劉 坤

(中國石油大學(xué)勝利學(xué)院 油氣工程學(xué)院,山東 東營 257000)

節(jié)能降耗是當(dāng)今社會發(fā)展的一大主題。作為能源生產(chǎn)和消費(fèi)大戶的石油天然氣生產(chǎn)過程,節(jié)能降耗已經(jīng)成為行業(yè)發(fā)展的主要制約因素。按照國家規(guī)定的節(jié)能指標(biāo),相關(guān)石油石化企業(yè)已經(jīng)制定和執(zhí)行了相應(yīng)的節(jié)能降耗指標(biāo),因此,各生產(chǎn)單位的節(jié)能降耗情況,已經(jīng)成為企業(yè)主要目標(biāo)和重要任務(wù)。油氣集輸是油氣產(chǎn)品的收集、處理和外輸?shù)臉I(yè)務(wù)領(lǐng)域,是石油天然氣生產(chǎn)流程中的中間環(huán)節(jié),也是能耗相對集中的環(huán)節(jié)。在整個集輸系統(tǒng)中,重要的能耗設(shè)備主要有加熱爐、分離器、泵以及儲罐等。筆者以中國油氣集輸常用的三級布站流程為研究對象,結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際生產(chǎn)情況,對集輸設(shè)備的能耗進(jìn)行算法研究,旨在為集輸流程設(shè)備效率評價提供理論和實(shí)踐參考。

1 集輸系統(tǒng)流程

考慮到能源的充分利用,中國的油氣集輸流程多采用三級布站流程,即井口產(chǎn)出液經(jīng)計(jì)量站計(jì)量后進(jìn)入接轉(zhuǎn)站,在接轉(zhuǎn)站經(jīng)過初步分離后進(jìn)入集輸聯(lián)合站,進(jìn)行油氣水的集中處理,處理達(dá)標(biāo)的油氣水分相外輸(圖1)。

在三級布站集輸流程中,為滿足工藝要求,通常需要對油井產(chǎn)物進(jìn)行加熱加壓,因此對集輸流程的效率評價需重點(diǎn)考慮加熱爐、分離器、泵、儲罐等耗能設(shè)備的效率計(jì)算評價方法。

圖1 三級布站集輸系統(tǒng)流程示意圖

2 加熱爐的效率評價

加熱爐主要用在原油脫水,原油穩(wěn)定、原油外輸降粘等工藝過程,加熱爐的效率評價方法主要有反平衡計(jì)算法、正平衡計(jì)算法和仿真計(jì)算法。

2.1 反平衡計(jì)算

由于聯(lián)合站加熱爐的進(jìn)出口一般不設(shè)流量計(jì),無法準(zhǔn)確的計(jì)量實(shí)際流量,不具備采用正平衡測試的條件,通常采用反平衡測試。加熱爐的反平衡計(jì)算主要根據(jù)加熱爐的熱效率公式進(jìn)行計(jì)算[1]。

η=q=1-(q1+q2+q3+q4+q5).

(1)

式中,q為加熱(鍋)爐有效吸熱量,%;q1表示加熱爐排煙熱損失,%;q2為散熱損失,%;q3、q4分別為氣體、固體燃料不完全燃燒熱損失,%;q5為灰渣攜帶的熱損失,%。

油田加熱爐一般燃油或燃?xì)?不完全燃燒熱損失q2、q4主要和煙氣中CO的含量有關(guān),這部分熱損失當(dāng)空氣過剩系數(shù)處于1.05～2.0之間時可忽略;灰渣帶走的熱損失q6可以忽略不計(jì)。

于是,計(jì)算模型可簡化為

q=1-q1-q2-q3.

