Aardolie- en aardgasverwerking offshore

o

o

bij het fabrieksvoorontwerp

van

·IM.

,

·:lI.a

.

h.

.

dei:

"

~

'

7I

·

S.c1ik;,

...

..

-onderwerp:

.

.&

tri.Q.IJ

.

~

.

"

...

e,a.t:«l.t.,tl5.

.

1I.e

l':.

t.;el'iJ

y

.

·

()II

·

j1o.1: ..

~:!·}uQJlI!·s..tudle·

~:

/j::

·tfarl

!:'Ç!.cAI

( ( ( ( ( (

o

o

AARDOLIE-' EN AARDGASVER',JERKING OFF-··SHORE.

J.M .. D.Sc:l::t.Lks. Rolan~ holstlaan

361

.

Delft. J.M.VQn dsr Knaar. Frans HQlskade

15

R;ys\·.'yk.

( ( ( ( ( (

o

(î

1.

20 2.1 0 20 2.

3.

3.1.

3·2.

4.

4.1 •

4.2.

4.3.

4.4.

4.5·

4.6.

5·

6.

6.1.

6.2.

6·4.

605.

6.6.

6.7.

7.

8. 8. 1 • 8.2.

8.3.

8,,4.

o ./

.

901 •

9.2.

9.3.

10.n

10.1 •

10.2.

10.3.

10.4. 10.5.

10.6.

10.7.

10.8.

10.90

10.10.

10.11.

10.1

2.

110 120 Sá.menvattingo Konklusieso

~oceskondities,processchema.

,;.Aanbevelingen voor de opdracht aan de volgende groep. Inl eiding.

Organisatorisch kader van het projekt. Achtergrond van het probleem.

Uitgangspunten van het ontwerp. Produktspecificatieso

Reservoirgegevens.

Het complex',van platforms.

De gas/kondensaatplatforms A en B. Het olie/gas-platform D.

Het treating/kompressie-platform C.

Aardolie en aardga~produktie: wat gebeurt er onder de grond. Principes van de verwerking van ruwe aardolie en ruw aardgas tot vervoerbaar crodukt.

Fasendi agram van koolwaterstoffen by constante samenstelling in het gas/vloeistof/fluidumgebied.

Retrograde condensatie.

Kritisch punt en samenstelling. Pseudo-kritische waarden.

Kondensatie van koolwaterstoffen in de pypleiding. Water in aardgaso

Principe van de verwerking van ruwe aardolie tot produkt. Beschryving van het proces.

Proceskondities en resultaten van de~~reke~+ngen.

1 2 2

3

4

4

4

5

5

5

5

6 6 6

7

8

9

10 10 11 11

13

14 TemperatULlr en druk van d9 olie by a'ankomst op de booreilanden. 15

Platform D en pypleiding DC o

15

Platforms A/B en pypleiding ABC.

17

Platform C en de pypleiding naar het vasteland. 18 Apparatuurkeuze.

Platform D

Platforms A en B. Platform C.

Principes van de berekeningen.

Schatting van de druk boven aan een boorputo Reid Vapor Fress~re.

Dauwpunt en kookpunt,fasenlus.

Gas/vloeistofscheiding: de flashberekening. K-waarden.

Grootte van separators en liquid knock-outs. Temperatuurberekeningen.

Watergehalte van het gas: hydraten. Compressorberekeningen.

Groottes van de stromen voor,tydens en na de flashes. Gaspypleidingo

Aanbevelingen voor de rekenprocedure op eiland Do Symbolenlysto 'Literatuurlyst. 18 18 19 19 21 21 22

23

24

26

30

31

32

33

33

34

.

35

37

40

( ( ( ( (

c

(j

o

o

2 Co:nputerprogra1lIno. voor doe bcr'2kening van de

drukval in een gaspypleidingo

3

Grafiek Joule-Thompson effect.

4

Hydraatvormin~scurveso

5

Omrekeningsfactoren o (.; -p."0r"<"-",~)_>'--.,,,,V·.1Û\.

-:J

1. Samenvatting

Dit verslag beschrijft een voorstudie van de G-opdracht van de afdeling

~crktuigbouwkunde van de TH Delft. Het onderwerp is de verwerking van

olie en gas op een komplex van boorplatforms van Shell bij t\.;ee

olie-velden en een gasveld in de Deense Noordzee. Op een centraal

verwerkings-platforn Hordt het gas behandeld voordat het per pijpleiding naar het

vasteland gaat. Bij het vervoer van gas per pijpleiding noet rekening

gehouden worden met kondensatie van water en koolwaterstoffen en met de

mogelijkheid van vorming van vaste verbindingen tussen koolHaterstoffen

en water in de pijpleiding. Zware koolHaterstoffen worden uit het gas

venvij derd en als vloeistof ("kondensaat ") vervoerd. Olie en

konden-saat mogen voor vervoer een niet te hoge dampdruk hebben.

In het verslag staan globale processchema's voor alle platforns en enlge

keuzemogelijkheden voor apparatuur aangegeven. \~aar mogelijk is al voor

bepaalde soorten apparatuur gekozen. Voor platform D is een meer

gedetail-leerd processchema opgesteld dan voor de andere platforms.

Er. worden uitgangspunten gegeven voor verdere berekeningen

(proceskondi-ties, komponent-eigenschappen, produktspecifikaties), als~ede berekenings-methoden voor diverse procesonderdelen. Platform D is ln zlJn geheel

elobaal doorgerekend.

( ( ( ( ( ( (

o

o

2. Konklusies 2.I.Proceskondities, processchema

-~e stellen voor om de be~inschattin8en voor de drukken en temperaturen

o? de diverse platforms te nemen als onderstaand in tabel I.

TaDel I: beginschattingen voor irukken, en temperaturen i j

plaats

~Uk

temperatuur

_---i-:~:p~s~i=a~)~

____

(~O~F~)

________ __

reservol.r

I

4400 220

I

platforms: I

A, B

,

boven aan de boorput 3400 160

D, boven aan de boorput 1500 160 A

,

l.n de separator 1100 80 B, l.n de separator 1050 80 D, separator -250 120 D, separator 2 60 115 D, separator 3 15 120 C, se;Jarator 900 50 pijpleidingen AB 1000(1) 50 (2) BC 950(1) 50(2) DC 1000(1) 50(2)

( I ) aan het begin van de pijpleiding. Het verschil tussen A en B hebben

we bij wijze van startwaarde op 50 psia gesteld in verband met

druk-val over de pijpleiding.

(2) gemiddeld over de pijpleiding.

-In de pijpleidingen \villen' we zo weinig mogelijk kondensatie van koolwaterstoffe -5ij de gekozen kondities is verwarmen van de voeding voor flash 3 nodig

o~ ervoor te zorgen dat de olie die naar de tanker gaat, aan de eis Rvp = =12 psia voldoet.

-De gewone en de koude separators op A, B en C zl.Jn driefasenscheiders;

op D kunnen \ve in ieder geval zolang er geen gas uit de 8ascap geproduceerd

\vord t 9 vols taan met een t\Vcefnsenscheider.

-In de separators op de platforms A en B en l.n de gaspijpleidingen willen

c

c

r ,

c

()

o

-Voor het water-dauwpunt van het gas dat de pijpleidingen AB en BC ln

11 30

OF.

gaat, ste en we voor:

-De drogers op A, B en C zijn schotelkolommen met een vloeibaar droogmid-del, zoals tri~thyleenglycol.

-D~ minimale dia~eter v~n pijpleiiing DC is 8 inch. Optimaal lijkt ons 12 inch.

2.2.Aanbevelingen voor de opdracht aan de volgende groep

I. Verdeel de mensen ln drie groepen voor de drie soorten platforms: groep AB, groep C en groep D. Groep D kan het kleinst zijn, omdat aan eiland D al veel werk besteed is, en er al konkrète aanbevelingen ZlJn voor de rekenprocedure. Een alternatief is, een grotere groep D samen te stellen, die dan veel voorbereidend (komputer)\verk doet voor de andere groepen. ~. De diverse platforms vertonen ve8l overeenkomst in de benodigde bere-keningen en apparatuur, bijvoorbeeld(de lijst is niet als kompleet bedoeld): -drogen (A,B,C);

-separators, gas/vloeistof-evenwicht, temperatuurschatting bij adiabatisch smoren (A,B,C,D);

- pijpleidingen (AB, BC, DC); -gasturbines, kompressoren (C,D);

Verder maken veel. (komputer)berekeningen volgens literatuur (4) gebruik van dezelfde, soms ingewikkelde procedures voor berekening van eigenschap-pen van mengsels (soortelijk gewicht, soortelijke warmte,

kompressibili-teitsfaktor, acentriciteitsfaktor, Reid vapor pressure, (pseudo)kritische \vaarden, koolwaterstof-dauwpunt, hydraatpunt, enthalpie, entropie, etcetera).

