Классификация продукции Г-овой промышленности. Требования к качеству газа, подаваемого в МГ. Основные требования к качеству сжиженных газов и стабильного конденсата.

1. Природные и нефтяные Газыы, используемые как топливо. Основной комп-т – метан. Г-ы содержат также и другие у/в-ы, СО₂, N₂ до нескольких % и незначительные кол-ва сернистых соединений;

2. Г-ообразные технически чистые у/в-ы и гелий, а также Г-овые смеси с заданным составом. Эти продукты используют для специальных целей;

3. жидкие смеси разных у/в-ов и технически чистые жидкие комп-ты, в том числе широкая фракция легких у/в-ов (ШФЛУ), смеси сжиженного пропан-бутана, сжиженные изо – и нормальные бутаны, жидкий гелий и т.д. Эти Г-ы могут находиться в жидком состоянии при t=0^оС и опр-ном избыточном давлении.

4. продукты находящиеся в н.у. в жидком состоянии: к-т, Г-овые бензины и продукты их переработки.

5. твердые продукты: канальная сажа, технический углерод, Г-овая сера. При исп-нии ПГ и продуктов его переработки в количестве топлива или сырья к ним предъявляются требования: – по ограничению уровней возможных загрязнений ОС при сбросе продуктов сгорания в атмосферу; – по качеству товарной продукции. ПГ и продукты его переработки, направленные промышленным и бытовым потребителям, должны отвечать стандартам и техническим усл-ям их транспортировки, хранения, постановки и использования.

Требования к качеству Г, подаваемого в МГ:

1. Г при транспортировке не должен вызывать коррозию трубопровода, арматуры, приборов;

2. качество Г должно обеспечить его транспортировку в однофазном состоянии, т.е. не должно произойти образование и выпадение в ГПр-е у/в ж-ти, водяного к-та и Г-овых гидратов; 3. товарный Г не должен вызывать осложнений у потребителя при его исп-нии. Для того, чтобы Г отвечал указанным требованиям, необх-о определить точку росы по воде и у/в-ам, Сод-е в Г-е сернистых соединений, мех-х примесей и кислорода.ТУ к качеству природного и попутного нефтяного Г-ов могут быть подразделены на несколько групп.

1. Технические требования на Г-ы, поступающие во внутрипромысловые коллекторы после их первичной обработки на промысле; 2. Технические требования на Г-ы, предназначенные в качестве сырья и топлива при промышленном и коммунально-бытовом потреблении;

3. Технические требования на Г-ы, подаваемые в МГ;

4. Технические требования на Г-ообразные чистые комп-ты, получаемые из ПГ; 5. Технические требования на Г-овые смеси опр-ного состава, используемые для специальных целей (стандартные смеси для хроматографии). Технические требования на качество ПГ в настоящее время нормируются 3 стандартами.

3. Современные тенденции развития техники и технологии систем сбора УВ сырья на Г и ГКМ. Однако в перспективе при строительстве мощных и сверхмощных (> 20 скв-н) кустов разрабатывающих один эксплуатационный объект, с целью повышения надежности и гибкости технологической схемы, целесообразно проводить конструкционную проработку двухтрубных систем сбора с 2 шлейфами от куста. Наоборот для кустов среднего размера и при наличии 2 эксплуатационных объектов иногда целесообразно рассмотреть вариант однотрубных систем сбора с применением кустовых ижектирующих устройств для выравнивания Р 2 групп скважин. Г-овые потоки с нескольких шлейфов могут объединяться в Г-осборный коллектор – это трубопровод Æ =325, 426, 500 мм ведущий к УКПГ. Т. о., шлейфы – это ГПр-ы, начинающиеся от скв-н (кустов) и заканчивающиеся либо на входе УКПГ в месте регулирования Р и распределения Г, такая система назыв. гребенкой или пунктом или зданием переключающей арматуры, либо врезкой в Г-осборный коллектор. Наиболее распространены следующие системы сбора: индивидуальная, групповая, централизованная и децентрализованная (рис. 1)

Выбор той или иной системы обусловлен рядом технологических и исторических факторов.

