Компонентное разделение газоконденсатных смесей

Уже в первых работах по исследованию очистки при­родного газа с помощью вихревой трубы отмечено, что конденсат, выводимый с нагретым потоком из камеры разделения, содержит в основном высококипящие ком­поненты, а конденсат, выделяемый из охлажденного по­тока— низкокипящие, т. е. экспериментально подтверж­дена возможность компонентного разделения смеси уг­леводородных газов в вихревой трубе.

В СССР наибольший вклад в изучение вопроса раз­деления углеводородных смесей в установках с вихре­выми трубами внесла группа сотрудников ГИАП под руководством И. Л. Лейтеса. В разработанных и ис­пытанных Имгі установках выделение конденсирующих­ся «тяжелых» компонентов происходило в теплообмен­нике при охлаждении сжатой смеси охлажденным пото­ком, полученным в вихревой трубе. Конденсат отделял­ся в сепараторах, установленных] перед вихревой тру­бой. В таких установках в вихревую трубу поступает газ, обогащенный «легкими» компонентами. Вихревая труба предназначалась прежде всего для получения хо­лода, поэтому процесс выделения конденсата непо­средственно в камере разделения детально не изучали. Возможно, в условиях проводимых тогда экспериментов выделение конденсата в вихревой трубе было незначи­тельным. Мелкодисперсная жидкая фаза либо уносилась с охлажденным потоком, либо испарялась при попада­нии в периферийные слои вихря. Как отмечено в одной

Из работ И. Л. Лейтеса, высокая турбулентность спо­собствует перемешиванию газа внутри камеры разде­ления и выравниванию концентраций компонентов в вы­водимых из трубы охлажденном и нагретом потоках.

Рассмотрим; процесс компонентного разделения уг­леводородных смесей непосредственно в вихревой тру­бе. К этим смесям относятся природный газ, попутный нефтяной газ и другие газоконденсатные смеси, содер­жащие компоненты с существенно различающимися тем­пературами конденсации. При этом будем полагать, что в вихревую трубу подается однофазная газовая смесь.

Как указано выше, эффект, разделения является ре­зультатом сложной совокупности взаимосвязанных про­цессов. В рассматриваемом случае первоначальное раз­деление происходит при расширении газа в сопловом вводе. Снижение температуры в потоке вызывает кон­денсацию части высококипящих компонентов. Образо­вавшаяся газожидкостная смесь поступает в камеру разделения, где образуется закрученный двухфазный поток, состоящий из жидкостного кольца на стенке ка­меры и газового ядра. Температурное разделение газо­вого ядра приводит к! нагреванию его периферийных слоев и охлаждению приосевых.

Испарение жидкости из пленки происходит под действием теплоты, подведенной от газового вихря. Частично или полностью испаряются каплй жидкости, попадающие в периферийные слои. Одновременно кон­денсируются высококипящие компоненты в приосевых слоях. Для компонентного разделения необходимо обе­спечивать максимально возможный эффект температур­ного (энергетического) разделения, от которого зави­сит количество образующегося конденсата. Вместе с тем требуется обеспечить эффективную сепарацию кон­денсата. Полного удовлетворения этим противоречивым требованиям нельзя добиться ни в одной из известных конструкций. В каждом конкретном случае приходится искать компромиссное решение.

Один из перспективных способов повышения эффек­тивности компонентного разделения — отвод жидкости в промежуточном сечении камеры разделения. Отвод жидкости со стенки камеры приводит к повышению температуры периферийных слоев вихря, но повышение температуры в камере должно привести не к увеличе­нию, а к уменьшению эффективности компонентного разделения. Негативное влияние этого фактора было компенсировано снижением парциального давления па­ров высококипящих компонентов в приосевых слоях вихря. Уменьшилось количество паров, поступающих из периферийных слоев в приосевые, и снизилась тем­пература приосевых слоев из-за уменьшения конденса­ции этих паров. Уместно заметить, что в крупных вихре­вых трубах затруднена сепарация конденсата из при­осевых слоев. Практически весь образующийся конден­сат уносится охлажденным потоком. Следовательно, от­вод жидкости со стенок камеры одновременно приводит к уменьшению содержания конденсата в охлажденном потоке.