We bevelen dan ook aan dat de groepen nauw samenwerken als ze soortge-lijke parameters berekenen met komputerprogramma's. Zie bijvoorbeeld punt 3.

2.

Allereerst moet het Chao-Seaderprogramma op werktuigbouw voor iedereen

toegankelijk worden. Ook een programma voor berekening van enthalpie lS zeer gewenst. Deze berekeningen zijn namelijk bewerkelijk, en moeten vaak uitgevoerd worden.

4. In verband met de argumenten ln punt 2, en omdat de hoeveelheid litera-tuurexemplaren beperkt is, lijkt het raadzaam om een centrale plaats aan

te wijzen waar de voornaamste literatuur overdag aanwezig moet zijn (met name (I), (2) en (4)), en waar men kan werken. Dat vergemakkelijkt ook de samenwerking tussen de groepen.

5. Voor eiland D iS een uitgewerkte rekenprocedure beschikbaar (zie 10.12.). 6. De eilanden A en B leveren vervuild water af. Een onder\verp van onder-zoek kan zijn, hoeveel van deze vervuiling opgelost in water in de Noordzee terecht komt. Oplosbaarheden van paraffinen in water staan in (4).

')

Shell en de afdelingen WerktuiBbouwkunde en Scheikundige Technologie van de

TH Delft hebben samen een studieprojekt op~ezet voor een team studenten. In die oefening wordt gerekend aan de scheidings/behandelinp,ssektie van een komplex van boorplatforms dat hoort bij een olieveld en twee gasvelden in

het Deense deel van de Noordzee.

De basisgegevens voor deze studie wijken om redenen van vertrouwelijkheid

hier en daar iets af van de werkelijkheid. Ze zijn echter wèl realistisch.

3.2.Achtergrond van het probleem

Uit een olieveld komt bij de produktie van olie altijd gas Vrij. Tot voor enkele jaren werd dat aardgas als het op zee geproduceerd werd, meestal

ter plekke afgefakkeld (tenlijl het nog vele zwaardere bestanddelen uit de

olie bevatte). De reden was, dat transport naar de markt grote

investe-r1ngen zou vereisen. Daarmee ging een ~rote hoeveelheid aan brandstof en grondstoffen voor de chemische industrie verloren. Dat verlies kon bijvoor~ beeld 6 % van het totaal gewicht aan olie en gas bedragen

Tegenwoordi~ is men eerder geneigd om de zwaardere komponenten uit het gas

te halen en ze aan de olie toe te voegen. Het gas gaat per pijpleiding

naar het vasteland om daar nuttig gebruikt te worden. In het geval van dit projekt van Shell zou de Deense regering waarschijnlijk geen toestemming gegeven hebben voor een olie/gaswinningsprojekt waarbij het gas afgefakkeld

zou worden. Het de stijgende energieprijzen is het projekt ook in ekonomisch

opzicht beter geworden.

Bij gasproduktie kan men de zwaardere ko~ponenten ten dele uit het gas ver~ wijderen vóór het de pijpleiding in gaat. Dat kan ekonomisch aantrekkelijk zijn als men aan de klant een produkt verkoopt met een specifikatie die

(direkt of indirekt) betrekking heeft op de samenstelling. Men kan het produkt dan "afromen" tot de specifikatie bereikt is. De fraktie zwaardere

komponenien die daarbij ontstaat wordt kondensaat 8enoe~d. Hij bevat waarde-volle grondstoffen voor de chemische industrie: pentaan en hogere paraffi~ nen, tot C

20 toe.

Vóór het de pijpleiding 1n gaat, moet het gas gedroogd worden. Als er na~ meI ijk water kondenseert, kan het vaste verbindingen vormen met de kool-waterstoffen in het gas ("hydraten"). Die kunnen de pijpleiding verstoppen.

,-r

c

( (

o

o

de pijpleidi~~ aantast. Voor transport over grote afstanden moet aardgas bovendien ge:'-:or.1primeerd \wrden om het transport ekonomisch haalbaar te maken.

Om verda:":ningsverliezen bij oversla?" vervoer en opslag te voorkor.Jen,

r.Joeten olie en kondensaat niet te vlucht iR zijn. Om korrosie in tanker en

pijpleidinge~ te voorkomen, mogen ze bovendien geen water bevatten.

4. Uit;angs?~nten voor het ontwerp

4.1.Produkts~ecifikaties

Het kOr.1plex van platforms bij de ~enoemde drie velden levert drie

nroduk-ten aI:

-gas ~a~ ee~ ?ijpleiding naar het vaste land op een druk van 1800 pSla met een ciaü""",?unt \'an<-30C (het dau\,Tpunt bij een bepaalde druk is de hoogste

temperatuur ~~arbij er vloeistof kondens eert uit het gas) yboor 't"ool~atcrstoffen,

> lJ a ie aruKKen.

-kondensaat aan een tanker met een Reid vapor pressure (Rvp) van 12 psia (RVD is een ~2at voor de dampdruk van een vloeistof)

~olie aan ee~ tanker met een Rvp van 12 psia.

4.2.Reservoir~e~evens

Op een diepte van 10.000 ft(circa 3ktn) wordt aardolie en gas uit de reser""

o 0

:voirs ge,vonnen.De temperatuur van olie en gas is ont';eveer 220 F (104 C).

'De drukopbom,' "in de rese"rvöirs." is hydrostatisch,-" dat ,vil zeg~en: op

'een die~te van 10."0-00 voet heerst een druk als onder een kolom "ater van

10.000 voet. De druk in het reservoir is dus 4400 psia (303 bar).

4.3.Het kODnlex van platforms

De ligging van de olie~ en gasvelden en de verbanden tussen de platforms staan geschetst in de figuren I en 2. De velden A en D hebben ieder één

centraal platiorm, B heeft in verband met de grote gasproduktie één

cen-traal komplex van 4 platforms. Op A en B worden gas en kondensaat gescheiden.

Dan gaan ze per pijpleiding naar een centraal verwerkingsplatform (trea-ting platfor8) C. Op D wordt olie ten dele ontdaan van zijn lichte bestand~

delen, die als gas de pijpleiding naar C in gaan. Op platform C worden

kondensaat en water aan het gas onttrokken. Daarna gaat het gas de pijp~

( ( (

c

( (

o

o

c'

4.4.De };as/kondensaat-platforms !:.. en ~

Shell is verplichtzijn afnemers van gas,250x106 scf/d (standard cubic feet

per day, een maat voor de f,ashoeveelheid). te kunnen leveren.

Veld A: straat van 50x 106 scf/d = 5 putten van 10 x 106 scf / d + 2 reserve.

Veld B: 2 straten van ieder 100xl06 set/d= 8 putten van ieder 25xl06 scf/d +

3 reserve.

N.B.: deze hoeveelheden hebben betrekking op het geheel behandelde gas zoals

dat vanaf platform C de pijpleidin8 in gaat.

De maximum werkdruk op de apparatuur van platforms A en B mag niet boven 1500

psia (103 bar) komen. De reden is, dat apparatuur voor hogere drukken te duur

wordt.

De samenstelling van de gassen die bij A en B uit de grond komen, staat in

tabel I (dit is de overall~samenstellinf, van het systeem gas+kondensaat).

4.5.Het olie/gas-platform D

De vereiste produktiesnelheid is 50.000 stock tank barrels per dag. De kwali-fikatie "stock tank" geeft aan dat het gaat om het volume van de olie zoals die afgeleverd wordt riaar de tankers die de olie naar het vasteland brengen.

Aanvankelijk produceert veld D alleen olie. Door drukdaling komt daaruit ~n het boorgat gas vrij (figuur 3a). De overall samenstelling van de olie in

het reservoir staat in tabel I ~n de kolom "D olie".

Als het niveau van de aardolie ~n het reservoir tot in de buurt van de

boor-pijp komt, kan ook gas uit de gasbel (gascap) meegesleurd worden (figuur 3b).

De samenstelling van het gas in de gascap is ongeveer gelijk aan die van

het gas uit B (tabel I).

De apparatuur op D moet in staat z~Jn om een totale hoeveelheid gas van

60xl06 scf/d naar C te sturen. Direkt

voor~de

pijpleiding naar-C

~ordt

het·

gas gekomprimeerd met twee parallelle kompressoren van ieder 3000 british horsepower.

Er ~s geen opslagcapaciteit voor olie. Bij slecht weer kan men de olie niet

~n de tanker overbrengen. Dan moet men dus de olie/gasproduktie op D geheel

stil leggen.

4.6.Het treating/kompressieplatform

f

6

Platform C moet aan gas 250xl0 scf/d kunnen afleveren aan de pijpleiding

o

(1800 psia, damvpunt (-3 C). D levert aan C een hoeveelheid gas die áiîltvànkelyk geheel

(

,.

