Produktie van gas op de eilanden A en B; w-gedeelte

G - opdracht 1980 W - gedeelte R.G. Braat

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

--

I-...

f / (

PRODUKTIE VAN GAS OP DE EILANDEN A EN! lffi

W - gedeelte Begeleiders:

Ir. W.J.B. v.d. Bergh

I

-Inhoudsopgave Hoofdstuk 1. 1.1 Inleiding 1.2 Samenvatting en konklusies

a

Hoofdstuk 2. Eiland A

2.1 Korte beschrijving van het proces

3

2.~ Procesregeling

2.~ Risico-analyse eiland A

Hoofdstuk

3.

Enthalpieberekening

3.1 Inleiding

3.2 Berekening van de temperatuur' in de

liquid~knockout

3.3

Enthalpiebalana

Hoofdstuk

4.

Fysisch ontwerp van de warmtewis-.

selaar H2 4 11 9

9

}

11i 4.1 Inleiding) 14

4.2 Korte beschrijving van het computer-programma

4.3

De bepaling van de stofgegevens

4.4 Uitkomsten Literatuurlijst Tabellen Figuren

14t

16 19 20 21 25

1-t~ ,

Hoofdstuk 1.. 11. tInleiding,

In het kader van de G-opdracht 1980 is er gerekend aan een keten platforms in de Noordzee voor gas-.en oliewinning.

Dit verslag bevat een beschouwing over de eilanden A en B, waar gas naar boven komt.

Eiland A bevat 1 straat die in totaal 500106 scf/dag produceert.

Op eiland B staan 2 straten die elk het dubbele ~everen. Het verslag gaat uit van de omstandigheden op eiland A en is op sommige punten een voortzetting van het

T-verslag,

/5/.

Omdat er moeilijkheden waren met een computerprogramma zijn de enthalpie stromen voor eiland A nog eens

met de hand nagerekende Het werktuigbouwkundige gedeelte kvvam daardoor wat minder aan bod dan de bedoeling was.

1 .2 Samenvatting en konklusies

Het verslag behandelt drie aspecten van eiland A.

In hoofdstuk 2 wordt aandacht besteed aan het proces, de procesregeling en het mogelijk optreden van storingen. Hoofdstuk

3

bevat berekeningen van de enthalpie

stro-men op eiland Ao

In hoofdstuk

4

wordt ingegaan. op het ontwerp van een warmtewisselaar.

De resultaten van hoofdstuk

3

konden hier gebruikt worden om de hoeveelheid warmte te berekenen die in de warmtewisselaar moet worden afgevoerd.

Helaas kwam de sterkteberekening ervan niet meer aan bod, maar enkele andere werktuigbouwers hebben zich wél wat meer. op die aspecten kunnen toeleggen.

·Hoofdstuk 2 Eiland\ A

2.1. Korte beschrijving van het proces

Het proces op eiland A is weergegeven in het flowsheet,

fi&. 1.

Het gas, uit het reservoir (44,OQJ psia, 220 oF) komt de

boorpijp uit met een druk van 3400 psia en een

tempera-tuur van 160 oF.

..

Na de warmtewisselaar H2 is de temperatuur gedaald tot

110 oF. In de liquià~knockout~ V1 worden water en

oon-densaat gescheiden van de gasstroom. Het conoon-densaat is. een

waardevolle vloeistof die bestaat uit een mengsel van

verschillende koolwaterstoffen. Water en condensaat worden;

afgescheiden uit het gas; door de afname van temperatuur

en druk. Het gas wordt in smoorklep M1 gesmoord en komt dan

. in de 'Low Temperature Separator' (LTS). Door het

smo-. 0

ren daalt de temperatuur van het gas in de LTS tot 30 F,

en de druk tot 100Q psia. Door· de lage temperatuur vallen

ijs en hydraatdeeltjes in het condensaat wat zic.h in de LTS

bevind,t. Het condensaat wordt op een temperatuun· van 80 oF

gehouden, opdat hydraat- en ijsdeeItjes zullen smelten.

He:t water-condensaat mengsel wat z.ich in de liquid-knockout

heeft afgescheiden wordt bij de vloeistof in de LTS

gevoegd. De warmtewisselaar H3 zorgt dat de vloeistof een temperatuur behoudt van 80 oF.

Het gas wat uit de LTS komt, wordt door scrubber T1 ge-leid, waar de fijnere hydraatdeeltjes uit de gasstroom

gewassen worden. De vloeistof die daarvoor in de scrubber

gebruikt wordt heeft dezelfde temperatuur als het gas, omdat anders het dauwpunt verandert, waardoor er conden-satie in de gastransportleiding naar eiland B en C op kan treden.

Door de drukval zal echter altijd nog wel enige conden-satie optreden.

De vloeistof in de LTS bevat zowel water als condensaat. Het water wordt in de LTS al zoveel mogelijk

afgeschei-den en naar sexler V;4 gevoerd.

Het condensaat gaat naar settler V3;. De verblijf tijd. is

daar lang genoeg om de rest van het meegevoerde water te doen afscheiden. Ook dat water wordt naar V4 afgevoerd.

He'~ condensaat gaat per pijpleiding naar eiland B en C. Condensaatvloeistof wordt ook gebruikt in de scrubber

om de gasstroom van eventueel nog aanwezige hydraatdeeltjes te ontdoen.

In settler V4 wordt de druk afgelaten tot 1 atm. Het gas

wat hierbij vrijkomt~ wordt terugge.(l:·omprimeerd naar de LTS.

De olie die zieh imV4· nog afscheidt, wordt van tijd tot

tijd naar se.ttler V3 gepompt!. Het water uit V4 wordt

geloosd in een standpijp in zee.

2.~ Procesregeling

De gehele gasbehandelingsapparatuur op eiland, A is

geba-seerd op een goede werking van de LTS. De condities in dit

apparaat moeten dus met zorg. in de hand gehouden worden.

De druk in de LTS is aangenomen op 1000.psia (69 bar).

De reservoirdruk is een stuk hoger, maar er dient een marge te zijn,zodat een temperatuur van 30 oF in de LTS steeds met smoren haalbaar blijft. Bovendien worden

apparaten erg duur wanneer die allen op de brondruk

bere-ken~ zouden moeten zijn.

