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 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 6 |

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

-- [ Страница 3 ] --

пленочного и дисперсного режимов течения смеси пропана и бутана, а также с учетом (2.8)-(2.16) для определения коэффициентов теплоотдачи m=1, m=2, m=3, m=4, для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз;

волнового;

пленочного и дисперсного режимов течения смеси пропана и бутана, Х= находим величину суммарной поверхности промышленного FХ Х=Х н испарителя.

Среднеинтегральную величину коэффициента теплопередачи промышленного трубного испарителя можно определить, используя известные значения поверхности участков FХ,m=1, FХ,m=2, FХ,m=3, FХ,m=4 :

FХ,m=1 k m=1 (m=1 ) FХ,m=2 k m=2 ( ) FХ,m=3 k m=3 ( m=3 ) FХ,m=4 k m=4 ( m=4 ).(2.55) k ср.инт. (ср.инт. ) Х= FХ Х=Хн Тогда ср.инт.. (2.56) 1 d d d вн вн ln н т d н 2 ст k ср.инт d вн Разработанная математическая модель теплообменных процессов, происходящих при испарении сжиженного углеводородного газа, состоящего из пропан-бутановых смесей, позволяет определить поверхность промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей СУГ, учитывая режимы течения и содержание пропана в ЖФ парожидкостной смеси.

При вычислении интегралов, входящих в уравнения для нахождения поверхности промышленного трубного (2.35)-(2.38), испарителя сжиженного углеводородного газа по предлагаемой методике имеют место значительные аналитические трудности. В связи с этим актуальной задачей является разработка численного метода, имеющего точность, достаточную для проведения инженерных расчетов.

2.5 Разработка алгоритма теплового расчета промышленного трубного испарителя, учитывающего последовательное изменение степени сухости, температуры кипения и коэффициента теплопередачи пропан-бутановой смеси для каждого режима течения Используя приближенные численные методы [8, 15] для решения уравнений (2.35)-(2.38), разобьем температурный интервал выкипания смеси пропана и бутана для каждого из режимов течения смеси на n расчетных интервалов:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз р t m 1.i t г.к.m 1 t г.н.m 1, t г.н.m 1 t г.н ;

(2.57) i – волновой режим m t m 2.i t г.к.m 2 t г.н.m 2, t г. н. m 2 t г.к. m 2 ;

(2.58) i р – пленочный режим m t m 3.i t г.к.m 3 t г.н.m 3, t г.н. m 3 t г.к. m 3 ;

(2.59) i р – дисперсный режим n t m 4.i t г.к.m 4 t г.н.m 4, t г.н.m 4 t г.к.m 3, t г.к.m 4 t г.к. (2.60) i m В подынтегральных функциях, заменив dx и dtг для каждого из режимов течения пропан-бутановой смеси конечными приращениями xi и tri, имеем:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз dx t г.к.m 1 dt x i p dt г, t г.н.m 1 t г.н ;

г (2.61) tт tг i 1 t тi t гi t г.н.m t t i г.к.m 1 р dt г ;

(2.62) t т t г i 1 t тi t ri t г.н.m – волновой режим dx t г.к.m 2 dt x i p dt г, t г.н.m 2 t г.к.m 1 ;

г (2.63) tт tг i 1 t тi t гi t г.н. m t t i г.к. m 2 р dt г ;

(2.64) t т t г i 1 t тi t ri t г.н. m – пленочный режим dx t г.к.m 3 dt x i m dt г, t г.н. m 3 t г.к. m 2 ;

г (2.65) tт tг i p 1 t тi t гi t г.н. m t t i г.к. m 3 m dt г ;

(2.66) t т t г i p 1 t тi t ri t г.н. m – дисперсный режим dx t г.к.m 4 dt x i n dt г, t г.н.m 4 t г.к.m 3, t г.к.m 4 t г.к ;

(2.67) г tт tг i m 1 t тi t гi t г.н. m t t i г.к. m 4 n dt г. (2.68) t т t г i m 1 t тi t ri t г.н. m Вычисление значений параметров Хi, tri, tтi, tri проведем следующим образом.

Увеличение температуры пропан-бутановой смеси в i-м интервале находится по формулам:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз t m1.i t г.к.m1.i t г.н.m1.i, (2.69) – волновой режим t m2.i t г.к.m2.i t г.н.m2.i, (2.70) – пленочный режим t m3.i t г.к.m3.i t г.н.m3.i, (2.71) – дисперсный режим t m4.i t г.к.m4.i t г.н.m4.i, (2.72) triн, triк – температуры СУГ в начале и в конце интервала.

