49

CAPITOLUL V. ANALIZA DINAMICII VARIAŢIEI TEMPERATURII ÎN PROCESUL DE TRANSPORT ….……..59

5.1 ANALIZA DINAMICII PROCESULUI DE TRANSPORT………………………………………………………………...62

5.2 ANALIZA VARIAŢIEI PROPRIETĂŢILOR TERMODINAMICE ALE ŢIŢEIULUI ÎN LUNGULCONDUCTEI………………………………………………………………………………………………………………………………………65

5.3 ANALIZA PROCESULUI DE TRANSFER DE CĂLDURĂ……………………………………………………………..…70

CONCLUZII ……………………………………………………………………………………………………………………………………..…74

BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………………………………………………………..…………………75

ANEXE






3

Activitatea de colectare, transport, depozitare şi distribuţie a petrolului, produselor

petroliere şi gazelor este strâns legată de cea a extracţiei hidrocarburilor fluide şi ca urmare,s-a dezvoltat în paralel cu aceasta.

În economia oricărei țari supuse la un grad de dezvoltare corespunzător acestui început

de mileniu, o componentă esențială o reprezintă această activitate.1

După începuturi modeste, când au fost construite primele conducte cu diametre de

câţiva centimetrii şi lungimi de ordinul kilometrilor, s-a ajuns ca în prezent să existe

numeroase sisteme complexe de transport, în a căror compunere intră conducte care au

diametre de peste un metru şi lungimi de sute sau chiar mii de kilometrii. În special, înultimele decenii, ca urmare a creşterii rapide a necesităţilor de alimentare cu energie primară

şi a consumului de produse realizate prin prelucrarea petrolului şi a gazelor, activitatea de

transport a hidrocarburilor fluide a devenit esenţială pentru dezvoltarea economică şi

industrială a întregii omeniri.

Aceste afirmaţii sunt evident valabile şi pentru România, în care primele conducte de

petrol au fost construite la începutul secolului trecut, iar cele de gaze ceva mai târziu. O

dezvoltare a sistemelor de transport de hidrocarburi fluide s-a produs în ultimele decenii,

odată cu descoperirea de noi orizonturi petrolifere. În funcţie de necesităţile de extracţie,

prelucrare şi consum, transportul hidrocarburilor fluide continuă să se dezvolte, ridicând noi

probleme care trebuie rezolvate ţinându-se seama de cele mai recente progrese în acest

domeniu.

Colectarea, transportul şi depozitarea petrolului brut, produselor petroliere şi gazelor

constituie o activitate industrială de mare importanţă prin care se asigură alimentarea cu

materie primă a rafinăriilor şi combinatelor petrochimice, precum şi alimentarea cu

combustibil a consumatorilor.

Principalul mijloc de transport, atât pentru hidrocarburile lichide, cât şi pentru gaze, îl

reprezintă conductele.

În prezent, România dispune de conducte importante de petrol şi produse petroliere,

construite şi echipate la nivelul actual al tehnicii, precum şi o reţea bine dezvoltată de

conducte de gaze interconectate, care formează sistemul naţional de transport. În funcţie de

1Alexandru Soare - Transportul și depozitarea fluidelor Vol.1.






4

necesităţile de extracţie, prelucrare şi consum, transportul hidrocarburilor fluide continuă să se

dezvolte.Transportul prin conducte nu reprezintă însă singura modalitate posibilă, deoarece pot fi

utilizate în acest scop căile maritime sau fluviale, căile ferate şi şoselele. Alegerea modului de

transport depinde de mai mulţi factori care vor fi precizaţi în continuare, soluţia trebuie să ţină

seama de cerinţele menţionate anterior.2

2

Dragotescu N. - Transportul pe conducte a ţiţeiului, gazelor şi produsului petrolier



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

FL

"Sângele este un flu

funcție d

RSITATEA" E " DIN PLOIEȘTI

EA INGINERIAUI ȘI GAZELOR

PROIECT DE DIPLO Ioana - Aida Spăta

5

IDELE NENEWTONIEN

d nenewtonian; este vâscos și se adap

diferitele diametere ale vaselor de sâ

Autor necunoscut

MĂu

tează imediat în

ge".






6

Fluidele nenewtoniene difera de alte tipuri:

• Lichidele nenewtoniene sunt de diverse tipuri,

• Modul de a defini numărul Reynolds pentru fluidele nenewtoniene,

• Tranziția între curgerea laminar și turbulent,

• Modele de frecare

1.1 INTRODUCERE

În cele mai multe aplicații de inginerie, fluidele întâlnite sunt newtoniene, adică

tensiunea de forfecare în curgere laminară este proporțională cu gradientul vitezei al

lichidului.

Aceasta poate fi descrisă ca: = (1.1.1)

Unde μ este viscozitatea dinamică și y se referă la direcția gradientului de viteză

(ortogonală a vitezei). Fluidele pure, cum ar fi apa și aerul sunt fluide newtoniene. Soluțiile

sau suspensiile de particule s-ar putea să nu asculte de această ecuație, și dacă nu, acestea

sunt numite nenewtoniene. Cele mai importante tipuri de fluide nenewtoniene pot fi

clasificate după cum se arată în figura 1.1

Figura 1.1. Diferite tipuri de fluide, independente de timp.

Plasticitatea Birminghamiana a fluidelor are nevoie de un stres minimal a

randamentului, , pentru a permite la toate un gradient de viteză. Aceste proprietăți pot fi de



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

dorit pentru unele fluide.

genereze multă forță pe srapid. Dacă spuma ar acțio

acesta sa curga repede pe

industriala sunt suspensii

cum ar fi pasta de cărbu

modelele Birmingham.Pe

pentru a menține un flux l

mare in cel mai subţiri capiîntr-un mod care reduce v

Rezultatul este că s

suficient de vâscos pentr

diametre, care pot fi de 2

asemenea nenewtonian, și

de stres pentru fluidele

poate fi foarte mici (mai psau foarte mare (mai mult

Există, de asemene

lungul timpului, și se spu

important este suspendarea

foraj.

Acesta este un exe

specifică faptul că viscozit

o scurtă privire de ansam

disponibile pentru fluidele

Există o diferență,

ridicata, iar curgerea lamin

descrie frecarea în conduc

laminară. Vom stabili, d

prezenţa câtorva dintre teor




7

puma de ras, de exemplu, trebuie să fie "s

prafaț lamei de ras, chiar dacă aparatul dena ca un fluid newtonian, vâscozitatea relat

fata. Alte tipuri, mai importante de fluide

e apă din lut, nămolul de epurare, vopsea

e. Sângele uman poate fi, de asemenea a

tru forțele de forfecare mici, sângele est

minar, în aproape toate vasele de sânge. U

lare face ca celulele roşii din sange sa se araâscozitatea, și, prin urmare, ele tind să se

ngele curge bine, chiar și în 10 μm diametr

a menține curgerea laminară aproape pâ

0 mm pentru o aorta. Apa transportă fibre

re unele dintre aceleași caracteristici ca al s

Birmingham (maximă pe care o poate obți

țin de 10 N/ pentru anumite tipuri dee 10 N/m2 pentru unele asfalturi și bitum

a fluide nenewtoniene care se schimbă efe

e că au proprietăți reologice dependente

apei de argila bentonitica, care este mult m

plu de ceea ce se numește un fluid tixot

tea sa, sub o agitare constantă scade cu timp

blu asupra unora dintre cele mai importan

enewtoniene.

otuși: Multe tipuri de fluide nenewtoniene

ară este destul de comună. În acest capitol,

tă pentru diferite tipuri de fluide nenewto

asemenea, criterii atunci când curgerea

iile cu privire la modul de a estima factorii d

MĂu

bțire" suficient să nu

ras este mutat relativiva scăzuta ar face ca

irmingham din zona

a, și mineralele fine,

roximativ descris de

suficient de vâscos

mitor, forfecarea mai

je și chiar deformezeoncentreze în centru.

l capilarelor, dar este

nă la cele mai mari

celulozice si este de

ângelui. Randamentul

e de la )

nămoluri de epurare)ri).

tiv proprietățile de-a

e timp. Un exemplu

i folosit în noroiul de

opic, și are însușirea

ul. Acest capitol oferă

te modele de frecare

u vîscozitate relativa

e vom uita la cum se

iene pentru curgerea

devine turbulentă și

e frecare turbulent.



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

În primul rând, să începem

nenewtoniene.Fluidele atât pseudo

Fluidele newtonien

n = 1 și = μ ne duce îna

care, de asemenea, se potri

Acesta poate fi i

aceasta conduce la un profi

Profilele de viteză

frontieră, putem folosi acee

Acest lucru conduc

fiind:

Următoarea lege d

ecuația 1.1.3, este utilizată




8

prin a descrie matematic ce caracterizează

plastice cât și cele dilatante urmează legea

= ()

de asemenea urmează legea descrisă în 1.2

oi la ecuația 1.1.1.

