Оценка эффективности подготовки газа на Заполярном месторождении

 

Точка А на рабочей линии  соответствует конечной точке осушке газа. Концентрация ДЭГа в точке  А равна X₁. Точка В на рабочей линии соответствует начальной точке осушки газа. Концентрация ДЭГа в точке В равна Х₂.

При подаче газа в абсорбер с температурой t=11,1 °C влагосодержание  его определяется по графикам или  по формуле:

 

          

=0,1667

 

W=0,1667 г/м³. При tp=-20°C, W₂=0.0218 г/м³.

Построением ступенчатой  ломаной линии между рабочей  и равновесной линиями получаем число теоретических тарелок  n'_Т=2.

КПД контактно-сепарационных  тарелок η=0.6. Число рабочих тарелок

=

Рисунок 6.3.1.-Рабочая и равновесная линии МФА

 

Для увеличения надёжности осушки газа полученное число рабочих тарелок n умножаем на коэффициент, равный (1.5... 1.6).

n_т=1,5 3.333=4.995

Принимаем n_т=5 шт.

2) Расчёт фильтрующей секции

Количество фильтрующих  патрубков n_ф принято 124 шт.

Площадь поверхности фильтр-патрона

f_ф=

= =0.346 м²,

где d_ф^н =0,105 м- наружный диаметр фильтр-патрона, м;

l=1,05 м -длина боковой поверхности фильтр-патрона, м.

Свободное сечение между  фильтр-патронами

F_CB=

= =1,470м²,

где D=l,8 м- диаметр тарелки или внутренний диаметр МФА, м;

Площадь фильтрации

F_ф=f_ф

n_ф=0,346 124=42,904 м². 

Секундная объемная производительность фильтр-патронов при рабочих условиях

q_ceк=1,1

Q_ном P_o T z/(86400 P T₀ z₀);

где z и z₀ - коэффициенты сверхсжимаемости газа при Р, t и Р₀=0,1013 МПа, t_o=O°C.

Коэффициенты z и z₀ определяются, используя псевдоприведённые давление π_np и температуру τ_пр по уравнению

z=1-0,4273

π_пр/τ_пр^3,668=1-0,4273 2,303/1,494^3,668=0,771 

z_o=l.

Псевдоприведённые давление температура находятся

π_пр=Р/Р_пс.кр10,812/4,694=2,303.

τ_пр=Т/Т_пс.кр=284,1/190,124=1,494.

Р_пс.кр и Т_пс.кр - псевдокритические параметры.

Тогда:

q_ceк=l,l

7,416 0,1013 284,1 0,771/(86400 10,8 273 1)=0,710м³/с,

Плотность газа в рабочих  условиях:

ρ_г=ρ_гo

P T₀ z₀/(P₀ T z)=0,730 10,8 273 l/(0,1013 284,1 0,771)=97,001кг/м³,

ρ_го=0,730 кг/м³ - плотность газа при Р=0,1013 МПа и Т=273К

Скорость в свободном  сечении аппарата на верхнем срезе  фильтр-патронов:

W_CB=q_ceк/F_CB=0,710/l,470=0,483 м/с.

Скорость фильтрации:

W_ф=к_ф

[g² σ_д (р_д-р_г)/р_г²]^1/4=

=0,078

[9,81² 0,00637 10^(-3) (1120-97,001)/97,001²]^1/4 =0,00704 м/с,

где к_ф=к_ф' к_фб=1,03 0,076=0,078,

где к_ф=1,03 и к_фб=£(Р)=0,076 - коэффициенты;

σ_д - поверхностное натяжение РДЭГа при рабочем давлении, Н/м (дин/см),

σ_д =( σ_д⁰+1)-10

Р^0.65=(46+1)-10 10,812^0.65=0,00637 дин/см=

=0,00637

10^-3 Н/м.

Максимальная объёмная производительность фильтрующей секции:

Q_max=W_ф

F_ф 86400 P T_o z_o/(P_o T z);

Q_max=0,00704

42,904 86400 10,812 273 l/(0,1013 284,1 0,771)=

=3,471

м³/сут.

Гидравлическое сопротивление  фильтрующей секции:

ΔР_ф=ξ_фW_д²ρ_г/(2g)=20

1,488² 97,001/(2 9,81)=218,933 мм вод.ст. (Па),

где ξ_ф=20 - коэффициент сопротивления фильтр-патронов,

W_д- действительная скорость газа в фильтр-патронах,

W_д=q_ceк/F_ф^в =0,710/0,477=1,488 м/с,

гд F_ф^в - суммарная площадь сечения отверстий фильтр-патронов

F_ф^в=0,785 (d_ф^в)² n_ф =0,785 124=0,477 м²,

d_ф^в =0,07 м - внутренний диаметр фильтр-патрона.