где Средняя температура пропан-бутановой смеси СУГ в i-м интервале:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз t г.к.m1.i t г.н.m 1.i t расi ;

(2.73) – волновой режим t г.к.m2.i t г.н.m 2.i t расi ;

(2.74) – пленочный режим t г.к.m3.i t г.н.m 3.i t расi ;

(2.75) – дисперсный режим t г.к.m4.i t г.н.m 4.i t расi. (2.76) В соответствии с уравнениями (2.17)-(2.19) степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси в начале Х нi и конце Хкi интервала определяются при известных значениях температур.

Среднее значение степени сухости для i-го интервала определяется по формулам:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Хm1.нi Хm1.кi Х m1.i, (2.77) – волновой режим Хm2.нi Хm2.кi Х m2.i, (2.78) – пленочный режим Хm3.нi Хm3.кi Х m3.i, (2.79) – дисперсный режим Хm4.нi Хm4.кi Х m4.i, (2.80) а приращение степени сухости по формулам:

– режим с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Хm1.i Хm1.кi Хm1.нi, (2.81) – волновой режим Хm2.i Хm2.кi Хm2.нi, (2.82) – пленочный режим Хm3.i Хm3.кi Хm3.нi, (2.83) Хm4.i Х m 4.кi Хm4.нi.

– дисперсный режим Подставив (2.57)-(2.83) в (2.34)-(2.42), получим уравнения для инженерных расчетов длины промышленного трубного испарителя с любой наперед заданной степенью точности:

Х=1 Х= F FХ,m=2 FХ,m=3 FХ,m=4 = F Х Х,m= Х=Х н Х=Х н Х= G г,Х Х=Х н = 1 d 1 d ср ln н d вн m=1 d вн т d н 2 ст р (Х m=1.к.i Х m=1.н.i ) rг i 1 (t т.к.m=1.i t т.н.m=1.i ) (t г.к.m=1.i t г.н.m=1.i ) 2 (t г.к.m=1.i t г.н.m=1.i ) р сг (t т.к.m=1.i t т.н.m=1.i ) (t г.к.m=1.i t г.н.m=1.i ) i 2 Х= G г,Х Х=Х н 1 d 1 d ср ln н d вн m=2 d вн т d н 2 ст k (Х m=2.к.i Х m=2.н.i ) rг i 1 (t т.к.m=2.i t т.н.m=2.i ) (t г.к.m=2.i t г.н.m=2.i ) 2 (t г.к.m=2.i t г.н.m=2.i ) k сг (t т.к.m=2.i t т.н.m=2.i ) (t г.к.m=2.i t г.н.m=2.i ) i 2 Х= G г,Х Х=Х н 1 d 1 d ср ln н d вн m=3 d вн т d н 2 ст m (Х m=3.к.i Х m=3.н.i ) rг i 1 (t т.к.m=3.i t т.н.m=3.i ) (t г.к.m=3.i t г.н.m=3.i ) 2 (t г.к.m=3.i t г.н.m=3.i ) m сг (t т.к.m=3.i t т.н.m=3.i ) (t г.к.m=3.i t г.н.m=3.i ) i 2 Х= G г,Х Х=Х н 1 d 1 d ср ln н d вн m=4 d вн т d н 2 ст n (Х m=4.к.i Х m=4.н.i ) rг i 1 (t т.к.m=4.i t т.н.m=4.i ) (t г.к.m=4.i t г.н.m=4.i ) 2 (2.84) (t г.к.m=4.i t г.н.m=4.i ) n сг.

(t т.к.m=4.i t т.н.m=4.i ) (t г.к.m=4.i t г.н.m=4.i ) i 2 Полученное уравнение (2.84) с учетом (2.34)-(2.42) и (2.50)-(2.54) может использоваться в проектной и эксплуатационной практике в качестве расчетного для определения поверхности проточного трубного испарителя.

2.6. Оценка результатов теплового расчета промышленного трубного испарителя сжиженных углеводородных газов Сравним результаты вычислений, проведенных по существующей методике (2.22)-(2.25) и предлагаемой модели теплового расчета промышленного испарителя (2.84) с учетом (2.34)-(2.54).

Отметим, что решения по существующей (2.22)-(2.25) и предлагаемой (2.34)-(2.54), (2.84) методикам достоверны только для смесей с мольным выражением состава. Здесь величины G, r, c имеют размерности, соответственно:

моль/ч;

кДж/моль;

кДж/(моль град).

