Гидромеханическая сепарация газожидкостных систем в нефтегазодобыче и нефтегазопереработке

Тип работы:
Реферат
Предмет:
Общие и комплексные проблемы естественных и точных наук


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 622. 32 665. 63. /65
ГИДРОМЕХАНИЧЕСКАЯ СЕПАРАЦИЯ ГАЗОЖИДКОСТНЫХ СИСТЕМ В НЕФТЕГАЗОДОБЫЧЕ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКЕ
HYDROMECHANICAL SEPARATION OF GAS-LIQUID SYSTEMS IN OUTPUT AND CONVERSION OF OIL AND GAS
А. Г. Ветошкин, Ю. П. Сенина Пензенский государственный университет
Ключевые слова: пены, бурение скважин, переработка нефти и газа, разрушение пены, сопла, циклоны, критерии сепарации пены, механизм разрушения пены, гидромеханика разрушения пены, оценка параметров сепарации пены.
Keywords: foams, boring the bore holes, conversion of oil and gas, ruining of foam, sniffled, cyclones, criterion an separation of foam, mechanism of destroying of foam, hydromechanical destroying offoam, evaluation of parameters an separation offoam.
Аннотация
Показано использование газожидкостных систем с пенной структурой в добыче нефти и газа, актуальность сепарации пены при переработке нефти и газа, применение гидромеханических устройств для сепарации пены, освещены вопросы моделирования и расчета гидромеханических процессов сепарации пены.
Abstract
Shown using the systems gas-liquid with structure foam in mining an oil and gas, urgency an separation of foam at the conversion of oil and gas, using the hydromechanical devices for separation of foam, are refresh questions of modeling and calculation of hydromechanical processes an separation offoam.
Для повышения производительности скважин в нефтедобыче путем увеличения проницаемости пород для нефти применяются кислотные пены [1, 2].
Пена, используемая при бурении скважин, самопроизвольно не разрушается в течение длительного времени. Поэтому недостаточно применение только емкостей-отстойников для самопроизвольного разрушения пены. Кроме того, выброс отработанной пены на земную поверхность может привести к загрязнению окружающей среды, что недопустимо. Вследствие этого для гашения пены, поступающей из скважины, применяют химические и физические способы. Химические способы пеногашения требуют использования специальных реагентов, которые эффективны только для гашения пен на основе поверхностноактивных веществ (ПАВ) одного класса. В настоящее время промышленностью не выпускаются химические пеногасители, применение которых отвечало бы всем требованиям, предъявляемым к технологии этого процесса.
Для решения поставленной задачи в практике бурения скважин и нефтегазодобыче используют механические способы разрушения пенных систем. Чаще
1
всего для этого используются статические центробежные сепараторы гидроциклонного типа [3], основанные на действии центробежных сил, возникающих при криволинейном движении потока в циклоне (рис. 1).
Рис. 1. Схема работы циклонного сепаратора
В нефтегазовой промышленности в качестве абсорбента кислых газов применяют аминовые растворы [4], которые в процессе абсорбции образуют устойчивые пены в присутствии сульфидов, ионов металлов и продуктов деструкции аминов.
Аналогичные проблемы возникают процессе экстрактивной ректификации при разделении углеводородов.
Для увеличения продолжительности циркуляции аминового раствора, предотвращения потерь абсорбента и стабилизации технологических процессов при очистке газа от кислых компонентов и разделении углеводородов возникает необходимость использования средств пеногашения [5].
Ограничение и регулирование интенсивного пенообразования во многих технологических процессах развивается в основном по пути синтезирования и совершенствования химических средств пеногашения и создания рациональных и эффективных конструкций устройств для механического гашения и разделения пены.
Известно, что химические пеногасители создают бронирующую защитную пленку на поверхности газовых пузырьков, что существенно затрудняет процесс массопереноса через границу раздела фаз и соответственно значительно снижает массообменные характеристики основного технологического процесса.