, ( r I.

o

naar gelang dat nodig is, geleverd door A (tweede prioriteit) en B (laagste

prioriteit).

Op platform C staan twee treatillf;/kompressiestraten van ieder 125xl06 scf/d.

Iedere straat heeft t\vee parallelle centrifugale konpressoren die aanp:edreven

\vorden door f.;as turbines. Een kOmpressor wordt verder in reserve gehouden.

S. A2rdolie- en aardgasproduktie: \-lat gebeurt er onder de grond?

Een olie/gas-reservoir in produktie ziet er ~n pr~nc~pe uit als in figuur 4.

Het reservoir bestaat uit poreus gesteente met olie, gas en water.~et

-bevindt zich Lussen _{gesteentendie het gas en de olie tegenhouden.}

De olie kan door verschillende mechanismen verdreven \-lorden uit het

reser-voir, de boorpijp in. Bij het ene mechanisme blijft wat meer van de olie in

het reservoir achter dan bij het andere. In volgorde van afnemende effek~

tiviteit zijn de mechanismen:

- De \vaterlaas expandeert. Door de hoge druk en de grote omvang van de

waterlaag kan dat een belangrijk produktiemechanisme zijn: ~\vater drive") .

- Door de wrijving tussen dé stromende olie en het reservoirgesteente heerst

er rond het boorgat een lagere druk dan elders in het reservoir. Daardoor

ontwijkt bij het boorgat gas uit de olie; door deze expansie worden gas en

vloeistof samen de pijp in gedreven (solution gas drive).

- De gasbel boven de olie expandeert (gas cap drive).

Deze mechanismen kunnen naast elkaar voorkomen. Als gas cap- en solution gas drive naast elkaar voorkomen, zoals in D, proberen we het ontwijken van gas uit de olie zelf zoveel mogelijk te vermijden. We houden daarvoor de

drukval ~n het reservoir, en dus de produktiesnelheid, laag. Een andere

reden om de produktiesnelheid laag te houden is, dat er anders water uit de onderliggende waterlaag meegesleurd wordt. Daar~e~enover staan natuurlijk redenen van con®erciële aard om de produktiesnelheid hoog te houden.

De bedoeling is om zoveel mogelyk olie en condensaat uit de reservoirs te winnen aangezien deze het meeste opbrengen.Dit wordt bereikt door de

afsluiters niet te ver te openen,waardoor de produktiesnelheid laag blyft.

Een gevolg hiervan is dat:de druk in de scheidingsapparatuur op het eiland

r

c

( (

c

r

6. Principes van de verwerkin~ van ruwe aardolie cn ruw aard~as tot vcr-"oerbaar produkt

6. I. F3sendi;:H,;ram van een kooh.Jaterstofsysteem bij konstante samenstellin~ in het gas/vloeistor/fluÏdungebied

In het onderstaande laten we de vorm~ng van vaste fasen buiten beschouwing.

We bekijken eerst een deel van het p,T~diagram van een zuivere stof(figuur 5).

In het kritisch punt zijn gas en vloeistof identiek. Daarboven bestaat g2en

onderscheid tussen gas en vloeistof. In plaats daarvan spreken we van

"flu-idum". Dit heeft een vreemde konsek\.Jentie. Stel:, in punt B is alle'en vloeistof

aanwezig, in punt d, bij dezelfde p en T, alleen gas. Door een druk- en

temperatuurverloop langs bfghd te volgen, veranderen we gas in vloeistof

zonder dat we een duidelijke f3senovergang zien. Gaan we echter bij konstan~

te p en T van b naar d, dan zien we wel een duidelijke fasenovergang.

In het kritisch punt is de verdampinRswarmte nul.

Voor een nengsel van komponent en i~ er in het p,T-diagram geen kooklijn,

maar een kooklus (figuur 6) .

Stel dat we uitgaan van een vloeistof zonder gas, dus ergens in het

"L"-gebied van figuur 6. We verlagen de druk en/of verhogen de temperatuur.

Dan vormt het eerste beetje gis zich op lijn PC, PC heet de kooklijn. QC

is de dauwlijn: op deze ,lijn vormt zich, uitgaande van gas alleen, het

eerste beetje vloeistof. Het geheel van kook- en dauwlijn heet de fase~­

lus. (phase envelope) . Alleen binnen de fasehlus bestaan gas en vloeistof ~n

evenwicht naast elkaar. Daarbuiten vinden we

ai

g3S, af vloeistof (en anders

fluïdum)

Gaande van de kooklijn naar de dauwlijn vinden we een toenemende hoeveel-heid gas. In fi~uur 6 z~Jn met stippellijnen de curves aangegeven waarop

de gasfase een konstant gewichts~ercentage van het totale systeem inneemt.

Dit zijn de kwaliteitslijnen (quality lines). De kooklijn vertegenwoordigt ~

0% damp, de dauwlijn 100 %.

De kook~ en dauwlijn komen samen ~n punt C,.het kritische punt. Daar z~Jn vloeistof en gas identiek.

De cricondentherm (M) is het punt met de hoogste temperatuur waarbij nog

gas en vloeistof in evenwicht met elkaar kunnen bestaan. De ervaring is, dat het kritisch punt voor in de natuur voorkomende koolwaterstofmengsels

bij lagere temperatuur ligt dan de cricondenbar, zoals in figuur 6 (I).

Volledigheidshalve merken we op, dat het kritisch punt ook anders kan liggen. Dat zou het fasengedrag van zo'n systeem in het kritische áeb1ea~in~6~lang'­

c

r , r

'-,

-,

o

Het is mogelijk om de lig~ing vnn de fasenlus te berekenen, uitgaande van

thermodynamische toestandsvergelijkingen «1),(3». In de bllurt van het

kritisch punt ZlJn de voorspellingen echter nog onbetrouwbaar. Iets minder

gekompliceerd ZlJn de methoden om de ligging van het kritisch punt, de

cricondenbar en de cricondentherm te voorspellen, maar ook hier is de be

trouwbaarheid gering.

6.2.Retrograde kondensatie

Als een gasreservoir een hoge druk en temperatuur heeft, zoals A en E, kan

er boven de grond vloeistof vrijkomen uit het gas. Dat betekent niet, dat er onderin vloeistof de boorpijp in stroomt, maar er treedt boven de grond kondensatie op doordat de druk afgelaten wordt. Dit verschijnsel heet

re-trograde kondensatie. Het is het omgekeerde van wat we normaal zien,

name-lijk kondensatie bij drukverhoging.

Als voorbeeld nemen we een twee-komponentensysteem, omdat we daarvoor bij konstante temperatuur het verband van de druk met de samenstelling makkelijk

kunnen weergeven. Voor multi-komponent-systemen verlopen de fasenovergangen

analoog.

Bij de druk en temperatuur ln punt A van figuren 6 en 7 is het systeem ge~

heel superkritisch fluldum. We laten nu bij konstante temperatuur en

overall-samenstelling de druk zakken langs de punten B, D en E naar H. In B vormt zich de eerste vloeistof. Gaande van B naar D vinden we steeds meer vloei-stof (retrograde kondensatie; we komen op bvaliteitslijnen r:let een steeds

kleiner percentage gas te zitten). D ligt op de curve van C naar M die de

punten met

~

= CD

dT

op de kwaliteitslijnen verbindt. In het grijze gebied ln figuur 6 kan

re-trograde kondensatie optreden: het retrograde gebied.

lYe 1 igging

van het retrograde gebied hangt echter sterk af van de overallsamenstelling

van het systeem

Beneden D daalt de hoeveelheid vloeistof weer, tot ln E de laatste

vloei-stof verdwijnt. Ook in H vinden we alleen gas.

Een toepassilfig van bovenstaandè theorie isde·bepalingvan de optiIilale druk

in

.

de separator, waar men zoveel mogelyk olie en condensaat wil afscheiden. lien kiest dan een druk die overeenkomt met een toestand onderin het retngrade

c

(

c

c

o

o

o

6.J.Kritisch punt en samenstellinr,

Voor een ' t\;ee-komponent-systeem hoort bij elke brutosamenstelling een an-dere ligging van de fasenlus. Fir,uur 8 illustreert dit . 1ve trekken aan al deze f.:J.senlussen een raaklijn in het kritisch punt: de Kritische lijn(,CLr

Ct

C

2-C3-Ch)

Bij een m~~rkomponentensysteem kun je niet meer spreken van een kritische lijn in een p,T-projektie: de kritischepunten kunnen nu overal in een deel van het p,T-vlak liggen (figuur 9 kritisch gebied.)