С другой стороны, теплоту парообразования и удельную теплоемкость пропан-бутановой смеси удобнее определять при массовом выражении состава.

При переводе мольных в весовые величины используют следующие соотношения [34, 94, 117] c г c в М см ;

G г G в М см ;

rг rгв М см ;

г г =Мпр/Мсм=Мпр/Мпр+(1-)Мб, (2.85) где Мпр, Мб, Мсм – молекулярные массы пропана (Мпр=44,094), бутана (Мб=58,12) и их смеси;

, – содержание пропана в пропан-бутановой смеси в массовых и мольных долях, соответственно.

По правилу аддитивности при использовании существующей методики в находим средние величины теплоемкости c в и теплоты парообразования rг г СУГ при его полном выкипании в промышленном испарителе при известной массовой концентрации компонентов смеси.

Здесь при заданных значениях Р см и Х находим соответствующую температуру парожидкостной пропан-бутановой смеси. Применив диаграмму: «температура – состав» при давлении Рсм и температуре tХ=0,5, определяем концентрации пропана в жидкой и паровой фазах.

Массовую теплоемкость ЖФ, согласно правилу аддитивности, определяем по формуле cг.Х0,5 спр Х0,5 сб 1 Х0,5, (2.86) где спр и сб – массовая теплоемкость ЖФ пропана и н-бутана при температуре смеси, кДж/(кгК);

Х0,5 – массовая концентрация пропана в ЖФ при Х=0,5.

Среднее значение теплоты парообразования СУГ в промышленном трубном испарителе находим согласно правилу аддитивности:

rг.Х0,5 rпр Х0,5 rб 1 Х0,5, (2.87) где rпр и rб – теплота парообразования пропана и н-бутана, кДж/кг.

Значения теплоемкости и скрытой теплоты парообразования чистых пропана и н-бутана при давлениях и различных температурах представлены в [34, 81, 94, 117].

Осредненные значения удельной теплоемкости и теплоты парообразования в границах режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, а также волнового, пленочного и дисперсного режимов течения смеси пропана и бутана находятся по формулам (2.30)-(2.33).

Исходные данные к расчету по существующей и предлагаемой методикам:

1. Климатический район расположения установки регазификации – умеренно холодный (Саратов).

2. Глубина заложения резервуара h 1,4 м.

3. Максимально возможная температура грунта на глубине заложения резервуара t гр 18,7С [123].

4. Содержание пропановой фракции в поставляемом газе 50% мол.

5. Давление паров в резервуаре для хранения пропан-бутановых смесей Р 0,5 МПа.

6. Массовая теплоемкость:

– при температуре начала кипения :

пропана св 2,57 кДж / (кг К ), пр бутана св 2, 43 кДж / (кг К);

б – при температуре конца кипения :

пропана св 2,57 кДж / (кг К ), пр бутана св 2, 43 кДж / (кг К).

б 7. Скрытая теплота парообразования:

– при температуре начала кипения :

пропана rпр 349 кДж / кг, в бутана св 372 кДж / кг;

б – при температуре конца кипения :

пропана rпр 349 кДж / кг, в бутана св 372 кДж / кг.

б 8. Кинематическая вязкость:

пр=4,410-6 м2/с;

=б=3,010-6 м2/с.

9. Температура промежуточной теплопередающей среды tо=70 оС.

10. Расчетный часовой расход сжиженного газа Gг 0,0278 кг / с, 100 кг / ч.

11. Плотность теплового потока q 12380 Вт / м2.

12. Толщина стенки испарительного трубопровода dст 0,0035 м.

13. Теплопроводность стали ст 45 Вт / (м К).

14. Сопротивление теплопередаче твердотельной теплопередающей среды между поверхностью трубчатых электронагревателей и поверхностью испарительного трубопровода R т 0,00021 (м2 К) / Вт 151.

15. Радиус испарительного трубопроводного змеевика R 0,12 м.

16. Диаметр испарительного трубопроводного змеевика d 0,015 м.

В расчетах коэффициент повышения интенсивности теплообмена R не учитывался:

d R 1 1,77.

R Примем давление пропан-бутановых смесей в промышленном трубном испарителе равным давлению паров сжиженного газа в резервуаре Рисп Р 0,5 МПа.

Рисп и 50% мол По заданным величинам согласно диаграмме «температура – состав» определяем температуру начала и температуру конца кипения пропан-бутановой смеси t н 18,7о С;

t г 34о С.

к г Согласно (2.85), состав смеси составит 43 мас.%.