= ()

ește în mod evident, cazul newtonian.

dicat fără prea mare efort faptul că pent

l de viteză descrisă de:

( ∆ ) [

−

]

pot fi integrate pentru a ne da viteza medi

ași corelație la starea de echilibru în ecuația

= ∆

la factorul de frecare Darcy-Weisbach pent

= ( )

efinește numărul Reynolds bazat pe viteza

:

= ( )

MĂu

iferite tipuri de fluide

escrisă de:

(1.1.2)

.1, deoarece stabilirea

(1.1.3)

u curgerea laminară,

(1.1.4)

v. Ca o condiție de

.1.5.

(1.1.5)

ru curgerea laminară ,

(1.1.6)

medie integrată din

(1.1.7)



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

În cazul în care lich

ne conduce înapoi la număS-ar putea combina

Acest lucru arată c

1.1.7, putem calcula coefi

pentru fluide newtoniene.

O curiozitate dem1.1.7, Re devine mai puțin ș

n=2, Re este, de fapt, inde

din moment ce fluidul dil

posibil.Daca n= 2, prin ur

Dacă n>2, Re scade iar v c

Dacă vom combina ecuații

presiune devine proporțion

de fapt atât de diferit de cu

Se pare ca număru

turbulentă. Ryan și Johnso

rezultat:

Mai târziu Mishra și Tripa

Când am înscris ac

diferite, în special pentru n




9

idul este newtonian, n = 1 și = μ, și vom

ul Reynolds familiar cu definiția Re = vdρ /

ecuațiile 1.1.6 și 1.1.7 care arată că pentru c

=

, dacă descriem pur și simplu numărul Reyn

cientul de frecare laminar pentru orice flui

ă de remarcat este faptul că în definițiai mai puțin afectat de v, n este mai aproape

pendent de v. Acest lucru poate părea oarec

atant se "îngroșă" odată cu creșterea forfe

are, trebuie ca curgerea sa fie laminară sau

ește, ceea ce conduce la curgere laminară ma

1.1.8, 1.1.7 si vom vedea acest lucru, îns

ală cu

. Dacă n este aproape de 2, acest

gerea turbulentă pentru fluide newtoniene.

Reynolds depinde de n, unde curgerea tr

(1959) au folosit analiza de stabilitate pent

< ()

()

=> hi (1971) oferă un alt criteriu:

< ()()() =>

ste două criterii în aceeași diagramă, am o

<0,5.

MĂu

edea că ecuația 1.1.7

. rgerea laminară:

(1.1.8)

olds, conform ecuației

în același mod ca și

conform ecuațieie 2, și în cazul în care

m contradictoriu, dar

cării, acest lucru este

urbulentă .

re, si viteze mici.

amnă că pierderea de

omportament, nu este

ece de la laminară la

u a veni cu următorul

(1.1.9)

(1.1.10)

servat că dă rezultate






10

Figura 1.2.1. Lege de variatiea numărului Reynolds în funcție de n.

Pentru a estima factorul de frecare Darcy-Weisbach pentru curgerea turbulentă, se

bazeza pe date empirice. Cea mai comună estimare pentru fluide este, probabil, cea raportată

de către Grovier și Aziz (1972). Ei au definit o altă lege de variatie a numărul Reynolds,

, precum și Darcy-Weisbach factor de frecare modificat,

, după cum urmează:

= ( ) (1.1.11)

= ∆()() (1.1.12)

Folosind aceste formule, rezultate au coincis cu varianta propusa de Prandtl-Von

Karman pentru tevi netede, ecuația 1.1.12 unde inlocuim cu :

= −2 . (1.1.13)






11

1.2. FRECAREA DIN ȚEVI ȘI PLASTICITATEA FLUIDULUI BIRMINGHAM

Pentru plasticitatea fluidului Birmingham, avem:

= (1.2.1)

Unde

este tensiunea minimă necesară pentru a iniția curgerea. Dacă tensiunea de

forfecare este mai mică decât , lichidul nu curge deloc. Aceasta înseamnă:

= 0 ≤ (1.2.2)

= ( − ) ≥ (1.2.3)

Este evident că un fel de curgere avem într-o conductă care transportă un fluid plasticBirmingham va fi foarte diferite de cele care transportă fluide newtoniene. De exemplu,

deoarece tensiunea de forfecare este întotdeauna mai mic în apropiere de centrul unei țevi

decât este mai aproape de perete, tensiunea de forfecare va fi mai mică decât în apropierea

axei. Asta înseamnă că profilul vitezei este plat, în centrul.

Govier și Aziz (1972) dau același factor de frecare laminar și pentru fluidele pseudo-

plastice:

= (1.2.4)

Pentru fluidele Birmingham turbulente avem:

= −4.53 1 − +4.53( ) − 2.3 (1.2.5)






13

rezistenței la înaintare lipirea la peretele conductei și, prin urmare, permițând gazului a

aluneca pe o suprafață mai netedă. De asemenea, câștigul potențialva depinde în mod evidentde cât de neted este conducta de la început. Numai suprafețe relativ aspre, în practică, ceea ce

înseamnă conducte de gaz neacoperite, se poate aștepta pentru a obține mai mici, mai degrabă

decât rugozitate mai mare atunci când se creează un strat de lichid. 3

3 Ove Bratland - Pipe Flow 1



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

S

"Inginerilor le place s




14

HIMBUL DE CĂLDURĂ

rezolve probleme. Dacă nu au o prob

o creează".

Scott Adams

MĂu

lemă la îndemână,






15

Acest capitol se referă la schimbul de căldură între lichidul și mediul conductei:

• Căldură prin mai multe straturi radiale de izolare

• Convecție forțată între fluid și peretele țevii

• Convecție forțată între peretele exterior al tevii și aerul din jur sau apa

• Pierderile de căldură prin ingroparea tevii

• Mese de conductivitate termică pentru materiale commune

2.1 GENERALITAȚI CU PRIVIRE LA TRECEREA CĂLDURII PRIN IZOLAȚIE

STRATIFICATĂ

Transferul de căldură între fluid și împrejurimile conductei poate fi important din mai

multe motive, și un program de simulare generală pentru curgerea tranzitorie prin conductă

trebuie să fie capabil să-l ia în considerare. Înlăturarea sau adăugarea de căldură poate

modifica vâscozitatea, aceasta poate provoca cavitație sau congelarea, sau poate provoca

împrejurimile să se topească sau congela, și pentru gaze, aceasta afectează în mod

semnificativ densitatea.

Fluxul de căldură în conducte este o știință bine studiată, si multe metode de calcul

utile au fost publicate. Chiar dacă unele dintre ecuațiile sunt foarte empirice și oarecum

inexacte, principala provocare este de cele mai multe ori pentru a cunoaște datele de bază

relevante suficient de bine pentru a utiliza ecuațiile eficient. De exemplu, în modelul dezvoltat

aici vom neglijare radiatiile și se ia în considerare doar convecție forțată și de conducere.

Convecție forțată are loc în cazul în care suprafața țevii interioare este în contact cu

fluidul care transporta. Aceasta poate avea loc și la exteriorul conductei în cazul vântului sau

curenților care contribuie la răcire sau încălzire

Atunci când căldura trece prin peretele conductei, inclusiv prin straturi de acoperire

sau de izolare, rata medie la care căldura trece printr-o suprafață, în general, poate fi

exprimată ca: = ∆ (2.1.1)



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

În cazul în care Q

termic [W / ( K)], A estedouă părți ale suprafeței [

Atunci când avem

toate straturile combinate p

În cazul unei țevi, s

ne referim la fiecare strat

lăsam

A în ecuația 2.1.1 s

face acest lucru prin calcul




16

W] este rata de transfer de căldură, U este c

aria suprafeței [ ] și ΔT este diferența de ].

straturi n unul peste altul, coeficientul de

oate fi calculată ca: = + + ⋯ +

traturile exterioare între ele au diametre dif

are diametrul specific si se bazează pe coe

uport pentru zona exterioară a stratului de i

rea: = + + ⋯ +

Figura 2.1.1. Straturi de conducte.

MĂu

oeficientul de transfer

temperatură între cele

transfer termic pentru

(2.1.2)

rite, și este necesar să

ficientul termic. Dacă

zolare exterior, putem

(2.1.3)



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

Unde Uo este co

exterior de stratul exterior fiecărui strat special pentr

interioară - descrie coefici

conductei cel mai intim, d

prin urmare, cel mai adese

special. Coeficientul său

exterior.