Рассмотрим результаты исследований компонентного разделения углеводородных смесей, проведенных А. Н. Черновым [12, 18], на вихревой трубе годовой произво­дительностью 250 млн. м3; смесь содержала тяжелые углеводороды (пропан, бутан, Гексан, пентан и др.). Отличительная особенность конструкции (рис. 54)—на­личие конденсатосборника 1, сообщающегося с каме­рой разделения 2 в ее начальных сечениях. Конденсат выводится из камеры вихревой трубы вместе с частью нагретого газа, который после отделения от него жид­кости выводится из конденсатосборника. Диаметр ци­линдрической камеры вихревой трубы Do = 0,15 м, дли­на L = 3 м, площадь соплового ввода Fc = 0,986 • 10~3 мг (H/B — 0,5), диаметр диафрагмы £)х = 0,083 м. Исходная газовая смесь, не содержащая жидкости, имела давле­ние 3,6 МПа и температуру 303 К. Исследования прово­дили при степени расширения е = 3…8.

Зависимость эффекта обогащения у {Т нагретого и обеднения у Їх охлажденного потоков в вихревом разде­лителе без вывода конденсата от степени расширения смеси е (рис. 55) получена А. Н. Черновым при разде­лении углеводородной газовой смеси с содержанием конденсирующихся компонентов 0,6 кг/м3, здесь Уїх, г = =Уіх,ТіУ іс (Уіх,Г,Уіс — массовая доля компонента в рас­сматриваемом потоке и в исходной смеси). В нагретом потоке больше содержание наиболее тяжелого компо­нента (гексана); с ростом степени расширения Є эф­фект! обогащения увеличивается до Є*» 6. Дальнейшее увеличение Є не приводит к росту эффекта, а содержа­ние высококипящего компонента в охлажденном потоке даже несколько увеличивается.

Сей: / — исходная газовая смесь; II — охлажденный поток; III — нагретый поток; /V — конденсат; V — нагретый поток, выводимый вместе с конденсатом Рис. 55. Зависимость эффекта обогащения периферийного и обедне­ния прносевого потоков от степени расширения газовой смеси (Do=0,15 м; Г=20; рс = 3,6 МПа; ТС = Ш К): / — гексан; II — пентан; / — jiir; 2 — у

Следует заметить, что эксперимент проведен на про­мышленной установке. Автору не удалось полностью подчинить методику проведения эксперимента решению научных задач. В связи с этим возникли определенные трудности при проведении анализа экспериментального материала. Предлагаемая нами оценка роли определен­ных факторов является приближенной и приведена в ос­новном для иллюстрации сложности протекания про­цессов в разделителе.

При увеличении степени расширения возрастала эф­фективность процесса разделения (см. рис. 55). Это ес­тественно, так как увеличение Є приводит к росту ради­ального градиента температур в камере разделения. При проектировании испытанного аппарата были ис­пользованы соотношения геометрических размеров вих­ревой трубы, работающей на воздухе, оптимальные при Є = 5…6. Следовательно, при Є>6 возрастает негативное влияние отклонений от оптимальных размерных соот­ношений. При этом нарушается прямая пропорциональ­ность взаимосвязи давления в камере разделения с давлением за диафрагмой, т. е. фиксируемая в экспе­рименте степень расширения превышает действительно реализованную в камере разделения. Рост перепада давлений на диафрагме вызывает увеличение стока в охлажденный поток так называемого паразитного пото­ка, насыщенного парами высококипящих компонентов. Естественно, влияние указанных факторов является од­ной из основных прйчин уменьшения скорости роста эф­фективности разделителя при е>6. Если увеличение е сопровождать рациональным сокращением площади про­ходного сечения сопла, то характеристики разделителя изменятся. Эффективность работы разделителя будет увеличиваться в более широком диапазоне давлений.

Эксперимент проведен при JЈ>C = COnst. Увеличение е сопровождалось уменьшением давления в камере раз­деления. Как следует из теории фазового равновесия, этд приводит к увеличению коэффициента разделения, т. е. снижение давления является одной из причин по­вышения эффективности разделителя при росте е.

Характер изменения концентрации компонентов в потоках свидетельствует о том, что при изменении Є не обеспечивалось постоянство доли охлажденного потока ц. Известно, что ц оказывает определяющее влияние и на эффект температурного разделения, и на сепарацию жидкости из потока; поэтому представленные на рис.55 зависимости нельзя рассматривать как функции, опре­деляющиеся только степенью расширения и давлением охлажденного потока.

