范學君， 李 巍， 張 斌， 于同川， 盧勝寒

(海洋石油工程股份有限公司， 天津 300461)

0 引 言

目前，國內(nèi)外油氣田普遍應用的傳統(tǒng)天然氣脫水脫烴技術主要有分子篩脫水技術[1]、三甘醇脫水技術[2-3]、J-T閥低溫分離技術[4]、透平膨脹機技術和低溫冷凝技術[5]等。這些技術普遍存在占地空間大、系統(tǒng)相對復雜、設備運行成本高、維護保養(yǎng)費用高和環(huán)境污染大等問題。近年來新型超聲速脫水脫烴技術將J-T閥、膨脹機、旋流分離器和壓縮機融合于一個管段上，利用超聲速場和旋流場使天然氣中的水和重烴組分冷凝脫除。與傳統(tǒng)天然氣脫水脫烴技術相比，該技術在熱力學原理和系統(tǒng)構成上有著創(chuàng)造性差別，該技術系統(tǒng)簡單、設計緊湊，大幅減少空間占用率，且無旋轉部件，顯著減少設備維護費用。

該技術以其特有的優(yōu)點得到廣大學者的深入研究[6-8]，隨著該技術的不斷成熟，其應用研究[9-10]和設計研究[11-13]越來越多。然而這些設計研究都集中于對該系統(tǒng)核心設備超聲速分離器的熱力學和動力學研究，利用Fluent等數(shù)值模擬軟件對超聲速分離器的內(nèi)部流場和結構件的設計進行優(yōu)化，并未指出該技術工藝設計的關鍵參數(shù)，即無法簡單地與系統(tǒng)工藝設計相結合，針對不同天然氣組分，需要重新搭建模型，進行數(shù)值模擬計算，不適用于工程設計。因此，本文分析超聲速分離器工作原理，提出將壓損比、設計馬赫數(shù)和氣液分流比作為超聲速分離器關鍵設計參數(shù)，并以關鍵設計參數(shù)為基礎，運用HYSYS軟件對該系統(tǒng)工藝進行模擬，得出一套系統(tǒng)工藝設計方法。結果表明，與項目數(shù)據(jù)相比，該工藝設計方法更簡單，且滿足工程設計要求。

1 技術原理及分析

1.1 超聲速天然氣脫水脫烴技術原理

超聲速天然氣脫水脫烴技術原理是利用超聲速場和旋流場使天然氣中的水和重烴組分冷凝脫除，達到外輸所需露點降。該技術工藝設計核心為超聲速分離器的設計，該設備將J-T閥、膨脹機、旋流分離器和壓縮機技術融合于一體，根據(jù)旋流段的不同位置，其內(nèi)部結構有2種布置方式，如圖1所示。

圖1 超聲速分離器內(nèi)部原理圖

圖1中2種超聲速分離器的工作原理一致。后置式超聲速分離器的旋流葉片位于整流段后，在該處突然增加旋流場，有利于打破流體過飽和狀態(tài)，加速小液滴的形成。前置式超聲速分離器通常需要為其配置相應的注入泵，以提供打破流體過飽和狀態(tài)的凝結核。以后置式為例闡述該設備工作原理。天然氣首先通過噴管進行膨脹，實現(xiàn)高速流動，此刻流速為亞聲速狀態(tài)，然后通過喉管進入擴張段，此刻流速為超聲速狀態(tài)，由于整個流動過程速度較大且天然氣與管壁接觸時間較短，散熱量相較于氣流總能量可忽略不計，因此該過程可近似地認為是一個絕熱等熵膨脹過程。然后以超聲速流動的天然經(jīng)過整流段使流型穩(wěn)定，減小紊流造成的能量耗散及氣液相界面紊亂，此過程仍可認為是一個絕熱等熵過程。經(jīng)過整流后，天然氣進入超聲速旋流段，通過旋流葉片形成旋流場，此刻由于流型改變，非平衡的過冷狀態(tài)被打破，由于氣相溫度遠低于露點溫度，氣體中的水和重烴瞬間凝結析出，并伴隨著旋流場的離心作用，實現(xiàn)氣液分離。一般來說液相會在管道內(nèi)壁形成一層液膜，氣液兩相隨著導流葉片分別進入擴壓段，在擴壓段增加通道截面積、降低氣體流速使氣體動能轉化為壓力勢能，從而實現(xiàn)回壓，該過程為壓縮過程。

