CC BY
192
УДК 532.542
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ПУТЕВОЙ ДЕСТРУКЦИИ ПРОТИВОТУРБУЛЕНТНОЙ ПРИСАДКИ НА ЕЕ ГИДРАВЛИЧЕСКУЮ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
A.М. НЕЧВАЛЬ, к.т.н., доцент кафедры транспорта и хранения нефти и газа
B.И. МУРАТОВА, к.т.н., преподаватель кафедры транспорта и хранения нефти и газа ФГБОУ ВО Уфимский государственный нефтяной технический университет (Россия, 450062, Республика Башкортостан, г. Уфа, ул. Космонавтов, д. 1). E-mail: a_nechval@mail.ru ЧЭНЬ ЯН, аспирант
Юго-Западный нефтяной университет (Китай, 610500, Чэнду, пр. Шинду, д. 8) E-mail: doctorchenyang@qq.com
Существенное улучшение показателей работы нефте- и нефтепродуктопроводов может быть достигнуто вводом в поток малых добавок полимерных агентов снижения гидравлического сопротивления - противотурбулентных присадок (ПТП). На основании результатов опытно-промышленных испытаний предложен метод определения средней гидравлической эффективности присадки с учетом изменения ее концентрации по длине участка трубопровода вследствие процессов растворения и путевой деструкции (разрушения) активного полимера. Метод также позволяет прогнозировать необходимое количество вводимой присадки при заданном значении ее эффективности для обеспечения требуемой производительности трубопровода.
Ключевые слова: перекачка нефтепродуктов, гидравлическое сопротивление, противотурбулентная присадка, гидравлическая эффективность, деструкция полимера.
Перекачка маловязких нефтей и нефтепродуктов по трубопроводам в большинстве случаев происходит при турбулентном режиме течения. Турбулентность потока вызывает рост гидравлического сопротивления, и как следствие приводит к снижению пропускной способности трубопроводов и росту энергозатрат. В значительной мере гашение турбулентности достигается посредством ввода в поток малых добавок высокомолекулярных полимеров - противотурбулентных присадок. Ориентируясь в направлении потока, молекулярные полимерные цепочки препятствуют развитию поперечных турбулентных пульсаций. Однако эффект снижения гидравлического сопротивления (гидравлическая эффективность) может быть ниже ожидаемого значения по причине деструкции (разрушения) молекул полимера.
В процессе деструкции происходит разрыв химических связей в макромолекулах полимера, уменьшается их молекулярная масса и степень полимеризации, что является причиной изменения физико-химических свойств. В зависимости от места разрыва химических связей различают деструкцию в основной цепи молекулы полимера либо в ее боковых ответвлениях. Деструкция в основной цепи может протекать как по закону равновероятного разрыва химической связи в любом месте макромолекулы, так и путем деполимеризации (отщепление мономерных звеньев с концов полимерной цепи) [1]. Различают несколько видов деструкции полимеров: механическая, термическая, фотохимическая, термоокислительная и др.
Термическая, фотохимическая и термоокислительная деструкции противотурбулентных присадок обычно вызваны нарушениями условий их хранения или подготовки к инжекции в поток транспортируемой жидкости. В условиях перекачки наиболее характерен процесс механической деструкции.
Механическая деструкция наиболее заметно проявляется при скачкообразных возмущениях потока: прохождении полимера через насосы НПС, дроссельные заслонки, местные сопротивления и т. п.
Деструкция противотурбулентной присадки в процессе транспортировки по трубопроводу происходит вследствие продолжительного пребывания молекул полимера в турбулентном сдвиговом поле, то есть в результате длительного воздействия на них турбулентных вихрей, возникающих на внутренней поверхности трубы [2].
