Физические основы технологии добычи нефти

Бедный MDEA выходит из ребойлера и после охлаждения при помощи потока насыщенного MDEA откачивается насосами рециркуляции бедного амина 5-339-РА-01А/В в АВО бедного амина 5-339НС-01 и возвращается в абсорбер. Спутная струя бедного MDEA попадает в патронный фильтр 5-339-CL-01A/B, 5-339-CL-03 и угольный фильтр 5-339-CN-02 для обеспечения постоянной очистки циркулирующего потока MDEA.

Газ с вверха регенерационной колонны MDEA подается на 1-ю ступень установки сжатия кислого газа - установка 360.

2.3 Осушка очищенного газа и регулирование точки росы

Охлажденный очищенный газ из абсорбера MDEA попадает в коагулятор фильтерного типа 5-340CQ-01, в котором удаляется принесенная жидкость.

Имеютя 4 емкости 5-340-VJ-01A/B/C/D содержащие два слоя разного силикагеля, один для точки росы по воде, а другой для точки росы по углеводородам. Два абсорбера работают осушая и регулируя точку росы топливного газа, один находится в режиме регенерации посредством горячего газа, еще один в режиме охлаждения спутным потоком подводного газа. Абсорбер, находящийся в режиме охлаждения, также подогревает поток газа, используемый для регенерации. Установка работает циклами, с автоматическим, временным переключением с рабочего режима осушки на нерабочий режим регенерации, когда первый из рабочих слоев достигает предела способности поглощения воды и тяжелых углеводородов с топливного газа. В рабочий режим переходит емкость до этого осушавшая газ регенерации, а осушку регенерации выполняет вновь регенерированный слой.

Спутный поток подводного газа используется для регенерации истощенного слоя силикагеля, где-то 20% от общего объема. Спутный поток уносится перед расходным клапаном основного потока. Сначала он осушается в регенерированном слое 5-340 VJ-01C и подогревается в газовом подогревателе 5-340-FA-01 перед подачей на слой, находящийся на регенерации 5-340VJ-01D в том же самом направлении, что и нормальный рабочий поток. Покидая слой, газ после теплообмена с входным осушенным газом в 5-340НА-01 в дальнейшем охлаждается воздушным холодильником 5-340-НС-01. Вода и углеводороды, удаленные из истощенного слоя, конденсируются и отлеляются в трехфазном сепараторе 5-340-VA-01. Отсепарированный газ регенерации смешивается снова с основным потоком топливного газа после расходного клапана и проходит через рабочие емкости 5-340VJ-01A/B, в котором весь поток осушается до содержания воды меньше 30 объемных ррм, перед подачей потребителям.

Конденсированная неочищенная жидкость из сепаратора попадает в барабан дегазации 5-340 VA-02, работающим с давлением 11 бар. Газ дегазации направляется подогреватель регенерации газа 5-340 FA-01. Жидкость из барабана дегазации, содержащая в основном фракции С4+ возвращается на колонну стабилизации через закрытую дренажную систему для регенерации тяжелых компонентов в стабилизированную нефть.

2.4 Расчет свойств газа

Используя данный компонентный молярный состав газа приведеныцй в таблице 2.3 рассчитаем коэффициент сверхсжимаемости z, плотность и объем нефтяного газа при абсолютном давлении Р = 3 МПа и температуре Т = 308 °К. Объем газа, добываемого скаждым кубическим метром нефти при нормальных условиях составляет Vо = 60 м3/м3.Относительная плотность газа по воздуху сг = 1,119, а плотность при нормальных условиях .

Таблица.2.3 Компонентный молярный состав газа

№ пп	Компонентный состав	Объемное содержание, y i, %	Объемные доли без азота, y i	Ркр i, МПа	Ткр i, °К	произведения
						y i * Ркр i	y i * Ткр i
1	СН4	35,5	0,381	4,7	190,7	1,79	72,66
2	С2Н6	23,9	0,257	4,9	306,2	1,26	78,69
3	С3Н8	19,4	0,208	4,3	369,8	0,89	76,92
4	i-C4Н10	2,5	0,027	3,7	407,2	0,09	10,99
5	n-C4Н10	6,7	0,072	3,8	425,2	0,27	30,61
6	i-C5Н12	1,8	0,019	3,3	461,0	0,06	8,76
7	n-C5Н12	1,7	0,018	3,4	470,4	0,06	8,47
8	C6H14+ высш.	1,1	0,012	3,1	508,0	0,04	6,09
9	CO2	0,5	0,005	7,4	304,2	0,06	1,52
10	N2	6.9	-	-	-	-	-
	Итого	100,0	1,0		Сумма	4,5	294,7

Для оценки физических параметров газов используем уравнения состояния идеального газа. К ним относятся:

1) Закон Бойля-Мариотта

2) Закон Гей-Люсака

3) Закон Шарля



Общая зависимость между объемом, давлением и температурой для газа имеет вид:

где Ро, Vo (Vст), То (Тст) - параметры газа при нормальных или стандартных условиях.

Обобщенное уравнение состояния идеального газа Клайперона-Менделеева, выведенное на основе (1) с учетом закона Авогадро, имеет вид:

где n - число молей; - универсальная (молярная) газовая постоянная.

Численное значение постоянной можно получить, введя в уравнение (2.1) молярный объем

при Р = Ро = 0,101325 МПа и То = 273,15 °К:

,

то есть универсальная газовая постоянная численно равна работе расширения 1 кмоль идеального газа при повышении температуры на 1 °К и не зависит от природы газа.

Так как число молей газа равно n = G / Мг , то обобщенное уравнение состояние для произвольной массы газа будет иметь вид:

,

Где - удельная газовая постоянная, .

Для расчета состояния реальных газов пользуются уравнением (2.2), в которое вводится коэффициент сверхсжимаемости, учитывающий отклонение реальных газов от идеальных:

,

Величина z является двумерной функцией и зависит от приведенных значений давления и температуры, т.е. z = f (Pпр,Тпр). Для реального природного или попутного газа приведенные параметры давления и температуры равны:

,

где Р, Т - действительные давления и температура;

- псевдокритические (среднекритические) параметры газа, вычисляемые по правилу аддитивности при известных молярных концентрациях компонентов в смеси и их критических параметрах Ркрi и Tкрi.

Приведенные параметры смеси углеводородных и небольшого (до 5%) количества неуглеводородных газов (без азота) можно определить по аппроксимационным формулам Ляпкова П. Д.:

,

где - относительная по воздуху плотность смеси газов (кроме азота), которую можно определить по относительной (по воздуху) плотности всего газа при стандартных условиях:

,

где - относительная плотность азота по воздуху, равная 0,97; - относительная плотность всего газа; yа - молярная доля азота при стандартных условиях.

