· 22· (b) ) 。
油 气 储 运 2005 年
4 、 综合分区 综合考虑油品的流态 、流型及原油比热容随温
度的变化 ,将站间摩阻计算分区 ,根据 T f lj 、Tlj 是否 存在以及所在区间 ,将站间摩阻的计算按 4 种情况 进行分区 (见图 4) 。
(4)
式中 c ———油品的比热容 ,J / (kg ·℃) ; c0 ———常数 ,J / ( kg ·℃) ; c1 ———常数 ,1/ ℃; A ———常数 ,取 4 186. 0 J / (kg ·℃) ; A1 ———常数 ,J / ( kg ·℃) ; n ———常数 ,1/ ℃; Tsl ———析蜡温度 , ℃; Tc max ———最大比热容温度 , ℃。
KπD ( T - T0 ) d l = - Qρ( T) c( T) d T (14)
式中 K ———总传热系数 ,W/ (m2 ·℃) ;
l ———管道长度 ,m 。
当 T ≥Tsl 时 (此段长为 L 1 ) ,将式 (1) 和式 (3) 代
入式 (14) 得 :
KπD ( T - T0 ) d l = - Q[ρ20 - ζ( T - 20) ]
G( T) = Qρ( T)
(5)
式中 G( T) ———原油质量流量 ,kg/ s ; Q ———原油体积流量 ,m3 / s 。
2 、 雷诺数 (1) 牛顿流体雷诺数
Re
=
4Q πDυ(
T)
(6)
式中 Re ———牛顿流体雷诺数 ; D ———管道内径 ,m 。
(2) 假塑性流体雷诺数
流体的特性 ;当油温降至 T F 后 ,含蜡原油出现粘度 反常 ,转变为非牛顿流体 。一般情况下非牛顿原油 在管输过程中以假塑性流体状态存在〔3〕,因此 ,牛顿 流体 T F ≤T ≤TR 区和非牛顿假塑性流体 T L ≤T < TF 区 。
3 、 按流态的转变分区 流体在管路中的流态按雷诺数来划分 ,当雷诺 数在 2 000 以内时 ,流态为层流 ,大于 2 000 为紊流 。 (1) 牛顿流体临界温度由式 (1) 、式 (2) 和式 (6) 计算得出 :
3 113001 ,辽宁省抚顺市望花区丹东路西段 1 号 ;电话 : (0413) 6860168 。
第 24 卷第 3 期 王 岳等 :热油管道站间摩阻的数值计算
· 12·
c = c + c1 T ( T ≥ Tsl )
(3)
c = A - A 1 e nT ( Tc max ≤ T ≤ Tsl )
西公式为 :
h = iL
=L4 f D
V2 2g
(24)
f
=
a
R
e
b m
(25)
式中 f ———范宁摩阻系数 。
在式 (25) 中 , a、b 为决定流变指数 n′的系数 ,在
n′变化时 , a、b 随 n′的变化并不大 。为简化计算可
认为 a 和 b 与 n′无关 ,视为定值〔4〕,即 a = 0. 079 1 , b
图 3 二分法计算临界温度程序框图
图 4 分区示意图
第 24 卷第 3 期 王 岳等 :热油管道站间摩阻的数值计算
· 32·
四 、热力计算
设管道中心埋深处的自然地温为 T0 ,出站油温
为 TR ,d l 微元段的油温为 T ,d l 微元热油管道的热
平衡关系式〔1〕为 :
管道的运行与管理提供了一定的理论依据 。
二 、基本计算
1 、 油品的物性参数
ρ( T) = ρ20 - ζ( T - 20)
(1)
ζ = 1. 825 - 0. 001 315 ρ20
式中 ρ20 ———20 ℃时油品的密度 ,kg/ m3 ;
ζ ———温度系数 ,kg / (m3 ·℃) ;
由式 (18) 通过试算法及数值积分方法 (变步长梯形
法) 求得〔6 。 ,7〕
五 、加热站间摩阻损失的计算
1 、 摩阻特性
埋地热油管道的水力计算是以热力计算为基础
的 ,由于油品物性参数随油温变化 ,故其水力坡降也
是不断变化的 。因此 ,微元管段 d l 的摩阻为 :
d h = i ( T) dl
(19)
式中 h ———管路的沿程摩阻损失 ,m ;
i ( T) ———单位长度的摩阻损失 (即摩阻特性) ,
m/ m 。
(1) 牛顿流体层流摩阻特性
i ( T)
=
128 υ( πρ( T)
T) Q gD 4
(20)
式中 g ———重力加速度 ,kg ·m/ s2 。
(2) 牛顿流体紊流摩阻特性
定义有效管流剪切率〔3〕为 :
γm
=
π 4
8V D
(9)
假塑性流体雷诺数为〔4〕:
Re m
=
V Dρ( T) γ K n′- 1
fm
(10)
V
=
4Q πD2