Решение А. Определение поверхности проточного трубного испарителя по методике (2.22)-(2.25).

Массовая скорость пропан-бутановой смеси И 157,2 кг / (с м2 ).

Скрытая теплота парообразования rг.Х0,5 360,5 кДж / кг.

Кинематическая вязкость пропан-бутановой смеси: см 3,7 106 м2 / с.

Теплопроводность смеси: см 0,13 Вт / м К.

Число Рейнольдса для пропан-бутановой смеси, содержащей 50% пропановой и 50% бутановой фракции: Re 28054,0.

Коэффициент теплоотдачи по (2.24):

0, г= 0,55 3617,40,7870,40,1851=2635 Вт/м2К.

0, Коэффициент теплопередачи по формуле (2.23) с учетом (2.24):

kг(г)=1437,8 Вт/(м2К).

Поверхность проточного трубного испарителя по существующей методике (2.22) составит Fсущ=0,181 м2.

Б. Определение поверхности проточного трубного испарителя по методике (2.34)-(2.54), (2.84).

Проанализируем режимы течения пропан-бутановой смеси отдельно.

Режим течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Для режима течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз концентрация пропановой фракции в жидкой фазе на входе в промышленный трубный испаритель составляет ж1=жн.m=1 =50 мол. %, а степень сухости в начале участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Хн.m=1 =0. Значение степени сухости в конце участка с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Х к.m=1 определяется по диаграмме на рис. 2.3, Хк.m=1 =0,17. При этом соответствующее содержание пропановой фракции жк.m=1 =24,0 мол.% при tг.к.m=1 =13,2 оС.

В этом случае Х =(0,17+0)/2=0,085, равновесные содержания m= пропановой фракции в паровой и жидкой фазах равны пm=1 =42 мол.% и жm=1 =26,2 мол.%.

Параметр, учитывающий влияние содержание пропановой фракции в пропан-бутановой смеси сжиженного газа при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, согласно (2.9), равен m1 1,9.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз по (2.8), согласно (2.9), равен m1 760, 7 Вт / (м2 К).

Коэффициент теплопередачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при режиме течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз по (m1 ) 550,2 Вт / (м2 К).

формуле (2.39) равен k m Волновой режим течения парожидкостной смеси Для волнового режима течения парожидкостной пропан-бутановой смеси сжиженного газа степень сухости в начале участка с волновым режимом течения Хн.m=2 =0,17. Значение степени сухости в конце участка с волновым режимом течения Х определяется по диаграмме на рис. 2.3, к.m= Хк.m=2 =0,3. При этом соответствующее содержание пропана жк.m=2=42,5 мол.% при tг.к.m=2 =23,3 оС.

В этом случае Х =(0,3+0,17)/2=0,235, содержания пропановой m= пm=2 = фракции в паровой и жидкой фазах составят мол.% и жm=2 =46,25 мол.%.

Параметр, учитывающий влияние содержание пропановой фракции в пропан-бутановой смеси сжиженного газа при волновом режиме течения, согласно (2.9), равен m2 1,88.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при волновом режиме по (2.12), согласно (2.14), равен m2 1340,4 Вт / (м2 К).

Коэффициент теплопередачи для пропан-бутановой смеси сжиженного (m2 ) 879,3 Вт / (м2 К).

газа при волновом режиме (2.40), равен k m Пленочный режим течения пропан-бутановой смеси сжиженного газа Для пленочного режима течения парожидкостной пропан-бутановой смеси сжиженного газа степень сухости в начале участка с пленочным режимом течения Х =Хк.m=2 =0,3. Значение степени сухости в конце н.m= участка с пленочным режимом течения Х к.m=3 =0,98. При этом соответствующее содержание пропана жк.m=3 =23,5 мол.% при tг.к. m=2 =33,5 оС.

В этом случае Хкол.ср=(0,98+0,3)/2=0,64, содержания пропановой фракции в паровой и жидкой фазах пропан-бутановой смеси сжиженного газа составят: пср.m=3 =64 мол.% и жср. m=3 =33 мол.%.

Параметр, учитывающий влияние содержание пропановой фракции в пропан-бутановой смеси сжиженного газа при пленочном режиме, согласно (2.9), равен m2 1,86.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при пленочном режиме определяется по формуле (2.13).

Скрытая теплота парообразования пропан-бутановой смеси сжиженного газа: r 364 кДж / кг.

Кинематическая вязкость пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

3,385 106 м2 / с.