6,4.Pseudo-kritische waarden

De \Vet van de korresponderende toestanden zegt, dat systemen die dezelfde gereduceerde temperatuur en druk hebben, zich hetzelfde zullen gedragen

(deze wet is een benadering). De gereduceerde druk Pr en de gereduceerde

temperatuur T

r worden gedefini~erd door

T

r T/T c

( 1 )

(2)

Het voorspellen van kritische drukken en temperaturen van mengsels is een moeilijke zaak. Veel korrelaties gebruiken daarom een pseudokritische druk en temperatuur (p en T ). Soms worden die gedefini~erd als gewogen

pc pc

gemiddelde naar de molfrakties van de komponenten (re~el van Kay):

Ppc,mol =i.x.p 1 C, 1 .

0)

T pc,mol 2>·T 1 C, 1 . (4) Hierin iS

L

f.

i=l en n aantal komponenten

zullen 1

=

nummerinl7 vatl de kompouenten .. anders

We verder zo g~brulken alS hier, tenZij wordt aangeGeven.

Weging naar massafraktie wordt minder vaak gebruikt:

Ppc,massa T pc,massa

i:

x.M.p . 1 1 C,i Lx.H.T . 1 1 C,i (5) (6)

De pseudo-kritische temperatuur en druk Zijn meestal lager dan de werkelijke

(

c

(

c

(

c

C)

o

6.5.Kondensatie van koolwaterstoffen in de pijpleidin~

In een gaspijpleiding kan druk-en temperatuurverandering optreden. We

willen geen kondensatie ln de pijpleiding, omdat daardoor de drukval stijgt.

Alle p, T-'-\vaarden die in de pij pleiding voorkomen moeten dus eigenl ij k

buiten de fasenlus van het systeem liggen (figuur 10).

Als de p,T-waarden ergens in de pijpleiding toch binnen de fasenlus liggen,

verwijderen we de zware komponenten uit het gas v66r het de pijpleiding in

gaat. Daarmee verschuiven we de fasenlus. Je kunt ook zeggen: we verlagen

het daU\.;rpunt (bij elke druk) van het systeem.

Passen we dit toe op het gas dat van A, B en D naar C gaat. Het is bij de

druk en temperatuur waarop het van het platform (i.c. A, B of D) verlaat, verzadigd aan koohvaterstoffen. De drukval over de leiding kan retrograde

kondensatie veroorzaken, de temperatuurdaling gewone kondensatie (al na

enkele honderden meters heeft het gas vrijwel de temperatuur van heL

om-ringende zeewater). Kondensatie ~an koolwaterstoffen in de pijpleiding is

ongunstig, omdat daardoor de drukval over de pijpleiding stijgt

(bijvoor-beeld met 30 %). We kunnen vloeistofvorming in de pijpleiding voorkomen

door vooraf bij ongeveer de temperatuur van zeewater vloeibare kool\va

ter-stoffen af te scheiden. Die temperatuur is nogal laag, en daarom is deze

methode vaak (en ook in ons geval) ekonomisch niet haalbaar.

Het gevolg is dat condens:atie -in de pypleiding nie·t te voorkoI'len lS, daar

na de liquid knock out de tenperatuur daalt.tot de zeewatertemperatuur en er ook een geringe drukdalin3 plaatsvindt.

6.6.Water ln aardgas

'"

.

Tijdens en na Zijn ontstaan verdringt aardgas water uit de porlen van het

reservoirgesteente. Hier en daar blijft in de porie~n wat water achter,

om-ringd door gas (interstiti~el water). Het gas is daardoor bij de druk en

temperatuur van het reservoir verzadigd aan waterdamp.

Het gas van A en B stijgt op in een boorgat en expandeert naar de druk aan

het oppervlak. Daarna 'vordt het gesmoord tot een nog lagere druk. Daarbij

daalt de temperatuur, en er kondenseert water (3),(4». Dat kan vaste

hydraten vormen met koolwaterstoffen «3),(4».

Zo'n hydraat is één mengverbinding van verschillende koolwaterstoffen tege-lijk met water. Het vormt zich alleen uit vloeibaar water en

koolwater-r (

"

o

() (1

stoffen met niet te grote molekulen, of uit gasvormi~ water en

koolwater-stoffen met niet te grote molekulen. In plaats van koolwaterstoffen kunnen

ook kooldioxide en waterstofsulfide als hydraatvormers optreden. Het hydraat

bestaat uit een netwerk van watermolekuien, bijeengehouden door

waterstof-bruggen. Het netwerk is pas stabiel als een aantal holtes erin opgevuld

wordt met molekulen van l ichte koolwaterstoffen (of kooldioxide, of

water-stofsulfide). In één vaste fase kunnen verschillende soorten

koolwaterstof-fen in alle verhoudingen voorkomen .. De voor ons belangrijke hydraatvormende

komponent en Z1Jn methaan, ethaan, propaan, isobutaan, kooldioxide en

water-stofsulfide.

De hydraatlijn ~s de lijn in het p,T-diagram waarop,als we vanaf een lage

druk en hoge temperatuur het p, T-diagram doorlopen, voor het eerst hydraat

gevormd wordt (of gevormd zou worden, als er evenwicht was: Figuur 11).

De punten

0

en P zijn de snijpunten van de hydraatlijnen met respektieve-lijk de koolwaterstof-dauwlijn en de water-smeltlijn. De twee vloeibare

fasen (water en koolwaterstof) belnvloeden elkaars eigenschappen niet:

water en koolwaterstof lossen vrijwel niet in elkaar op

(4).

We kunnen

daarom desgewenst het fasendiagram kompleteren door er de fasenlijnen van

de koolwaterstoffen en die van water in te trekken alsof we met zuiver

water respektievelijk koolwaterstof zonder water te maken hebben. We moeten

natuurlijk wel eerst korrigeren voor de verdunning van water in de gasfase

door koolwaterstof, en omgekeerd; daardoor schuiven de dauwlijnen omhoog

in druk.

De lijn

Pq

scheidt in het geval van een overmaat koolwaterstof het gebied

met hydraat en koolwaterstoffwat~~~g~s-(links) 'boveh}~van~&etgebiea:m~t~~~

~löeibaarlwater~en7~af~r~/k~QI~atersto[gH5~ ~~~In~~et~3èvHl~vanse~n~óuet6äat

~ater~~~h~idt~hiî:tlet~gebied met hydraat en vloeibaar water (links, boven)

van het gebied met vloeibaar water en koolwaterstof/water-gas. He spreken

van een overmaat water als er meer water kondenseert dan nodig 1S voor de

maximale hoeveelheid hydraatvorming bij de heersende temperatuur en druk.

De maximale hoeveelheid hydraat (op "basis van de hydraatvormende

koolwater-stoffen ) wordt bepaald door de evenwichtskonstanten van de koolwaterstoffen

in het evemvicht

x""H

20 (L) + koolwaterstof ~ ~ Hydraat

Als het gas erg weinig water bevat, kan de dauwlijn van het water zo ver

omhoog komen, dat hij de lijn

PQ

snijdt. Dan nàg kan er hydraat ontstaan,

direkt uit gasvormig water en gasvormige koolwaterstoffen. Als we dus

(

c

( ( (

o

o

o

Hydraten komen vaak voor in een niet-evemvichtstöestand (metastabiele

toestand). Dat wil zeggen: vaak vormt zich ééén hydraat als dat volgens het fasendiaBram wel zou moeten (moeilijke kiemvorming), en ook kan hydraat hardnekkig aanwezi~ blijven als dat volgens het fasendiagram niet kan (trage ontledinB). Vooral als water alleen ~n damuvorm aanweziij is, is hydraatvor"':' ming erg moeilijk~ Na elke behandeling die een fasenscheiding inhoudt, li~gen de lijnen in het p,T-diagram weer anders. Dat kan invloed hebben op het aantal fasen dat aanwez~g ~s. We nemen als voorbeeld figuur 12.

We beschouwen de kondities in punt A als de reservoirkondities. In punt A is water, deel van een gasfase of superkritische fase. Daarnaast kan vloeibaar water aanwezig zijn, maar dat komt niet mee naar boven.

Afhankelijk van de ligging van de fasenlijnen kunnen we de kondities ~n Dunt B of punt C als de separator-omstandigheden beschouwen. We zien dat hier bij e~parisi~ hydraat kan ontstaan. We mogen de druk dus niet te ver verlagen, of anders moeten we verwarmen om het hydraat te smelten/verdampen.

In een koude separator kan hydraat aanwezig zijn. Dat verwijdert men door het te smelten. De smeltlijn van hydraat is dat deel van de hydraatlijn dat vanaf Q omhoog gaat. Bij lagere druk smelt men niet, maar overschrijdt men PQ.

In een pijpleiding kan zich onderweg hydraat en/of kondensaat vormen, bI ij kens de figuren 12 a en b. (beschoU\oJ A al s beginpunt, B als eindpunt

van de leiding;en de lijnen AC en AB als mogelijke p,T-routes in de pijp-leiding bij verschillende omstandigheden).