Уместно обратить внимание на тот факт, что умень­шение концентрации гексана в охлажденном потоке прекратилось при е«*5. Дальнейшее увеличение степе­ни расширения привело к более интенсивной конденса­ции паров гексана в приосевых слоях вихря. Как отме­чено выше, конденсат, образовавшийся в приосевых сло­ях крупных камер разделения, практически весь уно­сится охлажденным потоком. В данном конкретном слу­чае увеличение е, а следовательно, и радиального гра­диента температур, приводит к ухудшению условий про­цесса разделения.

Для описания процесса компонентного разделения углеводородных смесей в вихревой трубе А. Н. Чернов
предложил математическую модель, позволяющую рас­считать компонентные и фазовые характеристики аппа­рата при выводе высококипящих компонентов в жид­ком и газообразном виде. Автор принял следующие до­пущения: распределение давлений и температур в вих­ревом двухфазном потоке качественно совпадает с их распределением в однофазном газовом потоке; фазовые переходы равновесны; изменение параметров смеси па радиусу камеры разделения в пределах толщины жид­кой пленки, периферийного и приосевого потоков пре­небрежимо мало; перенос конденсата из приосевой зо­ны камеры на ее периферию отсутствует, т. е. выделив­шаяся в приосевом охлажденном потоке жидкость уно­сится охлажденным потоком, а периферийная пленка жидкости формируется из конденсата, выделившегося в сопловом вводе трубы.

Исследуя закономерности фазовых переходов в га­зожидкостной смеси в камере вихревой трубы путем расчета констант равновесия с использованием экспе­риментальных данных по распределению давлений и температур в закрученном потоке воздуха, А. Н. Чернов установил, что условия межфазного равновесия наибо­лее существенно изменяются в осевом направлении ка­меры, а их изменениями по радиусу и углу можно пре­небречь. Из этого следует допущение об отсутствии фа­зовых переходов при перемещении фаз в радиальном направлении.

При) принятых допущениях математическая модель процесса включает следующую систему уравнений.

Уравнения расхода, покомпонентного материального баланса, энергии и количества движения, описывающие изменение параметров смеси при ее расширении в соп­ловом вводе:

«іРі^і^с + РІРІ^С = Gc;

23 «(*ii-ci)+i:

I=1 i= 1

N , N В

2 xt\ = 2 Xclkn> <=1 1=1

Ai + wi/2) + Рг (tj + wi/2) = Ic;

O. ftwf/2 + p, fta»f/2 = pc-pr (42)

Здесь Ai, Pi— массовая доля газовой и жидкой фазы; Qi — плотность газожидкостной смеси; ад І — скорость смеси на выходе из соплового ввода; Fc — площадь вы­ходного ^сечения соплового ввода; G0 — расход смеси; Jcfe, Х’п, Х"п —молярная доля компонента в исход­ном газе, газовой и жидкой фазах; е — молярная доля жидкой фазы; кц — константа фазового равновесия;

І’И І"і—удельная энтальпия исходного газа, газовой,^ и жидкой фаз; рс, Pi — давление смеси на входе и вы­ходе из соплового ввода; п — число компонентов.

Уравнения, описывающие перераспределение энер­гии и компонентов смеси в камере разделения:

DGiw = klwx"teEdz-, (43)

DG‘iw = (kiwx]vE — GiwlJ) dz; (44)

DGie = UG’iwdz\ (45)

I=l 1=1

/=1 I=l

2 = 2 Кх‘ы (48)

I=1 І—I

D (І G’tJl’iw + 2 = cPwG’wd [T’?~(T’t — T[) x

\ І*=І г=і )

|x exp (—0,264*)]; (49)

D f У <?2 4 + 2 <?* Tie) = CVeG’ed [T’r — (T’r — 70 x \ <=i f=i /

Xexp(-0,228*)]; (50)

P« = Pr + (pP — Pi) exp (0,086г); (51)

Pe = Pr~ (Pr — Px) exp (0,065г); (52)

" E = 2 (*і»Л*<) І] <£7^; (53)