(2)

2.1.1 散熱損失的計(jì)算

散熱損失可由四種方法計(jì)算得出:

(1)測量法。

按溫度水平及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)將加熱爐本體及部件外表面劃分成若干近似等溫區(qū),測量各區(qū)段面積;用熱流計(jì)測量每一區(qū)段的散熱強(qiáng)度至少取10個數(shù)值,應(yīng)用算術(shù)平均數(shù)求得每一區(qū)段的散熱強(qiáng)度;各個區(qū)段的散熱強(qiáng)度與表面積的乘積比上加熱爐總供給熱量即得到加熱爐的散熱損失。

(2)查表法。

加熱爐的散熱損失值見表1。

表1 散熱損失值

(3)解析法。

加熱爐散熱損失可近似計(jì)算為

(3)

式中,q3為加熱爐散熱損失,%;F為加熱爐散熱表面積,m2;Qr為加熱爐供給熱量,kJ/h。

(4)間接計(jì)算法。

根據(jù)正平衡算法求出效率帶入反平衡計(jì)算式中,再求出排煙損失,不完全燃燒熱損失,從而得到加熱爐散熱損失。

2.1.2 排煙損失的計(jì)算

排煙損失的計(jì)算如下:

(4)

式中,m、n為計(jì)算系數(shù),僅與燃料種類有關(guān);tpy、tlk分別為排煙溫度和冷空氣的溫度,℃。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn),m、n可分別取值0.005和0.035,于是公式(4)變?yōu)?/p>

(5)

式中,α為空氣過剩系數(shù)。

加熱爐的熱平衡測試分析表明,影響加熱爐熱效率的主要因素是空氣過剩系數(shù)。而空氣過剩系數(shù)與煙氣中的三原子氣體、氧氣和一氧化碳的含量有關(guān),它們之間的關(guān)系如下:

(6)

當(dāng)空氣過剩系數(shù)在1.05～2.0之間時,煙氣中一氧化碳的含量非常小,可以假定為完全燃燒,即認(rèn)為w(CO)=0。則將公式(6)進(jìn)一步簡化為:

(7)

式中,yCO2為二氧化碳在煙氣中的體積百分率;yO2為氧氣在煙氣中的體積百分率。

2.2 正平衡計(jì)算

加熱爐有效利用的能量與加熱爐的總能量供給的比值為加熱爐的熱效率,表示為

(8)

式中,Q1為有效利用的能量;Qr為供給的總能量。

2.3 仿真計(jì)算

已知爐子結(jié)構(gòu)參數(shù)、被加熱介質(zhì)的種類、流量、比熱、入口溫度,計(jì)算被加熱介質(zhì)的出口溫度,表示為

Q=MrQL,

(9)

(10)

式中,t2為被加熱介質(zhì)的出口溫度,℃;t1為被加熱介質(zhì)的入口溫度,℃;Q為燃料燃燒的總發(fā)熱量,kW;Mr為燃料消耗量,kg/s;QL為燃料低發(fā)熱值,kJ/kg;η為加熱爐的熱效率,%;Cbj為被加熱介質(zhì)比熱容,kJ/(kg·℃);qbj為被加熱介質(zhì)的質(zhì)量流量,kg/s。

3 分離器的仿真計(jì)算及評價

3.1 分離器的仿真模擬計(jì)算

原油和天然氣可以互溶,互溶的氣液兩相在一定溫度、壓力下可以達(dá)到氣液平衡狀態(tài),因此,在分離器內(nèi)停留一定時間的油氣混合物也會近似達(dá)到氣液平衡狀態(tài)。在氣液平衡的分離器內(nèi)溫度、壓力條件下,可以計(jì)算溶解氣油比Rs,表示為

(11)

(12)

(13)

Mo=659.681 2-10.836 9·°API， 15≤°API<38;

Mo=763.698 4-18.156 4·°API+0.123 5·

°API2， 38≤°API≤55.

(14)

式中，yg為天然氣摩爾分?jǐn)?shù),可以由式(12)中相關(guān)參數(shù)的計(jì)算得出;Rs為溶解氣油比,m3(氣)/m3(油);Δo,Δg分別為脫氣原油相對密度和天然氣的相對密度(均是工程標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下);Mo為脫氣原油分子量,先由公式(13)求出°API,之后可以運(yùn)用式(14)計(jì)算得出。

遵循質(zhì)量守恒方程式,在Rs被計(jì)算出后,分離器出口的氣、液流量分別按下式計(jì)算[2]:

Qgout=Qgin-(Rs-Rs0)Qlin,

(15)

Mlout=Mlin+(Qgin-Qgout)Δgρa(bǔ).