6.7.Principe van de verwerking van ruwe aardolie tot vervoerbaar produkt

Olie bevindt zich op grote diepte onder hoge druk in het reservo~r D. Door het gewicht van de olie-kolom komt de olie bij veel lagere druk aan de oppervlakte, en ten slotte ongeveer bij atmosferische druk in de tanker. Tussen reservoir en tanker wordt de olie ontdaan van meegekomen gas en

opgelost gas. De zware komponenten van het gas worden als vloeistof afgeschei-den, en aan de olie toegevoegd. Zo worden waardevolle stoffen teruggewonnen. Het gas wordt gekomprimeerd en per pijpleiding naar C gevoerd.

Voor de e~sen die voor vervoer per pijpleiding aan het r,as van D gesteld moeten worden, verwijs ik naar de voorgaande paragrafen. Er is één verschil: het gas dat uit de olie vrijkomt bevat nauwelijks water. Het hoeft dus niet gedroogd te ,,,orden.

De olie moet aan de tanker afgeleverd worden met een Rvp van 12 ps~a. De Rvp is de absolute druk die een mengsel uitoefent bij 100

OF

en een volume-verhouding gas:vloeistof

=

4 : I (4). Er is in theorie geen éénduidige

::-J

o

relatie tussen de Rvp en de temperatuur enerzijds en de (ware) dampdruk

anderzijds. Toch zlJn er ln de praktijk bruikbare diap,rammen die voor

aard-olie de dampdruk van een mengsel als funktie van de temperatuur en de Rvp

geven «( 1 ) , (4) ) .

7.Beschrijving van het proces

Op ~ en ~

Het prlnclpe van het proces op A en B lS weergegeven ln figuur 13. Voor

een mogelijk processchema volstaan we met het weergeven van een suggestie

van dhr. Ros (figuren 16 en 17).

Het afvalwater van A en B wordt gestort ln een zeer lanp,e, brede

verti-kale buis die vanaf het platform naar beneden hangt. De verblijf tijd van

het \vater in de buis moet zo groot zijn, dat oliedruppels en water vólledig

gescheiden worden. Zo af en toe wordt de oliefase bovenaan uit de buis verwijderd, en weer in het proces gebracht.

Op D

Een samenvatting van de processen op D lS weergegeven ln figuur 14. Een

uitgebreid flowschema staat in bijlage

Het is de vraag, of het zinvol is om het welnlge gas, afkomstig van de

flashes 2 en 3, verder te bewerken. Een alternatief is, deze gassen te gebruiken voor energielevering op platform D. Het voordeel is, dat dit

twee kleine kompressoren , twee koelers en twee liquid knock-outs uitspaart.

Nadeel is dat de waardevolle komponenten die juist deze gassen bevatten,

nu niet in de olie terecht komen, maar verbrand worden.

Liquid knock-out 1 zou eventueel weggelaten kunnen worden. De vloeibare

komponenten kondenseren dan in de pijpleiding en worden op platform C

gescheiden van het gas. Voordeel: minder apparatuur op D. Nadeel: grotere

drukval in de pijpleiding. De apparatuur op C zal niet noemenswaardig

groter hoeven te zijn. We verwachten, dat het argument van drukval in de

pijpleiding de doorslag zal geven om deze liquid knock-out te behouden.

Op ~

Een samenvatting van de processen op C is weergegeven ln figuur 15. Voor

een mogelijk processchema volstaan we met het weergeven van een suggestie

( ( ( ( ( ( \

o

0

o

8. Proceskondities en resultaten van de berekenin~en

8.I.Temperaturen en drukken van olie en ~as bij aankomst op de booreilanden

De temperatuur van de olie en !let gas in de reserVOlrs lS 220 oF. Om de

temoeratuur van de olie- en gasstromen bij aankomst op de booreilanden te

berekenen zijn ingewikkelde computerprogramma's nodig. Dit valt buiten het

bestek van deze opdracht.

De temperatuur van olie en gas bij aanko~st op de booreilanden onder

nor-o

male proceskondities lS na overleg met Shell gesteld op 160 F.

Als schatting van de druk van de olie bij aankomst op eiland D nemea we

1600 psia (vergelijking (7». Voor het gas op A en B schatten we die druk

op 3400 psia (vergelijking (9».

8.2.Platform D en pijpleiding De

8.2.l.Enthalpie van olie bij aankomst op eiland D

Voor de berekening van de voedingsenthalpie hebben ,ve de voeding van de

eerste separator beschouwd als een evenwichtsmengsel van vloeistof en gas

bij 1600 psia en 160 oF .(flashberekening, 10.4" tabel I~). Vervolgens

berekenden we de enthalpie van het systeem volgens 10.5. De

voedingsen-thalpie van de eerste separator is 16330 BTU/lbMole.

8.2.2.Konvergentiedruk

De konvergentiedruk van de vloeistoffen ln de flashes werd geschat op

5000 psia, tenzij anders vermeld.

8.2.3.Flashberekeningenop eiland

Q

De flashberekeningen werden uitgevoerd volgens vergelijking (22), voor de

volgende omstandigheden:

flash I: 250 pSla 120 oF

flash 2: 60 pSla 115 oF

flash 3: 15 pSla 120 oF

De k-waarden werden gehaald uit grafieken ln het Engineering Data Book (3).

Flash 3 wordt op 120 oF uitgerekend omdat de vloeistof die de flash

ln-komt, verwarmd wordt ln een warmtewisselaar om ervoor te zorgen dat de

olie die naar de tanker wordt verpompt voldoet aan de Rvp-specificatie.

( ( ( ( ( (

c

o

o

dat verwarmen nodiB lS. Daarvoor moeten de flashdrukken geoptimaliseerd

\vorden. Ua afvle[;ing van' de argumenten ,voor een hö~edruk op eiland D

(hfnst 6.29) en dè argumenten voor een lage druk op eiland D (hfdst 5)

hebben wy ln overleF', met de Shell de druk voor de eerste' fiash250 psia.·

~esteld.

R- waarden en de flashberekeningen ln tabellen: 2A , 2B,2C.

8.2.4.Enthalpiebalans over de flashes

Enthalpieberekeningen zijn verricht volgens de vergelijkingen ln (4),

zie 10.7. Resultaten in tabel j.

8.2.5.t1assabalans door flashapparatuur van bron tot tanker

Na de berekening van de flashes en de samenstelling van de oliestroom die

naar de tanker gaat kunnen we de massabalans over de flashapparatuur op

eiland D opstellen. Voor de berekeningsmethode zie 10.10.

Resul taten in tabel

:Y

.

Olie uit: 50.000 bid = 7950 m3/dag

8.2.6.Verdere berekeningen ~ de ~asstromen, afkomstig van flashes

Na de flashberekeningen aan de separators moeten we nog kompressoren met

de bijbehorende liquid knock-outs berekenen. Vervolgens moeten we de mass

a-balans over het hele eiland kloppend maken.

Rekenvolgorde analoog aan volgorde ln het processchema

I.Kompressor 3,(koeler 3), liquid knock out 3; bereken de molenstroom

met deze gegevens

2.Kompressor 2, (koeler 2), liquid knock-out 2;bereken de molenstroom s

met deze gegevens.

3.Kompressor I, (warmtewisselaar naar F

3), liquid knock-out 3;bereken

"de molenstroommet deze gegevens .Corrigeer de massabalans (tabel

9)

0

4.Recyclestroom naar flash I.

5. Gas via pijpleiding naar eiland C.

De resultaten van de kompressorberekeningen staan ln tabel 8 .

De berekening van de scheiding in een liquid knock-out is analoog aan

die voor een gewone separator (flashberekening, 10.4.). We nemen aan dat

de konvergentiedruk van de inkomende gassen 3000 psia is. De k-waarden

heb-ben we uit het Engineering Data Book gehaald (3). De resultaten van de

liquid knock-out-berekeningen staan in tabel

6.

Uitgebreide massabalansen staan in tabe14 en, 5~

De drukval in de pijpleiding 1S uitgerekend volgens 10.11. We kunnen geen

definitief uitsluitsel geven over de pijpgrootte, alleen een globale

indi-katie: een pijpleidingdiameter van 12 inch lijkt ons acceptabel. Dat wijkt

ook niet te ver af van de vuistregel van 5 psialmijl die dhr. Ros ons

mee-gaf. De resultaten van de berekeningen staan in tabel 7. Als begindruk

hebben we 1000 psia genomen.

8.2.7.De grootte van ~ scheidingsapparatuur op platform ~

Deze is berekend volgens 10.6. Resultaten van de berekeningen staan 1n de

tabel c 10 '\ ' voor horizontale en vertikale separators.