De berekende drukval van eiland A naar B is 35 psia, zodat

de LTS op eiland B een werkdruk van 965 psia heeft.

De druk in de LTS wordt geregeld- over de smoorklep M1.

De totale processtroom wordt geregeld doo~ een

flowrege-ling die over deze drukregeflowrege-ling heen staat, zodat in eerste instantie de flow ingesteld kan worden en in tweede

De temperatuur van het gas in de LTS dien~: 3Q .. oF te zijn. Om dit te bereiken moet de gassmoring goed geregeld kun-nen worden. De smoorklep mag niet bevriezen, en daarom

wordt in de liquid-knockout de vloeistof apart in drulc

afgelaten.

Het gas na de LTS wordt in de scrubber uitgewassen met

een hoeveelheidl condensaat. Door de scrubber circuleert

hiervoor' de vast ingestelde condensaatstroom 12.

Het condensaat wordt langzaam ververst door de stromen 13 en 14. Stroom 13 voert een vaste hoeveelheid af naar de LTS en stroom 14 v-oert dezelfde hoeveelheid aan, gere-geld door het vloeistofniveau in de scrubber. Beide

stromen zijn een factor 10 kleiner dan stroom 12, omdat anders de temperatuur van het circulerende condensaat teveel gaat afwijken van 30 oF. De meegevoerde hydraten in stroom 13 lossen door de hogere temperatuur in de LTS

(80 oF) weer op.

Het condensaat wat uit ·de LTS komt heeft nog druk genoeg

om eiland B te bereikeno Zowel in de LTS als in de

settler V3 kan zich water afscheiden uit het condensaat. Het water wordt onder in de settlers verzameld en in druk

afgelaten in

V4.

Het gas wat daarbij vrijkomt wordt

teruggecomprimeerd naar de LTS. De waterstroom is ongeveer 0,09 kg/si. De compressor,' die nodig is. om het gas wat uit deze geringe hoeveelheid water ontsnapt te comprimeren, valt bijzonder klein uit, zodat misschien beter kan worden besloten om het gas bij de elektriciteitsvoorziening op te stoken.

In het flowsheet geschiedt de regeling van de zuigercompressor door het lichten van de inlaatklep. Het drukverschil

tussen V4 en de LTS is groot, zodat de compressie in trappen moet plaats vinden. met een tussenkoeling.

De compressot moet de druk in V4 op 1 aim. houden, daar er anders teveel (brandbaar) gas kan vrijkomen wanneer het water in de standpijp komt.

De juiste temperatuur van 30 OF kan ingesteld worden met koeler H2.

Cl

Deze koelt het gas met zeewater af tot 110 OF, de tempe-ratuur in de liquid-knockout. Door het smoren treedt de verdere temperatuurdaling op.

De vloeistof wordt in M2 in druk afgelaten en zal minder in temperatuur dalen dan het gas. Volgens de

computerberekeningen met het Lee-Kesler programma (lit. /5/) steeg de temperatuur van de vloeistof bij het smoren

van 95 tot 125 OF, hetgeen onmogelijk juist kan zijn.

In werkel.ijkheid zal de vloeistof iets afkoelen wanneer de druk daalt: er zal gas g~an ontwijken, waardoor de

tempe-ratuundaalt omdat het gas warmte aan het condensaat onttrekt. Omdat de 'warmte-inhoud' van de vloeistof groot is, zal

de temperatuurdaling van de vloeistof gering zijn.

Voor een temperatuur van 80 OF van de vloeistof in de LTS "

zal dus extra warmte afgevoerd moeten worden. Hiervoor is warmtewi~selaar H3 beschikbaar, die geregeld wordt op de temperatuur van de vloeistof in de LTS.

Ten opzichte van de gas produktie. komt er slechts weinig vloeistof uit de putten.

De vloeistofstroom uit de liquid-knockout wordt geregeld met de klep M2 en een niveauregelaar.

De brondruk van 3400 psia werkt direct op de liquid -knockout. Deze is om constructieve redenen in twee aparte cilinders uitgevoerd gedacht.

Het gedrag van de brondruk in de tijd is niet direct bekend, maar volgens de voorstudie (lit.

/7/)

is de drukopbouw, .

in het; reservoir hydrostatisch, zodat het niet aannemelijk is dat er variaties in de brondruk optreden.

De stoomvoorwarmer H1 en de warmtewisselaar H2 dienen ook tegen de brondruk bestand te zijn.

Stoomvoorwarmer H1 dient om het gas voor te verwarmen bij het opstarten van de installatie. Omdat de produktie opdat moment nog niet stationair verloopt, komt het gas te koud de boorpijp uit.

De LTS is met een veiligheid uitgerust, die even boven de 100a psia opengaat.

De LTS en de apparatuur die daarachter volgt, moeten dus

tegen 1000 psia bestand zijn'. Voor eiland B kunnen

dezelfde waarden aangehouden worden, daar de druk daar nauwelijks lager is.

Het vloeistofniveau in de settlers en in de LTS wordt

geregeld met vlotters, zowel voor het water- als het condensaatniveau. Dit blijkt hopelijk voldoende duide-lijk uit het flowsheet zelf.

~ Risico-analyse eiland A

De installatie op eiland A omvat niet zo erg veel appa-raten die op een ingewikkelde manier op elkaar ingrijpen. Een eerste vereiste voor alle apparatuur is het bestand

zijn tegen qe optredende spanningen ten gevolge van de,

hoge druk. Bij breuk van een leiding of vat op het eiland ontstaat er een direct explosiegevaar.

Van belang is dus dat de procescondities goed bekend zijn en dat de ontworpen apparaten goed op elkaar afgestemd zijn.

Oorzaken van de grotere ongelukken in de chemische in-dustrie (explOSies, branden) wijzen uit dat in 31% van de

gevallen sprake is van direct falen van apparatuur en da~

in 20% van de geval~en het gedrag en de keuze van

materi-alen een rol speelto In de helft van de gevallen heeft

corrosie een belangrijk aandeel. (lito

/bl.}.

Dit soort storingen zal zeker niet dagelijks voorkomen, daar hiermee direct het voortbestaan van personeel en installatie in het geding is.

