авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 6 |

«САРАТОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМЕНИ ГАГАРИНА Ю.А. На правах рукописи РУЛЕВ АЛЕКСАНДР ...»

-- [ Страница 2 ] --

1.5.2 Предпосылки к разработке модели промышленного испарителя сжиженного углеводородного газа с максимальной интенсивностью теплообмена В целях повышения эффективности выполнения научных работ предлагается метод разработки сложных технических устройств с заранее известным уровнем требований, основанный на применении системного подхода и проиллюстрированный на примере создания промышленного испарителя СУГ с максимальной интенсивностью теплообмена.

При разработке промышленного испарителя сжиженного углеводородного газа с максимальной интенсивностью теплообмена применены широко известные методические разработки, направленные на создание новых технических моделей и конструкций [108, 132, 168,].

При разработке новых промышленных испарителей с максимальной интенсивностью теплообмена, а также любых других технически сложных устройств актуально применение системного подхода, что обусловливается:

1) наиболее полным, объективным и всесторонним рассмотрением поставленной задачи;

2) выявлением всей совокупности факторов и ограничений, которые оказывают позитивное и негативное влияние на достижение установленной цели;

3) созданием при решении поставленной задачи новых устройств с максимальными техническими показателями.

Рассмотрим в общем виде последовательность разработки промышленного испарителя с максимальной интенсивностью теплообмена и минимальной материалоемкостью на основе системного подхода (рис. 1.11).

1. Характеристика промышленного испарителя с выделением его в отдельную систему и с установлением ее границ. Цель разработки (рис.

1.11). Вначале определяется объект разработки, например, промышленный испаритель сжиженного углеводородного газа.

СУГ, используемый в промышленных испарителях, согласно ГОСТ Р 52087-2003, включает пропан, бутан, их смеси, растворенную воду, следы пентана. В случае получения СУГ с нефтеперерабатывающих заводов он состоит из непредельных углеводородов, таких как пропилен и бутилен.

Испаритель рассматривается как система, состоящая из совокупности следующих элементов: испарительного и нагревательного элементов, размещенных в корпусе с промежуточной теплопередающей средой, тепловой изоляции, которые объединены общей целью – превращение жидкой фазы сжиженного углеводородного газа в паровую фазу.

Границами промышленного испарителя как системы выступают места входа жидкой выхода паровой фаз сжиженного углеводородного газа.

Пример структурной схемы промышленного испарителя сжиженного углеводородного газа, понимаемого как отдельная система с установленными границами, представлен на рис. 1.12.

Характеристика электрического промышленного испарителя, с выделением его 1 в отдельную систему. Установление границ системы. Цель разработки Разработка методических положений по тепловому расчету промышленного трубного испарителя СУГ с высокой интенсивностью внутреннего и внешнего теплообмена Выявление, анализ и структурирование параметров, оказывающих существенное влияние на цель разработки, то есть повышение интенсивности внутреннего и внешнего теплообмена Выбор целевых функций по повышению интенсивности внутреннего и внешнего теплообмена.

Определение значений целевых функций для аналога на первом этапе их движения к максимуму при паспортных значениях параметров Направленный поиск новых решений, обеспечивающих достижение экстремума целевых функций на втором - n-м этапе движения их к максимуму интенсивности теплообмена Выявление значений параметров для новых технических решений, полученных в пункте 6 функций на втором - n-м этапе движения их к максимуму интенсивности теплообмена и минимуму материалоемкости Прекращение поиска резервов, при которых целевые функции движутся к своему экстремальному значению Обоснование, исследование и оптимизация структуры и параметров целевых 9 функций, предложенных на последнем этапе поиска Рис. 1.11. Укрупненный алгоритм разработки промышленного испарителя с максимальной интенсивностью теплообмена 3 Рис. 1.12. Изображение структурной схемы промышленного испарителя сжиженного углеводородного газа:

1, 2 – элементы испарителя;

3, 4 – входные и выходные связи;

5 – границы рассматриваемого устройства Целью разработки является увеличение коэффициента теплопередачи промежуточной теплопередающей среды.

2. Анализ известных аналогов изучаемого электрического испарителя и выбор наиболее совершенного из них, т.е. прототипа. Выявление аналогов испарителя, то есть устройств такого же назначения осуществлялось по результатам анализа патентов, авторских свидетельств, научной литературы и справочников.

Известные прототипы испарителя СУГ содержат сосуд, [35] о заполненный незамерзающей (до минус 40 С) жидкой промежуточной теплопередающей средой с расположенными в нем испарительным трубопроводом и трубчатыми электронагревателями.

Недостатком известных промышленных трубных испарителей пропан бутановых смесей сжиженного газа является низкая интенсивность теплообмена и высокая материалоемкость промежуточной теплопередающей среды за счет больших расстояний между: боковыми поверхностями ИТР и ТЭН, витками ИТР, боковыми поверхностями ИТР и корпуса.

3. Выявление, анализ и структурирование параметров, оказывающих существенное влияние на цель разработки. Анализ показывает, что на интенсивность теплообмена, характеризуемую коэффициентом теплопередачи от теплоэлектронагревателей к испарительному змеевику через слой промежуточной теплопередающей среды, согласно [65], оказывают существенное влияние следующие параметры:

RПТ – сопротивление теплопередаче между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика через слой промежуточной теплопередающей среды, Вт/(м2К);

С – толщина стенки испарительного змеевика, м;

З – толщина загрязнений на наружной и внутренней поверхностях испарительного змеевика, м;

Г2 – геометрические размеры промежуточной теплопередающей среды, м;

С – коэффициент теплопроводности стенки испарительного змеевика, Вт/(мК);

З – коэффициент теплопроводности загрязнений на наружной и внутренней поверхностях испарительного змеевика, Вт/(мК);

суг – коэффициент теплоотдачи от стенки испарительного змеевика к кипящему СУГ, Вт/(м2К).

На материалоемкость промежуточной теплопередающей среды, кроме вышеуказанных параметров, существенное влияние оказывают также:

2 плотность теплоносителя, кг/м3 [65];

m2 – количество замен промежуточной теплопередающей среды в течение срока службы испарителя.

Выбор целевой функции, математически описывающей цель 4.

разработки.

При выборе необходимо следовать тому, чтобы целевая функция обеспечивала математическое описание цели разработки для заданного объекта, возможность определения экстремума, к которому она должна стремиться.

Согласно поставленным целям, в качестве целевых функций приняты:

– коэффициент теплопередачи от трубчатых электронагревателей к сжиженному углеводородному газу через слой промежуточной теплопередающей среды в зависимости от выявленных в пункте подпараграфа 1.3.2 параметров К = fо[1/R2, суг, С /С, З /З, Г2, М2] Кmax ;

(1.1) – величина материалоемкости промежуточной теплопередающей среды в зависимости от выявленных в пункте 3 подпараграфа 1.3.2 параметров М2= f ( m2, 2, К) М2.max. (1.2) Анализ показывает, что при увеличении геометрических размеров Г значения материалоемкости М2 также увеличиваются.

Плотность теплоносителя 2 и количество его замен m2 оказывают прямо пропорциональное влияние на материалоемкость М2: чем выше их значение, тем выше величина М2 и наоборот.

Коэффициент теплопередачи К от трубчатых электронагревателей к сжиженному углеводородному газу через слой промежуточной теплопередающей среды оказывает обратно пропорциональное влияние на материалоемкость М2: чем выше его значение, тем меньше величина М 2 и наоборот. Анализ целевой функции (1.1) показывает, что существенное влияние на величину коэффициента теплопередачи оказывает интенсивность теплообмена от внутренней поверхности испарительного устройства к кипящей смеси СУГ.

Кипение пропан-бутановых смесей сжиженного углеводородного газа в трубопроводном змеевике осуществляется при последовательной смене режимов течения (расслоенный, волновой, кольцевой, туманообразный).

На коэффициент теплоотдачи в системе «внутренняя поверхность испарительного устройства – сжиженный углеводородный газ» оказывает влияние вариант искусственной проточной регазификации и ряд других факторов. Учет этих факторов возможен только после выявления механизма влияния режимов кипения и течения смесей СУГ на интенсивность теплообмена в проточных испарителях, который будет рассмотрен в параграфах 2.1-2.3 главы 2. Выбор варианта искусственной проточной регазификации СУГ для систем резервуарного газоснабжения, учитывая многообразие факторов, влияющих на интенсивность теплообмена и производительность, требует проведения исследований в главе 2.

Таким образом, в процессе анализа и исследований получены следующие результаты:

1. Предложен системный алгоритм разработки газоэнергоиспользующих устройств, позволяющий:

1) выявлять всю совокупность факторов и ограничений, оказывающих влияние на достижение поставленной цели;

2) создавать энергетические установки с максимальными показателями, полученными при решении поставленной задачи.

2. Применение системного алгоритма разработки на основе системного подхода позволяет свести к минимальному значению вероятность отрицательного результата при финансировании новых инвестиционных проектов с большой долей риска и тем самым увеличить гарантированность вложения инвестиций при венчурном финансировании.

3. Разработана структурная схема, раскрывающая системный алгоритм разработки новых теплоэнергетических установок.

4. Показано использование системного подхода применительно к разработке промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей сжиженного газа с высокой интенсивностью теплообмена.

5. Предложенный системный алгоритм разработки новых энергетических установок на основе системного подхода носит направленный характер и рекомендуется к применению для создания испарителей СУГ с высокой интенсивностью внутреннего и внешнего теплообмена.

Метод был использован в главе 2, подраздел 2.7 при разработке новых испарительных двухступенчатых трубных устройств с максимально возможной интенсивностью внутреннего теплообмена.

Метод был также использован в главе 3, подраздел 3.3 при разработке новых испарительных двухступенчатых трубных устройств с максимально возможной интенсивностью внешнего теплообмена.