На основании множества опытно-промышленных испытаний ряда противотурбулентных присадок [2-5] выявлена общая закономерность. В начальном участке трубопровода (обычно 5-10 км за местом впрыска ПТП) происходил постепенный рост гидравлической эффективности. Это обусловлено постепенным растворением (активацией) присадки в турбулентном потоке. Далее эффективность присадки достигала некоторого максимального значения, которое даже превышало среднее значение эффективности ПТП на рассматриваемом линейном участке. В дальнейшем эффективность ее действия монотонно снижалась, что объясняется процессом путевой механической деструкции активной полимерной составляющей присадки по длине трубопровода (рис. 1).
Авторами [2-5] показано, что величина участка активации присадки зависит от скорости течения жидкости, времени растворения присадки в потоке, а также физико-химических свойств самой присадки и растворителя. Процесс растворения некоторых присадок на практике может достигать нескольких часов, что следует учитывать при выборе типа присадки для использования на коротких трубопроводах.
На трубопроводах умеренной длины интенсивность деструкции присадки незначительна, однако заметное ее
Рис. 1. Изменение гидравлической эффективности по длине нефтепровода при перекачке нефти с ПТП на стационарном режиме: 1 - зона активации (растворения) ПТП; 2 - зона деструкции ПТП
ее а
30 25 20 15 10
га о. а
0
Л"
1
0 10 20 30 40 50 60 70
Расстояние х, км
проявление происходит на более протяженных участках. Кроме того, снижающими эффективность факторами являются местные сопротивления: повороты, разветвления, изменения проходного сечения и т. п. Наличие перевальных точек по трассе и участков безнапорного течения с незаполненным сечением также приводит к повышенной турбулизации потока, что, в свою очередь, является причиной интенсификации деструкционных процессов.
Попытки дать количественную оценку интенсивности процесса деструкции противотурбулентных присадок были предприняты различными исследователями. Авторами работы [6] предложено уравнение
СМ = А (О )М ■ иР, сН v ;
(1)
где М - молярная масса полимера; I - время; и* - динамическая скорость.
Значения показателей Г и Р, а также функция А(С) рассчитывались на основании лабораторных экспериментов для конкретных пар полимер-растворитель.
В работе [7] изменение гидравлической эффективности противотурбулентной присадки во времени представлено эмпирическим уравнением
йН (I ) = Шо ■ , (2)
где йй(1) - гидравлическая эффективность раствора ПТП, подвергнутого деструкции за время I; йН0 - гидравлическая эффективность свежеприготовленного раствора; а - эмпирический коэффициент, зависящий от свойств пары полимер-растворитель, а также гидродинамических условий испытания образцов.
Подобный подход определения изменения концентрации активной составляющей ПТП вследствие деструкции изложен в работе [8]. Авторами предлагается эмпирическая формула вида
6Х =0о ■е
(3)
где 0х - соответственно концентрация активной составляющей присадки. подвергнутой деструкции на расстоянии х, от начала трубопровода; 0о - то же для свежего раствора;
Ь - эмпирический коэффициент, зависящий от свойств пары полимер-растворитель и гидродинамических условий перекачки с расходом О; х0 - протяженность начального участка активации присадки.
В работе [3] предложена феноменологическая теория, основанная на кинетическом уравнении процесса разрушения присадки. Авторы статьи рассматривают механизм подпитки пристенной области, в которой происходит интенсивная деструкция полимера, раствором активированного полимера из ядра потока. После завершения заполнения жидкостью с присадкой всего участка трубопровода (то есть при установившемся режиме перекачки) изменение концентрации активной составляющей присадки сводится к обыкновенному дифференциальному уравнению вида
се __4 Ф(и, с,у, е)
Сх С и
(4)
90 100 110 120 130
где ф(и, С, у, 0) - функция интенсивности деструкции присадки от скорости потока и, диаметра трубопровода С, кинематической вязкости у и ее концентрации 0.
Уравнение (4)справедливо в той области трубопровода, где выполняется условие 0 < 0 < 0о и с достаточной точностью может быть приведено к виду
е(х )
й1-т
е0_
е0-т - 4 (1-т)р-Гт при 0 < х < б ■ , ч 0 ^^ '' б) 4 (1-т)р
при х > б ■
й1-т е0
(5)
4 (1-т)р
где т и р - эмпирические коэффициенты, определяющие интенсивность и условия процесса деструкции присадки.
