R.G. Braat \,./
I
E. Kingma Î A.R. Punt .. tTECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT
AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDEBegeleiders:
Ir.P.A.M.Grootscholten
Dr.S.J.Jancic
Drs.F.A.Meljer
R.G.Braat
Jacoba van Beierenlaan 9
2613 HT
Delft
Tel: 015-135953
E.1Cingma
Roland Holstlaan 417
2624 HL Delft
Tel: 015-568835
A.R.Punt
Roland Holstlaan 578
2624 GW
Delft
Tel: 015-561477
{Samenvatting en conclusies.
In dit verslag wordt ingegaan op
gas/condensaat-winning op de Noordzee.Op 2 gasvelden in het Deense
deel van de Noordzee (A en B) wordt gas en condensaat
geproduceerd. Beide gaan per pijpleiding voor verdere
behandeling naar een centraal verwerkingsplatform (C).
Voor gas- en condensaattransport per pijpleiding
mogelijk is,moeten ze een aantal bewerkingen ondergaan.
Zo moet water verwijderd en het dauwpunt van het gas
omlaag gebracht worden.Het eerste om hydraat (bij
gastransport) en corrosie (bij condensaattransport)
te voorkomen; het tweede om geen condensatie van het
gas te krijgen in de gaspijpleiding.
Uit de door ons verrichte studie isgebleken,dat
het ruwe aardgas het best behandeld kan worden door
een flow temperature separation'.Van deze procesroute
is een flowschema te vinden in bijlage V.
De berekeningen stoelen voornamelijk op de berekening
van evenwichtswaarden en molaire enthalpieën,waarvoor
resp. de methoden van Peng-Robinson en Lee-Kesler
gebruikt zijn. Een complicatie bij de methode van
Lee-Kesler is,dat de berekeningen voor het
coëxistentie-gebied onzeker zijn.Dit bram tot uiting bij de
bereke-ning van de vloeistofsmoring,waar de temperatuur over
de smoorklep steeg.Alternatieve methoden waren niet
voorhanden of ongeschikt.
Gezien de aard van de methoden en het hoge aantal
,
componenten (19) was veelvuldig gebruik van de
computer bij de berekeningen noodzakelijk.Het vrijwel
ontbreken van computerprogramma's,die derhalve zelf
geschreven moesten worden, gecombineerd met de
gebrek-kige kennis van computergebruik resulteerde in het
feit, dat een groot deel van de beschikbare tijd
gestoken moest worden in het berekenen van de
massa-en massa-enthalpiestrommassa-en,met als gevolg dat er weinig tijd
overbleef voor de overige berekeningen.
Bij een gasproductie van 250 Mscfjd (eiland A 50 Mscfjd,
eiland B 200 Mscfjd) bedraagt de condensaatproductie
Inhoudsopgave Samenvatting en conclusies Inhoudsopgave 1. I n 1 e i ding 2. Ontwerp proces 2.1 Randvoorwaarden 2.2 Gegeven situatie 2.3 Alternatieve routes 2.4 Keuze ontwerp
2.5
Ontwerp procescondities3.
Ontwerp apparaten 3.1 Berekening apparaten 3.1.1 Hogedruk warmtewisselaar 3.1.2 Hogedruk liquid knockout3.1.3
Gas- en vloeistofsmoorklep 3.1.4 Low Temperature Separator 3. 1 .5 Scrubber3.1.6
Water/condensaatsettler 3.1.7 Water-cleanup3.1.8
Gaspijpleiding AB en BC 3.2 Algemene berekeningsmethoden / 3.2.1 Evenwichtswaarden koolwaterstoffen, N 2, CO2 /3
5 7.
7 S 8 12 1 5 17 17 1718
19 20 . 2425
25
26 27 en H 2S 27 3.2.2 Enthalpie koolwaterstoffen, N 2, CO2 en H2S 27 3.2.3 Oplosbaarheid H 20 in de gasfase 29 3.2.4 Dimensionering settler3.3
Werktuigbouwkundige richtl ijnen4.
Lijst van gebruikte symbolen5. Literatuur 29
30
32 34 /Figuren 35
Tabellen 38
Bijlagen:
Alternatieve procesroutes
I I Stroomschema smoorberekening en vergel ijk berekenings-methoden Low Temperature Separator
I I I Listings van de gebruikte computerprogrammals
IV Ontwerp gasverwerkingsstraat
Hoofdstuk
1Inleiding.
In het kader van de G-opdrach t ,waarin een groep
studenten Werktuigbouwkunde en Chemische Technologie
samen aan een project werken,dit jaar een opdracht
van Shell.In het Deense deel van de Noordzee houdt
Shell zich bezig met een olie- en gaswinningsproject.
Erzijn 2 gasvelden (A en B) en een olieveld (D).Op
gasveld A staat een gasproductieplatform (A) ,op gasveld
B staan
4
platforms (B) en op olieveld d staat een
olieproductieplatform (D).Er is een centraal
ver-werkingsplatform C met een gaspijpleiding naar het
vasteland. Voor een meer uitgebreide uiteenzetting
wordt verwezen naar de voorstudie /1/.
De G
-
groep is gesplitst in 3 groepjes,die ieder een
deelopdracht kregen. Onze groep de gasproductie op
gasvelden A en B.Hler moet gas geproduceerd worden,
dat droog is (geen hydraatvorming) en een voldoende
laag koolwaterstofdauwpunt heeft (geen condensatie).
Het is dan geschikt voor transport per pijpleiding.
De gaspijpleiding loopt van platform A via B naar
platform C.Het aardgas,dat uit de reservoirs komt,moet
hiertoe een behandeling ondergaan.Hierbij komt water
en condensaat (zwaardere koolwaterstoffen) vrij.Dit
condensaat is een waardevol product.Het wordt met een
aparte pijpleiding naar C gevoerd.
Het doel van de A/B-groep is het ontwerpen van een
gastreating-installatie,die ruw aardgas verwerkt tot
een gas,dat aan de hieboven gestelde eisen voldoet.
Deze installatie moet weer voldoen aan een aantal
specifieke eisen,die offshore-werk op het gebied van
gewicht,compactheid en veiligheid met zich meebrengen.
De gasproducti
.
8.
:
gaat plaatsvinden in
5
vri jwel
installatie op A kan iets verschillen van die op B,
vanwege de andere aardgassamenstelling.'
Er
zijn een aantal routes bekend, die toepasbaar
zijn op dit gebied. Enkele maken gebruik van glycol.
Bij de éne als absorptiemiddel voor water, bij een
andere als middel om hydraatvorming en bevriezing
tegen te gaan.De gekozen op.lossing,de Low Temperature
Separation,maakt daarvan geen gebruik.Kortweg komt de
route hierop neer, dat het ruwe aardgas op lage
temperatuur wordt gebracht,zodat veel water en
.
condensaat wordt afgescheiden.Het gas voldoet dan aan
de gestelde eisen.
Hoofdstuk 2
Ontwerp proces.
2.1
Randvoorwaarden.
Op de gasvelden A en B wordt gas geproduceerd.Dit
gas moet aan een aantal eisen voldoen, te
-
,
weten:
a) het waterdauwpunt moet
30o~ zijn.b) het koolwaterstofdauwpunt mag maximaal 50
0F
(zeewatertemperatuur) zijn.
Ad a:Als water condenseert,dan kunnen in combinatie
met gasvormige koolwaterstoffen hydraten gevormd
worden.Dit levert vaste stof afzetting, die
bijvoorbee]d in pijpleidingen verstopping kan
veroorzaken.Hydraten zijn daar moeilijk te
verwijderen.Meer over hydraten is te vinden
in /l/.Hydraatvorming kan voorspeld worden met
figuur 1.
Ad b:Het geproduceerde gas, dat per pijpleiding naar
het treating/compressieplatform C wordt gevoerd,
mag geen condensatie geven bij zeewatertemperatuur.
