Технол-й расчет гравит-х сеп-ров с жалюзийными насадками

Жалюзийный сеп-р предст-т собой гор-й или верт-й аппарат грав-го типа в котором установлены жал-ные насадки. В пространстве до насадок и м/у ними сепарация происходит под действием сил гравитации а в насадке под действием инерционных сил наиболее эффективны жалюзийные насадки волнового типа прим-е в гор-х сепараторах. Насадки располагают гор-но или верт-но. В одном сеп-ре устан-ся 2 или более послед-но жал-х насадок. Жал-е насадки имея большую пов-ть контакта способствуют коагуляции мелких капель несущих в газовом потоке и переводу их в пленочное состояние жид-ть в виде пленки стекает по пов-ти жалюзи в нижнюю часть сеп-ра и отдел-ся от газового потока. При этом коэф-т уноса к_у

к_у=G¢₂/(G¢¢+G¢₁)

G¢₂ – масса ж-й фазы на выходе в сеп-р. G¢¢ – масса газа. G¢₁ – масса ж-й фазы на входе в сеп-р.
15. Теоретические основы сеп-и. Основные типы конструкций сеп-в и их экспл-е пок-ли. Принцип работы сеп-в.

На пром-х УКПГ к дальнейшему транспорту прим-ся сеп-ры разл-х констр-й, принцип дейст-я которых основан на разл-х физ-х св-х компон-в смеси. Наиболее широко исп-ся гравит-й и инерц-й принципы для отделения Г от кап-й ж-ти и мех. прим.

По констр-му оформлению сеп-ры, исп-е инерц-й принцип подр-ся на 2 типа:

1) жалюзийные, в которых сеп-я Г осущ-ся за счет многократного изм-я напр-я потока Г;

2) циклонные, в которых сеп-я осущ. путем создания закрученного потока Г.

По геометр-м формам сеп-ры дел-ся: вертик-е, гориз-е, сферич-е.

Вертик-й сеп-р хорошо работает при импульсации потока и легко очищ-ся. Меньшая площадь зеркала ж-ти, чем в других сеп-х резко ¯ обратное исп-е ж-ти. Эти сеп-ры надежны при отводе жидкой фазы.

Гориз-й сеп-р более транспортабельнее, экономичен при обр-ке больших объемов Г. При одинаковой произв-ти Æ гориз-го сеп-ра обычно < Æ верт-го.

Сеп-ры независимо от типа имеют сеп-ю, коагуляц-ю и сборную секции.

Сеп-я секция делится на первичную и вторичную. 1-я служит для отд-я основной крупно-дисперсной массы ж-ти от Г-го потока. Для ­ эф-ти работы этой секции входной патрубок распол-т тангенциально, а при прямом вводе Г-го потока под ним уст-т отражат-ю перегородку. Ж-ть отд-ся от Г в рез-те дейст-я ц/б-й силы. Вторичная секция (осадительная) предн-на для удаления средней дисперсной части ж-ти. Осн-м принц-м сепар-ии в ней явл. гравит-е осаждение, к-е проявл-ся при малых ск-тях Г. Поск-ку главным требованием гравит-о осаждения явл-ся ¯ турбулентности, то в нек-х констр-х сеп-в предусм-ны спец-е выпрямляющие поток приспособления.

Коаг-я секция служит для удержания мелких капель ж-ти, не осевших в осадной секции. Для коаг-ии и улавливания мелких капель исп-т жалюзийные насадки, в которых исп-ся инерц-е силы и большая пов-ть контакта с сепарир-ой средой. Капельки малых размеров Æ менее 10 мкм уносится жалюзийной насадкой и улавлив-ся в экстракторе тумана, сост-го из набора проволочных сеток.

Секция сбора служит для накопления и удаления отсепарир-й ж-ти. Она должна иметь достат-й объем и расп-ся так, чтобы сеп-р норм-но работал при неравном-м потоке, а отсепар-я ж-ть не мешала течению Г.

Пр-с коаг-ии капель нестац-й, и для его стабил-ии необх. опред-е время. При размере капель до 10^-6 см преобл-т броун-е движ-е, а выше – турб-е. Т. к. r Г < r ж-ти, турб-но потоке Г при размере капель более 10^-4 см большое влияние оказ-т инерц-е силы и укрупнение капель идет в результате турб-ой коаг-ии. Рост капель происх-т до тех пор, пока не начинается их дробление. С этого момента в потоке Г устан-ся равновесие м/у укрупнением и дроблением капель. Допуская, что пл-ть ж. фазы число капель и столкновений const в ед-це объема за малый промежуток времени получено ур-е для расчета времени коаг-ии капель:

t=4/β×ρ_г /q×R²/(w×r₀ )×(1–(r₀/r)/Re_г^5/4), где β – коэф-т, зав-й от распред-я капель по размерам в турб-м потоке; R – радиус трубы; r₀ – радиус зародышей капель; r – текущ. радиус капель; q – конденс-й фактор, кг/м³ ; w – ск-ть Г в своб-м сечении сеп-ра.

r₀ = 2σM/R_г Тρ_ж lg(q₁/q₂), где М – молек-я масса капли; σ – пов-ое натяжение капли; q₁ – сод-е ж-ти в газе до дросселирования; q₂ – то же после дросселирования; R_г – газовая const; Т – t-ра пр-са; ρ_ж – r к-та.