Следует отметить, что предлагаемые уравнения (1-5) не дают рекомендаций к определению начального участка растворения ПТП, тем самым вводя дополнительную погрешность вычисления.
Как правило, гидравлическую эффективность противо-турбулентных присадок определяют на основании фактических данных, полученных в ходе опытно-промышленных испытаний (ОПИ). В этом случае промышленный эксперимент проводится на линейном участке трубопровода между соседними НПС (например, НПС-2 - НПС-3) с инжекцией ПТП на выходе НПС-2 и регистрацией давления в начале и конце линейного участка (рис. 2).
Измерение давления жидкости в начальном и конечном сечениях линейного участка трубопровода позволяет вычислить только осредненную гидравлическую эффективность присадки. Необходимость учета деструкции про-тивотурбулентной присадки возникает в случае изменения условий перекачки. Например, при отключении одной из НПС протяженность участка воздействия ПТП может практически удвоиться, что, в свою очередь, приведет к более длительному пребыванию инжектируемой присадки
I
Рис. 2. Расчетная схема линейных участков трубопровода: Д - датчики измерения давления; В - точки ввода ПТП
НПС-1
НПС-2
НПС-3
Д2-2^Ч Д3-1
НПС-4
Д
2
5
В
1_
|Рис. 3. Расчетная схема размещения датчиков измерения давления по трассе участка ОПИ
В U_ z, \ Z2 2 Ь /у f"\J Z3 'Z' VI Д Д s >4 N>v Z6 VJ \ Z7=Z„|
ll, ( l2 > li I l' , . l5 , ■ I' . ( l7 (
в трубопроводе. В этом случае пренебрежение процессом путевой деструкции ПТП приведет к существенному искажению ожидаемой гидравлической эффективности. С другой стороны, для расчета прогнозируемой концентрации присадки, необходимой для ввода на других участках трубопровода (с отличающимися геометрическими характеристиками), также следует корректировать данные ОПИ с учетом деструкции полимера.
С целью изучения характера изменения эффективности противотурбулентной просадки были использованы данные опытно-промышленные испытания ПТП M-FLOWTREAT на участке нефтепродуктопровода длиной Ц = 130 км при перекачке дизельного топлива марки ДЛ-62-40 (см. рис. 3). Расчетные значения эквивалентного внутреннего диаметра и относительной шероховатости трубы соответственно составляли: б = 512,7 мм; в = 8,92-10-5. Изменение давления по длине участка трубопровода производилось датчиками давления, совмещенными с линейными задвижками (рис. 3). Высотные отметки НПС и датчиков давления и расстояния между датчиками приведены в табл. 1.
Длительность опытно-промышленной перекачки составила 84 часа на стационарном режиме со средним расходом О = 1232 м3/ч. Эксперимент проводился при трех средних значениях концентрации вводимой присадки в дизельном топливе: 901 = 5,82 ррт; 0О2 = 10,95 ррт и 9Ш = 15,96 ррт. При условии полного заполнения экспериментального участка нефтепродуктом с присадкой продолжительность перекачки составляла не менее 6 ч. Распределение напоров относительно начальной точки трассы линейного участка трубопровода при стационарных режимах перекачки дизельного топлива с противотурбулентной присадкой M-FLOWTREAT показано на рис. 4.
Таблица 1
Высотные отметки датчиков давления и расстояния между ними
I
Рис. 4. Изменение напора по длине участка МНПП при
различных значениях концентрации ПТП и Q = idem
0 ppm 5,82 ppm
10.95 ppm
15.96 ppm
10 20 30 40 50 60 70
Расстояние, км
Гидравлическая эффективность ПТП (снижение гидравлического сопротивления) в общем случае рассчитывается по формуле
dr (е) =
APe- Qo ^ APq • Qe2
• 100%,
(6)
где APe, AP0 - соответственно потери давления на рассматриваемом участке трубопровода при течении жидкости с ПТП и без нее; Qe, Q0 - расход жидкости с ПТП и без нее.