4. Выбор структуры системы сбора и местоположение объектов по подготовке у/в-го сырья на ГКМ.

Эффективность системы сбора у/в-го сырья во многом зависит от местоположения установки по подготовке Г и к-та к транспорту, то есть протяженности однотрубной системы сбора, поскольку наличие в системе жидкой фазы приводит к росту энергопотерь на транспорт у/в-ов по сравнению с однофазным потоком. Подготовка Г и к-та к транспорту требует затрат энергии, к-е определяются: выбранным технологическим пр-сом, составом обрабатываемой продукции, Р_раб и Т_раб потока. Т. о. оценка максимальной протяженности однотрубной системы сбора при к-й обеспечивается оптимальные потери энергии во всей сети, от устья скв-ы до точки разделения у/в-ов на Г-овые и жидкие потоки может быть произведена из соотношения: l£ N_х/DN_т, (1), где l – протяженность однотрубной системы; N_х – энергозатраты на подготовку Г к однофазному состоянию; DN_т – удельные (на единицу длины) энергопотери связанные с наличием второй фазы в потоке. Увеличение энергопотерь в однотрубной системе сбора по сравнению с транспортом однофазного потока приводит к росту используемой мощности ДКС, необх-ые для компремирования Г до Р_раб МГ: DN_т=N_дв× N_од, (2), где N_дв, N_од – удельные энергопотери ДКС на комспремирование Г поступающего на вход УКПГ в двух – и однофазном состоянии соответственно.

, (3)

где m – коэффициент политропы; h_пол – политропный КПД комп-ра; h_мех – механический КПД комп-ра; Т_н – начальная t-ра, К; Q – производительность, млн. м³/сутки; e=Р_к/Р_н – степень сжатия комп-ра.

Для обеспечения однофазного транспорта, Г необх-о охладить до t_р при к-й не происходит выпадения жидкой фазы в трубопроводе.

Энергозатраты: N_х=Q× C_p× Dt× 10⁶/24, кДж/ч (4)

где С_р – теплоемкость Г, кДж/м³× ч; Dt=t_н–t_р, t_н – t-ра потока; t_р – t-ра точки росы.

Результаты расчетов зависимости величин N_х, DN_т от P_раб, к-тного фактора, диаметра трубопровода приведены на рис. 2, 3

Из рисунков видно что в области Р_раб< 2, 5 МПа с ростом сод-ия жидкой фазы наблюдается значительное увеличение дополнительных затрат на транспорт двухфазного потока. В области Р_раб> 7 МПа, величина DN_т изменяется незначительно как при увеличении давлении так и при росте сод-ия жидкой фазы в потоке. Энергоза траты на подготовку Г и однофазному транспорту увеличиваются пропорционально увеличению диаметра системы сбора и рабочего Р причем N_х=f(Р_раб) > отчетливо выделяется для Æ > 500мм и Р_раб< 9 МПа.

Сравнение полученных зависимостей с использованием (1) позволяет оценить максимальную протяженность однотрубной системы сбора у/в-го сырья, при к-й энергозатраты на транспорт двухфазного потока не превышают энергозатрат на подготовку Г к однофазному транспорту. Результаты данных расчетов приведены на рисунках 4, 5, 6.

Влияние технологических пар-ров на структуру системы сбора и размещения объектов по подготовке Г и к-та, позволяет сделать следующие выводы:

– крупные объединенные центры промысловой обработки у/в-го сырья Наиболее эффективны с точки зрения экономии эксплуатационных расходов. На мест-ях с большим запасом пл-ой энергии и небольшим кол-вом жидкости в потоке (Р_р> 7МПа, q< 20г/м³);

– централизованные системы сбора Г и к-та целесообразно применять на мест-ях с высоким Р_пл и q£ 20г/м³;

– при обустройстве мест-й с небольшим располагаемым запасом энергии (Р_р< 7МПа, q³ 100г/м³) целесообразно применять децентрализованную систему сбора и подготовки сырья, для к-х основная часть внутрипромыслового транспорта у/в-ов от устья до ГКС, ГХК осуществляется в однофазном состоянии; – низконапорные раздельные системы сбора Г и к-та с использованием малогабаритных блочных уст-к, работающих в автономном режиме, должны найти широкое применение на мест-ях с низким Р_пл и небольшим Р_р< 2, 5 МПа.

5. Тепловой расчёт в шлейфах.

При трансп-е Г проис-т изм-е t-ры Г, за счёт сниж-я Р и теплообмена с ОС. Среднюю t-ру Г на расч-м участке L выч-ют по: T_ср=Т_гр+(Т_н–Т_гр)× (1–е^{–a× l})/(a× l), где Т_н – t-ра Г на нач-м участке ГПр-да, К; Т_гр – t-ра Г на глубине прокл-ки ГПр-а; а – пар-р Шухова:

а=(262, 3× К× d_н)/(Q× ∆ C_р× 10⁶)

где К – коэф-т теплопередачи от трансп-го Г к ОС, Дж/кг; d_н – наруж-й Æ ГПр-а, мм;

d_н=d_вн+2(δ _т+δ _из)

где δ _т, δ _из – толщины стенок ГПр-а и изоляции, мм.

Осн-м в опр-нии t-ры Г на расч-м уч-ке ГПр-а явл-ся расчёт коэф-та теплопередачи, от транс-го Г к ОС. Коэф-т теплопередачи для подземного ГПр-а при произ-й толщине теплоизоляции опр-ся:

К=1/[1/a_м+d_н/(2× 10³× l_м)+ln((d_вн+2× d_м)/d_вн)+d_н/(2× 10³× l_из)× ln(d_н/(d_вн+2× d_м))+d_н/(d_вн× a_вн)]

где a_т – коэф-т теплопередачи от трубопро-да в грунт, В/м²; a_м – коэф-т теплемкости металла труб, Вт/(м× ^оС); a_из – коэф-т теплоемкости изол-и, Вт/(м× ^оС); a_вн – коэф-т теплообмена м/у транс-м Г и стенкой труб, Вт/(м²× ^оС). t-ра Г на заданном уч-ке Г-опро-в L опр-ся:

T_l=T_гр(Т_н–Т_гр)е^{–a× l}–Д_i× (P_н²–Р_к²)× (1–е^{–a× l})/(2a× l× P_ср)

где Д_i – коэф-т Джоуля-Томсона, ^оС/МПа; Р_ср – среднее знач-е Р на расч-м участке Г-опро-в: Р_ср=2× (Р_н+Р_к²/(Р_н+Р_к))/3. Для подзем-х МГ экспл-мых при турб-м режиме внутр-й коэф-т теплопередачи равен: a_i=50…400 Вт/(м²× ^оС). Эта величина знач-но превыш-т внешн-й коэф-т тепло-чи a₂=1, 5…5 Вт/(м²× ^оС). 1/a₁× Д₁ можно пренебречь с малой погр-тью. Для гр-та из сухого песка К»1, 163 Вт/(м²× ^оС); для очень влажного песка К»3, 489 Вт/(м²× ^оС); для сырой глины К=1, 57. При отсутствии данных о хар-ре и влажности грунта по трассе ГПр-а коэф-т теплопер-чи прин-ем К»1, 75 Вт/(м²× ^оС).

5^, . Гидравлический расчёт шлейфов.

Шлейфовые Г-опров-ды хар-ся Æ, пропускной способностью, t-ным режимом, ∆ Р в них. Течение Г в шлейфах – хар-ся Re, крит-ми Фруда, Эйлера. Внутр-й Æ шлейфов при заданной ск-ти Г:

d_вн=(q× 10⁶/(0, 785× w))^{0, 5}

где q – расход Г, при Р_раб, t-ре Г, м³/с; w – ск-ть Г в шлейфе, м/с.

Секундный расход Г:

q=(Q× z_p× 10⁶)/(P× z_н× 86400× 9, 8)

где Q – расход Г, в н. у., млн. м³/сут; Р – Р в расчёт-й точке, МПа; z_к, z_н – коэф-т сверхсж-ти Г, при рабочих условиях и н. у. После нахождения d_вн по табл. приним-т ближайшее факт-е знач-е, внутр-й Æ ГПр-а, и исходя из Р_раб в нём опред-ют его толщину. Факт-я скорость Г в шлейфе:

w=q× 10⁶/(0, 785× d_вн²).

Р в конце шлейфа:

Р_к=(Р_н²–Q²× l× D× T_ср× z_ср× L/(10, 23× 10^-12× d_вн⁵))

где Р_н – Р Г в начале ГПр-а, МПа; λ – коэф-т гидрав-го сопрот-я ГПр-а; Т_ср – сред-я t-ра в ГПр-е, К; L – длина ГПр-а, км; Δ – относ-я плотн-ть Г в норм-х услов-х.

При извес-х знач-ях Р_к Р на задан-м участке ГПр-а:

Р_х=(Р_н²–(Р_н²–Р_к²)× х/L)^{0, 5}

где x – растоя-е от начала до конца, км. Т_ср находиться как среднее арифм-е м/у t-рой Г в начале шлейфа и t-рой грунта на глубине залегания ГПр-а. В качестве расч-й точки прин-ют расст-е от пов-ти земли до оси ГПр-а. λ опр-ся по мет-ке ВНИИ Г:

l=0, 067× (158/Re+2× K_ш/(10³× d_вн))^{0, 2}

где К_ш – шерох-ть стен труб, микрон, – хар-т неров-ти стенки трубы.

Изм-е шероховатости труб в период экспл-ции в знач-й степени зав-т от кач-ва транс-го Г. Налич-е в нём сернистых соед-й, воды и мех. примесей со временем резко увел-ет шерох-ть труб. Абс-я шерох-ть в начале К_ш=30…40 мкм после длит-й экспл-ции К_ш=500…1000 мкм. Re явл-ся мерой отн-я сил инерции и внутр-го трения:

Re=W× d_вн/n=W× d_вн× r_н/m

где W – средняя ск-ть потока м/с d_вн – внут-й Æ труб-да, м; r_н – r потока при раб-х усл-ях, кг/м³; m – дин-я вяз-ть, Па× с; n – кин-я вяз-ть, м²× с; Транс-е Г по шлейф-м и МГ практ-ки всегда происх-т при турб-м реж-ме. Если в транс-м Г сод-ся изв-е кол-во ж-ти необ-мо заменить l=f (Re) на l_см. Коэф-т l_см опр-ся многопарной фун-й: l_см=l(Re)y(b, F_r, m) где l(Re, e) – коэф-т гидр-го сопр-я при движ-и потока; e – отн-я шерох-ть; y(b, F_r, m) – поправ-й коэф-т;

b=W_г/(W_г+W_ж) – расход-е Г-осод-е; W_г, W_ж – привед-е к полному сечению ГПр-а ск-ти Г и Ж, м/с; F_r – критерий Фрунда – мера отн-я сил инерции и тяжести в потоке:

F_т=(W_г+W_ж)²× 10³/(g× d_вн)

m=m_г/m_ж

Коэф-т эф-ти: К_эф=Q_ф/Q_п где Q_ф, Q_п – факт-я и проект-я способность Г-оп-да. Знач-е коэф-та эф-ти ГПр-а сниж-ся при наличии Г, мех. примесей, с увел-ем шерох-ти стенок труб.