Cfd-моделирование процессов теплообмена труб удобообтекаемой формы с неполным поперечным оребрением Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

Рис. 1. - Шарнирно-стержневой гидроманипулятор

Рис. 2. - Силовая схема шарнирно-стержневого гидроманипулятора Литература

1. Кривельская Н.В. Совершенствование сельскохозяйственных шарнирно-стержневых гидроманипуляторов с

пространственным приводным механизмом: Дис. ... к-та техн. наук / ВГСХА. - Волгоград, 2004. - 196 с.

2. Кривельская Н.В. Совершенствование сельскохозяйственных шарнирно-стержневых гидроманипуляторов с

пространственным приводным механизмом: Монография / ВГСХА. - Волгоград, 2010. - 104 с.

Письменний Е.Н., Рогачов В.А., Баранюк А.В., Семеняко А.В., Вознюк М. М.

Национальный технический университет Украины, "Киевский политехнический институт"

CFD-МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛООБМЕНА ТРУБ УДОБООБТЕКАЕМОЙ ФОРМЫ С НЕПОЛНЫМ

ПОПЕРЕЧНЫМ ОРЕБРЕНИЕМ

Аннотация

Статья посвящена актуальной задаче усовершенствования и создания эффективных теплообменных аппаратов на основе новых видов развитых конвективных поверхностей, состоящих из пакетов плоско-овальных труб с неполным поперечным оребрением, разработанных в НТУУ «КПИ»

Ключевые слова: эффективность, интенсивность теплообмена, численное моделирование, верификация.

Pis’mennyi E.N., Rogachev V.A., Baranyuk A.V., Semenyako A.V., Voznyuk M.M

National technical university of Ukraine is the "Kiev polytechnic institute"

30

CFD-MODELING OF PROCESSES OF HEAT EXCHANGE TUBES OF COMFORTABLE-SHAPED FORM WITH

INCOMPLETE FINING

Abstract

The article is devoted the actual task of improvement and development of effective heat-exchange vehicles on the basis of new types of the developed convectiv surfaces, consisting of packages of trivial-oval tubes with incomplete transversal fining, developed in NTUU «KPI».

Keywords: efficiency, intensity of heat exchange, that can be torn off flow, verification.

Введение

При усовершенствовании и создании современных теплообменных аппаратов (ТОА) одним из главных факторов, влияющим на повышение их теплоаэродинамической эффективности, является интенсификация теплообмена в конвективных поверхностях из которых состоят теплообменные секции ТОА. Решение данной проблемы невозможно без разработки теплообменных устройств на основе высокоэффективных развитых оребренных поверхностей.

Известно, что в настоящее время в связи со значительным повышением стоимости металла при больших объемах производства теплообменного оборудования целесообразно использовать идеи и разработки, которые приводят к снижению его металлоемкости при прочих равных условиях на несколько процентов. При этом значительное внимание уделяется технологичности развитых поверхностей и уменьшению энергозатрат при их эксплуатации. В условиях отечественного производства актуальны более жесткие требования - повышение эффективности теплообменных поверхностей без существенного изменения технологии их изготовления. Важным также остается требование ремонтопригодности оборудования без демонтажа больших его модулей.

Сказанному выше отвечают, разработанные в НТУУ «КПИ» плоско-овальные трубы с неполным поперечным оребрением [1-3], позволяющие на 5 - 10 % снизить металлоемкость теплообменных устройств по сравнению с существующими типами теплообменников при их неизменном аэродинамическом сопротивлении. Элементы предложенных теплообменных поверхностей изготавливаются с помощью безотходных высокопроизводительных технологий (контактной сварки, накатки, прессования), по возможности, на имеющемся технологическом оборудовании. Теплообменные устройства из этих труб ремонтопригодны без демонтажа больших их частей и способны эффективно работать в условиях запыленного потока. Кроме того, применение труб удобообтекаемой формы с неполным оребрением позволяет увеличить компактность теплообменника в направлении поперечного шага.