8.3.Platforms

A/B

en pijpleiding ABC

In de separators op A en B ligt de temperatuur lager dan boven aan de

boor-put (vergelijking (59); N.B.: dit is g~~n Joule-Thompson-afkoeling; J.T.

geldt voor adiabatische isentropische expansie).

In de separator willen we bij voorkeur aan de onderkant (in druk) van het

retrograde r,ebied zitten, om retrograde kondensatie in de pijpleiding te

vermijden.Voor de druk in de separator wilden we daarom eerst de

pseudo-kritische druk van het systeem nemen: 600 psia. Na overleg met dhr. Ros

van Shell hebben \.Je op grond van de praktische ervaring die hij had,

Vf'r-ondersteld: p ~ IOO~ psia. In verband met de drukdaling over de

pijplei-ding zal de druk op B iets lager zijn dan op A, bijvoorbeeld A ~n B res~

pektievelijk

looa

psia an-950psia.Het ~o~rdeel va~ deze hoge drukken 1S

dat de apparatuur op ABC en de .nvple1d1ngen kJ-f,1ner kunnen zyn.

De temperáCuur 1n de se~aiaior ~e~öên we lB1J w1Jze van zeer grove

be-nadering) geschat met behulp van grafieken voor het Joule-Thomp?on-ef

fekt, dat eigenlijk een andere temperatuurdaling tot gevolg heeft dan

adiabatisch smoren. \ve hadden geen tijd om de temperatuur te schatten met

vergelijking (59). We vinden op deze manier een temperatuur van 80 oF.

We hebben (als gevolg van het feit dat we eerst andere waarden voor druk

en temperatuur hadden) flashberekeningen uitgevoerd bij 600 psia en 140 oF

voor een separator (tabel ]1\ en bij 600 psia en 40 oF om een pijpleiding

te simuleren. In de pijpleiding vinden we een molfraktie vloeistof ( als

gevolg van temperatuurdaling) van ],9

h

.

Bij 800F en roo~o- 'psia respektievelijk 950 psia zitten we buiten het

hy-draatgebied.

Het watergehalte van het aardgas in het reservoir is 3,4 IbHole \.Jaterl

scf aardgas

=

0,716 molprocent. Het watergehalte van aardgas bij de

sepa-ratordruk en -temperatuur is 0,548 molprocent. In de separator komt dus

vloeibaar water vrij. Het gas moet zóver gedroogd worden, dat er in de

P1JP-leiding geen water meer kondenseert. In overleg met dhr. Ros hebben we als

. 0

vU1stregei een dauwpunt van 30 F gesteld. Eventueel zou men ook het

koolwaterstofdauwpunt dat voor de pijpleiding naar het vasteland gebruikt

wordt, kunnen gebruiken voor het waterdauwpunt op A en B. Verder moeten de

kondities tussen A en B respektievelijk B en C op elke plaats in de

r

l

Als daaraan niet voldaan wordt, ZLJn er twee mogelijkheden:

~ wijzig de druk in de pijpleiding door de separatordruk te veranderen

(N.B.: de mate van scheiding van komponenten in de separator verandert

dan ook);

3.

Voeg een stof toe die hydraatvorming tegengaat, een "inhibitor"

(bijvoor-beeld methanol, ethyleenglycol, diethyleenglycol).

8.4.Platform e en de pijpleiding naar het vasteland

We willen de druk op platform e zo hoog mogelijk hebben, om

kompressie-kosten te minimaliseren. Die druk wordt bepaald door de drukken op A,B en

D, door de afmetingen van de pijpleidingen tussen A, B, e en D, en door

de groottes van de stromen.

Aan het begin van de gaspijpleiding naar het vasteland is de druk 1800 psia.

Als het gas bij 1800 pSLa een dauwpunt heeft van -3 oe, kan het dauwpunt

bij een lagere druk hoger zijn (retrograde kondensatie). We moeten dus

kon-troleren of

'"

V(y./k.)

<

L.. L L

i~1

voor alle drukken van 1800 pSLa tot aan de druk

.>\.

.

_,

\vaarbij> (y./k.)beneden

-. L L

i,.: j

1800 pSLa een maXLmum bereikt.

De druk waarby dit maximum optreedt LS ."r.'1.:ml:elyk van de

same~telling

van het gas.

9.Apparatuurkeuze

9.] .Platform D

Op platform D moeten we de volgende keuzen doen:

]. Types van de separators (horizontaal, vertikaal of bolvormig). Daarvoor

verwijzen we naar (8), p. 6.

2. De laatste separator: mèt of zonder verwarming om de Rvp

halen.

12 pSLa te

3. Aantal flashes dat ekonomisch het aantrekkelijkst is om zoveel mogelijk

zware en middelzware komponenten in de olie te houden .

~. Types van de kompressoren. Wij zijn uitgegaan van centrifugale

kompres-soren, omdat dat gegeven was (hoofdstuk 4). In principe ligt die keuze nog

open.

2

Types van de warmtewisselaars (2).

(

r

r

9.2.Platforms A en B

Hier hebben we de volgende keuzen:

~. Type van de eerste separator: een driefasenscheider (horizontaal,

verti-kaal of bolvormig, zie (8) p.6).

~. Droogmiddel: vast of vloeibaar. Als we te maken hebben met grote

hoeveel-heden en niet te grote dauwpuntsverlagingen, kunnen we voor de goedkoopste oplossing kiezen: een vloeibaar droogmiddel (tri- of tetra-ethyleenglycol,

(8». Als dit niet voldoende blijkt te zijn, kunnen \ve nog altijd een

(dure) vaste stof-droger achter de absorher zetten.

l.

Type van de droger: bij een gepakt bed kan "channeling" optreden. Het gevolg kan ZLJn, dat er incidenteel tach water in de pijpleiding konden-seert. Dan raakt de pijpleiding verstopt, en dat mag absoluut niet. Daarom kiezen we voor een schotelkolom. (Voor berekeningen zie(13).)

~. Type van de regenerator van het droovmiddel: gepakt bed of schotelkolom. Een gepakt bed is gebruikelijk. We hebben de argumenten voor deze keuze niet nader onderzocht bij gebrek aan tijd.

5. Type van de vloeistof-vloeistof-scheider. 6. Type van de kondensaatpomp.

7. Hanier om het kondensaat te vervoeren:

a. In een aparte pijpleiding.

b. In dezelfde pijpleiding als het gas._

Gezien de hoge kosten van het leggen van onderwaterpijpleidingen lijkt

oplossing b. het meest aantrekkelijk. Vergelijkingen voor drukval voor

tweefasenstroming zijn te vinden in (I) en (2). Zie ook

(9)

po 1480

9.3. Platform C

Keuzen op platform C:

I. Eén of twee separators (namelijk een voor de gasstroom en een voor de

konderraatstroom). Als de hoeveelheid kondensaat klein is, kan het kondensaat

zonder meer aan de separator voor de gasstroom toegevoegd worden, zonder

dat een noemenswaardige vergroting van de separator nodig is. Zo'n

oplos-sing kan goedkoper zijn dan het installeren van twee aparte separators.

Berekeningen aan separatorcapaciteit staan behalve in dt! verslag ook in

(I), (2) en (8).

~. Een grote heat exchanger B en een kleine chiller C (figuur 18)? Of

juist omgekeerd? Dit is een optimalisatieprobleem.

(

(

'-[

r

~. Type van de koude separator/droger: een driefasenscheider. Drie fasen:

vloeibaar droogmiddel (waterhoudend), vloeibare en gasvormige koolwater-stoffasen.

~. Kompressortype (ook hier gaan we weer van centrifugale kompressoren uit;

zie 9.1.).

~. Type van de kondensaat-stabilisatie: een schotelkolom of een (eventueel verwarmde) multistage-flash. Een schotelkolom is meestal ekonomisch het meest aantrekkelijk. Als indikatie van het te verwachten aantal schotels

gaf dhr. Ro~ 6 ~ 8 schotels. Campbell p. 129 (2) geeft hiervoor berekenings-methoden.

De laatste keuze die we willen noemen, ~s eigenlijk geen apparatuurkeuze, maar hij heeft direkte konsekwenties voor het flowschema op platform C.

7.

Is het wel of niet noodzakelijk om een deel van de middelzware kompo

-nenten op platform C af te fakkelen (dat zou kunnen gebeuren via een aftap midden ~n kolom G, figuur 18). De middelzware komponenten verdelen zich

namelijk over gas en vloeistof. Als er van de middel zware komponenten teveel aanwezig is in het totaal van olie en gas dat de velden A, B en D

samen produceren, is het niet mogelijk om

-~n het gas van voldoende zware/middelzware komponenten te ontdoen om de

dauwpuntsspecifikatie te halen,

-~n de vloeistoffen van voldoende lichte/middelzware komponent en te

ont-doen om aan de Rvp-specifikatie te voldoen, -~n alle middelzware komponenten te behouden.