Как видно из рис. 4, при стационарном режиме перекачки дизельного топлива с противотурбулентной присадкой ожидаемой линейности гидравлических уклонов не наблюдается. Это можно объяснить неравномерностью эффективности ПТП на различных участках трубопровода между НПС-А и НПС-В, вызванной процессом начальной активации ПТП и ее путевой деструкцией. Тогда с учетом равенства расхода Qe = Q0 = idem, а также с учетом изменения DR по длине трубопровода выражение (6) можно записать в виде
DR (е,/ ) =
1-
М '(0)
л
• 100%,
(7)
где i
(е/) '(0)
■ соответственно гидравлический уклон на /-м
сегменте трубопровода (между Д^ и Д-) при течении жидкости с ПТП и без нее.
Расчет гидравлической эффективности ПТП с учетом ее деструкции по длине трубопровода выполнялся в следующем порядке.
Гидравлический уклон, соответствующий перекачке чистого нефтепродукта без противотурбулентной присадки:
Датчик давления
Наименование Д0 (НПС-А) Д1 Д2 Д3 Д4 Д5 Д6 (НПС-В)
Расстояние от узла ввода ПТП, км 0 10 28 30 60 80 130
Длина участка ^ км 0 10 18 2 30 20 50
Высотная отметка, Zj, м 48,5 45,4 33,9 35,0 93,2 65,6 47,2
Разность высотных отметок Дzj, м 0 -3,1 -11,5 1,1 58,2 -27,6 -18,4
' -1 (PozPl + z - z 'q - LI р g +Zl Zq
(8)
где Р0, Рп - соответственно давления в начальной и конечной точке рассматриваемого линейного участка трубопровода длиной Ц; г0, гп - высотные отметки начальной и конечной точек трубопровода.
Для заданной концентрации ПТП 00 при стационарном режиме перекачки рассчитывались средние за время I = 6 ч. показания давлений, зарегистрированные датчиками Дс - Дп.
Напор в точке подключения /-го датчика давления, приведенный к напору в начальной точке трубопровода (Д0), рассчитывался по формуле
ПРОЕКТИРОВАНИЕ, СООРУЖЕНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ ГАЗОНЕФТЕПРОВОДОВ И ГАЗОНЕФТЕХРАНИЛИЩ Таблица 2
Значения гидравлических уклонов ¡(0 ) при перекачке дизельного топлива с противотурбулентной присадкой по сегментам трубопровода
Концентрация ПТП 00, ppm Номер сегмента
j=1 j=2 j=3 ¡=4 ¡=5 ¡=6
0 0,00424 0,00424 0,00424 0,00424 0,00424 0,00424
5,82 0,00330 0,00303 0,00303 0,00316 0,00317 0,00327
10,95 0,00279 0,00227 0,00220 0,00236 0,00237 0,00243
15,96 0,00246 0,00188 0,00192 0,00196 0,00197 0,00201
Таблица 3
Значения гидравлической эффективности DR(0, X), %, при перекачке дизельного топлива с противотурбулентной присадкой в точках регистрации давления (по результатам ОПИ)
Номер датчика
Концентрация ПТП 0О, ррт ¡=0 (х=0) ¡=1 (х=10 км) ¡=2 (х=28 км) ¡=3 (х=30 км) ¡=4 (х=60 км) ¡=5 (х=80 км) ¡=6 (х=130 км)
5,82 0 22,08 28,30 28,31 25,44 25,19 22,63
10,95 0 34,55 46,28 47,19 44,19 44,00 42,50
15,96 0 41,47 55,75 55,02 53,72 53,30 52,45
Н
1
р д
■г _ г0
(9)
где Р. г.- среднее за время I давление в точке подключения 1-го датчика давления и ее высотная отметка.