Als dat wel gebeurd,krijgen we in de pijpleiding
een gas/vloeistof-stroming
'
. Zo In 2-fasenstroming
gaat gepaard met een grote drukval en/of
schokgolven.Het eerste is nadelig voor een goede
procesvoering,het tweede mogelijk funest voor de
pijpleiding.
De gasdruk wordt op een niveau van rond de 1000 psia
gehouden.Bij deze druk zitten we zeker onder het
gebied van retrograde con<iensatie (zie /1/ ).Een
lagere gasdruk levert problemen op:
1) De pijpleiding voor transport naar C wordt te dik.
2) De compressiekosten op C worden te hoog.
~
De gasproductie is contractueel vastge1egd
.
op
Wat betreft de apparatuur op de gas platforms A en B
~
kunnen de volgende richtlijnen opgesteld worden:
.
A.vIn~)f
.
a) weinig apparatuur,
0rtJV
b)
~~tuur,
~ J
c) ontwerp zodanig dat geen hydraatafzetting optreedt.
Ad a:Een omvangrijke gastreating-opstelling is niet
haalbaar op een platform.Er is weinig vloeroppervlak
beschikbaar.
Ad à:Hogedruk apparatuur en open vuur (branders) leveren
~extra risico op.Dit vergt dure veiligheidsmaat-
,regelen,vooral omdat alles dicht op elkaar
gebouwd moet worden.
~
(/J1e
p;/ /
Ad c:Bij verstopping door hydraten moet de productie
Wl
.
gestopt en de apparatuur gereinigd worden.
~
2.2
Gegeven situatie.
De overall gas samenstellingen in de reservoirs A
en Bworden gegeven in tabel. I.Het gas in de
reservoirs is verzadigd met water.Het watergehalte
wordt dus gegeven door de reservoirdruk en -temperatuur.
De
drukin de reservoirs is
4400
psia
(303
bar) en de
temperatuur is
220
0F
(104
oC).De druk en temperatuur
an he
.
t
gas,da~boorput-komt,zijn3400
psia
(234
bar) en
.
160oF
(11
oC).Deze temperatuur is moeilijk
te berekenen,maar
160
0F ls volgens dhr.Ros een goede
richtwaarde (zie
/1/).
~
Al te
.
rnatieve routes.
In
de literatuur worden verschillende routes genoemd
om het geste
.
lde doel (min of meer ) te bereiken.
Campbell /2/ noemt
4
methodes om gas te drogen:
1) drogen met een vast droogmiddal,
2) drogen door glycol-absorptie,
3) vriesdrogen (low temperature separation),
4) vriesdrogen met glycol-injectie.
De laatste drie worden uitgebreid beschreven in het
gas/oil production handbook /3/.Een vergelijking van
de processen wordt echter niet gegeven. In Gas Purifi-
.
cation /4/ worden de absorptie en
glycol-injectie ook behandeld.De verschillende schrijvers
geven allen iets verschillende flowschemats.
Hst drogen met een vast droogmiddel zoals beschreven
doör Campbell wijzen we af vanwege de omvangrijke
installatie,de daarmee gepaard gaande hoge investeringen
en het
cyclis~aktervan de procesvoering.
We
~ts
dieper ingaan op de overgebleven
3
al tema ti even:
1) glycol-absorptie (zoals voorgesteld in de
voor-studie /1/),
2) low temperature s eparati on,
3)glycol-injectie.
De
vereenvoudigd~fiowschemats -enigzins toegespitst
op onze
situatie~van deze drie processen worden
gegeven in bijlage I.We zullen ze hier nader toelichten.
Glycol-absorptie.
Het gas komt boven met een
drukvan 3400 psia en een
temperatuur van 160oF.We smoren het gas tot 1000 psia.
In
~lezen we af dat de temperatuur daalt tot
ongeveer
".~.Gas,condensaat en gecondenseerd water
worden van elkaar gescheiden in de
.
3-fasenscheider A.
Het gas: (nog steeds met water verzadigd, zie fig.l)
gaat via scrubber B,waar meegevoerde druppels worden
afgevangèn,naar de gasdroger C.Dit is een
schotel-~in
men het gas in contact brengt met een
vloeibaar droogmiddel.Meestal wordt tri-ethyleenglycol
(TEG) toegepast.Het waterdauwpunt moet hierin
terug-lopen naar 30oF.Het koolwaterstofdauwpunt blijft
onveranderd BOoF.Het gedroogde gas gaat de pijpleiding
naar platform C in. Het beladen glycol wordt in
warmtewisseling gebracht het geregenereerde glycol en
de glycolregenerator ingevoerd.Dit is een reboiler
met daarop en
a~om.Di
t is meestal ee;
ge~te
/
IJ
r .kolom.
L#/hiU~~
.
!~
'
c4~{;f!i"'~
Het condensaat in de 3-fasenscheider kan nooit water-
k.'Z-/~
Ij
vrij worden:waterdruppels vallen/door de
condensaat-laag heen in de watercondensaat-laag.Zo zullen er zich altijd
waterdruppels in het condensaat bevinden. Condensaat
en water worden gescheiden in de
condensaat-water-s
'
cheider E.Het condensaat wordt in de pijpleiding
naar platform C gepompt.
Het water uit de 3-fasenscheider en de
condensaat-waterscheider gaat via de water clean-up de zee in.
De clean-up is een verticale pijp,die in zee hangt.
Deze heeft dusdanige afmetingen dat meegevoerd
condensaat boven blijft drijven en niet in het
zeewater terecht komt.
,da~.
Opgemerkt dient te worden}men met dit proces
z
.
orgvuldig bui ten het hydraatgebied moet blijven
(zie figuur 1).
Low Temperature Sep.a:ration.
Het binnenkomende gas wordt gekoeld in een
p1Jpen-bundel en in warmtewisselaar A.In de liquid knock-out B
scheiden we gas
en
vloeistof,dieapart gesmoord
worden~tot een druk van 1000 psia
.
• De
.
g
.
astemperatuur moet daarbij
30°F worden vanwege de eis aan het dauwpunt.Een drukval
van 3400 psia naar 1000 psia door smoring gaat gepaard
met een temperatuurdaling van circa Bo.°F (zie fig.2).
De temperatuur in de
liqu1~knock-out moet daarom
1100F zijn.De gesmoorde gas- en vloeistofstroom komen
in de low temperature separator (LTS) C.In de gasfase
I
zullen nu hydraten ontstaan (fig.I).Dezen vallen in
de vloeistof en moeten daar gesmolten worden.Daartoe
wordt de vloeistof middels een pijpenbundel door het
binnenkomende gas van 160
0F verwarmd tot boven de
smelttemperatuur van de hydraten.De pijpenbundel kan
(gedeeltelijk) worden kortgesloten.l\Tet €le hoeveelheid
gas die door de pijpenbundel gaat,kunnen we de
vloeistof temperatuur regelen. Een neveneffect van het
verwarmen van de vloeistof is,dat een deel van de
lichte componenten uit het condensaat in het gas
wordt gedreven.Het behandelde gas gaat via scrubber D
de gaspijpleiding in.
Het condensaat wordt in de condensaat-waterscheider E
ontdaan van water en de condensaatpijp1eiding
inge
.
pompt.
Het water uit de
LTS
en de condensaat-waterscheider
gaat. naar een water clean-up.
Als koelmedium in koeler A kunnen we zeewater
gebrui~en. Inde koeler mag de temperatuur niet onder de 65
0F
komen,anders kunnen daarhydraten gevormd worden (fig.I).
Vandaar de mogelijkheid tot backmixing met verwarmd
koelmedium.
GlycoJL-injectie.
Ook in dit proces wordt het gas eerst gekoeld.De
tempe
:
ratuur wordt in koe
:
ler A verlaagd tot
l050F.Da~
volgt smoren naar 1900 psia en (volgens fig •.
2) 70
o
F.