( ( ( (

o

o

o

ID. Principes van de berekeningen

10. 1. Schatting van de druk boven aan ~ put

We verwaarlozen de wrijvingsweerstand van de put tegen stroming van olie en gas.

Boorpijp vol vloeistof

Voor een niet-kompressibcle vloeistof lS

p . - p = PLgh

onder boven ... (7)

De index L

=

van de vloeistof fase

We hebben de soortelijke dichtheid gevonden als funktie van het ge~iddeld

molekuulgewicht van de C3+ fraktie, de molfraktie ethaan in de C2+ fraktie en de molfraktie methaan in de totale vloeistof «1),(2). Een meer bewer-kelijke methode is procedure 6A3.1 . van de API

(4).

Boorpijp vo! gas

In een gaskolom variëert '·ltet volume van, een Mol, -gas met de hoogte;

pV

mol ZRT (S)

3

De index mol = in molaire eenheden (bijvoorbeeld m /kJvlol) Als we veronderstellen dat Z konstant is, vinden we

p _boven-- p _onder x exp(-(Mgh)/(ZRT» (9)

M

= molekuulmassa

Het teken = gemiddelde, ge\·mgen naar molfrakties van de komponenten We vinden Z voor aardgas als funktei van p , T e;V.~c relatieve dichtheid

r r

G in (3). G is de relatieve dichtheid van het gas (spccific gravity) ten opzichte van lucht, onder standaardkondities. Er geldt

G M/28,96 ( 1 0)

( ( ( ( ( (

o

o

o

10.2. Reid vapor pressure

He beschouwen een gasfase en een vloeistoffase in evenwicht met elkaar. Bij drukken tot 60 psia gedragen de meeste gassen zich vrijwel ideaal. We ver-onderstellen dat de vloeistof een ideale oplossing is. Dan geldt (Raoul):

y.

Ix.

~ ~

I

.

Pv i Ptot

,

,

'7 \ en we definiëren k. ~ y y.

Ix.

~ ~ molfraktie ~n de gasfase x = molfraktie ~n de vloeistoffase ( I I) (I2)

Pv .

_,

=

dampdruk van komponent i als zu~vere stof bij de druk en

tempera-~

tuur van het systeem

da~pdruk van het vloeistofmengsel bij de gegeven tenperatuur. Ptot-

V

k. is in

~ principe een funktie van p,T en de samenstelling van de

vloei-stoffase.

Met (11) vinden we

(I3)

Stel dat komponent I bij de systeemtemperatuur en -druk niet als zu~vere vloeistof bestaat. Uit (11) en (12) berekenen we dan een substituut voor

xlPV

_,

1 7 namelijk

(I 4)

Dan vinden we

(15)

Een schatting van de ware dampdruk van ruwe aardolie bij gegeven Rvp vinden we in (I), (2) en (4). Bij een Rvp van 12 psia hoort volgens (1) bij 100 oF een ware dampdruk van 13~5 psia. Voor een exakte berekening van de Rvp kunnen we de Rvp-definitie gebruiken (hoofdstuk 6). Bij de Rvp-bepaling is er een gas- en een vloeistoffase. We schatten de dichtheid van de vloeistoffase en de gas fase en berekenen daaruit en uit de volumefrak-ties olie en gas op het totaal de rnolfrakvolumefrak-ties olie. ~1et een flashberekening

( ( ( (

c

,.-' l

o

o

de berekening opnieuw. Zo itereren we door totdat de ware dampdruk konstant

is. wij hebben zelf niet deze methode gebruikt, m3ar de bovengenoemde

schatting

van

de Rvp.

De druk in de laatste flash iS de ware dampdruk van de olie die de flash

verlaat, en wel de dampdruk bij de temperatuur in de flashtank (separator).

Als de temperatuur van de laatste flash dus 100 oF is, en er wordt evenwicht

bereikt, dan moet de laatste flashdruk I ~,~ psia zijn om een Rvp van de olie

in de tanker te krijgen van 12 psià. Bij een hogere flashtemperatuur hoort

een hogere flashdruk om dezelfde Rvp te bereiken. Als we vanaf precies die

hogere druk en temperatuur namelijk bij WijZe van gedachtenexperiment de o

olie die de flash verlaten heeft, afkoelen tot 100 F, daalt de dampdruk

vàn de druk in de flashtank náár 13,5 psia (= Rvp 12 psia).

10.3.Dauwpunt en kookpunt, fasenlus

De temperatuur in een punt op de dauwlijn heet het dauwpunt van het mengsel

bij de druk van dat punt. In het dauwpunt geldt

x.

1 Z· 1

z = totale molfraktie van een komponent ln het systeem

Uit de vergelijkingen (12), (16) en ,..(:./ volgt "\. ~I I k.z. _ I 1 1 ~:I

Een aantal van dit soort betrekkingen staat in €abel: 13.

(16)

(18 ~)

Als k. als funktie van druk, temperatuur en samenstelling bekend is, kunnen

1

we van een gegeven mengsel het dauwpunt bij een bepaalde druk berekenen.

Daarvoor bepalen we iteratief de temperatuur waarbij vergelijking (17)

geldt. Dat is het dauwpunt. Direkte oplossing is alleen mogelijk als k geen

funktie is van p (beneden 60 psia).

vergelij-( ( ( (

c

o

o

n

king ?\. ","' (z .

/k.

)

f.., ~ ~ (18 b) ,,{-:.'

Op deze man~er kunnen we in theorie de hele fasenlus bij ~~n bepaalde

samenstelling uitrekenen. Helaas zijn de thermodynamische vergelijkingen

daarvoor in de buurt van het kritisch nog onvoldoende betrouwbaar, en ook

andere methoden leveren geen betrouwbare k-waarden in dit gebied.

10.4. Gas/vloeistof-scheiding: de "flashberekening"

Voor gas/vloeistof scheiding stellen we een molenbalans op over het

schei-dingsvat, en vervolgens delen we beide leden van die vergelijking door het

totaal aantal kl"Iolen in het systeem. Dan vinden \.;re:

z.

~ Vy. ~ + Lx. ~

V aantal kHolen in de gasfase / totaal aantal k}1olen ~n systeem

Laantal kNolen in de vloeistof fase

I

totaal aantal l010 len in sys teem

en

V

+

L

(19)

(20)

We veronderstellen dat gas en vloeistof met elkaar ~n evenwicht z~Jn. Uit

de vergelijkingen (12), (17) en

Cl

9) volgt " V ="I(Z./(I _{~, ~} + L/(Vk.))) _~ t":..1 We definiëren V. ~ z./(1 ~ + L/(Vk.)) ~

We kunnen vergelijking (21) bij

(21 )

(22)

gegeven druk, temperatuur en z. 's

~

iteratief oplossen als de k-waarde als funktie van p en T (en de

samenstel-ling) bekend zijn. Uit vergelijkingen (12) en (19) volgt

y.

~

ofwel

z./(V + (L/k.))

(

c

(

(

o

We vinden x. met vergelijking (19). De gassamenstelling

~

bij de juiste waarde van V; de vloeistofsamenstelling ook

'"

~I

/ x.

~, ~

{"':'

Dit kunnen we afleiden met

"'-,,'

_{/ z.} -' ~ klopt ()' y. -, ~ t'::' I ) (25) (26)

In de bovenstaande berekeningen vinden we eerst V, en daaruit L. Deze methode

gebruiken we bij voorkeur als L V. Vooral als L V zal namelijk een rel

a-tief kleine fout ~n L al een relatief grote fout ~n V geven.

Als V L gebruiken we bij voorkeur een ander stel vergelijkingen. lJiskundig

z~Jn ze gelijkwaardig met de vergelijkingen (21), (22), (23) en (24):

'"

- { L

="

_LI (z. / _~ (I + k. V _~ /L» L. ~ -x . ~ (:-.1 ofwel x. ~ z./(I + k.V/L) ~ ~ z./(L + k.V) ~ ~ L. /L ~

We hebben deze berekeningen uitgevoerd op progammeerbare rekenmachines (zie bij lagen).

(27)

(28)

(29)

(30)

De temperatuur waarbij de scheiding plaatsvindt, ~s van te voren niet

bekend. hTe nemen dus een beginschatting voor die temperatuur, voeren

daar-bij de flashberekening uit, en berekenen dan een n~euwe schatting voor de

temperatuur (zie 10.7.). Daarmee voeren we opnieuw een flashberekening

uit, etcetera, totdat V en de temperatuur konstant z~Jn.