Коэффициент сверхсжимаемости газовой смеси, состоящей из углеводородных компонентов и азота, определяют по следующей формуле:

,

где и - коэффициенты сверхсжимаемости углеводородной части газа (графики Брауна и Катца) и азота;

- объемная (молярная) доля углеводородной части газа.

При технологических расчетах, особенно с применением ЭВМ, удобно использовать следующие аппроксимационные уравнения для функции z = f(Рпр, Тпр). Для углеводородной составляющей газа в области давлений и температур, наиболее часто встречающихся в практике эксплуатации нефтяных скважин ( Р = 0 - 20 Мпа, Т = 273 - 355 °К ):

1) при

2) при

3) при

Для азота в интервале давлений Р = 0 - 20 Мпа и температур Т = 280 -380 °К:

.

Для расчета плотности газа и его объема при данных термодинамических условиях (Р, Т), отличных от нормальных или стандартных ( когда z = zo = 1 ), используется уравнение состояния (13), из которого следуют соотношения:

,

,

где Vо (Vст), - объем и плотность газа при нормальных или стандартных условиях [ Ро, То (Тст) ].

Определяем коэффициент сверхсжимаемости углеводородной части газа zy, для чего исключаем из состава газа азот уа = 0,069 и пересчитываем концентрацию углеводородных компонентов уi`, (см. таблицу), используя выражение:

.

Приведенные параметры по данным компонентного состава рассчитываем по формулам (2.4). Для этого рассчитываем в таблице псевдокритические параметры углеводородной части газа:

Рп кр = 4,5 Мпа; Тп кр = 294,7 К ,

откуда приведенные параметры равны:

Относительную плотность углеводородной составляющей газа определяем по формуле:

Приведенные параметры углеводородной части газа можно рассчитать и по формулам Ляпкова:

.

Коэффициент сверхсжимаемости углеводородной части газа рассчитывается по аппроксимационной формуле

Коэффициент сверхсжимаемости азота найдем по формуле (2.7):

.

Коэфициент сверхсжимаемости нефтяного газа по формуле (2.6) равен:

.

Плотность газа при Р = 3 МПа и Т = 308 °К, учитывая, что его плотность при нормальных условиях 1,447 кг/м3, составляет по формуле (2.8):

Объем газа, добываемого с 1 м3 нефти при Р = 3 МПа и Т = 308 °К, получится равным по формуле (2.9):

2.5 Рaсчет газового сепaрaторa

Технико-экономическое совершенство гaзонефтяных сепaрaторов определяется его пропускной способностью и метaллоемкостью. Мaксимaльно допустимую скорость гaзового потокa в грaвитaционных сепaрaторaх при дaвлении сепaрaции рекомендуется определять по формуле

,

где Рсеп - дaвление в сепaрaторе, МПa.

Рaсчеты сепaрaторов любых типов (кроме вертикaльного без внутренних отбивaющих и коaлесцирующих устройств) нa пропускную способность по нефти и гaзу существенно зaтруднено, тaк кaк зaвисит от рядa трудно учитывaемых фaкторов.

Нa рaботу любого нефтегaзового сепaрaторa знaчительное влияние окaзывaют следующие фaкторы: физико-химические свойствa нефти, скорость подъемa уровня нефти в сепaрaторе, дaвление в сепaрaторе и темперaтурa нефти, способность нефти к пенообрaзовaнию и стойкость пены, конструктивные элементы внутреннего устройствa, обводненность нефти.

Рaсчет процессa сепaрaции - это рaсчет фaзового рaвновесия углеводородных систем.

Объемнaя пропускнaя способность сепaрaторa по гaзу , приведеннaя к нормaльным условиям, будет определятся следующим обрaзом

,

где - площaдь поперечного сечения потокa гaзa в сепaрaторе; Тну и Рсеп- нормaльнaя темперaтурa и дaвление (Тну=273 К и Рсеп=0,1013 МПa); Тсеп и Рсеп - темперaтурa и дaвление в сепaрaторе; Zсеп -коэффициент сжимaемости гaзa в сепaрaторе.

Для обеспечения пропускной способности гaзонефтяного сепaрaторa по гaзу пропускнaя способность по гaзу пропускнaя способность по жидкости (м3/сут) должнa быть не менее

,

где В - обводненность добывaемой продукции; G(Рсеп) - отношение объемa гaзa, выделившегося из нефти при дaвлении и темперaтуре в сепaрaторе, к объему нефти.

Для зaдaнных рaзмеров гaзонефтяного сепaрaторa доля сечения, зaнятaя потоком гaзa, должнa удовлетворять нерaвенству

,

где Qж- объемный рaсход жидкости, проходящий через сепaрaтор, м3/сут.

Исходные дaнные для рaсчетa гaзонефтяного сепaрaторa типa НГС: рaбочее дaвление 0,05 МПa, темперaтурa 313 К, рaсход поступaющей смеси 10000 м3/сут, гaзовый фaктор рaвен G(Рсеп)=100 при дaвлении и темперaтуре в сепaрaторе, обводненность смеси 30%. Необходимо определить тип и количество сепaрaторов.

Требуемую пропускную способность обеспечивaет сепaрaтор НГС-II-1,6-3000-2-И. Площaдь его поперечного сечения рaвнa



Площaдь поперечного сечения сепaрaторa, зaнятaя гaзом рaссчитывaется по формуле

Мaксимaльно допустимaя скорость гaзa в сепaрaторе определяется по формуле

Мaксимaльнaя объемнaя пропускнaя способность сепaрaторa по гaзу формулa (2.12)

Используя формулу определяется объемнaя пропускнaя способность сепaрaторa по жидкости

При нaгрузке поступaющей гaзонефтяной смеси 10000 м3/сут к устaновке принимaются 2 aппaрaтa НГС-II-1,6-3000-2-И, подключaемых пaрaллельно.

3. КОНСТРУКТИВНАЯ ЧАСТЬ

3.1 Очистка газов от газового конденсата

В создавшихся условиях развития рыночных отношений наблюдается тенденция к применению малогабаритных автоматизированных установок в блочно-агрегатном исполнении, что диктуется экономией энергетического потенциала.Использование вихревого эффекта при совершенствовании существующих систем нефтесбора и промысловой подготовки нефтяного газа, разработке новых, энергосберегающих технологий становится все более актуальной проблемой. Как и во всех других отраслях промышленности, интенсификация нефтехимических производств характеризуется увеличением выпуска конечного продукта. Интенсификация производства достигается как за счет роста скоростей химических реакций, температур, нагрузок, давления (параметров технологического процесса), так и за счет применения принципиально новых технологий и воздействий на ход технологических процессов .

