Расчетная часть-Расчет проточно-кавитационного реактора кориолисового расходомера компании Micro-Motionна входе в сепаратор АГЗУ групповой замерной установки «Мера-ММ2»-Курсовая работа-Дипломная работа-Оборудование для добычи и подготовки нефти и газа

Расчетная часть-Расчет проточно-кавитационного реактора кориолисового расходомера компании Micro-Motionна на входе в сепаратор АГЗУ групповой замерной установки «Мера-ММ2»: Прочностные расчеты сепаратора, Расчет фланцевого соединения, Укрупнённый геометрический расчет протяжённости кавитации и кавитатора измерительного комплекса-Курсовая работа-Дипломная работа-Оборудование для добычи и подготовки нефти и газа

7 Техническое предложение
Техническим предложением является:
Замена вихревого манометра на выходе из сепаратора, служащего для замера количества жидкости, на кариолисовый расходомер фирмы Micro-Motion.
Замена обусловлена тем, что, судя по отзывам эксплуатирующего пер-сонала, данный прибор начал давать неприемлемую погрешность измерений по прошествии 3 мес. работы.
Предлагается заменить вихревой расходомер на более надежный ко-риолисовый расходомер компании Micro-Motion.
Данное оборудование обладает высокой надежностью и малой по-грешностью измерений. Компания Micro-Motion имеет большой опыт во внедрении данного оборудования в нефтедобывающей сфере. В частности данные расходомеры устанавливались на месторождениях компаний Газ-пром-Нефть и Лукойл.
С целью расширения функциональных возможностей АГЗУ «Мера» предлагается установить на входе в сепаратор АГЗУ проточно-кавитационный реактор. Это позволит производить разделение ГЖЗ на этапе измерения и, т.о. совместить функции замера сепаратора АГЗУ и функции разделения ГЖЗ сепаратора первой ступени системы подготовки нефти. Ис-пользование проточно-кавитационных реакторов для процесса сепарации является довольно перспективным, но, вместе с тем, мало изученным. Таким образом, в случае успеха полевых испытаний, возможен отказ от сепараора первой ступени системы подготовки нефти.

8 Расчетная часть
Рассчитаем скорость жидкости в патрубках системы АГЗУ «Мера»
,        (5)

где V – скорость жидкости, м/с;
Q - производительность, т/сут;
d - внутренний диаметр, мм.

Среднедебитная скважина Ванкорского месторождения имеет произво-дительность 380 куб. метров в сутки.
Диаметр условного прохода трубопровода составляет 150 мм.
Таким образом

,

Прочностные расчеты сепаратора

Теории прочности, допускаемые напряжения и запасы прочности. При расчете сосудов на прочность применяют следующие теории прочности:
1. Первая теория прочности - наибольших нормальных напряжений, по которой за расчетное принимают наибольшее кольцевое напряжение, опре-деляемое для тонкостенных сосудов по формуле

,       (6)

где - кольцевое напряжение, Па;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dс - средний диаметр сепаратора, м;
s - толщина стенки сепаратора, м.
Примем допущения, что

       (7)

,       (8)

где - наибольшее кольцевое напряжение, Па;
- допускаемые напряжения при рабочей температуре, Па;
dс - средний диаметр сепаратора, м;
dв - внутренний диаметр сепаратора, м;
s - толщина стенки сепаратора, м.
Тогда толщина стенки

,       (9)

где s - толщина стенки сепаратора, м;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dв - средний диаметр сепаратора, м;
- допускаемые напряжения при рабочей температуре, Па;

.    (10)


Определим средний диаметр сепаратора по формуле (8)

dc = 1,34 + 0,01 = 1,35 м.

Найдя все величины, можно определить по формуле (6)

,      (11)

2. Вторая - теория наибольших касательных напряжений, по которой за эквивалентное берут разницу между наибольшим и наименьшим напряже-ниями, то есть

σэкв = σ1 – σ3 ,     (12)

Для тонкостенных сосудов имеем

,       (13)

,       (14)

где - кольцевое напряжение, Па;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dс - средний диаметр сепаратора, м;
s - толщина стенки сепаратора, м.



,       (15)

где - эквивалентное напряжение, МПа;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dв - внутренний диаметр сепаратора, м;
s - толщина стенки сепаратора, м.
Расчетная формула толщины стенки при имеет вид
,      (16)


где s - толщина стенки сепаратора, м;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dв - внутренний диаметр сепаратора, м;
- допускаемые напряжения при рабочей температуре, Па.
,     (17)

Найдя все величины, можно определить по формуле (15)

,    (18)

3. Третья — энергетическая теория прочности, по которой

  (19)
где - эквивалентное напряжение, МПа;
- наибольшее кольцевое напряжение, Па;
- меридиональное (продольное) напряжение, МПа.

,      (20)

где - меридиональное (продольное) напряжение, МПа;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dв - внутренний диаметр сепаратора, м;
s - толщина стенки сепаратора, м;



Расчетная формула толщины стенки

,      (21)

где s - толщина стенки сепаратора, м;
рв - внутреннее давление в сепараторе, Па;
dв - внутренний диаметр сепаратора, м;
- допускаемые напряжения при рабочей температуре, Па.

.

