FPSO分離器工藝參數(shù)計算

謝小波，于 超，王 丹，段北辰，劉東輝，趙會軍，袁錫鐸

(中海油能源發(fā)展股份有限公司 采油服務分公司，天津 300457)

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FPSO分離器工藝參數(shù)計算

謝小波，于 超，王 丹，段北辰，劉東輝，趙會軍，袁錫鐸

(中海油能源發(fā)展股份有限公司 采油服務分公司，天津 300457)

按照從原油中分出氣體的要求或油水分離的要求，根據(jù)原油的性質和操作經(jīng)驗來確定液體的滯留時間,按照產(chǎn)量數(shù)據(jù)有公式來計算氣體在操作條件下的流量；用經(jīng)驗公式計算天然氣的偏差因子,假設分離器的長度或高度利用公式計算分離器的內徑,從而選擇分離器的尺寸。

分離器；油氣分離；工藝參數(shù)；滯留時間；天然氣偏差因子

FPSO使用的分離器[1]，較其外型主要有立式分離器和臥式分離器,按其功能可分為油氣兩相分離器和油氣水三相分離器。本設計針對中海油渤海采油基地公司渤南作業(yè)區(qū)BZ28-1的實際問題，資料取自友誼號(FPSO)。

1 油、氣、水三相處理的過程

生產(chǎn)井生產(chǎn)出流體中通常有油、氣、水和雜質，合格的原油要經(jīng)過分離處理，處理目的是：

1)三相分離器出來的污水，進入生產(chǎn)水處理裝置。經(jīng)過生產(chǎn)水處理后，含水率達到0.5%～15%，原油得到了深一層的處理。

2)伴生氣從生產(chǎn)處理系統(tǒng)中出來后，進入伴生氣處理裝置。處理后的伴生氣需要滿足以下要求。

分離質量k≤0.5 cm3/m3(氣)；

分離程度S≤0.05 cm3/m3(液)。

3)除區(qū)油水混合液中沙等雜質。

圖1 BZ28-1油田浮式生產(chǎn)儲油輪(FPSO)的生產(chǎn)工藝流程

BZ28-1南北平臺的生產(chǎn)工藝流程如圖1所示，從BZ28-1南北平臺和BZ26-2平臺來的物流經(jīng)過海底管線和單點到達FPSO，首先進入高壓分離器進行液氣分離。分離出的天然氣進入天然氣壓縮機進行壓縮，壓縮后的天然氣進入三甘醇脫水再生系統(tǒng)進行脫水處理。分離出的油水進入原油/原油換熱器進行換熱。通過換熱器成品油被冷卻到60 ℃，油水混合物被加熱。被冷卻的成品油進入沉降脫水倉，被加熱的油水混合物進入生產(chǎn)加熱器被進一步加熱到70 ℃，下一步將進入油氣水三相分離器中進行分離，經(jīng)過分離后的天然氣進入低壓燃料氣系統(tǒng)，分離出的含油污水進入污水處理系統(tǒng)。分離出的油被原油加熱器進一步加熱到90 ℃，最后再進入脫水除氣器進行三相分離，分離出的原油經(jīng)冷卻后進倉。

1.1 脫氣

生產(chǎn)液中通常含有溶解氣，伴隨壓力的降低，溶解氣析出。油氣分離[2]分為以下2方面的內容。

1)使油氣混合物形成一定比例的氣液兩相。

2)用機械的方法把氣液兩相分開。

油氣相的分離方法一般有3種方法：一次分離、連續(xù)分離和多級分離。

1.1.1 一次分離

在氣相和液相一直混合的條件下逐步降低壓力，氣體逐步從液體中析出，最終降低到常壓時，氣相和液相將會逐漸分開。此方法會損失大部分的輕烴組分，從而使油品貶值，并且油、氣進入容器時會產(chǎn)生很大的沖擊力，一般現(xiàn)場不會應用。

1.1.2 連續(xù)分離

在生產(chǎn)處理裝置的壓力逐漸下降的過程中，不斷將液體中的氣體分離出，最終壓力降到常壓，油氣相分離才結束。

1.1.3 多級分離

在油氣處理裝置中氣液兩相共存條件下，當系統(tǒng)的壓力降至某一數(shù)值時，就把分離出的天然氣排掉、系統(tǒng)壓力又降低至另一數(shù)值時，又這一階段中分離出的天然氣排掉。直到壓力降為常壓，天然氣分離排掉才結束。每排掉氣體一次，稱為一級分離，排掉幾次天然氣就稱為幾級分離。

然而在現(xiàn)實生產(chǎn)中，油氣分離方式既不采用連續(xù)分離方式也不采用一次分離方式，更多采用多級分離方式。

多級分離時，分離級數(shù)越多，收獲的原油量將越多，分離的效果也越好。但是，伴隨分離級數(shù)的增多，原油回收的增量會降低，從而使投資費用大幅增加，經(jīng)濟效益從而下降，所以，分離級數(shù)也不宜過多。見表1。