Вследствие ряда отрицательных технологических и экологических последствий применения химических веществ-пеногасителей все возрастающее значение приобретают достаточно эффективные и универсальные в использовании механические сепараторы-пеногасители циклонного типа.
2
По сравнению с широко распространенным в практике пеногашением химическими веществами, например, растительными маслами, кашалотовым жиром, олеиновой кислотой и другими химическими пеногасителями, гидромеханические, роторные и струйные устройства-пеногасители обладают рядом преимуществ вследствие исключения негативных явлений и побочных последствий при проведении массообмена в газожидкостных системах.
Гидромеханические пеногасители представляют собой комбинацию сопловых и циклонных устройств, что делает их расчеты взаимосвязанными [6,
7].
Кроме того, разрушение пены в сопловых насадках сопровождается образованием газожидкостной эмульсии и мелкодисперсных капель жидкости, что требует дополнительной сепарации отходящего потока [8, 9]. В этом случае для окончательного разделения образовавшихся фаз и компонентов газожидкостной смеси применяется комбинация пеноразрушающих сопловых насадков с циклоном, в полости которого остаточная и вторичная пена, а также образовавшаяся газожидкостная эмульсия под действием центробежной силы движутся в виде закрученного слоя по стенке циклона как по полуоткрытому руслу-каналу [10].
При гидромеханическом гашении пены в сужающих устройствах соплового типа (рис. 2) под воздействием сдвиговых деформаций и высоких продольных градиентов давления в первую очередь в основном разрушаются достаточно крупные ячейки-пузырьки полидисперсной пены, порождая вместе с тем мелкие пузырьки, устойчивые к приложенным в данной ситуации динамическим воздействиям.
Рис. 2. Гидромеханический циклонный пеногаситель с щелевыми
соплами:
1 — камера- 2 — подводящий патрубок- 3 — щелевые сопла: 4 — заглушка-
5 — конический патрубок- 6 — циклон- 7 — пластина-экран- 8 — патрубок для
выхода жидкости- 9 — диффузоры
Образовавшаяся в аппарате, пена через вертикальный подводящий патрубок 2 поступает под избыточным давлением в щелевые сопла 3, где ноток пены приобретает высокую скорость (50… 75 м/с) в сужающемся канале. При этом происходит быстрое падение давления в пузырьках пены, которые деформируются и разрушаются в наиболее узком сечении канала.
3
Несимметричность щелевых сопел способствует возникновению центробежного эффекта, что приводит к отделению жидкости от газа. Жидкость оттесняется потоком газа к внешним стенкам сопел, где она движется в виде пленки, а газ вместе с мелкими каплями жидкости занимает остальную часть поперечного сечения каналов. При движении потока в диффузорах 9 происходит частичное восстановление давления, что обусловливает сравнительно низкое гидравлическое сопротивление устройства. На выходе из диффузоров 9 пленка жидкости движется по цилиндрической поверхности направляющих пластин 7, откуда она плавно переходит по касательной на внутреннюю поверхность корпуса циклона 6. Капли жидкости, взвешенные в газовом потоке, под действием центробежной силы оседают на стенке корпуса циклона, поток газа оттесняется к центральной части циклона и выходит из него через конический патрубок 5. Пленка жидкости стекает закрученным потоком по конической части корпуса циклона в камеру 1, откуда она выводится через патрубок 8.
При установке на подводящем патрубке шести щелевых сопел с размерами 5×550 мм и диаметром корпуса циклона 1100 мм объемная производительность пеногасителя составляет 3000 м пены в 1 ч, а гидравлическое сопротивление устройства не превышает 10 000 Па (1000 мм вод. ст.) при газосодержании пены 0,9… 0,95.
Моделирование и расчет гидромеханических пеногасителей предполагает наличие универсального критерия механической прочности пены, связанного с ее основными объемно-структурными параметрами и физико-химическими свойствами составляющих пену фаз.
