авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 11 |

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное агентство по образованию Государственное образовательное учреждение высшего профессионального ...»

-- [ Страница 2 ] --

Аналогичная процедура была проведена с расстояниями L1, L2, L3. Из результатов, приведенных в таблице, следует, что средние абсолютные ошибки в измерении расстояний составили L1 = 2,6 м, L2 = 6,9 м, L = 4,1 м, что позволило установить относительные погрешности измерения расстояния L = 1,96%, L = 1,77%, L = 0,5%. Среднее значение 1 2 погрешности составило L = 1,41%.

Выводы 1 Технология определения мест сужения сечения трубопровода описанным методом обладает высокой точностью, оно легко вписывается в исследуемые объекты.

2 Метод может быть распространен на трубопроводы другого исполнения и назначения.

3 Разработанные техника и технология определения мест сужения сечения трубопровода нашли широкое применение в ОАО «Татнефть».

Список литературы 1 Носов Ф.В., Сабирзянов М.Т., Кудрин С.В., Бородин Н.А. Система поиска мест сужения или полного перекрытия проходного сечения трубопроводов «Аномалия»// Тез. докл. Научн.- техн. конф.

Молодых работников «Татнефть» (г. Альметьевск, 2000 г.). Альметьевск: 2000. – С.5-9.

1. Сабирзянов Т.Г., Носов Ф.В, Сабирзянов М.Т., Кудрин С.В.

Разработка аппаратуры оперативного контроля пропускной способности трубопроводов // Диагностика оборудования и трубопроводов: науч. техн. сб. №5 (г. Москва, 2001 г.).- Москва:

2001. – С.87.

УДК 622.242:276.012. ПРИМЕНЕНИЕ ОТОБРАЖЕНИЙ ПУАНКАРЕ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОБЛАСТЕЙ РАБОТОСПОСОБНОСТИ НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ Надыршин Р.Ф., Галлямов И.И.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) Под кусочно-линейной динамической системой понимается система, поведение которой описывается на отдельных временных интервалах линейными дифференциальными уравнениями. Такие системы находят самое широкое применение. В работе [1] указывается, что большинство нелинейных систем может быть представлено кусочно-линейными системами.

При диагностировании таких технических систем необходимо задать в пространстве параметров области работоспособности. Указанная задача решается в два этапа:

1) моделирование динамических процессов и нахождение стационарных режимов работы;

2) задание условий работоспособности.

Поскольку решение рассматриваемой задачи связано с математическими трудностями, необходимо искать пути, позволяющие облегчить эту процедуру. Предположим, что исследуемый динамический объект кусочно-линеен и для него можно найти отображение Пуанкаре.

Предположение справедливо для исправного объекта. Отображение Пуанкаре можно построить, используя подход, развитый в работе [2].

Применение этого метода проиллюстрируем на примере насосного агрегата. В качестве базисных величин примем результаты измерения виброускорения на опорах насосного агрегата по описанной ранее методике [3,4]. Следовательно, для нормально работающего агрегата располагаем базой данных {aij }, где i = 1,2,..n - кодирует дату измерения, а j = 1,2,..m - номер опоры.

Под отображением Пуанкаре для данной системы будем понимать отображение начальных значений непрерывных переменных состояния через цикл. В качестве непрерывных переменных состояния механической {a }.

системы примем виброускорения Векторы начальных значений ij непрерывных переменных состояния в относительных единицах обозначим xi k, где k - номер дискретного состояния исследуемой системы.

Рассмотрим процессы, протекающие в динамической системе. Запишем систему дифференциальных уравнений:

xl = 0 cos(t ), F b k &&l + xi + (1) x & ml ml ml описывающих колебания в насосном агрегате. Решение системы дифференциальных уравнений известно [5-7], и по этой причине мы приведем основные результаты:

xl = al (t ) cos(t ) (2) (для установившейся работы системы).

Найдем длительность пребывания системы в состоянии, описываемом системой уравнений (1), определив его как T1. Для этого в выражении (2) положим t 0 = 0 ;

t1 = T1.

Для следующего состояния находим значение переменной xi положив t 2 = T2 T1, при этом предполагаем, что система перешла в другое состояние.

Очевидно, что далее система перейдет в следующее состояние, характеризуемое временем t3 = T3 (T2 + T1 ), для которого характерно резкое увеличение амплитудных значений виброускорений.

Найдем отображение начальных значений из состояния 0 в состояние 1. Для этого запишем в относительных единицах дифференциальное уравнение (1), описывающее колебания в состоянии 0 системы, тогда отображение начальных значений непрерывных переменных состояния из состояния 0 в состояние 1 будет иметь вид xi 1 = exp{A0 • t 0 }• xi 0, (3) где t 0 - время пребывания системы в состоянии 0.

Аналогично находится отображение начальных значений непрерывных переменных состояния из состояния системы 1 в состояние 2.

xi 2 = exp{A1 • (T2 T1 )}• xi 1. (4) Найдем композицию отображений (3), (4):

xi = N • xi 0 + B, (5) где N = D • exp{A1 • (T0 T0 )}exp{A0 • t 0 }.

Отображение (5) является частным отображением Пуанкаре начальных значений непрерывных переменных состояния при совершении последовательных переходов состояний 012.

Композиция отображений (5) кратности d имеет следующий вид:

x0 = N d x0 + (1 N ) 1 • (1 N d ) • B. (6) Режим работы системы характеризует неподвижная точка отображений Пуанкаре:

x0 = (1 N 2 d ) 1 • ( N d 1) 1 • (1 N ) 1 • (1 N d ) • B. (7) Из принципа работы насосного агрегата следует, что описанный процесс нарастания колебаний нарушается при увеличении времени пребывания системы в состоянии 0 до значения T0. Полагая в отображении Пуанкаре t 0 = T0, находим граничную неподвижную точку данного цикла. Найдем неподвижную точку отображения Пуанкаре для состояния 1.

xi 1 = E 0 • (1 + N d ) 1 • (1 N ) 1 • (1 N d ) • B, (8) где E 0 = exp{A0 • t 0 }.

Заметим, что матрица N является функцией параметров l и c :

N = N (l, c).

Следовательно, уравнение F • E 0 • (1 + N d ) 1 • (1 N ) 1 • (1 N d ) • B = 0, (9) где F = [0, l ], будет параметрическим уравнением, определяющим область существования заданного режима колебаний насосного агрегата:

F • E 0 • (1 + N (l, c) d ) 1 • (1 N (l, c)) 1 • (1 N (l, c) d ) • B = 0. (10) Полученное уравнение (10) позволяет без численного решения дифференциальных уравнений найти область работоспособности насосного агрегата. Метод применим к анализу областей работоспособности кусочно-линейных систем со стохастическим поведением.

Список литературы:

1 Белоусов Н.В., Самосейко В.Ф., Полуэктов А.Б. Применение отображений Пуанкаре для определения областей работоспособности кусочно-линейных динамических систем. // Методы и средства технической диагностики: Сб. матер. ХII Междунар. Межвуз. школы семинара (г. Иваново-Франковск, 1995г.).- Иваново-Франковск: 1995. С.35-41.

2 Анищенко В.С. Сложные колебания в простых системах: Механизмы возникновения, структура и свойства динамического хаоса в радиофизических системах.- М.:Наука,1990. – 312с.

3 Галлямов И.И., Сулейманов Р.Н. Вибродиагностика агрегатов насос двигатель системы ППД // Методы и средства технической диагностики:

Сб. тр. IХ межвуз. школы-семинара (г.Иваново-Франковск, 1990г.). Иваново-Франковск: 1995.- С.51-55.

4 Галлямов И.И., Сулейманов Р.Н. Метод вибродиагностики насосных агрегатов для закачки воды в пласт.-// Автоматизация в нефтяной промышленности.- 1990.- №4.

5 Неймарк Ю.И., Ланда П.С. Стохастическое и хаотическое колебания.

– М.:Наука, 1987.-424с.

6 Мун Ф. Хаотические колебания: Вводный курс для научных работников и инженеров. – М.:Мир, 1990. – 312с.

7 Фейгин М.И. Вынужденные колебания систем с разрывными нелинейностями. –М.:Наука, 1994.-228с.

УДК 534. ИСТЕЧЕНИЕ ЖИДКОСТИ В ПОЛОСТЬ ЗАДАННОГО ОБЪЕМА КАК СПОСОБ ГЕНЕРИРОВАНИЯ ГИДРОАКУСТИЧЕСКИХ КОЛЕБАНИЙ В ТРУБОПРОВОДЕ Галлямов И.И., Брыков С.В.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском, НПП ВНИИГИС) Для горизонтальной трубы, заполненной жидкостью справедливо утверждение, что жидкость обладает внутренней энергией, определяемой упругим сжатием объема:

V H WВН = H, (1) V 0 H где WВН - внутренняя энергия столба жидкости H ;

- коэффициент H сжимаемости жидкости;

V0 H - начальный объем столба жидкости H без учета его сжатия;

VH - уменьшение объема столба H.

Величина VH определяется по формуле V0 H ( PH + P0 ) V H =, (2) где PH и P0 - давление в столбе жидкости и на поверхности земли.

Проделав соответствующие подстановки получим VH PH WВН = H. (3) H При открытии клапана полости энергия переходит в WВН H кинетическую энергию струи жидкости, проходящей через клапан. WВН приравняем значению потенциальной энергии эквивалентного столба жидкости H Э :

WВН = W П, НЭ H (4) где W ПНЭ - потенциальная энергия эквивалентного столба жидкости.

W П = М Э gH Э = S тр H Эg, НЭ (5) МЭ где - масса эквивалентного столба жидкости;

площадь S тр поперечного сечения трубы;

- плотность жидкости.

Скорость струи, обусловленная внутренней энергией жидкости, будет определяться выражением P H g 2 H =.

H (6) Зная H, можно определить время заполнения полости Vж t=. (7) S тр H Время t с другой стороны представляет собой время, в течение которого генерируется импульс в гидросистему трубопровода.