De installatie op eiland A dient tot de smoorklep bestand te zijn tegen de brondruk.

De brondruk wordt geacht constant te blijven met het ver-strijken der jaren.

Na de smoorklep wordt alles berekend op 1000 psia. In geval van calamiteiten treedt de veiligheidsklep van de

LTS in werking.

lei-dingen en vaten (hydraatafzetting, aankoeken van vuil in warmtewisselaars, ophoping van zand en modder in de liquid-knockout) zal zoveel mogelijk door een jaarlijkse onderhoudsbeurt voorkomen moeten worden, daar anders de produktie onverwacht stil kan komen te liggen. Het uitvallen van pompen heeft als voornaamste effect dat het geproduceerde gas niet meer op specificatie het eiland verlaat. Dit kan alsnog op eiland C gebeuren, met het risico van hydraatafzetting in de transportleiding. Beter is het de pompen du~bel uitte voeren en daarbij veel zorg besteden aan een betrouwbare elektriciteits-voorziening.

De elektriciteits- en stoomvoorziening op het eiland

dient zodanig aangelegd te worden dat er ge.en 'open vuurl1 is, . .wat een .explosie kan veroorzaken wanneer per ongeluk

juist een (geringe) hoeveelheid gas in de lucht aanwezig is,. In verband met de altijd mogelijke lekkage van

flens-. verbindingen dienen leidingen zoveel mogelijk gelast te worden. Verder moet er opgepast worden voor statische elektriciteit.

Bij het ontwerp van de ontluchting voor settler V3 moet met een vrij grote dampproduktie rekening gehouden wor-den door weersinvloewor-den (zonnestraling) en opgeloste gas-sen in het condensaat.

De Low Temperature Separator is beveiligd met een vei-ligheidsklep. Het afblaassysteem van deze klep moet op een veilige hoogte worden aangebracht. Dit geldt ook voor de afvoer van rookgassen etc.

Zowel aan het begin van de plant als aan het eind~ dient er een 'excess flow valve' in de leiding opgenomen te worden. Een klep van dat type sluit zichzelf wanneer de flow een ingestelde waarde overschrijdt. Op deze manier wordt er .s~~l gereageerd bij h~t falen van procesapparatuur en bij breuk_in dè transportleidingo

In het algemeen zal alle apparatuur bijzonder betrouwbaar moeten zijn, omdat op zee niet zo eenvoudig gerepareerd kan worden als op op het land.

Hoofdstuk 3. Enthalpieberekening

3.1: Inleiding

Gedurende het technologische gedeelte van de G~op­

dracht is er gebruik gemaakt van een gecombineerd

Peng .... Robinson / Lee-Kesler computerprogramma.

Het Peng-Robinson programma berekende de:

evenwichts-gegevens (de damp-vloeistof verhoudingen van de komponen-ten in het mengsel), het Lee-Kesler programma berekende de enthalpie van een mengsel bij een bepaalde temperatuur en druk.

Het Peng-Robinson programma bleek na de testperiode niet slechter dan andere programma's op dit terrein (Chao-Seader, Shamrock).

Het Lee-Kesler programma voldeed niet geheel aan de ver-wachtingen. De uitkomsten waren voor eiland A en B niet

betrouwbaar genoeg: bij het aflaten van de druk (van 3400

naar 1000 psia) steeg de vloeistoftuit de liquid-knockout

i~ltemperatuur van

95

tot 120 oF.

3.2 Berekening van de temperatuur in de liquid-knockout

Voor een goed functioneren van de flow temperature

sepa-rator' (LTS) is het noodzakelijk dat het gas in de

liquid-knockout de juiste temperatuur heeft, opdat het gas na expansie tot 1000 psia in de LTS een temperatuur

bereikt van 30 oF.

De temperatuur in de liquid-knockout wordt bepaald door de warmtewisselaar H2, die dus in principe de uiteinde-lijke smoortemperatuur bepaalt.

De vloeistof wordt apart in druk afgelaten en dient in

de LTS door warmtewisselaarH3 op 80 oF gehouden te

worden. Volgens de Lee-Kesler enthalpieberekening is de temperatuur in de liquid-knockout op eiland A 95 oF.

Bij de herziene berekening (die alleen voor eiland

A

uit-gevoerd ~s) wordt dit een temperatuur van 110 oF.

De samenstellingen van het gas v60r enkele temperaturen bij 3400 psia, berekend met het Peng-Robinson programma,

staan vermeld in tabel 1.

Van deze samenstellingen is ook de pseudo-kritische druk

en temperatuur berekend.

p ==

pc T pc =

De hiervoor benodigde kritische drukken van de componenten staan in-. tabel 2, uit /3/.

Component C15 is voor het gemak bij C1a geteld. Dit lijkt aanvaardbaar, gezien de geringe hoeveelheid C15, die in het gas aanwezig is.

Uit tabel 1. blijkt dat de pseudo- kritische druk en tempe-ratuur van het gas in de liquid-knockout respectievelijk

667 psia en 353~ zijn.(Dit betreft de samenstelling bij

95

cp).

Een natural gas volgens /4/, zie figuur 3 " met als eigenshappen:

specific gravi ty: 0,6)

P' : 672 psia

pc

T :: 360

%.

komt hiermee goed overeen.

pc

Overigens veranderen kritische temperatuur en druk niet

noemenswaardig over het traject 95-160~, 360 psia.

Daarom kan, met behulp van fig •. 4 ui t /4/ gesteld worden dat de specific gravity Van het gas 0,6 is.

Volgens fig. 3 moet de temperatuur in de liquid-knockout

dan 115'F zijn.

_..

Dit resultaat kan min of meer geverifieerd worden door de aanvangstemperatuur te berekenen van een ideaal gas dat adiabatisch expandeert. Uiteraard is het gas niet ideaal, maar dit wordt voor een gedeelte ondervangen

doordat voor

0.p

.

een waarde ingevuld wordt die geldig is:

bij de gemiddelde temperatuur (72 oF) en de gemiddelde druk (2200) psia tijdens het smoren.