(16)

若為三相分離器,出口氣體流量仍然可以按照式(15)計(jì)算得出。而出口的油、水流量應(yīng)該按照下面的計(jì)算方法:

Moout=Mlout-Mwout,

(17)

Mwout=x1Mlin-x2Moout.

(18)

式中,Qgin為入口的氣體流量(標(biāo)準(zhǔn)狀況下),m3/d;Mlin為三相分離器入口液體流量,kg/d;Moout為三相分離器油出口流量,kg/d;Mwout為三相分離器水出口流量,kg/d;Rs0為進(jìn)入分離器前溶解氣油比;x1為分離器入口的原油質(zhì)量含水率;x2為分離器油出口的出口原油質(zhì)量含水率。

分離器出口的能量平衡可以根據(jù)能量平衡方程為

HginMgin+HlinMlin+Qin=HgoutMgout+HloutMlout-Qlost.

(19)

式中，Qin為外界傳遞的熱量,kJ/d;Hgin、Hgout分別為進(jìn)、出口氣體焓值,kJ/kg;Hlin、Hlout分別為進(jìn)、出口液體焓值,kJ/kg;Qlost為熱量的損失,kJ/d。

3.2 分離器的處理能力評價

已知分離器結(jié)構(gòu)尺寸,可以反算得出分離器的處理能力[3],其依據(jù)為分離器的分離效果要求和集輸系統(tǒng)設(shè)計(jì)方法。

3.2.1 氣體處理能力的評價方法

在分離器中,重力沉降分離油氣混合物時,油滴會在重力作用下以某一初始速度下沉,速度不斷增加,它受到的氣流阻力相應(yīng)也會逐漸增大。當(dāng)阻力大到與重力相平衡時,油滴便開始勻速下降。由此可知,只有在氣流把油滴帶出分離器之前油滴已經(jīng)沉降的情況下,才能完成分離。

為簡化計(jì)算,需要做出以下假設(shè)[3]:

(1)油滴為球形,在沉降過程中不會破碎,也不會與其他油滴合并;

(2)不同油滴之間、油滴與分離器構(gòu)件間(包括分離器內(nèi)壁)沒有作用力;

(3)在分離器重力沉降部分具有穩(wěn)定的氣體的流動,其中任一點(diǎn)的流速不為時間的函數(shù),即流速不隨時間變化而變化;

(4)油滴上合力為零且勻速沉降。

基于以上假設(shè),計(jì)算模型可以得到一定程度的簡化,總結(jié)出處于不同流態(tài)區(qū)的油滴勻速沉降速度公式如下,今后考慮到實(shí)際情況的出入時,這里將引入一些修正來使得計(jì)算更接近實(shí)際。

層流區(qū):斯托克斯(Stokes)公式

(20)

過渡區(qū):阿倫(Allen)公式

(21)

紊流區(qū):ζ=0.44 牛頓(Newton)公式

(22)

這里引入阿基米德準(zhǔn)數(shù)Ar以判斷某一直徑的油滴在分離條件下處于什么流態(tài)區(qū),

(23)

根據(jù)式(23)求出Ar后,查表2確定雷諾數(shù)范圍,根據(jù)流態(tài)選用油滴沉降速度計(jì)算公式。應(yīng)用雷諾數(shù)Re來判斷流態(tài),其計(jì)算公式為

(24)

式中,μg為分離條件下氣體(連續(xù)相)的動力黏度,Pa·s。

表2為3種流態(tài)下Ar和Re的對應(yīng)關(guān)系。由雷諾數(shù)表達(dá)式可以看出,油滴的大小取決于沉降速度與雷諾數(shù)的大小。

表2 三種流態(tài)下Ar-Re的對應(yīng)關(guān)系

一般情況下,能分離出直徑為100 μm以上的液滴為分離器重力沉降部分的分離標(biāo)準(zhǔn),因此wo是指直徑為100 μm液滴的重力沉降段液滴的臨界沉降速度。

由于立式分離器中氣體流動與油滴沉降方向相反[4],由此可以得出,油滴能沉降的必要條件是:

w0≥wg.

(25)

式中,wo為油滴沉降速度;wg為氣體在流通截面上的平均流速。

由于臥式分離器中氣體流向和油滴沉降方向垂直,油滴沉降的必要條件為:氣體攜帶油滴流過重力沉降區(qū)所需的時間大于油滴沉降至氣液界面所需時間,

(26)

由于以上計(jì)算都是基于前面所做的假設(shè),與實(shí)際情況不完全一致,需對氣流速度進(jìn)行修正,如下

立式分離器:

wgv=(0.7～0.8)w0.

(27)

臥式分離器:

(28)

可在允許的氣體流速確定的前提下求出分離器氣體處理量。由于進(jìn)入分離器的油氣比例會隨時間不斷變化,因此引入一個載荷波動系數(shù)β(取1.5～2),計(jì)算兩相分離器的氣體處理量。

液位控制在0.5D時,

立式分離器:

(29)

臥式分離器:

(30)

式中,p為絕對壓力;Qgvs單位為m3/d;下標(biāo)s表示工程標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài),101.325 kPa,20 ℃。

由于臥式分離器的幾何特點(diǎn),液位不在0.5D時,需要引入液體流通面積與分離器橫截面積之比m,臥式分離器氣體處理能力計(jì)算公式為

(31)

根據(jù)幾何關(guān)系,可求出m和液位高度H1間的計(jì)算式

(32)

式中,r為分離器圓筒半徑,m。

3.2.2 液體處理能力

若要控制分離器液位一定,那么在某停留時間內(nèi),流入的原油總量應(yīng)該等于集液部分的體積,因此液體處理量表示為

立式分離器:

(33)

臥式分離器:

(34)

式中,ho為分離器內(nèi)控制液位至出油口距離;tr為原油在分離器中停留時間。

3.2.3 分離效果評價

計(jì)算分離器最小分割粒徑以及分離器出口含水率需要依據(jù)分離器結(jié)構(gòu)尺寸、控制液面高度、流量。

(1)從氣中分出油滴。

對于立式分離器,由式(29)可得

(35)

對于臥式分離器,由式(30)可得

(36)

則由式(26)進(jìn)一步可得出氣中油滴最小沉降速度為

(37)

(2)從油中分出氣泡。

因?yàn)闅怏w密度小于原油密度,氣泡在油氣混合物中會上升。但由于原油粘度大,氣泡相對于原油的速度不會產(chǎn)生很大變化,流態(tài)會保持層流。因此可以用斯托克斯公式計(jì)算直徑為dg的氣泡勻速上浮速度wg,公式為

(38)

若要?dú)馀莶槐粠С龇蛛x器則必須滿足:氣泡勻速上升速度不小于分離器集液區(qū)內(nèi)任一液面的平均下降速度,即

(39)

在立式分離器中:

(40)

在臥式分離器中,由于不像立式分離器中穩(wěn)定工況下集液區(qū)內(nèi)任一液面的下降速度相同,而是不同集液區(qū)位置有不同的液面的下降速度。在圖2中,假定分離器內(nèi)液位高度距離分離器中心線高度為b,出油口距離分離器中心線高度為a,此時可做積分得到液面平均下降速度。

圖2 分離器內(nèi)液位平均降低速度

(41)

式中,wl為不同的確定高度處液面下降的真實(shí)速度,m/s。

若在一小段時間dt內(nèi),之前位于y處的液面下降一小段高度dy,根據(jù)物料平衡得

Qldt=2xledy,

(42)

原油液面的平均下降速度可以利用上式來計(jì)算。當(dāng)液面控制高度為0.5D,出油口位于容器底,則:

(43)

4 泵設(shè)備

泵設(shè)備不僅是集輸系統(tǒng)的重要能耗設(shè)備,更是油田注水系統(tǒng)的核心設(shè)備,因此,泵設(shè)備的模擬評價對系統(tǒng)非常重要,下面根據(jù)油田實(shí)際泵設(shè)備配置情況,總結(jié)對應(yīng)的泵模擬計(jì)算方法。

4.1 離心泵評價方法

4.1.1 泵效率

泵的運(yùn)行評價按照實(shí)際泵效來進(jìn)行評價,具體計(jì)算公式為

(44)