Dit is zo gekozen, dat we nog geen hydraatvorming kunnen
krijgen.Gas en vloeistof scheiden in de 3-fasensche
.
ider
B,water wordt afgevoerd naar de clean-up,gas en
condensaat worden apart gesmoord. Voor de gassmoorklep
injecteren we echter glycol. Dit voorkomt hydraatvormtIlg
e
.
n bevriezing. Veelal past men ethyleenglycol of
di-ethyleenglycol toe.
Inde 2-fasenscheider C hebb
·
en
we een
druken temperatuur van IOOOpsia en 30
o
F.
Inde
s.
eperator scheiden zich gas en
Het gas verlaat de se
,
parator en gaat
.
via scrubber D
de gaspijpleiding in. Het heeft een
koolwaterstofdauw-punt van 30
0F en een waterdauwpunt dat nog lager is.
Dit laatste
vanwe~ede hygroscopische eigenschap van
glycol.
De vloeistof loopt naar heater E,waarin die wordt
opgewarmd. Gebruikelijk is ongeveer 70
o
F. In settler
\,
F
wordt de vloeistofstroom gescheiden in een
condensaat-stroom,die naar platform C wordt gepompt,en een
glycol-waterstroom. Deze wordt opgewarmd door de geregenereerde
glycol en vervolgens de glycolregenerator G.De
glycol-regenerator is van hetzelfde type als die,besproken
bij het glycol-absorptieproces.
2.4
Keuze ontwerp.
We zullen de alternatieve routes nu met elkaar
vergelijken.De hier relevante voor- en nadelen van
de
3
processen,zoals Campbell /2/ die noemt,zijn:
Glycol-absorptie
voor:lage investeringen en bedrijfskosten.
lage drukval.
compact en redelijk
eenvoudig te regelen.
weinig glycolverlies.
tegen:glycol geeft schuimvorming met enkele hogere
koolwaterstoffen; anti-schuim-middelen,in
lage
CQnc~ntraties,verhelpendit.
meestal een inlaatscrubber nodig.
Low Temperature Separation
voor:meestal het goedkoopste systeem als de grote
drukval (in dit geval
3400psia naar
1000psia)
I
hogere opbrengs.t vanwege vergrootte
condensaatwinning.
lage dauwpunten bereikbaar als voldoende
drukval beschikbaar is.
eenvoudig te automatiseren procesvoering,die
minimale aandacht vereist.
tegen:alleen bruikbaar als. de grote drukval
beschik-baar is.
als de druk in het reservoir afneemt,moet
aanvullende apparatuur gelnstalleerd worden.
goede
-
procesbeheersing nodig om hydraatvorming
voor de LTS te voorkomen.
Glycol-injectie
voor:laag waterdauwpunt bereikbaar bij kleinere
drukval,vanwege de hygroscopische werking
van glycol.
veel condensaatwinning mogelijk.
lagere investeringen dan voor low temperature
separation (bij een productie van 50.10
6
scf/d).
tegen:hogere bedrijfskosten en onderhoudskosten dan
low temperature separation.
de terugvoer van glycol naar het injectiepunt;
de hoeveelheid is overigens klein.
Vanuit onze
r~dvoorwaardenkunnen we daar nog iets
aan toevoegen:
Glycol-absorptie
tegen:het koolwaterstofdauwpunt van het behandelde
gas bedraagt 80oF,zodat in de gaspijpleiding
alsnog condensatie optreedt.
de gasgestookte reboiler van de glycolregenerator.
Low Temperature Separation
tegen:de pijpenbunde
.
l,koeler A en liquid knock-o-
ut
·
B
staan onder hoge druk.
Glycol-injectie
tegen:de glycolreboiler.
meer vloeroppervlak nodig dan low temperature
separation.
Door de optre
.
dende condensatie in de gaspijpleiding
verwerpen we de glycol-absorptie route.Het is veel
gunstiger om tegelijkertijd het water- en het
koolwaterstofdauwpunt omlaag te brengen.
De grote drukval voor de low temperature separation
is aanwezig en noodzakelijk.De drukopbouw in de
gas-reservoirs is hydrostatisch /l/,zodat men niet mag
verwachten, dat de druk af zal nemen.Deze overwegingen
nemen de nadelen, die Campbell /2/ noemt,in belangrijke
mate weg.Het genoemde voordeel dat dit proces meestal
het goedkoopste is als de druk toch naar+beneden
gebracht moet worden,bepaald de keuze.De
hoge-druk-apparatuur van de low temperature separation moe
.
ten
we op de koop toe nemen.
Nu er gekozen is,moeten we een aantal zaken nader
bekijken.Als het gas de smoorklep gepasseerd is,
zullen hydraten ontstaan.Dezen ontstaan uit
water-druppels en gasvormige koolwaterstoffen.De
hydraat-deeltjes zullen dan ook ongeveer de afmetingen hebben
van deze waterdruppeltjes.Dan is nu de vraag:Hoe ziet
de drupp
,
elgrootteverdeling van het condensat"leproduct
bij de smoring eruit? In de smoorklep hebben we hoge
snelheden. Omdat
d~druk
voor d, smoring meer dan 2
maal zo hoog is als die erna, valt aan te nemen dat de
geluidssnelheid bereikt wordt.De druppels die in een
zo snelle stroom onstaan,zijn vanvege de hoge
schuif-spanningen waarschijnlijk klein. Een vloeistofverstuiver
levert druppelgrootten van 5jJ.-tot 100)J- (Soo /5/).
Treedt mistconden.atie op,dan
18
het
condensatie-pToduct nog v ••
l
fijner
{O,If--30
'
f-
).Hoe groot de
druppels zijn die we kunnen verwachten, weten we niet.
Wat we wel weten is,dat druppels (en dus ook
in een zwaartekrachtscheider (perry /6/).Er is dus
een scrubber nodig, die zowel vloeistofdruppeltjes als
vaste hydraten uit de gasstroom kan halen.We kiezen
voor een gepakte kolom, waarin het gas in contact komt
met een inerte vloeistofstroom.Daarvoor nemen we
condensaat, dat even warm is als het gas en dus daarmee
in evenwicht is.De hydraten worden in de vloeistof
gevangen en uiteindelijk de LTS ingevoerd om daar te
smelten.De kolompakking moet,om de kans op
verstoppi~gzo klein mogelijk te maken,een hoge bevochtiging
'
sgraad
hebben.We nemen daarom een Sulzer Mellapak
kolomvul-ling,die bovendien een lage drukval geeft.De
!circulerende condensaatstroom wordt continu
ververs~,waardoor het hydraatgehalte op peil
,
gehouden wordt.
··
Een klein gedeelte, bijvoorbeeld I %,van de
circulerende stroom tappen we af.Dit wordt vervangen
door entrainment uit de LTS en zuiver condensaat.De
opwarming die door dat laatste plaatsvindt,is klein.
Eén en ander is aangegeven in het flowsheet (bijlage V).
Een andere zaak is het verwarmen van de vloe1s
·
tof
in de LTS.Het is de bedoeling,dat dit geschiedt
door het inlaatgas.Berekeningen moeten uitwijzen of
dit mogelijk is.Zo niet,dan is e
-
en variant mogelijk.
Het inlaatgas wordt allen gekoeld in koeler A,de
pijpenbundel verwarmen we dan met LD-stoom.
.... :0.
2.5
Ontwerp proc
'
escondi ties.
!
Voor we drukken en temperaturen kunrien va
.
stle
.
ggen,
moeten we ons weer even bedenken hoe het complex van
booreilanden in elkaar zit. Wat betreft de gas/conden-
,saat productieplatforms zit eiland A aan het begin
/
van de keten.Die loopt via eiland B naar het treatirri/
compressie
,
platform C.Als we op A de gasdruk 1000 psia
I
nemen,dan moeten we op B een lagere druk kiezen.De
drukval in de gaspijpleiding A-B bedraagt
35
psi.De
berekening staat in bijlage 11.
In de LTS
Op'A stellen we de druk in op lOOOpsia.
Op' eiland B wordt dat 965 psia.De temperatuur moet
in beide gevallen 30
0F worden, vanwege de eis aan het
waterdauwpunt.Alle andere drukken en temperaturen
liggen hiermee vast of volgen uit de berekeningen
in het volgende hoordstuk.