Diametrele din ecuastfel că se referă la diame

pe diametrul exterior, ,

Pentru o secțiune d

2.1.1 devine:

unde este Temperatura i

energetică totală, q termen

ar trebui să fie luate pe uni

conductei de lungime Δx, a

unde d

este diametru intrandamente:

În cazul în care Să examinăm acu

pentru fiecare strat, incepa




17

ficientul global de transfer de căldură în

. Diametrele , . ... sunt utilizate pencoeficientul de transfer termic. Cel mai inte

ntul de transfer de căldură între lichidul c

e obicei, acoperirea sau materialul conduct

diametru interior al conductei. Stratul exte

ste între împrejurimile și exterior-diametr

ția 2.1.3 poate fi privită ca o modalitate derul exterior atunci când este utilizat în 2.1.1.

entru toate. pentru cele n straturi este, pri = ⋯

e conductă de lungime Δx, zona exterioară

= ∆( − )

[K] alichidului și este temperatura ext

l reprezentând căldură adaugă la lichidul d

tatea de volum de lichid. Aceasta înseamnă

em:

= ∆

erior al conductei. Introducerea ecuația

= ( − )

trebuie calculată prin ecuația 2.1.4.

modul de estimare a coeficientului de t

d cu cel mai intim, cel dintre perete fluid și

MĂu

funcție de diametrul

ru a calcula diametrulrior "strat" - sau limita

re curge și materialul

ei principale. este,

ior este, de asemenea,

l stratului de izolație

ântărire fiecărui strat,Zona A se poate baza

urmare, calculat ca:

(2.1.4)

este π Δx, și ecuația

(2.1.5)

rioară [K]. In ecuația

n mediul înconjurător

că pentru o secțiune a

(2.1.6)

.1.5 în ecuația 2.1.6

(2.1.7)

ransfer de căldură

onductă.



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

2.2 COEFICIENTUL

Atunci când vine

convecție forțată este aproa

Weisbach: Mulți cercetător

propuse numeroase corela

acestea, este mai greu să

prezentate aici.

Diferitele Corelații s

Reynolds, Re, numărul Pra

unde U este coeficientul

termică a fluidului [W / (m

Unde ν este vâscozi

α este difuzivitate termică

K )].

Cel mai important l

astfel încât să poată fi subadevărat nevoie de definiți

Dacă suntem capa

Deoarece ne aflam mai des

Tosun (2002), Sieder și c

curgerea laminara:




18

DE TRANSFER TERMIC INTRE PERE

CONDUCTEI

orba de estimarea coeficientului de trans

pe cum ar fi cea pentru estimarea factorului

i au studiat acest subiect pentru o lungă peri

tii alternative. Spre deosebire de factorul

indice care aproximare este cea mai prec

nt în general bazate pe 3 numere adimensio

ndtl Pr , iar numărul Nusselt Nu:

=

e transfer termic cautam [(W/ K)], și

· K)]. Este definit Pr: = =

tatea cinematică [ /s], x este vâscozitatea

/s ], iar este căldura specifică la presi

ucru să știți despre Pr este că aceasta este

formă de tabele ca funcție de temperatură șisa pentru a utiliza Pr în calculele de căldură

ili a stabili o corelație între Nu, Pr și Re

in cazul curgerii laminare si este mai ușor de

relarea lui Tate (1936) pare să fie cel ma

= 1.86( )/ ∙ ( ).

MĂu

TE SI FLUIDUL

fer de căldură pentru

e frecare Darcy-

adă de timp, și au fost

de frecare, cu toate

să și mai multe sunt

ale: familiar Numărul

(2.2.1)

este conductivitatea

(2.2.2)

dinamică [kg/(m ·s )],

une constantă [J /(kg ·

proprietate pur fluid,

presiune. Nu avem cu.

, putem determina U .

manevrat. Conform

i larg acceptat pentru

(2.2.3)






19

Diferiti termeni sunt definiți pentru presiunea medie și temperatura la fiecare locație în

fluid, cu excepția , care este vâscozitatea dinamică la suprafata conductei.

Rețineți că ecuație 2.2.3, ca multe alte corelatii pentru convecție forțată in conducte, cuprinde

termenul d / l . Ne concentrăm exclusiv asupra situațiilor în care conducta este lungă, ceea ce

înseamnă d / l este aproape de 0. În acest caz, corelarea curgerii laminare se reduce la: = 3.6 6 (2.2.4)

Acesta este un rezultat uimitor de simplu, deoarece coeficientul de transfer termic se

dovedește a fi independent de debitul. Atât ecuația 2.2.3 și 2.2.4 sunt valabile numai înurmătoarele limitele definite: 13 ≤ ≤ 2300

0.48 ≤ ≤ 16700 (2.2.5)

0.0044≤ ≤ 9.75

Vedem că ecuația nu este valabil tot drumul până la Re = 0. Răcire în jos într-o

conductă în caz de oprire este adesea de interes, deoarece pot exista limite cu privire la cât de

jos este permis ca temperatura să scadă înainte de congelare. În situații mai practice, cu toate

acestea, modificările de volum din cauza răcirii aceasta de sine și este de obicei suficient

pentru a aduce Re peste 13, chiar în cazul în care conducta nu are un debit net, punerea ecuație

2.2.4 ca fiind valabilă.

De curgerea turbulentă, cele mai multe de la începutul corelațiilor suferă de problema

pe care o au valabilității destul de limitate, ceea ce le face inadecvate pentru un Re mare. Una

dintre ecuațiile cele mai utilizate pe scară largă este, probabil, a lui Petukhov și Kirilov

(1970):

= ..() ∙() (2.2.6)

Vedem că ecuația 2.2.6 conține Darcy-Weisbach factor de frecare f . Petukhov și

Kirilov a folosit corelatia lui Filonenko pentru a estima factorul de frecare - o corelație din

1954, care este inexactă de ridicat Re, și a fost destinată doar pentru țevi netede. În prezent,






20

este o practică comună pentru a introduce factorii de frecare mai precise în ecuația 2.2.6 și

presupunem rezultatele să fie suficient de precise pentru cele mai multe aplicații de inginerie.

Oarecum mai nou corelația lui Gnielinski (1976, 1983) este considerată o îmbunătățire

față de corelația Petukhov-Kirilov. Gnielinski a introdus o modificare foarte modestă al 2.2.6,

și corelarea acestuia este probabil cea mai bună disponibilă la ora actuală:

= ()..() ∙() (2.2.7)

Valabilitatea declarată al ecuației 2.2.7 este:2300 ≤ ≤ 5 ∙ 10 (2.2.8)

0.5 ≤ ≤ 2000

După cum se explică mai devreme, tranziția între curgerea laminară și curgerea

turbulentă este oarecum dificil de a prezice cu exactitate, astfel încât ar trebui să ne așteptăm

atât ecuație 2.2.4 și 2.2.7 să fie destul de nesigure în jurul Re = 2300. O altă limitare este că

ecuația 2.2.7 este, în funcție de autorul ei, invalidă pentru Re foarte ridicat s-ar putea întâlni în

conducte de gaze de înaltă presiune.

Coeficientul de transfer termic U calculat prin ecuația 2.2.4 sau 2.2.7 corespunde cel

mai apropiat strat în ecuația 2.1.4. Aceasta înseamnă:

= (2.2.9)

Proprietățile fluidelor implicate în calcule, cum ar fi Pr , ν și k , variază în funcție de

temperatură și într-o anumită măsură, de asemenea, cu presiune.



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

2.3 COEFICIENȚII D

PERETE

Dacă luăm în consi

straturi termice diferite, pu

Unde Uj este coefic

conductivitatea termică pe este interior și exterior

2.4 COEFICIENT D

În cazul în care co

ar fi turba, nisip, pietriș, s

efect.

Pentru astfel de me

coeficientului de transfer

Simonsen (2007) au dezvol

și, în cele mai multe cazu

prevede:




21

TRANSFER DE CĂLDURĂ PENTRU

E ȚEAVĂ, DE ACOPERIRE ȘI DE IZO

derare țeava în sine, precum și orice acoperir

em scrie:

=

( )

ientul de transfer de căldură pentru strat No.

tru materialul stratului No. j este format din

diametru [m] al stratului.

TRANSFER TERMIC PENTRU STRA

Țeavă Buried

ducta este îngropată, mediul din jurul poate

au orice combinație a acestora. În plus, u

ii, Bau & Sadhal (1982) au dezvoltat o cor

de căldură pentru conducte ingropate c

tat o corelație pentru conducte parțial ingrop

ri corespunzătoare a fost prezentat de către

= ( )

MĂu

TRATURILE DE

ARE

e și izolare, pentru a fi

(2.3.1)

j [W / ( K)], este

[W / (m K)], iar si

UL EXTERIOR

consta în lucruri, cum

ezeala poate avea un

lație pentru estimarea

omplet, și Morud &

ate. O corelație simplă

King (1984). Acesta

(2.4.1.1)



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

este linia central a țeav

termică a solului [W / (m ∙

izolație exterior. are,

de mult conținut de apă-l a

Tabelul 2.4.1.




22

Figura 2.4.1.1Straturi de conductă

ei situate la adâncimea sub suprafață [m], K)] și diametrul implicat, , este diametrul

esigur, variază foarte mult în funcție de tip

re. Unele valori exemple sunt prezentate în t

onductivitate termică tipice pentru unele tipuri comu

MĂu

este conductivitate

exterior al stratului de

l de sol, precum și cât

belul 2.4.1.1.

ne de sol.



