3.2热油管道的压降计算

2015/12/22
输油管道设计与管理
14
(1)根据 TR 和Tz确定整个加热站间是否有流态转变，若站间 有流态转变，则摩阻应分段计算; (2) 按照平均油温和计算输量计算站间的平均水力坡降i，并 用此值判断有无翻越点（一般用图解法）; (3) 计算全线所需压头 HR 。当全线 K值相同时，加热站一般 按等间距布置考虑。所以各个站间的摩阻 hR相同，因此 无翻越点时，全线所需压头为:
式中： ηR—加热系统的效率； E —燃料油低发热值，kJ/kg
2015/12/22
q 3600 E R
输油管道设计与管理
13
二、确定泵站数、布站
1、泵站数确定 热油管路泵站数的确定不同于等温管的特点： 泵站数不仅取决于管径和泵站的工作压力，还取决于热力 条件，即必须在热力条件已定的基础上计算全线摩阻损失 以确定泵站数。 假设确定泵站数之前热力计算已经完成，即全线有座nR 个加热站，加热站的进出站温度为Tz和TR，热站间距为 LR，则泵站可按下述步骤确定：
第二节 热油管道的压降计算
一、热油管道摩阻计算的特点
热油管道的摩阻计算不同于等温管路的特点就在于： 1．沿程水力坡降不是常数。 由于热油沿管路的流动过程中，油温不断降低，粘度不 断增大，水力坡降也就不断增大，所以热油管道的水力 坡降线不是直线，而是一条斜率不断增大的曲线。 2．应按一个加热站间距计算摩阻。 因为在加热站进出口处油温发生突变，粘度也发生突变， 从而水力坡降也发生突变，只有在两个加热站之间的管 路上，水力坡降i的变化才是连续的。
2015/12/22
输油管道设计与管理
2
①计算加热站间油流的平均温度 Tpj ，Tpj 1 (TR 2TZ )
3
②由粘温特性求出温度为Tpj时的油流粘度υpj。
③一个加热站间的摩阻为： Q 2 m m pj hR LR 5 m D1 2、分段平均温度计算法
当站间起终点粘度变化较大时，用站间平均温度法计算摩 阻损失误差较大。此时可将站间分成若干小段，分段计算 管路的摩阻。其方法是：
一、确定加热站数及其热负荷
确定了加热站的进、出口温度，即加热站的起、终点温度TR 和 TZ 后，可按最低月平均地温，及全线的近似K值估算加热 站间距 LR 。 GC TR T0 b L ln R KD TZ T0 b
加热站站数 nR 按下式计算并化整
nR L / L R
2015/12/22
输油管道设计与管理
19
①在一个加热站间内，沿管道选取若干个截面，在温降曲
线上查得对应截面的油流温度;
②根据油流温度，在油品粘温曲线上查得对应温度下的油
品粘度;
③根据油流粘度计算油流至对应截面的摩阻，并按相同的
比例在管道纵断面图纵断面线以上表示出该摩阻;
④连接各点，形成的光滑曲线，即为加热站间管道的水力
2015/12/22
输油管道设计与管理
17
(4) 设计算输量下泵站的扬程为HC，泵站站内损失为hc， 一般取hc＝10～20m油柱，则所需泵站数为：
HR H c hc 显然也存在np的化整问题。np的化整要与加热站数的化 整相结合，进行综合考虑。化整的原则与等温管道相 同，不同的是热油管道的输量调节更方便，即还可以 通过调整热力参数来调节。 np
2015/12/22
输油管道设计与管理
4
⑶根据Tpj计算对应的油品粘度υpj及该小段的摩阻
hRi
Q
2 m