Hoofdstuk 3 Ontwerp Apparaten
~ Berekening Apparaten
In dit hoofdstuk komen de berekeningsmethode en berekeningen van apparaten van de gasverwerkingsstraat ter sprake. Behandeld worden : de hogedruk warmtewisselaar
de hogedruk I iquid knockout de gas- en vloeistofsmoorklep de Low Tempera tu re Separator de scrubber
.
de water-condensaatsettler de watercleanupde gaspijpleidingen AB en BC
Aangezien bij de berekening van de apparaten een drietal onder-delen regelmatig gebruikt worden, zijn zij ondergebracht in hoofd-stuk 3.2 . Het betreft:
de berekening van de evenwfchtswaarden de berekening van de enthalpie
de oplosbaarheid van water in de gasfase de dimensionering van een settler
Het gas, zoals het uit de bron komt, bevat 19 componenten. Der-halve is veelvuldig gebruik gemaakt van de computer (IBM 370/158) van het rekencentrum van de TH Delft. Als programmeertaal diende Fortran IV /8/.
1.:.!.:.!
De berekeningen beperken zich tot de massastroom, samenstel I ing, volumestroom, dichtheid, molgewicht, enthalpie en watergehalte van het gas en de vloeistof voor de warmtewisselaar als na de warmte-wisselaar. De temperatuur voor de warmtewisselaar is 160 oF; de
over de gassmoorklep en de gastemperatuur in de Low Temperature Separator (30 oF). de resultaten zijn opgenomen in bijlage IV.
Samenstel I ingen, dichtheden, volumestromen en molgewichten zijn berekend met behulp van het Peng-Robinsonprogramma (zie hoofdstuk 3.2.1). De enthalpie volgde uit het enthalpieprogramma (zie hoofdstuk 3.2.2). De bruto waterstroom wordt bepaald door de oplosbaarheid van water (zie hoofdstuk 3.2.3) in het gas bij brondruk en -temparatuur, respectievel ijk 4400 psia en 220 oF. Gecombineerd met de oplosbaarheid van water in het gas bij actuele gasdruk en -temperatuur levert het het watergehalte van de vloeistofstroom.
In deze I iquid knockout wordt het gas van de vloeistof geschei-den, zoals het uit de hogedruk warmtewisselaar komt. De maximaal toelaatbare gassnelheid bepaalt de minimale diameter van het ap-paraat /9, p 127-131.; 1, p 30-31/. De maximaal toelaatbare gas-snelheid volgt uit
v = K
max s
P - p O . 5 -2
1 g) JO.
Pg
voor een horizontale scheider: 12.2 < K < 15.2 .
s
(3-1)
Vanwege de hoge druk wordt de hoo§ste K -waarde aangehouden,
s
opdat de diameter van het apparaat zo klein mogel ijk bI ijft. Door tevens de afgescheiden vloeistof direct af te voeren is alleen het gasdebiet bepalend voor de minimale diameter:
D . mln 4 ~v,g =
I(
-TI V max (3-2)
De auteurs van deze methode houden een gasverblijftijd aan van 1 minuut. In deze situatie zou het leiden tot een apparaat-lengte van ongeveer 10 m, hetgeen vanwege de hoge apparaatkosten niet acceptabel is. Door het aanbrengen van bijvoorbeeld pakkingen kan men bij kortere gasverbl ijftijden toch een goede gas/vloei-stofscheiding bereiken. Voor dit geval is een gasverbl ijftijd
van 30 seconden aangehouden. L
=
4
~ T V g 2 TI D . mlnDe resultaten staan in bijlage IV.
De expansie over een smoorklep wordt beschouwd als een
adiabatisch smoorproces; de enthalpie van het systeem verandert niet:
(3-4)
In de onderhavige situatie zijn de druk en de temperatuur voor de klep en de druk na de klep bekend. Middels een iteratieve
be-rekening bepaalt men de temperatuur na de klep, opdat aan
(3-4)
voldaan wordt. Aangezien na de klep een gas/vloeistofmengsel ontstaat is bij deze berekening naast de enthalpieberekening
(zie hoofdstuk 3.2.2) de evenwichtswaardeberekening (zie hoofd-stuk 3.2.1) nodig. In bijlage I I is een stroomschema van een smoorberekening opgenomen.
Bijlage I I I bevat een I isting van het computerprogramma dat gebruikt is om de vloeistof/gasscheiding in de hogedruk I iquid knockout, de gassmoring en de vloeistofsmoring te berekenen. De resultaten zijn opgenomen in bijlage IV.
Bij de resultaten valt de stijging van de temperatuur over de vloeistofsmoorklep op. De verwachting is dat de temperatuur bij smoren daalt. De oorzaak I igt bij de enthalpieberekening, die niet betrouwbaar is voor het coëxcistentiegebied is (zie
hoofd-ook
stuk 3.2.2). Daardoor zijn{de resultaten van de gassmoring on-zeker. Alternatieve enthalpieberekeningen waren echter niet be-schikbaar.
Bij de gekozen separator is de vloeistoffase warmer dan de fase. Dit heeft tot gevolg dat er een massatransport naar de gas-fase zal ontstaan. Gas/vloeistofsamenstel I ingen en -debieten kun-nen hierdoor veranderen.
In de gassmoorklep treedt een partiële condensatie op, terwijl er tevens hydraten worden gevormd. Aangezien hydraten zich gemak-keI ijk op vaste oppervlakken afzetten, dienen zij zo volledig mogel ijk afgescheiden te worden. Deze eis legt de maximale
gas-snelheid en de verbl ijftijd van het gas vast. Vloeistofdeeltjes hebben een dichtheid en een diameter die in dezelfde orde van grootte I iggen als van de hydraatdeeltjes. Eventuele vloeistof-en hydraatdeeltjes die niet wordvloeistof-en afgescheidvloeistof-en, wordvloeistof-en in de scrubber afgevangen.
In verband met de aanwezigheid van een warmtewisselaar in de vloeistoffase is de separator voor 1/3-gedeelte gevuld met vloeistof. Gecombineerd met de verbl ijftijd van het gas levert dit de grootte van de separator. Voorwaarden zijn wel dat de smelttijd van de hydraten en de scheidingstijd water/condensaat voldoende kleiner zijn dan de verbl ijftijd van de vloeistof.
Achtereenvolgens komen ter sprake:
1. Stofoverdracht van vloeistof- naar gasfase 2. Maximale gassnelheid, verbl ijftijd gas en
grootte separator 3. Smelttijd hydraten
4.
Scheiding water/condensaatGezien de hoge vapourratio betrokken op de ingaande stromen en het temperatuurverschil van 50 oF tussen de fasen wordt er aangenomen, dat de temperatuur van de gasfase niet verandert. De temperatuur van de vloeistofase I igt middels de
warmtewisse-laar vast op 80 oF. Voor de stofoverdracht zijn drie berekenings-varianten ontwikkeld.
Variant 1 (stroomschema: zie bijlage I I). Het gas van de I iquid knockout (na de gassmoorklep te zijn gepasserd) plus de opstijgende damp van de vloeistoffase condenseert gedeeltel ijk bij LTS-druk en LTS-gastemperatuur. Het bijbehorende gas is het gas zoals het qua samenstel I ing en debiet de lTS verlaat. De vloeistof valt in de vloeistoffase van de LTS. Tesamen met de vloeistof van de I iquid knockout (na de vloeistofsmoorklep te zijn gepasserd) verdampt het gedeeltel ijk bij druk en LTS-vloeistof temperatuur. De bijbehorende LTS-vloeistof is de LTS-vloeistof zoals zij qua samenstel I ing en debiet de LTS verlaat.