Глава 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ ПОЛОЖЕНИЙ ПО ТЕПЛОВОМУ РАСЧЕТУ ПРОТОЧНЫХ ТРУБНЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ ПРОПАН-БУТАНОВЫХ СМЕСЕЙ С МАКСИМАЛЬНО ВОЗМОЖНОЙ ИНТЕНСИВНОСТЬЮ ВНУТРЕННЕГО ТЕПЛООБМЕНА 2.1 Доказательство наличия точки перехода режима проточного испарения при постоянной температуре кипения пропан-бутановой смеси в режим проточного испарения при переменной температуре кипения В процессе многочисленных испытаний промышленных трубных испарителей сжиженных углеводородных газов, состоящих из смеси пропана и бутана, неоднократно наблюдалось изменение температурных условий кипения в зависимости от диаметра трубы и расхода газа. Иногда имело место проточное испарение при постоянной температуре кипения, равной температуре конца кипения ПБС. В ряде случаев наблюдалось кипение при переменной температуре в интервале от температуры начала кипения до температуры конца кипения ПБС.

Для определения возможности перехода режима проточного испарения, происходящего при постоянной температуре кипения пропан-бутановой смеси в режим проточного испарения, протекающий в интервале от температуры кипения, были проведены соответствующие исследования.

Схема экспериментальной установки изображена на рис. 2.1.

Насыщенная ЖФ сжиженного углеводородного газа при давлении Р const 0,01 МПа поступает из резервуара в наклонный испарительный трубопровод, где полностью испаряется, а пары сжиженного углеводородного газа сжигаются на выходе из свечи.

Рис. 2.1 Принципиальная схема экспериментальной установки:

1 – резервуар СУГ;

2 – дифференциальный манометр;

3 –термометр;

4 – термоэлектрический кабельный преобразователь марки ТП 0198;

5 – наклонный испарительный трубопровод;

6 – нагревательный элемент;

7 –вентиль;

8 – регулятор давления с ПЗК;

9 – U-образный манометр;

10 – счетчик газа;

11 – свеча безопасности 12 –блок многоканальных измерителей температуры;

13 – нуль-модемный кабель;

14 – переносной компьютер Наклонный испарительный трубопровод наружным диаметром 255 мм был выполнен из температуростойкого стекла с добавкой молибдена. Угол о о наклона испарительного трубопровода изменялся от 30 до 90.

Энергия на нужды испарения к наклонному испарительному трубопроводу подводилась при помощи электронагревательного провода, навитого на его наружную поверхность.

Во время проведения испытаний измерялись следующие параметры:

давление и температура жидкой и паровой фазы пропан-бутановой в начале и конце наклонного испарительного трубопровода (рис. 2.1);

температура пропан-бутановой смеси по длине наклонного испарительного трубопровода;

продолжительность эксперимента и расход сжиженного газа;

состав сжиженного газа;

количество электроэнергии, подводимой к нагревательному элементу, навитому на наклонный испарительный трубопровод.

Давление газа в резервуаре, в начале и конце наклонного испарительного трубопровода определялось при помощи датчика-преобразователя давления АИР-20, имеющего относительную погрешность измерений равную 0,2%.

Приборы управлялись при помощи специальной программы через последовательный порт переносного портативного компьютера марки ASUS K56CB с процессором типа Pentium Core i5.

Расхода газа измерялся газовым счетчиком ГСБ-400 барабанного типа при расходе газа до 0,6 м3/ч с классом точности 1,0% и газовым счетчиком ВК-G4,0 с классом точности 1,5% в диапазоне расходов от 0,4 до 2,5 м3/ч.

Отбор проб пропан-бутановой смеси осуществлялся в пробоотборники 4 раза в течение испытаний. Перед проведением испытания пробоотборники продувались сжиженным углеводородным газом в течение 5 минут, затем производился анализ газа при помощи хроматографа ХЛ-6.

Показания с приборов снимались при стационарном тепловом режиме работы испарителя, когда температура сжиженного газа на выходе из него в течение 15 20 минут не изменяла своего значения.

Температура конца кипения пропан-бутановой смеси находилась, согласно рекомендациям [138, 149] в зависимости от состава газа и давления в испарительной установке пропан-бутановых смесей.

Температура пропан-бутановой смеси по длине наклонного испарительного трубопровода измерялась с помощью термоэлектрических кабельных преобразователей марки ТП 0198, изготавливаемых НПП «Элемер» (г. Москва) по ГОСТ 6616-94 и ТУ 4211-013-13282997-04 и имеющих диапазон измерения температур от минус 40 до плюс 1000 оС.

Конструктивно они реализованы как хромель-алюмелевые термоэлектроды диаметром 0,27 мм, имеющие изолированный спай на конце, заключенные в гибкую герметичную оболочку, диаметр которой 1,2 мм, длина – 400 мм, изготовленную из легированной стали марки 12Х18Н10Т с заполнением внутреннего объема особой песчано-магнезиальной пылью. Тепловая инерционность термоэлектродов ТП 0198 при этом не превышает 1 с.

С целью сведения к минимуму теплопотерь от стеклянного испарительного трубопровода наружная поверхность покрывалась тепловой изоляцией из термостойкой теплоизоляционной трубки типа «Термофлекс»

толщиной 9 мм. Через 150 мм в теплоизоляционной трубке прорезались смотровые окна для наблюдения за характером отделения паровых пузырьков с поверхности нагрева и за режимом испарения парожидкостной смеси.

В качестве параметра, характеризующего режим испарения ПБС, принят критерий Фруда Fr 2 / (d g), (2.1) где – скорость паровой фазы на выходе из стеклянной трубки при фактическом давлении в трубопроводе, м/с;

d – внутренний диаметр стеклянной трубки, м;

g – ускорение свободного падения, м/с2.

Опыты проводили при изменении критерия Фруда в диапазоне от 2,710 20% до 510-2 20%.

В результате экспериментальных исследований выявлено, что процесс испарения ПБС в проточной системе имеет два режима.

Первый режим характеризуется постоянством температур по всей длине испарительного трубопровода. При этом, паровые пузырьки отделялись от поверхности нагрева, поднимались через слой жидкости к концу испарительного участка, собирались здесь и уходили из испарительной трубы.

Было установлено, что поддержание Fr 5,910-320% при движении паров испаренного СУГ внутри канала обеспечивает температурные условия, свойственные первому режиму испарения, когда температура кипения равна температуре конца кипения ПБС, а состав жидкой фазы на входе в испарительный трубопровод равен составу паровой фазы на выходе из него.

Второй режим характеризуется переменной температурой кипения по всей длине испарительного трубопровода. При этом, паровые пузырьки уже на начальном участке отделялись от поверхности нагрева, собирались в верхней части трубы, объединялись в более крупные пузыри и, двигаясь вдоль верхней образующей трубы, формировали сплошную пробку. Затем имело место последовательное изменение режимов течения: с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного, дисперсного, после чего пары уходили из испарительной трубы.

Было установлено, что поддержание Fr 5,910-320% при движении паров испаренного СУГ внутри канала обеспечивает температурные условия, свойственные второму режиму испарения при переменной температуре в интервале от температуры начала кипения до температуры конца кипения ПБС, а состав жидкой фазы на входе в испарительный трубопровод равен составу паровой фазы на выходе из него.

Исследуемые режимы характеризуются следующим изменением характера испарения и температурными условиями кипения.

При первом режиме испарения СУГ (рис. 2.1а) насыщенная жидкость с мольным содержанием пропана ж и температурой t п.р поступает в г.н испаритель, растворяется в массе кипящей жидкости состава 2 ж находящийся в равновесии с отбираемыми парами состава 3п.

Этот процесс протекает по линии 1-2, когда поступающая жидкость нагревается от температуры t п.р до температуры t п.р при постоянном г.н г.к давлении Р = соnst в испарителе.

Выявлено, что первый режим испарения наблюдается при малых скоростях паровой фазы на выходе из проточного испарителя, м/с и/или больших значениях внутреннего диаметра испарительного канала d, м. Для указанного режима характерна четкая граница раздела паровой и жидкой фаз при изменении степени сухости от нуля до единицы.

Последующие наблюдения проточных испарителей сжиженных углеводородных газов, состоящих из смеси пропана и бутана, показали, что первый режим испарения имеет место во всех конструкциях проточных регазификаторов с большеобъемным кипением (рис. 1.10 б, рис. 1.10 д), характеризующихся четкой границей раздела жидкой и паровой фаз сжиженного углеводородного газа.

а б Рис. 2.2 Режимы проточного испарения пропан-н-бутановых смесей СУГ и соответствующие им температурные условия кипения:

а – первый режим испарения СУГ при постоянной температуре;

б – второй режим испарения СУГ при переменной температуре Испарение жидкой фазы протекает здесь по линии 2-3, при этом образовавшаяся паровая фаза состава 3п =ж в виде отдельных пузырьков всплывает в объеме жидкой фазы состава ж, собирается в паровом пространстве, отводится оттуда потребителю, а температура кипения, согласно закону Дальтона-Рауля [11, 31, 38, 47, 175, 176], имеет постоянное значение, равное t п.р.

г.к Температурные условия кипения для первого режима испарения определяются на основе закона Рауля [31, 38, 47]. Температура t п.р находится г.к из уравнения (2.2):

Вб Аб п.р СБ t г.н Рсм ж. (2.2) 2 Впр Вб Апр Аб п.р Спр t г.н п.р Сб t г.н Второй режим испарения наблюдается при высоких скоростях паровой фазы на выходе проточного испарителя и/или малых значениях внутреннего диаметра испарительного канала d и характеризуется непрерывно изменяющейся границей раздела паровой и жидкой фаз при изменении степени сухости от нуля до единицы.

Процесс испарения СУГ в этом случае (рис. 2.2.б) происходит при неизменном составе парожидкостной пропан-бутановой смеси на всех участках ее течения в испарительном канале. В связи с этим процесс Р const испарения смеси пропан-бутан при постоянном давлении изображается на диаграмме «температура – состав» отрезком 1-2 (рис. 2.2 б).

Точкам 1 и 2 соответствуют следующие состояния системы: насыщенная жидкость, насыщенный пар. Каждое состояние смеси в процессе кипения характеризуют равновесные концентрации пропана в жидкой и паровой фазах при повышении температуры смеси от температуры насыщенной жидкости t в.р до температуры насыщенного пара t в.р.

