Современные тенденции развития техники и технологии систем сбора углеводородного сырья на ГиГКМ.

Следует отметить, что с куста скважин, пробуренных на один экспл-ый объект, в наст-ие время проектируется и один общий шлейф. Если в кусте имеются скв на разных экспл-ых объектах, то рекомендуется по каждому экспл-му объекту проек-ть свою систему сбора.

Однако в преспективе при стр-ве мощных и свермощных кустов скв, разра-ых один экспл-ый объект с целью повышения надежности и технической гибкости системы сбора целес-но проводить конструктивные проработки и 2-х трубные системы сбора с 2-мя шлейфами от куста скв. Для кустов сред. размера и при наличии 2-х экспл-ых объектов иногда целесообразно рассматривать варианты однотрубных систем сбора с применением кустовых ижентирующих устройств дла выравнивания Р двух групп скв.

Газовые потоки с нескольких шлейфов могут объединятся в газосборный коллектор- это диаметр 325,426 или 500 мм, ведущей к установкам промысловой подготовки газа.

Более перспективным представляется сбор газа с укрупненных кустов скв по индив-ым шлейфам, что в коненом счете понижает экспл-ыезатраты на предупр-ия гедрато-ия в газосборных ситях. Учитывая современные тенденции проектирования сверхмощных УКПГ и как => возрастание числа скв, подклюю-ых к УКПГ и значительно увел-я расстояние от кустов скв перспективными становится сист.сб. газа оптим-ым образом сочитающих достоинства как централизованных, так и децентрализованых схем (рис 7). Основная особенность этих схем состоит в делении кустов скв на 2-3 группы: ближние, средние, дальние, в соответствие с длиной их шлейфов. Причем промысловая обработка сырого газа, поступа-го с каждой груп. кустов, осущ-ся на своих технол-их линиях УКПГ. При этом газ дальних кустов м проходить первичную сепарацию на УППГ, откуда по кол-ру большего диаметра проходит на УКПГ. Такой подход позволяет сущ-но сократить не только расход ингибиторов гидратооб-ия, но и отказ-ся от традиц.сист. регенирации ингибитора, а также сущ-но снизить конц-ию ингибиторов в сточных водах УКПГ.

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.

N_о(дв)= , (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

Результат расчета показал 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. Энергозатраты 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

Как видно из рис 4 наличие кондонционной влаги значительно сказывается на протеж однотр сис сб во всем рассматр диапазоне системе Р. Относительная протяжен однотр сис сб опред по ф l_опт=lq/l₁₀

Причем наибольшие влияние q проевляется в области когда q< 200г/м³.Для высоконапорных систем сбора когда Р_раб>7 МПа, наблюдается автономность по диаметру (Д) (рис 5) Для низконапорных систем наблюдается некоторое уменьшение опт протяженности т/пр большого диаметра(Д>700мм). На рис 6 приведены результаты расчетов влияния Р_раб на величену l_опт. Как видно с ростом Р_раб в диапазоне 0<P_p<9 МПа наблюдается значительное повышения максим расстояния l_опт, на кот-м однотр сист сб обеспечивает тр-т неподготовленного двухфаз потока при энергопотерях меньших или сравнимых с энергозатратами на подг г к одноф тр-ту. С повышением Р_раб в сист сб и тр-та г и конд зав-ть l_опт от Р ослобеваети при Р_р>9 МПа l_опт имеет проктически постоянное значение.

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, q³100г/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 Г-кон-х 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_т+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_т))+d_н/(d_вн×a_вн)]

где a_т – коэф-т теплопередачи от трубопро-да в грунт, В/м²; λ_м – коэф-т теплопроводности металла труб, Вт/(м×^оС); λ_из – коэф-т теплопроводности 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_т=50…400 Вт/(м²×^оС). Эта величина знач-но превыш-т внешн-й коэф-т тепло-чи a_вн=1,5…5 Вт/(м²×^оС). 1/a_т×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).

Дата добавления: 2015-08-20