Гидравлический уклон при перекачке дизельного топлива с присадкой определялся по показаниям соседних датчиков по формуле
'(0.1)
Н1_1 _ Н
1
(10)
где 1, - расстояние между 1-1 и ,-м датчиками давления.
Далее по формуле (7) рассчитывалась гидравлическая эффективность на 1-м сегменте трубопровода.
Результаты расчета гидравлических уклонов /(01) и соответствующих им значений гидравлической эффективности йЯ(0. 1) приведены в табл. 2 и 3 и представлены графически на рис. 5.
I
Рис. 5. Изменение гидравлической эффективности ПТП М-ЕШШЯЕАТ по длине участка трубопровода (по данным ОПИ)
0 50000
-ОК(5,82;Х)
♦ ОК(5,82)ОПИ
100000
250000
3000С
150000 200000
х=х/а
0К(10,95;Х) -ОЩ15,96;Х)
ОК(Ю,95)ОПИ ▲ ОЩ15,96)ОПИ
Обработка данных опытно-промышленных испытаний и анализ полученных результатов позволяют установить следующее. На начальном от точки ввода присадки участке трубопровода наблюдался интенсивный рост величины йЯ(0. X) до некоторого максимального значения. что соответствует процессу растворения (активации) присадки в потоке нефтепродукта. На оставшемся участке трубопровода происходит монотонное снижение йЯ. связанное с явлением путевой деструкции присадки. Кроме того. из графического построения (см. рис. 5) следует. что при уменьшении концентрации вводимой присадки 0О интенсивность снижения величины йЯ возрастает. что согласуется с результатами работы [3].
Полагая. что на начальном участке гидравлическая эффективность присадки линейно возрастает и далее убывает по закону. близкому к экспоненциальному. можно записать:
йЯ(0о.X)_ Л-Х при X < Ха йЯ (0О. X)_ С-е-вХ
при Xa < X < .
(11) (12)
где X = х/б - относительное удаление от точки ввода присадки; Xa - относительная длина участка полного растворения (активации) ПТП; = Ш - относительная длина трубопровода; А,В,С - коэффициенты. зависящие от вводимой концентрации ПТП и условий проведения ОПИ (режима перекачки. свойств растворителя и присадки. температуры и т. п.).
Обработка данных ОПИ позволила получить следующие значения:
А _ 4.248 ■ 10_4 ■ 0О.587; В _ 1.248 ■ 10_5 ■0_1364;
С _-
0О
а+а2 ■ео
(13)
(14)
(15)
0
Таблица 4
Сравнение данных ОПИ с расчетными значениями DR(Q,X)
Концентрация ПТП e0, ppm Расстояние x, км X=x/d DR(e0, X), ppm данные ОПИ расчет S, %
5,82 10 19504,6 22,08 23,29 -5,49
28 54612,8 28,30 28,61 -1,08
30 58513,8 28,31 28,48 -0,59
60 117027,5 25,44 26,66 -4,79
80 156036,7 25,19 25,51 -1,27
130 253559,6 22,63 22,85 -0,97
10,95 10 19504,6 34,55 33,74 2,33
28 54612,8 46,28 45,04 2,67
30 58513,8 47,19 44,96 4,72
60 117027,5 44,19 43,72 1,05
80 156036,7 44,00 42,92 2,46
130 253559,6 42,50 40,97 3,60
15,96 10 19504,6 41,47 42,09 -1,49
28 54612,8 55,75 55,85 -0,17
30 58513,8 55,02 55,79 -1,39
60 117027,5 53,72 54,87 -2,13
80 156036,7 53,30 54,26 -1,80
130 253559,6 52,45 52,77 -0,61
где 0О - начальная концентрация присадки в точке ввода при условии ее полного растворения; а1. а2 - коэффициенты асимптоты Вирка; а1 = 0.1396; а2 = 8.88-10-3.