г.н г.к Температурные условия кипения для второго режима испарения определяются на основе закона Дальтона-Рауля.

Температура t в.р находится из уравнения (2.3):

г.н Вб Аб в.р СБ t г.н Рсм ж 1. (2.3) Впр Вб Апр Аб в.р Спр t г.н в.р Сб t г.н Температура t в.р находится из уравнения (2.4):

г.к Впр Вб Апр Аб Сб t г.к в.р Спр t г.к в.р Рсм 10 п 2. (2.4) А Впр Вб Аб Сб t г.к прР в.р Спр t г.к в.р 10 Рсм Температурные условия кипения для обоих режимов испарения можно определять по составленной на основе закона Дальтона-Рауля диаграмме «температура – состав». При этом t п.р = t в.р, а t п.р = t в.р при одинаковых г.н г.к г.н г.к давлениях Р = соnst в процессе испарения как для первого, так и для второго режимов.

Было установлено, что поддержание Fr 5,910-320% при движении паров испаренного СУГ внутри канала обеспечивает температурные условия, свойственные первому режиму испарения (рис. 2.2а), при значении критерия Фруда Fr5,910-320% (рис. 2.2б) имеет место второй режим испарения.

Проведение второго режима проточного испарения при значениях критерия Фруда парожидкостного потока, больших, чем 5,910-320%, позволяет обеспечить олее низкое значение средней температуры кипения пропан-бутановой смеси t в.р + t в.р (ar) t п.р (const) г.н г.к (2.5) г.к t п.р = t в.р, а t п.р = t в.р при при одинаковых давлениях Р = соnst, как г.н г.к г.н г.к следствие увеличить значение температурного напора в системе теплоноситель – кипящая смесь пропана и бутана и обеспечить сокращение теплообменной поверхности и металловложений в промышленный испаритель по сравнению с первым режимом проточного испарения.

Следует отметить, что наряду с влиянием температурного напора в первом и втором режимах испарения значительную роль играет интенсивность теплообмена.

Интенсивность теплообмена для смеси пропана и бутана для первого режима испарения изучена достаточно полно [56, 94, 117, 180].

Однако влияние режима испарения проточной регазификации при кипении смеси пропана и бутана в трубе при переменной температуре кипения на интенсивность теплообмена освещено в известной литературе недостаточно полно [94, 117] и требует проведения детального изучения и анализа 2.2 Определение интенсивности внутреннего теплообмена в проточных испарителях при переменной температуре кипения в зависимости от режимов течения и состава пропан-бутановых смесей сжиженного углеводородного газа 2.2.1 Определение границ течения парожидкостных смесей в трубных испарителях С увеличением степени сухости кипящей жидкой фазы сжиженного газа в трубных испарительных устройствах промышленных испарителей различают следующие режимы течения: режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновое, пленочное и дисперсное течения жидкости [129, 173].

Режим течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз характеризуется тем, что пузырьки пара, возникшие в процессе кипения жидкости, достигая определенных размеров, отрываются от нагреваемой поверхности, объединяются вместе, образовывая, таким образом, в трубе течение четкой границей раздела паровой и жидкой фаз. Этому режиму течения свойственны малые значения паросодержания или небольшие расходы СУГ.

Увеличение степени сухости при дальнейшем подводе тепла приводит к увеличению турбулизации потока, инициируемой мелкими пузырьками пара, вовлеченными в поток жидкости. При образовании жидкой пленки по всему периметру трубы устанавливается пленочный режим течения с движением пара в центре потока.

Дальнейшее увеличение степени сухости приводит к тому, что пленка жидкости, находящаяся у поверхности трубы, истончается до такой степени, что в отдельных местах образуются сухие участки. Ряд мельчайших частиц жидкости срывается с пленки и переходит в паровое ядро в центре потока.

Таким образом, устанавливается дисперсное течение, при котором в паровом ядре потока образуются мелкие капли жидкости, оседающие на жидкостную пленку и срывающиеся с нее приблизительно в таком же количестве в основной паровой поток [129, 173].

В то же время при увеличении степени сухости жидкой и паровой фа сжиженного газа происходит непрерывное уменьшение содержания пропана и возрастание температуры кипения парожидкостной смеси пропана и бутана [7, 36, 94, 125, 173].

Анализ литературы [36, 94, 173] показал, что коэффициент теплоотдачи и длина испарительного змеевика трубного испарителя характеризуются нелинейной зависимостью от режима течения, состава и степени сухости пропан-бутановой смеси.

Результаты анализа показывают, что наиболее приемлемыми для выявления пограничного значения степени сухости парожидкостной смеси пропана и бутана, при котором ярко выражен переход режима течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой и волнового в пленочный (Хк.m=1, Хк.m=2 ), является метод О. Бейкера [129]. Согласно этому методу, отдельные режимы течения парожидкостной смеси пропана и бутана предлагается изображать на специальных диаграммах, которые строятся как 1 Х ИХ график зависимости параметра от параметра.

Х Здесь И – массовая скорость, кг / (с м );

Х – степень сухости;

д.е.;

, – соответственно числовые комплексы.

Числовые комплексы, определяются как:

0, г ж ;

(2.6) возд в 2 1/ в ж.

в (2.7) в ж Здесь г, ж, в, возд – соответственно, плотности паровой, жидкой фаз парожидкостной смеси пропана и бутана, воды и воздуха, кг / м ;

в, – соответственно, коэффициенты поверхностного натяжения воды и парожидкостной смеси пропана и бутана, Н / м;

в, ж – соответственно, коэффициенты динамической вязкости воды и парожидкостной смеси пропана и бутана, Н с / м2.

Следует отметить, что в известной литературе приведены диаграммы [177, 202, 211], полученные на основе метода [129] для случая течения воздухо-водяной смеси в каналах без обогрева. Из работы [129] прослеживается четкая зависимость режимов течения парожидкостной смеси пропана и бутана от геометрических параметров (диаметр, форма канала, угол наклона) и наличия обогрева.

Это связано то, что при определении границ между режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз и волновым режимом течения, волновым и пленочным режимами течения парожидкостной смеси пропана и бутана использовались экспериментальные данные работы [177].

Границы между режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз и волновым, волновым и пленочным режимами течения парожидкостной смеси пропана и бутана были выявлены для расходов 20;

30;

40 кг / ч при неизменной тепловой нагрузке 14400 Вт / м2 и постоянном давлении 0,4 МПа.

По полученным в [177] величинам степени сухости Х и расходов G, на границах между режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз и волновым, волновым и пленочным режимами течения, согласно формулам И Х 1 Х (2.6) и (2.7) вычислялись параметры и. Значения этих Х параметров откладывались на осях диаграммы.

Пограничная кривая (рис. 2.3) строилась по точкам, которые были И Х 1 Х получены на пересечении линий от осей и, с помощью Х метода наименьших квадратов.

Здесь необходимо отметить, что полученная линия, показывающая границу между режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз и волновым, волновым и пленочным режимами течения парожидкостной смеси пропана и бутана, практически не отличается от линии, изображенной на диаграмме Бейкера [129]. На незначительные отличия от линии, изображенной на диаграмме Бейкера [129], указывают работы [215, 129].

9, о В них утверждается, что даже при небольшом угле наклона увеличивается интенсивность теплообмена по сравнению с горизонтальной трубой. Однако в этих работах [215, 129] говорится, что при поворотах на 180о в вертикальной плоскости значительно уменьшается интенсивность теплообмена при сравнении с поворотами на 180о в горизонтальной плоскости.

При определении значений степени сухости Хк.m1, Хк.m2 сначала последовательно задаются значения Х 0,1;

0,2;

1, определяются массовая скорость, плотность, численные комплексы, парожидкостных смесей пропана и бутана, затем по графику, представленному на рис. 2.3, Х Хк.m1 и Х Хк.m принимаются значения соответствующие границам перехода режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный режимы течения [136]. С целью определения границы перехода режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный режимы течения были проведены необходимые расчеты.

Расчеты проведены при:

Содержании пропана в смеси, прж =50 мол. % (прж=43 вес. %).

1.

Расчетном часовом расходе сжиженного газа, Gг=0,0278 кг/с (100 кг/ч).

2.

Диаметре испарительного змеевикового трубопровода (внутренний), 3.

d 0,015 м.

Массовой скорости 4.

4G 4 0, 0278 кг И 157,19.

d 3,14 0, 015 с м 2 Давлении пропан-бутановой смеси сжиженного газа, Р 0,5 МПа.

5.

Массовой степени сухости:

6.

минимальной Хmin=0,001;

максимальной Xmax=1,0.

Плотности жидкой фазы пропан-бутановой смеси при Р=0,5 МПа:

7.

пропан пр=499 кг/м3;

бутан б=570,9 кг/м3;

смесь ж=535 кг/м3.

Плотности паровой фазы пропан-бутановой смеси при Р=0,5 МПа:

8.

пропан пр=5,39 кг/м3;

бутан б=17,74 кг/м3;

смеси г 11,6 кг / м3.

Плотности воздуха и воды при н. у. ( t 20о С и атмосферном давлении):

9.

воздух возд=1,205 кг/м3;

вода в=1000 кг/м3.

10. Коэффициенте динамической вязкости:

пропан пр=135,2·10-6 Н·с/м2;

бутан б=210,8·10-6 Н·с/м2;

смесь ж=173·10-6 Н·с/м2;

вода в=102,4·10-5 Н·с/м2.

11. Коэффициенте поверхностного натяжения:

пропан пр 7, 6 кН / м;

бутан б 12, 4 кН / м;

смесь 10 кН / м;

вода в 74 кН / м.

Расчеты, проведенные по формулам (2.6) и (2.7), показали следующие значения числовых комплексов: =2,27, =6,2.

По известным значениям и, задаваясь рядом величин Х, находим, что ИХ (1 Х) при Х 0,3 значения комплексов 20, 78;

32,8.