Variant 2 (stroomschema: zie bijlage I I). Het gas na de gas-smoorklep plus de opstijgende damp van de vloeistof-fase condenseert gedeeltel ijk bij LTS-druk en LTS-gastemperatuur. Het bijbehorende gas is het gas zoals het qua samenstel I ing en debiet de LTS verlaat. De vloeistof plus de vloeistof na de gas-smoorklep plus de vloeistof van de I iquid knockout (na de
vloeistofsmoorklep te zijn gepasseerd) verdampt partiëel bij LTS-druk en LïS-vloeistoftemperatuur. De bijbehorende vloeistof
is_de vloeistof zoals zij qua samenstel I ing en debiet de LTS verlaat.
Variant 3 (stroomschema zie bijlage I I). Het gas na de vloei-stofsmoorklep condenseert partiëel bij LTS-druk en LTS-gastemperatuur. Het gas wordt toegevoegd aan het gas na de gassmoorklep. De vloeistof plus de vloeistof na de twee smoor-kleppen plus de vloeistof van een gedeèltel ijke gascondensatie verdampt partiëel bij LTS-druk en LTS-vloeistof temperatuur. De bijbehorende vloeistof is de vloeistof zoals zij qua samenstel-I ing en debiet de LTS verlaat. Het gas condenseert partiëel bij LTS-druk en LTS-gastemperatuur. Het bijbehorende gas wordt toe-gevoegd aan de gasfase. Deze nieuwe gasfase is karakteristiek voor het gas zoals het de LTS verlaat.
Bijlage I I geeft tevens de resultaten van deze drie varianten toegepast op de Low Temperature Separator van de eilanden A/B. Daaruit bI ijkt dat de verschillen in uitkomsten minimaal zijn. Bijlagé 11I bevat de 1 istings van de computerprogramma's.
~g_f~_~ê~1~êl~_9ê22Q~lb~lg~_~~r~!11f!11g_9ê2_~Q_gr22!!~_2~Qêrê!2r_~ Coulson en Richardson /10, p 481-492/ geven een methode om de valsnelheid van een deeltje in een stilstaande gaskolom te bere-kenen. Zij stellen
Re 2
=
2 d! Pg g (ps-Pg ) 2 3 J.l g (3-5) aanvullende stofgegevens P 890 kg/m3, J.l 1.25 10-5 Ns/m2 ,'18/ s g .-Berekening van het rechterl id van (3-5) en gebruik van gra-fieken bij het artikel van Coulson en Richardson levert de waarde van Re op, waaruit de valsnelheid volgt:
(3-6)
Voor een 25 J.lm hydraatdeeltje is de Re-waarde 2.69, waaruit een valsnelheid van 18.7 mm/s volgt.
Tabel 2 (3) geeft voor de LTS van eiland A (B) de afmetingen van de LTS en de verbl ijftijd van het gas als functie van de LTS-diameter. Hierbij is al aangenomen dat de LTS voor 1/3-gedeelte is gevuld met vloeistof. Op grond van acceptabele afme-tingen is gekozen voor een LTS-diameter van 1.5 m en een lengte van 7.6 m (7.9) voor eiland A (B). De bijbehorende maximale gassnelheid is 0.15 mis voor beide separatoren (zie 3.2.4).
Bij de schatting van de smelttijd van een hydraatdeeltje is gekozen voor de meest ongunstige situatie. Warmtetoevoer naar het deeltje gebeurt alleen via geleiding. Het deeltje wordt ge-durende het smelten volledig omringd door condensaat. (tI.H2O> "CH).
Op een afstand R (R >r ) van de kern van het deeltje gaat door '
o
een bol met straal R de warmtestroom ~ : w
(3-])
In het condensaat om het hydraatdeeltje treedt geen warmteaccu-mulatie op. De temperatuur in het oneindige is 80 OF en op R=r 65 OF (smelttemperatuur hydraatdeeltje) :
R- 2 dR
~w J -À 47T J dT (3-8)
R=r T=65
1
~ w r - = -À 47T (80-65) (3-9)
De toegevoerde warmte is gel ijk aan de voelbare warmte (van 65 naar 80 oF) plus de smeltwarmte van de bolschil van het hydraatdeeltje, wat per tijdseenheid smelt
Combinatie van (3-9) en (3-10) levert op
-À 47Tr (80-65) = 47Tr 2 P
s
I nteg rat i e met randvoorwaarden t t (Q + c (65-30)) Ps s ~ t = s 2À (80-65) 0 r = = t r = s 2 r 0 (3-10) (3-11) r 0 0 (3-12)
Voor Q en c zijn de waarden van ijs genomen (resp. 333 kj/kg
s
8
en 1.17 kj/kg F) en voor À de waarde van vloeibaar hexaan
(0.0764 J/oF m s). Voor een hydraatdeeltje met een straal van 1 mm is de smelttijd 2! minuut. Daar de hydraatdeeltjes kleiner zijn en de verbl ijftijd van de vloeistof in de separator onge-veer 10 minuten bedraagt, is het niet nodig de afmetingen van de separator te wijzigen.
Aangezien er continu vloeistof uit de gasfase in de vloeistof-fase valt, zal het niet mogel ijk zijn het condensaat volledig watervrij te maken. Het is niet bekend hoeveel water het
uittre-dende condensaat zal bevatten. Teneinde een indruk te krijgen van het scheidend vermogen van de separator volgen hier een aantal berekeningen.
Voor de berekening van de Ya~snelheid van een waterdeeItje in het condensaat gaan we uit van het Stokes regime:
2
dp (PI-PH20) g
18
~lv
=
(3-13)Voor een waterdeeItje met een diameter van
50
~m I igt de zak-snelheid in de orde van 2 mm/s. De verbl ijftijd van de vloei-stof in de separator is ongeveer 10 minuten. Dit betekent dat een50
~m deeltje een afstand van 1,2 m kan afleggen. De vloei-stofhoogte in de separator bedraagt55
cm. Derhalve kan de vloeistof die uit de vloeistofsmoorklep komt nog rede I ijk ge-scheiden worden. Er is geen reden de dimensionering van de separator te wijzigen.Scrubber
Gekozen is voor de gepakte kolom, waarbij gebruik wordt ge-maakt van de'Sulzer Mellapak
250.Y'.
De fabrikant geeft een berekeningsmethode /11/, die hier wordt weergegeven. De stof-gegevens zijn betrokken op de uitgaande stromen van de Low Temperature Separator.De. F-factor is gedefini~erd als
F
=
vlp
(3~li+)g g
Aan de hand van figuur 3 is de drukval per meter kolom te bepalen. De verbl ijftijd van het gas is gesteld op 30 s (de vrije ruimte van de kolom is 97
%).
De fabrikant adviseert een vloeistofbelasting van3-5 %
betrokken op de gasbelasting.In dit ontwerp is het gesteld op
4
%.
In tabel4 (5)
zijn voor verschillende gassnelheden de afmetingen van het scrubberge-deelte en de drukval over de pakking bepaald.De drukval is in al Ie gevallen klein, zodat alleen de kolom-afmetingen bepalend voor de keuze zijn. Op grond van een accep-tabele hoogte is de kolom met een hoogte van 6 m gekozen.
Onder het scrubbergedeelte bevindt zich de voorraad vloeistof voor de scrubber. De hoogte van de vloeistof is gesteld op 0.5 m.
Vanuit dit gedeelte wordt 1
%
van de scrubbervloeistofterugge-voerd naar de Low Temperature Separator, teneinde opgevangen hy-draatdeeltjes weer op te lossen.
Door het intensieve gas/vloeistofcontact heeft de vtoeistof de gastemperatuur. De
klein (0.04
%
)
tentuur 30 OF bI ijft.
hoeveelheid toegevoerde, warme vloeistof is zeer opzichte van de gasstroom,Z8at de gastempera-Het gebruik van separatorvloeistof betekent dat er geen stof transport buiten de afgevangen vloeistof- en hydraat-deeltjes plaatsvindt.
Uitgegaan wordt van het Stokes regime voor de uitzakkende waterdeeItjes. Bij de berekeningen gelden als uitgangspunten,
dat waterdeeItjes van 25 ~m nog volledig worden afgescheiden
en dat de horizontale settler voor 1/10-gedeelte gevuld is met water.