Zie fig. ~ , uit /3/0

0' p' k == --R~ 0" - -P' M a:

P ::z 0,83 btu/l b". OF' = 3475 Jf/kg.K (uit fig. R = 8314 J/lr..nlol.K, de gasconstante,

NI = 19,8 gr/mol (uit tabel 1.).

Met deze gegevens:' k = 1,14 (vgl. 3.4

Nu kan men (3.3) invullen:

k == 1,14;-; P1,!P2:::: 3,4 en T₂ :::: 30 OF == 272 K. Het resultaat is T₁ = 31fuK = 109 °Fo

5

)

,.

invullen).

Aan de hand van deze resultaten moet de temperatuur in

de liquid~knockoutL met goede benadering op 11.0 OF

aan-genomen kunnen worden.

~ Enthalpiebalans

Nu de temperatuur in de liquid-lmockout bekend is, kan er een enthalpie balans over de Low Temperature Separator opgesteld worden. 3400 I psia 160 0]' I , H2 I

I

11 I gas,30 OF 110, OF'

~

'ZX'-"-I

---it~ ~ f~---,

--V2-;\-j

-:-1

~

psia

ft

_H3

I

conden-,saat,sO op

ItI

De entha~pie wordt berekend bij de hoofdstromen I, 11

en 111, zoals aangegeven in fig. 6 .'

Het verschil in enthalpie tussen I en 11 dient afgevoer~

te worden door de met zeewater gekoelde warmtewisselaar H2; het verschil in enthalpie tussen 11 en 111 dient te worden gecompenseerd door warmtewisselaar H3.

In het T-verslag

/5/

moest H3 warmte toevoeren aan de vloeistof in de LTS. Volgens deze-berekening echter moet er warmte afgevoerd worden. De voornaamste oorzaak van deze verandering is de hogere temperatuur in de liquid-knockout. (Eerst 95 OF, nu 110 OF).

De enthalpie van elke afzonderlijke component kan nu

bepaald worden. Grafieken hiervoor, van methaan t/m octaan zijn te vinden in /2/.

De getallen staan in tabel 3~

Voor de componenten G:9 t/m C15 zijn geen aparte grafie-ken beschikbaar. Deze componenten zijn samengevoeg& tot een 'apart' mengsel, gekarakteriseerd door grootheden als:.

gemiddeld molekuulgewicht 'mean average boiling point'

I character :ization factor'

- '~pecific gravity' •

Met behulp daarvan kon de enthalpie van de zwaardere compo-nenten samengesteld worden, ook weer met grafieken uit

Iw/.

Tabel 4. geeft de samenstellingen van damp en vloeistof zoals berekend door het Peng-Robinson programma.

De eerder berekende waarden van de enthalpie die uit het Lee-Kesler programma v:oortkwamen, zijn voor het goede overzicht ook in tabel 3. opgenomen.

Ondertussen is met enkele kleinere effecten geen reke-ning gehouden.

De enthalpiebijdrage van het water is verwaarloosili, even-als de enthalpieverandering van de gassen N

2 ,. CO2 en H

2

S. Verder is er nog warmte-uitwisseling met de omgeving en

-treedt er nog warmte-overdracht op van de vloeistof in

condensaatstroom van de scrubber (stroom 13 in het flowsheet) opnieuw opgewarmd worden tot 80 oF.

Geen van deze effecten speelt een belangrijke rol ver-geleken bij de toestandsveranderingen van het gas en oondensaat.

I

1

I

f

I

t

Hoofdstuk 4 Fysisch ontwerp van de warmtewisselaar H2

.1.!.l

lnle iding

Uit de enthalpieberekeningen van hoofdstuk 3 volgt de grootte Van de warmte-stroom die afgevoerd moet wor-den: 1,338 kW.

In verband meft mogelijke onnauwkeurigheden in de bere-kening wordt de warmtew i sselaar ontworpen voor 1400 kW .. De druk in de warmtewisselaar is hoog: 3400 psia (234 bar). Daarom is er voor gekozen om het gas door de pijpen

te sturen en het zeewater om de pijpen, d09r de mantel. Op deze manier staan alleen de pijpen en de flenzen onder de hoge druk, zodat de mantel minder zwaar uitgevoerd kan worden. Omdat een grote diameter tot grote wanddik-ten leidt, is ook het alternatief om twee warmtewisse-laars parallel te schakelen doorgerekend.

Als koelmedium is gekozen voor zeewater, weliswaar corrosief, maar in ruime hoeveelheden beschikbaar. Het materiaal wat tegen dit milieu goed bestand is, is cupronikkel, een legering met 69

%

Cu, 30

%

Ni en wat Mn en Fe. De treksterkte van dit materiaal is, 510 N/mm2• Cupronikkel is zeer goed bestand tegen zeewater en zeer-redelijk tegen organische stoffen, ook wanneer er zwavel in aanwezig is.

Voor de berekening van de warmtewisselaar was een com-puterprogramma beschikbaar.

4.~ Korte beschrijving van het computerprogramma.

Het computerprogramma levert de voornaamste gegevens die nodig zijn om een warmtewisselaar te dimensioneren:

lengte van de pijpen, grootte van de keerschotopeningen en het uitwendig verwarmd oppervlak.

Van belang is natuurlijk ook de warmte-overdrachtsco-efficiënt en de drukvallen.

Vooraf moet gekozen worden voor een bepaald type en moeten de juiste procesgegevens en stofeigenschappen opgegeven worden.

Het programma beschikt zelf over tabellen, waaruit,

afhankelijk van het type warmtewisselaar, een gangbare diameter kan worden gekozen, met bijbehorende afmetingen van de bundel.

Afhankelijk van de opgegeven pijpdiameter en de gekozen pijpconfiguratie komt het programma tot het aantal pijpen dat in de romp geplaatst kan worden.

In eerste instantie gaat het programma uit van 2

pijppassa-ges en 1 bundelpassage, maar wanneer de berekende

correctiefactor F te laag is worden er meer passages

geno-men. (Bij een F-factorr'kleiner dan 0,8 is het rendemen~

van de warmte-overdracht niet hoog genoeg).

Het gemiddeld logaritmisch temperatuurverschil wordt berekend ..