В докладе обсуждается конструкция полости многоразового использования в широком диапазоне давлений, основная функция которой – генерирование колебаний в столб жидкости.

Выводы 1 Осуществлен анализ возможных путей генерирования звука в столб жидкости, заполняющей трубопровод.

2 Предложена конструкция – генератор звуковых колебаний в столбе жидкости.

3 Изготовлен действующий макет, проходящий испытания в ОАО «Татнефть».

УДК 537. ПОИСК СКРЫТЫХ ПЕРИОДИЧНОСТЕЙ В РЕЗУЛЬТАТАХ МАГНИТОМЕТРИЧЕСКИХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПОДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ Галлямов И.И., Мухаметшин Р.Р.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском, ТатНИПИнефть ОАО «ТАТНЕФТЬ») Сварной шов, с точки зрения проявления себя в магнитном поле, представляет собой зону более высоких напряжений, по отношению к телу трубы, которая вызывает изменение магнитного поля трубопровода, помещенного в магнитное поле Земли. Чем более качественно и добросовестно выполнен сварной шов, тем меньше концентрация напряжений и, соответственно, возмущений магнитного поля.

Нахождение дефектного сварного стыка представляет собой более простую задачу: дефекты проявляют себя флуктуациями с большей амплитудой и выражаются более резко и четко (см. рисунок).

Целью данной работы является нахождение определенной закономерности флуктуаций магнитного поля трубопровода, связанного с нахождением сварных стыков трубопроводов.

Согласно ГОСТ – 8732, трубы поставляются длиной от 4 метров до 12,5 метров, ОАО «ТАТНЕФТЬ» заказывает трубы в диапазоне от 8 метров до 12,5 метров. Произведя несложный расчет, можно утверждать, что длина плети МПТ, состоящей из трех труб, может варьироваться от 24 до 37,5 метров;

длина плети ППТ, состоящей из двух труб – от 16 до метров. Как показывает практика средняя длина плети МПТ – примерно метров, ППТ – 20 метров.

Для проверки точности определения полевых сварных стыков был проведен эксперимент на реальном трубопроводе. Для проведения эксперимента был выбран разводящий водовод диаметром 89 мм и толщиной стенки 7 мм, работающий при давлении перекачиваемой жидкости в 100 атм. Условия проведения очень жесткие – маленький диаметр и относительно большая глубина залегания трубопровода – 1, метра. За нулевую отметку взято место входа трубопровода в грунт.

На эпюре, полученной при проведении съемки магнитного поля в околотрубном пространстве (магнитометрический метод), прослеживается периодичность максимумов амплитуд полученного сигнала. При анализе эпюры было выявлено место предполагаемого дефекта и произведено шурфование. После шурфования был проведен неразрушающий контроль (толщинометрия ультразвуковым толщиномером УТ93-П) и выявлены коррозионные разрушения с максимальной глубиной до 0,6 мм. Для чистоты эксперимента было решено провести шурфование в месте второго точку отсчета ноль принят дефектный полевой стык) (за – – предполагаемого бездефектного полевого стыка. Шурфование подтвердило нахождение бездефектного полевого стыка в указанном месте.

Исходя из проделанной работы в полевых условиях, предполагаемой расчетной длины плетей МПТ и анализа полученной эпюры указаны места предполагаемых полевых стыков (пунктирная линия на рисунке 1). На эпюре четко прослеживается периодичность сигналов, полученных от полевых стыков трубопровода.

Выводы 1 Магнитометрический метод исследования позволяет определять дефекты трубопровода и полевые стыки с поверхности земли без его вскрытия.

2 Для широкого применения на практике описанного метода необходимо разработать и утвердить нормативную базу.

3 Дополнительное исследование структуры дальнего магнитного поля рассеяния позволит более четко отличать дефектные сварные швы от бездефектных. Необходимо разработать алгоритм и программу, ее реализующую, для обработки результатов магнитной 4 Съемки для автоматизации обследования сварного шва.

УДК 622.692.4.004. ПОВЫШЕНИЕ НАДЕЖНОСТИ УСТРОЙСТВ ТЕРМООБРАЗИВНОЙ ОЧИСТКИ ПОВЕРХНОСТЕЙ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКОМ ПРОЦЕССЕ ВОССТАНОВЛЕНИЯ БЫВШИХ В УПОТРЕБЛЕНИИ ТРУБ НЕФТЯНОГО СОРТАМЕНТА Рахманов Р. Н., Талыпов Ш.М. (НПУ «ЗНОК и ППД»), Шаммасов Р. М.

(ТатНИПИнефть), Скворцов Ю.М. (КГТУ им. А. Н. Туполева) В настоящее время в ОАО “Татнефть” реализуется программа по восстановлению бывших в употреблении труб нефтяного сортамента.

Одним из этапов технологического процесса является подготовка внутренней поверхности труб.

Среди способов удаления высоковязких нефтяных и солевых отложений с внутренней поверхности бывших в употреблении труб наиболее эффективным является термоабразивный метод. Технология очистки основана на совместном воздействии высокоскоростного потока абразива и высокотемпературной струи продуктов сгорания жидкого или газообразного топлива на очищаемую поверхность. При этом обеспечивается 2-я степень очистки по ГОСТ 9.402 – 80 (при осмотре невооруженным глазом не обнаруживаются окалина, ржавчина, пригар, металлические и неметаллические макровключения).

Термоабразивные аппараты имеют следующие технические характеристики:

- расход топлива, л/час 8 – - расход воздуха, м3/мин 2,0 – 2, - расход абразива, т/час 0,35 – 0, - давление подачи топлива, воздуха и абразива, МПа 0,5 – 0, - производительность очистки, м2/час 15 – Абразивным методам очистки (в том числе дробеструйным и пескоструйным) присущ один общий недостаток – это быстрый износ элементов системы подачи абразива и конструкционных элементов самого устройства, имеющих контакт с абразивом. В случае использования термоабразивного метода этот недостаток усугубляется тем, что многие конструкционные элементы устройства имеют высокую температуру, что ускоряет их износ. Все это приводит к снижению надежности, одним из основных показателей которой является срок службы.

С целью повышения надежности устройств, в основном, идут по пути применения износостойких дорогостоящих материалов типа ВК, карбидов кремния, бора и др. Хотя эти меры и позволяют увеличить срок службы отдельных элементов, подвергающихся особо интенсивному износу, однако в целом не приводят к значительному увеличению срока безотказной работы термоабразивных устройств.

Традиционная конструктивная схема аппаратов для термоабразивной очистки приведена на рисунке 1.

2 воздух абразив топливо 1 – трубка подачи абразива;

2 – сопло Рисунок 1- Схема термоабразивного аппарата с принудительной подачей абразива Здесь трубка подачи 1 абразива проходит внутри камеры сгорания и подвергается высокотемпературному воздействию, что существенно снижает ее износостойкость [1]. Анализ большого опыта эксплуатации термоабразивных аппаратов, выполненных по этой схеме, выявил дополнительно целый ряд недостатков. Основные из них заключаются в том, что в данной схеме для транспортировки абразива из бункера до обрабатываемой поверхности требуется давление сжатого воздуха выше, чем давление в камере сгорания. Разгон частиц абразива происходит в подводящих магистралях и трубке 1. Высокая скорость абразива приводит к увеличению коэффициента трения f, определяемый по формуле f = A(µv/P), где А – безразмерный коэффициент;

µ – динамическая вязкость;

v – относительная скорость перемещения абразива;

Р – нормальная составляющая внешней силы.

Чем выше коэффициент трения, тем больше и сила трения F = Pf, приводящая к интенсивному износу контактирующих поверхностей [2].

Трубка подвода абразива 1, расположенная в зоне максимальных температур, требует дополнительных мер по охлаждению, что усложняет конструкцию.

Кроме того, в случае прорыва подводящих магистралей может возникнуть опасная ситуация для обслуживающего персонала. При этом в месте прорыва трубопровода абразив под высоким давлением вылетает наружу. Из-за падения давления на участке от места прорыва трубопровода до камеры сгорания высокотемпературные продукты сгорания устремляются в обратном направлении к месту прорыва, расплавляя трубку подвода абразива и воспламеняя резиновые магистрали, что может привести к полному отказу устройства.

В НПУ “ЗНОК и ППД” разработана усовершенствованная конструкция термоабразивного аппарата, в котором удалось существенно снизить вышеназванные недостатки (рисунок 2).

Главное отличие данной схемы от вышеописанной заключается в том, что здесь головка термоабразивного аппарата дополнительно выполняет функцию струйного аппарата для транспортировки абразива от бункера к камере смешения 2. Кроме того, отсутствует избыточное давление в магистралях подачи абразива и в расходных емкостях. Благодаря этому удалось значительно снизить скорость перемещения абразива и, соответственно, коэффициента трения, что в свою очередь привело к существенному снижению абразивного износа подводящих магистралей.

абразив воздух топливо 1 – сопло;

2 – камера смешения Рисунок 2-Схема термоабразивного аппарата с инжектированием абразива Разгон абразива до высоких скоростей осуществляется за счет энергии сверхзвуковой струи продуктов сгорания в камере смешения струйного аппарата.