Современные прогрессивные технологические процессы должны быть непрерывными и протекать с большими скоростями при условии эффективности и комплексного использования сырья и энергии. С исключением возможности загрязнения окружающей среды. Необходимо, чтобы повышение эффективности процессов проходило за счет уменьшения затрат рабочего времени на получение единицы продукции и сопровождалось снижением материальных и энергетических затрат при одновременном улучшении качества. Широкие возможности для интенсификации ряда существующих процессов создает применение вихревых аппаратов.

Расширение области применения и повышения эффективности вихревых устройств одна из проблем энерго- и ресурсосберегающих технологий и зашиты окружающей среды от вредных промышленных газовых выбросов.

Как и в других отраслях промышленности, интенсификация производств нефтегазовой отрасли характеризуется увеличением выпуска конечного продукта, которая достигается как за счет роста скоростей химических реакций, температуры и давления (параметров технологического процесса), так и за счет разработки и применения принципиально новых аппаратов, технологий и воздействий на ход технологических процессов. Поэтому современные технологические процессы должны быть непрерывными и протекать с большими скоростями при условии обеспечения эффективности и комплексного использования сырья и энергии. Актуальным с точки зрения исключения возможности загрязнения окружающей среды является необходимость повышения эффективности процессов за счет уменьшения рабочего времени на получение единицы продукции и снижения материальных и энергетических затрат при улучшении качества продукции.

Широкие возможности для интенсификации ряда существующих процессов создает применение аппаратов, работающих на принципах кавитационно-вихревых эффектов.

Поэтому расширение области применения и повышения эффективности вихревых устройств является одним из острых проблем внедрения энерго- и ресурсосберегающих технологий и защиты окружающей среды от вредных промышленных газовых выбросов.

Целью работы является разработка новых аппаратов, работающих на принципах кавитационно-вихревых эффектов, позволяющих осуществить осушку и очистку газов от сероводорода.

Предложен метод расчета селективного выделения газа из жидкой фазы, а также жидкой фазы из газа в закрученном потоке вихревых устройств. Сконструировано вихревое устройство, которое внедрено на установке очистки газов от сероводорода ОАО «Татнефтегаз» для регенерации отработанного моноэтаноламина.

Вихревые аппараты позволяют проводить технологические процессы с высокой эффективностью при незначительных затратах энергии. При вихревом течении возникают кавитации, генерируемые вихревыми колебаниями (пульсациями) потока, что способствует развитию поверхности контакта фаз. Однако до последнего времени эти аппараты не находили широкого применения для разделения газожидкостных сред. Автором проведен анализ существующих теоретических объяснений эффектов, при которых вихревые аппараты дают возможность проводить разделение систем: газ-жидкость, жидкость-жидкость.

Анализ литературного материала показал целесообразность проведения настоящей работы на основе комплексных исследований, направленных на разработку новых аппаратов с использованием кавитационно-вихревых эффектов. конденсат газ сепаратор вихревой

Для выяснения особенностей течения потоков в вихревом аппарате были проведены эксперименты, позволяющие изучить параметры течения и определить зависимость течения потока от формы камеры. С целью выяснения факторов, влияющих на форму каверны, было произведено измерение давления на оси вихревой камеры в каверне и за ней в жидкости. В большинстве опытов было обнаружено избыточное давление, которое практически не зависит от точки измерения внутри каверны и за ней. Давление определялось дифференциальным манометром по отношению к давлению на выходе из вихревого аппарата. Избыточное давление составляло несколько сантиметров водяного столба и медленно увеличивалось с ростом давления на выходе. Давление на выходе изменялось от 1,0 до 4,5 атм. В некоторых случаях наблюдалось возникновение отрицательных давлений внутри каверны, в случае схлопывания каверны. Влияние геометрии камеры на устойчивость каверны было изучено в сравнении работы двух подобных по размерам вихревых аппаратов, отличающихся соотношением входного диаметра и длины камеры. Для сравнения были выбраны две камеры с соотношением диаметров к длине 15 х 80 мм. ( рис.1,а) и 15 х 60 мм (рис.3.1,в). В первом случае интенсивное вихреобразование приводило к хаотическому движению каверны и даже в некоторых случаях к ее срыву. Во втором случае наблюдалась высокая устойчивость каверны, приобретшей форму цилиндрического столба. Движение каверны в первом случае удавалось подавить введением через выходное отверстие камеры твердого цилиндра на глубину 25 - 30 мм (рис.3.1,б), где диаметр цилиндра был на 30% меньше выходного отверстия.

Полученные эмпирические зависимости степени дегазации позволяют рассчитывать и оптимизировать конструктивные параметры вихревых закручивающих устройств (ВЗУ) для заданной производительности, оценивать степень выделения примесей малорастворимых газов из абсорбента и определять требуемые температуры.

Полученные экспериментальные зависимости создают основу расчета ВЗУ заданной производительности для дегазации газонасыщенных растворов в различных процессах абсорбции с последующей регенерацией абсорбента: ректификации, экстракции, деаэрации и др.

Рис.3.1 Схема течения жидкости в вихревом аппарате

3.2 ВЗУ для очистки газов от газового конденсата

Основными геометрическими параметрами ВЗУ, влияющими на процесс дегазации, являются: угол ввода и вывода жидкостного потока, величина относительной площади винтовых нарезок, их конфигурация и количество каналов на единицу длины. На рис.2 приведена схема предварительного закручивающего устройства.

Экспериментально были определены размеры предварительного винтового закручивающего устройства, которые приведены в таблице3. 1

Видно, что с увеличением диаметра ВЗУ уменьшается отношение оптимальных значений хода винтового канала к его глубине.

Рис.3.2. Схема камеры предварительной закрутки

Таблица 3.1 Геометрические размеры ВЗУ

Э,мм	200	150	120	80
S,мм	10	10	8	6
А,мм	25	7	5	3
S/А	0,4	1,42	1,6	2,0

Было установлено, что угол раскрытия диффузора варьируется в пределах от 22 до 56 угловых градусов.

На рис. 3.3 приведены графики расхода газожидкостного потока в зависимости от входного давления при различных значениях углов расположения предварительно завихряюших каналов.