Х Расчеты, проведенные по (2.6), (2.7), и построенная по результатам этих расчетов диаграмма (рис. 2.3) выявили переход режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный режим течения при часовом расходе сжиженного газа Gг=100 кг/ч для испарительного трубопровода диаметром dвн=0,015 м при Хк.m=1 =0,17 (точки 1-2-3, рис. 2.3) и при Хк.m=2 =0,3 (точки 4-5-6, рис. 2.3).

Выявление границ перехода, свойственных другим диаметрам испарительного трубопровода и при иных исходных данных, происходит аналогичным образом.

Определение значения Х = Хк.m=3, при котором прослеживается переход пленочного режима течения в дисперсный, на основе диаграмм Бейкера, созданных для течения воздухо-водяных смесей в необогреваемых каналах, невозможно.

Согласно данным [129], граница перехода пленочного режима течения в дисперсный при течении кипящих парожидкостных пропан-бутановых смесей в каналах, связана с плотностью тепловой нагрузки, скоростью потока, физическими свойствами пара и жидкости, а также конструктивными особенностями труб.

Более точные данные в соответствии с [173, 129] по определению границы перехода пленочного режима течения в дисперсный режим течения кипящих парожидкостных пропан-бутановых смесей, т.е. значения Хк.m=3 при течении кипящих пропан-бутановых смесей в обогреваемых каналах, показывает температурный анализ стенки трубы.

Согласно исследованиям [173], начиная с момента времени, когда Х= Хк.m=3=0,981, все капли жидкости уносятся с кипящей пленки, находящейся на внутренней поверхности трубы, в паровое ядро потока жидкости, при этом температура стенки трубы стремительно растет, что говорит о том, что внутренняя поверхность трубы омывается только паровой фазой кипящей смеси пропана и бутана.

В то же время, т.е. когда Хк.m=3=0,981, значение коэффициента теплоотдачи начинает стремительно падать (см. рис. 2.5, участок DЕ).

В это же самое время температура жидкостно-парового потока в центре трубы вплоть до значения Х=1,, также сохраняется практически постоянной, свидетельствуя о наличии испаряющихся капель жидкой фазы в потоке.

Рис. 2.4. Диаграмма по определению границы перехода режима течения парожидкостных смесей СУГ m =1 в m =2, а режима m =2 в m =3, построенная для диапазона, характерного для трубных испарителей СУГ:

I – G=40 кг/ч;

II – G=30 кг/ч;

III – G=20 кг/ч Для определения значения Хк.m=3 с учетом зависимости при переходе пленочного режима течения в дисперсный от скорости парожидкостного потока пропан-бутановой смеси сжиженного газа, плотности тепловой нагрузки и физических свойств жидкой пропан-бутановой фазы, а также конструктивных особенностей труб, проводились опыты. Результаты проведенных опытов при различных значениях расходов потока 60 и 90 кг/ч представлены на рис. 2.4.

Из графика видно, что для принятой области применения промышленных регазификаторов СУГ паропроизводительностью от 20 до 100 кг/ч экспериментальное значение границы перехода пленочного режима течения в дисперсный, т.е. Хк.m=3, мало зависит от расхода СУГ. Минимальное значение Хк.m=3 в размере 0,981 (на графике показано пунктирной вертикальной линией) примем с учетом незначительного интервала изменения границ перехода пленочного режима в дисперсный для всего диапазона изменения расхода сжиженного газа.

Рис. 2.4. График по определению границ перехода пленочного режима течения в дисперсный.

1 – температура парожидкостной смеси пропана и бутана, содержащей =49 об.% пропана;

2 – температура внутренней поверхности стенки испарительного трубопровода Таким образом, примем переход пленочного режима течения в дисперсный для испарительного трубопровода при значении Хк.m=3, равном 0,981.

2.2.2 Определение внутреннего коэффициента теплоотдачи в проточных испарителях в зависимости от режимов течения и состава сжиженного углеводородного газа Определим влияние состава и режимов течения смеси пропана и бутана на коэффициент теплоотдачи испарительного змеевика.

Механизм теплообмена п р и р е ж и м е течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз смеси пропана и бутана похож на механизм теплообмена при большеобъемном кипении жидкости [56, 94, 129, 173].

Определение среднего значения коэффициента теплоотдачи для пропан бутаной смеси производится по формуле [151] в зависимости от изменения степени сухости Х [173] и состава пропан-бутановой смеси, согласно [94]:

в.ср.m=1=6,4[Хср.m=1/(1-Хср.m=1)]-0,15q0,7R/[(3,3-0,0115(tнас-100))ср.m=1], (2.8) ср.m=1=1+1,8(rб/rпр)0,6(п ср.m=1 -ж ср.m=1)1,6, (2.9) где в.ср.m1 – коэффициент теплоотдачи при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз пропан-бутановой смеси, Вт / (м2 К) ;

Хср.m1 (Хк.m1 Хн.m1 ) / 2 – среднее значение степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси на участке трубы с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, равное полусумме начального Хн.m=1 и конечного Хк.м=1 значений;

q – удельный тепловой поток, Вт / м 2 ;

t нас – температура насыщенной жидкости, оС;

ср.m=1 – среднее значение параметра, определяющего влияние содержания пропана в парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз (m=1);

R – коэффициент увеличения интенсивности теплообмена для испарительного трубопровода;

tнас – температура насыщенной жидкости, оС;

п ср.m=1, ж ср.m=1 – соответственно, средние равновесные содержания пропана в паровой и жидкой фазах сжиженного углеводородного газа в середине участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, пср.m1 (пн.m1 пк.m1 ) / мол. %, равные и ж ср.m1 ( ж н.m1 ж к.m1 ) / 2 ;

пн.m1, ж н.m1 – равновесные содержания пропана в жидкой и паровой фазах сжиженного углеводородного газа в начале участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, мол. %, определяемые по графику на рис. 2.5 и температуре tг.н.рас;

пк.m=1, жк.m=1 – соответственно, равновесные содержания пропана в жидкой и паровой фазах на границе участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, мол. %, определяемые, согласно графику на рис. 2.5 и известной температуре tг.к. m=1;

rпр, rб – соответственно, скрытая теплота парообразования пропана и бутана на участке с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, кДж/кг.

Для змеевика из труб коэффициент теплоотдачи в.ср.m=1 определяется с учетом [65] по формуле в.ср.m=1. зм = в.ср.m=1R, (2.10) R – коэффициент для трубопроводного змеевика, определяемый как где R 1 1,77 dвн / R, (2.11) где R – радиус змеевика, м;

dвн – внутренний диаметр трубы, м.

При волновом и пленочном режимах течения парожидкостной смеси в меньшей степени проявляется влияние теплового потока на коэффициент теплоотдачи в отличие от условий режима течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз. В то же время средние значения ср.m=2 и на участках с этими режимами течения существенно возрастают за счет ср.m= увеличения суммарного массового расхода смеси:

в.ср.m=2=(/dвн)0,63Re0,8 Pr0,4 [Х ср.m=2/(1-Х ср.m=2)]0,12(q/rИ)0,2 R / ср.m=2 (2.12) в.ср.m=3=(/dвн)0,55Re0,8 Pr0,4 [Х ср.m=3/(1-Х ср.m=3)]0,15(q/rИ)0,2 R / ср.m=3,(2.13) где Re, Pr – критерии Рейнольдса и Прандтля соответствующие температуре насыщения жидкости;

Х ср.m=2=(Хк.m=2+Хн.m=2)/2, Хср.m=3 =(Хк.m=3+Хн.m=3)/2– средние значения степени сухости парожидкостной смеси на участках трубы соответственно с волновым и пленочным режимами течения. Величина Х определяются согласно верхней кривой, а величина Х н.m=2= Х к.m=2 к.m= согласно нижней кривой графика, приведенного на рис. 2.3. Величина Х к.m= определяется по кривой 2 графика, приведенного на рис. 2.3, а величина Х н.m=3 =Х к.m=2 определяется согласно верхней кривой графика, приведенного на рис. 2.3;

Nu, Re, Pr – числа подобия Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля, И – удельный соответствующие температуре насыщения жидкости;

массовый расход, кг / м2 ч.

Коэффициент теплоотдачи для трубопроводного змеевика в.ср.m= находится с учетом (2.11) по формуле в.ср.m=2,. зм= в.ср.m=2,R;

в.ср.m=3. зм= в.ср.m=3R. (2.14) П р и д и с п е р с н о м т е ч е н и и парожидкостной смеси в виде в.ср.m=3 (рис.

тумана средний коэффициент теплоотдачи 2.5) при определенном паросодержании уменьшается на участке DE до величины, которая характерна для однофазного течения пара. На отрезке С1E изменение паросодержания и содержания пропана не влияет на величину тум и его величина, согласно [56], определяется как для случая однофазного течения сухого насыщенного пара:

в.m4 0,023 Re0,8 Рr 0,4 R. (2.15) d вн в.m Коэффициент теплоотдачи для трубопроводного змеевика находится с учетом (2.11) по формуле:

в.m4.зм в.m4 R. (2.16) Рис. 2.5. Графическая зависимость коэффициента теплоотдачи в от степени сухости Х для парожидкостной смеси пропана и бутана при ж =50 мол. % для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного и дисперсного режимов течения На рис. 2.5, согласно [94, 173], приведено изменение коэффициента теплоотдачи в зависимости от изменения расхода парожидкостной пропан бутановой смеси и ее степени сухости.

Проанализируем и определим, как изменяется коэффициент теплоотдачи в зависимости от содержания пропана в смеси пропана и бутана при различных режимах ее течения.

С ростом разности равновесных концентраций пропана в жидкой ж и паровой п фазах в сжиженном углеводородном газе [57] уменьшаются средняя скорость роста паровых пузырей, их отрывной диаметр, число действующих центров парообразования, что ведет к существенному снижению коэффициента теплоотдачи.

Согласно рекомендациям [47], в качестве расчетного содержания пропана в жидкой фазе, которая поступает в испаритель сжиженного газа, примем величину ж1=50 мол. %. Затем определим, согласно диаграмме «температура – состав», построенной в соответствии с [38], изменение концентрации пропана в парожидкостной пропан-бутановой смеси при полном ее испарении.