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

În caz de conduct

cilindru cu aer care curge

de căldură în jurul unor ast

care munca este, probabil

întreaga gamă de Re pentr

Ea are o forma co

2.2.1:

Indicele "0" vine d

exterior, temperatura ext

recomandată pentru aerul sau apa în jurul cond

într-adevăr o limitare, deoasa validă. Natura rareori o

crea cu ușurință destule per

Cele două fluide

temperaturi ale aerului și p

Pa), este suficient de pre

aerului, vâscozitatea cinem

Proprietăți de apă s

apropia de 273 < T < 333

mare decât o atmosferă, da




23

Țeava supraterană

supraterane înconjurat de aer, conducta e

erpendicular pe axa sa. O serie de cercetăt

el de cilindri, iar ecuația empirică cea mai la

, cel propus de Churchill și Bernstein (1

care sunt disponibile date, precum și pentru

parabila cu cea utilizată pentru convecția

= 0.3 + . /∙ /[( .)]/ [ 1 + ( )]/

la exterior, care indică toți parametrii ce se

erioară și așa mai departe. Ecuația Ch> 0.2, ceea ce înseamnă că nu este strict v

ctei este în repaus. În cele mai multe situați

rece chiar și vântul cel mai mic sau curent aferă medii la fel de statică ca și conducta, i

turbări pentru a face ecuația valabilă.

in jur cele mai comune sunt de aer și apă,

resiuni de obicei ne întâlnim (spunem 223 <

cis (la maxim 3%) pentru a aproxima co

atică și numărul Prandtl dă functii liniare si

= 6.55 ∙ 10 +0.0059

= 0.0818 ∙ 10 − 8.6471 ∙ 10

= −1.587∙10 + 0.759

nt mai puțin liniare, și mai mulți termeni su

K .: Conductele scufundate poate avea o pre

r care afectează numai datele moderat, așa

MĂu

ste comparabil cu un

ri au studiat schimbul

rg acceptată ieșind din

977). Acesta acoperă

o gamă largă de Pr.

orțată internă, ecuația

(2.4.2.1)

bazează pe diametrul

rchill-Bernstein este

labilă în cazul în care

practice, care nu este

aduce ecuatia în zonanfluența în sine poate

desigur. Pentru acele

T < 333K și p = 10

ductivitate termica a

ple:

(2.4.2.2)

(2.4.2.3)

(2.4.2.4)

t necesare pentru a le

iune din jur mult mai

ă sunt bine în termen






24

de alte erori implicate atunci când o neglijam. În scopul de schimb de căldură, am putea folosi

următoarele, oarecum simplificat dar repede se potrivesc curba care se bazează pe date preluate de la Wagner & Kretzschmar (2007), estimat a fi în 4% sau valori reale pentru

temperaturi sub 333 K:

ă = −2.5 ∙ 10 + 0.0166 − 2.1136 (2.4.2.5)

ă = 10 ,[()]() . (2.4.2.6)

ă

= 10 ,[()]

.(). (2.4.2.7)

Rețineți că, atunci când se utilizează aceste rezultate pentru a estima coeficientul de

transfer termic la o conducta, este, desigur, pe baza proprietalor fluidului din jurul

conductei.

Numărul Reynolds este, de asemenea, în funcție de condițiile exterioare:

= (2.4.2.8)

În cazul în care este "viteza in conducta înainte de a fi întârziat , iar este viteza cinematic a fluidului ce inconjoară.

Dacă lichidul nu curge perpendicular pe axa centrală a conductei, este utilizat

componenta perpendiculară. Aceasta nu este o aproximare complet corecte, deoarece implică

faptul că componentele axiale ale debitului nu au nici un efect, care desigur, nu este așa. La

estimarea de răcire în coloane de pe platformele marine, pot fi necesare modele mai bune. De

asemenea, ecuația 2.4.2.1 se bazează pe un cilindru cu curgere în jurul ei pe ambele părți, care

nu este situația reală, dacă țeava se află pe teren. Dacă este așa, schimbul de căldură real caurmare a debitului de fluid exterior poate fi ceva mai puțin decât ceea ce este prezis aici.

Conducta în contact cu solul, de asemenea, poate face schimb de caldura cu solul

direct, și în aceste cazuri, cea mai bună estimare poate fi realizată prin încercarea de a avea

atât efecte în considerare în același timp. In cele mai multe cazuri, totuși, folosind modelul

direct, așa cum este prezentat aici, este adecvat.

Oricum, coeficientul de transfer de căldură, pentru a fi utilizate în ecuația 2.1.3, se

calculează ca: = (2.4.2.9)






25

2.5 LIMITĂRILE MODELULUI DE CALDURĂ

Tranziția fluxului de căldură la starea de echilibru

Ce model de a utiliza caldura depinde de exact ceea ce vrea să investigheze. Modelul

prezentat este starea de echilibru, în sensul că aceasta nu ține cont de întârzieri din cauza, de

exemplu, căldura fiind depozitate în peretele țevii în sine. Care nu reprezintă o problemă în

cazul în care suntem, investighează fluxuri care durează pentru o lungă perioadă de timp, și poate fi o aproximare destul de bine chiar și atunci când simulează situații de temperatură

foarte tranzitorii. Luați în considerare, de exemplu, țeavă din oțel care transporta apa. Apa are

de aproape 9 ori mai mare capacitate de caldura specifica ca oțel, în timp ce densitatea sa este

de aproximativ 8 ori mai mică, ceea ce face capacităților de căldură atât pentru aproape

proporțional cu suprafața pe care o ocupă în secțiunea transversală. In cele mai multe

conducte, secțiunea transversală a fluidului este mult mai mare decât peretele secțiune

transversal a conductei, adică puțină energie termică este stocată în peretele țevii față de un

lichid.

Mai general, în cazul în care suprafața de curgere este /4 și are o anumită

capacitate termică și densitatea ρ, în timp ce peretele țevii are π arie a secțiunii transversale ( − )/4, obținem: î ă ț ă î ă = () (2.5.1.1)

Dacă vom introduce valori tipice pentru conducte de transport de lichide în ecuația

2.5.1.1, găsim de multe ori că zidul are mai puțin de 10% din capacitatea de căldură a

lichidului. Care este de același ordin ca și alte erori în calculele de caldura, deci are rareori

sens pentru a pune prea mult efort în îmbunătățirea modelului în acest sens. Pentru debitul de

gaz, acest lucru poate fi un pic diferit. Peretele conductei poate avea un impact mai mare, dar

destul de rar pentru a necesita un model mai precis.






26

Pentru conducte ingropate, ne putem aștepta la o parte mai mare din împrejurimi

pentru a lua parte la încălzire și răcire, așa că, în general, durează ceva mai mult pentru acrește sau a scădea temperaturi decât modelul nostru sugerează.

Alte considerente de precizie

Modelul căldurei prezentate aici nu include nici un punct de vedere legat cu radiatiile.

Aceasta se datorează faptului că radiațiile nu au tendința de a fi important, chiar dacă aceasta

poate avea un impact asupra conductelor neizolate, care transportă lichide relativ fierbinți.

Pentru izolație conducte supraterane, precum și pentru ambele izolație si neizolată conducte

ingropate, rezistența termică principal este de obicei găsite în materialul de izolație. Prin

urmare, stratul exterior de multe ori se termină cu aproximativ aceeași temperatură ca și

împrejurimile, făcând radiații irelevant. 4

4 Ove Bratland - Pipe Flow 1



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

CALCULUL

(SO

"Software-ul este c

supune celei de-a d




27

IDRAULIC AL CONDUC

AMESTEC

DĂ – PARC DE SEPARAR

entropia. Este dificil de înțeles, greu

ua lege a termodinamicii; adică întot

Norman R. Augustine

MĂu

ELOR DE

)

e cântărit și se

eauna crește. "






28

Pe un câmp petrolier se extind 30 de sonde care se racordează la un parc de

separatoare. Producţia acestui parc este transportată la depozitul Slobozia împreuna cu

producţia a încă trei parcuri conform schemei:






29

DATE CUNOSCUTE

Cote topografice: Lungimea conductei: = 465 ; = 600 ; = 504 ; = 1400 ; = 390 ; = 1500 ; = 558 ; = 800 ; = 517 ; = 3500 ;

= 375 ;

= 2000 ;

= 60100 ;

Numărul sondelor racordate la parc:

= 4

= 10

= 3

= 9






30

Producția parcului 461 Gura Drăgănesei

Sonda numărul 332 P Drăgăneasa: . = 19 /zi; . = 7,1 /

Sonda numărul 338 BIS Câmpina - Drăgăneasa: . = 13 /zi; . = 9,7 /

Sonda numărul 461 MP Câmpina - Drăgăneasa:. = 23,6 /zi; . = 2,5 /

Sonda numărul 465 RAP Câmpina - Drăgăneasa:

. = 3,5

/zi;

. = 2,6 /

. = . + . + . + . = 19+13+23,6+3,5 = 59,1 /zi

. = . + . + . + . = 7,1+9,7+2,5+2,6 = 21,9 / Impuritatea medie a țițeiului din parcul 461 Gura Drăgănesei

= 1 − .

