книги / Переработка нефтяных и природных газов

Рис. tv.li.

диаграммы составляют и решают уравнения теп­ ловых нагрузок относительно продолжительно­ сти тА, тв, тс и rD рассмотренных этапов десор-

лученная в результате расчета, отличается от принятой более чем на 5%, то за исходную при­ нимается расчетное значение Тн и расчет повто­

цикла включает и длительность охлаждения и

один аппарат) схем продолжительность десорб­

Предотвращение гидратообразования методом впрыска ингибитора

Для расчета процесса предотвращения гидратообразования методом впрыска ингибитора необходимы следующие исходные данные: давление и температура сырого газа; производительность установки по сырому газу; тип и концентрация свежего ингиби­ тора; минимальная температура газа в процессе контакта с инги­ битором.

В результате расчета определяют общий расход ингибитора

иего конечную концентрацию. Последовательность расчета (рис. IV. 11).

1.Конкретизация значений исходных данных.

2.По рис. III .2 (см. с. 116) определяют температуру гидрато­

образования газа t.

3.По уравнению, приведенному на с. 117, определяют пониже­ ние температуры гидратообразования At при впрыске ингибитора.

4.Определяют влагосодержание газа до и после впрыска гли­

(Wj — и>2) «а

(IV.39)

ttj — аа

281

Равновесная концентрация метанола в паровой фазе при различных давлениях и темпе­ ратурах (в г/100 м3 на каждый процент метанола в жидкой фазе)*

гДе 8п — расход нелетучего ингибитора, кг/1000 м3; а1г а2— массовая концен­ трация вводимого и отработанного ингибитора, %.

Для легколетучего ингибитора (метанола) удельный расход складывается из количества, необходимого для насыщения его свободной водой и для насыщения им газовой фазы, т. е.

где а — отношение содержания метанола в газе, необходимого для насыщения газа, к концентрации метанола в жидкости. Содержание метанола в газе, необ­ ходимое для его насыщения находится по рис. IV. 12 [10].

АМИНОВАЯ ОЧИСТКА

При очистке газа в большинстве случаев концентрация серо­ водорода в очищенном газе не должна превышать 2 г/100 м3. Такую степень очистки легко достичь при использовании в ка­ честве абсорбента аминовых растворов.

Для удаления H2S и С02 из газов чаще других используют растворы моноэтаноламина (МЭА). Это связано в первую очередь с высокой поглотительной способностью и стабильностью раство­ ров МЭА; низкой стоимостью и доступностью его. Однако моноэтаноламин необратимо реагирует с сероксидом углерода (COS),

282

сероуглеродом (CS2) и меркаптанами (RSH). Поэтому применение МЭА практически ограничивается очисткой природного и попут­ ного нефтяного газа, не содержащих эти примеси. Если есть опас­ ность разложения раствора МЭА из-за присутствия в исходном газе значительных количеств COS, CS2 или RSH, то вместо моноэтаноламинового раствора рекомендуется применять растворы диэтаноламина (ДЭА), которые стабильны в присутствии указан­ ных соединений.

Ниже приводятся общие рекомендации и порядок расчета про­ цесса аминовой очистки газа и в первую очередь моноэтаноламиновой очистки.

Объем поглощенного H2S или С02 можно определить по фор­ муле

где Q — объем очищаемого газа, м3/ч; сг — концентрация H2S или С02 в исход­ ном газе, % об.; с2— концентрация H2S или С02 в очищенном газе, % об.

При этом следует указать, что в материальных расчетах коли­ чество очищаемого газа и его давление условно применяются рав­ ными объему и давлению очищенного газа.

Необходимый объем поглотительного раствора определяется по формуле

H2S (СОа), м3/ч; с — равновесная концентрация H2S (С02) в насыщенном растворе, зависящая от парциального содержания H2S (С02) в очищаемом газе, концен­ трации МЭА в поглотительном растворе, температуры насыщенного раствора [11]; с' — концентрация H2S (С02) в регенерированном растворе; а — практическая степень насыщения раствора сероводородом (диоксидом углерода), доли от рав­ новесной, принимается равной 0,4.