При этом необходимо, чтобы характеристики струйного аппарата (рисунок 3) наряду с высокой скоростью обеспечивали и оптимальный расход абразива для удаления с поверхности твердых отложений, т.е.

mc · e 2-1 · х2, выполнялось условие:

где mc – массовый расход продуктов сгорания и абразива;

e – скорость потока продуктов сгорания и абразива в камере смешения;

-1 – предел износостойкости материала отложений;

х – толщина отложений Характеристики струйного аппарата определяются из совместного решения системы уравнений, связывающих параметры потоков в различных его сечениях [3]:

2 (mp p + mн н) – (mp + mн) е = Fе (Ре – Рк);

p = 1 (2р (Рр – Рк);

н = 2 (2н (Рн – Рк);

е = 3 (2е (Рс – Ре);

mp = Fp p p;

mн = Fн н н;

mе = Fе е е;

mp + mн = mр (1 + u);

1 3 4 с к е mр mн + mp к е с mн Рр Рс Рк Ре 1 – сопло;

2 – патрубок подвода абразива;

3 – приемная камера;

4 – камера смешения;

5 – диффузор Рисунок 3 - Схема струйного аппарата где 1 – коэффициент скорости сопла, учитывающий потери энергии в процессе движения рабочего тела по соплу;

2 – коэффициент скорости камеры смешения;

3 – коэффициент скорости диффузора;

4 – коэффициент, учитывающий потери энергии при входе в аппарат инжектируемого потока;

mp – массовый расход инжектирующего тела или продуктов сгорания;

mе – массовый расход потока в сечении е – е;

mн – массовый расход инжектируемого тел;

p – скорость рабочего тела или продуктов сгорания;

н – скорость инжектируемого тела;

е – скорость потока в сечение е – е;

Fp и Fн – сечения потоков инжектирующей и инжектируемого потока;

Fе – сечение камеры смешения;

Рр – давление инжектирующего тела;

Рн – давление инжектируемого тела;

Ре – давление на срезе камеры смешения;

Рс – давление на срезе диффузора;

р – плотность инжектирующего тела;

н – плотность инжектируемого тела;

е – плотность смешанного потока;

u – коэффициент инжекции.

Решение системы уравнений упрощается тем, что параметры инжектирующего тела определяются при проектировании камеры сгорания термоабразивного аппарата, а параметры потока на выходе из струйного аппарата определяются величиной – 2-1 · х2.

Поскольку транспортировка абразива осуществляется струйным аппаратом, расположенным на головке термоабразивного аппарата, то при прорыве подводящих магистралей исключается возникновение опасной ситуации, характерной для аппаратов по первой схеме работы. При этом просто прекращается транспортировка абразива, так как начинается подсос атмосферного воздуха от места прорыва к камере смешения.

Следующим большим преимуществом данной конструкции является удаление трубки подвода абразива из камеры сгорания, что позволило практически снять вопрос об абразивном износе этих деталей и значительно упростить конструкцию термоабразивного устройства.

Единственной деталью головки термоабразивного устройства, подвергающейся износу, остается камера смешения, которая может быстро заменяться на другой без разборки всего устройства и отсоединения магистрали подачи абразива.

На опытно-экспериментальной базе НПУ “ЗНОК и ППД” были смонтированы и работают линии для термоабразивной очистки внутренних поверхностей одновременно двух труб диаметром от 219 до 530 мм. Длительные испытания подтвердили правильность выбранного решения, позволившего повысить надежность и удобство эксплуатации устройства и системы подачи абразива. При этом эксплуатационные расходы уменьшились примерно в три раза, а ресурс работы увеличился кратно.

Список литературы 1 Патент №2161079 РФ. Устройство для очистки внутренней поверхности трубы от отложений / Загиров Мар.М., Калачев И.Ф., Косолапов А.К., Михайлова Т.А., Рахманов Р.Н., Скворцов Ю.М., Талыпов Ш.М.- 2000. - Бюл. №36.

3 Лахтин Ю.М., Леонтьева В.П. Материаловедение. – М.:

Машиностроение, 1990. – 528с.

3 Волков Е.Б., Головнов Л.Г., Сырицин Т.А. Жидкостные ракетные двигатели.- М.: Воениздат, 1970. – 592с.

УДК 541.64 (075.8) МЕТОДЫ ОПТИМИЗАЦИИ ТЕХНОЛОГИИ ТЕПЛОГИДРОИЗОЛЯЦИИ ТРУБ ДЛЯ НЕФТЕПРОМЫСЛОВЫХ ОБЪЕКТОВ Галлямов И.И. (УГНТУ), Шаммасов Р.М. (ТатНИПИнефть), Талыпов Ш.М., Гареев Р.Р. (НПУ «ЗНОК и ППД») В отличие от многих нефтяных компаний мира российским нефтяникам, в том числе нефтяникам Татарстана, приходится добывать нефть в условиях низких температур окружающей среды в зимний период года. Данный фактор в значительной степени влияет на высокую себестоимость добываемой нефти из-за значительных затрат, включающих отопление нефтепромысловых объектов и проведение работ по теплоизоляции нефтепромыслового оборудования.

Основная часть теплоизоляционных работ производится на трубопроводах с целью снижения теплопотерь перекачиваемой среды, что позволяет:

экономить энергоресурсы в системе теплоснабжения объектов нефтедобычи;

эффективно перекачивать высоковязкую нефть;

предотвращать замерзание перекачиваемой среды (например, в наземном трубопроводном оборудовании системы заводнения пластов).

С другой стороны, разработка конструкции теплоизоляционного покрытия и технология его нанесения тесно связаны с проблемой защиты трубопроводов от коррозии, т.е. с увеличением их срока службы.

ОАО «Татнефть», как нефтяная компания, уделяющая особое внимание проблемам нефтепромыслового трубопроводного транспорта, разработала и освоила передовую технологию монолитной теплогидроизоляции труб пенополиуретановыми композициями. Покрытие таких труб, имеющее конструкцию типа «труба в трубе», обладает низкой теплопроводностью и достаточно высокими прочностными свойствами, имеет закрыто-пористую структуру, которая препятствует процессу его увлажнения, что сохраняет высокие теплоизоляционные свойства покрытия в течение всего срока службы. Благодаря адгезионной способности пенополиуретан защищает очищенную поверхность стальной трубы от коррозии Технологический процесс формирования [1].

теплогидроизоляции типа «труба в трубе» включает следующие операции:

дробеметная очистка наружной поверхности стальных труб (первая степень очистки по ГОСТ 9402-80);

установка на трубу центраторов и размещение её внутри наружной оболочки по принципу «труба в трубе»;

заполнение пространства между трубой и оболочкой теплоизолятором.

При освоении серийного выпуска теплогидроизолированных труб был разработан и внедрен ряд оригинальных технических решений, повышающих качество продукции и снижающих ее себестоимость.

Жидкая реакционная смесь теплоизолирующего материала (пенополиуретана) образуется путем непрерывного перемешивания на выходе заливочной машины нескольких компонентов. Данная смесь имеет определенное время старта, которое отсчитывают от момента смешения до начала пенообразования. Таким образом, получаемая смесь имеет неоднородность в своей структуре по времени старта, т.е. первая подаваемая «порция» смеси имеет опережение времени старта по отношению к времени старта у последней подаваемой «порции». Данное опережение равно времени подачи реакционной смеси заливочной машиной, которое определяет массовый расход самой смеси. Массовый расход в свою очередь зависит от заполняемого объема межтрубного пространства и от требуемой плотности теплоизоляции. Время заливки (подачи) реакционной смеси рассчитывают по следующей формуле:

Т=0,25(D2-d2)Lk/A, (1) где Т – время заливки реакционной смеси, с;

D – внутренний диаметр оболочки, м;

d – наружный диаметр изолируемой трубы, м;

L – длина изолируемой трубы, м;

- плотность теплоизолятора после вспенивания, кг/м3 ;

А – производительность заливочной машины, кг/с;

k – коэффициент, учитывающий потери.

Как правило, заполнение кольцевой полости между трубой и оболочкой вспенивающимся теплоизоляционным материалом (жидкой реакционной смесью) осуществляют в ее наклонном положении с нижнего конца трубы [2]. Такой метод заполнения осуществляют с целью полного вытеснения воздуха из кольцевой полости. При этом заготовка «труба в трубе», имеющая большую длину (6-10м) по отношению к сечению кольцевого зазора, создает большие трудности при заполнении данного зазора реакционной смесью из-за сопротивления вспенивания первоначально подаваемых «порций», затрудняя при этом свободное вспенивание остальных «порций», последовавших за ними. Отсюда возникает неоднородность плотности теплоизоляционного материала по длине трубы. Со стороны подачи смеси плотность всегда выше, чем на противоположном конце. При вышеуказанном способе заливки межтрубного зазора необходимо осуществлять передозировку дорогостоящей реакционной смеси, чтобы обеспечить необходимое значение минимальной плотности на верхнем участке наклонной трубы, которая регламентируется нормативно-технической документацией [3]. В данном случае при вычислении времени заливки по формуле (1) вместо плотности свободного вспенивания теплоизолятора необходимо применять его среднее фактическое значение ср по всей длине залитой трубы, которое можно вычислить по формуле ср=(1+2)/2, (2) где 1 – плотность теплоизоляции в нижней зоне трубы, кг/м3;

2 – плотность теплоизоляции в верхней зоне трубы, кг/м3.

Кроме того, сопротивление вспениванию создает повышенное давление реакционной смеси в нижней зоне трубы. Данный фактор предъявляет особые требования к герметичности межтрубного зазора, которую трудно обеспечить из-за больших предельных отклонений размеров изолируемых труб и защитных оболочек. Низкая герметичность так же ведет к потерям дорогостоящего теплоизолятора, которая учитывается в формуле (1) коэффициентом k.

При освоении технологии изоляции труб было предложено осуществлять подачу реакционной смеси в кольцевой зазор с верхней части наклонной трубы. При этом угол ее наклона рассчитывается таким образом, чтобы первая реакционной смеси достигла «порция»

противоположного конца наклонной трубы до начала (нижнего) пенообразования. Последующие «порции» в момент непрерывной подачи смеси заливочным оборудованием распределяются по длине трубы в межтрубном зазоре с равномерным запаздыванием по времени старта.

Таким образом, начало пенообразования и заполнение кольцевой полости начинается с нижнего конца трубы в сторону ее верхнего конца по принципу цепной реакции с вытеснением воздуха из кольцевого зазора.

При этом получаемая теплоизоляция имеет однородную структуру и одинаковую плотность по всей длине. Заполнение происходит в режиме свободного вспенивания реакционной смеси, не создавая высокого давления в межтрубном зазоре, что позволяет избежать потери смеси через заглушки. При применении данной технологии в формуле (1) можно применять значение плотности свободного вспенивания теплоизолятора и исключить коэффициент потерь.