Для изучения среднего теплообмена и аэродинамики на плоско-овальных трубах с неполным оребрением использовались экспериментальные методики [4, 5]. Кроме того, подобные задачи решаются с привлечением методов вычислительной гидрогазодинамики, однако дальнейшее применение этих методов нуждается в подготовке корректной численной модели, отображающей сущность течения и теплообмена внутри межреберных каналов исследуемых труб. Другими словами, используемая численная модель может быть достоверна только после сравнения результатов ее работы с экспериментальными данными.

Постановка задачи

Для подготовки численных моделей теплообмена и течения в каналах межреберных плоско-овальных труб использовался пакет CFD-моделирования Fluent, который является составной частью программного комплекса ANSYS.

Ввиду того, что рассматриваемая в физическом эксперименте задача омывания сухим воздухом одиночной плоско-овальной трубы с приварными прямоугольными ребрами имеет конечно протяженные геометрические размеры, ее моделирование вызывает некоторые вычислительные трудности. Поэтому в предлагаемой работе рассматривается неизотермическое движение сухого воздуха в геометрической модели полуоткрытого канала, образованого поверхностями несущей плоско-овальной трубы и двух соседних ребер. С целью максимального приближения к гидродинамическим условиям, созданным в физическом эксперименте, в вычислительном, смоделировано движение воздуха под действием разряжения, возникающего в проточной части аэродинамической трубы в результате всасывания центробежным вентилятором воздуха из лабораторного помещения. На рис. 1 представлена исследуемая поверхность (одиночная оребренная труба) указаных размеров, размещенная в канале аэродинамической трубы прямоугольного сечения. Тонкими осевыми линиями выделен исследуемый элемент поверхности, стрелками показано направление воздушного потока и подводимый тепловой поток Q. Геометрия элемента выбрана таким образом, чтобы достоверно смоделировать гидродинамическую картину течения жидкости в полуоткрытых каналах прямоугольной формы, образованных ребрами и криволинейной поверхностью несущей трубы. С этой целью рассмотрен средний по высоте плоско-овальной трубы межреберный канал.

Численная модель базируется на полной трехмерной модели элемента плоско-овальной трубы с плоским приварным оребрением (рис. 1). Поставленная задача является внешней.

Рис. 1 - Область решения задачи

В качестве основных управляющих уравнений, используются уравнения Навье - Стокса, описывающие в нестационарной постановке законы сохранения массы, импульса и энергии этой среды. Кроме того, применяются дополнительные уравнения состояния компонентов текущей среды, а также эмпирические зависимости вязкости и теплопроводности этих компонентов от

31

температуры. В результате этого появляются дополнительные члены - напряжения по Рейнольдсу. Для замыкания указанной системы уравнений используются уравнения переноса кинетической энергии турбулентности и ее диссипации в рамках k - □ модели турбулентности Ментера. Эта система уравнений сохранения массы, импульса и энергии пространственного течения в рамках подхода Эйлера (искомые векторные и скалярные величины рассматриваются относительно неподвижной точки пространства, заполненного движущейся жидкостью) в декартовой системе координат (xj, j = 1, 2, 3), строится на основе уравнений неразрывности, изменения количества движения и энергии в проекциях на оси координат, подробное описание которых приведено в работах [6, 7].

Для моделирования дополнительных слагаемых, которые называются составляющими турбулентного потока теплоты

UT'

и являются неизвестными, использовались уравнения переноса кинетической энергии и скорости ее диссипации в рамках k-D модели турбулентности Ментера. Выбор именно такой модели осуществлялся исходя из предположений, что неизвестен характер течения в межреберном канале. Полагаем, что он отрывной и основываясь на работах [6, 7], где показано, что именно эта модель наиболее приемлема для расчета отрывных течений и может быть выбрана для замыкания осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье - Стокса.