C=І г=і

2 Gie = iiGc(l + Z)fL; (55)

I=1

С;к/|сги). (56>

1=1 I — = L

Здесь Gxa), Gjte и Gxe— расход компонента в жид­кой фазе, в периферийном и приосевом потоках газовой, фазы; G‘W и G‘E — расход периферийного и приосево — го газовых потоков; Giw — расход компонента при ис­парении жидкой фазы; Xiw и *{да — молярная доля ком­понента в жидкости до и после испарения; хы, х]е, Молярная доля компонента в приосевом потоке, жидкой и газовой фазах приосевого потока; Ew, Ее — молярная до­ля жидкости на стенке камеры и в приосевом потоке; Kiw, Kie — константа фазового равновесия компонента в жидкости и приосевом потоке; —удельная эн­

Тальпия компонента в периферийном газовом потоке и в пленке жидкости; Т’и Т’т, Т’х — температура газа на выходе из соплового ввода, нагретого и охлажденного потоков; Cpw, Сре — удельная теплоемкость периферийно­го и приосевого газовых потоков; ц — доля охлажденно­го потока; Z — осевая координата рассматриваемого се­чения камеры; L — длина камеры; £"к— эффективность вывода конденсата; Giw, G«S— расход пристеночного конденсата в камере разделения в сечении вывода и конденсата, выводимого из вихревой трубы.

Процесс разделения рассчитывают по системе урав­нений (38) — (56) методом конечных разностей с ис­пользованием стандартных программ расчета сложных химико-технологических процессов переработки нефтя­ного и природного газов [3]. Используют программы: ДТНДР — расширение потока до заданного давления при заданном повышении энтропии; ПЕЧЬ — нагрев по­тока до заданной температуры при постоянном давле­нии; ТЕПЛО — теплообмен между двумя потоками с за­данной недорекуперацией; ХОЛОД — охлаждение пото­ка до заданной температуры при постоянном давлении;

СЕПАР — отделение жидкой фазы; ДЕЛИТ и СМЕСЬ — разделение и смешение потоков.

Схема расчета) приведена на рис. 56. Параметры смеси на выходе из соплового ввода рассчитывают по программе ДТНДР, соответствующей решению системы уравнений (38) — (42). Вычисленные параметры явля­ются исходными данными для расчета процесса в каме­ре разделения. Формирование пристеночной пленки жидкости в начальном сечении камеры (2=0) рассчи­Тывают по программе СЕПАР. В результат^ получают

Данные для определения параметров пристенрчной жид­кости и периферийного газового потока. Рассматривая изменение параметров смеси кай, результат последова­тельного действия отдельных составляющих процесса, происходящих на малом участке камеры длиной 62, расчет проводят в такой последовательности: програм­ма ПЕЧЬ — нагрев периферийного потока газа; прог­рамма ТЕПЛО — нагрев жидкости периферийным га­зом; программа СЕПАР— отделение испарившегося га­за от жидкости; программа СМЕСЬ — смешение испа­рившегося газа с периферийным потоком; программа ДЕЛИТ — отделение части газа от периферийного пото­ка. Изменение параметров приосевого потока на участ­ке бZ рассчитывают по программам: СМЕСЬ — смеше­ние части периферийного газа с приосевым потоком и ХОЛОД — охлаждение приосевого газа с его частичной конденсацией. Такой расчет эквивалентен решению сис­темы уравнений (43)—(55).

Рассчитывая формирование и изменение параметров потоков от сечения Z=0 до Z — L (для периферийных потоков) и от Z=L до Z — 0 (для приосевого потока), получают характеристики охлажденного и нагретого по­токов. В случае отбора конденсата рассчитывают пара­метры смеси на входе в камеру разделения (програм­мы ДТНДР и СЕПАР) и в сечении отбора конденсата с частью периферийного газа (программы ПЕЧЬ, ТЕП­ЛО, СЕПАР, СМЕСЬ, ДЕЛИТ при Z=L — рис. 57). При расчете параметров отбираемого потока учитыва­ют торможение и нагрев газа в конденсатосборнике и вызванное этим испарение отбираемой жидкости. Рас­чет ведут по программам: ДЕЛИТ — отделение конден­сата и газа, ПЕЧЬ — нагрев газа при торможении, СМЕСЬ — составы жидкой ц газовой фаз отбираемого потока.