Het programma gaat nu zoeken naar de warmtewisselaar'met

de kleinste diameter waarbij de lengte/diameter

verhou-ding nog het dichtst bij een opgegeven maximale waarde blijft. De drukval in de pijpen mag hierbij een opgegeven waarde

(hier :

t

bar) niet overschrijden.

Wanneer ook de drukval aan de mantelzijde nog niet te

hoog is, wordt de keerschotafstand verkleind.

Er treedt dan een verandering op in de mantelstroming, waardoor de warmte-overdracht verbetert en de drukval toeneemt.

De keerschotopening kan ook nog worden verkleind', totdat

de toelaatbare drukval ongeveer is bereikt.

Bij elke wijziging in het ontwerp verandert natuurlijk het stromingspatr.oon, en daarmee de stromingskentallen en warmte-overdrachtscoëfficiënten.

Hierdoor wordt het benodigde verwarmend oppervlak ook weer anders.

De berekening is dus iteratief en kan pas worden gestaakt

wanneer het aangenomen benodigde V.O. niet veel meer

verschilt met het laatst berekende V.O.

Op dit punt aangeland is de iteratie ten einde en drukt de computer alle benodigde, relevante en berekende waarden af.

4.3

De bepaling van de stofgegevens

Voor de berekening van de warmtewisselaar zijn enkele stofgegevens nodig. In deze paragraaf wordt in het kort behandeld ho! deze gegevens zijn verkregen.

Af te voeren hoeveelheid warmte:

1400

kW.

Temperatuur van de ingaande gasstroom:

160

°Fo

Temperatuur van de uitgaande gasstroom:

110

OF'.

Druk van het gas:

3400

psia ::::

234

bar.

De stofgegevens van het gas worden berekend bij een

gemiddelde temperatuur van

135

OF.

Uit de gegevens in tabel 1. blijkt, dat er nauwelijks

vloeistof aanwezig is in de warmtewisselaar, en dat er ondanks da koeling niet veel bijkomt.

Bij een dampfractie van 97

%

(met een hoge dichtheid)

heeft het weinig zin om bij de berekeningen rekening met het condensaat te houden.

T

375

OR (tab ..

1 • )

zodat T R T :::: :::: ']' :::: pc

135+460

-- 1 ,.59

Ppc ::::

667

psia (tab.

1 • )

zodat

pc; p p, = -R P _pc:: ::::

375

3400

"

667

De specific gravity was nog bekend uit hoofdstuk

3.2

- De dichtheid bi j

135

OF :.

.f::::

204

k m . g/ 3

-:::: 5,1

6,0

- De soortelijke warmte bij constante druk, c , wordt

p

bepaald met behulp van figo

5

uit

/3/;

voor een

0,6

spec. gravity ga~,

135

OF,

3400

psia leest men af:

I •

- De viscositeit van het gas, ~ is opgezocht in /4/. fig. 7 levert als viscosityratio een factor 1,B

-fig. BJgeeft als viscositeit 0,0116 cP bij 1 atm, 135 oF, zodat de viscositeit uiteindelijk wordt: ~

=

2,2.10- 5 ms/m2 •

- De warmtegeleidingscoëfficiënt staat in fig. 9 uit /7/. M

=

20 gr/mol, 1 atm, 1350F: aflezen:

b

À

=

0,0190 btu/hr.ft. F

Een drukcorrectie vindt men in fig. 10 uit /4/: de thermal conductivityratio = 2,2

zodat ).. = 0, OB2 W/m •. oC

De vuilfactoren kunnen opgezocht worden in /B/. Omgerekend in SI eenheden vindt men voor

de gaszijde en 'voor _

..

..

zeewater:: -5 1,76.10 0,BB.10- 5

- De stofgegevens van zeewater komen van /9/:

) = 1022 kg/m2 cp = 4000 JVkg.oC

~

=

9,5.10-4 Ns/m2

À = 0,59 W/m.oC

- Toelaatbare snelheden'.

Voor het gas is de maximaal toelaatbare snelheid

6 mis gekozen. Voor het zeewater is 0,5 mis aangehouden. - Toelaatbare drukval.

Voor zowel de gas- als de zeewaterstroom geldt een

maximaa~ toelaatbare drukval van 0,5 bar.

Verdere ontwerpcondities:

minimale verhouding pijplengte/rompdiameter 6,0 maximale verhouding pijplengte/rompdiameter 9,0 maximale verhouding rompdiameter/keerschotafstand 5,0 mimi.male correctiefactor voor het logaritmisch ge-middelde temperatuurverschil F_min

=

0,80

- Berekening van de zeewaterstroom.

In de zomer zal het zeewater ongeveer 10°C zijn; in de

warmtewisselaar laat men het zeewater liever niet war-mer worden dan 40 °C, daar zich anders teveel vuil gaat afzetten.

Zodoende wordt het temperatuurverschil over ~

het zeewater 30

°c.

~

=

~ -=-0; T p fW

=

1400 kW.

Op

=

4000) Jl/kg .. °C.

Invullen leidt tot ~m = 11,,7 kg/s,

Bij twee parallel geschakelde warmtewisselaars is de

zeewaterstroom de helft hiervan, omdat dè warmtestroom

ook de helft is. Keuze van het type.

Gekozen is voor een fixed tube warmtewisselaar, met split-ring en floating head.

Dit levert de kleinste afmetingen op met behoud van de

mogelijkheid; de warmtewisselaar uit elkaar te nemen

en te reinigen.

Een principeschets van dit type warmtewisselaar is fig. 1 t.

Tenslotte: uitwendige pijpdiameter:

19,05

mm.

15,0

mm inwendige pijpdiameter: pijpsteek:

23,8

mm, driehoekig.

-5

absolute ruwheid:

5.10

mi

warmtegeieidingscoëffici~nt,. van cupronikkel:

48

Wim.

oe

4.4

Uitkomsten

De eindresultaten van de computerberekeningen zijn voor

beide warmtewisselaars hieronder op een rijtje gezet.

overgedrage~ warmtestroom

massastroom gas, pijpzijde

massastroom zeewater, mantelzijde

rompdiarneter pijplengte keerschotdiameter pijpbundeldiameter aantal pijpen aantal pijppassages

uitwendig verwarmd oppervlak drukverlies in de pijpen aantal keerschotten

keerschothoogte

drukval mantelzijde (vuil) warmte-overdrachtscoëfficiënt pijpzijde

warmte-doorgangscoêfficiënt

benodigd uitwendig V.O. gekozen uitwendig V.O.