Механическое разрушение пенной структуры определяется критическим значением сдвигового напряжения t*, возникающего в потоке пены при ее движении [11].
В качестве универсального критерия механической прочности пены при деформационном сдвиговом пеногашении может быть принято критическое напряжение сдвига t*, связанное с кинематическими характеристиками гидро-
механических пеногасителей:
t = const
sg0'-
d"j
п J
где g0 — относительная деформация структурной ячейки пены.
Градиент критической скорости сдвига определяется [12] в виде:
gc* = -
3 j" 2 + 1 + 2j" Ї2 3 г 3 ds
B Рж d" (1 -j") 1 3 J)| 32Pj" dn '
а критерий сдвиговой прочности пены:
t* & gt-
Рж As 3 j" 2 + 1 + 2j"'-!2 '-•y 3 3 Г к
d «(1 -j»)'6M| B Рж d «1 3 J 32pj»
где B =
19
15
s +2As +
f 1 + 2j"
I 3
3 г К 32
2
(s+As).
4
При моделировании работы статических пеногасителей соплового и циклонного типов решается внутренняя задача гидродинамики с помощью уравнения неразрывности и движения для стационарного движения потока пены.
Механизм гашения пены в сужающих устройствах состоит в том, что возникающий при движении потока пены градиент давления вблизи от сужения вызывает эффект дросселирования газа в пене, которое является причиной радиальных смещений жидких оболочек пены. Термодинамически этот процесс может быть описан уравнением политропы:
pV = pV.
Перейдя от объема газа в пузырьке пены к его линейным размерам R в ви-
де
R2 = (V л у 2 3 ^ pl '-
V V) V p2 ,
можно записать следующее выражение для процесса расширения газа в приращениях
1
R + AR (V + AV V (
_ Л 3п
R V V) V p+ Apy
Произведем оценку величины ускорения оболочки отдельного пузырька пены радиусом R = 1 мм, движущегося со скоростью w = 50 м/с при градиенте давления Dp / AL = -0,05 атм/см и при истечении в атмосферу (р2 = 1 ата) в адиабатических условиях (п = к = 1,4).
В этом случае радиус пузырька увеличится:
R + AR R
1,05
V 1,05 — 0,05)
31,4
= 1,012.
то есть DR = (1,012 -1,0) R = 1,2−10−5 м.
Радиальное ускорение элемента оболочки пузырька пены определится выражением (при DL = 1 см):
2 AR 2 AR ¦ w2
aR =-
= 600 м/с2 @ 60g.
At2 AL2
то есть жидкая оболочка пузырька испытывает динамическую нагрузку, в 60 раз превосходящую ускорение силы тяжести.
Затрачиваемая мощность гидродинамического пеногашения зависит от гидравлических потерь Ap и объемной производительности устройства по пене
Q:
N = Ap-Qn.
Потери давления или гидравлическое сопротивление такого пеногасителя при оптимальных условиях разделения пены можно определить по параметрам газовой фазы смеси в раздельной модели течения:
Ap = (С +Ст + Сеых)
Рг -W2 2

Разрушение пены в объеме потока путем увеличения градиента скорости сдвига достигается при сужении трубопровода в форме конфузорного или ко-
5
нического соплового насадка, где течение описывается в сферической системе координат (рис. 3).
Рис. 3. Схема течения пены в круглой трубе и сопловом насадке
При определенных динамических условиях течения пены в сопловых насадках наступает кризис течения, что выражается в деструкции пены и ее разрушении.
Условия неразрушающего течения пены в трубопроводах и различных насадках в основном определяются ее реологическим поведением.
В практике расчетов с достаточной точностью используется обобщенное реологическое уравнение квазиньютоновского течения с учетом структурных особенностей пены:
t = -m
du
___п_
dr
(1)
При таком допущении связь расходной характеристики потока пены с ее реологическими свойствами выражается в виде
Qn =PRt
4m
(2)
Из принятой реологической модели (1) найдено распределение скоростей потока пены в круглой трубе постоянного сечения:
и
(R2 — r2)
& gt- т J
2m Rm
(3)
При разрушении пены по всему сечению трубы распределение касательных напряжений по ее радиусу определяется соотношением

= г
R
r
mm
(4)
где rmin & lt- dn /2 — минимальный радиус потока, соответствующий полному объемному разрушению пены в трубе, м.
