Содержание к диссертации
Введение
РАЗДЕЛ 1. Установки и аппараты подготовки нефти и газоконденсата 14
1.1. Конструкции типовых сепараторов, принцип работы 17
1.2. Конструкция и принцип работы гидроциклона 22
1.3. Конструкции сепараторов с гидроциклонами 25
1.4. Методы расчета гидроциклонов -дегазаторов 30
1.5. Конструкция и особенности работы вихревой камеры 34
Выводы по главе 1 40
РАЗДЕЛ 2. Механизм выделения газов в вихревых потоках 41
2.1. Нарушение термодинамической устойчивости раствора жидкость-газ42
2.2. Распределение давления внутри вихревой камеры 50
2.3. Определение критического давления перехода системы жидкость- газ в метастабильное состояние 54
2.4. Приближенный расчет давления в вихревой камере 58
Выводы по главе 2 64
РАЗДЕЛ 3. Экспериментальная установка и принцип ее работы 66
РАЗДЕЛ 4. Кинетика выделения газовых пузырьков 73
4.1. Расчет интенсивности газовыделения 73
4.2. Экспериментальное исследование процесса дегазации жидкости в вихревой камере 80
4.3. Гетерофазный механизм нуклеации пузырьков газа 85
4.4. Эффект нарастающего газовыделения в подводящем сопле вихревой камеры 90
Выводы по главе 4 96
Заключение и рекомендации 97
Основные выводы по работе 101
Список литературы
- Конструкция и принцип работы гидроциклона
- Методы расчета гидроциклонов -дегазаторов
- Распределение давления внутри вихревой камеры
- Экспериментальное исследование процесса дегазации жидкости в вихревой камере
Введение к работе
Актуальность темы. Одной из основных проблем подготовки нефти и конденсата к дальнему транспорту и переработке является необходимость их дегазации При этом процесс не должен сопровождаться большими потерями фракций, обладающих высокой степенью летучести, приводящими к ухудшению физико-химических свойств углеводородного сырья
В настоящее время сокращение потерь жидкой фазы решается путем применения многоступенчатых методов дегазации с обязательным плавным изменением давления в широком диапазоне Использование объемных гравитационных трапов позволяет частично решать эти задачи Однако, низкая скорость движения газа в сочетании с высокой металлоемкостью и, главное, с невысокой степенью дегазации, делают эти методы малоэффективными Поэтому разработка новых конструкций сепараторов и теоретическое изучение процесса дегазации с целью повышения его эффективности является актуальной задачей, представляет научный интерес и направлена на решение важной практической проблемы
Цель работы повышение эффективности процесса фазового разделения в вихревом потоке и выделение условий нарушения термодинамической устойчивости газожидкостной смеси
Задачи исследования.
Изучить механизм фазового разделения системы жидкость-газ в вихревом потоке
Исследовать термодинамический критерий перевода жидкости из стабильного в метастабильное состояние с расчетом критической величины параметра дегазации
Разработать гидродинамическую модель течения жидкости в вихревой камере
Разработать модель и методику расчета режимно-технологи-ческих и конструктивных параметров вихревой камеры
Научная новизна работы.
Разработана методика расчета термодинамической устойчивости раствора в вихревом потоке и условия перевода системы в метастабильное состояние
Получена гидродинамическая модель течения жидкости и методика расчета технологических и конструктивных параметров вихревой камеры
Получены аналитические уравнения для расчета режима лавинного нарастания выделения газа при дегазации жидкости в вихревой камере
Практическая ценность. На основе проведенных теоретических исследований получены аналитические зависимости для расчета конструктивных размеров и технологических параметров работы вихревых камер Полученные данные могут быть использованы при разработке эффективного, малогабаритного, высокотехнологичного оборудования для дегазации нефти и газоконденсата
Апробация работы. Диссертационная работа выполнена в рамках научно-технической программы Министерства образования РФ «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники», подпрограмма «Научные исследования высшей школы в области транспорта», тема № гр 01 200 305 220 «Разработка комплексных методов повышения надежности и эффективности работы системы сбора, подготовки и транспорта углеводородов»
Основные положения диссертационной работы докладывались на международной научно-практической конференции «Нефть и газ Западной Сибири» (Тюмень, ТюмГНГУ - 2005 г), 14 научно-практической конференции молодых ученых и специалистов «Проблемы развития газовой промышленности Западной Сибири-2006» (Тюмень, ТюменНИИгипрогаз -2006 г), международной учебной научно-практической конференции «Трубопроводный транспорт-2006» (Уфа, УГНУ- 2006 г), 1-международной научно-технической конференции «Актуальные проблемы трубопроводного транспорта Западной Сибири» (Тюмень, ТюмГНГУ - 2007 г)
Публикации. По теме диссертации опубликовано 9 статей, в том числе 3 в журналах, рекомендованных ВАК РФ
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 4 разделов, заключения и практических рекомендаций, общих выводов, списка литературы из 121 наименования и 2-х приложений Объем работы составляет 130 стр , в том числе 15 рисунков и 5 таблиц
Конструкция и принцип работы гидроциклона
Как отмечалось ранее, практика применения гидроциклонных устройств как у нас в стране, так и за рубежом насчитывает порядка пятидесяти лет, но необходимо отметить, что наряду с традиционными гравитационными сепараторами гидроциклоны, как устройства сепарации нефти и газа, нашли за рубежом более широкое применение.