1, W.W. ' 2 parallel

1400

16,7

11 ,7

0,4064

2,877

0,4032

0,3971

221

2

34,59

0,25

18

0,3251

0,146

4498

1505

34,48

38,05

700

.

.

kW

8,3

kg/s

5,8

kg/s

0,3071

m

2,669

m

0,3045

m

0,2974

m

119

2

17,28.

0.,20

2 m bar

35

0,2552

m

0,27

4238

1494

17,36

19,01

i

bar

Sterkteberekeningen zullen uit moeten gaan maken welke warmtewisselaar de voorkeur verdient.

Een enkelvoudige ~armtewisselaar lijkt altijd goedkoper,

maar misSchien speelt het aspec.il. dat twee W.W's wat flexibeler zijn ook een rol.

Literatuurlijst

/1/ Den Hoed G.J, Kapelle H.J, Salzerlevi M.L, Het

voorlopige ontwerp van het oliewinningsplatform - D',

Lab. Apparatenbouw Procesindustrie TH Delft (1980) /2/ MaxwelL J.B, Databook on hydrocarbons, application

to processengeneering, New York, Nostrand (1950)

/3/

Campbell J.M, Gasconditioning and processing,

Volume 1, (1976)

/4/ Katz D.L, et. al., Handbook of natural gas engeneering, McGraw-Hilh Book Company New York,(1959)

/5/ Braat R.G, Kingma E, Punt A.R, Aardgasproduktie op

de Noordzee, La1:)),. Apparatenbouw Procesindustrie

TH Delft (1980)

/6/ Montfoort A.G,. De Chemische fabriek, collegedictaat

Labo voor Chemische Technologi~ TH Delft (1978)

/7/ Technical Data Book - Petroleum Refining, 2nd ed., American Petroleum Institute (1970)

/8/ Ludwig E.Er. Applied process design for chemical

and petrochemical plants, Vol. 111, Houstonf Texas,

Gulf Publ~ Comp.

/9/ Damen H,. Fysische constanten van water, zeewater

en geconcentreerd zeewater,. Lab. Apparatenbouw

Procesindustrie TH Delft (1962)

tabel 1. Gassamenstelling in mol% op eiland A.

11

0-1 .. - - - ' -

._-___

l

___

mIJ l

"10

Ilv "f (, rPj), tt óJJ>,60

"rP,

r ()

óJ4

Cf1 - - -- --- --- _ .. ---_..

-v,

zJ>

4,2~ lt,2.-5 ... ". -- -... -- --- --_. - -1,6j ~I

t,

/,1-0

----~ ". " . (),1.(3 0, v] 0,1.( 1 --- _- - -- ....

_---0,6,

---" ---._- 0,6~

°11-

0 è. Cr 0,2'] _{_.}

₀

21 0,2.3 0, 'j _-- 0, Ij 0, I~ _o/~_!_ _._

o ?t

J ___________

0/1,

--o,S1 o,Sl o,~-4

-- . . . , 0,2-4 0, ~_S O,'l-r 0, f( 0, " °,(,2

0,0'

_°I°

₁

o,or

--C ..

D,o ]' 0,0 "),

_0,°3

4,30

11

t

1 °11(3

a/tO

02.4 0,,20 0/3:$> 0,/2 0,°4 C,Z t (,J 0,

,J'

0, lu 0,2/ 0,l.S' . -.- . ---~ _.

___

k?

__

___ _

!,r~

_ __

',

.

v'

____ _

f, r~

_____

._~~_~~_

..

__

Co~_._

..

_.

___

.o,J>~

____

o'__J!'? __ __ 9~~~

___ _

0l..~

~

__

I-/;.f

0,02 0,02 0,02 0l () 1.

rrr

/t/lQt

1~,J1

_J"tP

/1,

~

_{2°, ()}

... _. --. . . .

kJ

/lttl

2.3o_{,1 2 /j,J 2o"t,4 (J2,2} - - - .-~6,3 ~€,S ~6, ~ '31-, (t _._---dO-~f ---" .. - -- .

Pre

pSJ°f).

661

tt

t

t't

tt

t

f---._--- --- - - --

---Trc.

of( ~S"3 31-4 3:;S 316

tabel 2.

.

, .' ,t

..

Kritische temperatuur en druk

van, enkele koolwaterstoffen,

ontleent uit

/3/.

PHYSICAL CONSTANTS Critical Molecular Temperature Compound Weight _Zc oR Cl 16.042 0.290 343.30 C2 30.068 0.288 549.77 C3 44.094 0.278 665.95 nC4 58.120 0.274 765.31 iso-C4 58.120 • 0.283 734.65 nC 5 72.146 0.268 845.60 iso-Cs 72,.146 0.269 829.80 nC 6 86.172 0.264 914.20 iso-C6 86.172 896.60 nC7 100.198 0.260 • 972.31 nC8 _, 114.224 0.256 1024.31 ne9 128.250 0.250 1073.00 nClO 142.276 0.246 1114.70 nC_Ü 156.302 0.243 1153.70 nC 12 170.378. 0.237 1187.70 N2 28.016 0.292 227.20 CO₂' _{44.010 0.275 548.00} H2 S 34.076 0.284 672.70 °2 32.000 0.292 278.00 H 2 2 .• 016 0.304 60.2 Critical Pres9ure Peia 673.10 708.30 617.40 550.70 529.10 489.50 -' 483.00 439.70 440.14 396.90 362.10 345.00 306.00 282.00 263.00 492 .00 1073.00 1306.00 730.00 188.1

I : 1

§

•

_:%

tabel 3 • Enthalpiebalans.

enthalpiebalans volgens

Peng-RObinson/Maxwell grafieksn. [t-of:Aa(pitl , btw/.fb tr-o/e.

Á

"'"

Cl

%.