Концентрация пропана при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в жидкой фазе пропан-бутановой смеси на входе в испаритель [47] равна ж1=жк.m=1= 50 мол. %, а начальная степень сухости Хк.m=1=0. Конечная степень сухости Х к.m=2 определяется по приведенной на рис. 2.3 диаграмме. Далее по зависимости [151] определяется конечная температура tг.к.m=1:

Х Р см D( t ) E ( t ) ;

(2.17) г г Вб Аб D( t г ) Р см 10 Сб t г ;

(2.18) Впр Апр Спр t г E(t г ) Рсм 10, (2.19) Р см – давление сжиженного углеводородного газа в промышленном где испарителе, Па;

– концентрация пропановой фракции в смеси, мол.%;

Аб, Вб, Сб, Апр, Впр, Спр – соответственно, средневзвешенные коэффициенты для бутановой и пропановой фракции в известном диапазоне температур.

Величины коэффициентов А, В, С для пропана, н-бутана и изобутана определяются при помощи соответствующей литературы [38].

Затем по рис. 2.3 находим содержание пропана ж к.m=1 при tг.к. m=1 и Хк.m= и вычисляем осредненную величину степени сухости для режима течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Хср.m=1=(Хк.m=1+Хн.m=1)/2.

Затем в середине участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз течения определяем равновесное содержание пропана в жидкой фазе жср.m=1=(жк.m=1+жн.m=1)/2. Потом, согласно рис. 2.3, определяем равновесное составу жидкой фазы ж количество пропана ср.m= п в паровой фазе. По полученным жср.m=1 и пср.m=1 находим по (2.9) ср.m= величину параметра, который учитывает влияние концентрации пропана в парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз m=1, подставляем его в формулу (2.8) и находим. Значение изображено на в.ср.m=1 в.ср.m= графике (рис. 2.5).

Равновесный состав пропана в жидкой фазе сжиженного углеводородного газа для волнового режима течения при Х =Х составляет н.m=2 к.m= жн.m=2 =жк.m=1. Затем находим равновесное содержание пропана в жидкой фазе сжиженного углеводородного газа жср.m=2=(жк.m=2+жн.m=2)/2 в середине участка с волновым режимом течения. Потом по рис. 2.3 определяем равновесное концентрации содержания пропановой фракции в жидкой ж и паровой п ср.m=2 фазах. По вычисленным жср.m=2 и пср.m=2 находим по ср.m= (2.9) величину параметра, который учитывает воздействие пропана в парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа при волновом режиме течения m=2, подставляем его в формулу (2.12) и находим в.ср.m=2.

Значение в.ср.m=2 показано на графике (рис. 2.5).

Для пленочного режима течения содержание пропана в жидкой фазе сжиженного углеводородного газа при Х н.m=3 =Х к.m=2 составит жн.m=3 =жк.m=2.

Согласно [173], значение конечной степени сухости принято в размере Хк.m=3=0,981. Затем по выражениям (2.17)-(2.19) находим конечную температуру tг.к.m=3, а по рис. 2.5 определяем концентрацию пропана жm=3 при иХ к.m=3=0,981 и производим вычисление осредненной величины tг.к. m= степени сухости для пленочного режима течения Х ср.m=3=(Хк.m=3+Хн.m=3)/2.

Далее находим в середине участка с пленочным режимом течения равновесные концентрации пропана в жидкой фазе жср.m=3=(жк.m=3+ жн.m=3)/2.

Далее по рис. 2.4 находим равновесное составу жср.m=3 содержание пропана пср.m=3 в паровой фазе. По известным ж и пср.m=3 производим ср.m= вычисление по (2.9) значения параметра, который учитывает влияние содержания пропана в парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа при пленочном режиме течения ср.m=3, подставляем его в формулу (2.13) и определяем значение в.ср.m=3. (см. рис. 2.5).

При дисперсном течении парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа значение m=4 находится по (2.15), с учетом (2.16), и жср.m=4=(жн.m=4+жк.m=4)/ соответствует равновесному составу при Хср.m=4=(Хн.m=4+Хк.m=4)/2= =(0,981+1,0)/2=0,99 определяемому, как для сухого насыщенного пара.

На графике (см. рис. 2.5) видно, что коэффициенты теплоотдачи для каждого из режимов течения смеси пропана и бутана определены с некоторым занижением, обеспечивающим адекватную плюсовую погрешность при нахождении длин участков испарительного змеевика.

Таким образом, для определения коэффициентов теплоотдачи промышленного испарителя пропан-бутановых смесей, приняты формулы (2.8) - (2.16), учитывающие режим течения, степень сухости и содержание пропановой фракции в парожидкостной пропан-бутановой смеси.

2.3. Анализ существующих методик теплового расчета промышленных испарителей пропан-бутановых смесей Вопросы теплообмена между теплопередающей средой и СУГ в промышленных испарителях достаточно полно рассмотрены в мировой литературе [7, 34, 40, 42, 45- 53, 74, 94, 117, 180, 183].

В [34] для определения расчетной поверхности промышленного испарителя СУГ применяется следующая формула:

G г (rг g) F, (2.20) 3,6 k t ср G г – паропроизводительность промышленного испарителя, кг / ч;

где rг – скрытая теплота парообразования, кДж / кг;

k – коэффициент теплопередачи, Вт / м 2.К ;

g – теплота перегрева паров СУГ, кДж / кг;

t ср – средняя разность температур между теплопередающей и нагреваемой средами, 0С.

Тем не менее в формуле не учитывается целый ряд факторов, имеющих место при эксплуатации промышленных испарителей.

В процессе испарения смеси пропана и бутана подвод тепла осуществляется на нужды испарения и нагрева жидкой фазы в интервалах температур начала и конца кипения.

В зависимости от состава СУГ температура кипения чистого бутана всегда выше температуры конца кипения сжиженного газа.

Средние разности температур между нагреваемой и греющей средой характеризуются:

схемами перемещения рабочих жидкостей (прямоток, противоток, перекрестный ток);

способом испарения (большеобъемное испарение, испарение в трубе);

характером изменения количества выкипевшей жидкости в зависимости от температуры процесса испарения и рядом других факторов.

Следовательно, при использовании формулы (2.20) в инженерных расчетах возможны значительные погрешности.

Согласно работе [48], поверхность промышленного испарителя находится по формуле G г (rг сг (t г.к t г.н )) t t F ln 0 г.н, (2.21) 3,6 k (t г.к t г.н ) t 0 t г.к с г – массовая теплоемкость пропан-бутановой смеси, кДж / (кг К);

где tг.н, tг.к – соответственно, начальная и конечная температуры кипения сжиженного газа, 0С;

t 0 – средняя по объему температура, 0 С.

В (2.21) учтено тепло по сравнению с формулой (2.20), которое расходуется на нагрев кипящей жидкой фазы, в интервале температур начала и конца кипения (tг.н и tг.к ). Для определения температуры конца кипения используется диаграмма «температура– состав» (рис 2.2б). В формуле (2.21) учитывается зависимость схемы движения теплопередающей среды и сжиженного углеводородного газа от температурного напора (рис. 2.6), на примере прямоточного испарителя.

Однако выражение (2.21) не позволяет:

–раскрыть суть процесса испарения смеси сжиженного углеводородного газа при ее кипении в трубе;

– учесть содержание в парожидкостной пропан-бутановой смеси отдельных компонентов и изменение интенсивности теплообмена при изменении степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси по длине испарительного трубопровода;

Наиболее точно отображает процессы теплообмена при испарении смеси сжиженного углеводородного газа модель теплового расчета промышленных испарителей, предложенная в работе [47].

Так, в [47] для определения поверхности проточного трубного испарителя используется формула dx t г.к dt dt г t г.к Gг 3,6 k( x 0,5 ) t г t т t г dt г сг rг, Fсущ. г (2.22) tт tг.н t г.н где k(Х=0,5) – коэффициент теплопередачи испарителя, Вт/(м 2К). k(т)=const, при Х=0,5.

Температура парожидкостной пропан-бутановой смеси, кипящей в проточном трубном испарителе, находится по известному значению степени сухости [38] согласно формул (2.17)-(2.19). Здесь температура начала кипения tг.н, согласно формулам (2.17)-(2.19), находится при Х=0, температура конца кипения tг.к – при Х=1.

Согласно уравнению [56, 65, 69, 166] определяем коэффициент теплопередачи промышленного испарителя:

k, (2.23) i n т i1 i г т, г – соответственно коэффициенты теплоотдачи от промежуточной где теплопередающей среды к поверхности испарительного трубопроводного Вт / м 2.К змеевика, определяются, согласно [65] и от внутренней поверхности испарительного трубопровода к сжиженному газу, Вт / м 2.К определяются, согласно [151], по уравнению (2.15);


i – толщина i-го слоя стенки испарительного трубопроводного змеевика, м;

i –теплопроводность i-го слоя стенки трубопроводного змеевика, Вт / м 2.К.

Коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного трубопровода к сжиженному газу определяется как 0, q 0, Х г 0,55 г Re0,8 Pr 0,4, (2.24) И rг 1 Х d – коэффициент теплопроводности сжиженного газа, Вт / м2.К ;

где И – массовая скорость парожидкостной пропан-бутановой смеси.

4G И, (2.25) d G – весовой расход СУГ, кг / с.

где Модель теплового расчета (2.22)-(2.25), предложенная в [47], впервые учитывает характер изменения массы выкипевшей жидкости от температуры и состава СУГ Х (tг), описываемый уравнениями (2.17)-(2.19). Построенная согласно (2.17)-(2.19) графическая зависимость показывает, что изменение Х(tг) для смесей различного состава различно и не поддается описанию с помощью логарифмической зависимости, как это показано в выражении (2.21).

Из анализа выражения (2.22) следует, что оно не учитывает целый ряд факторов, встречающихся при эксплуатации трубных испарителей сжиженного углеводородного газа.

Для нахождения среднего значения коэффициента теплоотдачи по всей длине испарительного трубопроводного змеевика используется [47] при Х=0,5, то есть ср=СУГ(Х=0,5).