. ÷0,83 = 1− 21,959,1 ÷ 0,83 = 0,55 = 55 %






31

Producția parcului 448 Drăgăneasa

Sonda numărul 108 MMPG Drăgăneasa: = 1,5 /zi; = 1,1 /

Sonda numărul 327 P Drăgăneasa: = 7,1 /zi; = 3,5 /

Sonda numărul 331 Petrom Drăgăneasa:

= 3,5

/zi;

= 1,5 /

Sonda numărul 339 P Câmpina - Drăgăneasa: = 11,3 /zi; = 1,9 /

Sonda numărul 340 Drăgăneasa: = 8,5 /zi; = 1,4 /

Sonda numărul 341 P Câmpina - Drăgăneasa: = 9 /zi; = 0,7 /

Sonda numărul 357 RAP Drăgăneasa: = 9,6 /zi; = 2 /

Sonda numărul 358 RAP Drăgăneasa: = 15 /zi; = 1,9 /

Sonda numărul 359 RAP Drăgăneasa: = 4,5 /zi; = 1,5 /






34

Producția parcului Slobozia

Sonda numărul 106 SR Câmpina: = 41 /zi; = 1,7 /

Sonda numărul 160 SR Câmpina: = 19,3 /zi; = 2,4 /

Sonda numărul 189 SR Câmpina: = 2 /zi; = 0,2 /

Sonda numărul 259 SR Câmpina: = 4,3 /zi; = 0,5 /

Sonda numărul 3 Telega-Moreni-Câmpina: = 0,6 /zi; = 0,5 /

Sonda numărul 413 PM Câmpina: = 3,7 /zi; = 2,9 /

Sonda numărul 57 SR Câmpina - Drăgăneasa: = 2,5 /zi; = 0,5 /

Sonda numărul 624 MP Câmpina: = 13,6 /zi; = 1,7 /

. = . + . + . + . + , + . + . + . =

41+19,3+2+4,3+0,6+3,7+2,5+13,6 = 87 /zi

. = . + . + . + . + . + . + . + . =

1,7+2,4+0,2+0,5+0,5+2,9+0,5+1,7 = 10,4

/






35

Impuritatea medie a țițeiului din parcul Slobozia

= 1 − .. ÷0,83 = 1− 10,487 ÷ 0,83 = 0,85 = 85 %Densitatea relativă a gazului în raport cu aerul:

δ = 0,67

Temperatura de congelare a ţiţeiului, Tc :

T c =20°C

Temperatura de siguranţă pentru transport:

T s = T c +(2...7)°C = 20+4°C =24°C

Unele proprietaţi ale ţiţeirilor funcţie de temperatură (μ, ρ, ν):

Temperatura

[°C]

Densitatea

[kg/m3]

Vâscozitatea

cinematică

[cSt]

Vâscozitatea

dinamică

[cP]

Punctul de

congelare ţiţei

[°C]

Conţinut

de

parafină

[% gr]

20 847 - 14,525 +20 8,00

30 840 11,995 7,239

40 833 5,331 4,645

50 826 4,165 3,839

60 819 3,332 3,115

1 cSt = 10-6 m2/s

1 cP = 10-3 Pa·s






36

Se vor trasa grafic:

∎ densitatea ţiţeiului în funcţie de temperatură;

∎ vâscozitatea cinematică a ţiţeiului în funcţie de temperatură;

0

10

20

30

40

50

60

70

820 830 840 850 860 870 880

T e

m p e r a t u r a o C

Densitate kg/cm3

0

10

20

30

40

5060

70

0 5 10 15 20

T e m p e r a t u r a o C

Vascozitate cinematica cSt






37

∎ vâscozitatea dinamică a ţiţeiului funcţie de temperatură;

Raţia de soluţie

r = 250 + (-1) = 249 m3 N/m

3

Densitatea lichidului

= ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.55) · 845.07654 + 0.55 · 1015 = 938.53 / = ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.719) · 845.07654 + 0.719 · 1015 = 967.25 / = ( 1 − ) + · ∗ = ( 1−0.0787) · 845.07654 + 0.0787 · 1015 = 858.44 / = ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.85) · 845.07654 + 0.85 · 1015 = 989.51 / ∗= 1015 kg/m3 –densitatea apei de zăcământ

Densitatea ţiţeiului luat din grafic în punctul corespunzător temperaturii de 0°C = 273,15K

. = 847 kg/m3

ξ=1,1825-0,001315· .=1,1825-0,001315·847= 0,068695

= . - ξ·(T m – 273.15) = 847 – 0,068695· (301,15-273,15) = 845,07654 kg/m3

Temperatura medie

= ă + 2 ∙ 3 = 2 5 + 2 ∙ 3 03 = 28 ℃ = 301,15

T sonda = 25°C

T parc = 30°C

0

10

20

30

40

50

60

70

0 5 10 15


Vascozitate dinamica cP






38

Vâscozitatea lichidului

= ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.55) · 4 + 0.55 · 1.014 = 2.3577

= ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.719) · 4 + 0.719 · 1.014 = 1.8530

= ( 1 − ) · + · ∗ = ( 1−0.0787) · 4 + 0.0787 · 1.014 = 3.7650

= ( 1 − ) · + · ∗

= ( 1−0.85) · 4 + 0.85 · 1.014 = 1.4619

Vâscozitatea ţiţeiului la temperatura medie, νlTm

log[log(106·νtTm+0,8)]= A+ B·log T m => νt Tm= 4m2/s (din graficul c.)

constantele A şi B se determină din sistemul de ecuaţii:

10 + 0,8 = + 10 + 0,8 = + Vâscozitatea cinematică a apei de zăcămînt

∗ = ∗∗ = 1.0294∗101015 = 1.014∗10 /

Vâscozitatea dinamică a apei sărate

∗ = ∗ (1+ 1. 34∗ 10 ∗ + 6.62 ∗ 10 ∗ )

∗ =

10

∗ (1 + 1.34 ∗ 10

∗ 2 + 6.62 ∗ 10

∗ 2

)

*a = 1,0294·10-3 Pa·s

a =1 cP = 10-3 Pa·s

s = 20 kg NaCl/vagon = 2 g NaCl/vagon






39

Diametrul orientativ al conductei de amestec

= 4 ∙ ∙

= 12 … 30 Se alege: = 15

= ∙ = 249 ∙ 11.574 ∙ 10 = 0.0288 = 2488.32 / r = 250 + (-1) = 249 m3

N/m3

= 10 = 11.574 ∙10 /

= + = 10 + 2488.32 = 2488.32 / = 0.0288/

= 4 ∙ ∙ = 4 ∙0.0288 ∙ 1 5 = 0.04944 = 49.44 Calculul caderii de presiune

- Rugozitatea relativa k = 0.15 mm

- Diametrul conductei d = 50,7 mm = 0,0507m

- Debitul de lichid Ql = 11.574·10-5 m3/s

- Debitul de gaz Qg = 0.0288 m3/s

- Vascozitatea dinamica a lichidului µl = 8.8 cp = 8.8·10-3 Pa·s si gaz µg = 0.0148

- cp = 0.0148·10-3 Pa·s

Densitatea lichidului

= 852 /

Densitatea gazului = 0.804 /

= 2 5 + 2 ∙ 3 03 = 28 ℃

Calculul vitezelor lichidului si gazului

d = 50,7 mm






40

= ∙

4 = 3,14 ∙50,7

4 = 2017,834 = 2,017 ∙ 10

= = 11,574 ∙ 102,017 ∙ 10 = 0,0573 /

= = 0,02882,017 ∙ 10 = 14.278 /

Calculul numarului lui Reynolds

= ∙ ∙

=852∙0,0573∙50,7∙10

8.8∙ 10

= 281.2674 < 2300

= ∙ ∙ = 852∙13.981∙50,7∙100.0148∙ 10 = 38507.074 > 2300

Regim laminar - turbulent (lt) < 2300 și > 2300

Calculul factorului de frecare pentru lichid si gaz

Formula Callebrook

1√ λ = −lg ( 3,7 + 2,51√ λ

= 0,1550,7 = 0,00295

λ = 0,104512

λ= 0,029168

Calculul gradienților de presiune individual

(∆∆ ) = λ ∙ 8 ∙ ∙ ∙ 0,104512∙ 8∙852∙(11,574∙10)3,14 ∙ 0,0507 = 2,8881

(∆

∆) = λ ∙ 8 ∙ ∙

∙ = 0,029168∙ 8∙0,804∙0,0283

3,14

∙ 0,0507 = 45,4449






41

Factorul Lookhart si Martinelli si gradientul total de presiune

= (∆∆ )(∆∆) = 2,888145,4449 = 0,252

Coeficientul lui Chisholm [c]

C = 12 pentru regimul laminar - turbulent

(ɸ) = 1 + , + 1(,) = 64,366

(ɸ) = 1 + ∙ , + 1 ∙ ( ,) = 4,087 (∆∆ ) = ( ∆∆ ) ∙ (ɸ ) = 185,895

∆= (∆∆ ) ∙ = 185,895 ∙2100 = 390039,9 = 3,900399

TL = total pentru lichid

TG = total pentru gaz

3.1. DETERMINAREA PROGRAMULUI OPTIM DE EVACUARE A ȚIȚEIULUI

DIN PARCURILE DE SEPARARE

În vederea dimensionarii colectorului și a stabilirii unui program optim de pompare se

vor alege trei variante de pompare.