Cr? (..5 ~~/S 6,t..~l ~% ~ 6.1/3

_/1

t

_62'0

"710, t 34/JO fS;u.. f- .----_. . --- - _. -.... ~ . .. - - ._-L ~2J)o

35"'"

_&J>"t't /9,3 J600

r

.- -"- ._,--- ... -.---._- ._._----_.--

-9

;-/.tlcP

_g"

STil ~",6 '3lto 0 psia. .. 1/0 of L '-IJ> 14 203.s tJlS3 2 S', 't

-IIIN 3c)cf

§ ItJJl

I d

"dJ

_t

J ,~

'16

fS;fA. _cP.,°F

_L

_6J

IS 1~23

_Tó'3

_cP

_3r12Jl

-

.--iw

kW

la3,S .--- --1,1>

- - - +

10

t

'J

~os'o -. 'toS" "f-J45") frfl3/ b~cP _~ d's34 enthalpie-balans / T-vers:J.tag

I

e,.,f~l,~

Pw

k~.L

kw

/Yt

()J'

Ip(JO) ---" - - --_. --- ---.3 V, 't'j t I l _ .. --- -10(, 1-1 1(, Lt () _{Ó>o IJ} __ _ W"_' " .. 2JioJ' 6"1-6 U'6 cPj II,IJ ~6 <j t -26,SI 10 IS" cPN2

Tussen

I

en 11 moet

10793

-

9455

=

1338

kW afgevoerd

worden.

Tussen

Ir

en 111 moet

9455 - 8534

=

921

kW afgevoerd

worden.

-+

t

-f-."

•

,

tabel 4. Peng-Robinson

evenwichtssamen-stellingen in mol

%

.

4" _{;... 30/0" pJ'} ~ _{~ ,} J600lF / 0 0 0 prict.

1

loOF ~4F

L"7"

C ( JIJ, vJ C 2 4,30

iCr

0,12 Ir SI

c

/0

0,01

J,/f - .- -- -- r----~--- --.'--' .

"

....

~

- .

~

--'"..

---

q,~

-

,,-

--

-_.-~\ 12 0,02 )"J)d?. g~/cPr

?..t5J,

0 0 _ .. -.. _----.'- -_._--_.-_ . ---_.-),2 S' 1.." Ie;;

6,

~ 3 . ._ ..•.. _. -._--.. - - _.--, _.-._._, .... _-- -- - - --J I 0 0 /, trd'

6,

v

1

._.- .. _._. . -_._---_. -0/((1

1,0

0 '- 0/72. t.(cPS .. -... -- --- .. --. -'-.'- -.. -.--- - - - -- --1--- .. -0,6.9 )I<I>J Ol ",6 ..ft~3 ---'.---_ . . _---_ ..

_

_

. _. __ ._. __ ._--_.-.---~'- '---'--0, ê. J Cl

tJ>

0/'1 '2.,

tb

0,'1

-. ----.---.---.--'-- ---.- . ,-,---,--,-,---1-- -0,

r

2 0I0

J>

'2, S()) '---. -- --- . J I

cP

~

.

__

Pt.

q/

.

_

______ _

___

~l ,<:>

3,90

(J/OJ 1/, ~

'1

'2.,3lt I, «(3 S,!]?- __ _

5,01

11 ~o

°

1

°

_. 0 I,

'Lr

, ' --" ' - " ,-- " '

-_

~/?

_

2

__ . __ . _____

~,'

3 0,00 0/1-6

o I '

ti'

1 S",

reP

O,O~

/1,1-3

0/23

1---- - - - . ...:.--- -4 - - - --- -1- - - -- -- -- - - ---.--- - .. ---.- ... --- ..

o,~J> I, S"

ft

- - -I, - -

r

0 -- -1- ._-_._--- -.---... -...

COl. o(cllo OlbJ> 0/cPO O,1-<t o,JlI

o(r6

- - --- -1----.- - . - - -- -- - - . - -- ----.- .--.----.-.- ---.---- -.---..

GlOS-~ -- - - ----- - - - - - - - - - - - - -- - - -- -- -- --- -- - - --- - - --- - - - -L __ _ Fr

f

3 PUTTEN r -- - - , 2 PUTTEN

VOORWARMER BIJ OPSTAflTARTEN ZEEWATERKOCLER

Wb,RMTEWISSELAAR LlClUIO KNOCK OUT

LAGE TEMPERA TUUR SEPARATOR

SETTLER SETTLER VLOEISTQfSCRUB8ER KOELER 2 PUTTEN RESERVE water

(

'r

I I I /.'-, ₍ . . I (5 1 "ur , ~

'hl

~ ·-1

Q

f

I

I @---~ _ _ 1,~

;

'd

P2

M3 ZU1GERCOMPRESsrn P1 I POMP P21'POMP P31 POMP P41 POMP M11 GASSMOORKLEP M1l VLOEISTOFSMOORKLEP

1',;r3T STANDPIJP IN ZEE

emp. oF oe 160 71 110 J.9 95 35 80 27 3ûr-:;-gas

é

P3 --I 7)

7

b

-

in)

condmsaat LC dru pSia bar 3400 234 1000 69 11.5 lO

8

druk in psia

o

t~mp. in·F

-

,~ Nf'o(AMlNG 0f'H. I ... R.ei BRAAT mzi '80 FLOWSHEET EILAND TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT AI'O. wtIU{fU2GaOUWKUHD( OST~ER A ---~---,;~----.~ I f\.) IJl I

,---- - --- - - -- --- - - -ï - - - -- - - -, , I , I /.'. V2 " _~ I _~-IY ---lÎIT\CI I gas T1 P3 '~I-­

@

__

J --- --- --- - - ---- - - I 2 PUTTEN

î

_I

î

_I 3 PUTTEN

Rl VOORWARMER BIJ OPSTARTARTEN H2 ZEEWATERKOCLER

H3 W"RMTEWISSELAAR

V1 LiQUID KNOC~, OUï

V2 LAGE ïEMPERATUUR SEPARATOR V3 SETTLER V4 SETTLER T1 VLOEISTOFSCRU8BER H 4 KOELER 2 PUTTEN RESERVE water M3 Cl ZUIGERCOMPRESSOO P1 POMP P? POMP e~ POMP P4 POMP M1 GASSMOORKLEP M2 V'.OEISTOFSMOORKLEP M3 STANDPIJ? IN ZEE 160 71 89 33 9~ 36 . sa 27 30 -1 7)