 

 

 

3) Расчёт необходимого количества ДЭГа

Количество влаги, поглощаемое  при осушке газа,

G_B=1,1 Q_HOM (W₁-W₂)/(24 10³)=1,1 7,416 10^6 (0,1667-0,0218)/(24 10³)= =49,25 кг/ч.

Необходимое количество регенерированного  ДЭГа

=G_B

x₂/[(x₁-x₂) ρ_д]=49,25 0,963/[(0,993-0,963) 1120]=1,411м³/ч.

При температуре осушаемого газа t, °C для достижения точки росы tp,°C с учётом колебания концентрации РДЭГа принимаем

Q_д=1,25

Q_РДЭГ =1,25 1,411=1,763 м³/ч.

 

4) Расчёт массообменной секции

Площадь поперечного сечения  МФА

F_K=0,785

D²=0,785 1,8²=2,543 м²

Допустимая скорость газа в контактно-сепарационном элементе

W_доп=Ф_H0M/(ρ_г)^1/2=24,3/(97,001)^1/2=2,467 м/с,

где Ф_НОМ=24,3- номинальный фактор скорости газа в контактно-сепарационном элементе.

Площадь сечения контактно-сепарационного элемента

f_KC=0,785

d_KC=0,785 0,062=0,002826 м²,

где d_KC=0,06 м - внутренний диаметр контактно-сепарационного элемента.

Конструктивно принято: количество контактно-сепарационных элементов  n_кс=199 шт.

Объёмная производительность массообменной секции

Q_HOM=W_доп

n_KC f_KC 86400 P To z₀/(P_o T z);

Q_HOM=2,467 199 86400 0,002826 10,812 273 1/(0,1013 284,1 0,771)=

=15,945 м³/сут.

 

 

 

5) Определение сечения  ситчатых и контактно-сепарационных  тарелок

Суммарная площадь сечения  контактно-сепарационных элементов

F_эл=n_KC

f_KC=199 0,002826=0,562м².

Суммарная площадь отверстий  ситчатой тарелки составляет 15% от F_K

F_oт.c=0,15

F_k =0,15 2,543=0,381м².

 

6) Расчёт гидравлического сопротивления тарелок

ΔР_с=ΔР_сух+ΔР_ж=30,88+66,192=97,072 мм вод.ст.

Гидравлическое сопротивление  сухой ситчатой тарелки

 ΔP_cyx=ξ_c W_ос² ρ_г/(2 g)=1,8 1,863² 97,001/(2 9,81)=30,88 мм вод.ст.,

где ξ_c =1,8 - коэффициент сопротивления сухой ситчатой тарелки; Woc — скорость газа в отверстиях ситчатой тарелки,

W_oc=q_сек/F_oт.c=0,710/0,381=1,863 м/с.

Потеря напора газового потока в слое жидкости на ситчатой тарелке

ΔР_ж=(h_п+Δh)

ρ_ж=(50+9,1) 1,12=66,192 мм вод.ст.,

где h_n=50 мм — высота сливной планки ситчатой тарелки;

ρ_ж - относительная плотность жидкости,

ρ_ж=р_д/р_в=1120/1000=1,12;

Δh - подбор жидкости над сливной планкой, мм

Δh=3,1

L_v^2/3=3,1 =9,1 мм,

где Lv - объёмная нагрузка по жидкости на единицу длины сливной планки, L_V=Q/B=1,763/0,35=5,037 м3/(м ч);

В=0,35 м - периметр слива.

Гидравлическое сопротивление  контактно-сепарационной тарелки

ΔP_KC=ξ_кс

W_KC² ρ_к/(2 g)=10 1,263² 97,001/(2 9,81)=78,86 мм вод.ст.,

где ξ_кс =10 - коэффициент сопротивления контактно-сепарационной тарелки; W_KC - скорость газа в контактно-сепарационном элементе,

W_KC=q_сeк/F_ЭJI=0,710/0,562=1,263 м/с.

 

 

7) Выбор расстояния между  тарелками

Расстояние от контактно-сепарационной  тарелки до вышележащей ситчатой

Н₂=к₂

Н=0,3 1=0,3 м,

где =0,3...0,35 - коэффициент соотношения расстояний между тарелками;

Н=1,0 м - расстояние между  ситчатыми тарелками.

Расстояние от нижележащей  ситчатой тарелки до контактно-сепарционной тарелки

Н₁=Н-Н₂ =1-0,3=0,7 м.