Подставив значение и и приравняв к нулю (в сосудах большо-го диаметра рв << ), получим



Анализ данных расчетов показывает, что наименьшая толщина стенки получается по третьей теории прочности.
Для расчета сосудов, работающих при внутреннем давлении, прини-мают формулы, полученные из первой теории прочности, и компенсируют погрешность расчетных формул введением запаса прочности nт = 1,2. По-этому напряжение при испытании сосуда должно составлять

,       (22)

где σ - напряжение при испытании сосуда, МПа;
- допускаемые напряжения при рабочей температуре, МПа.
С другой стороны, давление испытания превышает рабочее, а следова-тельно, и напряжение при испытании превышает допускаемое рабочее в 1,25 раза, то есть

,      (23)

.

Для стали
,      (24)

где - предел прочности, МПа.
Следовательно

,       (25)

где - допускаемые напряжения при рабочей температуре, МПа;
- предел прочности, МПа;
n – коэффициент запаса.

.

Условие прочности сосуда при испытании

,       (26)

.

то есть, условие соблюдается.

Расчет фланцевого соединения
Рассчитаем шпильки во фланцевом соединении корпуса и крышки се-паратора на прочность.
Определим площадь фланца.

,      (27)
где S – площадь фланца, м2;
D – внутренний диаметр, м.

.

Определим силу, действующую на площадь фланца.

,       (28)

где F - сила, действующая на площадь фланца, Н/м2;
P - рабочее давление, Па;
S – площадь фланца, Н/м2;



Рассчитаем силу, действующую на каждую шпильку крепления во фланце.

,        (29)

где - сила, действующая на каждую шпильку крепления во фланце, Н/м2;
F - сила, действующая на площадь фланца, Н/м2;
z - количество шпилек;
k – коэффициент неравномерности.



.

Материал шпильки 40Х, = 6500 Н/см 2
Запас прочности по нормальным напряжениям

,       (30)

где - запас прочности по нормальным напряжениям;
– предел текучести, Н/м2;
- нормальные напряжения в теле шпильки, Н/м2.
.

Укрупнённый расчет потерь давления в напорной и сливной
гидролиниях кавитатора измерительного комплекса
Путевые и местные потери давления определяем по формулам. Пу-тевые потери находим следующим образом:

Pп = Pп. н. + Pп. с.,       (31)

Pп = н · · lнdн ∙ Vн2/2 + с ∙ ∙ lс/dс ∙ Vc2/2 , Па,   (32)

где н с – коэффициенты трения жидкости в напорной и сливной гид-ролиниях;
- плотность жидкости (гудронной нефтяной фракции), Н∙с2/м4;
lн и lс – длины напорной и сливной гидролиний, м;
dн и dс – диаметры напорной и сливной гидролиний, м;
Vн и Vc – скорости потока жидкости в напорном и сливном трубопро-водах, м/с.
Как и при расчете давления во всасывающем трубопроводе, составляем таблицу, в которую заносим все переменные параметры, определенные из графиков или расчетным путем.
Число Рейнольдса для ламинарного потока рабочей жидкости опреде-лим по формуле:
Reн = Vн∙ dн / ,       (33)

Число Рейнольдса для турбулентного потока рабочей жидкости опре-делим по формуле:

= 0,316· Re-0,25       (34)

Затем вычислим коэффициенты трения жидкости для напорного и сливного трубопроводов. Результаты занесем в таблицу 3.

Таблица 3 - Зависимость потерь давления в гидросистеме от температуры
Параметры Температура рабочей жидкости, C  
 -20 0 20 40 60 80
v, м2/с · 10-6 2000 260 65 26 13 8
p ,Н·с2/м4 910 895 875 865 850 838
Reн 40 307,69 1230,77 3076,92 6153,85 10000
λс 1,88 0,24 0,06 0,042 0,035 0,03164
Reс 28 215,38 861,54 2153,85 4307,69 7000
λн 2,68 0,35 0,09 0,0348 0,039 0,034
Bн 18 2,5 1,4 1 1 1
Bc 24 3,8 1,5 1,05 1 1
∑ ∆Pп, Па 6693960 843985 207375 131307 111775 99091,82
∑ ∆Pм, Па 1790880 256328 124950 87711 85000 83800
∑∆P 8,4848 1,1003 0,3323 0,219 0,1968 0,1829

Местные потери давления находим с помощью следующих формул:

Pм = Pм. н. + Pм. с.,      (35)

Pм = н ∙bн ∙∙vн2/2 + с∙bс∙∙vс2/2,    (36)

где н и с - коэффициенты местных сопротивлений в напорном и слив-ном трубопроводах;
bн и bс – поправочные коэффициенты, учитывающие влияние вязкости жидкости на местные потери давления в напорном и сливном трубопрово-дах;
vн и vс - скорости потока жидкости в напорном и сливном трубопрово-дах, м/с;
- плотность жидкости.

Укрупнённый геометрический расчет протяжённости кавитации и кавитатора измерительного комплекса
При экспериментальных исследованиях проточных кавитаторов предлагаемой нами конструкции была получена эмпирическая зависимость вида.

       (37)

Sк – площадь миделя каверны 0,001м2
Sт – площадь кавитатора 0,00785 м2
χ – число кавитации потока 0,57
Lк – общая длинна кавитатора (м)
dт – диаметр входного трубопровода в кавитатора.

      (38)

Следовательно рекомендуемая длинна кавитатора определится из зависимости

=0,392м.