2. Концентрация поглотительного раствора моноэтаноламина обычно колеблется от 8 до 15% в зависимости от содержания серо­ водорода и диоксида углерода в очищаемом газе. При очистке газа другими аминами используют более концентрированные растворы.

При расчете установок аминовой очистки объем циркулиру­ ющего поглотительного раствора можно определить с помощью кривых, представленных на рис. IV. 13 и IV. 14.

3. После определения (выбора) массы поглотительного рас­ твора можно рассчитать фактическое насыщение его сероводоро­ дом или диоксидом углерода следующим образом:

где с' — концентрация H2S или С02 в регенерированном растворе; V — коли­ чество поглощенного H^S или С02; G— количество циркулирующего поглоти­ тельного раствора.

283

Рис. IV. 13.

Поглотительная способность аминовых растворов различной концентрации по отноше­ нию к кислым газам:

/ — МЭА; 2 — ДЭА; 3 -Т Э А .

Рис. IV .14.

Зависимости скорости циркуляции аминовых растворов от их концентрации:

1—3 — концентрация кислых газов в насыщенном растворе соответственно 0,3 моль/моль

ДЭА; 0,4 моль/моль ДЭА; 0,3 моль/моль МЭА.

Концентрация кислых газов в насыщенном растворе на выходе из абсорбера не должна превышать 0,3—0,4 моль/моль МЭА или 0,4—0,5 моль/моль амина при использовании водных растворов ДЭА, так как при более высоких концентрациях кислых компонен­ тов в поглотительном растворе наблюдается интенсивная корро­ зия аппаратов.

4. Максимальная температура контакта при удалении из газа сероводорода 38 °С. Если цель очистки — удаление СОа, то тем­ пературу контакта можно повысить до 65—70 °С.

5. Температура регенерированного раствора, подаваемого в абсорбер, должна быть на 1—6 °С выше температуры выходя­ щего из абсорбера газа и обычно равна 40 °С. Это необходимо для предотвращения конденсации тяжелых углеводородов, содер­ жащихся в газе. При определении температуры раствора, выходя­ щего из абсорбера принимается, что вся теплота, выделяющаяся при абсорбции кислых газов, идет на нагрев раствора. Величину нагрева поглотительного раствора рассчитывают, исходя из ко­ личества поглощенных кислых компонентов. Теплоту абсорбции H2S и С0 2 моноэтаноламином можно принять равной 1890 кДж/кг.

где Di — диаметр абсорбера, м; Q — количество газа, поступающего на очистку,

284

Рис. IV .15.

Зависимость производительности абсорбера Q в млн. м3/сут от рабочего давления и диа­

метра:

7. Высота абсорбера определяется конструкцией аппарата. Для абсорбера тарельчатого типа она зависит от числа тарелок, необходимых для обеспечения требуемой степени очистки газа. Учитывая, что коэффициент полезного действия тарелок не пре­ вышает 25—40%, число их обычно принимается равным 25— 30 шт. Из-за возможного вспенивания раствора обычно расстоя­ ние между тарелками принимается равным 500 м, хотя в зави­ симости от типа тарелок оно может несколько меняться. Размеры абсорберов и отпарных колонн установок аминовой очистки могут быть определены с помощью рис. IV. 15 и IV. 16.

8. Аминовый раствор рекомендуется регенерировать при сле­ дующих параметрах: давление 0,06—0,09 МПа, температура ре­ генерации раствора 116—122 °С.

9. Расход пара на регенерацию аминового раствора определяется тепловой энергией, потребляемой в кипятильни­ ках отпарной колонны (десорбера) и за­ висит от параметров работы установки. Удельный расход пара (gt кг/ч) состав­ ляет, как правило, 100—180 кг на 1 м3 аминового раствора. Тогда общее коли­ чество пара, расходуемого в кипятиль­ нике (т) составит

Рис. IV.16.