m pj
D
5 m 1
li
hRi
i 1 n
则整个加热站间的摩阻为
h
R
不论热油管线处于层流还是紊流，都可以采用分段计算 法计算摩阻。分段越小，每段的温降越小，摩阻计算越 精确，当然计算量也就越大。因此分段法更适合于计算 机计算。
2015/12/22
输油管道设计与管理
5
3、由粘温关系式推导的摩阻计算式
基本思路：以列宾宗公式为基本计算公式，在前述温降公式 和粘温方程的基础上，列出热油管道摩阻计算的微分方程式， 然后积分求解(该方法又称为理论公式法)。
在距加热站出口为l的地方取一微元段dl，此处油温为T，粘度 为υ，管内径为D1，根据列宾宗公式，微元段上的摩阻为：
坡降线。如图所示。
2015/12/22
输油管道设计与管理
20
t
L
2015/12/22
输油管道设计与管理
21
3、 站址的调整
在纵断面上初步确定加热站和泵站的位置后，常需要调整加热站和泵
站的位置，尽量使两者合并成热泵站。这样可以节省投资和经营费用， 方便输油管理。我国在平原地区建设的热油管道，一般都能满足这一
2015/12/22
输油管道设计与管理
22
泵站和加热站合并可以从三方面考虑：
①调整加热站位置或加热站数使加热站向泵站方向合并。当计算的加热 站和泵站数相同时，对于平原地区，适当移动热站位置即可与泵站合 并；当计算的热站数少于泵站数但又较接近时（例如热站数为3，泵 站数为4），可以增加热站数使每座泵站均变成热泵站；当热站数多
1 mu( TR T0 b ) Ei mu( TR T0 b ) Ei mu( TZ T0 b ) l e AR
2015/12/22
输油管道设计与管理
8
上述公式可用于分析热油管道特性及其变化规律。帮助指 导生产管理。但该公式要用到幂积分函数，计算较麻烦， 给电算带来了一定的困难。另外，对于含蜡原油，粘温关 系式用某一个方程描述也不合适，故工程上很少采用。 最后强调一点无论采用什么方法计算摩阻，都要先判断流 态。如果中间有流态转变，则应分段计算摩阻。
2015/12/22
输油管道设计与管理
3
⑴将站间管路按管长或温度区间分成几段，各段的长度根 据实际情况而定。一般每小段的温降不超过5℃，在非牛 顿流体摩阻计算中有时需要按每小段温降1℃来划分。 ⑵从加热站出口开始，由温降公式逐段计算每一小段的起 终点温度或每小段的长度，并计算其算术平均温度。 对于第i小段，起终点温度分别为 Ti和Ti+1，则其算术平 均温度为Tpj=(Ti+Ti+1)/2。若分段是按长度划分的，则每 段长度 li 已知，根据 Ti 和 li，由温降公式求 Ti+1；若分段 是按温度区间划分的，则 Ti 和 Ti+1 已知，可由温降公式 求得每小段的长度li。
) u( T T0 b )
e
③
将式②③代入式①并整理得：
dhR
hTR alR
e
mu( TR T0 b ) mu( T T0 b )
e
dT T T0 b
④
式中 hTR为油温为TR的等温输油管道的摩阻。
令
AR = al R
t e 且已知 dt Ei ( x ) t x
2015/12/22
输油管道设计与管理
9
4、径向温降对摩阻的影响
热油管道径向的速度和温度分布
2015/12/22
输油管道设计与管理
10
由于热油沿径向散热，所以油流在径向存在温度梯度，管中 心温度较高，管壁处较低。径向温降的存在，使管内油品沿 径向产生自然对流，加剧了油流的扰动，使流速分布发生畸 变，从而引起附加摩阻损失，通常用径向温降修正系数来表 示。从而加热站间管路的摩阻损失为: hR hTR l r
r (bi / y ) 式中： Δr—径向温降修正系数； ε—系数，层流为0.9，紊流为1.0 ω—指数，层流为1/3~1/4，紊流为1/3~1/7
υbi—管壁平均温度 Tbi下的油品运动粘度 υy—油流平均温度 Ty 下的油品运动粘度
2015/12/22

输油管道设计与管理
11
第三节 确定和布置加热站、泵站
H R nRhR nRhξ ΔZ H sZ
2015/12/22
输油管道设计与管理
15
若加热站间热力条件不同，则：
H R hRj nR hξ ΔΖ Η sZ
j 1
nR
有翻越点时，全线所需压头为：
H R hRL f hξ ΔΖ f Η sZ
式中：HRLf为起点到翻越点的摩阻损失;
2015/12/22
输油管道设计与管理
1
二、计算热油管道摩阻方法
热油管道摩阻计算有三种方法：
(1) 平均温度计算法
(2) 分段计算法 (3) 基于粘温关系的方法
1、站间平均油温计算法 输送含蜡原油的管路多在紊流光滑区工作，此时摩阻与 粘度的0.25次方成正比，当加热站间起终点温度下的粘 度相差不超过一倍时，取起终点平均温度下的粘度，用 等温输油管的摩阻计算方法计算一个加热站间的摩阻， 误差不会太大。具体步骤是：
h 为翻越点之前各加热站的站内损失之和；
ΔΖ f 为翻越点与起点的高程差；
2015/12/22
输油管道设计与管理
16
Η sZ 为翻越点或终点要求的动水（剩余）压力；
hξ为一个加热站的站内损失，一般取10～20m油柱。 说明：当有翻越点时，翻越点一般不与加热站重合，故 翻越点到其前一站的平均油温要高于整个加热站间的平 均油温，准确计算摩阻应按这一段的平均油温计算。但 在设计计算中，为了简化计算，一般仍按热站间的平均 水力坡降计算该段的摩阻。
且接近于泵站数的倍数时，可以增加热站数使泵站均变成热泵站，并
在泵站间设置单独的加热站。 ②改变泵站特性或泵站数使之向热站方向合并。当可供选择的泵型号较多， 如多级泵有不同的级数，串联泵有不同的扬程时，可以在管路强度允许
的范围内，各自选择不同型号的泵，使各站的扬程不同可以做到泵站与
热站的合并。若计算的泵站数小于热站数且两者相近时（如泵站数为 3， 热站数为4），可以适当增加泵站数使全线均为热泵站，等等。