Алгоритм решения задачи основывается на неявном конечно-объемном методе решения описанных выше уравнений, замкнутых с помощью модели турбулентности Ментера. Вычислительный алгоритм основывается на процедуре SIMPLE, который содержит в себе итерационный цикл, в соответствии с которым полное давление определяется в результате расчета дискретного эллиптического уравнения Пуассона для поправки давления, полученного алгебраическими преобразованиями дискретных уравнений сохранения массы и импульса с учетом граничных условий для скорости.

Для дискретизации дифференциальных уравнений используется метод конечных объемов. Дискретизация непрерывной математической модели состоит в том, что значения физических переменных рассчитываются (и хранятся) только в центрах расчетных ячеек, а на гранях этих ячеек рассчитываются потоки массы, импульса, энергии, необходимые для расчета этих значений. При этом пространственные производные аппроксимируются с помощью неявных разностных операторов второго порядка точности.

Разработка модели теплообмена и течения основывалась на построении геометрической модели расчетной области ее дискретизации в соответствии с представлениями о влиянии характеристик сетки конечных элементов на устойчивость и сходимость решения, задании граничных условий. Расчетная область покрывалась неравномерной, со сгущением к стенкам трубы декартовой сеткой. Размер минимального шага у стенки трубы выбирался согласно рекомендаций [6] из условия Re*'1. Минимальный и максимальный шаги при этом составляли 5-10"5 и 1-10-4 м. Трехмерная расчетная сетка представлена на рис. 2. Максимальное количество ячеек необходимое для дискретизации составило ~4 млн.

Рис. 2. - Конечно-элементная модель плоско-овальной трубы

При моделировании положительное направление оси ОХ соответствовало продольному омыванию поверхности трубы воздушным потоком. Средняя температура потока воздуха на входе Т„ = 19,5 °С. Степень турбулентности перед геометрической моделью оребренной трубы составляла 0,1 %. Теплофизические свойства воздуха задавались в виде полиномиальных функций температуры.

Расчет чисел Re* проводился по скорости потока в "живом" сечении wx, а за характерный размер был принят эквивалентный диаметр проходного сечения d3. На стенке несущей трубы задавались условия q = const.

Таким образом, расчетная модель включала в себя полную систему дифференциальных уравнений Навье-Стокса, неразрывности, энергии, уравнения SST k-U модели турбулентности Ментера и уравнения зависимости теплофизических свойств от температуры. Для всех решаемых уравнений был выбран критерий сходимости 10-5. Сходимость решения оценивалась на основе мониторинга представленных переменных течения, который показал, что невязки не меняются при продолжающихся итерациях.

Результаты исследований теплообмена

Результаты численного исследования теплообмена плоско-овальных труб получены в диапазоне изменений чисел Рейнольдса Re* = 2 103...50 103. На внутренней поверхности трубы задавалась плотность теплового потока q = 19850...26120 Вт/м2. Получены поля температур потока, движущегося в межреберном канале образованном ребрами плоско-овальной трубы, а также в стенке трубы и на ее ребрах. Вследствие того, что в экспериментальных исследованиях [1] использовались результаты измерений температур, полученных с помощью термопар, зачеканенных в канавки миллиметровой глубины от поверхности ребра, целесообразно расчетные температурные поля представлять в том же сечении.

На рис. 3 приведен общий вид температурного поля ребра. Начало отсчета располагается вблизи свободного торца ребра, причем, положительное направление оси ОХ совпадает с геометрической длиной ребра L. Положительное направление оси OY отсчитывается от свободного края ребра к стенке плоско-овальной трубы. На рисунке значения температур приведены в кельвинах, набегающий поток направлен слева направо.