Производительность отпарной колонны при различ­

ных диаметрах ее и скоростях паров в прорезях тарелок (в м/с):

/ — 4.6; 2 —■3,7; 3 —*3. Концентрация МЭА в насы­

щенном растворе 15%.

285

Приняв паровое напряжение в десорбере 2400 кг пара в 1 ч, расходуемого в кипятильниках на 1 м2 десорбера, можно опреде­ лить диаметр аппарата (П2, м)

(IV. 47)

10. Высоту десорбера устанавливают, исходя из опытных данных, а не на основании точного расчета колонны. Обычно отпарные колонны, используемые для регенерации водных рас­ творов моноэтаноламина, имеют 12—20 тарелок ниже и 2—6 тарелок выше ввода насыщенного раствора [13]. Часто для реге­ нерации аминовых растворов используют насадочные колонны

скерамическими кольцами.

11.На установках аминовой очистки газа имеется теплообмен­ ное оборудование различного назначения:

а) теплообменники — для нагрева насыщенного раствора, на­ правляемого в десорбер, и охлаждения регенерированного рас­ твора, выходящего из десорбера;

б) холодильники — для охлаждения регенерированного рас­ твора перед вводом в десорбер;

паров и кислых газов, выходящих из десорбера.

Коэффициенты теплопередачи по практическим данным для указанных аппаратов составляют:

12. В процессе очистки амины теряются с продуктами, вы­ ходящими из абсорбера и десорбционной колонны, в результате испарения и механического уноса. Потери эти зависят от кон­ струкции аппаратов и параметров процесса. По производственным данным, потери МЭА с очищенным газом при температуре кон­ такта не выше 38 °С составляют примерно 14 г, а на стадии десорб­ ции достигают 16 г/1000 м3 газа. Потери аминов происходят также в результате побочных реакций, например, при необратимом взаимодействии МЭА и ДЭА с диоксидом углерода. Несмотря на то, что эта реакция протекает медленно, она является постоянно действующим источником потерь аминов. Продукты разложения не только снижают эффективность аминовой очистки, но и при­ дают раствору коррозионную активность.

Разложению МЭА способствует также присутствие в газе серооксида углерода и сероуглерода. Для практических расчетов можно принять, что потери МЭА за счет разложения составляют 3,35 кг/1000 м3 С02 и около 1 кг/м3 COS или CS2, для диэтанола­ мина в присутствии СО» они составляют около 3,7 кг/1000 м3 С02. Общие потери МЭА при очистке газа, как правило, не пре-

286

вышают 0,05 кг на 1000 м3 очищаемого газа, хотя в отдельных случаях они могут достигать 0,07 кг/1000 м3 газа.

13. В связи с накоплением в растворе труднорегенерируемых соединений, а также продуктов полимеризации и разложения МЭА, на установках очистки газа должна быть предусмотрена перегонка части регенерированного раствора со щелочью. Про­ изводительность узла перегонки — 0,5—1,0% от скорости цир­ куляции поглотительного раствора.

КОМПРИМИРОВАНИЕ ГАЗА

Исходной информацией при проектном расчете является: объем, состав, температура и давление сырьевого газа, а также давление газа после компримирования. При расчете необходимо определить мощность компрессора и температуру газа по ступеням комприми­ рования и на выходе. Ниже приводятся графоаналитические ме­ тоды определения необходимой мощности компрессорных машин и температуры газа после компримирования.

Мощность компрессора определяют по уравнению (в кВт) [11]

температура на входе в компрессор; гср — коэффициент сжимаемости смеси; Рц — давление нагнетания, МПа; Ри — давление всасывания, МПа; щ — к. п. д. компрессора.

Расчет ведут для каждой ступени сжатия отдельно, затем результаты суммируют.

Среднюю температуру среды (Т С[,) определяют как средне­ арифметическое между Т„ и Т к (температура после компрессии). Тк определяют по рис. IV. 17 [12].