Внедрение данного способа гидротеплоизоляции труб позволило снизить расход реакционной смеси на 20-30 % в зависимости от диаметра изолируемых труб и обеспечить требуемое качество изоляции.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1 Корсунский В.Х., Стрижевский И.В. Бесканальная прокладка теплопроводов с пенополиуретановой изоляцией как наиболее надежный способ энергосбережения.// Известия Жилищно-коммунального хозяйства.

Городское хозяйство и экология.-1995.-№4.-С.22-32.

Промышленные способы предварительной изоляции трубопроводов жестким пенополиуретаном.// Пер. № А-6549 с нем. яз. ст.

из журнала «Energue und Technic», 1974, Vol.26, Nr. 12, S. 282-287.-М:

Всесоюзный центр переводов научно-технической литературы и документации, 1977. - С.7.

3 ГОСТ 30732-2001. Трубы и фасонные изделия стальные с тепловой изоляцией из пенополиуретана в полиэтиленовой оболочке.

Технические условия.

УДК 622.276. ТЕХНОЛОГИЯ ОБНАРУЖЕНИЯ ДЕФЕКТОВ СВАРНЫХ ШВОВ НА ВНУТРИПРОМЫСЛОВЫХ МПТ Галлямов И. И., Крылов А. А.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском) Метод обнаружения дефектов сварных швов основан на измерении абсолютного значения индукции магнитного поля вблизи трубопровода с поверхности земли. На внутрипромысловых МПТ (металлополимерные трубопроводы) дефекты чаще всего встречаются на сварных швах, т. к.

внутренняя поверхность трубы на них не защищена полимерным покрытием и металл трубы имеет прямой контакт с перекачиваемой жидкостью. Кроме того, сварные швы, изготовленные в полевых условиях, часто изначально являются дефектными. Дефекты вызывают появление дополнительных напряжений в сварном шве, что, в свою очередь, сказывается на поведении магнитного поля трубопровода вблизи дефекта.

При обследовании МПТ на предмет обнаружения дефектов сварных швов применяются два метода: общий и детальный. Общий метод заключается в измерении абсолютного значения индукции магнитного поля непосредственно над трубопроводом. Оператор-магниторазведчик производит съемку над осью трубопровода с шагом 0,5 м. Результаты обследования общим методом формируются в двухмерную диаграмму, которая приведена на рисунке 1.

В, нТл х 1 51 101 151 201 251 301 351 401 451 501 551 601 651 701 751 801 851 901 951 шаг съемки, 0,5 м Рисунок 1 - Результаты обследования МПТ общим методом магнитной съемки Утолщенная черная прямая линия, проходящая посередине диаграммы – это среднее значение индукции магнитного поля на данном участке трубопровода. Красные линии – это два среднеквадратичных отклонения. На участках трубопровода, где график выходит за пределы двух квадратичных отклонений, скорее всего находятся дефекты.

Двухмерная диаграмма дает общую информацию о поведении магнитного поля вблизи трубопровода. На практике часто встречаются такие ситуации, когда исследуемый трубопровод пересекает ЛЭП или другой трубопровод В этом случае значение индукции магнитного поля также будет выходить за допустимые пределы, но на двухмерной диаграмме такие пересечения будут выглядеть так же, как дефект. В этом заключается недостаток общего метода обследования МПТ магнитной съемкой.

Для устранения этого недостатка используется детальный метод магнитной съемки. Он заключается в получении сетки измерений индукции магнитного поля вблизи трубопровода. Магнитная съемка производится как над осью трубопровода, так и в пределах 5 м слева и справа от него. Шаг между измерениями как в продольном, так и в поперечном направлениях – 0,5 м. Далее по полученным значениям строится трехмерный график, в котором на осях X и Y откладываются длина и ширина исследуемого участка соответственно, а на оси Z – индукция магнитного поля. По полученной трехмерной поверхности можно судить о состоянии трубопровода, а также отследить присутствие посторонних металлических предметов и пересечения исследуемого МПТ с другими трубопроводами.

При обследовании участка МПТ значительной длины (несколько километров) основным является общий метод, т. к. затраты времени и трудоемкость его осуществления позволяют за один рабочий день покрывать расстояние до 3 км. Детальный метод используется на небольших участках трубопровода (50-100 м) с целью подробного изучения поведения магнитного поля. Обработку результатов общего метода съемки наиболее удобно производить с помощью электронных таблиц Microsoft Excel, т. к. эта программа обладает всеми необходимыми инструментами для построения двухмерных графиков большой протяженности. Результаты детального метода изначально обрабатывались также в Microsoft Excel, но данная программа не обладает достаточно мощными средствами редактирования 3D-графиков. Основные недостатки Excel следующие:

1 Невозможность построения поверхности с плавным рельефом, что приводит к понижению точности измерения величины индукции магнитного поля между пикетами.

2 Отсутствие опций освещения/затенения поверхности, приводящее к сложности в определении наилучшего ракурса графика.

3 Недостаточно точные опции для нахождения оптимального угла обзора поверхности.

Пример трехмерной поверхности, построенной по сетке значений в электронных таблицах, представлен на рисунке 2. К плюсам Microsoft можно отнести лишь возможность построения трехмерной Excel поверхности по сетке значений любого размера.

Построение трехмерной поверхности по результатам магнитной съемки детальным методом с помощью математической программы Mathcad 2000 является наиболее удобным. Поверхности, построенные в Mathcad, не имеют тех недостатков, которыми они обладали при построении в Microsoft Excel, благодаря мощному пакету инструментов редактирования. На рисунке 3 приведена трехмерная поверхность, построенная по результатам магнитной съемки детальным методом в программе Mathcad 2000.

Единственный существенный недостаток Mathcad 2000 заключается в ограниченном количестве элементов матрицы, по которой строится поверхность. Максимальные размеры матрицы – 1320 элементов, т. е.

участок земли над трубопроводом 610 м при шаге съемки 0,5 м. Для исчерпывающей информативности детального метода необходимо строить 3D графики по матрице размерностью 2151 элементов, т. е. снимать участок земли над трубопроводом 1025 м. Матрицы такого размера можно создавать в Mathcad 2003. В остальном же построение трехмерных графиков в версиях Mathcad 2000 и 2003 идентично.

В, нТл х100 Шаг съемки, Р 0,5 м Р 1 6 Р 16 21 Р Шаг съемки, 0,5 м Рисунок 2 - Результаты обследования МПТ детальным методом магнитной съемки, обработанные с помощью Microsoft Excel Последним недостатком Mathcad является большая трудоемкость создания матриц больших размеров в самой программе, поэтому наиболее удобно импортировать матрицу значений в Mathcad из электронных таблиц Excel.

( X, Y, Z), M Рисунок 3 - Результаты обследования МПТ детальным методом магнитной съемки, обработанные с помощью Mathcad Таким образом, построение графиков по результатам исследования магнитного поля вблизи трубопровода общим и детальным методами доведено до максимальной простоты, а сами графики и трехмерные поверхности несут в себе максимум информации о поведении магнитного поля вблизи трубопровода. На практике благодаря магнитной съемке были вовремя выявлены и устранены дефекты на трубопроводах, которые могли привести к порывам.

УДК 622, 692.4:621, О ПОВЫШЕНИИ НАДЕЖНОСТИ ТРУБОПРОВОДНЫХ КОММУНИКАЦИЙ НА ЭТАПЕ ПРОЕКТИРОВАНИЯ Галлямов И.И., Хамидуллин Р.Д.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском, ООО «Уралнефтегазпромсервис») Сооружение трубопроводных коммуникаций — одна из важнейших отраслей строительства, обеспечивающих развитие нефтяной и газовой промышленности и энергетики нашей страны.

Сознавая важное значение трубопроводного транспорта, перед строителями отрасли поставлена серьезная задача по повышению качества и безопасности эксплуатации трубопроводов. Газо- и нефтепроводы относятся к взрыво- и пожароопасным сооружениям, отказ в работе которых может привести к очень тяжелым последствиям. Так, загрязнение водоемов и окружающей среды в результате аварии с газо-, нефте- и нефтепродуктопроводами оказывает губительное воздействие на флору и фауну. Поэтому обеспечению высокой надежности трубопроводов уделяется особое внимание. Повышение надежности — основная и глобальная задача дальнейшего развития технического прогресса в области строительства трубопроводного транспорта. Обеспечение надежности трубопроводных систем как инженерных конструкций должно формироваться, начиная с выбора трассы и кончая испытаниями законченных сооружений.

Строительство трубопроводных коммуникаций всегда было связано с проблемой обеспечения их надежности. Как только требования к надежности стали задаваться в виде количественных норм, появилась необходимость активного целенаправленного воздействия на процессы проектирования и производства.

В настоящее время вопрос о том, что необходимо делать на каждой стадии опытно-конструкторских работ для обеспечения надежности, достаточно хорошо разработан и широко освещен в литературе. Однако попытка воспользоваться на практике этими безусловно полезными рекомендациями далеко не всегда приносит ожидаемый успех. Отчасти это объясняется тем, что рекомендации, как правило, имеют общий характер и их достаточно много. Попытка решить каждую из множества полезных, но неравнозначных задач неизбежно приводит к распылению усилий разработчика и снижению эффективности работ. Время и средства, которыми располагает разработчик проекта трубопровода, всегда ограничены, поэтому его усилия, в первую очередь, должны быть направлены на решение ограниченного количества наиболее актуальных задач.

В дополнение к сказанному отметим и другие причины, снижающие эффективность работ по обеспечению надежности трубопроводов:

1 Основной акцент в проведении работ делается на этап экспериментальной отработки, т. е. только тогда, когда причины ненадежности уже материализованы.

2 Между работами по обеспечению надежности смежных стадий и этапов часто отсутствуют связь и преемственность.

3 Задачи, подлежащие решению на каждой стадии опытно конструкторских работ, ставятся без четкого ранжирования их по степени актуальности.

4 Программы обеспечения надежности часто ограничиваются соблюдением норм и правил расчета и проектирования трубопроводов.