В тоже время анализ патентно-технической литературы, публикаций и систематических исследований, проведенных за последние десять лет, свидетельствует об определенных достижениях в этом направлении. Так академиком Кутепо-вымА.М., совместно со своими учениками Барановым Д.М., Лагуткиным М.Г. и другими, были рассмотрены основы теории, расчета и конструирования гидроциклонов различных типов, работающих в химической, угольной, нефтехимической и других отраслях промышленности. Из серьезных исследований по применению гидроциклонов для подготовки нефти необходимо отметить работы, выполненные в государственном унитарном предприятии « Институт проблем транспорта энергоресурсов» г. Уфа.
Целесообразно начать рассмотрение конструкции гидроциклонных аппаратов с их классификации [21].
Классификация гидроциклонов — по назначению: осветлители; сгустители; классификаторы, для разделения системы жидкость-жидкость; дегазаторы; для проведения тепло -массообменных процессов. — по конструктивным особенностям: цилиндроконические; цилиндрические; сложной формы; специальные конструкции (турбоциклоны, электромагнитные, с наложением специальных вынужденных колебаний (пульсаций), гидроэлеваторы). — по схемам соединения гидроциклонов: батарейное соединение; моноблочное соединение; ступенчатые схемы; сложные схемы. — по размеру цилиндрической части гидроциклонов: - микрогидроциклоны (5-10 мм), - малые гидроциклоны (10-50 мм), - средние гидроциклоны (65-400 мм), -большие гидроциклоны 500-2000 мм). — по рабочему давлению эксплуатации: - гидроциклоны низкого давления (безнапорные) (Р 2.0 Па), - среднего давления (Р 2.0 - 6.0 Па), - высокого давления (Р 6.0 Па).
Типичные конструкции различных по назначению гидроциклонов приведены в Приложении 1, а схема гидроциклона и принцип его работы описаны ниже. Особое внимание будет уделено гидроциклонам дегазаторам т.к. они представляют наибольший интерес для дальнейшего рассмотрения.
Гидроциклон состоит из двух частей: цилиндрической и примыкающей к ней широким основанием конической (рис. 1.6). В цилиндрическую часть двухфазная смесь (например нефть и растворенный в ней газ -1) через входной патрубок (сопло) - 1 подается тангенциально под давлением. Через разгрузочное отверстие 2 из нижней конической части гидроциклона сливается дегазированная нефть - II-а легкие углеводороды - III, в виде парогазовой смеси удаляются из центра вращения потока через выходной патрубок - 3. Лабораторные исследования и промышленные испытания [19, [53], [79], 78] показали, что в результате тангенциального ввода нефти в гидроциклоне возникает интенсивное вихревое движение. Внутри аппарата, во вращающемся потоке, возникает центробежное силовое поле под действием которого тяжелые компоненты отбрасываются к стенкам, а легкие компоненты и газ - концентрируются вокруг оси вращения по тока. To есть, если в гидроциклон вводится многофазная гетерогенная смесь, то под действием центробежных сил происходит разделение смеси компонентов по плотности вдоль сечения аппарата: у стенок гидроциклона находится жидкость большей плотности, а в центре вращения потока, где создается разрежение, устремляются наиболее легкие углеводороды и газ. Движение винтового закрученного потока в гидроциклоне подчиняется закону динамического вращения и, согласно [79], выражается уравнением: V9-R"= const, (1.1) где, R - расстояние от оси вращения; п - показатель степени; Гр - тангенциальная скорость.
При этом частицы, удаленные на бесконечно большое расстояние (т.е. R —» со) движутся со скоростью V9 — 0. На самой же оси вращения R = 0 и, согласно уравнению Д. Бернулли, скорость Vv — со. Эти значения лишены физического смысла, поэтому при рассмотрении динамического вращения потока жидкости принимаются два случая [80, 102]: потенциальное (п = 1) и квазитвердое вращение жидкости (п = -1). Между этими видами вращения существует разрыв сплошности потока, что объясняется образованием газопарового шнура в центре гидроциклона.