Для определения Тк по рис. IV. 17 задаются температурой после сжатия Т к и по рис. IV. 18 определяют коэффициент адиабаты k в зависимости от молекулярной массыА/ и средней температуры Тср, затем по рис. IV. 17 в зависимости от степени сжатия г = Рк1Ри и коэффициента адиабаты k определяют температуру в конце сжатия. Порядок определения следующий. На правой оси ординат находят точку, соответствующую степени сжатия г. Из этой точки проводят горизонталь до пересечения с линией адиабаты требуе­ мой величины. Из полученной точки пересечения восстанавливают перпендикуляр до пересечения с линией температуры на приеме компрессора. Из точки пересечения проводят горизонталь до пере­ сечения с левой осью ординат, на которой в точке пересечения находят значение температуры после сжатия. В случае большого расхождения ( > 10°) между заданной и полученной температурой необходимо сделать пересчет с новым значением Тк. Таким обра-

287

зом находят конечную температуру после сжатия для каждой ступени отдельно.

Коэффициент сжимаемости смеси zcp определяют одним из описанных ранее методов. Коэффициент г) указывается в паспорте компрессора. При предварительных расчетах для поршневых компрессоров значение г) можно принять равным 0,9, для центро­ бежных — 0,72—0,75.

Для определения количества, состава, температуры потоков после охлаждения и их энтальпии, с целью упрощения расчетов на ЭВМ при расчетном анализе схем можно задаться окончатель­ ной температурой потоков, которую получают при воздушном и водяном охлаждении. При этом входной информацией для расчета является конечное давление компримирования Р, темпе­ ратура после воздушных (водяных) холодильников Т — пара­ метры входного потока: количество FBX, состав свх, давление Р пх, температура Т ах, энтальпия / вх. Цель расчета — при параметрах потока после сжатия в компрессоре до давления Р и охлаждения в холодильниках до температуры Т определить фазность и энталь­ пию выходного потока.

Расчет ведут по программе однократного испарения без тепло­ вого баланса, которая будет несколько подробнее рассмотрена ниже. Выходной информацией является энтальпия (7ВЫХ) и фаз­ ность выходного потока.

ПРОЦЕСС ТЕПЛООБМЕНА

Алгоритм технологического расчета процесса теплообмена при заданной разности температур на одном конце теплообменника

При технологических расчетах, а также при расчетных исследо­ ваниях представляет интерес количество тепла, которое нужно передать в том или ином узле теплообмена и температуры потоков, безотносительно к типу и техническим данным самого теплообмен­ ного аппарата. С учетом этого и составлен алгоритм расчета узла теплообмена.

Исходной информацией для расчета являются параметры входных потоков и предельный перепад температур на одном из концов теплообменника: количество Fx и F2, составы сх, с2, энталь­ пия 1Х и /2, температура Тх и Т2, давление Рх и Р2 и Atx (или At2) на одном из концов теплообменника (рис. IV. 19). В резуль-

Рис. IV .19.

Схема тепловы х потоков теплообменника.

Тз,Pj гМ г.ТгЛ

Рис. IV .20.

в случае, если I поток является теплоносителем, в противном случае

r ^ T i + Д^ (IV.50, б)

3.С помощью алгоритма расчета процесса однократного испа­ рения без учета теплового баланса рассчитывают энтальпию /3, соответствующую температуре Ts.

4./4 находят из уравнения (IV.49)

U = ^i + — h

5.На основе алгоритма расчета процесса однократного испа­ рения с тепловым балансом (см. рис. IV.25, с. 300) определяют температуру Т4, принимая в качестве начального приближения Т4 = 7\.

6.Проверяют температурный перепад на втором конце

теплообменника

В случае невыполнения условия (IV.52), т. е. если перепад температур на втором конце теплообменника меньше допустимого, то расчет производят по изложенной методике с противоположного конца теплообменника (см. блоки 9—13 на рис. IV.20). В этом

290