32

Анализ данных приведенных на рис. 3 свидетельствует, что свободный от контакта с несущей трубой торец ребра практически не прогревается. Выступающие над лобовой и кормовой частями плоско-овальной трубы элементы ребра, как и ожидалось, тоже практически не прогреваются, что можно объяснить отсутствием теплового контакта с нагретым основанием ребра. Изменение температуры по нормали от линейной поверхности ребра наблюдается приблизительно к его середине. При этом видно, что ребро с высотой h = 45 мм работает эффективнее, так как температура основания плоско-овальной трубы на 5 °С выше, чем для трубы с h = 60 мм (рис.За, б). Анализ результатов компьютерной визуализации температурных полей для плоскоовальной трубы с высотой ребра h = 30 мм свидетельствует, что с уменьшением высоты ребра температура его основания увеличивается. Средняя температура основания трубы с высотой ребра h = 30 мм на 20 °С выше, чем у трубы с h = 60 мм, и на 15 °С выше, чем у трубы с h = 45 мм при всех прочих равных условиях.

w

1

Рис. 3. - Температурное поле плоско-овальной трубы с d2/di = 110/38 вдоль направления течения при h = 60 мм (а), h = 45 мм (б) и h = 30 мм (в) в центральной плоскости поперек потока при Re* = 50000, q = 26120 Вт/м2 С целью определения влияния относительной длины профиля плоско-овальной трубы на теплообмен проведены численные исследования оребренной трубы с соотношением диаметров большой и малой оси d2/dy = 76/38 = 2,0 для трех высот ребра h = 60 , 45 и 30 мм.

На рис. 4 показаны температурные поля ребер разной высоты для трубы с d2/dx = 2,0. Из рис. 4а следует, что выступающие над лобовой и кормовой частями плоско-овальной трубы участки ребра, как и в предыдущем случае трубы d2/dx = 2,8 практически не прогреваются. Согласно рис. 4а, максимальная температура стенки ребра составляет 72 °С, которая наблюдается вблизи кормовой части плоско-овальной трубы. При этом анализ рис. 4б (h = 45 мм) свидетельствует, что одинаковую температуру (около 24 °С) имеет, передняя часть ребра длиной 20 мм, выступающая в набегающий поток. Изотермы располагаются равномерно в плоскости ребра, при этом температура основания плоско-овальной трубы на 2 °С ниже , чем для трубы с h = 60 мм. Результаты расчета температурных полей для высоты h = 30 мм, показывают, что отток теплоты происходит со всей поверхности ребра. Как видно из рис. 4в, нет ни одного участка с температурой окружающей среды. Итак, на основе представленных результатов исследований уменьшение относительной длины профиля несущей трубы и высоты ребра вплоть до h = 30 мм способствует равномерному отводу теплоты со всей поверхности ребра, что приводит в свою очередь к увеличению эффективности ребра.

а)

б)

1

33

Рис. 4. - Температурное поле плоско-овальной трубы с d2/dy = 76/38 вдоль направления течения при h = 60 мм (а), h = 45 мм (б) и h = 30 мм (в) в центральной плоскости поперек потока при Re* = 50000, q = 26120 Вт/м2

На рис. 5 приведено сравнение температурных полей, полученных расчетным и экспериментальным путями. На графиках показаны распределения температуры вдоль ребра. Расслаивающим параметром служит приведенная высота ребра - y/h, где h -геометрическая высота ребра, у - расстояние от свободного края ребра. Значению y/h = 0,125 отвечает расстояние 7,5 мм, отсчитываемое от свободного края ребра, а для y/h = 0,375, 0,625, 0,875 соответственно 22,5, 37,5, 52,5 мм. Маркерами на рисунках обозначены показания термопар, взятые из физического эксперимента, линиями - результаты численного моделирования для различных d2/d1 и y/h.

а) б)

t, °с

80

70

60

50

40

30

20

в) г)

1 -h = 60 мм (d2/d1 = 2,8); 2 -h = 45 мм (d2/d1 = 2,8); 3 -h = 30 мм (d2/d1 = 2,8);

4 -h = 60 мм (d2/d1 = 2); 5 -h = 45 мм (d2/d1 = 2); 6 -h = 30 мм (d2/d1 = 2,0).