Из соотношения (4) определено значение касательного напряжения на стенке при объемном разрушении пены в трубе:
t t
2Rm
d_
(5)
Исходя из распределения (3) и уравнения расхода (2) с учетом соотношения (5), определим значение критического радиуса трубопровода, при котором
6
достигается полная объемная деструкция пены в потоке при заданном ее расходе:
R * =
т*
/ ¼
2 Q"M, d. Л
и соответствующую этому случаю среднерасходную скорость потока:
М —
t R1
l*1 vrn*
4md,
Разрушение пены в объеме потока путем увеличения градиента скорости сдвига достигается при сужении трубопровода в форме конического круглого или плоского конфузорного соплового насадка. При определенных динамических условиях течения пены в сопловых насадках наступает кризис течения, что выражается в деструкции пены и ее разрушении.
При достижении критического напряжения сдвига в минимальном сечении соплового насадка на расстоянии от оси, равном или меньшем величины среднего радиуса rn — dn /2 пузырька пены условие полной деструкции и разрушения в объеме потока пены имеет вид:
t…
d
2 a

(6)
sin a
откуда с учетом выражения (1) получено значение минимального радиуса конического соплового насадка в его критическом сечении:
ґ «, Vм
Rc* - sin a
Q, mdn
4pt* f (a)
При проведении гидродинамических расчетов оценивается среднерасходная скорость потока в критическом сечении соплового насадка, достаточная для разрушения всего объема пены в потоке:
4t*RC f (a)
Мс*
(7)
dnm3 sin4 a '-
Аналогичный подход используется для вертикального симметричного плоского соплового насадка шириной Lc и высотой Вс критического сечения в цилиндрической системе координат. Для этого случая уравнение расхода пены выглядит следующим образом:
(8)
Q, = 2v 42 Lc
3m
откуда получено выражение для касательного напряжения на стенке в узком сечении сопла:
3 Qnm
tw0
2 rX Lc
(9)
Из уравнения (8) с учетом соотношения (9) и связи r0 — 0,5 Вс / sin ас получено выражение для определения ширины плоского сопла в его критическом сечении:
Вс =
2 sin a
(
a
3 ам

1/3
4t L.
c J
7
а также значение среднерасходной скорости потока при условии объемного разрушения пены в плоском сопловом насадке:
и
с*
t Bloc3
6mdn sin3 oc
Количественная оценка предложенных расчетных методик показывает, что для потока пены с ячейками-пузырьками диаметром dn = 1 -10−3 м (1,0 мм) при объемном газосодержании jn = 0,95 (кратность пены K = 20), динамической вязкости жидкой фазы пены рж = 1 -10−3 Пас (1 сПз), разности между динамическим
и равновесным значениями поверхностного натяжения пленок пены Ds = 0,035 Н/м, движущегося в коническом сопловом насадке с минимальным радиусом в критическом сечении Rc* = 2,5 10−3 м (2,5 мм), значение средней критической скорости, необходимой для разрушения пены в потоке, в соответствии с расчетом по (7) равно uc* = 40 м/с.
Оценку центробежного разделения пены в пеногасителях циклонного типа можно провести на основе следующей модели.