1.2 超聲速天然氣脫水脫烴工藝設計分析

根據(jù)超聲速分離器工作原理，如果將該設備工藝設計與系統(tǒng)工藝設計相結合，則需要將該設備的動力學原理應用于工藝設計中，即利用能量守恒定律實現(xiàn)熱力學方程與動力學方程的聯(lián)立求解。以往設計研究都利用Fluent等數(shù)值模擬軟件對超聲速分離器的內(nèi)部流場和熱力學進行模擬計算，該方法需要先針對不同處理量對超聲速分離器結構進行建模和網(wǎng)格劃分，然后根據(jù)不同入口條件進行建模計算，再結合熱力學方程建立相變方程，整體計算工程量非常大，且網(wǎng)格劃分精度和液滴成核機理等都會影響計算結果，不適用于工程設計。

為簡化超聲速分離器的工藝設計，利用HYSYS軟件對超聲速分離器工作過程進行工藝單元拆分，控制超聲速分離器結構設計的關鍵設計參數(shù)，利用HYSYS的工藝模塊計算超聲速分離器的脫水脫烴效果。根據(jù)超聲速分離器工作原理：入口穩(wěn)定段+噴管+整流段可認為是一個膨脹機單元，該過程為絕熱等熵膨脹過程；經(jīng)過整流后，天然氣進入超聲速旋流段，液相析出并在分離段完成氣液分離。已有文獻[11]報道，液相析出過程為均相成核機理，到目前為止，對該機理的研究雖仍未建立可靠的理論和分析技術，但多位學者的研究指明，該均相成核為瞬態(tài)過程，可忽略液滴對上游整流段的動力學設計的影響。突然凝結的液滴在高速離心場的作用下實現(xiàn)氣液分離，該過程可認為是一個徑向旋流器單元。最后氣液兩相分別進入擴壓段，降速增壓，該過程可認為是一個壓縮機單元。

2 工藝模擬仿真設計

2.1 基礎數(shù)據(jù)

以海上某平臺設計數(shù)據(jù)為對象，其入口天然氣基礎數(shù)據(jù)如下：操作壓力為5.6 MPa，操作溫度為30 ℃，流量為30×104m3/d，天然氣組分如表1所示。

表1 入口天然氣組分

2.2 HYSYS模型建立

根據(jù)超聲速天然氣脫水脫烴工藝，控制超聲速分離器入口天然氣操作溫度，實現(xiàn)出口天然氣水露點滿足設計要求，工藝流程如圖2所示。

圖2 超聲速天然氣脫水脫烴工藝流程

在不考慮入口天然氣換熱器的情況下，對超聲速分離器進行HYSYS工藝單元拆分，然后根據(jù)設計流程搭建HYSYS工藝模擬流程，具體如圖3所示。

圖3 超聲速分離器HYSYS工藝模擬流程

2.3 模型求解

根據(jù)圖3中各單元自由度設計原則，設計參數(shù)設置如下：分離器1、分離器2、分離器3取默認參數(shù)，即壓降為0 kPa；膨脹機取等熵效率為100%；壓縮機取絕熱熵效率為100%；泵1和泵2取絕熱效率為100%；分流器取物流10的流率為0.8，即氣液分流比K為80%，氣相總量的20%與液相混合從液相出口流出。

超聲速分離器內(nèi)部氣液兩相對應壓力一致，因此只需再確定整流段天然氣的壓力和物流10或物流11的壓力，整個工藝流程模擬即可收斂。

物流10或11的壓力P2可由壓損比γ確定。γ為超聲速分離器壓力損失與入口壓力的比值，即

(1)

式中：P1為入口天然氣壓力。

γ為超聲速分離器設計的關鍵參數(shù)，根據(jù)文獻研究結果，在最佳性能點時，其值一般取0.15～0.30，當γ=0.3時，P2=3 920 kPa。

整流段天然氣的壓力為氣體流速達到設計馬赫數(shù)時的壓力Ps，由于天然氣在進入超聲速分離器至整流段為一維等熵流動，且無外功輸出，因此

ΔS=Ss-S1=0

(2)

(3)

式(2)和式(3)中：ΔS為熵變值；S1和Ss分別為入口和整流段天然氣的熵；m為天然氣的質(zhì)量流量；v1和vs分別為入口和整流段天然氣的速度；h1和hs分別為入口和整流段天然氣的焓。

整流段設計馬赫數(shù)為超聲速分離器結構設計的關鍵參數(shù)，一般取1.5～2.0，當取1.5時，則整流段天然氣的速度vs為

vs=1.5c

(4)

式中：c為整流段對應條件下的聲速。c由聲速定義求解：

(5)

式中：Pc和ρ分別為天然氣壓力和密度。

當組分一定時，物質(zhì)的焓h、熵s和密度ρ是溫度T和壓力P的函數(shù)，即

h=f(T,P)

(6)

s=f(T,P)

(7)

ρ=f(T,P)

(8)