Исследованиями [101, 12, 52] установлено, что максимальное избыточное давление внутри гидроциклона достигается у внутренней поверхности стенки и с уменьшением радиуса вращения уменьшается, достигая нуля на границе газопарового столба. Зоны одинакового давления располагаются на концентрических коаксиальных поверхностях вокруг газопарового столба. Растворенный и окклюдированный газ в результате радиального градиента давления устремляется к центру вращения потока.
Методы расчета гидроциклонов -дегазаторов
Расчет гидроциклонов, применяемых для интенсификации процесса дегазации нефти в сепараторах, включает в себя определение производительности и оптимальных соотношений конструктивных элементов. Производительность гидроциклона зависит от целого ряда факторов технологического и конструктивного характера. Изменение же картины движения потоков сплошной фазы, интенсивность вращательного движения и форма зависят от производительности аппарата и конструктивных размеров его элементов.
Имеющиеся сведения о характере движения среды и экспериментальные данные о влиянии различных факторов на процесс разделения в гидроциклонах позволяют сделать лишь приближенный расчет показателей работы аппарата. Теоретические исследования вопроса о производительности гидроциклона, его расходных характеристиках показывают, что невозможно чисто аналитически установить математическую зависимость между многочисленными параметрами, характеризующими работу аппарата. В большинстве случаев формулу производительности получают эмпирически или на основании обработки экспериментальных данных.
Наибольшее количество формул для определения производительности гидроциклона получено для процесса очистки воды от механических примесей, как наиболее изученного процесса. Все многообразие эмпирических зависимостей, определяющих расход жидкости, можно разбить на четыре основные классификационные группы [79] . Q = K,dn24P; (1.2) Q = K2dndc P. ИЗ) Q = K JP; (1.4) Q = K4Ddcdrnfp ; (] 5) Q = f(D, dn, dc, dp, P, T, ak, p, Fe03), где: Ki, Кг, K3, K4 - коэффициенты пропорциональности; dn - диаметр патрубка; dc - диаметр разгрузочного патрубка; D - диаметр гидроциклона; Р - давление на входе в гидроциклон; Т - содержание твердой фазы в исходной пульпе; «к - угол конусности; р - плотность исходного продукта; FB03 - площадь поперечного сечения воздушного столба.
В зависимости от полноты учета влияющих параметров, результат расчета производительности по этим выражениям будет различным.
Сложность гидродинамических условий, недостаточная изученность явлений, происходящих при выделении газа из нефти в поле центробежных сил, отсутствие установленных зависимостей осложняют расчет гидроциклона для вы деления легких углеводородов из нефти. В основу расчета положены эмпирические зависимости, связывающие производительность сепараторов, на которых установлены гидроциклоны, с основными конструктивными размерами сепараци-онной емкости, параметрами процесса и физико-химическими свойствами обрабатываемых продуктов.
Согласно данным [79] пропускная способность по газу (м /сут) одной гидроциклонной головки определяется по формуле: РоП ; (1.7) где: Qnp - объем нефтегазовой смеси, приведенной к давлению и температуре в гидроциклоне; а - коэффициент растворимости газа в нефти; QH - количество нефти, проходящей через гидроциклон; Р и Р0 - соответственно давление в гидроциклоне и давление при нормальных условиях; Т и То - абсолютная температура в гидроциклоне и абсолютная нормальная температура газа; z - коэффициент, учитывающий отклонение реальных газов от идеального при давлении в сепараторе. Пропускная способность по жидкости одной гидроциклонной головки определяется по формуле: п_ Qnp тТ, о {дп-д№-+е (1.8) где, Дп и До - потенциальный и остаточный газовые факторы; Вн - объемный коэффициент нефти для условий сепаратора. Площадь ввода нефтегазовой смеси в гидроциклонную головку определяется по формуле: О " 86400F (1.9) где, V - скорость смеси в гидроциклонной головке.
Согласно методике, изложенной в [51], формула для расчета скорости газа в гидроциклоне получается совместным решением уравнений: P7 V=6m4D2W- pz (1.10) k.,/—. і,/— і VA Va (L11) где: D - диаметр гидроциклона; W - скорость газа; P - абсолютное давление при сепарации; Ро - абсолютное атмосферное давление; Z - коэффициент сжимаемости газа в рабочих условиях; Zo - коэффициент сжимаемости газа в атмосферных условия; Т - абсолютная температура при сепарации; То - абсолютная стандартная температура; сн - поверхностное натяжение на границе «нефть-газ»; р - плотность газа в рабочих условиях; рн - плотность нефти в рабочих условиях; цн - коэффициент расхода; q - удельная нагрузка по газу (м3/м3 объема жидкости).