表1 分離級數(shù)的選擇

注：高指>35×105Pa；中指7×105～35×105Pa；低指<7×105Pa。

正常的粒子直徑概率分布曲線見圖2曲線1，這一曲線有時會向左或向右歪斜如曲線2，也有可能碰到有幾個波峰的情況如曲線3。

正常的粒子直徑概率分布曲線見圖2曲線1，這一曲線有時會向左或向右歪斜如曲線2，也有可能碰到有幾個波峰的情況如曲線3。

液體滯留時間[3]是一個間接用于確定處理一定液體流量所必須的分離器體積的方法。分離器的液體體積等于液體流量乘以滯留時間。常用下式計算滯留時間。

(1)

式中：Vl——所需的分離器液體部分的容積，m3；

Ql——流體流量，m3/d；

T——滯留時間，min。

圖2 典型的粒子概率分布曲線

常見的分離器液體的滯留時間見表2。

表2 常見分離器液體的滯留時間

通常用分離質量和分離程度來衡量油氣分離器的工作的好壞，分離質量是指分離器出口處每標準立方米氣體所攜帶液量的多少，它如實反映了分離器主要的分離部分即沉降分離和除霧器的工作狀況，分離出的天然氣所攜帶的液量越少分離質量越好。

(2)

式中：K——分離質量，%；

V液——出氣口排出的氣體所攜帶的液體體積，m3；

V氣——出氣口排出的氣體體積，m3。

分離質量差，不少輕烴組分被帶走，從而降低了原油的數(shù)量和質量，而且在海上通過油氣處理裝置所脫離出來的天然氣，除了供給自己平常所需外，其它的天然氣一般通過火炬全部燒掉，所以有不少的輕烴組分被浪費掉。

分離程度是指在其分離的壓力和溫度下，從分離器的出液口中所排出的液體中所帶出的游離氣體積和液體體積之比值。

(3)

式中:S——分離程度，%；

V氣——出液口排出的液體所帶出的游離氣體積，m3；

V液——出液口排出的液體體積，m3。

分離程度反映分離器集液部分結構的完善程度。分離程度差，會導致輸油管竄氣，從而影響容積式流量計和離心泵的正常工作。如果對分離質量和分離程度要求過高，機構將會十分復雜，外形尺寸會大幅增加，占地面積和空間也會大幅增加，從而導致費用也會大幅增長，國內規(guī)定分離器工作標準是：K≤0.5 cm3/m3(氣)；S≤0.05 cm3/m3(液)。

1.2 脫水

脫水的基本原理是打破乳化液的油水界面膜的穩(wěn)定性，從而使其破裂，使細小水顆粒凝結成大水滴，使水從原油中沉降下來，最終達到油水分離的目的。

1.2.1 重力沉降法

重力沉降法非常適合不穩(wěn)定的乳化液，是最原始、最簡單和應用最廣泛的方法。因為油水密度差的原因從而使水從油中沉降分離出來。因為分離出來的水滴比它所置換體積的油重，所以它受到一個向下的重力，當水滴穿過油層向下運動時會產(chǎn)生一個阻力，當重力和阻力一樣時，水滴就會有一個恒定的速度。

因為水滴在原油中下降速度很緩慢，一般位于層流流態(tài)，通常用斯托克斯公式表示水滴在原油中的勻速下沉速度：

(4)

式中：W——水滴勻速下沉速度，m/s；

dw——水滴直徑，m;

Uo——原油粘度，Pa·s;

g——重力加速度，9.8 m/s2;

ρw，ρ0———水和油的密度，kg/m3。

因為現(xiàn)實中水滴在原油中下沉的情況與推導公式所假設條件有所不同，所以用式(4)來計算沉降速度會帶來一定的誤差。它只能說明影響下沉各因素間的關系，增加了水滴停留的時間，水的細小顆粒碰撞凝結的機會也會隨停留時間的增加而延長，延長小水滴的停留時間會更好的起到脫水效果。

1.2.2 加熱沉降法

如圖3所示，不同種類的含水原油，其溫度和粘度成反比關系，然而通過對其加熱可以達到以下效果。

1)通過加熱沉降法，從而使原油的粘度降低，就會加快水的沉降速度。

2)通過加熱沉降法，從而使油水界面的薄膜強度削弱了，使油水分離更容易。提升原油的溫度，從而使附在油水界上面的膠質、瀝青和石蠟等乳化劑在原油中的溶解度得到增強，水滴保護薄膜的機械強度也隨之降低。