В настоящее время добываемый газ в своем составе содержит от 1,6 до 5 г/м3 стабильного конденсата, от 100 до 500 г парообразной влаги на 1000м газа и до 1.65 г на 100 м сероводорода. Эти показатели не соответствуют требованиям ОСТ 51 40-74 «Газы горючие природные, подаваемые в магистральный газопровод»:

- температура точки россы -10°С -s- -20°С;

- механические примеси не более 3 г на 100 м3 газа;

- содержание сероводорода не более 2 г на 100 м3 газа.

Следовательно, для приведения качественных показателей добываемого газа в соответствие с требовании НТД необходимо произвести осушку его от влаги, извлечь конденсат и понизить температуру точки росы до требуемого уровня.

Внедрение технологий низкотемпературной подготовки газа в системе сбора газовых месторождений обеспечило рациональное использование энергии газового пласта. Позволило снизить опасность разгерметизации промысловых газопроводов и достичь более глубокого извлечения жидкого конденсата без использования специальных технологий и реагентов. Однако предложенный способ подготовки газа требует больших капитальных затрат и высокие энергетические затраты при эксплуатации. Для повышения эффективности разделения конденсата от газа нами предлагается использовать вихревое устройство, приведенное на рис3.4.

ВЗУ для очистки газов от газового конденсата содержит кожух 1, в котором концентрично с образованием межтрубного кольцевого пространства 2 установлена вихревая труба 3 с камерой горячего потока 4 и энергоразделителем, выполненным в виде входных тангенциальных сопел 5 в стенке вихревой трубы 3, со стороны входного торца трубы 3, и диафрагменного диска 6, перекрывающего выходной торец кожуха 1 и входной торец вихревой трубы 3. Диск 6 энергоразделителя выполнен со сквозным осевым каналом 7, связывающим камеру 4 горячего потока с камерой 8 холодного потока.

Для отвода конденсата в диске 6 выполнены профилированные радиальные каналы 9, связывающие межтрубное пространство 2 с емкостью 10 для сбора конденсата.

Рис. 3.4. Вихревое устройство для разделения газового конденсата

На другом конце вихревой трубы 3 в ее стенке проведены выходные тангенциальные сопла 11, связывающие камеру 4 горячего потока с межтрубным кольцевым пространством 2, а выходной торец вихревой трубы 3 перекрыт эжектором 12; по наружной поверхности вихревой трубы 3 выполнено оребрение 13. Очищаемый газ поступает в устройство через патрубок 14 ввода, а через патрубок 15 отводится очищенный газ.

Эффективность в предлагаемом вихревом аппарате достигается тем, что в качестве абсорбента используется собственный газовый конденсат. Перед разделением абсорбента на два потока его предварительно завихряют, а последующее завихрение одного из потоков абсорбента производят в вихревой трубе с одновременной конденсацией абсорбента в ней, при этом в вихревой трубе поддерживают пресыщение, степень которого М определяется из выражения

M = (P1 - P2 )KC(t / 2nRT)),

где Р1 и Р2 - давление входящего потока и отводящего потока газа;

К - экспериментальный коэффициент;

С - площадь отверстий выхода абсорбента;

т - молярный объем абсорбента в поле контакта с газом;

R - универсальная газовая постоянная;

Т - абсолютная температура газа на периферии в вихревой трубе;

После дросселирования газожидкостной смеси абсорбент подают на абсорбцию.

Благодаря тому, что в качестве абсорбента используется собственный газовый конденсат, появляется возможность обеспечения очистки газа без введения дополнительного химического абсорбента и процесса его регенерации, что существенно снижает затраты на осуществление процесса очистки.

Получение собственного газового конденсата осуществляется тем, что поток газа завихряется в вихревой трубе, где поддерживается пресыщение М, величина которого определяется по формуле, приведенной выше. В результате вихревого эффекта периферийный теплый поток передает свое тепло холодному входящему очищаемому газу, конденсируется и непрерывно выводится на абсорбцию в парообразном состоянии. Такое формирование абсорбента в виде собственного газового конденсата значительно упрощает технологический процесс очистки и уменьшает цикл подготовки газа.

Выполнение на наружной поверхности вихревой трубы оребрения позволяет осуществить предварительное завихрение газового потока и абсорбента и обеспечить разделение абсорбента на два потока, один из которых отводится в виде конденсата, а другой подается через входные тангенциальные сопла в вихревую трубу, где его вновь завихряют для интенсификации процесса осушки.

Процесс образования абсорбента в виде собственного газового конденсата и абсорбционная очистка газа идут непрерывно замкнутым циклом по мере поступления в устройство газа для очистки с постоянным отводом очищенного газа и конденсата.

Разработанный аппарат успешно испытан и внедрен на Кокуйском месторождении на площадке подготовки газа. Результаты испытаний показали, что очищаемый газ с газожидкостным конденсатом и влагой имеет следующий состав, об. %:

метан - 63,4;

этан - 9,4;

пропан - 3,1;

изобутан - 0,6;

н-бутан - 0,5;

изопентан - 0,2;

н-пентан - 0,1;

кислород - 2,6;

азот - 20,1;

содержание сероводорода, вес. 6%,;

газа в количестве 27500 нм /ч при Т = 0°С под давлением 1,95 МПа поступает на эжектор 12. При сбросе давления вследствие дросселирования на 0,35 МПа поток газа завихряется и делится на два потока. Отсепарированный газовый конденсат, как более тяжелый, выводится с периферийной зоны потребителю. А второй поток газа вновь завихряют в вихревой трубе 3, в которой поддерживают пересыщение, степень которого М = 1,72.

Один из потоков газа, возникших вследствие вихревого эффекта в вихревой трубе 3 (рис. 3.4), делится на две зоны: теплую - периферийную и холодную - осевую. Холодный осушенный поток до Т росы = -20°С имеет следующий состав, об. %: метан -64,6; этан - 9,5; пропан - 3,1; изобутан - 0,5; н-бутан - 0,1; кислород - 2,2; азот - 20; содержание влаги по Фишеру (2) -0,061 г/м , содержание сероводорода, вес. %, отсутствует. Его в количестве 26675 нм3 /ч при температуре 0°С и под давлением 1,6 МПа вывели потребителю.

Газовый конденсат практически состоял только из светлых нефтяных фракций и в стабильном состоянии отвечал требованиям отраслевого стандарта ОСТ 51.65-80. Его фракционный состав по Энглеру, °С: НК-28; 5% 55; 10% 60; 20% 70; 30% 79; 40% 87; 50% 95; 60% 102; 70% 112; 80% 124; 90% 150; 95% 180; К.К. 190.43

Газовый конденсат с отношением выход/остаток 96/2,5 в количестве 3,3 т/сутки с давлением 1,6 МПа при температуре 0°С направляется потребителю как сырье для производства моторных топлив.