В пром-х усл-х коаг-я наступает чрезв-но быстро, т. е. в зоне формирования 2-хфазного потока, обр-ся за дросс-м эл-м. При движ-ии 2-хфаз-го потока на ряду с коаг-й происх-т также дробление капель. Знач-е радиуса, соотв-го опр-му периоду времени наз. модальным R капель. Связь м/у модальным радиусом капель и гидродин-ми пар-рами:

r_m = 0,18R(ρ_г/ρ_ж)^1/7*(1/w*√(σ/ρ_жR))^6/7, где R – радиус т/п; w – ск-ть Г.

Из посл-го ур-я видно, что радиус дробящейся капли в турб-м потоке зависит от R т/п, отн-ю пл-тей Г и капли, коэф-та пов. нат-я капли и числа Веббера: (ρ_жR/ σ)^0,5.

Для обесп-я эф-ти работы сеп-в необх.учесть явление вторичного насыщения ж-тью отсепарир-го Г. Величина вторичного насыщ-я Г, именуемого коэф-м уноса к_у осн-ой критерий, имитирующий пропускную спос-ть сепар-го обор-я.

 

20.Расчет процесса дросселирования ПГ Для т/д-кого расчета пр-са НТС и определения потребного кол-ва ингибитора, следующему предотвращению г/о в промысловых сеп-ных устройствах и регулирующих клапанах на ГРС, необходимо знать t-ру газа после дросселирования. Эту температуру можно определить по известным начальному P₁, t₁ и конечному давлению P₂, зная интегральный или среднедиф-ный эффект Джоуля-Томсона. Осн-м признаком процесса дросселирования явл-ся ровный по теплосодержанию или энтальпии газа до и после дросселирования, независимо от величины изменения Р. Т.е. i₁=i₂ – энтальпия Поскольку различия скоростей течения газа до и после дросселирования, а также наличие некоторой реальной теплопередачи может вызвать изменение теплосодержания. Если изменение скорости незначительно, либо равно 0, а величина реальной теплопередачи невелика и ею можно пренебречь, то можно принять ¶i=0.

Когда, при дросселировании газа давление уменьшают на значительную величину, то эффект Джоуля-Томсона называют интегральным. Дифференциальный эффект Джоуля-Томсона это изменение температуры, происходящее от бесконечно малого изменения давления m_i=(¶T/¶P)_i=const (1)

m_i – дифференциальный эффект Джоуля-Томсона

в промысловой практике в основном всегда имеет конечный перепад давления газа, поэтому диф. Эффектом обычно считается некоторый конечный перепад давления газа и (Dp=0,1 МПа). Свяжем (1) с 3-м параметром состояния – объемом. Для этого воспользуемся третьим законом т/д-ки: dQ=di–V×dP (2) Q – кол-во тепла; V – объем системы; Если процесс протекает при постоянном давлении, то изменение кол-ва тепла системы будет равно изменению ее теплосодержанию:

dQ=di–C_pdT (3)

Отсюда C_p=(¶i/¶T)_p (4) C_p – теплоемкость газа при постоянном давлении. Изотермическое влияние давления на энтальпию:

(¶i/¶P)_T=V–T(¶V/¶T)_P (5)

энтальпию любого процесса можно выразить в зависимости от параметров Р и Т:

di=(¶i/¶P)_Т×dP+(¶i/¶T)_P×dT (6)

Подставив (6) в (4) и (5):

di=C_p×dT+[V–T(¶U/¶T)_P]×dP (7)

Для рассматриваемого процесса процесса дросселирования, когда d_i=0 из (7) получим: m_i=(dP/¶P)=(T×(dV/dT)_P–V)/C_P (8)

Этим выражением определяется дифференциальным эффектом Дж.-Томп. Через абсолютные параметры состояния газа. Дифференциальный эффект можно вычислить теоретически из уравнения состояния Ван-дер-Ваальса, Битта, Бертло и др. Из уравнения Бертло справедливо для запретной области теиператур и при умеренных давлениях (до 10 Мпа) можно получить формулу диф. дроссель эффекта в виде:

m_i=9×A×R×T_к×[1–8×(Т_к/Т₁)²]/(128×Р_к×С_р) (9)

где T_к, Р_к – критическая температура и давление газа. Т₁ – начальная тем-ра газа. С_Р – молярная теплоемкость газа при постоянном давлении. Преобразуя (8) к виду удобному для вычисления диф. дроссель эффекта, выразив его через остаточный объем и предение параметрах газа обобщенных функциях. Т.к. остаточный объем есть разность м/у объемами ид. И реального газов, то:

а=R×T/P–V (10)

Продифференцируем 10 по Т при Р=соnst.