Рис. 5. - Распределение температур вдоль ребра в сечениях y/h = 0,125 (а), y/h = 0,375 (б), y/h = 0,625 (в) и y/h = 0,875 (г)

Из рис.5 следует, что наименьшую температуру свободного торца ребра имеет плоско-овальная труба d2/d1 = 2 с высотой ребер h = 60 мм. Наивысшую - плоско-овальная труба d2/d1 = 2,8 с высотой ребер h = 30 мм. Причем, если для труб с h = 30 мм и h = 45 мм и длиной профиля d2/d1 = 2,8 температура стенки примерно одинакова, то для труб с теми же высотами ребер, но d2/d1 = 2,0 разница в температурах достигает 21 % при x/L и 0,6. У труб с одинаковой высотой ребра (h = 30 мм ) увеличение длины профиля с d2/d1 = 2 до d2/d1 = 2,8 приводит к увеличению температуры от 35 до 40 °С при x/L = 0,65. Возможно это связано с увеличением длины контакта приваренного оребрения 1к.

Анализ данных рис. 5 также свидетельствует о том, что ребро работает недостаточно эффективно, так как на расстоянии 22,5 мм от торца ребра изменение температуры незначительно и находится в пределах 2...3 °С. Максимум температуры, смещенный в сторону кормовой части плоско-овальной трубы, согласуется с приведенными выше выводами о динамике развития пограничного слоя на поверхности ребра и стенки трубы. Но, по результатам экспериментальных исследований, перепад температуры вдоль ребра для приведенной высоты y/h = 0,125 составляет 4,5 °С, а для y/h = 0,375 - 6 °С. Причем, максимум температуры находится вблизи центра канала в сечении, соответствующем приведенной длине x/L = 0,52.

На основании полученных в вычислительном эксперименте данных о температурных полях рассчитаны средние характеристики конвективного теплообмена, которые позволили получить обобщающие зависимости, аппроксимирующиеся степенной зависимостью.

Физический эксперимент [2] проводился для труб у которых d2/dy = 2,8 и h = 60 мм, поэтому для наглядности результаты верификации расчетных и опытных данных, а также прогнозирование среднего теплообмена для других типоразмеров приведены на рис. 6 и 7.

Представленная на рис. 6 верификация свидетельствует, что максимальное отклонение расчетных данных от экспериментальных составляет 20%.

Анализируя данные приведенные на рис. 7 можно констатировать, что с уменьшением высоты ребра интенсивность теплоотдачи увеличивается. Так, для труб с относительным удлинением профиля d2/dy = 2,8 уменьшение высоты ребра от h = 60 мм до h = 45 мм позволяет интенсифицировать теплообмен в среднем на 8%, дальнейшее уменьшение высоты ребра до 30 мм позволяет интенсифицировать теплообмен еще на 34 %. Аналогичная ситуация наблюдается для профиля с d2/dy = 2,0, у которого

34

уменьшение высоты ребра с 60 мм до 45 мм позволяет интенсифицировать теплообмен на 24 %, а последующее уменьшение высоты ребра до 30 мм интенсифицирует теплообмен еще на 20 %.

104 2 104 3 104 Red3

Рис. 6. - Зависимость чисел Nu„ от Re* для d2/di = 2,8 полученных экспериментальным и численным методами: точки -

эксперимент;

линии - численное моделирование.

1 -h = 60 мм (d2d = 2,8); 2 -h = 45 мм (d2d = 2,8); 3 -h = 30 мм (d2d = 2,8);

4 -h = 60 мм (d2/d1 = 2); 5 -h = 45 мм (d2/d1 = 2); 6 -h = 30 мм (d2/d1 = 2,0).

Рис. 7. - Результаты CFD-моделирования теплообмена труб удобообтекаемого профиля с неполным оребрением

Анализ данных рис. 7 свидетельствует также, что трубы, с d2/d1 = 2,0 обладают большей (в среднем на 34 %) интенсивностью теплообмена по сравнению с трубами удлиненного профиля (d2/d1 = 2,8). Эго, по нашему мнению, объясняется тем, что с увеличением длины ребер и профиля несущей трубы увеличивается толщина пограничных слоев на них.