Из результатов промышленных исследований следует:

- использование в качестве абсорбента собственного конденсата позволяет исключить использование большого количества химического реагента;

- предельные и запредельные перепады давлений показывают высокую эффективность контакта очищаемого газа с абсорбентом в виде собственного газового конденсата, полученную благодаря предложенной степени пресыщения;

- обеспечивается высокая степень очистки газа от газового конденсата;

- допустимые расходы потоков газа позволяют получить дополнительное количество конденсата и вывести его потребителю;

- появляется возможность очистить газ ниже температуры росы при исключении процесса замерзания конденсата, при этом дросселирование не приводит к выходу из строя оборудования.

Известно, что гидраты газов представляют собой твердые соединения (клатраты), в которых молекулы газа при определенных давлениях и температурах заполняют структурные пустоты кристаллической решетки, образованной молекулами воды с помощью прочной водородной связи.

Молекулы воды при образовании гидрата и сооружении полостей как бы раздвигаются молекулами газа, заключенными в эти полости. Удельный объем воды в гидратном состоянии возрастает до 1,26 - 1,32 см3/г (удельный объем воды в состоянии льда - 1,09 см3/г). Соотношение воды и газа зависит от размера молекул газа - гидратообразователя. Один объем воды в гидратном состоянии связывает в зависимости от характеристики исходного газа от 70 до 300 объемов газа.

Чем выше молекулярная масса индивидуального газа или смеси газов, тем ниже требуется давление для образования гидратов при одной и той же температуре. Экспериментально доказано, что в объеме воды при наличии центров кристаллизации активно образуются гидраты. Скорость накопления гидрата при этом определяется разницей содержания равновесного газа в воде до и после образования гидрата.

Поэтому, для прогнозирования места образования и интенсивности накопления гидратов в различных частях технологической системы транспорта газа необходимо знать влагосодержание газа и изменение его в различных термодинамических условиях.

График равновесных параметров гидратообразования построен на рис. 5.

Для предупреждения образования гидратов в потоке газов необходимо устранить хотя бы одно из основных условий существования гидратов: высокое давление, низкую температуру или влагу. В связи с этим основными методами борьбы с гидратами являются понижение давления, повышение температуры, осушка газов или ввод антигидратных ингибиторов.

Нами предлагается для предотвращения гидратообразования проводить удаление влаги (осушку) используя ВЗУ.

Для осушки газа с малым конденсатным фактором требуется удалить только часть влаги и снизить относительную влажность газа примерно на 6070%. Иными словами, нужно понизить точку росы газа до такой величины, чтобы она была на 5-7 °С ниже рабочей температуры в газопроводе, что мы и имеем после дросселирования газа на скважинах и в газопроводе внешнего транспорта газа.

Предварительные расчеты аппаратов основывались на расчетах вихревых труб для газов и труб, работающих на двухфазных потоках, в которых при увеличении концентрации жидкости от 0,1 до 1,5 % резко снижалась разность температур охлаждения tx и температур нагревания Тг, поскольку для В3У, работающих на двухфазных потоках с более высоким содержанием жидкости, данные отсутствуют. Расчет вихревого аппарата проводился по методике, представленной в третьей главе.

Аппарат был смонтирован в технологическую схему по осушке газа, которая показана на рис3.6.

Рис.3. 5. График равновесных параметров гидратообразования

На рис. 3.6 приведена технологическая схема по осушки газа с использованием ВЗУ.

Полученные результаты в ходе промышленного пробега представлены ниже. Если перед вихревым аппаратом содержание влаги в газе по Фишеру составляло 5,05 % масс., то после осушки снизилось до 0,061 % масс. , температура росы газа достигла -20 С.

Нами рассматривается вопрос десорбции в вихревых аппаратах при регенерации моноэтаноламина (МЭА) от сероводорода для установок абсорбционной очистки газа. Приводятся результаты исследования вихревых эффектов и методика расчета вихревых аппаратов.



Рис. 3.6. Технологическая схема сбора и осушки газа

По характеру трансформации тепла установку абсорбционной очистки газа от сероводорода можно отнести к группе расщепительной трансформации, где абсорбция и десорбция газа абсорбентом производятся при нагреве и охлаждении, сжатии и сбросе давления.

При расщепительной трансформации к установке подводится поток тепла Qc среднего потенциала с температурой Тс, который в установке делится (расщепляется) на два потока - низкого ТН и повышенного ТВ потенциала.

Здесь в отличие от системы прямого потребления тепла необходимо осуществление двух циклов. Первый является прямым и служит для получения работы L при использовании тепла среднего потенциала Qc , подводимого на уровне ТС > ТОС .

Работа L в данном случае используется для осуществления обратного цикла , служащего для отвода тепла со среднего уровня ТС на верхний ТВ. Аналогичный результат может быть получен не только с помощью осуществления циклов, но и посредством использования разомкнутого процесса (и даже вообще без изменения состояния рабочего тепла- при использовании электромагнитных явлений в развитой гидродинамической кавитации на струйных установках вихревого типа).

Примером использования системы второго вида может служить установка, принципиальная схема которой показана на рис.3.8. К установке подводится поток газа GC при давлении РС и температуре Т<с который орошается абсорбентом и разделяется на две части. Одна часть потока газа растворяется в абсорбенте, другая, очищенная, выводится с установки. Насыщенный абсорбент со значением расхода Gx поступает в промежуточный теплообменник, нагревается и разделяется на два газожидкостных потока. Один из потоков с расходом Gx1+H2S поступает в струйную вихревую установку и расширяется в ней при изменении давления с РС до РН . При этом в процессе расширения газожидкостного потока идет дегазация газа, вследствии, чего и температура газа понижается с ТС до ТН<ТОС . Затем очищенный газ выводится к потребителю, а регенерированный абсорбент возвращается на аб-сорбцию с расходом СХ1 - Другая часть абсорбента с расходом GX2 +H2S поступает в десорбер и расширяется в нем при изменении давления с РС до РН . В процессе расширения и нагрева идет полная дегазация абсорбента, при этом температура абсорбента повышается с ТС до ТВ, и регенерированный абсорбент возвращается на абсорбцию через теплообменник с расходом Gx2-H2S, где отдает свое тепло насыщенному раствору и охлаждается от температуры ТВ до ТН.