Parcurile sunt echipate cu pompe PI-160 cu urmatoarele caracteristici:

- debitul de pompare pe o cursa dublă:

= 12,7 /

cd = curse duble

- numărul de curse duble pe minut:

=30 cd/min






42

- randamentul:

= 0,7

- debitul pompei:

= ∙ ∙ = 12,7 ∙ 10 ∙ 30 ∙ 60 ∙ 0,7 = 16,002 /ℎ

Pompeaza pe rând parcurile în grupe de pompare astfel: 461; 448; 551;

- prima grupa de pompare: parcul 551;

- a doua grupa de pompare: parcul 461 cu 448;

- debitul primei grupe de pompare:

= 5,1

/;

- debitul celei de a II-a grupe de pompare: + = 51.9 + 74 = 125.9 / - numarul de grupe de pompare: n g = 3.

Timpul zilnic de pompare: = 4






43

Numarul de pompe necesare la fiecare parc:

= ∙ = ,, ∙ = 0,52 Se alege npr1 = 1 pompă

= ∙ = , ∙ = 0,66 Se alege npr2 = 1 pompă

= ∙ = ,, ∙ = 0,045 Se alege npr3 = 1 pompă

Timpul de evacuare a productiei de la fiecare parc:

= ∙ = ,,∙ = 3,69 ore Se alege = 4

= ∙ = ,∙ = 4,62 ore Se alege = 5

= ∙ = ,,∙ = 0,318 ore Se alege = 1 ă

Debitul de evacuare pentru fiecare parc:

= = 59,13,69 = 16,016 /ℎ

= = 744,62 = 16,017 /ℎ

= = 5,10,31 = 16,45 /ℎ

Nr.

crt.

Q

[m3/zi]npc npr

t ev

[ore]

qevc

[m3/h]

1 59.1 0.52 1 3.69 16.016

2 74 0.66 1 4.62 16.017

3 5.1 0.045 1 0.318 16.45

Dimensionarea conductelor de legatura de la parcuri la conducta colectoare:

Se alege viteza economica: vec = 2 m/s






44

Dimensionarea tronsonului A-B

Determinarea diametrului orientativ:

= 4 ∙ ∙ = 4 ∙ 16.016 ∙ 2 ∙ 3 6 0 0 = 0.05321 = 53,21

Alegerea diametrului real conform SREN 10208

d 01-A = 59.0 mm

D01-A = 73.0 mm = 2 7/8 in

e01-A = 7.0 mm

Dimensionarea tronsonului B-C


= 4 ∙ ∙ = 4 ∙ 16.016 ∙ 2 ∙ 3600 = 0.05321 = 53,21


d 02-A = 59.0 mm

D02-A = 73.0 mm = 2 7/8 in

e02-A = 7.0 mm

Dimensionarea tronsonului C-D


= 4 ∙ ( + ) ∙

= 4∙(16.016+16.017) ∙ 2 ∙ 3600

= 0.07526 = 75.26







45

d 03-B = 76.1 mm

D01-B = 88.9 mm = 3 1/2 in

e01-B = 6.4 mm

Dimensionarea tronsonului D-G


= 4 ∙ ( + ) ∙ = 4∙(16.016+16.017) ∙ 2 ∙ 3600 = 0.07526 = 75.26


d 03-B = 76.1 mm

D01-B = 88.9 mm = 3 1/2 in

e01-B = 6.4 mm

Dimensionarea conductelor colector: Se alege viteza economica: vec = 2 m/s

Dimensionarea tronsonului E-F


= 4 ∙

∙

= 4∙16.45 ∙ 2 ∙ 3 6 0 0

= 0.0539 = 53.9


d 02-A = 59.0 mm

D02-A = 73.0 mm = 2 7/8 in

e02-A = 7.0 mm

Se alege viteza economica: vec = 2 m/s






48

Calculul presiunilor sub forma de termeni de înaltime pe diversele tronsoane ale

conductei colectoare() = 8 ∙ ∙ ∙ ∙ = 8 ∙ 9,81 ∙0,0322∙ 16,016 ∙ 6000,059 ∙ 3600 = 44,197

() = 8 ∙ ∙ ∙ ∙ = 8 ∙ 9,81 ∙0,0322∙ 16,017 ∙ 14000,059 ∙ 3600 = 103,13

() = ∙ ∙ ∙ ()∙ = ∙, ∙0,0322∙ , ∙, ∙ = 123,8 () = ∙ ∙

∙()∙

=

∙, ∙0,0288∙ , ∙,

∙

= 258,3

() = 8 ∙ ∙ ∙ ∙ = 8 ∙ 9,81 ∙0,0320∙ 16,45 ∙ 8000,059 ∙ 3600 = 61,77

() = 8 ∙ ∙ ∙ ∙ = 8 ∙ 9,81 ∙0,0320∙ 16,45 ∙ 25000,059 ∙ 3600 = 128,1

Presiunea la fiecare parc:

∙ = ∙ + () +() + ( ) + ( ) + ( − ) = ( 10+44,197+103,13+123,8+258,3−108∙852∙9,81=3605918,637 =36,05

∙ = ∙ +() + ( ) + ( − ) = ( 10+123,8+258,3−33) ∙ 852 ∙ 9,81 =3001400,892 = 30,01

∙ =

∙ +() + ( ) + ( − ) = ( 10+61,77+128,1−160) ∙ 852 ∙ 9,81 =333238,244 = 3,33

Energia consumata la fiecare parc:

= ∙ = ∙ = ,∙ ∙,,∙ ∙ 4 = 91647,11 Wh = 91,64 kW∙ ℎ

= ∙ = ∙ = ,∙ ∙,,∙ ∙ 5 = 95371,06 Wh = 95,37 kW∙ ℎ

= ∙ = ∙ = ,∙ ∙,,∙ ∙ 1 = 2173,75Wh = 2,173 kW∙ ℎ



UNIVE PETROLGAZ

FACULTAPETROLU

PROIECTAR

DEPOZ

" Intelect




49

A CONDUCTEI DE TRAN

TUL CENTRAL LA RAFIN

alii rezolvă problemele , geniile le pre

Albert Einstein

MĂu

PORT DE LA

RIE

vin . "






50

Transportul țițeiului curat de la depozitul central la rafinărie se face cu pompele 2PN-

400, echipate cu camaşa de 7 41 " şi au urmatoarele caracteristici:

- volumul pe cursa dubla:

V cd =30.6 l/c.d.

- numarul de curse duble pe minut:

ncd=50 c.d./minut

- randamentul:

η = 0,7

- debitul pompei:

q p = V cd · ncd · η = 30.6 · 10-3 · 50 · 60 · 0.7 = 64.26 m3/h

- presiunea de pompare maxima:

p p = 70 bar

Cantitatea de titei curat în parcul central:

= ( 1 − ) ∙ ( + + ) = ( 1−0,34) ∙ (59,1+74+5,1)= 0,66 ∙ 138,2 = 91,212 /

Calculul hidraulic al conductei de transport

Determinare diametrului orientativ: Se alege viteza economica: vec= 2 m/s

= 4 ∙ ∙ = 4∙64.26 ∙ 2 ∙ 3600 = 0.1066 = 106.6

Determinarea diametrului real, conform SREN:

d = 109.5 mm

D = 114.3 mm = 5 9/16 in

e = 15.9 mm






51

Viteza reala:

= 4 ∙ ∙ = 4∙91,212 ∙3600∙0,1095 = 2,690 /

Temperatura medie pe conducta:

C33,213

2260

3

2

R Dm

T T T

T D –temperatura la depozitul central:

T D = 60 ºC

T R –temperatura la rafinarie:

T R = 2 ºC

Numarul de pompe:

= ∙ = , ,∙ = 0,178

Se alege = 1 ă unde:

- t z : timpul zilnic de pompare: t z = 8 ore

Densitatea medie pentru temperatura medie:

Pentru Tm = 21.33 oC se alege din diagrama densitatii ρt = 0.833kg/m3

Vascozitatea dinamica a titeiului pentru temperatura medie:Pentru Tm = 21.33 oC se alege

din diagrama vascozitatea μ= 4,3cP = 4,3·10-3 Pa∙s

Calculul numarului Reynold

= ∙ ∙ = 0,833∙2,690∙109,54,3∙10 = 57061,46−

Coeficientul de rezistenta hidraulica:

= 0,3164, = 0,316457061,46, 0,204






52

Presiunea de pompare:

PR = 10 m col țiței = ρ·g·H = 83·9.81·1 = 8171.73Pa = 0.0817bar

Lt = 60+0,1Km = 60,1 Km = 60100 m = + ∙ + ( − ) = 0.0817 + 0.0204 ∙ ∙. ∙ . +833∙9.81∙(190−375) = 11032858.57 = 110.32 = = . = 3.4375 se alege n = 3stații

Varianta I:

= + 2 ∙ + ( − ) =>

= 2 ∙ ∙ ( − ∙ ∙ ( − ) − ) ∙ ∙ = 33231.48

Se așează o stație de pompare la distanța de 33232 m și se calculează presiunea de

pompare a stației.