Для более полной оценки совместного влияния длины профиля несущей трубы и высоты ребра на количество отводимой теплоты построена зависимость Q = ftwx) (рис. 8).

1 -h = 60 мм (d2/d1 = 2,8); 2 -h = 45 мм (d2/d1 = 2,8); 3 -h = 30 мм (d2/d1 = 2,8);

4 -h = 60 мм (d2/d1 = 2); 5 -h = 45 мм (d2/d1 = 2); 6 -h = 30 мм (d2/d1 = 2). Рис. 8. - Зависимость отводимого количества теплоты от скорости обдува

35

Из анализа приведенных кривых следует, что уменьшение длины профиля несущей трубы позволяет отвести больше теплоты. Так, при фиксированной скорости потока в "живом" сечении (например, при 16 м/с) плоско-овальная труба с d2ldy = 2 способна рассеять на 7,8 % больше теплоты, чем труба с d2ldy = 2,8 при одинаковой высоте ребра (h = 60 мм). Уменьшение высоты ребра до h = 45 мм и 30 мм повышает теплосброс на 3,3 и 3,8 % соответственно.

Анализ данных рис. 8 также свидетельствует о том, что влияние высоты ребра на теплосброс более существенно, чем относительной длины профиля. Например, для несущей трубы с относительным удлинением профиля d2/di = 2,8 уменьшение высоты ребра до h = 45 мм, а затем до 30 мм позволяет сбросить соответственно на 11 и 25 % больше теплоты по сравнению с трубой у которой h = 60 мм. Для несущей трубы с относительным удлинением профиля d2ldy = 2,0 уменьшение высоты ребра приводит к увеличению теплосброса соответственно на 6 и 18 %.

Следовательно, ребра с меньшей высотой работают эффективнее для обоих длин профиля. Кроме того, не следует забывать, что выступающие над лобовой областью трубы части ребра, практически не участвуют в процессе теплообмена. Указанные замечания можно будет учесть при последующей оптимизации геометрических характеристик плоско-овальных труб с неполным оребрением.

Выводы

Проведенный численный расчет тепловых характеристик геометрической модели плоско-овальной трубы с неполным поперечным оребрением, позволяет констатировать:

о верификация с экспериментальными данными [1] показала, что отклонения расчетных от опытных распределений температур находятся в пределах 3.. .16 %;

о наиболее эффективной по теплосбросу оказалась труба с h = 30 мм и d2ldy = 2,0;

о для оценки тепловой эффективности трубы с высотой ребер h < 30 мм и влияния на нее основных конструктивных характеристик (длины, толщины ребра, шага между ними, длины контакта ребра с несущей трубой), необходимо проведение дальнейших исследований.

Литература

1. Письменний Е.Н., Терех А.М., Семеняко А.В., Баранюк А.В. Теплоаэродинамическая эффективность трубчатых поверхностей нагрева ре-генераторов ГТУ // Промышленная теплотехника. - 2010. - Т.32, №4 - С. 63-73.

2. Письменний Е.Н., Терех А.М., Бурлей В.Д., Баранюк А.В. Теплообмен и аэродинамическое сопротивление малорядных пучков плоско-овальных труб с неполным оребрением // Промышленная теплотехника. - 2010. - Т.32, №5 -

С. 34-41.

3. Семеняко А.В., Письменный Е.Н. Течение на поверхности плоско-овальных труб с поперечным оребрением // Труды XVII школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева. - 25-29 мая. - г. Жуковский, Россия. - 2009. - Т.2. - С. 132-135.

4. Антуфьев В.М. Эффективность различных форм конвективных поверхностей нагрева - М. Л.: Энергия, 1966. - 184 с.