Таким образом, в рассматриваемой установке в результате использования энергии давления подведенного потока газа при ТС>ТО.С. происходит разделение потока абсорбента на две части: GX1 +H2S с низкой температурой регенерации ТН и поток GX2 +H2S с повышенной температурой регенерации ТВ . Первый из них может быть использован для абсорбции как грубо регенерированный абсорбент, второй - как тонко регенерированный.



Рис.3.8. Схема абсорбционной очистки газа

Рис.3.7.Вихревой аппарат для регенерации МЭА

По характеру протекания процесса во времени установка относится к группе непрерывного действия, и характеристика работы меняется только в пределах, определяемых регулированием, что экономически часто может быть более выгодным из-за меньших габаритов и меньшего числа элементов оборудования благодаря возможности совмещения разных функций в одном аппарате.

Постепенное расширение области использования струйных установок вихревого типа (вихревая труба на втором потоке абсорбента с расходом GX2 +H2S), отличающихся исключительной простотой конструкции, обусловлено их преимуществом, проявляющимся там, где имеется источник сжатого газа, что исключает необходимость использования специального компрессора.

На основании вышеприведенных результатов исследований был разработан и сконструирован кавитационно-вихревой аппарат (рис.3.7) для процесса десорбции сероводорода из раствора МЭА, который внедрен на установке по очистке газа от сероводорода. Результаты, полученные в ходе промышленных испытании, приведены в табл.3. 2.

Вихревой аппарат для регенерации раствора МЭА показал хорошую степень дегазации кислых газов (до 45%) . Экономия тепловой энергии, при этом затрачиваемая на регенерацию МЭА при эксплуатации ВЗУ, снизилась на 30%. При внедрении трех и более ступеней регенерации МЭА предложенными вихревыми аппаратами возможно исключение из технологической схемы колонны - десорбера.

Таблица 3.2 Результаты промышленных испытаний

Номер образца	Содержание сероводорода в растворе МЭА, г/л	Температура раствора МЭА перед ВЗУ, °С	Расход раствора МЭА, м /ч
	на входе в ВЗУ (после К-1)	на выходе ВЗУ	на выходе из К-2
1	22,5	15,3	12,7	90	10
2	32,1	18,7	16,2	80	8
3	28,1	16,0	14,3	85	8
4	25,9	14,2	12,1	90	8
5	26,3	15,0	11,5	90	8
6	28,5	17,0	12,0	80	8
7	27,7	15,5	10,0	90	10
8	27,5	15,4	10,5	93	10

Анализ литературы и патентных материалов указывает, что наметилась тенденция предпочтительного использования энергии потока в кавитационных вихревых аппаратах. Проведенное экспериментальное и визуальное изучение работы вихревого аппарата позволило установить следующие основные физические принципы действия аппарата:

во - первых, дегазирующие действия резкого падения давления жид-

кости в закручивающем устройстве;

во-вторых, сепарирующие действия центробежных сил при разделении газа и жидкости;

в-третьих, влияние на устойчивость работы аппарата характера течения жидкости, определяемого, в свою очередь, формой и размерами аппарата.

Разработанный кавитационно-вихревой аппарат для выделения газового конденсата и влаги из газа позволяет достичь содержания влаги по

Фишеру 0,061 г/м3, что предотвращает образование гидратов.

Внедрение вихревого аппарата в процесс десорбции позволяет проводить процесс регенерации МЭА без использования аппаратов колонного типа.

3.3 Прочностной расчет корпуса аппарата

Корпус изготавливают из трубных заготовок точением или из холодных комбинированных труб повышенной точности длиной 210, 360 и 500 мм.

Корпус аппарата будет рассчитываться в следующей последовательности.

Выбираем наружный диаметр и внутренний корпуса аппарата.

Dвн.=0,092 м, Dвн=0,08 м

Определяем предварительную затяжку пакета ступеней с учетом коэффициента запаса плотности верхнего стыка по формуле:

T=рКсgНrвн.[1-Eк-Fк/2 (ЕкFк+Ена Fна)]

где К - коэффициент запаса плотности стыка;

К=1,4

с - плотность ;

g - ускорение свободного падения;

g = 9,8 м/с

H- максимальный напор аппарата;

Н =1300 м

r - внутренний радиус расточки корпуса аппарата;

r=0,04 м

Ек- модуль упругости материала корпуса аппарата;

Ек=0,1х106Мпа

Fк - площадь поперечного сечения корпуса аппарата;

Fк=1,62 10-3 м 2

Ена- модуль упругости материала направляющего аппарата;

Ена=1,45 10 5МПа

Fна - площадь поперечного сечения направляющего аппарата;

Fна=6,08 10-4 м2

Т=3,14 1,4 1000 9,81 1160 0,042 [1-2,1 1061,62[10-3/2(2,1106 1,6210-3 +1,45105 6,0810-4 ) ]=48256Н

Находим общее усилие, действующее вдоль оси корпуса по выражению:

Q=Т+сgНrвн 2 EкFк/2(ЕкFк+ЕнаFна)+G + рКсgНrвн

где Т - предварительная затяжка пакета ступеней, определенная по формуле

Т=48256Н

G - масса погружного агрегата;

G =20505 Н;

Hmax - максимальный напор аппарата;

Нmax =3500 м

Q = 268519Н

4 Вычисляем осевое напряжение в опасных сечениях корпуса по формуле

у=Q/Fк

где Q - общее усилие, действующее вдоль корпуса аппарата, определенное по

Q=268591 Н

Fк - площадь ослабленного сечения корпуса по наружному диаметру трубы;

Fк =1,2410-3 м2

уz=268519/1,2410-3=220МПа

Определяем тангенциальное напряжение в опасных сечения, по выражению

у=pgHmaxrвн/S-MT/F'

где S - толщина корпуса в опасном сечении;

S=0,009 м

M - коэффициент Пуассона;

M=0,28

ут=142 Мпа

3.4 Прочностной расчет винтов муфты

Расчет винтов на срез произведем по формуле:

ф?[ф]

где ф - напряжение среза действующее на винты страховочной муфты;

[ф] - допускаемое напряжение среза.

Допускаемое напряжение среза определяется по формуле:

[ф]=0,4ут

ут=360МПа.

[ф]=0,4360=144МПа

Напряжение среза действующее на винты определяем по формуле

ф=4S/ndz

где S - сила среза действующая на винты;

d - внутренний диаметр резьбы;

d=0,0085 м;

-количество винтов, z=2;

Находим силу среза по выражению

S=mg

где m - масса насосного агрегата

m=709 кг

g - ускорение свободного падения;

g =9,8 м/с

S=7099,81=6955,29 кгм/с2 =6955,29 Н

Определяем напряжение среза, действующее на винты страховочной муфты по формуле

ф=6955,294/3,140,00855 2=61285468 Па=61,29 МПа.