Здесь при использовании промышленного трубного регазификатора с применяемой в настоящее время жидкой промежуточной теплопередающей средой расчеты по формуле (2.24) обеспечивают достаточно хорошую сходимость с данными эксперимента [55]. Это объясняется тем, что даже при искажении физических процессов внутреннего теплообмена наружный коэффициент теплоотдачи от промежуточной теплопередающей среды к поверхности трубопроводного змеевика (т) является определяющим в т 505 Вт / м2.К, величине коэффициента теплопередачи. Так, при г 1550 Вт / (м2 К), и, согласно выражению (2.23), k 370 Вт / (м2 К), удельный вес внешнего теплообмена составит 73%. При этом низкое значение коэффициента теплоотдачи внешнего теплообмена нивелируется большой погрешностью при определении г.

Рис. 2.6 Прототип методики теплового расчета промышленных испарителей сжиженного углеводородного газа В то же время при использовании промежуточной теплопередающей среды с высоким значением коэффициента теплоотдачи, например в предлагаемом испарителе [151] с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия, значение внешнего коэффициента теплоотдачи увеличивается практически в 10 раз с т 505 Вт / м 2.К до т 4730 Вт / м2.К, а удельный вес коэффициента теплоотдачи от промежуточной теплопередающей среды к наружной поверхности испарительного устройства уменьшится с 73 до 25%, и уже внутренний теплообмен г начнет играть основную роль в величине коэффициента теплопередачи k.

При использовании формулы (2.24) для определения г от внутренней поверхности испарительного устройства к сжиженному газу могут быть значительные погрешности. Поэтому необходима разработка новых подходов к решению задачи теплообмена в промышленном испарителе СУГ.

Таким образом, существующие модели теплового расчета промышленных трубных регазификаторов СУГ не учитывают изменения температурных условий и интенсивности внутреннего теплообмена в условиях изменения режима течения парожидкостной смеси сжиженного газа и концентрации в ней отдельных компонентов, и нуждаются в дальнейшем уточнении и развитии.

2.4 Разработка методических положений по тепловому расчету промышленного трубного испарителя, учитывающие последовательное изменение степени сухости, температуры кипения и коэффициента теплопередачи пропан-бутановой смеси для каждого режима течения С целью определения зависимостей по расчету поверхности проточного промышленного испарителя смесей из пропана и бутана создана математическая модель, учитывающая содержание пропана и режимы течения в жидкой фазе парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа.

Постановка задачи теплообмена при испарении парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа в промышленном испарителе формулируется следующим образом.

В испарительный трубопровод, выполненный из трубы внутреннего диаметра d (рис. 2.7), поступает насыщенная жидкая фаза (ЖФ) сжиженного углеводородного газа, состоящего из смеси пропана и бутана с весовым расходом G. Образование пара в подводящем трубопроводе отсутствует.

Тепловой поток q с постоянной интенсивностью т подводится к наружной поверхности испарительного трубопровода, выполненного из трубы и имеющего конфигурацию змеевика диаметром D.

Рис. 2.7. Схема процессов, протекающих при проточной регазификации пропан-бутановых смесей в испарительном трубопроводе Степень сухости Х парожидкостной смеси в процессе полной регазификации СУГ изменяется от Хm=1 = Хн.m=1 до 1,0. Это приводит к возрастанию скорости течения парожидкостной пропан-бутановой смеси и определяет границы перехода режимов течения, протекающих в следующей последовательности: с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновой, пленочный, дисперсный.

Степень сухости для каждого из указанных режимов изменяется в диапазоне Хm.к Хm Хm.н.

Сжиженный газ, состоящий из смеси пропана и бутана, с концентрацией пропана в жидкой фазе сжиженного углеводородного газа ж, поступающей в промышленный испаритель, испаряется в интервале температур от t г.н до t г.к.

Температура кипения смеси сжиженного углеводородного газа изменяется в зависимости от протекающего режима течения в диапазоне t г.к.m t г.m t г.н.m.

Тепловой поток расходуется на испарение и нагрев ЖФ в интервале температур ее полного выкипания от tг.н до tг.к.

Коэффициент теплоемкости насыщенной жидкости и скрытая теплота парообразования в интервалах с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения являются постоянными, равными их среднему значению, то есть: сг. и m.ср rг. m.ср.

Для этих режимов течения пропан-бутановой смеси коэффициент теплопередачи k() и концентрация пропана в жидкой ж и паровой п фазах изменяются в следующих диапазонах с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз:

Х к.m=1Х m=1Х н. m=1;

k н.m=1 (н.m=1) k m=1 (m=1) k к. m=1 (к. m=1);

волновой режим:

Х к.m=2Х m=2Х н. m=2;

k н.m=2 (н.m=2) k m=2 (m=2) k к. m=2 (к. m=2) пленочный режим:

Х к.m=3Х m=3Х н. m=3.;

k н.m=3 (н.m=3) k m=3 (m=3) k к. m=3 (к. m=3);

дисперсный режим:

Х к.m=4Х m=4Х н. m=4;

k н.m=4 (к.m=4) k m=4 (m=4) k к. m=4 (к. m=3).

Выделим допущения принятые при разработке математической модели:

1. СУГ является двухкомпонентной смесью, состоящей из пропана и н-бутана.

2. Движение кипящего в трубе СУГ протекает при последовательной смене следующих режимов: 1) с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз;

2) волновой;

3) пленочный;

4) дисперсный.

3. Скрытая теплота парообразования rг и коэффициенты теплоемкости сг неизменны для каждого режима течения сжиженного углеводородного газа.

4. В испарительный трубопровод подается насыщенная жидкая фаза.

5. Парообразование в подводящем к испарителю трубопроводе ЖФ отсутствует.

Проанализируем принятые в математической модели допущения.

1. Сжиженные углеводородные газы по ГОСТ Р 52087-2003 [22], которые поставляются с газоперерабатывающих заводов для нужд газоснабжения сельскохозяйственных, промышленных и жилых потребителей, являются смесью, состоящей в основном из пропана и н бутана. Для сжиженных углеводородных газов, которые поставляются с нефтеперерабатывающих заводов, возможно наличие непредельных углеводородов пропилена и бутилена с суммарной долей, согласно [22], не более 6 мас.% в общем объеме смеси для того, чтобы свести к минимуму эффект их полимеризации на внутренних поверхностях испарительного устройства.

Нахождение в СУГ углеводородов с более низкой по сравнению с пропаном температурой кипения, например метана и этана, согласно [22], не предусмотрено.

Содержание углеводородов, характеризующихся более высокой температурой кипения по сравнению с бутаном, например пентана, гексана и других, согласно [22], не должно превышать 1,6-1,8 мас.%.

Из проведенных расчетов следует, что наличие 6 мас.% пропилена или бутилена в пропановой фракции и 1,8 мас.% пентана в бутановой фракции определяет погрешности: в размере 1,32% температур начала tг.н и конца tг.к кипения и в размере 0,84 % при определении скрытой теплоты парообразования, коэффициентов теплоемкости, кинематической вязкости.

Общая величина погрешности при нахождении поверхности испарительного трубопровода в размере 1,56 % обусловлена в первую очередь указанными погрешностями.

2. При прохождении испаряющейся ЖФ по обогреваемой трубе выделяют следующие режимы течения: пузырьковый, пробковый, с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновой, снарядный, пленочный и дисперсный.

Проведенные расчеты и натурные наблюдения показали, что доля пузырькового и пробкового режимом течения в горизонтальных обогреваемых трубах незначительна по всей длине трубы. Например, при испарении 2% массы сжиженного углеводородного газа, Х=2%, состоящего из пропан-бутановой смеси состава 50/50%, объемная степень сухости при давлении в испарительном трубопроводе, равном 0,5 МПа, и весовом расходе, равном 100 кг/ч (0,0278 кг/с), согласно [129, 151] определится:

G п / п 100%, (2.26) G п / п G ж / ж где Gп, Gж – соответственно, весовой расход паровой и жидкой фаз, кг/с;

п, ж – соответственно, плотность паровой и жидкой фаз, кг/м3.

Тогда по (2.26), определим объемную степень сухости:

0,0278 0,02 /11, 100% 48,5 об.%.

0,0278 0,02 /11,6 0,0278 0,98/ Тогда истинное паросодержание, т.е. часть сечения испарительного трубопровода, в которой находится паровая фаза, приближенно составит [129]:


0,81, (2.27) 0,8148,5=39,3 %.

или Отсюда следует, что при массовой степени сухости Х=2%, объемной степени сухости =48,5% и истинной степени сухости =39,3% уже имеет место режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз.

Данные [173] и расчеты, проведенные при течении кипящей ЖФ, показывают, что коэффициент теплоотдачи при небольших значениях массовой степени сухости всегда несколько выше, чем при режиме с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз. Понижение интенсивности теплообмена говорит об уменьшении поверхности, которая омывается жидкой фазой.

В этой связи с незначительной погрешностью пробковый и пузырьковый режимы течения отнесем к режиму с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз.

Анализ интенсивности теплообмена волнового и снарядного режимов течения показал, что она также выше по сравнению с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз.

3. Изменение значений скрытой теплоты парообразования и r коэффициентов массовой теплоемкости ср в математической модели (2.34) (2.58) обусловливается изменением состава смеси пропана и бутана для каждого режима течения. Регазификация по проточной схеме происходит при Р=const. Из закона Дальтона-Рауля [38] следует, что концентрация пропана в ЖФ в процессе проточного испарения в трубопроводе при Р=const постоянно уменьшается, а бутана, наоборот, увеличивается. При увеличении концентрации бутана наблюдается, в свою очередь, повышение температуры кипения смеси при постоянном давлении Р=const. Здесь прослеживается линейная зависимость изменения температуры от удельной теплоемкости и теплоты парообразования пропана и бутана [81, 94, 117].