3)通過加熱沉降法，從而增加了油水相對密度差，使水更容易沉降。在相同加熱條件下，原油的相對密度變化大，原油的體積膨脹系數(shù)比水大。

圖3 不同種類的含水原油的溫度與粘度的關系

1.2.3 熱水沖洗法

用大股熱水沖洗含有污水的原油，從而使原油中的小水滴碰撞凝結成大水滴，原油中的小水滴也能和熱水中的水滴碰撞凝結成大水滴，這樣更方便于脫水，更容易把原油中的其他雜質分離出來。

2 分離器工藝參數(shù)計算

2.1 兩相分離器的參數(shù)計算

設計條件見表3。

表3 設計條件

根據(jù)油氣性質及海上平臺實際情況[4],本分離器是在一級分離階段,故選用臥式兩相分離器。

暫設殼體長度為7 m;液體占30%。

l有=7×0.7=4.9。

1)天然氣偏差因子[5]Z的計算。用下列經(jīng)驗公式計算天然氣的臨界值。

天然氣對比參數(shù)

查得:Z=0.86。

2)氣體的允許流速[6]Wg的計算。

(5)

式中：ρl——在操作條件下油滴密度,kg/m3;

ρg——在操作條件下氣體密度,kg/m3;

k——分離器有效長度與直徑之比,

3)分離器的內徑D的計算。

(6)

式中:D——臥式分離器的內徑，m；

Q11——液體處理量，m3/d；

t——液體在分離器中的停留時間，min，

t=2 min；

β——設計者考慮處理量的波動系數(shù),一般取β=1.2～1.5；

k——分離器有效長度與直徑之比,一般取k=3～5；

n2——控制液面以下部分弓型面積與分離器橫截面積之比；

n1——出油口以下部分弓型面積與分離器橫截面積之比。

選取1 800 mm標準內徑的分離器，殼體長度為7 200 mm。

4)氣體在操作條件下的流量。

2.2 三相分離器的工藝參數(shù)計算

設計條件見表4。

表4 設計條件

由于本分離器在二級分離階段,它將處理南北平臺和BZ26-2的來液,從油氣性質和海上平臺的實際情況,故選臥式三相分離器。

暫設分離器殼體長度為8 m,液體占40%,l有=8×0.7=5.6 m.

1)天然氣偏差因子Z的計算。用經(jīng)驗公式計算天然氣的臨界值。

天然氣對比參數(shù)。

查得:Z=0.96

2)氣體的允許流速Wg的計算。

由式(5)計算得k=0.457；Wg=1.89 m/s。

3)分離器的內徑D的計算。

由式(6)，t取6 min，計算得D=2 m。

選取2 200 mm標準內徑的分離器，殼體長度為8 200 mm。

4)氣體在操作條件下的流量。

Q=0.2314 m3/sS氣=0.255 m2

3 結論

1)本設計以平臺甲板空間的限制和BZ28-1 2005年3月份的產(chǎn)量為基礎，來選擇分離器的類型。

2)設計出的分離器在處理量上能滿足從BZ26-2和南北平臺的來液量，也能達到油氣水分離的目的。

3)海上分離器由于實際情況的限制所以設計的分離器有增加內徑和縮短長度的趨向。

4)設計出的分離器內徑和長度于FPSO上的分離器尺寸相一致。

5)設計中也闡述了兩相和三相分離器的工作原理和結構特征，就分離器出現(xiàn)的簡單的故障給出了處理方法。

[1] 曾慶恒.采氣工程[M].北京:石油工業(yè)出版社,1999.

[2] 曹學文，付春麗，戰(zhàn)永平.FPSO生產(chǎn)工藝流程[J].油氣地面工程，2009,18:41-42.

[3] 肖祖騏,羅建勛,等.海上油田油氣集輸工程[M].北京：石油工業(yè)出版社,1994.

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[6] 徐業(yè)峻.油船改裝FPSO結構探析[J].造船技術，2009(5):11-13.

Process Parameters Calculation for the FPSO Separator

XIE Xiao-bo, YU Chao, WANG Dan, DUAN Bei-chen, LIU Dong-hui, ZHAO Hui-jun, YUAN Xi-duo

(CNOOC Energy Technology & Service-Oil Production Services Co., Tianjin 300457, China)

In accordance with the requirements of the separated from crude oil gas or oil/water separation requirements, according to the nature of the crude oil and operation experience to determine the residence time of liquid, the flow rate of gas in the operating conditions can be calculated by output data. The gas deviation factor was obtained by empirical formula. Assuming the length or height of the separator, the inner diameter of the separator can be gotten, so as to determine its.

separator; oil and gas separation; process parameters; residence time; gas deviation factor; allowable gas velocity

10.3963/j.issn.1671-7953.2016.05.028

2016-07-10

謝小波(1983—)，男，學士，工程師

U674.38

A

1671-7953(2016)05-0109-05

修回日期：2016-08-10

研究方向:石油工程

E-mail:xiexb2@cnooc.com.cn