5. Бурков В.К., Медведский В.П., Кочегарова И.Ю., Лафа Ю.И. Исследование теплообмена и аэродинамики пучков из овальных труб/ В.К. Бурков, В.П. Медведский, И.Ю. Кочегарова, Ю.И. Лафа/l Теплоэнергетика. - 2010. - №3. - С.42-45.

6. Быстров Ю.А., Исаев С.А., Кудрявцев Н.А., Леонтьев А.И. Численное моделирование вихревой интенсификации теплообмена в пакетах труб - Санкт-Петербург: Судостроение, 2005. - 389 с.

7. Мочалин Е.В., Халатов А.А. Гидродинамика закрученного потока в ротационных фильтрах - Институт технической теплофизики НАН Украины. - Киев, 2010. - 428 с.

Булгакова О. Л. \ Бурков П.В. 2, Убайдулаев Т.А. 3 'Студент, 2доктор технических наук, профессор, 3студент, Томский политехнический университет АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЯ НА РАЗРЫВ ПРИ РЕМОНТЕ ТРУБОПРОВОДОВ РАЗЛИЧНЫМИ

ТЕХНОЛОГИЯМИ

Аннотация

Как известно, риск возникновения аварийной ситуации на магистральных нефтепроводах также зависит и от эффективности выбранного метода ремонта дефектного участка трубы. В данной работе сравнительный анализ эффективности различных технологий ремонта проводился испытанием на разрыв магистрального трубопровода.

Ключевые слова: испытания на разрыв, трубопровод, методы ремонта

Bulgakova O.L. \ Burkov P.V.2, Ubaydulaev T. A.3

'Student, 2 doctor of Engineering Science, 3student, Tomsk Polytechnic university ANALYSIS OF TENSILE TEST DATA IN PIPELINE REPAIR BY DIFFERENT TECHNOLOGY

Abstract

It’s a well -known fact that risk ofpipeline accidents also depends on effectiveness of selected method ofpipeline defect repair. In this paper comparative analysis on the effectiveness of different repair technologies was carried out by tensile test ofpipeline.

Keywords: tensil test, pipeline, repair technologies.

В настоящее время перед строительными, проектными и эксплуатирующими организациями остро стоит вопрос, как продлить срок безаварийной эксплуатации нефтепроводов. В целях сохранения долговременного потенциала нефтепроводов в компаниях реализуются системы обеспечения надежности магистральных нефтепроводов, разрабатываются методы и технические средства устранения дефектов. Однако основной задачей, стоящей перед организациями, является анализ аварийных ситуаций и оценка надежности применяемых технологий.

Оценка степени аварийности невозможна без выявления факторов, приводящих к возникновению аварийных ситуаций. Согласно [1], причинами утечки нефти из трубопровода являются механические повреждения нефтепроводов - 33 % всех аварий, коррозия (внешняя и внутренняя) - 53 %; дефекты труб - 4 %; дефекты сварки - 3 %; эксплуатационные ошибки - 6 %; прочие - 1 %.

Исходя из полученных данных о распределение аварий предприятиям трубопроводного транспорта нефти следует при составлении комплекса мероприятий по снижению аварийности: усилить контроль со стороны служб безопасности за линейной частью, усилить контроль за проведением аттестации сотрудников предприятия по промышленной безопасности, и, в первую очередь, усилить контроль за организацией и проведением ремонтных работ. Учитывая, что выборочный ремонт является часто применяемым методом, в данной работе предлагается рассмотреть надежность применения данной технологии

Сравнительный анализ различных технологий ремонта испытанием на разрыв магистрального трубопровода проводились на трубопроводе со следующими характеристиками: марка стали API 5L X65 (предел текучести = 448 МПа), Ду=762 мм, толщина стенки 17.5 мм. Целью данного исследования являлось изучение поведения отремонтированной трубы, используя испытания на разрыв и подбор лучшей технологии ремонта.

Поврежденные трубопроводы были отремонтированы сварной муфтой, КМТ, заваркой и Clock Spring.

36