Прочностной расчет винтов на срез является допустимой, так как 61,29<144

Коэффициент запаса прочности винтов определяем из выражения

n=[ф]/ ф

где [ф] - допускаемое напряжение среза, [ф]=144 МПА

ф - напряжение среза действующее на винты муфты,

ф=61,29 Мпа

П=144/61,29=2,35

Полученный коэффициент запаса прочности является достаточным.

3.5 Прочностной расчет корпуса вихревой камеры

Расчет корпуса вихревой камеры будет рассчитываться на растяжение в опасном сечении. Расчет вихревой камеры в опасном сечении произведем по формуле:

у?[у]

где у - сопротивление при растяжении действующее в опасном сечении вихревой камеры;

[у] - допустимое сопротивление при растяжении.

Допустимое сопротивление при растяжении определяется из выражения

у=0,3ут

где ут - предел текучести материала для материала сталь 30 Л, из которого отлита полумуфта ут=240 Мпа

[у]=0,3240=72 Мпа

Определяем напряжение, получаемое давлением максимальной нагрузки на площадь по формуле:

у=S/F

где S - максимальная нагрузка действующая на полумуфту, определенная по формуле

S=6955,29Н

F - площадь вихревой камеры в опасном сечении;

F=5,6810-4 м 2

у=6955,29/5,6810-4=12245228Па=12,25МПА

Прочность вихревой камеры в опасном сечении является допустимой, так как 12,25 МПа<72 Мпа

Коэффициент запаса прочности определяем из выражения

П= [у] /у

где [у] - допускаемое сопротивление при растяжении;

[у]=72 МПА

у- сопротивление при растяжении действующее в опасном сечении муфты;

у=12,25 МПА

П=72/12,25=5,87

Полученный коэффициент запаса прочности является допустимым.

3.6 Подбор и определение размеров энергоразделителя

1 Определение силы давления газа на диафрагму

Так как клапан открывается при избыточном давлении Ризб рассчитаем силу, действующую на клапан

,

где Ризб - избыточное давление в полости протектора, Ризб = 2,2МПа;

Sкол - площадь соприкосновения газа с клапаном.

,

где Rнар - радиус наружного кольца клапана;

Rвн - радиус внутреннего кольца.

мм2

Н

Расчет и подбор энергоразделителя

По конструктивным соображениям принимаем: Р1=5Н; Р2=26,2Н; h=5.10-3м;

D=9 ч11мм; V0=1м/с

Пользуясь таблицей принимаем, что при заданной выносливости пружину следует отнести к I классу.

.

По формуле пользуясь интервалом значений =0,05ч0,25 находим граничное значение силы Р3

Н

Исходя из заданного диаметра и интервала сил, выбираем пружину № 240 с данными d=1мм, D =10мм; Р3=28Н; z = 1,372.104Н; f=2,041мм.

Учитывая, что для энергоразделителя I класса норма напряжений 3=0,3В (таблица 2) находим, что для найденного диаметра проволоки расчетное напряжение

3= 0,3.210=6.3.106Па

Принадлежность к I классу проверяем путем определения отношения , для чего предварительно находим критическую скорость по формуле

,

м/с.

и

Полученная величина свидетельствует об отсутствии соударении витков и, следовательно, выбранная пружина удовлетворяет заданным условиям. Остальные размеры определяем по формулам из таблицы 10 [18].

Жесткость энергоразделителя

,

где h - рабочий ход энергоразделителя, м;

Н/м.

Число рабочих витков энергоразделителя

витка

.

Н/м.

При полутора нерабочих витках полное число витков

,

где n2 - нерабочие витки, n2 = 1,5витка

витков

Вычислим деформации:

предварительная деформация

,

м

рабочая деформация

м

максимальная деформация

,

м

Вычислим высоту:

Высота энергоразделителя при максимальной деформации

,

где d - диаметр сечения энергоразделителя

м

высота энергоразделителя в свободном состоянии

,

м

высота энергоразделителя при предварительной деформации

,

м

высота энергоразделителя при рабочей деформации

,

м

Шаг энергоразделителя

,

где f3 - наибольший прогиб одного витка,м

м

4. ОХРАНА ТРУДА И ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ

4.1 Охрана труда

При работе на персонально-вычислительных машинах в КПО придерживаются Санитарному законодательству Республики Казахстан, а именно, раздел «Санитарные правила для прочих видов деятельности и производственных объектов».

Трудовые отношения администрации КПО б.в. с работниками основываются на законодательстве Республики Казахстан.

Трудовая деятельность рабочих и служащих начинается с заключения индивидуального трудового договора, контракта.

Индивидуальный трудовой договор - двустороннее соглашение между работником и работодателем, заключаемом в письменной форме, по которому работник обязуется выполнить работу по определенной специальности, квалификации или должности с исполнением актов работодателя, а работодатель обязуется своевременно и в полном объеме выплачивать работнику заработную плату и иные, предусмотренные законодательством и соглашением сторон, денежные выплаты, обеспечивать условия труда, предусмотренные законодательством о труде и коллективным договором.

Нормальная продолжительность рабочего времени не должна превышать 40 часов в неделю при пятидневной рабочей неделе с рабочим днем продолжительностью 8 часов, а при работе вахтовым методом - семи рабочих дней продолжительностью 12 часов с семью последующими днями отдыха.

В исключительных случаях работники могут привлекаться к работам в сверхурочное время, если потребуется выйти на работу в выходные или праздничные дни. В этом случае его труд будет оплачен в соответствии с законом Республики Казахстан «О труде». Порядок и условия привлечения к сверхурочным работам, а также оплата работ осуществляется в соответствии с законодательством Республики Казахстан.

Для отдельных категорий работников устанавливается сокращенная продолжительность рабочего времени:

- Для работников в возрасте от четырнадцати до шестнадцати лет - не более 24 часов в неделю; от шестнадцати до восемнадцати - не более 36 часов в неделю;

- Для работников, занятых на тяжелых физических работах и работах с вредными условиями труда, - не более 36 часов в неделю.

На работах, где по условиям производства предоставление перерыва невозможно, работодатель обязан обеспечить работнику возможность отдыха и приема пищи в рабочее время. Перечень таких работ, порядок и место для отдыха и приема пищи устанавливаются актами работодателя.

Продолжительность ежедневного отдыха работника между окончанием работы и ее началом в следующий день (смену) не менее 12 часов.