Однако нормы не в состоянии охватить все многообразие факторов, силовых воздействий и требований, которые должны учитываться при расчете и проектировании. В нормах не приводятся методики проведения расчетов при проектировании и не указываются значения и влияния тех или иных факторов и воздействий на несущую способность трубопроводов, в них лишь даются основные требования, которые должны предъявляться к расчету и проектированию трубопроводных систем.

Возможности для эффективного решения каждой из этих проблем распределены между стадиями опытно-конструкторских работ крайне неравномерно. Наибольшие возможности отличают стадию проектирования. Проектирование является практически единственной стадией опытно-конструкторских работ, тогда работы по обеспечению надежности дают наибольший эффект при минимальных затратах, причем затраты на достижение одного и того же эффекта при проведении ряда работ будут тем меньше, чем раньше эти работы проводятся.

Следует заметить, что подавляющая часть задач по обеспечению надежности трубопроводов может быть решена только на стадии проектирования, например: обеспечение запасов долговечности, прочности, выходных параметров и т. д.

В связи с вышесказанным предлагается систематизировать существующие методики расчета трубопроводов с учетом основных силовых воздействий и факторов, влияющих на прочность и устойчивость трубопроводов с учетом действительных условий их работы;

привести методики определения толщины стенок труб и соеди нительных деталей магистральных, промысловых и технологических трубопроводов, а также уделить достаточное внимание повышению уровня надежности запорной арматуры. Прилагается разработать алгоритмы и программы для применения ЭВМ в расчетах, что позволит сократить сроки проектирования, за счет учета многочисленных факторов более полно отразить действительные условия работы трубопроводов, а также исключить вероятность ошибок при расчетах, так называемого фактора» и уже на стадии «человеческого проектирования закладывать повышенную надежность трубопровода.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1 Айнбиндер А.Б., Камерштейн А.Г. Расчет магистральных трубопроводов на прочность и устойчивость: Справочное пособие. М.:

Недра, 1982.- 341с.

Надежность трубопроводной пневмогидроарматуры 2 / В.В. Хильчевский, А.Е. Ситников, В.А. Ананьевский. - М.:

Машиностроение, 1989.-208с.

3 Коршак А.А., Шаммазов А.М. Основы нефтегазового дела: Учебник для вузов. -Уфа: ООО «ДизайнПолиграфСервис», 2001.-544с.

УДК 622.276. ГЛУБИННОЕ УСТРОЙСТВО ДЛЯ РЕГИСТРАЦИИ ВОЛНОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ГИДРОАКУСТИЧЕСКОГО ГЕНЕРАТОРА Муфазалов Р. Ш., Арсланов И. Г., Зарипов Р. К., Зайдуллин А. И., Маликова Э. Ф.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) При проводке и ремонте скважин, а также при проведении работ по воздействию на призабойную зону необходимо контролировать работу и состояние глубинного оборудования. При этом особой проблемой является доставка информации на устье скважины, то есть выбор канала связи. При отсутствии необходимости двусторонней либо оперативной связи имеется возможность отказаться от ненадежных каналов связи, таких как:

кабельный, насосно-компрессорные или бурильные трубы, электромагнитный и др. Рациональнее разместить записывающее устройство непосредственно в компоновке глубинного оборудования, а расшифровку сигнала производить в лабораторных условиях.

Для регистрации волновых параметров гидроакустического генератора было разработано глубинное устройство со следующими техническими характеристиками:

Продолжительность работы, не менее 10 час Диапазон частот регистрируемых пульсаций 1000...20000 Гц Чувствительность прибора, не менее 100000 Па Допустимая глубина погружения, не менее 5000 м Погрешность измерений, не более 20 % Прибор включает в себя: корпус с присоединительными элементами, блок питания, пьезодатчик давления жидкости, устройство согласования датчика с магнитофоном, фильтр, высокоскоростной магнитофон, датчик контрольного сигнала, смеситель сигналов и устройство управления.

Прибор опускается в скважину на колонне насосно компрессорных труб. Пульсации жидкости, воздействуя на пьезодатчик, вызывают в последнем возбуждение переменного напряжения, которое усиливается и затем фильтруется (срезаются сигналы с частотой ниже 1000 Гц). Датчик контрольного сигнала выдает синусоидальный сигнал фиксированной амплитуды на частоте 500 Гц, который смешивается с полезным сигналом и записывается на магнитофон. Устройство управления через каждые 10 минут подает питание на все блоки устройства магнитофон на 10 секунд, так что большую часть времени магнитофон находится в ждущем режиме.

Датчик давления преобразует пульсации давления (ДД) жидкости в околотрубном пространстве в напряжение. Сигнал с ДД поступает на входной усилитель (ВУ), имеющий высокое входное сопротивление и коэффициент передачи, равный 1. С выхода ВУ сигнал поступает на вход фильтра верхних частот (ФВЧ2), имеющий частоту среза 1 кГц и коэффициент передачи, равный 1.

Пройдя ФВЧ2, сигнал датчика поступает на сумматор, где суммируется с контрольным сигналом. Генератор контрольного сигнала (ГКС) вырабатывает стабильный меандр частотой 512 Гц для привязки к частоте и амплитуде сигнала во время его обработки наземной аппаратурой. Тем самым исключает погрешность вычислений, связанную со случайными флуктуациями магнитной ленты во время записи сигнала.

С выхода ГКС контрольный сигнал поступает на фильтр контрольного сигнала (ФКС2) с частотой среза 512 Гц и далее на фильтр нижних частот (ФНЧ2), на выходе которого формируется суммарный сигнал и подается на усилитель записи (УЗ).

Далее сигнал подается к устройству системы адаптивного динамического подмагничивания и через делитель, (САДП) позволяющий регулировать номинальные токи записи для магнитных лент с различными рабочими слоями, на преобразователь напряжения в ток записи. Ток подмагничивания поступает на записывающую головку и на вход САДП, замыкая петлю обратной связи. Применение САДП для записи звуковых сигналов приводит к повышению динамического диапазона на Дб, что 12… равносильно расширению полосы записываемых частот до 16…18 кГц.

Расшифровка сигнала скважинного регистратора производится в лабораторных условиях. Сигнал с магнитофона подается через аналого-цифровой преобразователь в компьютер.

Обработка сигнала производится при помощи программы, которая позволяет получить спектрограммы введенных сигналов и организовать базу данных по сигналам. Для ввода сигнала можно использовать любой бытовой магнитофон. Изменение скорости протяжки ленты и смена головки не имеет существенного значения, так как в самой записи присутствует контрольный сигнал.

Программа также позволяет сделать настройку на магнитофон, корректируя амплитудно-частотную характеристику введенного сигнала в соответствии с амплитудно-частотной характеристикой используемого магнитофона.

Сигналы с магнитофона в процессе ввода располагаются в пятиуровневой базе данных. Амплитудно-частотная характеристика сигнала получается при помощи быстрого преобразования Фурье.

УДК 622.276. ИЗМЕРИТЕЛЬНО-ОБРАБАТЫВАЮЩИЙ КОМПЛЕКС ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ ИСПЫТАНИЙ ГИДРОАКУСТИЧЕСКИХ ГЕНЕРАТОРОВ КОЛЕБАНИЙ ДАВЛЕНИЯ В СТЕНДОВЫХ УСЛОВИЯХ Муфазалов Р. Ш., Арсланов И. Г., Зарипов Р. К., Зайдуллин А. И., Маликова Э. Ф.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) В последнее время в нефтяной промышленности широкое применение получили гидроволновые и акустические устройства различных типов и конструкций. Однако процессы вихревого и турбулентного истечения жидкости не поддаются точному теоретическому описанию. Исследование же технических характеристик данных устройств в промышленных условиях либо ограничено особенностями производств, либо вообще не возможно. В связи с этим оценка эффективности применения акустических технологий затруднена, что, безусловно, является замедляющим фактором в развитии данного направления.

Для исследования гидроакустических генераторов, принцип действия которых основан на взаимодействии закрученных потоков жидкости на местных сопротивлениях и камерах, пульсирующем истечении жидкости через боковые сопла генераторов, разработан измерительно обрабатывающий комплекс со следующими техническими характеристиками:

1 Рабочая среда - техническая вода;

2 Расход жидкости:

- минимальный - 0,56 л/с;

- максимальный 4,5 л/с.

3 Давление жидкости максимальное - 220 кгс/см2.

4 Противодавление на выходе из испытуемого изделия - до 120 кгс/ см2.

5 Температура жидкости - до 80°С.

6 Насос - трехплунжерный типа 1.4ПТ с автономной системой смазки.

7 Привод насоса - асинхронный электродвигатель мощностью 90 кВт.

8 Средства визуального контроля параметров жидкости:

давления - манометр МТК (0-200 кгс/ см2);

расхода - ультразвуковой расходомер;

температуры - термопара ТХК с вторичным прибором.

9 Датчик давления на входе в СГТ:

Наибольшее давление, кгс/см (изб) - до 220.

Размах колебаний давления, кгс/см - 0...30.

Диапазон частот регистрируемых колебаний давления, Гц - 10...10000.

Допускаемая погрешность измерения среднего значения давления, % ±1,5.

Допускаемая погрешность измерения колебаний давления, % ±3,0.

10 Датчики давления на выходе из СГГ (в трубной камере):

Наибольшее давление, кгс/см (изб) - 0...160.

Размах пульсаций давления, кгс/см2 - 0...120.

Диапазон частот регистрируемых колебаний давления, Гц - 10...30000.

Допускаемая погрешность измерения среднего значения давления на выходе из издели, % ±1,5.

Допускаемая погрешность измерения колебаний давления, % ±3,0.

11 Датчик перепада давления на СГГ:

Среднее давление, кгс/см2 (изб) - 0...220.

Размах колебаний перепада давления, кгс/ см2 - 0...120.

Диапазон частот регистрируемых колебаний давления, Гц - 10...10000.

Допускаемая погрешность измерения среднего значения давления, % ±1.5.

Допускаемая погрешность измерения колебаний давления, % ±1.5.


12 Усилительная аппаратура:

Коэффициент усиления - 60±3.