Поэтому в границах каждого режима течения примем средние значения указанных параметров следующим образом:

cг.Хн.m 1 cг.Хк.m 1 cг.Хн.m 2 cг.Хк.m cг.ср.m1, cг.ср.m 2, 2 (2.28) cг.Хн.m 3 cг.Хк.m 3 cг.Хн.m 4 cг.Хк.m cг.ср.m3 ;

cг.ср.m 2 rг.Хн.m 1 rг.Хк.m 1 rг.Хн.m 2 rг.Хк.m rг.ср.m1, rг.ср.m 2, 2 (2.29) rг.Хн.m 3 rг.Хк.m 3 rг.Хн.m 4 rг.Хк.m rг.ср.m3 ;

rг.ср.m 2 где сг.Хн.m=1, сг.Хн.m=2, сг.Хн.m=3, сг.Хн.m=4 и – rг.Хн.m=1, rг.Хн.m=2, rг.Хн.m=3, rг.Хн.m= значения удельной теплоемкости и скрытой теплоты парообразования смеси пропана и бутана, принятые при начальных значениях степени сухости Хн.m=1, Хн.m=2, Хн.m=3 и Хн.m=4 парожидкостной смеси на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным, дисперсным режимами, кДж/(кгК) и кДж/кг, соответственно;

сг.Хк.m=1, сг.Хк.m=2, сг.Хк.m=3, сг.Хк.m=4 и rг.Хк.m=1, rг.Хк.m=2, rг.Хк.m=3, rг.Хк.m=4 – значения удельной теплоемкости и скрытой теплоты парообразования смеси пропана и бутана, принятые при граничных значениях степени сухости Х к.m=1, Хк.m=2, Хк.m=3 и Хк.m=4 парожидкостной смеси сжиженного углеводородного газа, при которых наблюдается переход режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный, пленочного в дисперсный режимы течения, а также окончание дисперсного режима течения, кДж/(кгК) и кДж/кг, соответственно.

Все вышеобозначенные значения удельной теплоемкости и скрытой теплоты парообразования смеси пропана и бутана находятся единообразно:

cг.Хн.m 1 спр Хн.m 1 сб 1 Хн.m 1 ;

1 ;

cг.Хн.m 2 спр Хн.m 2 сб Х н.m (2.30) 1 ;

cг.Хн.m 3 спр Хн.m 3 сб Хн.m 1 ;

cг.Хн.m 4 спр Хн.m 4 сб Х н.m rг.Хн.m 1 rпр Хн.m 1 rб 1 Хн.m 1 ;

r 1 ;

rг.Хн.m 2 rпр Хн.m 2 б Хн.m (2.31) r 1 ;

rг.Хн.m 3 rпр Хн.m 3 б Хн.m r 1 ;

rг.Хн.m 4 rпр Хн.m 4 б Хн.m cг.Хк.m 1 спр Хк.m 1 сб 1 Хк.m 1 ;

1 ;

cг.Хк.m 2 спр Хк.m 2 сб Хк.m (2.32) 1 ;

cг.Хк.m 3 спр Хк.m 3 сб Хк.m 1 ;

cг.Хк.m 4 спр Хк.m 4 сб Хк.m rг.Хк.m 1 rпр Хк.m 1 rб 1 Хк.m 1 ;

r 1 ;

rг.Хк.m 2 rпр Хк.m 2 б Х к.m (2.33) r 1 ;

rг.Хк.m 3 rпр Хк.m 3 б Х к.m r 1 ;

rг.Хк.m 4 rпр Хк.m 4 б Х к.m Хн.m=1, Хн.m=2, Хн.m=3, Хн.m=4 – массовая концентрация пропана в где жидкой фазе при начальном значении степени сухости Хн.m=1, Хн.m=2, Хн.m=3 и Хн.m=4 парожидкостной смеси на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным, дисперсным режимами, вес.%;

Хк.m=1, Хк.m=2, Хк.m=3, Хк.m=4– массовая концентрация пропана в ЖФ при граничном значении степени сухости Хк.m=1, Хк.m=2, Хк.m=3 и Хк.m= парожидкостной смеси, при которых наблюдается переход режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный, пленочного в дисперсный режимы течения, а также окончание дисперсного режима течения, вес.%.

4. Повсеместное применение подземных резервуаров на территории Российской Федерации обеспечивает наличие избыточного давления, создаваемого хранящимися в них СУГ. Вследствие этого в испарительное устройство поступает насыщенная ЖФ, а физический смысл устраивать в промышленном испарителе подогревательный участок теряется.

5. Исследуемые промышленные испарители с искусственным подводом тепла паропроизводительностью до 100 кг/ч в целях предупреждения разгерметизации трубопроводной обвязки вследствие пучинистых и просадочных деформаций грунта располагаются непосредственно на крышке подземного резервуара. Подземные резервуары, в свою очередь, устанавливаются на специально подготовленный фундамент, заложенный ниже максимальной глубины сезонного промерзания грунта.

Предлагаемая компоновка промышленного трубного испарителя разрешена действующими правилами СП 42-101-2003 [109], которые допускают возможность установки ПТИ паропроизводительностью до кг/ч на крышке резервуара для хранения.

При такой компоновке длина участка наружного трубопровода ЖФ от резервуара хранения до входа в промышленный испаритель не превышает 0,3 м.

Проведенный анализ показал, что количество ЖФ, испаренной при:

– естественном теплопритоке к жидкофазному трубопроводу от окружающего воздуха в теплый период года;

– падении давления при подъеме ЖФ пропан-бутановой смеси из резервуара хранения в горизонтальный участок подводящего трубопровода, составляет не более 0,65% от расчетной производительности испарителя.

Тогда можно допустить с точностью 0,65%, что парообразования в подводящем испарительном трубопроводе ЖФ отсутствует.

Математическая модель теплового расчета проточного испарителя состоит из:

– уравнений (2.34)-(2.46), описывающих процесс полного испарения сжиженного углеводородного газа;

– расчетных схем к математической модели (рис. 2.7);

– балансовых уравнений 2.43 2.48 ;

– системы неравенств, ограничивающих изменение переменных параметров 2.50 2.54.

Поверхность промышленного испарителя смеси пропана и бутана определяется как сумма поверхностей FХ,m=1, FХ,m=2, FХ,m=3, FХ,m=4 на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным, дисперсным режимами:

Х=1 Х= FХ,m=1 FХ,m=2 FХ,m=3 FХ,m=4.

FХ (2.34) Х=Хн Х=Хн Поверхности отдельных участков FХ,m=1, FХ,m=2, FХ,m=3, FХ,m=4 в формуле (2.34) промышленного испарителя с кипением пропан-бутановой смеси в трубе находятся из уравнений теплового баланса:

dХ t г.к.m=1 t г.к.m= G dt г dt г rг.ср.m=1 dt cг.ср.m=1 dt ;

(2.35) FХ.m= k m=1 ( m=1 ) tт tг tт tг t г.н.m=1 t г.н.m= dХ t г.к.m=2 t г.к.m= G dt г dt г rг.ср.m=2 dt cг.ср.m=2 dt ;

(2.36) FХ.m=2 k m=2 ( m=2 ) tт tг tт tг t г.н.m=2 t г.н.m= dХ t г.к.m=3 t г.к.m= G dt г dt г rг.ср.m=3 dt cг.ср.m=3 dt ;

(2.37) FХ.m= k m=3 ( m=3 ) t tг t tг t г.н.m=3 т t г.н.m=3 т dХ t г.к.m=4 t г.к.m= G dt г dt г rг.ср.m=4 dt cг.ср.m=4 dt,(2.38) FХ.m= k m=3 ( m=4 ) tт tг tт tг t г.н.m=4 t г.н.m= где G – мольный расход СУГ, моль/с;

km=1 (m=1), km=2 (m=2), km=3 (m=2), km=4 (m=4)– соответственно, коэффициенты теплопередачи, функционально зависящие от значений коэффициентов теплоотдачи, которые характерны для участков испарителя с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, Вт/(м2К);

tт – температура теплоносителя, К;

tг – температура пропан-бутановой смеси, которая полностью выкипает при температурах от t1=tг.н до t3=tг.к, К;

tг.н.m=2, tг.н.m=3, tг.н.m=4 – начальная температура кипящей пропан tг.н. m=1, бутановой смеси на участках соответственно с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения в промышленном испарителе при соответствующем паросодержании Х, К;

tг.к.m=1, tг.к.m=2, tг.к.m=3, tг.нк.m=4 – конечная температура кипящей пропан бутановой смеси на участках соответственно с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения в промышленном испарителе при соответствующем паросодержании Х, К;

rг.ср.m=1, rг.ср.m=2, rг.ср.m=3, rг.ср.m=4 – средние значения скрытой теплоты парообразования смеси пропана и бутана,в интервалах ее выкипания, соответственно, с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, кДж/кг;

сг.ср.m=1, сг.ср.m=2, сг.ср.m=3, сг.ср.m=4 – средние значения теплоемкости смеси пропана и бутана в интервалах ее выкипания соответственно с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, кДж/(кгК);

Хк.m=1, Хк.m=2, Хк.m=3, Хк.m=4 – граничные значения степени сухости пропан бутановой смеси сжиженного газа, при которых наблюдается переход режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный, а пленочного в дисперсный режим течения пропан-бутановой смеси и конечное значение степени сухости на участке с дисперсным режимом, в долях от единицы;

Хн.m=1 –значение степени сухости в начале участка с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, в долях от единицы.

Коэффициенты теплопередачи для участков испарителя с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения определяются по формулам:

k m1 ( m1 ) ;

(2.39) R 1 d d вн т ln н d н 2 ст d вн m 1 d вн k m 2 ( m 2 ) ;

(2.40) R 1 d d вн т ln н d вн m2 d вн d н 2 ст k m 3 ( m 3 ) ;

(2.41) R 1 d d вн т ln н d вн m3 d вн d н 2 ст k m 4 ( m 4 ) ;

(2.42) R 1 d d вн т ln н d вн m4 d вн d н 2 ст где – сопротивление теплопередаче слоя промежуточной Rт [65] теплопередающей среды между наружными поверхностями ТЭН и ИТЗ, Вт / (м2 К);

ст – коэффициент теплопроводности испарительного змеевика, Вт / (м К);

m1, m2, m3, m4 – соответственно, коэффициенты теплоотдачи для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного и дисперсного режимов течений, Вт / (м2 К);

dн – наружный диаметр испарительного змеевика, м;

dвн – внутренний диаметр испарительного змеевика, м.