Wij hebben vergelijking (21) opgelost door trial and error, en een paar

keer met de picard-iteratie (5). Dat houdt in: substitueer een startwaarde

voor V in (21) en bereken het rechterlid. Neem dit als nieuwe schatting

voor V, en substitueer dit weer in (21), net zolang totdat je een konstante

V vindt. Volgens Almering (5) konvergeert deze iteratie dan en alleen dan

( ( ( (

c

o

o

(31) (32)

Als we tijdens de iteratie de invloed van de samenstelling op k.

verwaar-1

lozen, 1S voor de iteratie

k.

1

o

(33)

v

en dus 1S vergelijking (24) gelijkwaardig met

V.

<

1 (34)

1.

Uit vergelijking (22) volgt

" >t.

" I . " I

LV. _{' 1}

<

_{_} L,Z. ₁ (35)

,(-:., 1. =-,

Dus aan de konvergentievoorwaarde 1S voldaan: de picard-iteratie van

ver-gelijking konvergeert altijd voor 0 <: V

<

1. start

10.5. k-waarden

10.5. l.k-waarden met behulp van konvergentiedruk

De samenstelling van een multikomponentsysteem heeft invloed op de

k-waarden van de afzonderlijke komponenten. Die invloed karakteriseert men

vaak met één parameter, de konvergentiedruk Pk. Als in een vloeistof/gas

systeem de konvergentiedruk van de vloeistoffase bekend is, kunnen we de

k-\vaarden bepalen uit grafieken «1), (2), (3), (4)) en tabellen (I), die

k als funktie van p en T bij een bepaalde konvergentiedruk geven.

De konvergentiedruk bij een bepaalde temperatuur is gedefini~crd als de

druk waarbij de k-waarden van alle komponenten konvergèren naar J. Alleen

voor een binair mengsel bij zijn kritische temperatuur is de

konvergentie-druk per sé gelijk aan de kritische druk (figuur

8 ).

Verder is de

konver-gentiedruk alleen een korrelatieparameter.

In principe is er voor een systeem met meer dan twee komponenten niet

één konvergentiedruk, maar een range van Pk's. De Pk's in de litteratuur

zijn zo gekozen, dat ze zo goed mogelijk voor gebruik bij k-waardebepaling

c

( ( ( (

o

o

We bepalen Pk door de vloeistoffase als een pseudo-binair men~sel te be-schoU\ven. De lichte kOPlponent is dan methaan, de rest van de vloeistof

vormt de zware komponent. Daarvan bepalen we T

T pc,h Index: n ÇT ~ x.T . i=2 ~ pc,~ n 'ÇT {~2 xi

h = van de zware komponent.

met pc

(36 )

Door lineaire interpolatie tussen de ~n temperatuur naast liggende kritische

punten van zuivere paraffinen bepalen \ve bij T e e n pseudokritisch

pc,h

punt. Er zijn figuren in de literatuur «1), (2), (3)) die voor verschil

-lende binaire mengsels de konvergentiedruk als funktie van de temperatuur

geven. Door interpolatie tussen de lijnen van de naastliggende zware

kom-ponenten van binaire mengsels met methaan als lichte komponent trekken

we ook zo'n lijn voor onze eigen vloeistoffase. Op deze lijn kunnen we nu

de konvergentiedruk van het mengsel bij elke gewenste temperatuur aflezen.

JO.5.2.k-\vaarden met behulp van fugaciteitsberekeningen~ CHAO-SEADER programma.

Bij een gas/vloeistof evemvicht ~s de evenwichtsvoonvaarde voor alle kom"-ponenten:

f. ~, L f. ~

,

V (37)

f

=

fugaciteit, heeft de dimensie van een druk.

Bij drukken tot 500 psia (35 bar) geldt de wet van de ideale oplossingen:

f. ~, L

o

f. L x.

~, ~ (38)

f_~, . V f. o _~, V y. _~ (39)

Het teken 0 ~n zu~vere toestand

Bij hogere drukken geldt dat niet meer. \ve voeren voor de vloeistof een aktiviteitskoëfficient

t

i in, die de interaktie van een komponent met de andere vloeistofkomponenten ~n rekening brengt:

f. _~, L

o

f. LX.

~, ~

( '-( (

c

( (

n

o

()

Beneden 60 pSla geldt de ideale gaswet, en daarom geldt

f. V _{l ,}

Boven 60 pSla karakteriseren we het niet-ideale gedra~ van de g~sfase met een fugaciteitscoëfficiënt

Net de vergelijkingen (12), (40) en (42) volgt nu

k. l Hierin is }). l o f. L

lp

l ,

V.

fugaciteitscoëfficiënt van komponent i in de ZUlvere vloeistoffctse l

(41 )

(42)

(43)

(43a)

V., y. en ~'. worden berekend uit toestandsverr,elijkingen. Een voorbeeld l Ol 'Tl

van zo'n benadering is die van Chao en Seader (6) . Zij gebruiken voor~. l de volgende vergelijkingen~

log ))i = log

)!~O)

+ W'log y(l)

log)l

~O)

l AO + A1/T r + AZT r + A3T; + A4T; + (A5 + A6 Tr + A7T;)Pr+ + (A8 + AgTr)Pr - log Pr

(L~4 ) (45)

10

gy~

l)

= -4,23893 + 8,5608T - 1,22060/T l r r - 3,15224 T 3 - 0,025(p - 0,6) r r (46 )

Voor een aantal komponenten zlJn de coëfficiënten van vergelijking (45) gegeven ln tabel

w'

'is de acentrische faktor.

w'

is echter alleen geschikt voor gebruik ln formule (44). Anders moeten we andere waarden gebruiken (w, tabel/~.

') ln

,

ho

=

(z-I)B./n-

ln(z -

Bp)-(A-/B)(2A./A

-

B./B)ln(1 + Bp/z) Y l ,1 1 1 z =

I/(I-h)

- (A

2

/B)(h/(l+h))

h Bp/z \<.

-

"I

B - 1., y. B .

..

,Ol

1 1 B. 1 0,0867 T C,l . / (p C,l . T) Ze berekenen

I

i met ( - 2 ln y.

=

V.(J. - j) I(RT) j 1 1 1

.

"

?-J ( ,,'

(2

X. V . J. ) / (L, X. V . ) i~: 1 1 1 l~' 1 1

(481-(49)

(50) (51 ) (52) (53) (Sn (55)

De basisparameters voor bovenstaande vergelijkingen kunnen berekend worden uit bekende eiBenschappen van de komponenten. Een deel van de parameters lS in de litteratuur (6) al gegeven, en staat ln tabel

/26

Voor Chao Seader zlJn prograTIU11a' s verkrij gbaar op de afdeling Herktuig-bouwkunde van de TH Delft en via de CPA (3).

De Chao-Seader methode heeft volgens Lenoir en Koppany (7) de volgende beperkingen:

I .a.Voor alle gereduceerde temperaturen T . op basis van de kritische r,l

temperaturen van de komponenten moet gelden

0,5<T .<:1,3 r,l 1.Je definiëren T . r,l T/T C,l . (56) (57)

b. Voor: een hoge nauwkeuriBheid moet de temperatuur beneden 500 F ZlJn. o De standaarddeviatie van de berekende ten opzichte van de gemeten waarden

o

druk van het systeem. De

API

(4) geeft methoden voor de berekening van ware kritische drukken en temperaturen.

2.

Voor systemen die methaan bevatten eelden extra beperkingen om

betrouw-bare k-waarden voor methaan te krijgen:.

~. De gereduceerde temperatuur mag niet groter Z1Jn dan 0,93. ehao en

Seader definiëren hun gereduceerde temperatuur als het molale gemiddelde van de kritische temperaturen van de komponenten:

x.T . T r,molaal 1 c,1) :,1 Xi. (58) We definiëren

~\'=

(ç,

x ) J. t-id _j L I ' _{= I J}

{ti

11 - x· 1

~.De temperatuur is boven 100 OF.

c.Drukken tot 1000 pS1a.

(s8a)

d.De vloeistof mag niet meer dan 20 molprocent aan andere opgeloste gassen bevatten.

e.De vloeistoffase mag niet meer dan 30 molprocent methaan bevatten,

lO.6.Grootte van separators en liquid knock-outs

De minimale diameter van de apparatuur wordt op basis van de maximaal toe-laatbare gassnelheid berekend «I), p. 127-131).

v roax K s ( (~ I L - I> ) t--V 1

/0 )

, V 0,5 LfQZ/

Ct:'fv

A) x

Cp /p)

x (T/T ) max s s

(s8b)

(s8c)

K = een empirische konstante die afhangt van het type scheider en de 8as /

vloeistofverhouding: horizontale scheider: vertikale scheider: 12,2 <.' K .( 15,2 s 1,8"':K <10,7 s A

=

konversiefakto~ (0,067)

De minimale groote van de separators wordt bepaald door een vloeistofver-blijftijd van 2 minuten. We hebben geen rekening gehouden met eisen aan de