И результат дифференцирования подставив в уравнение (8), после преобразований для коэффициента Джоуля-Томпсона

m_i=[a–T×(¶a/¶T)_P]/C_P (11)

выражая (11) через приведенные параметры газа t, p, и a получим, что

m_i=a_к×[a_пр–t×(¶a_пр/¶t)_p]/С_Р (12)

где С_Р=С_Р^о+DС_P (13)

С_Р^о – молярная теплоемкость идеального газа при атмосферном давлении; DС_Р – изотермическая поправка теплоемкости на давление. Остаточный критический объем:

a_к=Р×Т_к/Р_к–V_к (14)

p=Р/Р_к (15), t=Т/Т_к (16)

a_пр=a/a_пр (17)

Соответсвенно при Р, Т и остат. объемы.

Расчеты показывают, что величина Р_кр×a_пр/Т_кр для у/в-ых газов колеблется в пределах 1,41…1,47 и в среднем можно принять

Р_к×a_к/Т_к=1,44 (18)

Отсюда a_к=1,44×Т_к/Р_к (19)

С учетом (13), (19) уравнение (12) для коэффициента Дж.-Томпсона:

m_i=1,44×(Т_к/Р_к)×[a_пр–t(¶a_пр/¶t)_p]/(С_р^о+DС_Р) (20)

Преобразуем (20) в форму Р_к×m_i×C_p/Т_к=1,44×[a_пр–t(¶a_пр/¶t)_p] (21)

Р_к×m_i×C_p/Т_к – обобщенная ф-ция Дж.-Томпсона. Величина ее, вычисленная по (21) приведена на рисунке 1 в зависимости от p и t. Из ур. (20) получим окончательное выражение для вычисления коэф. Дж.-Томсона для ПГ:

m_i=(Т_к/Р_к)×[Р_к×m_i×C_p/T_к]/(С_р^о+DС_Р) (22)

По (22) можно вычислить коэффициент Дж.-Томсона при этом обобщенная функция Р_к×m_i×C_p/T_к в зав-ти от прив. параметров определяется по графику рис. 1. Среднее отклонение, вычисленных по нашему методу коэффициентов Дж.-Томсона. для чистых компонентов и смесей от опытных данных составляют 7 %. При пост. Р-х и t-рах коэф. Дж.-Томсона. для сухого у/в-го газа имеет большую величину для газа с большой молекулярной массой. При промысловых расчетах, связанных с дросселированием газа, обычно пользуются интегральным дроссель-эффектом, который определяется как произведение средних значений: дифференциального дроссель-эффекта на изменение давления. Для аналитического определения дроссель эффекта при изменении давления от Р₁ до Р₂, необходимо проинтегрировать величину:

(23)

Для газа, подчиняющегося уравнению Ван-дер-Ваальса, Чарный получил из (23) след. Выражение Т₁–Т₂+2×а×ln[(2×a–T₁)/(2×a–T₂)]=A×b×(P₁–P₂)/C_P (24) где Т₁, Т₂ – начальная и конечная температура газа; Р₁, Р₂ – начальное и конечное давления газа; С_Р – уд. теплоемкость газа.

a=27×R²×T_кр²/(64×Р_кр) (25)

b=R×T_к/(8×Р_к) (26)

(26) можно преобразовать к виду для расчета интегрального дроссель эффекта. DТ=Т₁–Т₂=А×R×T_к/(8×С_Р)(1/t¢₁–1)×(p₁–p₂) (27)

где: p¢₁=p¢/Т_инв (28) p₁=Р₁/Р_кр (29)

p₂=Р₂/Р_кр (30)

Т_инв=27/(4×Т_кр) (31)

формулу 27 можно преобразовать к след виду:

DТ=5,569×(1/t¢₁–1)(p₁–p₂) (32)

анные, полученные по (27) и (32) совпадают с экспериментальными, и данными. (32) можно использовать для расчета интегрального эффекта ПГ с содержанием газа >90 %. Уменьшение температуры природного газа при данном изменении еа штуцере и известном давлении газа можно определить по рис. 2. При интегральных расчетах температуру газа в процессе дросселирования можно определить энтальпийным диаграммам, т.е. диаграмма состояния, которые для каждого индивидуального компонента газа строятся экспериментальным данным. Чаще всего параметры процесса дросселирования определяются по диаграммам состояния для чистого газа.

По этим диаграммам получают приближенные значения величины интегрального дроссель эффекта, применительно к природному газу. В реальных условиях интегральный дроссель эффект для ПГ, определено для СН₄. Эти отклонения могут быть вызваны отклонением в составе, присутствием в газе азота и СО₂, а также наличие капельной жидкости Н₂О и у/в-ого конденсата, который способствует увеличению конечной температуры газа, т.е. уменьшению дроссель эффекта. Рядом исследователей построены номограммы, позволяющие определить температуру ПГ после дросселирования. Одна из таких номограмм построена Будаяном, на основе диаграммы i – lgP для метана приведена на рис. 3.

Данная номограмма позволяет определить интегральный дроссель эффект метана нужной для практики газовой промышленности области Р=0…32 МПа и Т=70…120^оС. Эта номограмма с достаточной точностью можно пользоваться для определения дроссель эффекта, или температуры после дросселирования ПГ, с содержанием метана >90% рис. 3.