Таким образом. коэффициенты А и В характеризуют крутизну изменения гидравлической эффективности ПТП по длине трубопровода. а коэффициент С соответствует значению гидравлической эффективности присадки с начальной концентрацией 0О при условии её полного растворения. то есть С = йЯ(0О.О).
Длина участка полного растворения ПТП Ха определяется в результате решения трансцендентного уравнения
Д-X* = C-e
-B-X„
(16)
Концентрация ПТП в потоке нефтепродукта на расстоя нии X от места ее ввода может быть найдена из выраже ния (15)
а1 ■ йЯ (0О. X)
e(x ) =
1-a2-DR (e0, X )
(17)
Д = '
ISÏ
n -1
где 5 - относительная погрешность вычисления DR(0О.X). %; п - число опытов.
Величина среднего квадратического отклонения выборки. рассчитанное по формуле (18) при п = 18. составит
Д, ^ = 2,.,
что говорит об адекватности расчетной модели и обеспечении точности, достаточной для практических расчетов.
С учетом (11), (12) и (17) вычисляется эффективная сред-неинтегральная концентрация противотурбулентной присадки на участке L0:
e
ср
Т-(J + J ),
L
(19)
где ^ и ^ - интегральные суммы концентрации ПТП соответственно на участке растворения и деструкции присадки. определяемые по формулам:
J1 =Î
a1 - Д-X 1-a2-Д-X
-dX = -А-
X a +-
1
a, - Д
In (1-a2 Д-Х )
Lo a.C.e-BX
j2= j Z1 Ce -BX •dx
x 1 — a2 - с - e
Сопоставление результатов расчета по формулам (11) и (12) гидравлической эффективности ПТП M-FLOWTREAT с экспериментальными значениями DR(0О.X) приведено в табл. 4 и на рис. 5.
Среднее квадратическое отклонение А расчетных и опытных значений гидравлической эффективности ПТП M-FLOWTREAT определяется по формуле
a2-B
--In
a2-C-e~BLo -1
; (20)
(21)
a2 -C-e
BXa
1
При заданном значении концентрации вводимой присадки 0О аналогично рассчитывается и ее средняя интегральная эффективность
^а ¿0
DR^ =—-
ср Lo
j Д-XdX + j C-e~BXdX
(18)
L
Д-Xa + C-(BXa -e-B4
2 B V /
(22)
Таким образом. при равенстве расходов и диаметров линейных участков трубопровода предлагаемые расчетные зависимости позволяют определить прогнозируемую гидравлическую эффективность присадки с учетом ее
I
Рис. 6. Эпюры напоров стационарных режимов перекачки дизельного топлива: 1 - исходный стационарный режим; 2 - режим перекачки ДТ с ПТП МЛОШДЕАТ
600
500 -
400 -
§" 300 -к
200 100
0
КП
н
100 150
Расстояние, км
без ввода ПТП
1
=т
Н1 ■
К1
-Д*
1 V Р-9 (4,74 - 0,33)-10 830 - 9,81
1
110-103
-6
-3
'0 = —•
с ПТП
1 I Рн1 -
К2
Р-9
Д =
(4,74 - 0,33)10-
830-9,81
0
: 4,62-10
J_
230-103 = 2,35 -10-3.
2. Необходимая гидравлическая эффективность ПТП при условии сохранения производительности трубопровода и
равенстве начального и конечного давлений составляет
ОПт =1 1-I-100% =
1-
2,35-10 4,62-10-
-3 ^
100% = 49,08%.
3. В первом приближении по формуле (17) при X = 0 и ОПт = 49,08% находим начальную концентрацию вводимой присадки
0,1396-49,08
е(1) а1 -ОПт = е0 =
■ = 12,15ррт.
растворения и деструкции на участках трубопровода произвольной протяженности.