В качестве балансовых уравнений математической модели используются:

1. Уравнение теплового баланса энергии, которая необходима для нагрева и Х= G г,Х испарения всей смеси пропана и бутана с расходом и энергии, Х=Х н которая необходима для нагрева и испарения смеси пропана и бутана на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, то есть Q=Qрас+Qвол+Qкол+Qтум. (2.43) или в развернутом виде:

Х= Gг,Х rг.ср сг.ср t г.к t г.н Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m1 сг.ср.m1 t г.к.m1 t г.н.m Хк.m1 Хн.m1 Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m2 сг.ср.m2 t г.к.m2 t г.н.m Хк.m2 Хн.m2 Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m3 сг.ср.m3 t г.к.m3 t г.н.m Хк.m3 Хн.m3 Х=Хн Х= G г,Х rг.ср.m4 сг.ср.m4 t г.к.m4 t г.н.m4.

Хк.m4 Хн.m4 (2.44) Х=Хн 2. Уравнение теплового баланса энергии, которая необходима для нагрева и испарения смеси пропана и бутана на каждом участке с одним режимом течения и энергии, которая передана от теплопередающей среды к кипящему сжиженному углеводородному газу через стенку испарительного трубопровода на этом же участке:

– режим течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Х= Хк.m1 Хн.m1 G г,Х rг.ср.m1 сг.ср.m1 t г.к.m1 t г.н.m Х=Хн k m1 m1 FХ,m1 t т t г.ср.m1, (2.45) – волновой режим течения Х= Хк.m2 Хн.m2 G г,Х rг.ср.m2 сг.ср.m2 t г.к.m2 t г.н.m Х=Хн k m2 m2 FХ,m2 t т t г.ср.m2, (2.46) – пленочный режим течения Х= Хк.m3 Хн.m3 G г,Х rг.ср.m3 сг.ср.m3 t г.к.m3 t г.н.m3 Х=Хн k m3 m3 FХ,m3 t т t г.ср.m3, (2.47) – дисперсный режим течения Х= Хк.m4 Хн.m4 G г,Х rг.ср.m4 сг.ср.m4 t г.к.m4 t г.н.m Х=Хн k m4 m4 FХ,m4 t т t г.ср.m4, (2.48) где tг.ср.m=1, tг.ср.m=2, tг.ср.m=3, tг.ср.m=4 – средние температуры кипящей пропан бутановой смеси на участках соответственно с ее режимами течения: с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз;

волновым;

пленочным и дисперсным в промышленном испарителе при степенях сухости Х ср.m=1, Хср.m=2, Хср.m=3, Хср.m=4, С. Средние значения степени сухости пропан бутановой смеси находятся согласно [138]:

Хi,гр Хi,н Рсм, (2.49) Хi,ср Вб Впр 2 Аб Апр Сб t г.ср.i Спр t г.ср.i Рсм 10 Рсм здесь Рсм – давление СУГ в промышленном испарителе, Па;

i – режим течения;

– концентрация пропана в исходной жидкой фазе, мол.%;

Аб, Вб, Сб – средневзвешенные коэффициенты для бутановой фракции в заданном диапазоне температур;

Апр, Впр, Спр – средневзвешенные коэффициенты для пропановой фракции в заданном диапазоне температур.

Коэффициенты А, В, С для пропана, н-бутана и изобутана определяются из соответствующей литературы [38].

Неравенства, описывающие изменение переменных параметров в формулах (2.34)-(2.49), записываются следующим образом:

tг.к.m=1tг.m=1tг.н. m=1;

tг.к.m=2tг.m=2tг.н. m=2;

tг.к.m=3tг.m=3tг.н. m=3;

tг.к.m=4tг.m=4tг.н. m=4;

(2.50) Х к.m=1Х m=1Х н. m=1;

Х к.m=2Х m=2Х н. m=2;

Х к.m=3Х m=3Х н. m=3;

Х к.m=4Х m=4Х н. m=4;

(2.51) ж к.m=1 ж m=1ж н. m=1;

ж к.m=2 ж m=2 ж н. m=2;

ж к.m=3 ж m=3 ж н. m=3;

ж к.m=4 ж m=4 ж н. m=4;

(2.52) п к.m=1 п m=1 п н. m=1;

п к.m=2 п m=2 п н. m=2;

п к.m=3 п m=3 п н. m=3;

п к.m=4 п m=4 п н. m=4;

(2.53) k н.m=1 (н.m=1) k m=1 (m=1) k к. m=1 (к. m=1);

k н.m=2 (н.m=2) k m=2 (m=2) k к. m=2 (к. m=2);

k н.m=3 (н.m=3) k m=3 (m=3) k к. m=3 (к. m=3);

k н.m=4 (н.m=4) k m=4 (m=4) k к. m=4 (к. m=4). (2.54) Рассмотрим ограничения к математической модели теплообмена при испарении сжиженного углеводородного газа в испарительном трубопроводе более подробно.

Ограничение, которое связано с присутствием в 1.

сжиженном углеводородном газе непредельных углеводородов.

tпол= 70 С, tmax.ст tпол;

где t max.ст – максимально возможная температура внутренней поверхности стенки испарительного змеевика, С;

tпол – температура, при которой происходит полимеризация непредельных углеводородов, находящихся в пропан-бутановой смеси.

В инженерной практике испарения смесей сжиженных газов указанное ограничение предлагается реализовывать с помощью установки температурного датчика внутри теплопередающей среды на минимально возможном расстоянии от наружной поверхности пароперегревательного участка. При этом температурный датчик настраивается на отключение подачи тепловой энергии при достижении температуры внутри теплопередающей среды на минимально возможном расстоянии от наружной поверхности пароперегревательного участка, равной 70 С, согласно [146, 147].

Ограничение, которое связано с химическим составом 2.

сжиженного углеводородного газа.

Анализ, проведенный в подпараграфе 2.2.2, показал, что существенное снижение интенсивности теплообмена от внутренней поверхности испарительного трубопровода к кипящему сжиженному газу происходит из за наличия в СУГ смесей углеводородов. Проведенные по формуле (2.16) расчеты показывают, что при увеличении разности концентраций пропана в паровой п и жидкой ж фазах, возрастает, это приводит к снижению коэффициента теплоотдачи г от внутренней поверхности испарительного трубопровода к кипящей смеси пропана и бутана. Например, при содержании пропана в ЖФ, которая поступает в промышленный испаритель сжиженного углеводородного газа, равном ж 50 массовых % (марка СПБТ) значение параметра равняется 1,77 и адекватно на эту величину уменьшается значение коэффициента теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного трубопровода к СУГ, составляющего см 50 мас% 1150 Вт / (м2 К).

Ограничение удельных тепловых нагрузок при испарении 3.

сжиженного углеводородного газа.

В известной мировой литературе по теплообмену [7, 56, 65, 129] и сжиженным пропан-бутановым смесям [47, 94, 117] нет расчетных зависимостей и точных данных по критическим тепловым нагрузкам для смеси пропана и бутана.

Однако при проведении исследований тепловой эффективности работы промышленных испарителей сжиженных газов [94], которые используют в качестве теплопередающих сред горячую воду и насыщенный водяной пар, были получены результаты, которые позволяют определить приблизительные величины температуры теплопередающей среды и удельной тепловой нагрузки, при которых прослеживается интенсивность теплообмена, близкая к максимальной, а превышение которых ведет к кризису теплообмена.

Например, при использовании в качестве теплопередающей среды горячей воды с температурой tтеп= 80 оС, коэффициент теплопередачи от нее к сжиженному углеводородному газу, со средней температурой tсуг=10 оС, становится равным К=580 Вт/(м2К) [94]. Тогда значение удельной тепловой нагрузки, подводимой от теплопередающей среды к сжиженному углеводородному газу, составляет q=К(tтеп-tсуг)=580·(80-10)= 40600 Вт/м2.

При применении водяного пара с температурой tтеп=100 оС, коэффициент теплопередачи пара низкого давления к сжиженному углеводородному газу с о С снижается до величины К=230290 Вт/(м2К).

температурой tсуг= Возникающий при этом кризис кипения объясняется резким снижением значения коэффициента теплопередачи при достаточно высоком значении коэффициента теплоотдачи от водяного пара к наружной поверхности промышленного испарителя, равного пара10000 Вт/(м2К), объясняется.

В связи с отсутствием истинных значений величины критической нагрузки при кипении смеси пропана и бутана внутри трубы приближенно примем условие, что не рекомендуется повышать значения удельной тепловой нагрузки выше 34800 Вт/м2.

При применении твердотельной теплопередающей среды из алюминия температура у наружной поверхности стенки испарительного трубопровода составляет tтеп= 70 оС, а величина удельной тепловой нагрузки q= Вт/м2, что меньше чем при использовании в качестве теплопередающей среды горячей воды q=34800 Вт/м2.

Максимальная удельная тепловая нагрузка, при использовании горячей воды и твердотельной теплопередающей среды из алюминия, согласно рекомендациям СП 42-101-2003 [109], не влечет возникновения кризиса кипения, становящимся наиболее вероятным, согласно [94], только при величине q34800 Вт/ м2.

4. Ограничение интенсивности теплообмена, связанное с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз;

волновым;

пленочным и дисперсным режимами течения смеси пропана и бутана представлены в параграфе 2.3.

Ограничение интенсивности теплообмена, связанное с наличием пульсаций давления. При увеличении скорости парожидкостной смеси, происходящем при испарении сжиженного газа в трубе, происходит увеличение интенсивности теплообмена. Превышение скорости выше определенной величины провоцирует возникновение колебаний давления Р.

Такие пульсации происходят при увеличении в размере и разрушении паровых пузырей и пробок, которые состоят из газа, имеющего большую степень сжимаемости.

Х= Порядок расчетов по определению суммарной поверхности FХ.

Х=Х н Подставляя в формулу (2.34) поверхности участков FХ,m=1, FХ,m=2, FХ,m=3, FХ,m=4, подсчитанные по (2.35)-(2.38) для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз;

волнового;



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.