Теплопроводность пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

0,131 Вт / (м К).

Число Прандтля для пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

Pr 0,797.

Число Рейнольдса для пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

Re 4670.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при пленочном режиме: m3 2219,1 Вт / (м2 К).

Коэффициент теплопередачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при пленочном режиме (2.41): k m3 (m3 ) 1280,6 Вт / (м2 К).

Дисперсный режим течения пропан-бутановой смеси сжиженного газа Для дисперсного режима течения парожидкостной пропан-бутановой смеси сжиженного газа степень сухости в начале участка с дисперсным режимом течения Х =Х =0,98. Значение степени сухости в конце н.m=4 к.m= участка с дисперсным режимом течения Х к.m=4 =1,0.

В этом случае Х ср.m=4 =(1,0+0,98)/2=0,99, содержания пропановой фракции в паровой и жидкой фазах пропан-бутановой смеси сжиженного газа составят пср.m=4 =50,5 мол.% и ж ср.m=3 =23 мол.%.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при дисперсном режиме определяется по формуле (2.15).

Кинематическая вязкость пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

3,322 106 м2 / с.

Теплопроводность пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

0,0151 Вт / (м К).

Число Прандтля для пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

Pr 0,799.

Число Рейнольдса для пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

Re 60424,1.

Коэффициент теплоотдачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при дисперсном режиме: m4 139,7 Вт / (м2 К).

Коэффициент теплопередачи для пропан-бутановой смеси сжиженного газа при дисперсном режиме (2.42), равен: k m4 (m4 ) 113,25 Вт / (м2 К).

Используя предложенный алгоритм вычислений, приведенный в параграфе 2.5, по формуле (2.84) найдены поверхности участков испарительного трубопроводного змеевика, с различными режимами течения пропан-бутановой смеси сжиженного газа:

Fm=1=0,051 м2;

F m=2=0,064 м2;

F m=3=0,14 м2;

F m=4=0,05 м2.

В. Погрешность от применения известной методики равна:

Fпр Fсущ 0,3055 0, 100% 100% 51, 7 %. (2.88) Fпр Fсущ 0,3055 0, Дополнительный анализ распределения поверхности F на участках с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения пропан бутановой смеси сжиженного газа выполнен по предлагаемой методике.

Величины относительной поверхности (доли общей поверхности) на участках с режимом течения с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения пропан бутановой смеси сжиженного газа, %, определяются как Fm1 F F Fm1.отн. 100%, Fm2.отн. m2 100%, Fm3.отн. m3 100% F F F Fm Fm4.отн. 100%, (2.89) F где Fm1.отн., Fm2.отн., Fm3.отн., Fm4.отн. – находятся в соответствии с (2.35)-(2.38).

2.7 Выявление зависимости расстояния перехода участка меньшего в участок большего диаметра двухступенчатого испарительного трубопровода от максимально возможного значения коэффициента теплоотдачи при ограничении колебания давления сжиженного углеводородного газа Важным вопросом при разработке испарительного трубного змеевика с максимально возможной интенсивностью теплообмена является выбор расчетного диаметра трубопровода dтр, при котором обеспечивается максимально допустимая величина колебания давления Р м.д.

Так, при расчетной паропроизводительности, равной максимальному часовому расходу пропан-бутановой смеси Gр.чmax, соблюдается условие выхода на пленочный режим течения при меньшей степени сухости Х с максимальными значениями среднеинтегральной интенсивности теплообмена по длине трубного испарительного устройства в =max, только при небольших внутренних диаметрах проточного трубного испарителя и металлоемкость устройства является минимальной.

Однако при росте степени сухости и увеличении скорости движения испаряющейся парожидкостной смеси появляются пульсации давления и объемного расхода в испарительном трубопроводе пропан-бутановых смесей сжиженного газа.

Пульсации давления и вибрации промышленного трубного испарителя нежелательны и, как правило, приводят к возникновению аварийных ситуаций и отказов системы. Например, они провоцируют неравномерность в регулировании давления и срабатывание предохранительно-запорного клапана (ПЗК). Наиболее часто это наблюдается в узлах снижения давления и газогорелочных устройствах потребителей, что приводит к прекращению газоснабжения. В случае низкого давления в резервуаре и испарителе пропан-бутановых смесей эти колебания особенно сильны. Например, в холодный период времени года при избыточном давлении, равном 0,1 МПа, скорость пропан-бутановой смеси на выходе из испарителя в сто сорок пять раз превышает скорость на входе.