Динамическое уравнение для газового пузырька пены или газожидкостной эмульсии, всплывающего в слое жидкости толщиной h от стенки циклона, имеет вид:
m
п
dv
dt
= Fa — Fc,
(10)
где mn
1
2
3 Рж
4
— присоединенная масса газового пузырька, кг- vn — ско-
рость всплытия пузырька, м/с- t — текущее время, с- Fa = 4pr3pxg4 — центробежная сила Архимеда, Н- g4 = ит / R — ускорения центробежного поля, м/с — ит — осредненная тангенциальная скорость потока на стенке циклона, м/с- R4 -внутренний радиус цилиндрического корпуса циклона, м- Fc = бмгптжvn — сила сопротивления в стоксовском режиме всплытия пузырька, Н- тж — динамическая вязкость жидкостной пленки, Пас.
С учетом принятых обозначений параметров динамическое уравнение примет вид
Рж
dv «
— = 2 g — 9 — f
Tv Оц 9 n
dt ГпРЖ
Скорость всплытия пузырька во времени определяется после интегрирования (10) с начальным условием vn = 0 при t = 0:
f ІРжР
ржrn У
1-
exp
vn (t) = 2 Рж g ц rn
V
9Рж
(11)
Интегрированием соотношения vn (t) = dh / dt с учетом (11) при начальном условии h = h0 при t = 0 и с граничным условием h (t*) = 0 (t* - момент выхода пузырька на внешнюю поверхность закрученного газожидкостного слоя) с последующим упрощением результата интегрирования получено выражение для оценки времени всплытия газовых пузырьков в циклоне
8
= 9 m ho
2 '- Рж g4 ГП
(12)
Количественная оценка времени всплытия пузырьков под действием центробежной силы в соответствии с формулой (12) показывает, что для пузырьков с радиусом rn = 1… 100 мкм необходимое время для полного всплытия составляет t* = 2… 200 секунд. Практически время пребывания газожидкостной системы в зоне действия центробежной силы составляет всего несколько секунд, на основании чего можно сделать вывод о недостаточно высокой эффективности циклона для выделения пузырьков мелкодисперсной пены.
Литература
1. Амиян В. А., Амиян А. В., Казакевич Л. В., Бекиш Е. Н. Применение пенных систем в нефтегазодобыче. — М.: Недра. 1987. — 229 с.
2. Мирзаджанзаде А. Х. Технология и техника добычи нефти. — М.: Недра, 1986. — 385 с.
3. Лаврушко П. Н., Муравьев В. М. Эксплуатация нефтяных и газовых скважин. — М.: Недра, 1971. — 369 с.
4. Скобло А. И., Молоканов Ю. К., Владимиров А. И., Щелкунов В. А. Процессы и аппараты нефтегазопереработки и нефтехимии. — М.: Недра, 2000. — с.
5. Биенко А. А. Пеногашение в процессе очистки природного газа алкано-ламинами: диссертация … кандидата технических наук в форме науч. докл. :
11. 00. 11. — Москва, 1998. 47 с.
6. Ветошкин А. Г. Моделирование и расчет процессов механического пеногашения: Циклонно-сопловые и струйные пеногасители. //Химич. пром-сть,
1997. № 1. С. 45−49.
7. Ветошкин А. Г. Расчет устройств для механического пеногашения (гидромеханические пеногасители). //Химич. и нефтегаз. машиностроение. 1998. №
3. С. 24−27.
8. Ветошкин А. Г., Кутепов А. М. Течение и разделение пены в сопловых сужающих устройствах. //Журнал прикл. химии. 1983. Т. 56. № 3. C. 606−612.
9. Ветошкин А. Г. Течение и разрушение пены в сопловых насадках. //Теор. основы хим. технол. 1996. Т. 30. № 5. С. 544−547.
10. Шорин С. В., Ветошкин А. Г., Кутепов А. М. Исследование сепарирующей способности циклонного пеногасителя. //Журнал прикл. химии. 1984. Т. 57. № 3. C. 568−572.
11. Ветошкин А. Г. Оценка параметров механического пеногасителя. //Теор. основы хим. технол. 1987. Т. 21. № 3. C. 404−407.
12. Ветошкин А. Г. Критерии механического пеногашения. //Теор. основы хим. технол. 1996. Т. 30. № 6. С. 565−569.
9

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой