Gas en olieverwerking op de Noordzee: Het centrale verwerkingsplatform

Gas en olieverwerking op de Noordzee:" Het centrale verwerkingsplatform.

G - opdracht )980.

K. de Jong, ~ W.J.R.Muller, ~ H. van der Wal, ,-W.P.Kooijman. T

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

,.

...

•

G-opdracht 1980"

~tudenten: W.P.Kooijman, H.van der Wal, W.J.R.Muller, K.de Jong. Begeleiding: S.J.Jancic, P.A.M.Grootscholten, F.A.l\1eijer. , april,1980 •

..

-1-Samenvatting' en globale conclusies.

In het kader van de G-opdracht 1980 is in opdracht van Shell gewerkt aan de berekening van nlie- en, gasverwer-kingsplatforms op de Noordzee.Hierbij werd gewerkt in

. .

groepsverband, waarbij zowel technologen als werktuig-bouwers betrokken waren.Dit verslag heeft betrekking op het centrale verwerkingsplatform.

Na het centrale verwerkingsplatform moet de gasstroom die naar het vaste land wordt getransporteerd aan een dauw-puntspecificatie van -30C bij alle drukken voldoen. Gevormd condensaat lloet worden afgeleverd met een R. V.P. van maxi-maal 12 psia.

Het eiland wordt globaal ingedeeld in:

-de gastreatingsstraat (p = 900 pSia),waartoe een warmte-wisselaar,een chiller met triethyleenglycolinjectie,een , driefasenscheider en een compressor behoren.

-de vloeistoftreatingsstraat,waarbij twee mogelijkheden zijn ~nderzocht:-een stabilizer

-3in serie ~ep~aatste flashvaten De apparatuur ~iet er als volgt uit:

-De energiestroom die de ~armtewisselaar en d~ chilI er moe-ten afvoeren bedraagt 3,68 MW.De gasfase die bij de hierbij behorende chillertemperatuur van -150C overblijft voldoet aan de dauwpuntspecificatie.

-De driefasenscheiàer wordt uitgevoerd als een verticaal vat

(~~=45s)

met een volume van 24,5 rn 3 .(D=2m,H=7,8rn).

-De glycolregeneratie wordt uitgevoerd in een schotelkolom. , (glycol/water-scheiding).Hierin ~ijn circa 2,5

theore-tische schotels nodig~

-Voor een stabilizerbij zo hoog mogelijke druk waren naar onze mening de kolomdimensies niet aanvaardbaar (D = 2~4 m). In de bijlagen is een globale berekeniDg van een stabilizer bij 250 psia uitgewerkt. (D=1,4m ; N

th= 5,5).

-De 3 horizontale flashvaten voor de condensaatverwerking (p = 250 ;60;15 psia)' hebben allen de volgende afmeting:

L = circa 3m', D = 1,2 m.De gasstroom uit de eerste flash wordt teruggeleid naar de gastreatingsstraat,die uit de

tweede en derde flash kunnen waarschijnlijk beter gebruikt

.

,.

I.

l.I.

1.2. 1.3. 11. 11.1. 11.2. 11.3. 11.3.1. 11.3.2. 111. 111.1. 111.1.1. 111.1.2.' 111.1.3". 111.2. 111.2.1. 111.2.2. 111.2.3 • 111.2.4. 111.2.5. 111.2.6. 111.2.7. 111.2.8. I I 111.3 •. 111.3.1. 111.3.2. 111.3.2.1.

Lijst van gebruikte symbolen.

Inleiding treating-compressie platform. Algemeen.

.De gastreating.

De vloeistoftreating.

Het o~twerp van de diverse processen. Algemeen.

De gastreating.

De vloeistoftreating.

Vloeistoftreating m.b.v. een stabilizer. Vloeistoftreating m.b.v. flashvaten. De gastreating.

He~ lage temperatuur scheidingsvat. Bepaling temperatuur in de chilIer. Gas-gas warmtewisselaar en de chilIer. De driefasenscheider. 4

5

5 5 5

7

7 7 8 8

9

10 10 11 15 17 Voorkoming van hydraatvorming in dechiller. 19 '

Keuze van de inhibitor 19

Bepaling van de hoeveelheid water in het gas 20 De benodigde hoeveelheid TEG. 23

Regeneratie van TEG. 25

Bepaling van het aantal schotels/ McCabe Thiele 27 Bepaling van de werklijnen.

Massabalans over de regeneratiekolom. Warrntebalans bij TEG regeneratie. De cQndensaat-stabilizer.

Algemeen.

De bepaling van de split.

De methode van Erbar en Maddox.,

, ' ·31 32 35 36 . 36 36

:;6

I . 111.3.2.2. De eigen methode. ~ ~, ! 111.3.3. 111.3.4. 111.3.4.1. 111.3.4.2. 111.3.4.3. 111.3.4.4.

De schatting van bodem- en topt~~peratuur. . 39 De bepaling van het aantal evenwichtstrappen. 41 De bepaling van het x-y diagram. 41 De bepaling van de werklijn en aantal schotels41 Kolomdimensionering.

Voorverwarming van de voeding.

43 45

-111.4.0 -111.4.1. 111.4.2. III.4.3. 111.5. ,111.5.1. 111.5.2. 111.5.3. 111.6. 1):1.7.

-3-Condensaatverwerking doo~ ~moren. 47

Eerste flash met warmtewisselaar. 48

Het tweede flashvat. 50

Derde flashvat met warmtewisselaar. 54

Dimensionering van de flashvaten 58

Het èerste flashvat. 59

Het tweede flashvat. 61

Het derde flashvat. 62

Dimensionering van dewàrmtewisselaars. 63 Dimensionering van het' condensaatscheidingsvat 64

Literatuur. 66

Bijlagen

I

t/m

IV Computerresultaten voor chillerberekening. 67

V Stabilizer bij laie druk. 93

VI De flashberekening. 95

VII Massabalans over het treating-eiland. 98

111.4.1.

111.4.2.

111.4.3.

111.5.

111.5.1.

111.5.2.

111.5.3.

111.6.

I+I~7.

Eerste flash met warmtewisselaar. 48

Het tweede flashvat. 50

Derde flashvat met warmtewisselaar.

54

Dimensionering van de flashvaten 58

Het

eerste flashvat. 59

Het tweede flashvat.

61

Het derde flashvat.

62

Dimensionering van de warmtewisselaars.

63

Dimensionering van het condensaatscheidingsvat

64

Literatuur.

66

Bijlagen

I t/mIV Computerresultaten voor chillerberekening. .67

V Stabilizer bi j lag'e druk. 93

VI De flashberekening. 95

VII Massabalans over het. treating-eiland. 98

VIII Processchema lal

-4-lijst van gebruikte symbolen

B Cp d D D H H

k,K

L L M N_th P P Q R

T,t

T v

v

x y z w Ks F VR RVP Pr IX "'C

Y

jJ>mo\

ct>\t

bodemstroom soortelijke warmte vriespuntsverlaging diameter ' . destillaatstroom enthalpy hoogte evenwichtskonstante vloeistofstroom lengte molecuulmassa

aantal theoretische trappen druk .

dampspanning zuivere component volumestroom gaskonstante temperatuur topstroom snelheid dampstroom molfractie vloeistoffase molfractie gasfase compressibiliteitsfactor gewichtspercentage konstante voedingsstroom vaporratio V/(L+V) reid vapor pressure relatieve vluchtigheid warmteoverdrachtscoëfficient verblijf tijd dichtheid molenstroom volUloestroom

•

symbolenlijst (vervolg) indices b bodem d destillaat f voeding i componentnummer 1 liquid v vapor t top Opmerking.

De eenheden van bovenstaande symbolen zijn in de tekst vermeld. Sommige$'fï'l'b-o.l~(l hebben twee verschillende be-tekenissen.In deze gevallen volgt duidelijk uit de tekst welke betekenis bedoeld wordt.

-5-I. Inleiding treating-compressie-platform.

1.1. Algemeen.

Het treating-compressieplatform heeft in principe twee taken. Het moet een gasstroom,die aan bepaalde specifi-caties voldoet ,van 250.106scft/day aan het vaste land afleveren. Daarbij moet de kondensaatstruom die zich op

de andere platforms ontwikkelt zodanig behandeld worden dat de vloeistof een Reid Vapor Pressure (vanaf nu R.V.P te noemen) van 12 psia heeft.

Het het platform verlatende gas moet tot 1800 psia ge-comprimeerd worden,waarbij het een dusdanige dauwpunt-specificatie moet hebben,dat geen condensatie in de

pijp-leiding kan optreden bij _30

e

en alle voórkomende drukken. De R.V.P.-specificatie van de. vloeistoffase is

noodza-·kelijk omdat het transport van deze vloeis~of per schip plaatsvindt.Een hogere R.V.P. kan verdampingsverliezen tot gevolg hebben . .

De behandeling geschiedt in t~ee identieke straten.

1.2. De gastreating.

Voor het realiseren van de dauwpuntspecificatie van het gas ,wordt het gas door een koelingssectie geleid,waar-bij de nog in het gas aanwezige zware componenten con-denseren.De koelingssectie bestaat uit een

warmtewis-~s~laar en een chiller.Om ijsvorming te voorkomen is .hierbij een glycolinjectie noodzakelijk,omdat ook water

condenseert.De gebruikte glycol wordt geregenereerd in een schotelkolom.

I.3.De vloeistoftreating.

Om aan de gestelde R.V.P.-specificatie te kunnen voldoen moet een gedeelte van de lichte componenten uit de con-densaatstroom verwijderd worden.Dit kan op verschillen-de manieren gedaan worverschillen-den.

- -_ _ _ _ _ _ _ ._nw ·'_F •• _

·1 I

Wij hebben twee mogelijkheden onderzocht: het gebruik van een reboiler-stabilizer,en het gebruik van drie flaehvaten.Gekozen is voor het laatste omdat in eerBte instantie een stabilizer voor dit geval nauwelijks re-alise-erbaar leek.

-7-II.Het ontwerp van de diverse processen.

11.1. Algemeen.

Het door ons gedachte treatings-compressie-platform

kan beschreven worden door het processchema in fig.O. (bijlage VII) Een meer geargumenteerde omschrijving hiervan volgt

hieronder.

De samenstelling van de voeding van het eiland wordt berekend door aan te nemen dat het olieplatform volledig produceert. Het hierbij vrijkomende ga~ wordt naar het hier te besJ)reken platform getransporteerd.Om 250.106 scft/day gas te kunnen leveren moet de rest aangevuld

worden door gasproducties van de gasplatforms.Hiervoor zijn twee verschillende soorten gas in exploitatie.'

(zie voorstudie: gassen A en ~ geëxploiteerd in een 'verhouding van 1 : 4).Dit is procestechnisch gezien de

ongunstigste situatie.(Voor .de ~amenstelling zie tabel S) P ~f) Alle productieplatforms bevinden zich in een straal van

circa 30 mijl van het centrale verwerkingsplatform.

Op de platforms moet open vuur zoveel mogelijk vermeden worden.De installaties moeten zowel qua afmeting als qua gewicht zo klein mogelijk worden.

11.2.De gastreating.

Zowel de gas- als de condensaatfase komen binnen in het eerste verzamelvat.Hier zal zich een gas/vloeistof even-wicht instellen.De druk en de temperatuur zullen in dit vat respectievelijk circa 1000 psia en 100C bedragen. De gasfase verlaat het vat en wordt na opmenging met de gasstroom uit de vloeistoftreatingstraat door de warmtewisselaar en de chiller geleid.De eindtemperatuur is 'hierbij bepaald op -150C (zie 111.1 ).Na de chiller

zal een drie-fasenevenwicht optreden: gas ,water/glycol , en condensaat.Het flashvat na de chiller zal derhalve

ct 1:. UJ :t w V\ ~ -.l C ct. 0... 0

rJ.

:$

:s

\.9 ..

.

-L.L I , I I I I

@)

.' 11

-8-een driefasensc~eider zijn.De condensaatfase zal worden

teruggeleid naar de vloeistoftreating.De water/glycol-fase zal naar de glycolregeneratie worden

getranspor-teerd en de gasfase is op specificatie. II.3.De vloeistoftreating.

II.3.1.Vloeistoftreating m.b.v. een stabilizer.

Deze mogelijke condensaattreating wordt in hoofd~tuk III

uitvoerig besproken.Om redenen van energetische en tech-nische (volume) aard moet de druk in de stabilizer zo

hoog mogelijk zijn.De vloeistoffase uit het eerste

ver-zamelvat dient als voeding.Via een splitberekening kunnen

de bodem en de top-samenstelling die de schotelkolom

moet cre~ren berekend worden.Het kookpunt van het

bodem-product moet zo hoog mogelijk gekozen worden,maar lager

dan de temperatuur waarbij thermische kraking (300

o C)

kan optreden. Gekozen is in

ee~ste

instantie voor 250

o

C,

waarbij de kolomdruk 375 psia bedraagt.

De voordelen van de stabilizer t.o.v. de hierna te

bespreken flashvatenroute zijn:

-Er is maar één apparaat nodig.Het apparaat zal derhalve relatief minder plaats innemen en zal ook minder regel-apparatuur vragen.

-Er is maa± één compressor nodig om de totale gasstroom terug te brengen naar de gastreatingstraat.

De nadelen t.o.v. de flashvaten zijn:

'-Het product van de ~tabilizer zal veel warmer zijn dan dat van de flashvaten (250oC t.o.v. 45

0

C).Deze warmte

moet m.b.v. extra ap~aratuur worden teruggewonnen.

-E~n stabilizer is minder flexibel dan flashvaten.E~n lichte storing in de condensaataanvoer 'i~ door flash-vaten beter op te vangen dan door een stabilizer.

-Omdat de druk in de ~tabilizer hoger is dan in de

II.3.2.Vloeistoftreating m.b.v. flashvaten.

Vanuit het eerste verzamelvat wordt het condensaat via een warmtewisselaar naar het eerste flashvat geleid.De

druk hierin (250 psia) is zodanig gekozen dat de hier

gecreëerde gasfase met een ééntrapscompressor kan worden

teruggevoerd naar de gastreating.De temperatuur in de

eerste flash bedraagt 600C.Dit is gedaan om ervan

ver-~ekerd te zijn dat eventuele sporen water niet tot ijs-vorming kunnen leiden. Daarbij komt dat de temperatuur in de derde flash (eindflash) nu ongeveer 45°C zal gaan bedragen •.

Ook voor de drukverhouding tussen de eerste en de tweede

~lash is vier gekozen.Een eventuele ééntrapscompressor

kan de in de tweede flash (60 psia) gevormde gasfas~

terugcomprimeren naar 250 psia en in de gasstroom van de

.eerste flash opmengen.

In de derde flash wordt naar .atmosferische druk geflashed.

'Een kleine warmtewisselaar in de vorm van een

concen-trische buis tussen de tweede en de derde flash zorgt voor

een optimale temperatuurcontrole in de derde flash (450C~.

De gasstromen uit de tweede en derde flash kunnen terug~

gecomprimeerd worden naar de druk in de gastreatings-straat. Verstandig lijkt ons dit echter niet,zeker voor de derde flash.Dit vergt namelijk veel compressiear-beid, terwijl de gassen ook relatief veel zwaardere

com-.ponenten .bevatten.Deze middelzware componenten zullen

naar alle waarschijnlijkheid weer in de chiller

gecon-denseerd moeten worden.Misschienkunnen de gassen uit de

tweede en derde flash beter gebruikt worden voor de energievoorziening van de turbocompressoren.

-10- '

111. De gastreating

111. ILAGJ:<J TI~HPi;H.ATUUR SCHEIDINGSVAT .

Dez~ sekt~e bestaat u~t:1.Gas-Gas warmtew~sselaar en

ch~ller.

2.Dr~efasensche~d~ngsvat. 3.Compressor.

Voor met de bereken~ng van de onderdelen te beg~nnen

wordt een enthalp~ebalans besproken en aun de hand

daarvan een temperatuur van de ch~ller bepaald.

~evens ~s de volumestroom bij levering bepaald. Enthalpiebalans.

5

~

,

. _ _ - 1

3

=

t--_6_.Jovdell\c;;~ t

--1-_ .... H1.01

Gly,"ol

'Uit het enthalpieprogramma met Peng.Robinson volgen

de volgende waarden voor de enthulp~e. De samenstelling van het gas ontstond na scheiding bij -150 C.(D~t is

later uitgerekend). H

1=0.1218 105 J/mol

H5=0.112158 105 J/mol met

~ol

Rate:97.94388

H

6=Ot111672 10 5 J/mol met Mol Rate: 2.0561 H

3=0.112148 105 J/mol

6

6 / 250x 10 xO.0271

Levering: 250 ,10 scf day 24xj600

=3.46 kMol/s (Totaal ) . 78.4

22.4x10- 3

. Dus per straat:Q4=39.2 sm3/s=1 .73 kMol/s .

De uitgaande molenstroom gas kan Ook berekend worden

met behulp van

Q 't=O.45 m3/s

de compressibil~teit z.

bij 1800 PSIA en 100C na compressie. Ul

ffl

=18.03 3 3 0=9.315 lb/ft 9.315 =149.3109 kg/m " 0.0624 . -3 1 r.10l=18x 10 kg 1Mol/s=18x10-3kg/sx

149.~78

m3/kg = 0.00012055 m3/s 0.45 ,dus ti-.

=

~gas 0.00012055 . We hebben 0.45 m3/s =3735 Mol/s

icon. Enthalpiebalans L.T.B. H1xQ _{h ' -H6 xQ d -Hçc' xQ. -HH}

ol

_{1 1}

x

Q H

ol

1 AU c • ~n c o n . : J gas 2 g yco 2 g . =~LJ. 0.1218x10 5x3813.4-0.111672x105x78.4-0.112158x105X3735= 3681 k\-la tt.

Dus per straat:1S40 kWatte

0 __

ol

1 1 =1.307

Holls

(2~ f\1ol~TEG)

l i₂ g yco

°

~2plelYCOl = Bij 800PSIA en -15 C

De afgevoerde warmte met de H20/glycol werd niet meege-rekend.

Conclusie: In de hele koude sektie moet 3.68 r-1 Watt

afgevoerd worden om het gas op juiste wijze te behandelen

Er zal eebrui~ gemaakt worden van de lage Temp. van het

gas na de 3-fasenscheider om het nog te behandelen gas

'af te koelen.Hiervoor is een gas-gas warmtewisselaar bestemd.

m.Lt Bepaling- van de Temperatuur in de ChillerjContröle op

Dam'muntfJPecifika t ie.

·Om de tempe~atuur van de chiller te bepalen is uiteindelijk gerekend met de s~echtste samenstelling,die het gas kan krijgen nahet scheidingsvat op het eiland C; slecht wil in dit geval zecgen:de meeste zware componenten( C

9,C10 C11,C12,C15 ) in het gas.Dit treedt op bij de hoogste temperatuur van het gas (100 C,zeewater temperatuur)

en de laagste druk van het gas dat

van

AB komt (800 PSIA). Tevens is voor de berekening van de hoeveelheid glycol, die voor de koude sektie toegevoegd moet worden, gewerkt met de veronderstelling dat het eas,dat de chiller en de warmtewissela2.r binnenkont , bij de heersende temperatuur en druk verzadigd is met waterdamp (zie berekening

p

p /

•

I -12-Lc>~~v\s~~ /; '-+--~~

Er is uitGe~a&n van de samenstelling bij 1,hier wordt

glycol ingespoten;het glycol wordt als non-reactant beschouwd De scheiding werd na1tia de evenwichtssituatie uitgevoerd.

Scheidingsberekeningen werden uitGevoerd nu ar T

3 ;de hier-uit gevonden gassamenstelling 5 moet geleverd worden en moet

op dauwpuntspecifikatie _30 C zijn (Er mug geen condensaut

ontstaun bij _30 C en hoger).· Hiervoor werd bij _30 C bij

verschillende drukken van 1800 (max. na compressie) tot 300 PSIA m.b.v. het programma Peng-Robinson bekeken of

er condensatie optreedt.

Door het flashen wordt de evenwichtslus verschoven en

wel bij lagere flashtemperaturenmeer naar links; uit de dauwpuntscontrele bij _3° C volgt dan of er voldoende uit de samenstelling is gecondenseerd in de 3-fasenscheider om

vrij te zijn van de evenwic~lus.

L

v

T

V

~---LI---T

In het eerste geval doorsnijdt de

-30C lijn de.lus en zal er bij de daar heersnde drukken condensaat ontstaan.De chillt~mperatuur is niet laag genoeg.

In het tweede geval kan men er zeker van zijn dat er geen .condensaat ontstaut.

_3

.

0 (

samenstelling afkomstig van de 1e FLASH op eiland Voor de

C bij 10°C en 1000 PSIA '\-,erd de chillertemperatuur ge

-~,

°

kozen op:-5,":'10,-15 C.Toen bleek bij dauwpuntspecificatie

contr8le,dat er condensaat ontstaat bij ~100C en bij _50C (resultaten in bijlage

I

~][).

Vervolgens hebben we een vrijwel i denti eke samenstelling genomen,die afkomstig is van een 1e FLASH bij 10°C en

800 PSIA ( de z.g. worst case) en deze bij tussenligcende

temperaturen gechild,en wel om de volgende reden: ·

Aangezien er bij _10°C al condensaat ontstaat en we nu

met een slechtere (d.w.z. meer zware componenten) same

n-stelling t e doen hebben, moesten er laRere

scheidings-temperaturen onder zocht worden.De tussenliegende waarde

-12°C werd gekozen en nog lagere -15,-17 °C.

De dauwpuntspecificatiecontr8le bracht aan het licht dat er in alle drie gevallen geen condensaht optreedt.

Om zekerheidredenen werd toen niet de chiltemperatuur -12oC,maar -15°C gekozen.

(BÜLaSe. Jtr).

Later \-lerden nog berekeningen ter contr8le van de

dau\'lpuntspecificatie ui teevoerd voor een Bamenstelling

v/aarbij naar Nolverhouding de top$troor:l van de

concien-saatbehandeling werd toegevoegd. Bij eontrele bleek de

chillertemperatuur goed gekozen. (BÜL~,~e. ][)

Volumestroom b;j levering.

Q _leverJ..ng . =250X106 sCf/d'a _y

250X10~XO.0271

_{24x3bOO = . sm} 78 4 3/ _sec.

(Natural Gas p Ppr=--Ppc Book,develoEments petrol p _pc

=L

_{. 1} y. _J.. x PCJ..· J..= science blz.31)

index verklaring pr=gereduceerd

T pr

-

_

..

-

--

-T pc pc=pseudo kritisch

ci=kritiBch per component

T pc n =E:.. i=1 y. x T . J.. CJ..

r-:---

-14-Samenstelling van hetpg~s na de chiller (-15 0 C).

Y , C:l. T' . _Q.J.. Y' _:l. . Pc_i - - - -meth 0.9144 46.1 190.6 42.1538 eth 0.0491 48.8 :505.5 I 2.396 prop 0.0158 42.5 370 0.6715 I-C4 0.0029 36,5 407.2 0.1058 ,04 0.0046 38 425 0.1748 I-C5 0.0012 33.3 461 .1 0.0399 I C5' I 0.0009 33.6 ' 470.6 0.03024

i

C6 0.0005 30.3 507.6 0.01515

I

C7

_I

0.0001 27.4 540 0.00274 " C8

I

0 25 I C9 I ₀ I C10

!

_, 0 N2 0.0048 C02 0.0006 + H2S Ppc = 45.656 p 1808 _{=2.7 Tpr} 273 pr-45.656 x 14.51 _1.99.67 Compressibiliteitsfaktor in FIG 8.1-2 :z=0.68 Gemiddeld mole~ul~gewicht Q _uit= _R p qn z T met: P zn T_n

~=78.4

sm3/s p =1.013 bar n z =0.68 z =1 n

T

=283 K p =1800PSIA = T =273 K _n 1800 14.51 =124 bar. Jv1=18 Y' :l. .T~i 174.28 15 5.846 1. 1817 1 .955 0.553 0.423 0.25 0.054 + Tpc =199.67 =1 .365 ~it=0.45 Per straat

m3/sec bij 1800 PSIA en 100 C. in totaal

1TI.

.

1.1,

Gas-Gas Warmtew; sselaar en Chille.r

Globale Temperatuurverloop aan de hand van Heat Exchanger nesign Fraas&Osizik

°

T

1=10 C

Stel rend8ment 80

%

~

t=ü. 8 (10- (-15) )=20° C

A t::;Constante temperatuurverschil tussen warme en koude gasstroom::;10-(-15)-20=50 C.

'0 T,

-40 T&,.

-\t" 1 - -_ _ _ _ _ _ _ ---'1 T~

Hieronder worät aangetoond waarom \"e van het conr:,tante temperatuurverschil uitgaan. We gaan er van uit bij deze

_globale berekening,dat de volumestromen gelijk zijn. In de tussen 2. en 5. liggende 3 fasenscheider wordt slechts weinig condensaat en H

20/glycol afgevoerd.

Ten tweede moeten dan ook nog de c waarden van de gassen

p

bij 10° C en -15° C gelijk zijn(SOO PSIA).

c

=

c +Ä p p,p p,atm.

~p,atm.

=

t.

Y i i=1 • c . p,a,~ ;n componenten

-16-Tabel c waardenbepaling: p Comp. Meth. Eth. Prop. I-C4 C4 I-C5 C5 C6 C7 I I

I

I

I

I

Yi 0.91176 0.0498 0.0163 0.0031 0.0052 0.0015 0.0012 0.0011 0.0005 c . p,a". 2.2x10 1.8x103 1.7x103 1.53x103 1.53x10 3 1 .51 x1 03 1 .51x1

O?

-..: 1.5x10"/ 1.5x103 y.xc . ~ p,~,a 2005.8 89.6 27.7 4.7 7.96 2.27 1.8 1 .65 0.75

---+

L -_ _ _ _ _ _ _ _ ~I_______ cp~a= 2142 T pr =1.41 '} ~ c

=

1 2 1 / 8

=

0 . 66 T_pr=1.51 3 p c . =2143 J/kg K p,p,ln Y_i 0.9149 0.04915 0.0158 0.0029 0.0046 0.00)2 0.0009 0.0005 0.0001 c . xy. p,~,a l 2012,8 88.47 26.86 4.48 7.1 1 .81 1 .36 0.75 0.15

- - - +

c = 2143.8 -

I

p,a

--1

6. c _p

=

1 .06 + c ~2145 J/kg K p,p,Ult T _pr =1.202 Ppr =1.513

Conclusie: c =c ,dus we mogen rekenen met hetzelfde p,warm p,koud

temper~tuurverschil tussen warme en koude gasstroom in de warmtewisselaar

Afgevoerd van binnenkomend gas : v/armtestroom per straat •

.h ( J xK x Mol ~ ) dQ=cp.!Yr. 't'm kgK s I'lol =Watt =2145.20.1742.0,01803 M =18.03 ~ =174~ X.lol/sec dQ =1742 k'VJatt.

Resteert aan warmteoverdracht in de dhiller zelf: 1840-1347 =493 kWatte

1II.

'-3 Driefasenscheider . Globale dimensionering.

De direct na de chiller geplaatste 3-fasenscheider heeft tot taa k de bij het koelen gecondenseerde vloeistoffraktie te scheiden van het productiegas.De vloeistof bestaat uit water, dat door fflycol injectie een voldoende vriespuntsdaling heeft om bij _150 C nog

~loeiba

a

r

te zijn

~n

condensaat,dat op het water/glycol mengsel komt te drijven.

-

_Gas

-r- _. __

~f-I

t

H

20/gly col Condensaat Gegevens van de scheider,per straat:

IN: Gas UIT: Gas ~m =1742.2 Mol/sec. · ;h =1730 NOl/sec. ~m 3 3

o

=3.717 lb/ft =59,56 kg/m • ",gas Jligas=17,85 1730.0,01785 m3/ =0,519 sec Condensaat 59,56 <pm =12 NOl/sec =36,22 ~ liq. M =47,36 tv=12.0,047.36 580,448

~

m= 0,2 MOl/sec / =1067 20 .Glycol . -3 3/ =0,979 • 10 m sec. (20 !-lol% TEG ) kg/m3 (67 gewichts

%

TEG ) M =0,2 x 150 + 0,8 x 18 = 44,4 th = 0,2 x 0,C444 =8,3 x 10- 6 IV 1067

Bij de berekening van de globale afmetingen van het scheidings-vat is gebruik gemaakt van de bespreking in Hoofdstuk 1IC-~van het verslag,

Stel de ·gasverblijftijd op 45 sec.

-18-De maximale gassnelheid is volgens vergelijking

(14)

v =K

Jrq. -

~v

max s (cm/sec ) met K s =9

v _max =9 :2 80 ! 45 -:2 9 , 56 =0,266 mis

59,56

In verband met de scheiding van de twee vloeistoffen hebben we

een klein oppervlakte nodig om deze twee te sche~den;Er is daarom

gekozen voor eèn verticale scheider.

De maximale gasstroom gaat door het volledige schéidingsvat

~.T=

fC

D2_{min .vmax ( m}3/s ) D . =JO,519 ~ 1 =1,576 m. mln

1î

0,266 Keuze diameter =2,0 m. 2 Oppervlakte scheidingsvat =3,14 m.

Volume gasgedeelte =

IC

x fv,gas =45 x 0,519=23 m3

Definitieve gassnelheid ~. .

~ = 0,519

_{= ,}

0 165 _{m s} /

3,14 3,14

Condens~H-ct

Stel een vloeistofnoogte van 0,22m.}

oP~3rv3akte 3,14 m

tf>--Y,

=0,979 x 10 m /s 0,628 0,979 x 10- 3 =640 sec =Î 1 min. H 20/ Glycol mengsel vloeistofhoogte van 0,2 : . } oppervlakte 3,14 m. ~ _{~~=8,3 x 10} -6 _m 3/ _sec 0,628 -6 8,3 x 10 =75662 sec

=

21 uur

Totale volume van de scheider:24,5 m3

Dimensies D= 2,0 m. H= 7,8 m. Volume 0,628 Volume 0,628 3 m 3 m •

Stel het geval dat de afvoer van de vloeistoffen stagneert

en het niveau van het condensaat tot b.v. 50 cm. oploopt;

daar moet . constructief rekening mee gehouden worden •

. Het beschikbare gasvolume neemt dan wat afO,7 m3 en bij

dezelfde volumestroom gas wordt de gasverblijftijd korter;

1ll .~ Voorkoming van hydraatvorming in de chilIer.

In de chiller wordt het gas afkomstig uit de eerste sepa-rator en de stripper( gekoeld van 500F naar 50F. Om te voorkomen dat eventueel aanwezi~ waterdamp condenseert en hydraatvorming optreedt in de chiller of in de daarop volgende drie-fasen scheider moet een hydraat-inhibitor worden toegevoegd. Campbell (lit. I ) geeft aan dat

hier-toe vriespuntsverlagende stoffen als methanol en glycolen gebruikt kunnnen worden. De gewenste vriespuntsdaling wordt bepaald door de temperatuur waarbij hydraatvorming optreedt en de laagst~ temperatuur in het proces. Van het gas dat de drie-fasen scheider verlaat moet worden gecontroleerd of het voldoet aan de eisen ten aanzien van het water -dauwpunt om te kunnen beoordelen of verdere droging nood-zakelijk is. Tevens is controle oP. koolwaterstof-dauwpunt nodig.

Na de chiller wordt de inhibitor -gescheiden van gas en condensaat en voor hernieuwd gebruik geregenereerd.

m

.

'2 . I Keuze van de inhi bi tor.

Eisen die aan de inhibitor worden gesteld zlJn de nuvolgende: 1. een dauw puntsverlagende werking varytenminste 600F

aangezien het verschil tussen de hydraatvormings-temperatuur en de laagste hydraatvormings-temperatuur in het proces ca. 60°F bedraagt.

2. geringe oplosbaarheid in koolwaterstoffen om ver-liezen met de condensaatstroom· te beperken.

3.

lage dampspanning om verliezen met de hoofd-gasstroom te beperken.

Wij hebben gekozen voor triëthyleenglycol ( TEG ) dat ee.n lage dampspanning en een laag vriespunt peeft. Enige stof-eigenschapPEn zi jn vermeld in tabel 1.

-20-TEG water

-mol. massa kg/kmol. 150 18

dichtheid kg/m 3 1135 1000

verd.warmte kJ/mol 71,53 40,64

soort.warmte J/moloC ₃₁₅ 75,6

,

Tabel, • Enige stofeigenschappen van TEG en water.

~.2 . ~ Bepaling van de hoeveelheid water in de gasstroom.

Voor de bepaling van de hoeveelheid water die uit de gasstroom verwijderd moet worden is uiigeg~an van twee situaties die zich tijdens het productieproces kunnen voordoen. In de ene situatie wordt verondersteld dat de apparatuur op de gas-productie-eilanden optimaal functioneert. Dat wil zeggen dat in de lage temperatuur sep~ratoren op deze eilanden temperaturen en drukken heersen van 270F resp. 1000 psia. Wij zijn ervan uitgegaan dat het gas bij die temperatuur en druk juist verzadigd is met waterdamp en dat het wate=-gehalte tussen deze koude separatoren en de chiller niet niet meer veranderd.

In de tweede situatie wordt verondersteld dat op het ver-werkings-eiland in de eerste separator temperaturen en drukken heersen van 500F resp. 800 psia en dat hier boven-dien vloeibaar water in evenwicht is met waterdamp in de gasfase.

Uit deze twee veronderstellingen is het watergehalte van de gasstroom te bepalen. voor een erg gunstige en een erg ongunstige situatie. We verwachten dat onder normale omstandigheden het watergehalte van de gasstroom naar de chiller tussen de op deze wijze gevonden uiterste waarden zal liggen.

Het maximum watergehalte van het gas dat het treating-platform verlaat ligt vast door de eis dat het waterdauw-punt bij een druk van 1800 psia 27°F moet bedragen.

De evenwichts-waterdauwpunten zlJn bepaald uit figuur' (fig.15-14,NGPSA Handbook, 1it.

1)

en voor enige relevante procesomstandigheden weergegeven in tabel 1 •

In tabel

3

is de grootte van de waterstromen die de chiller ingaan en verlaten weergegeven. Hieruit blijkt dat uit het gas zoveel water condenseert dat ook aan de eisen voor het waterdauwpunt na compressie wordt voldaan. Verdere droging

van het gas is dus niet nodig.

De hoeveelheid water die met. het TEG moet worden af,gevoerd varieert tussen 0,101 mol/s en 0,454 mol/s.

p T watergehalte

oH' _.l.

psia 1 bs/JliTIvl s cf molH

20/mol

_---t

gas

1800 27 3,4 -4

gas naar afnemer 0,716.10

1000 27 5,5 -4

gas voor chi11er

I

1,159.10 _-4

gas voor chi11er 800 i _{50 15 3,161.10}

1

1

1 _-4

gas in koude sep. 800 I

5 ?,8 0,589.10

i I __

Tabel ~ • Evenwichtswatergehalte van aardgas bij verschillende druk en temperatuur .

gasstro~

~r-

mol.fractie

mol. stroom H₂0 H 0

mol/s

MNscf/d kmo1/si 2

~

--

-4 _0,124

gas naar afnemer 125 1,73 ,716.10

gas voor chil1er 128 1,77 , ,159.10- 4 0,205

chi11er ' -4 0,558

gas voor

₁₂₈

i

1.773.161.1~

in koude -4 0,104

gas sep. I 128 . \ 1,77

J'

589.10

--

-Tabel J • Grootte van de stromen; per straat· van 125 MMscf/d.

·

, ~ I

;

,I

l

'-'. ':1. ._ . . . . '_~ _ ~.;o •• , .... .;~ . . !i.;l .. ~ JOOOO 8000 , l

"

{ 1/ ~ ... ~ ... , .. . -I j --i' -22..., _!,

-

+

-

j

+.-1

+

-

-4000 _{CORRECT ION rOR SALINITY}

:> u r --- -- _- - t-r---- - -r-- --i f -t-Hf- " -t-t-fI- ti-- -1t--7. 1958 \1 ; i , -~ .. -... ,I -,---It _t -t-11 j

V

-

11 -r- -1 : 40000 20000 10000 8000 6000 I -tiO -40 -20 o 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 240 280 1

Woter contcnts of naturol goses with corrections for salinity ond grovity.

Temperoture, Of. From Hy'!.oc~.b(JI/ Prucrssillg ê5 Pl'lrolel,It, Rt/illrr,

AJI.~II.I, /YH, Copyri.~bl, /YH, GIII/ Pllbli,bill/f,

Cu_, Hu,,,lulI, T"-,,, - R,p.;n/,'! by p,'r",;,,;ol/,

.111.. 2.2>. De benodigde hoeveelheid TEG.

Campbell (li t i ) geeft voor de bepaling van de vereiste minimum TEG concentratie in de waterstroom de volgende

relatie waarin lOO.M.d w = k + d.M M

=

mole~uul massa M TEG

=

150 d = gewenste vriesp~ntsdaling in oF k = konstante ; voor glycolen k =4000 w

=

gewichtspercentage TEG

( I )

De gewenste vriespuntsdaling is het verschil tussen de temperatuur waarbij hydraatvorming optreedt en de laagste temperatuur die in het proces voorkomt.

Uit figuur I blijkt dat de hydraatvormingstemperatuur bij

800

ps ia ca. 60 oF bedraagt. De laagste temperatuur in de chiller is vastgesteld op 5 oF.

Op deze wijze vinden we w

=

67 gew% TEG. Campbell geeft verder aan dat TEG bij een tempe~atuur van 400 oe en een druk van 14,5 psia geregenereerd kan worden tot 98 gew% TEG.

Uitgaande van deze gegevens kan nu de grootte van de TEG stromen voor en na de chiller worden bepaald (fig. 1.. ) • Uit een massabalans rond de chiller volgt :

~H

0 + xl·~l 2

~H

0 +

~l

2 Hieruit volgt

~l

₌

( l-x1 ) _x 2-x1

~2

=

x2·~2

=

•

~H

0 2 •

~H

0 2

~2

( 'l. ) ( 3 ) ( Lt )

( 5 )

6o.s (jHzO met

~1

~2

~H

0 2

-24-molfractie water in ingaande resp. uitgaande stroom.

ingaande molenstroom (glycol + water

),(mol/s) •

uitgaande molenstroom (glycol +water

),(mol/s).

netto te verwijderen stroom water

(molis).

De samenstellingen xl en x₂ zlJn te vinden in tabel 4 • De grootte van de stromen ~l en ~2 is voor de twee uiterste procesomstandigheden weergegeven in tabe15 •

&o.s

_~H20

netto af te voeren water

I ~~~C»~

~l

droge

TEG

stroom

~

,

l~iU

~

~

I

'~2 natte

TEG

stroom

r---I

Fl

I

rf:z

I I ~I x2 I -ti~. 1-'XI ---~---~----·---I gewichtsfractie

TEG

~l,droge TEG -0,98 ~2'natte

TEG

0,61 0,02 0,33 molfractie

TEG

0,855 0,20

0,~45

--r

0,80 ~---_ _ _ '--_0 _____ . _ ___ _ _ _ _ _ _ _ __ ___ --' _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _

tabel

4 •

Samenstellingen van de

TEG

stromen.

stroom

molls

situatie 1 situatie 2

-

-

.-

- -

---

-~H

°

=

0,101

molls

_~H

°

₌

0,454

molls

2 2 ~l,droge

TEG

I _0,031 0,139 ~2,natte

TEG

0,132 0,,593

111.2.4.

Regeneratie van TEG.

Voor de regeneratie van TEG wordt gebruik gemaakt van een schotelkolom waar uit de bodem geregenereerde ( droge) TEG wordt gewonnen terwijl het water als damp de kolom over de top verlaat (fig. J . ) Om verliezen van TEG met het top-produkt te beperken moeten eisen gesteld worden aan de

zuiverheid hiervan. Een redelijk uitgangspunt voor de schatting van de samenstelling van het topprodukt lijkt ons de aanname dat het verlies van TEG in de regeneratie in elk geval kleiner moet zijn drol het verlies van TEG in de drie-fasen scheider. Het NGPSA-Handbook (lit.

t)

geeft een waarde van 0,05 galjMMscf voor een proces bij 1000 psia en een lage temperatuur.

Om die reden is de vereiste zuiverheid van het topprodukt

-gesteld op 99,8 mol% water. De zuiverheid van het bodemprodukt bedraagt bij een reboiler temperatuur van 400 oF 98 gew% TEG, hetgeen overeenkomt met 85,5 mol% TEG.

Om een eerste indruk te krijgen van de scheiding TEG-water is gebruik gemaakt van een benadering voor de relatieve .

vluchtigheid (lit.b ).

(T -T ) 20,95 2 1

l

oe.

₌

e _{T2+Tl ( )}

met: _{Tl kookpunt water , Tl}

₌

373

K T

2 kookpunt TEG ,T2

=

561 K

We vinden met ( , ) dat de relatieve vluchtigheid 68 bedraagt.

Met behulp van de Underwood-Fenske' verge~ijking kan het minimum vereiste aantal schotels bij totale reflux worden bepaald.

-26-L -_ _ _ __ _ ~ .~~L---~-.7r---~

Figuur

3.

Warmtestromen in TEG regeneratie.

waarin: x

d samenstelling destillaat f x_d

=

0,998

x

b samenstelling bodemprodukt f x_b

=

0,145

N+l aantal vereiste schotels + 1 voor reboiler

cL _{relatieve vluchtigheid}

,

_ot..

₌

₆₈

Onder genoemde condities bedraagt(N + 1) 2,02 • Er zijn dus bij totale reflux minimaal twee theoretische schotels nodig.

1IT-2.~. Bepaling van het aantal theoretische schotels volg~n~ methode_ van Mc. Cabe-Thiele.

Om het aantal theoretische schotels te kunnen bepalen met de

methode van Mc. Cabe-Thiel hebben we uitgaande van fig. ~ ( l i t . , ) een T-x-y en een x-y diagram geconstrueerd ; zie fig.5 en fig.

b •

Aangezien de verdampingswarmten van water en TEG niet gelijk

zijn, zijn warmte-equivalente molekuulgewichten

M~

0 en M;EG

ingevoerd. Hierin is M; 0

=

}'}H 0 en voor TEG

geld~:

2 2

=

Hiermee is nu een x-y

*'

*

d' lagram met . -tf X = x + (

y*

= Y + (

=

0,57 l\'l_TEG

( s- )

geconstrueerd f ' _19'1 a. _en f ' _{19'1 .}

b

x

HTEG I -- x

).

M~EG

Y I~lTEG 1 - Y

).

N TEG ( 10 )

De evenwichtslijn in fig'l~ is geconstrueerd met de nuvolgende relatie :

11- o(.xJt

Y

=

201

~~~~

__

4

______

.

____

_____________

_

_

.

_

~

_

_

-

~

-

~

_

---,

~ ~ Z e Cl Q. E t!

Boiling point and condensation of aqueOU$ lEG solutions at various pressures

590~----~----~----~----~----~----~----'---'---'---~

- Boiling point vs. composition

-- - Condensatian temperoture vs. compc.sition

510~----+---~---r---+---+---~----r---~----~----~

_/4

j / .~ 390 330

I"'" / '

760mm

~l'

~70r-+'--~----~----~----~----~----~~--~----~~--~V-'~~

i "

J • ' I , , /

I I

~

t'

i

---

J

210~dd±±::t=LLL/LJ

Jol

200mm Wt% lEG

Courtesy of Union Carbide Corp.

'. . ~ .

~," •. ' .p 'Ow . . . ~ "'''!.-.'' . -,I .' __ ."_." ___ ~",,",.,,,,,'"l-- ., .. .. . . _. · · ·,-... •• ... ·.-...· ... r,·,....·~.·' ... ..,M ... 1 ... ,.· - -_ _ .. -....- , .

f'

:1 I I;

i

!

";j

.

.

\,

..

.

... I~ -doom ,

-..,-

-- :r'-'-,'t 1 -'r.~I-ri . -,---'--f- -;'::;::!::.;;;~ . --,-~ Pfhi-r'~' _H, ... : :;i::f!::-:;: ~~ ::: I ct4 f+-,-. ---'-'-f::-:::!::§§'r :::;i; ~ 1'-'...., • ;:::;:;-h+r: In---: itth-t +.-l'-t ~- -'- --'----ir'~ l7I-l-I-rrr I -W.-- -W.--I-W.---W.--'-W.---W.-- -I--'-- --'-'-. '- --I-rf-, I=r:= -c-I' 1---1_'- f~-1-1- I-:-':::f== ~;:ttl=f.:::::;= : t p:r-.::: I:::;::p:.1 tb. P +n= I=t:::::cJ O~

,

.

:ti 11: :~

o-:f

~ \:J~' 1:$ I_~;-~ ± H- :

c--=

cti

-M ffif±+:t: i--'--'-P--~C---'-I--'-" '--'-+T

I+.~"--::: I---i-P---: '--'-'-'---'-'--r- --'-'---'-f-_

a

:-=ei:±;:: c---r---'-"-'--r +=:!±b

...

- -~ , ----=-'--r , ---'-r+'--I-~.,..--:- c---'-,--. i",- ...,.~-'--.-f-i~:-' CF -'C-:---, :-,....--- ±t- -t+t- '-r:t-Ë

--1- - -' , - - 1--,--,- --- --~ -:::::-:-i==-~I:E:~ e:0~~:::;'I~ "-,....,.,. '-I;:::::; i-f---'---::::1--<-- :;---f--- ;-~ ~~ ~==-:= =::::i .r.::..---::I::~-::"'- ---~. -:~t=-r=v~

.

.

II~~.6. Bepaling van de werklijnen.

We kiezen de temperatuur van de voedingsstroom zodanig dat de -voeding bij die samenstelling juist op kookpunt is; Tn

=

225 oF.

l'

Uit fig.~~blijkt dat de minimum reflux verhouding bij x

F

=

0,8 ongeveer O,Olbedraagt. Voor een grotere flexibiliteit, met name om variaties in de voedingssamenstelling x

F te kunnen

verwerken is echter gekozen voor een reflux verhouding R

=

0,1 .

De tweede werklijn ligt daarmee vast.

Uit gr~fische constructie blijkt het vereiste aantal schotels

-32-111.2.7 ;i'1assabalans rond de TEG regeneratie kolom.

Er is een massabalans opgesteld voor drie situaties.

a. Het gas voor de chiller bevat de maximaal te verwachten hoeveelheid water j de concentratie TEG in de voeding van de kolom is juist voldoende om de vereiste vriespuntsdaling

te bereiken.

b. Het gas voor de chiller bevat de minimaal te verwachten hoeveelheid water ; de èoncentratie TEG in de voeding van de kolom is weer juist voldoende om de vereiste vriespunts-daling te bereiken;

c. Het gas naar d~hiller bevat de minimaal te verwachten hoeveelheid water ; de hoeveelheid TEG die voor de chiller wordt geinjecteerd is gelijk aan die welke nodig is in

situatie a.

De molenstromen voor deze situaties zijn weergegeven in fig ~.

De vloeistof- en dampstromen in de kolom worden bepaald met de in het Mc Cabe-Thiele diagram gevonden waarden van L~/V*en de massa balansen : onderste schotel: L* VIf:

=

Btt + V~ --~ V bovenste schotel: Lol

= ,,_

Dtf-L B + V

=

,

_v

V L V - D - =

V

V

Voor CE bepaling van èe vloeistof- en damp stromen onder en boven de voedingsschotel zijn L~en V~constant verondersteld.

De op deze wijze gevonden waarden van

rr~n V~staan

in tabelt. Hieruit volgt dat de maximale dampbelasting in de kolom 0,544 molls bedraagt. Ook blijkt de dampbelasting sterk te varieren

met d~ bedrijfscondities. We stellen voor om in de kolom klep-schotels te gebruiken om doorregenen bij lage dampbelasting te vermijden.

Cl.

-b

-C- ,-F

0/>5'?>

Mcl \s )( ~ o/ij":) . F 0)/32

mdh

J(.~O.) ~5" F ~2L.jbm(..1l/s )c :; O~5"I.

~

...

u

lP P-I '"

J

L

--~ 0:> liS l-\. VY\OI (

s

)( ;: 6;>'2JcjJ

g.> Oj /35

melis

X -::

"j

14~

D:>

OJDJ ",,01/5 ~ ::: ()~~C;)9

'D)

DlûlYnol/s J X :-: 0/3')&

13,

o ~

dB

itYIolls

X ;: o~ 1i.{"S

Figuur

8.

Overall stromen in de regeneratiekolom voor verschillende belastingsgevallen.

.-'

I

.1 a. b. c. a. b. c. a. b. c.

---VI 0,449 0,111 0,111 L1 0,044 0,010 0,010 L/V 0,088 0,088 0,088 V 2 0,498 0,111 0,111 L2 0,038 0,009 0,007 L/V 0,076 0,076 0,060 V 3 0,544 0,121 0,120 L3 0,673 0,150 0,237 L/V 1,24 1,24 1,97 V 4 0,530 0,118 0,111 L4 0,669 0,149 0,265 L/V _~. 1,26 1,26 2,19

tabel

b _

Waarden van L, V enL/V voor de drie belastingssituaties. ( inmol/s ).

--'~~---I

_t~l

_

_

~J_

tv;

LJ

J

Figuur

1-

Vloeistof- en dampstromen in de kolom.

.:m:..2-.~ Warmte balans bi j , TEG regeneratie.

Bij voeding op kookpunt geldt (fig. 3 en 9 )

~w

_,

1

= -

D.R.

~w

,

2 ÇjW,3

=

=

= (l+R).D.!I H _{v, 2}

°

c.F.(TF-T C)· met c

=

_{x.cH 0} + (l-x).c_TEG 2

De op deze wijze gevonden waarden van ~w

_,

1 tlm ~w

_,

2 zijn opg

e-nomen in tabel

7".

~w,l

J/s Çjw 2

,

J/s

~W,3

J/s

~w,4

J/s a b c

I

- --~.

__

._---~ -1,85.10 3 -0,41.10 3 -0,41.10 3 I

20,30~103

4,52.10 3 4,52.10 3 3 8,93.10 3 -7,53.10 3 2,00.10 3 1,68.10

3J

5,72.10 . 3 -7,53.10 .

-36-III.3.De condensaat-stabilizer. III.3.1.Algemeen.

~ij het ontwerp van de stabilizer is in principe uit-gegaan van de procedure van Erbar en Maddox,beschreven in lito , .De stabilizer heeft in principe een koude voeding. (tussen 20 en 60oF).Omdat de druk in het eerste verzamelvat 900 psia en de ~olomdruk 375 psia bedragen zal de eerste schotel zich als een flash gedragen. Hierbij hebben we de volgende aannamen gedaan:

-er treedt volledig flash-evenwicht op,

n

-het vrijkomende gas gaat direct over de top en beï3-

ï

vloedt het stabilizing-proces dus niet,

-de voedingstemperatuur en voedingssamenstelling zijn die van de overgebleven vloeistof.

De voeding van de kolom bedraagt dan 0,107 kmol/s. De samenstelling ervan is vermeld in tabel

S

.De voe-dingstemperatuur beäraagt 350F.

Alle evenwichten worden beschreven met de Peng-Robin-son computerprocedure.

III.3.2.De bepaling van de split.

111. 3.2.1.De methode van Erbar en Haddox.

(1,~

.

1.)

Bij deze methode wordt de kolom beschouwd als een soort flashvat.Hierbij worden pseudo-evenwichtsconstanten ge-bruikt die gegeven zijn als functie van het normale kookpunt van de deebetreffendecomponent.De lopende