Uit (3-13) volgt dat de valsnelheid van een waterdeeItje met
een diameter van 25 ~m 0.44 mm/s bedraagt. In tabel 6 (eiland
A) en 7 (eiland B) zijn voor verschillende settlerdiameters de lengte van de settler en de verbl ijftijd van het condensaat be-paald. Gekozen is voor een settler met een diameter van 1.75 m
en een lengte van
7.9
m voor eiland A. Voor de settler opei-land B zijn de afmetingen achtereenvolgens 2.25 en
8.6
m{zie 3.2.4).Net als voor de waterlcondensaatsettler zijn de uitgangs-punten voor deze settler: Stokes regime voor de stijgende
condensaat-deeltjes, deeltjes van 25 ~m worden nog volledig
afgescheiden en de horizontale scheider is voor l/10-gedeelte gevuld met condensaat. (In verband met vrijkomend gas bij een pijp in zee is de voorkeur gegeven aan een settler.)
Uit (3-13) volgt dat de stijgsnelheid van een condensaatdeeltje
in water (diameter 25 ~m)
0.1
mm/s bedraagt. In tabel8
(eilandA) en tabel 9 (eiland B) zijn voor verschillende settlerdiameters de lengte van de settler en de verbl ijftijd van het water be-paald. Gekozen is voor een settler met een diameter van 0.5 m en een lengte van 2.2 m op eiland A. Voor de settler op eiland B
zijn de afmetingen achtereenvolgens 0.5 en 2.3 m.(zie 3.2.4).
De berekening van de pijpdiameter is overgenomen van Szilas
/12/. Bij gegeven drukval en kleine hoogteverschillen volgt de
pijpdiameter uit:
d. =
I
(3-15)
Bij de berekening van de pijpdLameter is er uitgegaan van een
drukval van
35
psia tussen A/B en van65
psia tussen B/C. Deo
gemiddelde zeewatertemperatuur is gesteld op
7
C. Allegege-vens voor
(3-15)
zijn opgenomen in tabel10.
Daaruit volgt datde diameter van de pijpleiding AB 0.325 m bedraagt en van de
Algemene Berekeningsmethoden
Evenwichtswaarden koolwaterstoffen, N ,CO en H S
---2----2---2-Bij de berekening van de evenwichtswaarden van de koolwater-stoffen,
N2,
CO2
en H2S
is ~ebruik gemaakt van de Peng-Robinson methode /13/. De evenwichtsgroep bij deze G-opdracht behandeltdeze methode in haar verslag /14/. Aan de hand van enkele test-mengsels bleek, dat de fout in de evenwichtswaarden variëert van
5
%
voor deI ichtste component tot
30
%
voor de zwaarste. De fout in de vapourratio is5
%.
De Peng-Robinson methode is in de vorm van een computerprogramma beschikbaar (zie bijlage I I I voo r een I i st i ng) .De berekeningsmethode van de enthalpie is overgenomen uit
/15/. Deze methode is geschikt om zowel de enthalpie van het gas als van de vloeistof te berekenen in een gebied van
0.30
T r tot 4 T en van 0.01 p tot 10 p . De berekening valt uiteenr r r
in twee delen: 1. ideale gasenthalpie 2. afwijkingsenthalpie
Voor een puur, ideaal gas volgt de enthalpie uit
(3-16)
waarin HO : ideale gasenthalpie in BTU/lb, waarbij de enthalpie van de verzadigde vloeistof bij -200 oF gel ijk aan
o
BTU/Lb is gesteldT temperatuur In . OR an Ine k'
A,B,C,D,E : stofconstanten,die zijn opgenomen in tabel 11. Boven de 0 OF I igt de fout in de berekende waarde binnen de 1
%.
Voor een mengsel geldt de volgende mengregel :Ho
=
E x. HOm I i (3-17)
De afwijkingsenthalpie wordt berekend volgens Lee-Kessler /16/. Deze afwijkingsenthalpie is een functie van de gereduceerde druk, gereduceerde temperatuur en de acentriteitsfactor. Met behulp van deze drie gegevens kan men in de desbetreffende tabellen de groot-heden opzoeken waaruit de afwijkingsenthalpie volgt:
t.H - - = + W R T c waar in t.H T c w afwijkingsenthalpie in J/mol critische temperatuur in K acentriciteitsfactor (3-18) HO-H (0) HO-H (1) .
{R'"T"} '{R'"T"} . tabelwwarden (resp. tabel 12 en 13)
c c
Voor een mengsel gelden de volgende mengregels :
z
= 0.2905 - 0.085 w. (3-19) c, i I V = Z R T (3-20) c, i c, i c, i /pc, i w = L: x. w. (3-21) m i I I V = -1 L:L: x.x. (Vl/~ + vl/~)3 (3-22) c,m 8 .. I j c, I C,j I j T c,m = 1 L:L: x.x. (V 1/~
+ v1/~)3I(T
.T .) (3-23) 8 V c,m ij I j C, I c,j C, I C , j Pc,m = (0.2905 - 0.085 w ) m R T c,m/V (3-24) c,mVoor de totale enthalpie van het gas of de vloeistof geldt:
H
=
2.324 M HO + R Tm m m c,m
( t.H
RT .c~m
(3-25)
I
Deze methode is minder geschikt voor het coëxcistentiegebied /16/. De methode van Campel I /17/ is echter vanwege het beperkte druk-gebied niet bruikbaar. Een I isting van het gebruikte computerpro-gramma voor de berekening van de enthalpie is opgenomen in
~!~!2 Qp!Q2~~~rb~lg_~2Q_l~_9~_g~2f~2~
/4/-levert in grafische vorm de oplosbaarheid van water in natur~l gas. De grafiek is overgenomen in figuur 1. De oplos-baarheid is een functie van druk en temperatuur.
Y
H20 = 2.111 -5
10 zH20 (3-26)
waar in YH20 op I osbaa rhei d H
20 in gasfase in mol/mol gas zH20 op I osbaa rhe i d H20 in gasfase in Lb/MM CF
Bij deze berekening dient als uitgangspunt, dat de scheiding in één van de twee fasen tot stand wordt gebracht. De ontwerper kiest de diameter van de settler en de volumefractie van de af-gescheiden fase in de settler. De maximale val- c.q. stijghoogte H van een af te scheiden deeltje volgt dan uit:
max
0.5TI - arcsin
y -
Y cos(arcsin y) =TI H = 0.5 D(1 + y)
max
De verbl ijftijd van de hoofdstroom volgt uit
H max L
=--v l volVoor het volume en de diamter van de settler gelden
L ~ V
= __
v.:.-_ 1 - lvo I D V O.25'IT D2 (3-27) (3-28) (3-30) (3-31)3.3 Werktuigbouwkundige Richtl ijnen
De ontworpen gasverwerkingsinstallatie stelt een aantal eisen aan de constructie van de apparatuur. Zo zal men voortdurend be-dacht moeten zijn op de vorming en de afzetting van hydraten, die kunnen leiden tot verstoppingen. In dit hoofdstuk komen een aantal apparaten aan de orde waarbij eisen aan de constructie worden gesteld:
Hogedruk warmtewisselaar: In verband met de mogel ijke vorming van hydraten mag het gas (of delen daarvan) niet kouder dan 65 oF worden. Het gas uit de sc rubber kan zo mogel ijk als koel-medium gebruikt worden.
Hogedruk 1 iquid knockout : Teneinde de diameter van deze scheider zo klein mogel ijk te houden moet de afgescheiden vloeistof di-rect worden afgevoerd door middel van bijvoorbeeld enkele val-pijpen aan de onderzijde. Tevens kan men de gas/vloeistof-schei-ding bevorderen door het aanbrengen van bijvoorbeeld roosters.
Gassmoorklep : De pijpverbinding klep-Low Temperature Separator moet zo klein mogel ijk zijn rn ieder geval recht teneinde hy-draatafzettingen te voorkomen.