Основная погрешность, % ±1,5.

Применяемая программа регистрации быстропеременных сигналов обеспечивает параллельный и последовательный ввод сигналов с электронных усилителей, сохранение в памяти ПЭВМ и подготовку экспериментальных данных к обработке.

Программа обработки сигналов обеспечивает устранение случайных выбросов, тренда, учет калибровочных характеристик датчиков, усилителей и фильтров, определение статистических параметров пульсаций давления (математическое ожидание, среднеквадратичное отклонение), спектральный анализ с различными окнами, на основе которых определяются амплитудный спектр и другие стандартные спектральные характеристики.

Применение данного комплекса в условиях, максимально приближенных к реальным, позволило получить характеристики гидроакустических генераторов типа СГГ 11, 12, 13 и 14+12 при различных расходах жидкости и давлениях, что позволило определить оптимальные режимы работы испытуемых устройств.

УДК 622.276. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИСПЫТАНИЙ ГИДРОАКУСТИЧЕСКИХ ГЕНЕРАТОРОВ, ИЗМЕРЕНИЙ ХАРАКТЕРИСТИК И СПЕКТРАЛЬНОГО АНАЛИЗА ПУЛЬСАЦИЙ ДАВЛЕНИЯ Муфазалов Р. Ш., Арсланов Р.И., Зарипов Р. К., Зайдуллин А. И., Маликова Э. Ф.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) Важной проблемой, возникающей при добыче нефти, является повышение нефтеотдачи скважин путем применения современных технологий. Одним из эффективных методов повышения нефтеотдачи скважин является обработка нефтеносных пластов акустическими волнами. Применяемые электроакустические средства не обеспечивают требуемую мощность и глубину обрабатываемого пласта. В последние годы предложены новые гидроакустические скважинные генераторы, обладающие большей мощностью акустических колебаний в широком диапазоне частот. Однако малая изученность пульсационных характеристик скважинных гидроакустических генераторов (СГГ) сдерживает их широкое внедрение в нефтедобывающую промышленность. Поэтому целью проводимых исследований СГГ явилось определение их пульсационных характеристик, режимы работы СГГ (расход, перепад давления), при котором реализуется наибольшая интенсивность излучаемых акустических волн.

Испытания скважинных гидроакустических генераторов типа СГГ проведены на стендовом оборудовании. Рабочая среда - техническая вода, давление на входе в СГГ - до 22 МПа, расход воды - до 3,4 л/с, температура рабочей среды -до 80°С. Вода, отбираемая из бака, подается плунжерным насосом под высоким давлением на вход в СГГ, размещенный в трубной камере. Из трубной камеры вода под избыточным давлением возвращается обратно в бак. При постоянной частоте вращения привода насоса и, соответственно, расходе воды давление на входе в СГГ регулируется краном КН2, установленным в байпасной магистрали на выходе из насоса. Давление на выходе из СГГ (противодавление) устанавливается краном КН4, установленным в сливной магистрали на выходе из трубной камеры.

Испытания СГГ проводились в следующей последовательности:

1 При открытых кранах КН1, КН2, КНЗ и КН4 осуществляется запуск привода насоса.

2 Закрывается байпасный кран КН2, и весь расход воды на выходе из насоса проходит через СГГ. При этом давление в напорной магистрали на входе в СГГ, контролируемое по манометру МН2, не должно превышать 200 кгс/см2.

3 Прикрывая кран КН4 (противодавления), устанавливают необходимое давление в трубной камере на выходе из СГГ.

4 Производится запись пульсаций давления на компьютер при различных значениях среднего давления в магистрали, начиная со значения, соответствующего открытому положению крана противодавления КН4, до максимально возможного давления (200... кгс/см2) с шагом 10...20 кгс/ см2. Одновременно записывается в журнал давление в напорной магистрали (по манометру МН2) и расход воды по показаниям счетчика.

5 Приоткрывая байпасный кран КН2, устанавливается новое значение расхода через СГГ и давления в магистрали. Повторяется п. 3 и 4.

При испытаниях измерялись пульсации давления в напорной магистрали на входе в СГГ и на боковой поверхности, в средней и нижней частях трубной камеры СГГ, а также на выходе из тепловой трубы.

Испытания скважинных генераторов СГГ11, СГГ12, СГГ3, СГГ14, СГГ(14+12) и тепловой трубы производились при давлениях в напорной магистрали на входе в изделия 165...215 кгс/см2 и расходах воды 13...15 м3/час. Результаты испытаний представлены в виде осциллограмм и амплитудного спектра пульсаций давления в трубной камере на выходе из изделий и в напорной магистрали на входе в изделия.

Испытания СГГ11 показали, что при расходе воды в диапазоне 10,8…1 1, 6 м3/ч наибольший уровень пульсаций давления в трубной камере на выходе из СГГ наблюдается при противодавлениях до кгс/см2 и составляет в нижней и верхней частях соответственно 2. кгс/см2 и 1,86 кгс/см2 - по эффективному значению, 12 кгс/см2 и кгс/см2 - по размаху.

Из анализа амплитудного спектра следует, что имеются выраженные дискретные составляющие с частотами 3000±200 Гц, 7500+300 Гц и с незначительно отличающимися амплитудами в диапазоне частот 11000...16000 Гц. Уровень пульсаций давления в нижней части трубной камеры на выходе из СГГ на 1 0... 15 % выше по сравнению с уровнем пульсаций давления в верхней части.

Уровень пульсаций давления в напорной магистрали при испытании всех изделий находится в пределах 1,2+0,3 кгс/см 2 по эффективному значению и в основном определяется низкочастотными составляющими (до 1000Гц), а в некоторых случаях с дискретными составляющими в области частот 1500 Гц, 2000 Гц, 3000 Гц.

Испытания СГГ 12 показали, что при расходе воды в диапазоне 13,2...13,4 м3/ч наибольший уровень пульсаций давления в трубной камере наблюдается при противодавлениях до 20 кгс/см2 и наибольшие значения соответственно в нижней и верхней частях трубной камеры на выходе из СГГ составляют 5,5 кгс/см2 и 3.3 кгс/см 2 - по эффективному значению, 27 кгс/см2 и 15 кгс/см2 - по размаху. Из амплитудного спектра пульсаций давления следует, что имеются выраженные дискретные составляющие с частотами 3000 Гц, 7000 Гц и с равномерной амплитудой в диапазоне частот 11000...16000 Гц.

Испытания СГГ1З показали, что при расходе воды в диапазоне м3/ч наибольший уровень пульсаций давления в 13,3...13, трубной камере наблюдается при противодавлениях до 20 кгс/см2 и составляет в нижней и верхней частях соответственно 2,62 кгс/см2 и 1,62 кгс/см2 - по эффективному значению, 13 кгс/см2 и 7,5 кгс/см2 - по размаху. Значимые амплитуды составляющих спектра находятся в диапазонах частот 4000...7500 Гц и 11000...16000 Гц.

Испытания СГГ14 показали, что при расходе воды 13,3...

1 3, 5 м 3 /ч при противодавлениях до 20...40 кгс/см2 уровень пульсаций давления в трубной камере на выходе из СГГ соответственно в нижней и верхней частях составляют 2,7±0,1 кгс/см2 и 1,6+0,2 кгс/см2 по эффективному значению. Распределение амплитуд по частотам аналогично изделию СГГ13.

Испытания СГГ(14+12) показали, что при расходе воды в диапазоне 8,3...8,9 м3/ч наибольший уровень пульсаций давления в трубной камере плавно снижается при увеличении противодавления с 20 кгс/см2 до 60 кгс/см2. По-видимому, как и для других испытанных СГГ, наибольший уровень пульсаций давления приходится на противодавление до 20 кгс/см2. Из амплитудного спектра следует, что значимые дискретные составляющие наблюдаются в диапазоне частот до 5000 Гц и с близкими к равномерному распределению по амплитуде наблюдаются в диапазоне частот 11000…16000 Гц.

УДК 622.276. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИЗУЧЕНИЕ СПЕКТРАЛЬНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ГИДРОАКУСТИЧЕСКОГО ГЕНЕРАТОРА В СТЕНДОВЫХ УСЛОВИЯХ Муфазалов Р. Ш., Арсланов Р.И., Зарипов Р. К., Зайдуллин А. И., Бадриев А.А., Маликова Э. Ф.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г. Октябрьском) Повсеместное внедрение гидроакустических технологий в нефтяной промышленности поставило вопрос об оценке эффективности их применения и соотнесении характеристик гидроакустических устройств с характеристиками оборудования и процессов, в которых они используются. Поскольку изучение данного оборудования в условиях производства ограничено технологическими особенностями, возникла необходимость в экспериментальном (стендовом) исследовании. В рамках данной программы было проведено исследование гидроакустических генераторов (ГАГ) с целью оценки их акустического воздействия на призабойную зону скважины и нормирования характеристик.

Программа испытаний ГАГ предусматривала последовательность следующих операций:

Регулировкой частоты вращения привода насоса устанавливались следующие значения расхода рабочей жидкости: 1, 1,5 и 2 литра в секунду.

2 При постоянном расходе, регулируемом частотой вращения привода насоса и контролируемом с помощью ультразвукового расходомера, задвижкой КН4 задавались требуемые значения противодавления : задвижка открыта, 5, 10, 15 и 19 МПа.

3 На всех вышеуказанных режимах по расходу и давлению производилась запись пульсаций давления датчиком ДП1 и затем датчиком ДП2. Перепад давления на ГАГ регистрировался по разнице показаний манометров МН 2 и МНЗ.

4 Пункты 1-3 проводились для второго ГАГ.

5 Пункты 1-3 проводились для пустого контейнера, т. е. без ГАГ.

По характерной форме возбуждаемых ГАГ пульсаций давления видно, что эти высокочастотные пульсации накладываются на низкочастотную составляющую, возбуждаемую плунжерами насоса.

Частота данной плунжерной составляющей рассчитывается исходя из оборотов привода насоса и лежит в пределах 7-17 Гц. Данный факт подтверждается испытаниями при отсутствии ГАГ, т.е. с пустым контейнером.