parameter in de grafiek is eigenlijk de R.v.P.- speci-ficatie van het bodemproduct.(zie fig 10

).Depseudo-K-waarden zijn op basis van experimentele ervaring gefit. De resultaten zijn vermeld in tabel

9 .

NB.Een H.V.P. van 12 psia komt overeen met een werkelijke dampspanning van 13,5 psia bij 3SoC voor dit geval.

Tabel

stof

Meth Ethn Prop

iC4

nC4

iC5

nC5

C6

C7

C8

C9

C10

N2

C02

H2S C11

C12

C15

: 8.

Samenstellingen van de ingaande

in het eerste verzamelvat en de van de stabilizer • . _ _ _ - - - - 1

Ingaande

I

Voeding voor

s~menstel.

I

.

de kolom 1 verz.vat .

87,12

5,05

1,94

0,47

0,87

0,37

0,37

0,70

0,82

0,41

0,21

0,15

0,45

0,42

0,08

0,10

0,06

0,41

I

14,27

6,75

7,42

3,21

7,29

4,44

4,84

: 11 ,36 '14,63

7,64

3,92

2,90

0,01

0,19

0,17

1 ,95

1 ,21

7,79

. Samenstelling in % stroom voeding

III.3.2.2.De eigen methode.

Uitgaande van de voedingssamenstelling en de hierna te schatten toptemperatuur zijn de relatieve vluchtig-heden (~) van de componenten t.o.v. elkaar te bepalen m.b.v. het P.R.-computerprogramma.We gaan ervan uit dat alle componenten lichter dan propaan en alle componen-ten zwaarder dan heptaan·over respectievelijk de top en de bodem gaan. Voor de overige componenten beschouwen we de. relatieve vluchtigheid t.o. v. propaan. ( 0(:=

'

.

;,:~

)

Indien de samenstelling van de bovenste schotel beschouwd wordt als die van de voeding dan kunnen we de samenstel-ling van de gasfase over de top berekenen met:

OO(

aannemende dat evenwicht is bereikt.

De resultaten van de methode zijn vermeld in tabel

1 .

Voor het verdere ontwerp is gebruik gemaakt van de metho-de van Erbar en Maddox,omdat metho-deze metho-de meesi ongunstige scheiding voorspelt.

III.3.3. De schatting van de bodem en de toptemperatuur.

In het P.R.-computerprogramma zijn aparte subroutines aanwezig voor het bepalen van kookdrukken en

dauw-punts temperaturen van mengsels bij gegeven temperatuur of druk.Om thermisch kraken te voorkomen mag de tempera-tuur van het bodemproduct niet

h~ger

zijn dan circa 300°C. Om eventuele variaties in de voeding op te vangen hebben wij gekozen voor een bodemtemperatuur van 250oC.Bij een

. 0

kolomdruk van 375 psia werd een kookpunt van 257 C g e-vonden.Het dauwpunt van het topproduct bij deze kolom-druk is 650 C •

Tabel

1 ·

.

Berekeningen van de splits voor de stabilizer.

stof \ Split

I

Spli t

\

Erxbar en Maddox I Eigen methode

y

I

x

y I- - - i .

\-

-

-

---··--

·

-_

··

---

--

1

---

-

--·---

1

C1 i 59,85 I, 36,53 C2

I

0,01 15,03 17,27 C3

i

1,28 12,82 i 2,33 15,36 iC4 i 2,70 2,69 !. 2,17 4,84 nC4 \ 7,45 4,46 1 6,42 8,65 iC5

I

5,60 1,40 I 4,97 3,61 C5' \ 6,27 1,25 I 5,63 3,61 C C 76 16,64 0,83

I

15,36 5,12 1 21,70 0,43 i 21 ,41 4,07 C8 \ 11,40 0, 1

°

"

12,54 C9 6,00

°

02 6 43 C10

I

4,36 0:01

I

4:76 N2

I

-

0, 16

I

C02

I

-

0,60 I H2S 0,35 C 11 2,91 3,20 C12 1,82 1,99 0,05 0,90 1....-°_1_5_---...:._1 _1 _,8 __

5

__________

'-_ 12 ,

7

~

_ _ _ _

_ _

....L

Alle samenstellingen in mol-%

De gaspercentages bij dergelijk ingestelde evenwichten

bedragen: Erbar en Maddox 39,2 mol%

"

III.3.4.De bepaling van het aantal theoretische schotels.

De bepaling van het aantal theoretische schotels is met de Mccabe Thiele-procedure bewerkstelligd. Het

bi-naire, systeem 03/i04 is hierbij als sleutelsysteem

ge-kozen omdat tussen deze componenten een grote schei-ding optreedt.De voor dit doel beschikbare computer-programma's waren niet direct toepasbaar voor dit pro-bleem.

III.3.4.1.De bepaling van het x-y-diagram.

C3 C3

M. b.v. het P.R.-programma worden tX t _op (:-;_C~'-i ) en 'X _bodem ( ,_{_c.,~} - )

berekend: resp. 1,91 en 1,24. 0( Wordt geacht (als

benadering) lineair over de kolom te variëren.M.b.v.

0(')(

,

~::=. \~[

tx-

\)

,)C..

wordt het x-y-diagram uitgerekend.

x top

=

0,698

x

b oa.em --

=

0,325 (x

=

molfractie propaan)

I I I .0~_4 ._~~_p.~~ _...?~Eal_i n_g_:-:_~~ __ ~~_ ~~E~ 1

J:

j ~"_en __ ~~,~ __ ~~?_~~~_

theoretische evenwichtstrappen.

Over de kolom kan een enthalpiebalans worden opgesteld.

De enthalpiën kunnen worden berekend met een

computer-progra~ma beschikbaar gesteld door de gr?ep van het

olie-platform.De methode is gebaseerd op gemiddelde m

olecuul-gewichten. (tabel '" ) De enthalpiebalans luidt:

-42-Tabel. 10 • Enthalpiën van diverse stromen.

~

_Voeding

---

-

--

J

-

-

-

---

_{19,44.10 3kj/kmol}

·

----

-·

-

-

I

Topproduct 33,18.10 3kj/kmol

i

Bodemproduct

89,19.103kj/kmo:

~

_ _ _ _ _ _ _____ . ______ 0._---"_. ___ 1 _ 0 _ _ ___ _ -

-TabellI. Samenstelling gas in de bodem.

-Indien een parti~le reboiler gebruikt wordt dan is de

verdampingswarmte van het met het bodemproduct in

even-wicht zijnde gasmengsel 7,16.10 3 kj/kmol.(lit )

(voor de gassamenstelling zie tabel

11 )

Hieruit volgt dat de opgaande dampstroom in de bodem van de kolom

Voor de sleutelcomponenten wordt dit:

0,1'3 (0,0&1. +- O,ou

r )

-:.

O,Ot'l

k

Wl"'

J,

bedraagt.

De vloeistofstroom in de bodem is de som van de ontweken gasstroom en het bQdemproduct:

Voor onze sleutelcomponenten wordt dit dan:

-De L/V voor de bodem bedraagt derhalve:

0,0&1. ,

"---~. -::. ,v4

0

,

°"11

In de top van de kolom is de L/V-verhouding anders. Hier wordt de L/V berekend uit de de kolom verlatende

gasstroom en de voedingsstroom : L/V

=

1,30.

We stellen dat de helling van de werklijn lineair over

de kolom varieert. Het Mccabe Thiele-diagram ziet er nu

ui t als in fig. " .

Het aantal theoretische stappen bedraagt aldus

5,5.

III.3.4.3.Kolomdimensionering.

(t,t

.

6

)

Om een indruk te krijgen van de kolomafmetingen worden

eerst de volumestromen in het bodemgedeelte van de kolom

.... . . . _ .. - .... . ... .. -. ... - .. _. .... .. -.. ::::.=.::: :::.: .~ .. _. ~ .. ' ...... -_. _.~ ... ---_.~ -_ .. . . _. '._ . . ~ ..

::::

~:=-

::.:.

:

~:~: ... . _.. .. . .. .. -.-. . . _.- ._ .. :::~:: :=.:t=::.:~ :::: ::~: ::::1:::: ~~.:: :~:~ :::: ~~:~

:::t:::

~::: ::~: .::-:~ ::::b..:: :::: _:.::: ... --- ... -_. ". :::: :::, :::: ~~::I:::: ~_:::::: :~':':H~ ~ ~:.1.;.~~ :~~~ :=:;: :~~: :::"'-:-~:~ ~~::;~ ~::.=-~::, ~::ili~:; :~~; :-~; ::~:~:::! ==-: ~:~~ _~~: ~:7",-= :~j~ ~==~

-::-:::

c-:;~ ~::: -=-j= _ :;~; ~;:;:;:: :::: :=:= ~.:..

t;:..;.

:;::

~~::

:::,

.~:-:

::::

:.::-

_

..

~:-:.:

i·:::