式(6)～式(8)的具體表達形式與所選用的熱力學方程有關，可選取適用于油氣系統(tǒng)的Peng-Robinson狀態(tài)方程。

聯(lián)立式(6)～式(8)即可求解整流段壓力Ps。

該求解過程計算量巨大，可采用迭代求解法，在HYSYS中建立Spread Sheet單元及核算模擬流程進行數(shù)值求解(見圖4)，在核算模擬流程中除了整流段壓力外，其他設置與原設計工藝流程一致，核算模擬流程的整流段壓力Pr為

Pr=Ps+ΔP

(9)

圖4 超聲速分離器整流段壓力核算模擬流程

根據(jù)工程設計精度要求，ΔP可取0.01 kPa，則整流段對應聲速計算式為

(10)

式中：Δρ為核算模擬流程與設計工藝模擬流程中整流段天然氣密度差。

通過輸入天然氣設計參數(shù)及各求解方程，即可求得整流段壓力模擬量Pss下的能量偏差ΔE為

(11)

當ΔE=0時，即認為模擬量Pss為所需Ps值。

該工藝模擬流程設計不受天然氣入口條件和熱力學模型限制，適用于不同設計工況的核算，可與整個天然氣處理系統(tǒng)工藝流程模擬設計結合，對不同天然氣入口條件下的各單元操作參數(shù)進行設計。

2.4 模型驗證

根據(jù)HYSYS模型，求解該超聲速天然氣脫水脫烴工藝設計結果，并與數(shù)值模擬設計結果對比，如表2所示。

表2 工藝設計結果對比

由表2可知，2種設計結果基本一致，偏差在工程設計允許范圍以內(nèi)，從而證實該工程設計方法可準確地描述超聲速天然氣脫水脫烴過程。并且，對比文獻[14]中的試驗數(shù)據(jù)，該模擬結果與文獻中壓損比為30%下對應露點降(35.0 ℃)的偏差為-3.7%，滿足工程設計允許偏差，從側面證明該工藝設計方法的可行性。

3 關鍵設計參數(shù)分析

3.1 設計馬赫數(shù)的影響

在壓損比和分流比一定(γ=0.3，K=0.8)的情況下，對比不同設計馬赫數(shù)對天然氣進出口露點降的影響，如圖5所示。由圖5可知，設計馬赫數(shù)越大，露點降越大。因此，在壓損比一定時，應盡可能地提高整流段馬赫數(shù)，即在設計超聲速分離器內(nèi)部結構時，盡可能地減少能量耗散。這也為超聲速分離器結構優(yōu)化設計提供方向。

圖5 設計馬赫數(shù)對天然氣脫水脫烴效果的影響

3.2 分流比的影響

在壓損比γ為0.3、設計馬赫數(shù)為1.5的情況下，計算不同氣液分流比對應的天然氣進出口露點降，結果如圖6所示。由圖6可知，氣液分流比越大，露點降越大。但當分流比過大時，存在氣相出口夾帶液滴的可能性，因此在設計導流段時，應根據(jù)產(chǎn)液量進行結構設計，即應盡可能在減小氣相中液相夾帶的情況下，增加氣液分流比。

圖6 分流比對天然氣脫水脫烴效果的影響

3.3 壓損比的影響

壓損比γ為超聲速分離器的關鍵設計參數(shù)，一般來說，壓損比越大，對應設計馬赫數(shù)越大，根據(jù)設計馬赫數(shù)的影響分析結果，露點降也越大，這與文獻[14]試驗結果相吻合，從側面證實該工程設計方法的準確性。但受天然氣入口條件及超聲速分離器內(nèi)部結構限制，并非壓損比越大越好，當壓損比較高時，能耗較大，且天然氣出口壓力往往無法滿足外輸要求，因此壓損比可根據(jù)露點降要求選取，當露點降要求較低時，可降低整流段設計馬赫數(shù)數(shù)值，從而減小壓損比。

4 結 論

對超聲速分離器的工作原理進行分析，可利用HYSYS軟件對其工作過程進行工藝單元拆分，搭建HYSYS工藝模擬流程，將該工藝模擬流程計算結果與試驗數(shù)據(jù)進行對比，結果表明，該工藝設計滿足工程設計要求。

對模擬流程進行求解分析，得出設計馬赫數(shù)、氣液分流比和壓損比為超聲速分離器的3個關鍵設計參數(shù)。

分析3個關鍵設計參數(shù)對天然氣脫水脫烴效果的影響得出：在其他參數(shù)一定時，設計馬赫數(shù)越大，天然氣露點降越大，在超聲速分離器內(nèi)部結構設計時，應盡可能地減少能量耗散；氣液分流比越大，天然氣露點降越大，在超聲速分離器導流段設計時，應盡可能在減小氣相中液相夾帶的情況下，增加氣液分流比；壓損比越大，設計馬赫數(shù)越大，天然氣露點降越大，當露點降要求較低時，可降低整流段設計馬赫數(shù)數(shù)值，從而減少能耗。