Работникам предоставляются выходные дни (время еженедельного непрерывного отдыха).

Работающим по индивидуальному трудовому договору гарантируется ежегодный оплачиваемый трудовой отпуск с сохранением места работы.

Работникам, обучающимся в организации образования, могут предоставляться оплачиваемые и неоплачиваемые дополнительные отпуска на период сдачи экзаменов, подготовки и защиты дипломного проекта (работы), сдачи выпускных экзаменов.

Работодатель ежегодно предусматривает выделение средств на приобретение путевок на санитарно-курортное лечение для работников и членов их семей согласно существующему коллективному договору.

Организация и ответственность за нарушение правил. Компания обязана внедрять современные средства техники безопасности для избежания производственного травматизма и обеспечивать санитарно-гигиенические условия, предотвращающие возникновения профессиональных заболеваний работников.

Для проведения мероприятий по охране труда выделяются в установленном порядке средства и необходимые материалы.

Работник обязаны изучить инструкции по технике безопасности и строго выполнять указанные в них требования.

Компания несет материальную ответственность за ущерб, причиненный работникам увечьем или иным повреждением здоровья, связанным с использованием ими своих трудовых обязанностей.

За нарушение трудовой дисциплины работникам предусматриваются следующие дисциплинарные взыскания:

- замечание;

- выговор;

- расторжение индивидуального трудового договора.

Законодательством Республики Казахстан кроме дисциплинарной ответственности, предусмотрена административная, уголовная и материальная ответственность.

Рабочие несут ответственность за нарушения требований безопасности, относящихся к выполняемой работе, или специальных инструкций в порядке, установленном действующим законодательством.

Постоянно присутствующая потенциальная опасность на Карачаганакском месторождении - высокое содержание сероводорода (3% - 5%) в добываемом углеводородном сырье.

Свойства сероводорода (H2S):

1. очень ядовитый бесцветный газ, который убивает;

2. запах тухлых яиц при малых концентрациях;

3. быстро убивает способность различать запахи (обоняние);

4. легко распространяется ветром;

5. тяжелее воздуха и собирается в углублениях и низких местах;

6. горит голубым пламенем, при горении образуется двуокись серы, это тоже ядовитый газ;

7. растворяется в воде, сырой нефти, бензине и буровых растворах.

В случае выброса сероводорода необходимо:

1. немедленно надеть дыхательный аппарат (предназначен только для эвакуации);

2. выключить необходимое оборудование, механизмы и транспортные средства, привести рабочее место в безопасное состояние;

3. проверить направление ветра, и, двигаясь в сторону, перпендикулярно направлению ветра, покинуть территорию и прийти в назначенное место сбора при эвакуации;

4. в месте сбора ожидать дальнейших указаний от руководителей и сотрудников КИО.

В процессе производства необходим контроль над опасными веществами.

К опасным производственным факторам относятся:

1. взрывоопасность газа, конденсата, метанола и других веществ;

2. пожароопасность.

К основным факторам, оказывающим влияние (благоприятное и неблагоприятное) на условия труда работников, относятся - микроклимат на производстве, загазованность и запыленность воздуха рабочей зоны, освещенность, шум и вибрация.

Эксплуатация электронагревательных приборов без письменного разрешения руководства объекта, без согласования с пожарной охраной запрещается.

Запрещается использовать для освещения колодцев и нефтеловушек фонари, факелы и другие виды открытого огня. Допускается применение фонарей во взрывобезопасном исполнении.

По окончанию рабочего дня в помещениях, не имеющих дежурного персонала, все электроустановки и сети должны быть отключены.

Карачаганакское месторождение одно из наиболее ценных достояний Казахстана. Оно находится в Западно-Казахстанской области на северо-востоке от 51 северной широты и 50 восточной долготы вблизи города Аксай, в 120 км к востоку от Уральска, 150 км к юго-западу от Оренбурга. Площадь месторождения составляет 500 км2. По запасам углеводородов оно уступает только Тенгизу. Карачаганакское месторождение огромно. Его извлекаемые запасы составляют более 250 миллионов тонн нефти и 600 миллиардов кубических метров газа. Оно было открыто в ходе буровых работ в 1979 году. В 1984 году началась опытно-промысловая эксплуатация. Максимум добычи пришелся на 1991 год.

Безопасность работы будет обеспечена, если буровое оборудование и инструмент будут соответствовать нормам и правилам техники безопасности.

Большое внимание уделяется охране окружающей среды и качественной проводке скважины.следуящая конструкция скважины.

При бурении нефтяных и газовых скважин значительное число несчастных

Для этого применяют новые технологии:

Цементирование скважин осуществляется по рекомендуемой технологии с целью получения более качественного цементного камня.

Применение телеметрических систем при зарезке скважины.

Анализы несчастных случаев в бурении свидетельствует о том, что большая часть их происходит вследствие применения неправильных приемов труда. При ведении работ нередко нарушают действующие правила по технике безопасности. Это обусловлено или неудовлетворительным инструктажем, или не правильной организации труда, или недостаточным техническим надзором со стороны инженерно-технических работников.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Анализ литературы и патентных материалов указывает, что наметилась тенденция предпочтительного использования энергии потока в кавитационных вихревых аппаратах. На основании вышеприведенных результатов исследований был разработан и сконструирован кавитационно-вихревой аппарат (рис.3.7) для процесса десорбции сероводорода из раствора МЭА, который внедрен на установке по очистке газа от сероводорода. Результаты, полученные в ходе промышленных испытании, приведены в табл.3. 2.

Вихревой аппарат для регенерации раствора МЭА показал хорошую степень дегазации кислых газов (до 45%) . Экономия тепловой энергии, при этом затрачиваемая на регенерацию МЭА при эксплуатации ВЗУ, снизилась на 30%. При внедрении трех и более ступеней регенерации МЭА предложенными вихревыми аппаратами возможно исключение из технологической схемы колонны - десорбера.

Основные физические принципы действия аппарата:

во - первых, дегазирующие действия резкого падения давления жидкости в закручивающем устройстве;

во-вторых, сепарирующие действия центробежных сил при разделении газа и жидкости;

в-третьих, влияние на устойчивость работы аппарата характера течения жидкости, определяемого, в свою очередь, формой и размерами аппарата.

Разработаные новые конструкции вихревых устройств, позволяют устранить несовершенства других устройств, а именно:

- обеспечить устойчивое вихревое закрученное течение внутри аппарата;

- обеспечить селективное выделение газа из жидкости и жидкости из газа.

...