~~~: ~::: :::::::.:'=-:::: ::~: -:::::: ~=>::: :.:~: ::?~=

:::i

:'-::

:.:~~ ::~ ~~: ::-:.l:::-1:::=.;: :'::::C:=.-: :::;

+>

:

c::: ~:_~~' :::: -:~ ~.:~V::~ ~:::

N

,:~::~ :::j C=:_=-r::::: ~-: :-:.::;. :::::-}:::==

=:'

~~~-=::: ~~ .:~'=:~.::: ::~~

-=::

.

.::~::::

-=~

::c::

=:: -' ~T :~~: ~::: ::~ ::-:: :::~IY :;:: .:\ :: :':::j:~:;~:~ :.:~: ~:: ::~ <I~~:

:::.:::/::::

~:.~ :::~

::'1:::

~:~:i

~~:~:.:::.:::: -::::: ... ... :~ .. ::l.:. C=--. ::::r:-__ ::::f::-::: _~::=::: :::: :=:-~.::: :.:::: >:::~ :::: ~::~:::

::-::

\~ ~:J\ ~~: ::::~ ~::: ~:t:.:=-... _ ... .. . . . . _ . 4 _. _ _ ._ . . :::: r:--:-= :::: .:::

::1: ..

_

.

::: 1 •..

=-

-

::::

.... ... _{.... ....} =:=2~ :-::~ .... .. . . · · ··1 ::: :::T::: :! ~ :: :::; :::i ... . .. . . .. _._ ... .

:::: :~;: ~:~: :'~: 'i:: ::::

::;Y::

i:-:':

;:

\

:1::

:::;1 _ .. _{.. , ~..::-.: :::: t-:::'::} ... -.

" ·1"·_ ....

. ::: :::: -:::: :: :\:t\: : ,....! :::: Tl .. ··· . I . . . • '- _ .-... .-.. ~ . _:: t·· .; .... - 'r:-

-Voor de gasfase:

CI>"",,,1

Ynw

f

CD\;=

O<11~. SB ,1.._

&'2.,q

c

₁

Voor de vloeistoffase:

=

~ :: ::: " -::ll~ " S& , 1... kWlo%

K~/~m

.

]\

S'2. I

q

c

l

k.~ 1'1"1 1

Om een g10~ale indruk te krijgen van het schotelont-werp kiezen we voor de superficiële gassnelheid 0,7 mis, en de vloeistofsnelheid in de downcomers 0,1 m/s.We

vinden dan voor het schoteloppervlak voor de gasfase 1 ,08 m2 en voor de vloeistoffase .( de downcomers) 2, 18m2• Dit leidt tot een totale kolomdoorsnede van 5,44 m2• De verhouding tussen beide bovengenoemde oppervlakken

is

~

het totale oppervlak zo groot dat de kolom op deze manier zeer zwaar en duur wordt.

III.J.~.4.Voorverwarming van de voeding.

Indien de voeding van de stabilizer wordt voorverwarmd tot 6500 (=toptemperatuur) dan treedt er een kleine ver-betering op in het ontwerp.De vermindering voor Hf bedraagt 9,54.103 kj/se

Dit levert een vermindering van de rebo~lerduty van 0,107 .9,54 = 1,02 MW.De gasstroom onder in de kolom wordt dus:

In dit geval bedraagt de vloeistofstroom:

.., I. I L kvY'l.:1I/"

v

'<;

'T'

'.Jo O,Ov; -:::- o,v:;'v ~

Ook dit levert een vrij grote kolomdoorsnede:

---~-

-46-Er zijn nu twee mogelijkheden:

-De kolom-proc~scondities aanpassen,dusdanig 'dat wel een reëel kolomontwerp ontstaat.

-De stabilizer niet verder ontwikkelen en de conden-saat~reating verrichten met eenvoudige flashvaten.

Gekozen is voor het laatste omdat tijdgebrek ons daartoe noodzaakte.In de bijlage (

Jl: )

is een globale berekening van het eerste alternatief omschreven.Het leidt inder-daad tot een beter kolomontwerp.

111.4.0. Condensaatverwerking door smoren.

Het condensaat kan op dampspanningsspecificatie Cr.v.p.) worden gebracht door stapsgewijs de druk af te laten.

Lichte componenten die het condensaat een vluchtig

karak-ter geven zullen dan uit de vloeistof flashen.

Gekozen is voor een procesopzet met drie flashtanks met

,

,

voor de eerste en derde flash een warmtewisselaar.

Deze warmtewisselaars zijn ~odig om het proces goed te

kunnen bijsturen.

Eisen voor een gunstige procesvoerine zlJn de nuvolgende:

- De grootste hoeveelheid li~hte componenten moet

in de eerste flashtank vrijkomen. Dit om de com-pressie-kosten van deze gassen te beperken.

"

De gassen worden m~b.v. een eentrapscompressor

bij de hoofdgasstroom gevoegd.

- De temperatuur in de flashvaten mag niet beneden

de OOC komen. Dit om bevriezing van eventueel nog aanwezig water te voorkomen.

- In het. derde flashvat moet aan de r.v.p.

speci-ficatie van 12 psia worden voldaan.

Voor de flashberekening van het eerste flashvat is

ge-bruik gemaakt van een gecombineerd Peng Robinson/Enthalpie/

Flash computerprogramma. Dit programma berekent enthalpiën , gemiddelde molekuulgewichten , dichtheden en samenstellingen van zowel damp- en vloeistoffase.Bovendien worden de even-wichtsconstanten en de vapor ratio verkregen •

. Dit computerprogramma is echter niet geschikt voor de

bere-kening van de tweede en derde flash. Hiervoor zijn de

berekeningen uitgevoerd met een programeerbare rekenmachine (zie bijlageT/l:).

In het flowschema (fig.

0 )

ZlJn de procescondities van

-48-1II.4.1. Eerste flash met warmtewisselaar.

De vloeistofstroom uit het scheidingsvat wordt van ca. 900 ps ia naar 250 psia geflashedj bovendien wordt de flashtemperatuur d.m.v. een warmtewisselaar op 140 oF. gebracht.

Gekozen is voor een flash naar 250 psia omdat de vrijkomende gassen dan in een ééntrapscompressor te comprimeren zijn voordat dit gas bij de hoofdstroom gevoegd wordt.

De bereikte vapor ratio bedra~gt 0,329.Een grote hoeveelheid lichte componenten komen in het flashvat vrij. De

samen-stellingen van de stromen voor en na fla~hen zijn in tabel'k opgenomen.

De benodigde gegevens om de heat exchanger duty te bepalen zijn in tabel

13

opgenomen. De over te dragen warmte in de warmte wisselaar bedraagt :

f/J_w = ( II H )

*

f/J_mol

=(27,09.10 3 - 18,28.10 3)* 0,140 kJ/s =1,23 MW

PRESSURE 250.00PSIA TE'1P ER A TUq E 140. nOf)EG~E E F CO"1pn~JENT NA~E METH -ETi-lt-J PROP T-C4 N-C4 I-C5 N-C5 N-C6 N-C7 N-Cd N-C9 .NCIO ~2 C02 H2S Nel 1 NC12 Nel5 MOLE K~TF.S FE f:0. 27.073R2 6.75951 6.50618 2.71óg4 6.121)J5 3.70₂₈₃ 4.031An 9.42:'95 12.132"4 6.33277 3.251~q 2.4n121 O.04(}71 0.253'53 O.157~2 1.61. 1(15 1.CJ0225 6.4':\<140 lOO.OOOf) . Cü~POS I T T (Jt~S LICoilJIO 5.6660 3.95f:,5 6.lS1l 3.1116 7.5317 5.(,,174 5.55?6 13.59/9 1-' • H 170 q" 3 ~ t.l 4. ~::V.3 3.5745 iJ. On(~4 'J.OR2° O.114R 2.41);:'/ .. 1.I•Q_j2 9.6253 67.10B2 VAPOR 10.151~2 12.4(844 7.23054 1.7ö934 3.24320 1.()4124 0.92910 O.'H395 0.49382 O.1012;? 0.02327 0.007 /.7 ().1421" (}.hCIl ,9 0.244U7 0.on242 0.0U065 'J.iJ0032 32.R9185 K VALUE 12.4A71001 3.15.1<1324 1.1754764 n.5h41761 O.43n2636 O.l079409 0.1673256 O.067,nlh - O.0276~46 O.0!14;?51 ,").004-3l2A -b. OO?iJ~94 32 .1112J 31_{_} 7.254₄₂₄₂ 2.12hOh70 -0.0( 11)(\59 - 0.0004371

o.

000 I) 3 31")

tabelt~. Samenstellingen van in -en uitgaande st~omen

eerste flashvat.

Enthalpie toevoerstroom 900 psia/50 oF

Totale u1tgaande: enthalpie

250 psia/140 oF

Totale molenstroom

18,28 .10 3 kJ/kmol

0,140 kmol/s

-50-111.4.2. Het tweede flashvat.

De druk van de vloeistof uit het eerste flashvat wordt

afgelaten van 250 naar 60 psia. Het Peng Robinson/Enthalpie/

Flash programma bleek onder deze condities niet te werken.

Wel was het mogelijk het Peng Robinson/Enthalpie programma

te gebruiken. De bereikte flashtemperatuur in flashvat 2

is itererend bepaald. De j~iste temperatuur. is die waarbij

de totale enthalpie van de ingaande vloeistofstroom gelijk

is aan de som van uitgaande vloeistof- en gasenthalpie na

flashen.

De voor het afsch}ttten van de flashtemperatuur benodigde gegevens zijn opgenomen in tabellY. De door extrapolatie

bepaalde temperatuur bedraagt 124,3 oF • (f 19uur 11. )

Het bereikte scheidingseffect in het tweede flashvat kan

men met een programeerbare rekenmachine bepalen( bijlage

1ZI

) •

De hiervoor benodigde k-waarden zijn door extrapolatie

verkregen; zie hiervoor tabel'~.

De verkregen vapor ratio blijkt 0,117 te zijn.

Gegevens omtrent samenstellingen van de stromen voor- en

na flashen zijn vermeld in tabel

tb .

ingaande ~nthalpie

10 3

250 psia/140 oF 30,77 _• kJ/kmol

totale uitgaande enthalpie

60 psia/ 90 oF 27,16 • 103 kJ/kmol

60 psia/100 oF 28,19 • 103 kJ/kmol

60 psia/110 oF 29,26

_·

103 kJ/kmol