(11)
式中 V ———流体平均流速 ,m/ s 。
三 、区间的划分
1 、 按比热容的变化分区 根据含蜡原油比热容随温度的变化趋势 (见图
n′ 3 n′+ 1 4 n′
n′
(22)
对幂律流体近似得〔3〕:
3 n′+ 1 4 n′
n′
=
π n′- 1 4
因此 ,式 (22) 可改写为 :
i ( T)
=
16 π ·Dρ(
T)
eg
γ B T (α+βt) m
(23)
(4) 假塑性流体紊流摩阻特性
在紊流状态下 ,非牛顿假塑性流体的计算方法
是给出范宁摩阻系数 ,再按达西公式计算摩阻 。达
摘 要 通过分析有流型流态改变时热输原油管道的热力特性和流动特性 ,将各加热站间的 管路划分区间 ,对各个区间分别采用了不同的摩阻特性公式 ,应用数值积分方法进行站间摩阻损失 计算 ,并且采用二分法来确定流态转变的临界温度 ,编制了计算程序 ,进行了实例计算 。
主题词 热油管道 摩阻 数值方法 计算
fm
=0
(13)
由式 (1) 、式 (7) 、式 (8) 及式 (11) 可知 , f 2 ( T) 是
关于 T 的超 越方 程 , 其求根 域为 [ TL , T F ] , 若 式
(13) 有根 ,其值 Tf lj 为假塑性流体从紊流向层流过
渡时的临界温度 。
对于式 (12) 和式 (13) 统称为 f m ( T) ,其求解域 统称为[ T2 , T1 ] 。大量数值计算结果表明 , f m ( T) 在求解域内是连续函数 ,因此出现两种情形 (见图 2 ) ,当 f m ( T1 ) ·f m ( T2 ) < 0 时 ,方程有解 ,说明在求 解域内有流态转变 , (见图 2 ( a) ) ; 当 f m ( T1 ) ·f m ( T2 ) ≥0 时 ,说明在求解域内无流态转变 , (见图 2
一 、前 言
一般热油管道摩阻计算大多采用平均温度法 , 该方法虽然简单 ,但要求保证流态为紊流 ,计算值偏 高 ;文献[ 1 ]应用理论计算法中粘温关系式导出的公 式计算 ,需查幂积分函数表 ,计算复杂 ,不能实现计 算机运算 ;文献[ 2 ]使用不等温的管截面流速分布导 出了摩阻计算公式 ,提高了计算精度 ,但没有考虑流 型和流态的转变 。对于大直径热油管道 ,站间情况 通常为从加热站出口处的牛顿紊流2非牛顿紊流2非 牛顿层流 ;对于高粘油品 ,则为牛顿紊流2牛顿层流2 非牛顿层流 。为此 ,考虑油品物性参数随温度的变 化以及流态和流型的转变 ,采用数值方法对加热站 间管路的摩阻损失计算划分区间计算 ,为含蜡热油
· 02 · 油 气 储 运
2005 年 Biblioteka 设计计算热油管道站间摩阻的数值计算
王 岳 3 付 永 杰
(辽宁石油化工大学机械工程分院)
(CP
王雪梅
E 抚顺分公司)
王 岳 付永杰等 :热油管道站间摩阻的数值计算 ,油气储运 ,2005 ,24 (3) 20～24 。
×( c0 + c1 T) d T
(15)
积分得 :
∫ L1 = -
Tsl TR
Q [ρ20
- ζ( T - 20) ] ( c0 KπD ( T - T0 )
+ c1 T) d T
(16)
当 T ≤Tsl 时 (此段长为 L 2 ) ,将式 (1) 和式 (4) 代
入式 (14) 得 :
KπD ( T - T0 ) dl = - Q[ρ20 - ζ( T - 20) ]
T ———油温 , ℃。
υ( T) υ e = 3 - u( T- T 3 )
(2)
式中 υ ———温度为 T 时的油品运动粘度 ,m2 / s ;
υ3 ———参考温度为 T 3 参考温度时的油品运
动粘度 ,m2 / s ;
u ———粘温指数 ,不随温度而变 。
四 、应用效果
结合靖西管道实际生产工况 ,编制了《2003 年 冬季高峰生产运行高度方案》,使靖西管道在 2003 年冬季生产中有了参照依据 ,对可能出现的异常生 产工况提出了对应措施 ,为 2003 年冬季生产做到超 前调度 、工艺经济优化运行奠定了理论基础靖西管 道工艺优化运行后 ,2003 年冬季生产各压气站运行 累计减少 2 184 h ,节约燃耗 122 ×104 m3 ,同时还节 约了压缩机对油 、电的消耗 。实际生产运行表明 ,截 止到 12 月底压缩机累计少开机 388 h ,节约能耗达
1) ,可以将图 1 中的曲线分为三个区 ,通常含蜡原油 管道在 Tc max 以上运行〔5〕,因此加热站间原油管道的
轴向温降需分二区间进行计算 。即 Tsl ≤T ≤TR 区 和 T L ≤T < Tsl 区 。