Распределение давления внутри вихревой камеры
Из выражения (2.6), с учетом (2.7), следует, что зарождение новой фазы может происходить только в малых областях исследуемого объема.
В этом случае образование зародыша новой фазы будет определяться величиной поверхностного натяжения границы раздела фаз (а) и энтальпией (Аф).
Исходя из условия равновесия двух фаз при образовании зародыша, отрицательный вклад поверхностного натяжения должен уравновешивать увеличение энтальпии единицы объема. В результате для (Аф) можно записать следующее выражение (2.8) tflY—)-4nR2o = A$(R), 3 V Условие термодинамического равновесия предполагает наличие экстремума функции (R), следовательно — = О dR (2.9) R 2а с (Aty/V) Критический размер зародыша новой фазы определяется при условии (—) АР = \Р - Р \ и с учетом (2.9) как (2.10) Rc=2a/P-P , где \Р - Р - разность давления в точке наблюдения и внутри зародыша. Для сферического зародыша энергия активации зародышеобразования будет определяться известным выражением Жс=1бпсу3/\з(Р-Р У (2.11) В этом случае частота зародышеобразования может быть записана следующим образом J = hAexp(-W/kTy (2.12) где A 10c , h 1028лГ3, V W6M [33, 97], где А и /г - размерные константы.
Следовательно, среднее время ожидания появления зародыша новой фазы составляет т0 К V 1 сек, (У- скорость зародышеобразования), что не согласуется с экспериментальными данными по дегазации в вихревой камере. Время образования зародыша оказывается соизмеримым со временем дегазации т.е. со временем нахождения жидкости в рабочей зоне вихревой камеры, что недостаточно для эффективного протекания данного процесса. Эксперименты по фазовому разделению в вихревой камере показали [16], что общее время дегазации составляет 4-8 сек. Следовательно, использование двухфазного подхода, когда сопоставляются параметры двух фаз, находящихся в равновесии, не позволяет построить механизм, адекватно описывающий появление газового пузырька в вихревой камере.
В теории фазовых переходов существует и иной подход - однофазный, при котором достаточно знать свойство одной материнской фазы [71]. Так как фазовые переходы происходят в результате потери устойчивости материнской фазы, то рассчитывать параметры второй фазы не обязательно, потому что данная фаза теряет устойчивость вне зависимости от того, находится в равновесии с ней вторая фаза или нет. В рамках этого подхода равновесные устойчивые системы могут быть только пространственно однородными (однофазными). В случае безразличного равновесия выполняется условие (дР/др)т = О, однако теперь это равенство справедливо не только в точке, но и на некотором интервале рг(Т) р ре{т), (2.13) где, рг ре - плотности газа и жидкости; р - средняя плотность. Внутри этого интервала при T=const выполняется известное термодинамическое тождество (P=const), F - свободная энергия всей системы dF = -PdV, (2.14) Это позволяет записать в следующем виде І6 (2.15) F(p) = F(pr)-P(V-Vr), где Vr =N/pr, V = Vt= N/pt, N- число молекул Получим выражение для Р F(pr)-F(pe) Р = (2.16) V -V уе уг Подставив это выражение в (2.15) и, перейдя к среднему по объему значению плотности свободной энергии , ф = F/V, получим (2.17) ф/р; = р Фг-Ф + РГФ,-Р,ФГ Рг-Ре Рг-Ре где ц г=ц (рг),ц е=ц (ре) Введем параметр v (доля фазы), 1 \ 0 p = vpr+(l-v)pe, (2.18) и получим ф) = ууг+(1-у)цп (2Л9)
Средняя плотность свободной энергии являются функцией параметра v, а не плотности. Следовательно, устойчивой системе будет отвечать пространственно однородное состояние со средней плотностью свободной энергии зависящей от параметра v. В такой системе реализуется условие безразличного равновесия.
Экспериментальное исследование процесса дегазации жидкости в вихревой камере
Ранее в экспериментальных исследованиях [16] процесса дегазации насы щенной жидкости в вихревой камере было отмечено влияние различных факторов на эффективность этого процесса. Как следует их предыдущего раздела формулу кинетической зависимости (С) можно упростить ограничившись приближенным рассмотрением д(С-Ср) В (4.22) 2х {с,-ср), Уо В = ХУҐ (ЛгЛ 2Н) [f(z)]\ (4.23) где: Х- размерный коэффициент; Vo - молекулярный объем газа. D Обобщенный параметр (—) можно трактовать как интенсивность газовыми деления. Из выражения (4.25) видно, что интенсивность газовыделения зависит от геометрических параметров камеры и от скорости ввода смеси через сопло.