= + ∙ + ( − ) = 0.0817 + 0.0204 ∙ ∙. ∙ . +833∙9.81∙(190−375) = 26556409.64 = 265.56

= ∙ ∙ ∙ ∙ = 7 0 ∙ 1 0 ∙64.260.96∙0.75∙3600 ∙ 1.1 ∙ 2 = 173541.66 ∙ ℎ = 173.541 ∙ ℎ

= ∙ ∙ ∙ ∙ = 57.59 ∙ 10 ∙64.260.96∙0.75∙3600 ∙ 1.1 ∙ 1 = 142775.20 ∙ ℎ = 142.775 ∙ ℎ






53

unde:

- 1 - este randamentul motorului: 96.01

- 2 - este randamentul transmisiei: 75.02

- k - coeficientul de supra sarcină: k=1.1

-NDC – puterea neesară pompării la depozitul central

-NST – puterea necesară pompării la stația de pompare

Energia consumată pe an:

Se consideră că pompa functionează doar 320 de zile/an.

W DC = N·t z ·320 = 173.541·8·320 = 444264.96 kW·h/an

W ST = N·t z ·320 = 142.775·8·320 = 365504kW·h/an

WT = WDC+WST = 444264.96 +365504 = 809768.962 kW·h/an

Varianta II:Se alege diametru:

Pentru d=115.9 mm rezultă o presiune de pompare de: 37.86 bar





Pentru d=131.7 mm rezultă o presiune de pompare de: 31.51bar

Pentru:

d = 136.5 mm

D = 168.3 mm = 6 5/8 in

e = 15.9 mm






54

Viteza reală:

= 4 ∙ ∙ = 4∙64,26 ∙ 3600 ∙ 0,3165 = 1,22 /

Calculul numărului Reynold

= ∙ ∙ = 0.833 ∙ 1.22 ∙ 136.54.3∙10 = 32260.34

Coeficientul de rezisțentă hidraulicaă:

= 0.3164. = 0.316432260.34. = 0.023

Presiunea de pompare:

PR =10 m col titei = ρ·g·H =833·9.81·1=8171.73=0.0817bar

= + ∙ + ( − ) = 0.0817 + 0.023 ∙ ∙. ∙ . +833∙9.81∙(190−375) = 3633930.39 = 36.33

= = . = 0.519 Se alege n sc = 1 stație

Puterea necesară pompării:

= ∙

∙ ∙ ∙ = 7 0 ∙ 1 0 ∙64.260.96∙0.75∙3600 ∙ 1.1 ∙ 1 = 173541.66 ∙ ℎ = 173.541 ∙ ℎ

Energia consumată pe an:

Se consideră că pompa funcționează doar 320 de zile/an.

W = N·t z ·320 = 190.895·18·320 = 1099555.2 kW·h/an

Calculul mecanic al conductei de transport

Conform standardului în vigoare grosimea peretelui țevii se determină pe baza teorieieforturlui unitar maxim:






55

= ∙ 2 ∙ ∙ + +

unde:

- φ – coeficientul de calitate al îmbinarii sudate: φ = (0,7...0,9) Se alege: φ = 0,8;

- a1 – ados pentru neuniformitatea grosimii peretelui: a1 = (0,125...0,15) mm

Se alege: a1 = 0,130 mm;

- a2 –adaos pentru coroziune: a2 =( 0,5...1) mm Se alege: a2 = 0,7 mm;

- σa – efortul unitar admisibil:

= = 2,07 ∙ 10 1,7 1,217∙10 /

- σc – efortul unitar de curgere: σc =2,07·108 N/m2

c –coeficient de siguranta: c=(1,67...2) Se alege: c=1,7;

= ∙ 2 ∙ ∙ + + = 110.32∙10 ∙114.32∙0 . 8 ∙1 . 217∙10 + 0.13 + 0.7 = 7.30 < 15.9 =>

e = 7.30 mm < 15.9 mm => conducta a fost corect dimensionată.

Calculul termic al conductei de transport

Trasarea variației temperaturii de-a lungul conductei:

= + ( − ) ∙ ∙

= ∙ ∙ ∙ ∙

- temperatura la depozitul central: T D = 60 ºC

- temperatura exterioara: T ext = 2 ºC

- coeficientul global de schimb de caldura: K =2 W/m2·K

- caldura specifica a titeiului pentru temperatura medie: cm

= 1 ∙ − −






56

= 762,5 + 3,38 ∙ [] [/] = [/ ∙]

= ∙ 2 ∙ 3 [ °C] = 1 ∙ − −

Nr.crt Ti[oC] Ti+1[

oC] Tm[oC] ρm[Kg/dm3] cm a x[m] hLi

1 60 50 53.33 0.833 2044.51 22.62 10- 8366.14 16476.832 50 40 43.33 0.840 1999.06 22.94 10- 18433.16 38032.223 40 30 33.33 0.847 1954.09 23.27 10- 31295.165 70439.744 30 20 23.33 0.854 1909.49 23.62 10- 49537.30 125436.92

Viteza medie pe fiecare tronson: = 4 ∙ ∙ = 4∙64,26 ∙0,1095 ∙ 3600 = 1,896 /

Numarul Reynolds pe fiecare tronson:

Densitatea medie pentru temperatura medie:

Pentru Tm=53.33 oC se alege din diagrama densitatii ρt = 0.832kg/dm3




Vascozitatea dinamică a țițeiului pentru temperatura medie:

Pentru Tm=53.33oC se alege din diagramă vascozitatea μ= 3.8cP = 3.8·10-3Pa∙s

Pentru Tm=43.33oC se alege din diagramă vascozitatea μ= 4.6cP = 4.6·10-3Pa∙s

Pentru Tm=43.33oC se alege din diagraăa vascozitatea μ= 6cP = 6·10-3Pa∙s

Pentru Tm=23.33oC se alege din diagramă vascozitatea μ= 10cP = 10·10-3Pa∙s






57

= ∙ ∙ = 0,832 ∙ 1,89 ∙ 109,53,8∙10 = 45312,25 −

= ∙ ∙ = 0,839 ∙ 1,89 ∙ 109,53,8∙10 = 37746,792 −

= ∙ ∙ = 0,846 ∙ 1,89 ∙ 109,56 ∙ 1 0 = 29180,65 −

= ∙ ∙ = 0,853 ∙ 1,89 ∙ 109,51 0 ∙ 1 0 = 17653,26 −

Rezistența hidraulică pe fiecare tronson:

- regim turbulent:

= 0,3164, = 0,316445312,25, = 0,021

= 0,3164

, = 0,316437746,792

, = 0,022

= 0,3164, = 0,316429180,65, = 0,024

= 0,3164, = 0,316417653,26, = 0,027

Pierderea de sarcină pe fiecare tronson:

ℎ = ∙ ∙ 8 ∙ ∙ ∙ = 16476,83

ℎ = ∙ ∙ 8 ∙ ∙ ∙ = 38032,22

ℎ = ∙ ∙ 8 ∙ ∙ ∙ = 70439,74

ℎ = ∙ ∙ 8 ∙ ∙ ∙ = 125436,92






58

Pierderea totală de sarcină:

ℎ = ∑ ℎ = 16476.83 + 38032.22 + 70439.74 + 125436.92 = 250385.71

Lungimea de congelare

= = 8366.14+18433.16+31295.165+49537.30 = 107631.765

Numărul stațiilor de încălzire:

î = = 60100107631,765 = 0,55

Variația temperaturii de-a lungul conductei dintre depozitul central și rafinărie

0

10

20

30

40

50

60

70

0 50000 100000 150000


Lungimea segmentului de conducta, x






60

Căldura se transmite de la ţiţei la peretele conductei prin convecţie, iar de la pereteleconductei în solul din jurul acesteia prin conducţie. Deoarece volumul solului din jurul

conductei, implicat în procesul de transfer de căldură este mare, procesul de conducţie este

tratat în model ca un proces nestaţionar.

În această perioadă a procesului de pompare ţiţeiul cald începe să se deplaseze prin

conducta rece, îngropată în sol. Pe măsură ce ţiţeiul avansează în conductă cedează căldură

peretelui conductei şi mai departe solului în care este plasată conducta. Conform modelului

propus, prima tranşă de ţiţei pompată ce străbate conducta va întâlni pe toată perioadadeplasării conducta şi solul aflate la temperatura iniţială. Ţiţeiul care se deplasează pe

conductă va pierde o parte din căldură, fapt ce determină scăderea temperaturii acestuia.

Căldura pierdută de ţiţei va contribui în timp la creşterea temperaturii solului din jurul

conductei, determinând în partea a doua a procesului de pompare, creşterea uşoară a

temperaturii ţiţeiului din conductă.

În figurile 5.1 şi 5.2 este prezentată variaţia temperaturii în conductă la începutul

procesului de pompare. Datorită perioadei scurte scurse de la începutul procesului şi datorită

difuzibilităţii reduse a solului din jurul conductei, temperatura variază rapid, iar în faţa

ţiţeiului cald pompat temperatura este constantă, egală cu temperatura solului.