Из временной реализации пульсаций видно, что в спектре присутствуют и несколько кратных ей гармоник, "плунжерная" возбуждаемых за счет работы клапанов нагнетания насоса. Наличие в стендовой системе такой значительной низкочастотной составляющей (ее размах достигает 9... 10 МПа) приводит к колебаниям режимных параметров (противодавления и расхода) ГАГ, а также к уменьшению точности измерения акустических характеристик ГАГ.


Из спектральных характеристик излучения ГАГ видно, что в наибольшей степени на генерацию колебаний ГАГ влияет расход рабочей жидкости. Это, по-видимому, связано с интенсивностью вихреобразования истечения через сопла ГАГ.

Зарегистрирован спектральный максимум излучения на частоте примерно 1500 Гц и кратной ей составляющих. Частотный диапазон пульсаций ГАГ составляет 200-14000Гц.

Из анализа расчетов эффективных значений амплитуд колебаний давления (Аэфф) можно сделать следующие выводы:

1 Влияние противодавления на Аэфф. мало, особенно это заметно для генератора №2, испытание которого проходило без помех по питанию компьютера.

2 При увеличении расхода рабочей жидкости наблюдается рост Аэфф.

3 Генераторы № 1 и №2 имеют некоторый разброс характеристик, данные Аэфф для генератора №1 отличаются большим разбросом по режимам вследствие наличия сетевой помехи.

Форма спектральных характеристик генераторов №1 и № приблизительно одинакова.

Так как предусмотренные программой испытаний режимы соответствуют нижней границе рабочих режимов ГАГ, было решено оценить возможность форсирования расхода через ГАГ за счет опорожнения ПГА.

При этом был установлен максимальный по давлению и расходу режим (Р=19 МПа, Q=2,2 л/с) и затем при резком открытии крана КН проведена регистрация пульсаций давления на выходе ГАГ. Действующее значение пульсаций давления составило 0,71 МПа, что значительно выше соответствующих значений на режимах, предусмотренных программой испытаний.

Режим характеризовался высоким уровнем акустических шумов, излучаемых в атмосферу, что фиксировалось на слух.

Для предварительной оценки диапазона форсирующей добавки расхода был проведен эксперимент на нижней границе диапазона расхода (Р=19 МПа, Q=1 л/с), при этом также регистрировалось значительное увеличение пульсаций давления на выходе ГАГ на время опорожнения полости ПГА.

УДК 628.12.002. АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ НАСОСОВ СИСТЕМЫ ГОРОДСКИХ ВОДОКАНАЛОВ Сулейманов Р.Н., Хусаинов С.К.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском) Известно, что в настоящее время вопросам повышения эффективности эксплуатации насосного оборудования уделяется много внимания на соответствующих производствах, прежде всего агрегатам установленной мощностью 500 и более кВт [1]. При этом основное внимание уделяется вопросу определения к.п.д. насосного агрегата [2, 3], в то же время в стороне остается эффективность работы применяющегося электрооборудования, в частности электродвигателя, т.к. прямое измерение параметров, определяющих реальное к.п.д. электродвигателя, непросто [4, 5].

Нами показано, что использование так называемого скольжения S асинхронных машин S= (- р)/ позволяет определить момент на валу, реактивное сопротивление, и т. д.

(здесь р, - частота вращения ротора и магнитного поля статора).

В частности, развиваемый механический момент М на валу ротора равен М= 2*Мкр/(Sкр/S+ S/Sкр), где индекс «кр» означает критические параметры [5, 6].

Тогда фактическая механическая мощность Nмех будет равна Nмех = М*2**р= М*2***(1-S).

Используя последнее, можно достаточно точно определить косинус угла сдвига фаз между напряжением и током в статорной обмотке cos()=Nмех/(((3))*I*U), и сравнивая его с паспортным, оценить как реальный к.п.д.

электродвигателя, так и величину потребляемой реактивной мощности.

В работе приводится соответствующий расчет по двум агрегатам Октябрьского водоканала (Якшеевский водозабор, агр. №1, А4-450У-4У3 и городской водозабор, агр. №3, А3-315-У). Установлено, что имеет место работа двигателей как с перегрузкой (агр. №1 Якшеевского водозабора), так и с недогрузкой (агр.№3, городской водозабор). В первом случае измеренное значение скольжения (1.6 %) выше паспортного (1.2 %), что отражается на более высоком соs(), равном 0,93 (при паспортном 0.89);

при этом потребляемая реактивная мощность составляет 93 кВ*А, при паспортном 129 кВ*А.. Во втором случае, наоборот, указанные параметры будут изменяться в другую сторону по сравнению с паспортными.

Последнее характерно для широко распространенного на практике способа «регулирования» подачи, как «поджим» насоса, заключающегося в прикрытии выкидной задвижки;

при этом искусственно достигаемое уменьшение к.п.д. насоса ведет к ухудшению и электрических параметров двигателя (повышенное потребление реактивной мощности). Таким образом, насосы работают вне зоны оптимального к.п.д., и следовательно, можно рекомендовать закупку насосов малой производительности, что позволит персоналу насосных станций оперативно «подстраивать»

значения подач при суточных и сезонных колебаниях водопотребления. В целом же для «гарантированного» попадания в диапазон необходимых подач и напоров, необходимо иметь на насосных станциях более широкий спектр насосов разной производительности. Возникающие при этом эксплуатационные сложности компенсируются возможностью подбора таких режимов работы насосного оборудования, которые обеспечивают максимальные значения к.п.д., что в свою очередь существенно сокращает расходы на электроэнергию.

Список литературы 1 Хасанов Ф.Ф., Закиев В.Р., Таушев В.В., Гарифуллин И.Ш. Анализ опыта эксплуатации насосных агрегатов в системе ППД НГДУ "Уфанефть" // Нефтяное хоз-во. – 2002. -№4.- С. 98-101.

2 Яременко О.В. Испытания насосов.- М.: Машиностроение, 1976. 225 с.

3 Галеев А.С., Сулейманов Р.Н., Филимонов О.В. Эксплуатация насосного оборудования в нефтегазовой отрасли: Учеб. пособие. Альметьевск: АлГНИ, 2004.- 124 с.

4 Справочник по электрическим машинам: В 2 т./ Под общ. ред.

И. П. Копылова и Б. К. Клокова. - М.: Энергоатомиздат, 1988.-Т.1.- 456 с.

5 Справочник по электрическим машинам: В 2-х т./ Под общей ред.

И. П. Копылова и Б. К. Клокова. - М.: Энергоатомиздат, 1989.-Т.2.- 688 с.

6 Сулейманов Р.Н., Галеев А.С., Бикбулатова Г.И. Эффективность работы насосных агрегатов.- Уфа: УНТУ, 2004.- 109 с.

УДК 502. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ НЕЙТРАЛИЗАЦИИ НЕФТЕШЛАМОВ Суфиянов Р.Ш., Суфиянова С.Р.

(Альметьевский государственный нефтяной технический университет) Экологическая программа ОАО «Татнефть» на период 2000- годы предусматривает внедрение прогрессивных технологий в нефтегазодобывающую деятельность и выполнение при этом важнейших природоохранных мероприятий. В числе других приоритетными направлениями являются: внедрение экологически чистых технологий при бурении и капитальном ремонте скважин и утилизация нефтешламов (НШ). Наиболее проблемной является утилизация НШ, состоящих, кроме воды, химических реагентов, в основной своей массе из механических примесей (земли, песка, глины и т.д.). К основным методам их переработки относятся: утилизация с применением различных добавок (цемент, негашеная известь и др.) с получением различных строительных материалов (смеси для подсыпки под основания дорог и т.д.);

экстракция нефтепродуктов из замазученных земель при помощи органических растворителей с доведением содержания нефтепродуктов до требуемых норм с последующим возвращением их в хозяйственное пользование;

сжигание НШ в специальных печах с образованием золы, используемой для приготовления асфальтобетонной смеси и т.д.;

отмывка НШ горячей водой или раствором ПАВ;

отвердение стеклом, (жидким портландцементом и т.д.) для пресечения миграции нефтепродуктов и захоронение НШ в герметичных земляных амбарах;

биодеструкция НШ с помощью микроорганизмов, бактериальных препаратов и др.;

комбинированная технология переработки НШ, включающая ряд вышеперечисленных методов. В зависимости от типа НШ применяют тот или иной метод, но наиболее приоритетным направлением является внедрение современных технологий в нефтедобывающую отрасль, что позволит свести к минимуму образование НШ и приведет к сохранению окружающей природной среды в более естественных условиях.

УДК 622.276. ГИДРОАКУСТИЧЕСКАЯ ТЕХНИКА И ТЕХНОЛОГИЯ ДЛЯ ОБРАБОТКИ И СМЕШЕНИЯ МНОГОКОМПОНЕНТНЫХ И МНОГОФАЗНЫХ СИСТЕМ Муфазалов Р.Ш. (НПФ "Тимурнефтегаз"), Арсланов И.Г., Бадриев А.А., Маликова Э.Ф.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском) Анализ многочисленных источников литературы и промышленные испытания позволяют утверждать, что в настоящее время существующее смесительное оборудование не обеспечивает высокую степень дисперсности и, соответственно, агрегативной устойчивости смесей. Это связано с тем, что сырьевая смесь даже после многократной обработки находится в агрегативно-неустойчивом состоянии.

Условия идеального смешения, при которых значения концентрации и температуры во всех точках объема аппарата в любой момент времени одинаковы, выполняются до известной степени при использовании смесителей на основе гидроакустических устройств.

Для реализации широкого круга технологических процессов разработаны и созданы гидроакустические генераторы с регулируемыми амплитудно-частотными параметрами различных конструкции, в том числе гидроакустические генераторы, работающие в режиме параметрического усиления: вихревые [1], торроидальные [2], дисковые [3], диафрагменные [4], а также их сочетание. На основе базовых гидроакустических генераторов созданы вихревые смесители диспергаторы для различных технологических процессов [5], в том числе для совершенствования процесса получения технического углерода, нефтяного битума и пигментированных лакокрасочных материалов.