При расчете характеристик вихревой трубы в ка­честве исходных данных должны быть заданы давление на выходе из соплового ввода р\, давление в конденса­тосборнике рк, температуры охлажденного Т’х и нагре­того Т’г потоков и газовой фазы Т’к, отводимой вместе с конденсатом, а также эффективность |"к вывода кон­денсата. Значения этих параметров можно определить по номограммам (рис. 58), полученным А. Н. Черновым при экспериментальном исследовании работы вихревого разделителя на углеводородном газе следующего сос-

ПЕЧЬ

• 76- СПЕСЬ

Расчет параметров охлажденного потока Параметры охлажденного потока Параметры отдираемого ~~ потока

Расчет параметров пристеночной жидкости и периферийного газового потока

Расчет параметров пристеночной жидкости и периферийного газового по/пака

Рис. 57. Схема расчета ха­рактеристик вихревого раз­делителя углеводородных смесей с отбором конден­сата

■ 15.

Отдираемый поток

-{ -{

Нагретый поток Параметры нагретого потока

Тава (массовые доли): СН4—0,365; СгНе—0,132; СзНв— 0,293; С4Н10-0,08; І-С4Н10—0,08; С5Н12-0,02; С5Н12- 0,021; С6Н14—0,009. На рис. 58 Єс = рс/рь @х, г,к = Тх, г,к/Тс; Ек = рс/рк; і"к = G"K/G"W; M.K = G/K/Gc.

Геометрические размеры аппарата выбирают по ме­тодике расчета вихревых труб (см. гл. 2). Длину и фор­му соплового канала рассчитывают по выражениям (31) и (32). Оптимальный режим работы вихревой трубы с

0,90

А

Рис. 58. Номограммы исходных данных для расчета_ вихревого разделителя углеводородных смесей (Z)0=0,15 м; 1=20; рс = =3,6 МПа; Тс=288 К) при степени расширения є=8 (сплошные линии), е=5 (штриховые линии) и е=Э (штрихпуиктириые линии):

/ — Цк=0; 2 — цк-0,1; 3 — цк=0,2; 4 — цк-0.3; 5 —ц=0,7; 6 —ц=0,6; 7 —

[1=0,5

Выводом конденсата соответствует цк = 0,1…0,2 и ц = = 0,5…0,7. При этом большое значение Цк выбирают при больших степенях расширения Є, и этому значению соответствует меньшее значение ц.

Предложенная математическая модель и методика ее расчета позволяют с использованием эксперимен­тальных данных (см. рис. 58) определить фазовые и ком­понентные составы потоков жидкости и газа, выходя­щих из вихревой трубы. По данным А. Н. Чернова, рас­хождение результатов расчета и эксперимента при оп­ределении углеводородных составов охлажденного и нагретого потока составляет 12—18% истинных значе­ний. Следует учитывать, что принятые допущения и фиксированный состав разделяемого газа в экспери­ментальном исследовании накладывают определенные ограничения на использование методики. Как отмечено выше, эффекты обогащения могут зависеть от компо­нентного состава! разделяемой смеси (см. рис. 55). В связи с этим при расчете аппарата для разделения уг­леводородного газа иного состава необходимо коррек­тировать, по крайней мере, эффективность вывода кон­денсата |"к. Допущение об отсутствии переноса жидко­сти и фазовых переходов в радиальном направлении камеры может быть принято для камер разделения большого диаметра (в эксперименте £)о = 0,15 м). В та­ких камерах соотношение тангенциальной и осевой со­ставляющих скорости на относительно малых радиусах может не обеспечивать хорошую сепарацию жидкости из приосевых слоев газа. При малом диаметре камеры возможен значительный Переносі жидкости на перифе­рию камеры. При этом тепло — и массообмен между кап­лями жидкости и нагретыми слоями газа приведет к изменению компонентного состава выводимого конден­сата, охлажденного и нагретого потоков.

Серьезным недостатком следует также считать то, что номограммы получены при использовании опытного образца, оптимальность соотношений геометрических размеров которого недостаточно обоснована.

Несмотря на отмеченные недостатки, авторы данной книги сочли полезным ознакомить читателя с этой ме­тодикой. Во-первых, она является первой и пока единст­венной методикой расчета процесса компонентного раз­деления углеводородных смесей в вихревых аппаратах. Во-вторых, при ее использовании можно приближенно оценить роль отдельных факторов, что сократит объем доводочных работ, неизбежных при создании вихревых разделителей смесей. Выше достаточно подробно изло­жены недостатки расчетной модели, что позволяет обоснованно решать вопрос о возможности ее исполь­зования в каждом конкретном случае. Знакомство с рассматриваемой моделью полезно при разработке дру­гих более совершенных расчетных моделей.