Как было показано в экспериментальной работе [16] главной геометрической характеристикой является отношение диаметра камеры к высоте столба жидкости. В процессе дегазации активно участвует столб вращающейся жидкости. Часть жидкости, расположенной в бункерном пространстве ниже перфорированной шайбы, не вращается, движется лишь в осевом направлении и, практически, уже прошла стадию дегазации, что подтверждается визуальными наблюдениями , в том числе и замедленной видеосъемкой.
Приведенное приближенное выражение, хотя и содержит зависимость от отношения (2а/Н), позволяет говорить лишь о качественной стороне вопроса, тогда как количественный анализ требует значительно более точных вычислений, выходящих за рамки нашего рассмотрения. Например, как видно из более точного выражения, характерное время установления равновесия обратно пропорционально глубине слоя Н . Это значит, что если сравнить две глубины Н1 и Н2 (Н , Н2), то раньше должно установиться равновесие в глубине. Для потока газа с единицы площади (I) с учетом С я C fcjdz/H, (4.24) о получим J -Hd(C)/dt, (4.25)
Следовательно, по глубине возникает градиент концентрации, что приведет к дополнительному взаимодействию между всплывающими пузырьками. Кроме того, кинетическое уравнение процесса необходимо усреднить по площади. Чем больше площадь, тем быстрее пойдет дегазация с поверхностных слоев, пополняемых всплывающими пузырьками газа из глубины.
Иная ситуация складывается с другим параметром. Это зависимость интенсивности дегазации от массовой скорости. В этом случае усреднения зависимости не требуется. Следовательно, искомая зависимость определялась экспериментально из полученных данных приведенных в таблице 4.1.
Обработка опытных данных сводилась к вычислению степени дегазации насыщенной жидкости и времени пребывания потока в вихревой камере. По известным значениям можно экспериментально определить приближенное значение для интенсивности газовыделения. Однако, при этом необходимо другую зависимость (г0/Н) делать постоянной.
Зависимость интенсивности газовыделения от массовой скорости истечения жидкости через сопло вихревой камеры при постоянном отношении диаметра камеры к высоте столба вращающейся жидкости приведена на рис. 4.2. Вид функции J(U) удовлетворительно апроксимируется уравнением J = constUm, (4.26) где, U = pv0 - массовая скорость. Так для камеры с D/H=0,92, J=8,35.10 3lf 3 ПриD/H=0,7; J = 1,52-10-3U3A , т.е. 3,4 m 4,3 Из полученного приближенного выражения следует ї0 2Н (4.27) при условии, что7 9 2 показатель степени при массовой скорости истечения смеси находится в удовлетворительном интервале 2 т 4 - экспериментальные результаты для (D/H) = 0.9, т= 4.3; - экспериментальные результаты для (D/H) = 0.7, т= 3.4; - расчетная кривая, выполненная по формуле (4.27). В результате экспериментального исследования процесса дегазации насыщенной жидкости в вихревой камере было выяснено влияние различных факторов на эффективность этого процесса. Полученные экспериментальные результаты согласуются с теоретической зависимостью представленной в выражении (4.27).
Процесс разгазирования нефти в результате ее подготовки к транспорту или переработке чаще всего решается методом дифференциальной сепарации. При этом нефть полнее освобождается от растворенных газов и легких углеводородов, однако при таком отборе увеличивается концентрация в нефти тяжелых углеводородов. Это в свою очередь приводит к уменьшению количества выделившегося газа, несмотря на продолжающееся значительное понижение давления.
Использование вихревого эффекта позволит сохранить преимущества дифференциального метода дегазации, но при этом обеспечивать более полное извлечение газа из нефти.
Решение этой задачи непосредственно связано с выбором воздействия на физические параметры флюида, содержащего растворенный газ, с тем, чтобы перевести его в метастабильное состояние.
В традиционных методах дегазации [94] перевод в метастабильное состояние осуществляется за счет постоянного снижения давления. В этом случае метастабильное состояние возникает за меньшее время, которое необходимо для протекания последующих фазовых переходов.
В иной ситуации, когда факторы, обеспечивающие перевод вещества в метастабильное состояние и последующее углубление процесса в область метаста-бильности, действуют и после начала интенсивного фазового перехода, при реализации определенных ограничений [94] , выделяются две ярко выраженные стадии [113, 33].