В зависимости от требуемой степени смешения компонентов созданы гидроакустические устройства с регулируемыми выходными параметрами.

Амплитудно-частотные параметры гидроакустических устройств при заданных расходных характеристиках и геометрических размерах регулируются за счет изменения объема резонансной камеры и управляемого противодавления в системе [6].

Повышение статического давления в жидкости является эффективным методом увеличения кавитационного разрушения.

Кавитация возникает в результате потери устойчивости зародышей кавитации (наличие микроскопических газовых пузырьков, многофазности системы и т.д.), попадающих в область повышенного давления в гидроакустическом поле. Количественно момент возникновения кавитации и степень ее развития оценивается критическим числом кавитации, которое определяется по формуле Ро Рн Х=, (1) Ра где Ро – гидростатическое давление жидкости, находящееся в гидроакустическом поле;

Рн – давление насыщенного пара жидкости;

Ра амплитуда гидроакустического давления.

Поскольку максимальная амплитуда звука Ра в кавитационной области редко превышает значение (0,4 – 0,6)Ро, то повышение статического давления позволяет увеличить амплитуду звука, действующего на кавитационный пузырек, и, следовательно, существенно увеличить скорость захлопывания пузырька. Повышение статического давления до 5 – 10 атм приводит к увеличению скорости кавитационного разрушения на 2 – 3 порядка.

Повышение звукового давления Ра при постоянном статическом давлении Ро приводит к повышению интенсивности кавитации до такого состояния, когда кавитационный пузырек уже не успевает захлопнуться и вырождается в пульсирующий. Аналогично, при постоянном звуковом давлении увеличение статического давления приводит к повышению эрозионной активности кавитации лишь до тех пор, пока статическое давление не станет равным или не превысит звукового давления. При этом кавитационное воздействие вовсе подавляется.

Анализ формулы (1) показывает, что при неизменных значениях Рн и Ра увеличение гидростатического давления жидкости Ро путем создания противодавления в зоне воздействия гидроакустических волн приводит к увеличению числа (порога) кавитации.

На рисунке 1 представлена зависимость, показывающая влияние противодавления на амплитуду ускорения колебаний, применительно к гидроакустическому смесителю-диспергатору [5]. Как видно из графика, существует оптимальное соотношение между давлением жидкости и противодавлением в системе.

Амплитуда ускорения, м /(с*с) 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Противодавление, М Па Рисунок 1 - Влияние противодавления на амплитуду ускорения колебаний в смесителе при давлении жидкости в 2,0 МПа Объем резонансной камеры также влияет на амплитуду ускорения колебаний. Изменение амплитуды колебаний в зависимости от объема резонансной камеры при различных значениях противодавления представлены на рисунке 2.

При оптимальном соотношении между звуковым и статическим давлением интенсивность кавитации, следовательно, и эффективность звукового воздействия максимальна. Изменяя одновременно и звуковое, и статическое давление и добиваясь между ними оптимального соотношения за счет изменения объема резонансной камеры и противодавления в системе, можно многократно повысить интенсивность ультразвукового воздействия.

Амплитуда укорения, м /( с*с) 15 dP = 0 МПа dP = 0,4 МПа 0 20 40 60 80 100 Степень открытия регулировочного винта, % Рисунок 2 - Влияние степени открытия регулировочного винта резонансной камеры на амплитуду ускорения при различных значениях противодавления. Давление жидкости Р=2,0 МПа Таким образом, при одновременном воздействии на многофазную среду репрессией и гидроакустической энергией и оптимальном соотношении этих параметров создаются благоприятные условия для интенсивного развития кавитационных процессов, что приводит к интенсификации процесса смешения и диспергирования многофазных и многокомпонентных систем.

Список литературы 1 А.с. СССР № № 1628329, 1635383, 1707177, 1779737, 1826580.

2 А.с. СССР № № 1538584, 1688616, 1471638.

3 А.с. СССР № № 1633869, 1658450, 1674597.

4 А.с. СССР № № 1655158, 1572093, 1623032, 1633869.

5 Патенты РФ № № 1839612, 1839613, 2124933, 2032325.

6 Муфазалов Р.Ш., Арсланов И.Г. и др. Акустическая технология в нефтехимической промышленности. - Казань: Изд-во "Дом печати", 2001.-145с.

УДК 622.276. КАЧЕСТВЕННО-КОЛИЧЕСТВЕННАЯ ОЦЕНКА ГИДРОАКУСТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ СМЕШЕНИЯ ЖИДКИХ КОМПОЗИЦИИ Бадриев А.А.

(Филиал Уфимского государственного нефтяного технического университета в г.Октябрьском) Смешение относится к важнейшим процессам для самых различных отраслей промышленности, в том числе химической и нефтехимической, а также для нефтегазового комплекса в целом.

Аппараты с перемешивающими устройствами используются для проведения весьма разнородных технологических процессов, таких как диспергирование, адсорбция, экстрагирование, гомогенные и гетерогенные реакции.

Качественную и количественную оценку предлагаемой модели смешения на основе применения гидроакустических смесителей диспергаторов [1] можно проводить на основе анализа закономерностей турбулентного переноса частиц в камере смешения. Для этого была разработана в лабораторных условиях Октябрьского филиала УГНТУ установка для моделирования процессов смешения многофазных сред.

Установка, представленная на рисунке 1, позволяет в лабораторных условиях:

моделировать процесс смешения жидких композиционных материалов с получением конечного продукта при периодическом режиме работы;

- проводить визуальный мониторинг за технологическим процессом смешения при непрерывном режиме работы с выводом изображения в цифровом виде;

- определять необходимые рабочие характеристики существующих типов смесителей;

- получать уравнения для расчета средних значений коэффициента турбулентной диффузии, удельной кинетической энергии турбулентности, ее диссипации.

Установка состоит из герметичных стеклянных камер 1 и 2 для непосредственного смешения сырья при определенных параметрах, гидроакустического смесителя-диспергатора 3 и струйных или иных типов смесителей 4 для сравнительного анализа рабочих характеристик, центробежного насоса 6, приемо-раздаточных патрубков 5, 7, 14 и сливной емкости 8. При этом расход жидкости регулируется задвижками 9.

Дифференциальные манометры 10 и 11, соединенные с трубками 12 и через гибкие шланги, предназначены для определения перепада давлений жидкости на разной высоте камер смешения. Камеры могут работать как вместе, так и в автономном режиме.

Рисунок 1- Схема установки для исследования гидродинамики смешения многофазных сред Для лучшей оценки поля скоростей использованы частицы сферической формы с плотностью большей, чем плотность смешиваемой среды. Гидродинамика движения частиц при использовании различных устройств представлена на рисунке 2.

В качестве одного из вариантов проведен сравнительный анализ процессов смешения при использовании гидроакустического смесителя диспергатора и механической мешалки лопастного типа (рисунок 2, б, г), т.к. профили скоростей при этом максимально приближены друг другу.

Исходной посылкой служит тот факт, что окружная скорость и её радиальный коэффициент в обоих случаях существенно превышает остальные пространственные составляющие и их градиенты. Это позволяет, определяя локальные значения коэффициентов турбулентного переноса DТЛ (r ), отождествить градиент скорости осредненного течения с радиальным градиентом окружной скорости. Учитывая наличие осевой симметрии поля скоростей и постоянство профиля скорости по высоте в основной части объема, имеем d (r ) DТЛ (r ) = l 2, (1) dr d ( r ) где l - длина перемешивания, м;

- абсолютное значение градиента dr окружной скорости на радиусе r, c-1.

Согласно уравнение профиля окружной скорости для [2], механической мешалки лопастного типа приобретает вид ( r ) = r ( 1 r 3 + 2 r 2 + 1), (2) 2 = 0,5 1,25 1, (3) 1 = f ( E ) - параметр где функция представлена в виде ряда r = r R ;

распределения скорости.

а-струйная форсунка;

б-смеситель механический лопастного типа;

в-центробежно-вихревая форсунка;

г-гидроакустический смеситель диспергатор Рисунок 2 Динамика движения сферических частиц при использовании различных типов смесителей Сравнительный анализ гидродинамики смешения позволяет утверждать, что профили окружных скоростей гидроакустического смесителя-диспергатора и механических мешалок лопастного типа аналогичны и равны в векторном отношении при условии равенства мощностей и радиусов R камеры закручивания и лопасти соответственно.

Тогда, дифференцируя выражение (1) по ряду r, получим d (r ) = 41r + 3 2r +1.

(4) dr Таким образом, локальное значение коэффициента турбулентного переноса для гидроакустического смесителя-диспергатора определяется по уравнению DТЛ (r ) = l 2 (4 1r 3 + 3r 2 + 1) sin( ), (5) где угол между осью входного канала и осью сопла гидроакустического смесителя-диспергатора.

Среднее значение диссипации удельной кинетической турбулентности согласно [2] определяется по формуле (D ) Л (r ) 0 = Т. (6) (0,1R ) Необходимо отметить, в отличие от механических мешалок, где существует некоторая цилиндрическая поверхность, на которой в соответствии с уравнением (4) коэффициент турбулентной диффузии обращается в нуль или резко уменьшается [2], в предлагаемой камере смешения коэффициент турбулентной диффузии имеет равномерное распределение (рисунок 3).

Применение вихревой камеры смешения сырья на основе предлагаемой модели способствует увеличению средних значений диссипации удельной кинетической энергии турбулентности (рисунок 4).

DТ, м2/с C f() r =r R Рисунок 3- Распределение коэффициента турбулентной диффузии DТ r =r R относительно радиуса вихревой камеры и параметра распределения тангенциальной скорости жидкости 1 = f ( ) Максимальная величина определяет интенсивность смешения жидких потоков на микроуровне (Колмогоровский масштаб [3, 4, 5]), что обеспечивает возникновение мелкомасштабных сдвиговых деформаций и, как следствие, получение тонкодисперсных эмульсий и суспензии.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 11 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.