Low Temperature Separator: Een radiale invoering van de gas-stroom bevordert de gas/vloeistof-scheiding. Het aanbrengen van bijvoorbeeld roosters voor een betere scheiding is in verband met de aanwezighe1d van hydraten niet toegestaan. Daar de terug-gevoerde scrubbervloeistof hydraatdeeltjes bevat, die in de LTS moeten smelten, mag de terugvoer niet dicht bij een aftappunt geplaatst worden. Het gas uit de bron kan misschien als verwar-mingsmedium van de LTS-vloeistof dienen.
Scrubber : Evenals voor de gassmoorklep geldt dat de pijpverbin-ding scrubber-Low Temperature Separator zo klein mogel ijk moet zijn en""'in ieder geval recht. De teruQvoer van de scrubbervloei-stof naar de Low Temperature Separator moet onderaan de voor-raadtank aangebracht worden opdat uitzakkende hydraatdeeltjes worden afgevoerd.
Bij de verwerking van het condensaat (vanaf de Low Temperature Separator) moet men bedacht zijn op het verzadigde karakter van de vloeistof. Een kleine drukverlaging (zoals bij het aanzuigen door pompen) of een kleine temperatuursverhoging kan aanleiding tot gasvorming geven.
Bij de drukaflaat van het water uit de water-cleanup zal opge-lost condensaat als gas ontwijken.
Hoofdstuk 4 Lijst van gebruikte Symbolen c P d. I d p D
soortel ijke warmte (J/kg oe) inwendige pijpdiameter (m) diameter deeltje (m) diameter (m) 9 zwaartekrachtsversnel I ing 2 (mis ) H enthalpie (J)
H molaire enthalpie (J/mol) HO ideale gasenthalpie (J/mol) óH afwijkingsenthalpie (J/mol) H maximale stijg{val)hoogte (m)
max
K constante in vergel ijking
3-1
(mis) s I L M Pp,
P2 Qs r R RI Re t t s T vv
I eng te pij p (m) lengte (m) molgewicht (g/mo I) druk (N/m2) ingangsdruk (psia) uitgangsdruk (psia) smeltwarmte (J/kg) straal deeltje (m) straal (m)gasconstante (J/mo lOC) constante in vergel ijking getal van Reynolds
tij d (s) sme I tt ij d (s) temperatuur ( K) snelheid (mis) volume (m
3)
x molfractie3-5
Z compressibil iteitscoëfficiëntZ volumefractie afgescheiden fase in een settler vol
"
warmtegeleidingscoëfficiënt (J/m oe 5)viscositeit (N 2
~ slm
p dichtheid (kg/m3)
'( verbl ijftijd (5) ~v vo I umes t room (3 ' rn Is) ~w warmte stroom (J/ s) w acentriciteitsfactor Subscripts c critisch
,
condensaa t 9 gas component j component j vloeistof m mengsel max maximaal min minimaaln normaal ems tand i gheden s vast
Hoofdstuk 5 Literatuur
/1/ Van den Knaap J.M.,Schiks J.M.D., Aardol ie en aardgasverwerking
off-shore : voorstudie G-opdracht, Lab. voor Chemische Techno-logie TH delft (1980)
/2/ CampelI J.M., Chem. Eng. Progr. ~(9), (1952) 440-448
/31 Gas/oil Production Handbook, Gulf Publishing COinpany, Houston (1971)
/4/ Kohl A.L., Riesenfeld F.C., Gas Purification, McGraw-Hill Bock
Company, New Vork (1960)
/5/ $00 S.L., Fluid Dynamics af Multiphase Systems, Blaisdell
Publ ishing Company, Waltham Massachusetts (1967) 131
/6/ Perry R.H., Chi lton C.H., Chemica] Engineers ' Handbook, 5th ed.,
McGraw-Hill Book Company, New Vork (1973)
/7/ NGPSA Engineering Data Book, 9th ed., (1972)
/8/ Fortran IV Taalbeschrijving, Rekencentrum TH Delft (1976)
/9/ CampelI J.H., Gasconditioning and Processing! (1976)
/10/ Coulson .J.M., Richardson .J.F., Chernical Engineering Volume 11,
Pergamon Press, Oxford (1962)
/11/ Sulzer Technical Review, Sulzer Brothers Limited, Winterthur
Switzerland (1979)
/121 Szilas A.P., Developnents in Petroleum Science Volume 111:
production and transportatien of oil and gas, Amsterdam (197S}
/13/ Bergman D.F., Tek M.R., Katz D.l.,Retrogade Condensation in
natura1 gas pipel ines, American Gas Association, Arl ington Virginia (1975)
/14/ Den Hoed G.J., Huberts D.P.H., Van der Wal H., Het voorspellen
van de evenwichtsgegevens van koolwaterstofmengsels voor het
ontwerp van gas- en 01 ieverwerkingsinstallaties zoals behorend
bij gas- en 01 iewinningsplatforms op zee, Lab. Apparatenbouw
Procesindustrie TH Delft (1980)
/15/ Technical Data Book - Petroleum Refining, 2nd ed.,American
Petroleum Institute (1970) 7.7-7.9
/16/ Lee B.T., Kesler M.G., A.I.Ch.E.J.
l!.
(1975) 510/17/ Campel 1 J.H., Gasconditioning and Processing Volume I I, CPS
Oklahoma (1972) 107
/18/ Katz D.L., et. alo, Handbook of Natural Gas Engineering,
./147 PSIA in 5000 a.. r-~ .... 2000 <I 0 1000 .., '" ::> <f) 500 <I uJ 'u ::E .... 200 "-::> 100 u ::E ::E '" 50 .., a.. <Xl 20 -1 .... " z 10 .., I -Z 0 5 u '" .., ~ 2 TEMPERATURE. OF
FIG. 11-1. "'ater-vapor eontent of saturated natural gas. (Correlatiol! of JlcCarthy, Boyd, and Reid.1 IJ ydrate line based 011 data of 1\ atz.')
Figuur 1. Watergehalte van verzadigd aardgas
als functie van de temperatuur met
de druk als lopende parameter.
Overgenomen uit Gas Purification
/4/.
Cl. 0
..
"'Cl Cl..
:» \11 äl..
Q. C Cl > '61 D CO) Cl N I c &ft ':;'-
C ci .Q. Cl il: E 0...
...
D Q. 0..
"'Cl Cl..
:»-
D..
COl Q. E Cl...
o co o N 15 - 17Figuur 2. Joule-Thompson effect.
o co o <>~
I
I
r o ."OVergenomen uit NGPSA Engineering Data Book
/7/.
o N o
°
0 IJ") rrl°
0 Q,,,
8 IJ") .. i°
0 0 "'t' g "'. M 0°
0 M'°
°
.
.., c" 0 0 o . '" c°
"l°
0 o. Ol ";;; Q. .i ~ Ol 0. ] :Ë11 ;; 0.
-
.~::;-11--
e u~ .. u o .. u _ ~Ë o .. .. u .8'" e :> Z 5 4 3 2 0 SULZER MELLAPAK 250. Y SULZER I 015792017 1 0,1 .2 4 )6 i i F-faClor (mIs V ks/nll) 15 10 8 6~
4 .c 5 ~ 2 a..
8- 1,0 ~ 0,7...
e 0,5a
~ 0,3 F-faClor (mIs V kg/m3)10 Number of theoretical plates and pressure drop vs. gas load (column dia. 1 m, packing height 4.5 m); test mixtures: cis-decalin and trans-decalin, chlorobenzene and ethylbenzene_
Figuur
3.
Drukval over de gepakte kolom. Overgenomen uit Sulzer Technical Review /11/.Tabel 1. Samenstel I ing gas uit de bron Comp. A B x. 102 x. 102 I I --C-1 87.55 86.78 I
~~:
4.32 4.86 1. 74 2.09I
iC-4 0.45 0.45 c-4 \ 0.73 0.95I
i C-5I
0.25 0.40 C-5 I 0.21 0.45 C-6I
0.42 0.85 ï C-7 0.64 0.97I
C-8 0.32 0.49 I C-9 0.16 0.25I
I
C-10 0.10 0.19!