Пример. По горизонтальному нефтепродуктопроводу (Ц = 230 км; б = 0,514 м; ^ = 0), оборудованному двумя НПС, перекачивается дизельное топливо (V = 4-10-6 м2/с; Р = 830 кг/м3) с расходом О =1230 м3/ч. Требуется определить необходимую концентрацию ПТП M-FLOWTREAT е0 для обеспечения заданной производительности трубопровода в случае отключения НПС-2 при сохранении располагаемого ресурса давления. Расчетная схема нефтепродуктопровода с указанием эпюр напора на стационарных режимах перекачки и рабочих давлений НПС показана на рис. 6.
1. Определяем значения гидравлических уклонов при стационарных режимах перекачки с расходом О =1230 м3/ч:
1-в2-ОПт 1-8,88-10 -49,08
Такое количество ПТП потребовалось бы для обеспечения заданной производительности О0, если пренебречь процессами активации и деструкции присадки.
4. По формулам (13-16) рассчитываем значения коэффициентов А, В, С и относительную длину участка активации Ха, значения которых составят: А = 1,995-10-3; В = 3,422-10-7; С = 52,98; Ха = 26312.
В первом приближении по формуле (22) при Ц0 = Ц/б= 447470 определяем среднеинтегральную эффективность
ПТП: ОПср = 47,56%. ср
Так как ОПср < ОПт, то следует увеличить значение начальной концентрации ПТП и повторить расчет до обеспечения заданной точности ст, то есть ОПср - ОПт < ст. При выполнении указанного условия окончательно получим: А = 2,055-10-3; В = 3,196-10-7; С = 54,38; Ха = 26245.
5. По формуле (17) рассчитываем требуемое значение концентрации вводимой ПТП:
е0
а1 -С
1
-а2 -С
0,1396-54,38 1-8,88-10-3 - 54,38
■ = 14,69 ррт.
Как следует из проведенных вычислений, относительное превышение требуемой концентрации вводимой присадки е0 = 14,69 ррт над 12,15 ррт составит
де = 11
12,15 "14,69
-100 = 17,3%.
ВЫВОДЫ
Предлагаемый метод расчета с достаточной для практического использования точностью позволяет:
- прогнозировать гидравлическую эффективность про-тивотурбулентной присадки с учетом ее растворения и деструкции;
- определять длину участка полного растворения ПТП;
- вычислять начальную концентрацию вводимой присадки для обеспечения заданной гидравлической эффективности.
0,33 МПа
200 230
0
50
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Казале А. Реакции полимеров под действием напряжений / А. Казале, Р.С. Портер: Пер. с англ. Л.: Химия, 1983.- 440 с.
2. Белоусов Ю.П. Противотурбулентные присадки для углеводородных жидкостей / Ю.П. Белоусов. -Новосибирск: Наука, 1986. 145 с.
3. Лисин Ю.В. Химические реагенты в трубопроводном транспорте нефти и нефтепродуктов / Ю.В. Лисин, Б.Н. Мастобаев, А.М. Шаммазов, Э.М. Мовсум-заде. СПб.: Недра, 2012. 360 с.
4. Лурье М.В., Арбузов Н.С., Оксенгендлер С.М. Расчет параметров перекачки жидкостей с противотурбу-лентными присадками // Наука и технологии трубопроводного транспорта нефти и нефтепродуктов. 2012. № 2. С. 56-60.
5. Валиев М. И., Хасбиуллин И. И., Казаков В. В. Особенности применения противотурбулентных присадок на основе полиальфаолефинов при различной температуре нефти // Наука и технологии трубопроводного транспорта нефти и нефтепродуктов. 2016. № 5. С. 32-37.
6. Васецкая Н.Г. Механическая деструкция полимерных молекул в турбулентном потоке / Н.Г. Васецкая, В.А. Иоселевич, В.Н. Пилипенко // Некоторые вопросы механики сплошной среды. М.: 1978. С.55-69
7. Hunston D.L., Zakin Z. Effect of flow assisted degradation on drag reduction phenomenon // Amer. Chem. Soc. Polym. Prepr. 1978. V.19, № 1. P. 430-435.