Высота вспененного слоя жидкости на ситчатой тарелке

Н_п=3

ΔР_ж 10^-3/(к_всп ρ_ж)=3 66,192 10^-3/(0,85 1,12)=0,208 м,

где =0,85 - коэффициент, характеризующий вспениваемость жидкости. Условия нормальной работы ситчатой тарелки

Н_П<Н₁+Н₄,

0,208<(0,7+0,16)=0,86,

где Н₄=0,16 м - высота части контактно-сепарационного элемента, находящейся под полотном тарелки.

 

8) Расчёт гидравлического сопротивления треугольной ситчатой тарелки

Рабочая площадь ситчатой тарелки

F_pa6=F_K-F_nep=2,543-0,192=2,351 м2,

где =0,192 м - площадь переливов.

Фактическая скорость газа в рабочем сечении

W_paб=q_ceк/F_paб=0,710/2,351=0,281 м/c.

Критическая скорость набегания  газа на сетку

W_кp.н=K_H

[g² σ(ρ_ж-ρ_г)/ ρ_г²];

W_кp.н=0,59

[9,812² 0,00637 10^-3 (1120-97,001)/97,001²] =0,474 м/с,

где Кн=0,59 - коэффициент устойчивости режимов течения газожидкостной смеси. Гидравлическое сопротивление треугольной сетчатой насадки

ΔP_H=ξ_н

W_paб² ρ_г/(2 g)=41 0,281 97,001/(2 9,81)=56,96 мм вод.ст.,

где ξ_н =f(W_paб/W_Kp)=41 - коэффициент гидравлического сопротивления насадки.

 

9) Расчёт переливного устройства

Высота слоя светлой жидкости в переливном устройстве контактно-сепарационной  тарелки

h_ж1=ΔР_кс

10^-3/ρ_ж=78,86 10^-3/1.12=0,0604 м.

Условия нормальной работы переливного устройства контактно-сепарационной  тарелки

h_ж1<Н₁-h_п,

0.0604<(0.7-0.05)=0.65.

Высота светлой жидкости в переливном устройстве ситчатой тарелки

h_ж2=[h_п+Δh+(ΔР_с+ΔР_н+ΔР_кс+ΔР_жн)/ρ_ж']

10^-3

h_ж2=[50+9,1+(97,082+56,96+78,86+0,306)/1,12]

10^-3=0,267м,

где ΔР_жн - сопротивление движению жидкости в наиболее узком сечении перелива,

ΔР_жн=к'

[L_v/(3600*а₄)]²=250 [5,037/(3600 0,04)]²=0,306 ммвод.ст.,

 где к'=250 - коэффициент;

а₄=0.04 - линейный размер наиболее узкого сечения в переливе.

Высота слоя вспененной жидкости в переливном устройстве ситчатой тарелки

h_п2= h_ж2/ρ_п=0,267/0,55=0,485 м,

где рп=0,55 - плотность вспененной жидкости по отношению к исходной. Условия нормальной работы переливного  устройства ситчатых тарелок

h_п + h_ж2<Н+ h_п,

(0,05+0,267)<(1+0,05), 0,3170<1,05

 

Условия нормальной работы контактной ступени (ситчатой и контактно-сепарационной  тарелок)

h_п2<0,95

(Н+Н₁-Н₃),

0,485<0,95

(l+0,7-0,09)=1,530, где Н₃=0,09 м.

 

10) Расчёт глухой тарелки

Скорость газа в патрубке глухой тарелки

W_гл=q_ceк/(0,785

d_гл)=0,710/(0,785 0,52)=1,739м/c,

где d_гл=0,52 м - внутренний диаметр патрубка глухой тарелки. гидравлическое сопротивление глухой тарелки

ΔPгл=ξ_глW_гл

ρ_г(2 g)=2,0 1,739 97,001/(2 9,81)=17,19 мм вод.ст.,

 где ξ_гл- коэффициент гидравлического сопротивления глухой тарелки,

ξ_гл= ξ_вх+ ξ_вых =1,5+0,5=2,0,

где ξ_вх =0,5; ξ_вых =1,5 - коэффициенты гидравлического сопротивления на входе и выходе глухой тарелки.

Скорость движения жидкости на тарелке

W_ж^гл=Q_л[3600

0,785 D²-d_гл²)]=1,763 [3600 0,785 1,8²-0,5²)]=

=0,208 10³м/c.

Время пребывания жидкости на тарелке

τ=Н_ном/( W_ж^гл

60)=0,55/(0,208 10^-3 60)=44 мин,