7

l

'nY-)

condmsaat rUK ps-ia bar 3400 234 965 66.5 14.5 1O

8

drux in psia [0 tc:mp.in·F SlNAf'1ING RG. BRAAT

-0f'H. I ... mzi '80

o

STRJ<:t-1NUMMER -::-1::': FLOWSHEET EILAND B TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT AF.). MU.TUIGIIOUyrtJ(UNDt: _--.J I f\.) 0'1 I

I t-C\I I s:: Q) Q) H '0 0

>

El lÛ H q.o lÛ o,-j 'Ö Q) o,-j A 0 H , op s:: Q) Q) oM A r-i lÛ ..Q op s:: p,q • r ' ) • ~ 0,-j ct; • Ol lÛ q.o r-i lÛ H ;:$ op lÛ s:: >.. op o,-j

>

lÛ _ex: H _w q.o a.. 3000 0::::> o,-j

r:

ct; _lD OM 0 _{>- 2000} Q) _a.. A -1. <: ra _:r: I-\.0 _z • w 1000 0

-"

.

I- JIJ -2 POUNO PER JO 12 '.

..

I

..

v -I

fig. 4. Dichtheid van aardgas,

uit

/4/ .

0.80 grovity 'goS -t-+-!-~4-==:::;;::J:~ A i r = I 'Y~.-f--f-"" 10,000 BOOO 6 -r-r-r-H-l-:ho/l'7'1'--4-+-' 4000 ~ " ",.:.5 , __ -t-H--+-'7'\-.y-bA""'~4'---l--l 3000 ~ 4 -IH--H~Hf-17'bfN,.L.1~-+-.~"\' ~~~3-+-+~~~rf~~9L--+-2000 1.0 .t---+--,/f-/.., ,f-A,,r/~I'--+--1->-0.B -I---~y--)r-/.,I'V++-I-I--...1. 0,6-t---/-,''-)'-,I:".y<.,L-+--.L-' 0.5-P'Yr-/-,l'h",-+--+- :s>~ ~-/-hij--+-+ 300 "<:-.0 0.4 \'f>-~ 0.3-f7<---200 ('!.' ~'"

"

0.2 ç,('l,~ \<-'" ~ 3-i-+-~~~~~~~­ ~~' ~1~+4~~~V~?~-~ 'l,<:-100 _~2~' ~-~~M7~Y~~++-, 1.0 ---I---+-/-J.L.;V,,~~~t-.l 0.8-t---f--,LI-L,IC}4'',i+..+-I.--1-1 0.6-t--.,..q,..y.,f/-yI-:,+--I--l-0.5-t-:t'7''717cr-r.i'--t--l 0.4 -+/-:~4h''--I-' 0.3,-f,.',.'7'--f--100 800 ,--t-'7"l7~Vf-74--+-I---I 600 '$)~ 0,6 500 .,<:--.~ 0.5 400~\~e,.. 0.4 -t7'"'fi7""""'>"1f--+-_b7</7~r-+--' 300 ~~'!., 0.3- ~('l,~ 200 0.2 100 3000 ~'--.H~::f'1 0,70 grovity gos Air = 1 0,60 grovily gos Air" 1

•

~ig~

5,

ontleent uit

/3/.

,::...:..:-_-_. I 0

j

0 ,\ .~~ ~ ~ I i

' \

_'

_~~J

_oo

_{Ö=:~ ~}

p- I ,'\

.~

1'-1_"2_o~ °Oo~~ ,,-hooo ~'if!? -.00

~~

$ ~40~ I _{FOR 0.6 SP. CR. NAT. GASJ}

Ilp~. 612 PST. Te.360 • q o 6 o o. o • I

.

I '0

.\

~ 'I" .1\

\\~

~~ ~

!

• . \ \ ( \ : : : 3000 ,0:,'''' p--~ .ooo~_{_-:: .}~ _{?3'" ,} 1 000

--~

~

~:---:b'~O~ :-f::::.-. ~.Oo ~ r-~;P'. hn~oo .00

lr

OR _{0.7 SP, CR. NAT.} ~r •• 7 _p~. 66a PSIA Tc. Jg7 eR

.

.

c o. . Tf.MPEAATUAt. er.

..

" ontleent uit

/4V

>-..

•. 0 -- -0.' - - - -. -&0- --- -_.. .-4.&- - - -. - -40- -- -... 1.0- -- - -o u ., ;; UI- f--- --- - --- --._ . -- - .. --_.-- --- .-1 .• -- - - -..... -i' j

i

l

l

~

J

-~_-. ₀

"I

::J )9J -~.'

--i

j

'"

.r-L

l

... -Ir .. I --.Ij . - .-1-

_l

_i

_-

--·

V

.. '. -I

J

-

I

J

--I -- . -- I --1 -, -lQO

Correlation of viscosity ratio with reduced pressure.

(Carr, Kobayashi, and 8urrowJ, ,(-106. CourtsJy A.IMf.)

. / < • . ' ..

..

" V',

t:

fig" 8. ontleent uit

/4/

0..0.24 .---..---r----r----[~--""D'-__::;..__-..., ~ '<5 0.022 -_ .. -·f 0..014 ~--I-~'- I--c :l ,.:: . ~ 0.0121:'·· - --, u .!(! > 100

---150 200 250 300 TemperollJre, deg F 350 400

Viscosity of gases at atmospheric pressure. (Corr,'

FIGURE 12B3.1

,

.,

0.07

•

~ u.. Ol " -0 I .:: sr I ..è "-" û; >-'

...

:> ~ ;:::. u ::> 0

"

Z 0 u - ' <: < '" UJ :x:

...

~

,

•

•

fig. 10. ontleent uit

/4/

0 ~ ct: 3.0 >-t: >

i3

:;) 0 r 0 0 .J 0( 2 c:

'"

~ 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 REOUCED 'rEMPERATURE

Thermal-condvclivily _{ratio vs. rfldvced tOlllpprolur".} (Lenoir, JIJnk, ond Com;ngs, 4-167. COIJrifHy A1ChE.)