8. Жолобов В. В., Варыбок Д. И., Морецкий В. Ю. К вопросу определения функциональной зависимости гидравлической эффективности противотурбулентных присадок от параметров транспортируемой среды // Наука и технологии трубопроводного транспорта нефти и нефтепродуктов. 2011. № 4. С. 52-57.
ESTIMATION OF INFLUENCE TRAFFIC DESTRUCTION POLYMERIC DRAG REDUCING ADDITIVES (DRA) ON ITS HYDRAULIC EFFICIENCY
NECHVAL A.M., Cand. Sci. (Tech.), Associate Prof. of Department of Transport and Storage of Oil and Gas
MURATOVA V.I., Cand. Sci. (Tech.), Lecturer of Department of Transport and Storage of Oil and Gas
Ufa State Petroleum Technological University (USPTU) (1, Kosmonavtov St., 450062, Ufa, Republic of Bashkortostan,
Russia) E-mail: a_nechval@mail.ru
CHEN YAN, Postgraduate Student
South-West Oil University (8, Xindu Ave., Chengdu, 610500, China) E-mail: doctorchenyang@qq.com ABSTRACT
A significant increase in operation parameters of oil and oil products pipelines might be obtained when adding low dosage of polymeric agents for decrease an hydraulic resistance - drag reducing additives (DRA). Based on pilot tests there was offered a calculation method of mean hydraulic efficiency of DRA with a glance to a change in concentration along the pipeline, which is caused by dissolution processes and traffic destruction of active polymers. The method allows predict the necessary amount of DRA for the required flow rate at assumed magnitude of DRA hydraulic efficiency.
Keywords: the transfer of petroleum products, hydraulic resistance, drag reducing additive, hydraulic efficiency, degradation of the polymer.
REFERENCES
1. Casale A., Porter R.S. Reakcii polimerov pod deystviem lapryazheiiy [Polymer stress reactions]. Leningrad, Khimiya, Publ., 1983. 440 p.
2. Belousov Y. P. Protivoturbuleitiyye prisadki dlya uglevodorodiykh zhidkoctey [Drag reducing additives for hydrocarbon liquids]. Novosibirsk, Nauka Publ., 1986.145 p.
3. Lisin Y.V., Mastobayev B.N., Shammazov A.M., Movsumzade E.M. Khimicheckiye reageity v truboprovodiom traisporte lefti i lefteproduktov [Chemical substances of oil and oil products pipeline transportation]. Saint Petersburg, Nedra Publ., 2012, 360 p.
4. Lurie, М. V., Arbuzov, N. S., Oksegendler, S. М., Analysis of Parameters of Fluid Pumping with Anti-Turbulent Additives. Nauka i tekhiologii truboprovodiogo traisporta leftiilefteproduktov, 2012, no. 2, pp. 56-60 (In Russian).
5. Valiyev M. I., Hasbiullin I. I., Kazakov V. V. Specifics of using drag reducing additives based on polyalphaolefins at various oil temperatures. Nauka i tekhiologii truboprovodiogo traisporta iefti i iefteproduktov, 2016, no. 5, pp 32-37 (In Russian).
6. Vasetskaya N.G., Ioselevitch V.A., Pilipenko V.N. Mekhaiicheskaya destruksiyapolimeriykh molekul vturbuleitiom potoke [Mechanical degradation of the polymer molecules in a turbulent flow]. Moscow, Moscow State University Publ., 1978. pp. 55-69.
7. Hunston D.L., Zakin Z. Effect of flow assisted degradation on drag reduction phenomenon . Amer. Chem. Soc. Polym. Prepr, 1978, vol.19, no 1, pp. 430-435.
8. Zholobov, V.V., Varybok, D.I., Moretsky, V.Y. On the issue of functional relation between anti-turbulent additive hydraulic efficiency and parameters of the transported medium. Nauka i tekhiologii truboprovodiogo traisporta iefti i iefteproduktov, 2011, no. 4, pp. 52-57 (In Russian).