C-ll 0.06o
.13 ! C-12I
0.04 0.08I
C-15 0.72 0.40 N 2 1.47 0.20I
CO2 0.80 0.37 , H 2S 0.02 0.09I
Tabel 2. Low Temperature Separator eiland A 0 H L
I
VI
L max 9 (m 3) (m) (m) (s) I (m) , I 1. 00 0.63I
33.9 ! i 8.96 ! ! 11.4 1.25 0.79 I 42.4!
11.2 9. 1I
I,
i 1. 50 0.95I
50.9I
13.
4 , 7.6 ! 59.4 ; 6.5 1. 75 1. 11 15.7 ; II
I 2.00 1.27I
67.9 : 17.9 II
5.7 Tabel 3. Low Temperature Separator eiland B0 H L
I
VI
L max 9 (m 3) (m) (m) (s) f (m) I 1. 00 0.63 33.9 9.27 ! 11.8 ! 1.25 0.79 42.4 11.6 ! f 9.4 I 1. 50 0.95 50.9 13.9 i 1 7.9 I 1. 75 1. 11 59.4 16.2 I 6.7 J I 2.00 1.27 67.9 18.5 i ~ 5.9 i_
.
_
-Tabel 4. Scrubber eiland A
v F 0 H lip 9 (mis) (m) (m) (psia) 0.15 1.26 1. 22 4.5 0.04 0.20 1.68 1. 06 6.0
o.
17 0.25 2. 11 0.94 7.5 0.44 0.30 2.53 0.86 9.0 0.78Tabel 5. Scrubber eiland B
v F 0 H lip 9 (mis) (m) (m) (psia) •
o.
15 1.23 1.24 4.5 I 0.04 1 0.20 1.65 1.08 6.0 Io.
17 0.25 2.06 0.96 7.5 0.44 0.30 2.47 0.88 9.0 0.78Tabel
6.
Water/conden5aat5ettler eiland A DH
,
'e VI
L max c -(m3)
(m) (m) (5) (m)0.50
0.42
959
4.9
27.6
1.00
0.84
1917
9.8
13.8
1.50
1.27
2876
14.7
9.2
1. 75
1.48
3355
17. 1
7.9
\2.00
1.69
3834
19.6
6.9
I
Tabel
7.
Water/conden5aat5ettler eiland BD
H
i
,
V L max c(m
3)
(m)
(m) (5)(m)
--1.00
0.84
1917
13.6
19.3
1. 50
1.27
2876
20.4
12.8
2.00
1.69
3834
27.2
9.6
2.25
1.90
4313
30.6
8.6
2.50
2.
114793
34.0
7.7
Tabel
8.
Water-cleanup eiland AD
H
",
'H20
V L max(m
3)
(m)
(m)' , (5)(m)
1--0.25
0.21
2109
o.
19
4.4
0.50
0.42
-4218
0.39
2.2
0.75
0.63
6326
0.58
1.5
Tabel
9.
Water-cleanup eiland B0
H
'H20
V L max(m
3)
(m)
(m)
(5)(m)
0.25
0.21
2109
0.20
4.6
0.50
0.42
4218
0.40
2.3
0.75
0.63
6326
0.60
1.5
Tabel 10. Gegevens pijpleidingen AB en BC
AB
BC
I (m)
32.2 103
16. 1 103
M(g/mo I)
18.01
17.83
T
(K)280
280
z
0.81
0.81
Pl(psia)
1000
965
P2(psia)
965
900
p (ba r)
1. 01 10 5
1.01 10 5
n
j
T
~
v,n
(K)(m 3/s)
15.7
273
78.5
273
n
,Tabel 11. Stofconstanten ideale gasenthalpie
Comp.
Constanten
A
B
C 10
2
0 EC-l
36.81703
2.00616
-0.38246
46.13815
74.900
C-2
14.00854
3.13570
-3.05121
43.45345
160.800
C-3
8.03820
3.49075
-3.96060
27.52980
166.170
iC-4
6.52586
3.59274
-4.30144
2.02569
155.695
C-4
8.29348
3.46000
-4.02109
30.35096
153.044
iC-5
6.37520
3.56081
-4.23158
8.98274
145.710
C-5
8.02314
3.44880
-4.05672
21 .82802
149.209
C-6
7.81747
3.44440
-4.08828
18.71184
143.979
C-7
7.50209
3.34199
-3.99022
14. 12428
141.338
C-8
7.63944
3.43264
-4.11634
11.39885
136.741
C-9
7.58989
3.42748
-4.12256
9.04509
137.512
C-l0
7.55166
3.42371
-4.12999
6.87257
I
130.374
C-ll
7.50366
3.42143
-4.13612
5.69734
126.868
C-12
7.44395
I3.42211
-4.14779
4.60363
124.342
C-15
7.41333
3.41270
-4.14844
1 . 19522
117.397
N
2
23.69959
0.09764
0.05949
15.60296
I
0.0
CO
2
14.00137
0.67027
-0.87505
-8.57364
.
0.0
H
2
S
20.84396
0.33672
-0.09410
19.44200
0.0
0.45 5.615 5.612 5.609 5.603 5.590 5.577 5.564 5.551 5.538 5.5.19 5.486 5.421 5.288 5.154 4.950 0.50 5.465 5.463 5.459 5.453 5.440 5.427 5.414 5.401 5.388 5.36'1 5.336 5.270 5.135 4.999 4.791 0.55 0.032 5.312 5.309 5.303 5.290 5.278 5.265 5.252 5.239 5.220 5.187 5.121 4.986 4.849 4.63A 0.60 0.027 5.11'2 5.159 5.153 5.141 5.129 5.116 5.104 5.091 5.073 5.041 4.'176 4.842 ' 4.704 4.492 0.65 0.023 0.118 5.008 5.002 4.991 4.980 4.968 4.956 4.94:> 4.921 4.896 4.833 4.702 4.565 4.353 0.70 0.020 0.101 0.213 4.848 4.838 4.828 4.818 4.808 4.797 4.781 4.752 4.693 4.566 4.432 4.221 0.75 0.017 0.088 0.183 4.687 4.679 4.672 4.664 4.655 4.646 4.63l 4.607 4.554 4.434 4.303 4.095 0.80 0.015 0.078 0.160 0.345 4.507 4.504 4.499 4.494 4.488 4.478 4.459 4.413 4.303 4.178 3.974 0.85 0.014 0.069 0.141 0.300 4.309 4.313 4.316 4.316 4.316 4.31l 4.302 4.269 4.173 4.056 3.857 0.90 0.012 0.062 0.126 0.264 0.596 4.074 4.094 4.108 4.118 4.127 4.132 4.119 4.043 3.935 3.744 ~ 0.93 0.011 0.058 0.118 0.246 0.545 0.960 3.920 3.953 3.976 4.000 4.020 4.U24 3.963 3.863 3.678 ~ 0.95 0.011 0.056 0.113 0.235 0.516 0.885 3.763 3.825 3.865 3.904 3.940 3.958 3.910 3.815 3.634 ~ ,~ 0.97 0.011 0.05 4 0.109 0.225 0.490 0.824 1.356 3.658 3.732 3.796 3.853 3.890 3.856 3.767 3.591 0.98 0.010 0.053 0.107 0.221 0.478 0.797 1.273 3.544 3.652 3.736 3.806 3.85'. 3.829 3.743 3.569 N 0.99 0.010 0.052 0.105 0.216 0.466 0.773 1.206 3.376 3.558 3.670 3.758 3.818 3.801 3.719 3~548 1.00 0.010 0.051 0.103 0.212 0.455 0.750 1.151 2.584 3.441 3.598 3.70~ 3.782 3.774 3.695 3.526 1.01 0.010 0.050 0.101 0.208 0.445 0.728 1.102 1.796 3.283 3.516 3.652 3.744 3.746 3.671 3.505