Fig. 5.1






62

Fig. 5.4

5.1. ANALIZA DINAMICII PROCESULUI DE TRANSPORT

În acest paragraf vom analiza modul cum evoluează, în timp, parametri legaţi de

deplasarea ţiţeiului prin conductă. Deoarece pasul de timp cu care a fost simulat procesul de

pompare este constant şi deoarece temperatura afectează proprietăţile termo-hidrodinamice

ale ţiţeiului, rezultă că deplasarea ţiţeiului prin conductă pentru intervale de timp egale va fi

neuniformă.

Fig. 5.5






64

Fig. 5.7

Fig. 5.8

Dinamica procesului de transport neizoterm se poate împărţi în două etape distincte,

prima începând o dată cu procesul de pompare şi durând până când ţiţeiul a ajuns la capătul de

livrare. Este o perioadă scurtă în care viteza de deplasare a ţiţeiului prin conductă scade,

distanţele parcurse de ţiţei în intervale de timp egale scad.






65

Etapa a doua începe din momentul când prima tranşă de ţiţei a ajuns la capătul de livrare

şi se termină o dată cu procesul de pompare. În această perioadă viteza ţiţeiului începe săcrească.

5.3. ANALIZA VARIAŢIEI PROPRIETĂŢILOR TERMODINAMICE ALE

ŢIŢEIULUI ÎN LUNGUL CONDUCTEI

Variaţia temperaturii ţiţeiului în cazul transportului neizoterm determină variaţia

proprietăţilor termodinamce ale ţiţeiului, respectiv densitate, căldură specifică, vâscozitate şi

conductivitate, iar acestea produc modificări ale dinamici curgerii şi a schimbului de căldură.

Transportul neizoterm al ţiţeiului este un fenomen complex a cărui modelare numerică

se poate realiza cu succes numai dacă modelul este capabil să reflecte variaţiile proprietăţilor

în timp şi spaţiu, în mod real.În figurile 5.9, 5.10, 5.11 şi 5.12 sunt prezentate variaţiile

densităţii şi vâscozităţii ţiţeiului în timp şi spaţiu.

În prima parte a procesului de pompare (figurile 5.9, 5.10 şi 5.11) ambele mărimi cresc

datorită scăderii temperaturii.

În partea a doua a procesului de pompare (figura 5.12) aceste mărimi încep să scadă

datorită creşterii regimului termic din conductă.

Putem concluziona că evoluţia favorabilă a acestor parametrii (scăderea vâscozităţii şi a

densităţii) se obţine pentru timpi mari de pompare.

Alţi parametrii termodinamicii importanţi ai ţiţeiului, care influenţează schimbul de

căldură sunt conductivitatea şi căldura specifică a ţiţeiului. Variaţiile acestor mărimi sunt prezentate în figurile 5.13, 5.14, 5.15 şi 5.16.






68

Fig. 5.13

Fig. 5.14






69

Fig. 5.15

Fig. 5.16

Din figurile de mai sus se observă că cele două mărimi au evoluţii contrare. Căldura

specifică a ţiţeiului scade pe măsură ce acesta străbate conducta, iar conductivitatea acestuia

creşte. Această evoluţie este valabilă pe prima perete a procesului de pompare pe care am

stabilit-o de la începutul procesului de pompare până când prima tranşă de ţiţei ajunge la

livrare. Sensul evoluţiei acestor două mărimi se inversează în partea a doua a procesului de

pompare.






70

5.5. ANALIZA PROCESULUI DE TRANSFER DE CĂLDURĂ

Transferul de căldură de la ţiţei la sol are câteva particularităţi. Căldura se transferă de

la ţiţei la peretele conductei printr-un proces de convecţie turbulent. De la peretele conductei

către solul din vecinătate căldura se transferă printr-un proces de difuzie nestaţionară descris

matematic de legea lui Fourier. Cantitatea de căldură transferată de la ţiţei către peretele ţevi

poate atinge valori ridicate datorită valorilor mari ale coeficientului de convecţie, dar căldura

ce poate fi preluată de solul din vecinătatea conductei este limitată de difuzibilitatea, în

general redusă, a solului. Astfel valoarea căldurii pierdute de ţiţei este determinată de

capacitatea solului de preluare a acesteia. O altă caracteristică importantă a procesului este

determinată de evoluţia câmpului de temperatură din jurul conductei, astfel pe măsura trecerii

timpului temperatura solului din jurul conductei creşte astfel că gradientul de temperatură la

peretele conductei scade, deci, în timp căldura preluată de sol, care este egală cu căldura

pierdută de ţiţei se va diminua.

În figurile 5.21 şi 5.22 este prezentată variaţia temperaturii solului în jurul conductei. La

coordonata 0.0 (cu roşu) este reprezentată temperatura peretelui exterior al conductei. Se

observă că datorită deplasării rapide a ţiţeiului în lungul conductei, în raport cu difuzia

căldurii prin solul înconjurător, temperatura solului din vecinătatea conductei se modifică

foarte puţin. Puterea termică pierdută pe tronsoanele conductei scade până la zero, moment în

care temperatura peretelui conductei devine egală cu temperatura solului. Acest punct

evoluează in timp deplasându-se spre capătul de livrare al conductei.

În figurile 5.23 şi 5.24 este prezentată evoluţia temperaturii solului din jurul conductei

pentru valori mari ale timpului de pompare. Se observă că a dispărut punctul în care pierderile

de căldură sunt nule, dar privind cu atenţie observăm o diminuare a valorii acestora începând

chiar cu valoarea din capătul din stânga. Acest lucru se datorează încălzirii solului din jurul

conductei scăderii valorii gradientului termic la peretele conductei.






71

Fig. 5.21

Fig. 5.22






72

Fig. 5.23

Fig. 5.24






73

Graficele de mai sus ne arată o altă caracteristică a fenomenelor termice din jurul

conductelor de transport ţiţei în regim neizoterm, îngropate şi anume nestaţionaritateafenomenului.

Acest lucru se datorează volumului mare de sol din jurul conductei, implicat în proces şi

a difuzibilităţii reduse a acestuia.

Se observă că şi la timpi mari de transport, figura 5.24 (24 zile), câmpul de temperatură

nu s-a stabilizat, deci pierderile de căldură sunt variabile funcţie de timpul de pompare.

Deoarece timpul în care se efectuează transportul neizoterm al ţiţeiului prin conducte

îngropate este mic în raport cu timpul de stabilizare al câmpului termic din jurul conducteifenomenul este nestaţionar deci metodele de proiectare trebuie să ţină seama de acest fapt.






74

CONCLUZII

Concluzia parţială pe care o putem trage analizând rezultatele de mai sus este că

procesul de transport în regim neizoterm a ţiţeiului prin conducte îngropate se desfăşoară în

perioada de început de pompare, în care prima tranşă de ţiţei cald străbate conducta, cu

pierderi mari de căldură, de sarcină hidraulică şi generare maximă de entropie. În continuare

procesul de transport prezintă o îmbunătăţire o dată cu trecerea timpului, căldura disipată

scade, pierderile de sarcină hidraulice scad şi generarea de entropie scade.

Proiectarea sistemului de transport şi de depozitare este un calcul complex care are

în vedere realizarea unei scheme tehnice de transport şi depozitare, astfel încat cheltuielele

efectuate pentru aceasta, sa fie cît mai reduse, dar cu un randament maxim.

Unii dintre parametrii care intervin în calcul depind de proprietatile fluidului

transportat, deci de respectivele proprietati (densitate, vâscozitate, ratia gaze-solutie,

presiune, temperatura e.t.c.) şi sunt valabili numai pentru fluidul transportat pentru care s-a

facut calculul.

Calculul variantelor de pompare a necesitat o atentie deosebita din partea proiectantului deoarece trebuie sa se ajunga la o varianta cat mai eficienta din punct de

vedere economic, cît şi din punct de vedere al timpului de pompare şi evacuare a produselor

petroliere.

Aceasta operatiune se face printr-un sistem de parcuri, conducte de legatura, depozit

şi în cele din urma, rafinarie, acest sistem putand fi adoptat la procesele automatizate,

uşurând în acest fel responsabilitatea personalului angajat.

Tinând cont de faptul ca transportul produselor petroliere prin conducte are costulcel mai redus, acesta are prioritate fata de alte metode de transport. Întretinerea sistemului

este uşoara, el necesita revizii tehnice periodice de cateva ori pe an de catre persoanele

autorizate.






75

BIBLIOGRAFIE

1. Dragotescu N. - Transportul pe conducte a ţiţeiului, gazelor şi produsului petrolier;

2. Ove Bratland - Pipe Flow 1;

3. Soare. Al., Strătulă C- Transportul şi depozitarea fluidelor –Vol. 1 şi 2, EdituraU.P.G., Ploieşti, 2002;

4. Soare, Al, Bratu, C., Rădulescu, R ., - Transportul și depozitarea hidrocarburilor, EdituraU.P.G. Ploiești, 2004;

5. Oroveanu T., Stan Al., Trifan C. : ”Colectarea, transportul şi depozitarea produselor petroliere şi gazului” , Editura E.T.P. Bucureşti 1985 ;

licenta transport

Documents