式中,E實(shí)際為實(shí)際泵效,%;P有效為有效功率,kW;P電機(jī)為電機(jī)功率,kW;η為傳動效率,取0.98。

(45)

(46)

式中,U為電機(jī)電壓,V;I為電機(jī)電流,A;cosφ為電機(jī)功率因子。

4.1.2 泵機(jī)組效率

泵機(jī)組效率按GB/T3216標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行測試。

(47)

式中,N有效為泵機(jī)組的有效功率,kW;N輸入為即泵機(jī)組的輸入功率,kW;N輸入=P電機(jī)。

4.2 柱塞泵評價方法

4.2.1 泵機(jī)組效率

(48)

式中,η機(jī)組為泵機(jī)組效率,%;P出為泵出口壓力,MPa;P入為泵入口壓力,MPa;Q為流量,m3/h;N有功為即泵機(jī)組的有功功率,kW。

可通過下式計(jì)算得出:

(49)

式中,U為平均電壓,V;I為平均電流,A;cosφ為電機(jī)功率因數(shù)。

4.2.2 泵機(jī)組單耗

(50)

式中,N單耗為泵機(jī)組單耗,kW·h/m3。

4.2.3 泵機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)單耗

(51)

式中,N0為泵機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)單耗,kW·h/(m3·MPa)。

5 儲罐類

5.1 模擬計(jì)算

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研,聯(lián)合站內(nèi)儲罐的散熱量很大,造成了不必要的能量損失,因此,有必要對儲罐進(jìn)行計(jì)算,以評價其能耗。儲罐的模擬計(jì)算需要做兩點(diǎn)假設(shè):

(1)罐內(nèi)原油為純液態(tài);

(2)液位不隨時間變化。

在此基礎(chǔ)上根據(jù)質(zhì)量守恒定律,分別得出沉降罐出口的原油、污水流量的計(jì)算式:

(52)

(53)

式中,Mlin為入口的液體流量;Moout為出口的原油流量;Mwout為出口的污水流量;x1為入口原油質(zhì)量含水率;x2為出口原油質(zhì)量含水率;x3為出口污水質(zhì)量含油率。

5.2 評價方法

(54)

式中,D為容器直徑,m;Qo為原油處理量,m3/s;μo為原油粘度,Pa·s;dw為水滴粒徑,m;F為流場不均勻系數(shù),D<1.2 m,F=1;D>1.2 m,F>1。

式(54)中,水滴粒徑dw由經(jīng)驗(yàn)確定。

沉降罐的結(jié)構(gòu)尺寸確定之后,沉降罐的原油最大處理量由式(54)反算得出。脫水器的處理能力的計(jì)算可以根據(jù)原油停留時間來得出:

對于沉降罐有:

(55)

式中,Qo為原油處理量,m3/min;to為停留時間,min;D為容器直徑,m;h為界面控制高度,m;F為考慮流場不均勻系數(shù),D<1.2 m,F=1;D>1.2m,F>1。

已知沉降罐的結(jié)構(gòu)尺寸、脫水溫度、界面控制高度、原油停留時間,則可以算出原油最大處理量。根據(jù)以上兩種方法分別反算出原油處理量,取其中較小者作為沉降罐的原油處理能力。令水滴沉降速度vw等于原油上浮速度vo,則可以反算出水滴粒徑dw。

6 結(jié) 論

(1)分析了三級布站集輸流程的能耗特點(diǎn),分析了三相分離、原油脫水、原油穩(wěn)定等工藝環(huán)節(jié)的主要設(shè)備,選取了對集輸系統(tǒng)能耗影響較大的原油加熱爐、三相分離器、油罐、泵為分析對象,總結(jié)了各種設(shè)備的效率仿真計(jì)算方法。

(2)結(jié)合多種設(shè)備能耗的計(jì)算方法,針對集輸流程設(shè)備的特點(diǎn),比較系統(tǒng)準(zhǔn)確的梳理了適用于三級布站集輸流程的設(shè)備計(jì)算方法。并對實(shí)際應(yīng)用中根據(jù)現(xiàn)場能提供數(shù)據(jù)準(zhǔn)確度的修正進(jìn)行分析,具有很強(qiáng)的實(shí)踐指導(dǎo)意義。