Из-за возникающих в промышленных испарителях вибраций резьбовые, цапковые, фланцевые и сварные соединения ослабевают и разгерметизируются, что, в свою очередь, требует их виброустойчивого исполнения.

Согласно [84], максимально допустимая пульсация давления газа, при которой не происходит срабатывание предохранительно-запорного клапана, равна 500 даПа.

На практике пульсации давления могут быть снижены путем установки ресивера на выходе из испарительного трубопровода. Например, для промышленного трубного испарителя паропроизводительностью 100 кг/ч максимально допустимые значения пульсаций давления достигаются только при установке ресивера из трубы 1594,5 мм высотой 220 мм, что, в свою очередь, значительно увеличивает капитальные и эксплуатационные затраты в испарительную установку. Возрастает металлоемкость системы, увеличивается объем защитного кожуха для размещения промышленного испарителя и снижается расчетная величина перегрева паровой фазы пропан бутановой смеси.

Чтобы ограничить величину пульсаций давления до максимально допустимого значения и обеспечить при этом максимальную интенсивность теплообмена, предложен испарительный трубопроводный змеевик, который состоит из участков различного диаметра. При этом участок меньшего диаметра переходит в участок большего диаметра на расстоянии Lпер (рис. 2.8), и колебания давления становятся равными максимально допустимым колебаниям давления, что не приводит к срабатыванию предохранительно-запорного клапана.

Разработанный испарительный трубный змеевик пропан-бутановых смесей (рис. 2.8) состоит из испарительного трубопровода 1, на котором расположен предохранительно-запорный клапан 5, соединенный с выходом испарительного устройства. Испарительное трубное устройство 1 включает два участка различного диаметра, при этом участок 2 меньшего диаметра dм переходит в участок 4 большего диаметра dб на расстоянии Lпер и колебания давления в испарительном устройстве и трубопроводе паровой фазы становятся равными максимально допустимым колебаниям давления Рм.д, что не приводит к срабатыванию предохранительно-запорного клапана 5.

Двухступенчатый испарительный змеевик СУГ работает следующим образом.

Пропан-бутановая смесь сжиженного углеводородного газа поступает во входной участок испарительного трубного устройства 1 с меньшим диаметром dм и частично испаряется в нем за счет подвода теплоты к его поверхности. Увеличение скорости потока парожидкостной смеси и коэффициента теплоотдачи в от внутренней поверхности двухступенчатого устройства 1 к пропан-бутановой смеси происходит по мере испарения СУГ.

При таких условиях работы испарительного устройства 1 в нем возникают и возрастают по величине колебания давления Р.

Рис. 2.8. Схема двухступенчатого испарительного устройства:

1 – испарительное устройство;

2 – участок меньшего диаметра (dм);

3 – участок перехода меньшего диаметра (dм) в участок большего диаметра (dб);

4 – участок большего диаметра (dб);

5 – ПЗК Снижение скорости парожидкостного потока, колебаний давления Р и коэффициента теплоотдачи в от внутренней поверхности участка большего диаметра 4 происходит при переходе пропан-бутановой смеси из участка 2 в участок 4.

Если максимально допустимые колебания давления Рм.д осредненные по длине испарительного устройства 1 и трубопровода паровой фазы, превышают величину запаса Рзап, срабатывает ПЗК 5 с давлением срабатывания Рср= Рм.д Рзап, происходит прекращение подачи пропан-бутановой смеси потребителю и возникает аварийная ситуация.

При переходе участка 2 с меньшим в участок 4 с большим диаметром при значении длины большей Lпер, происходит увеличение колебаний давления Р [137]. Если максимально допустимые колебания давления Рм.д, осредненные по длине испарительного устройства 1 и трубопровода паровой фазы, превышают величину запаса Рзап, срабатывает ПЗК 5 с давлением срабатывания Рср= Рм.д Рзап, происходит прекращение подачи пропан-бутановой смеси потребителю и возникает аварийная ситуация Длина от начала двухступенчатого испарительного змеевика пропан бутановой смеси до места перехода меньшего диаметра в больший диаметр (dб) определяется по формуле Х к.m1.i - Х н.m 1.i n rср.m t t т.н.m 1.i t г.к.m 1.i t г.н.m 1.i i 1 т.к.m 1.i G 2 Lпер d вн k( в.m1 ) n t г.к.m1.i - t г.н.m1.i сср.m t т.к.m1.i t т.н.m 1.i t г.к.m 1.i t г.н.m 1.i i 2 Х к.m2.i - Х н.m2.i n rср.m t т.н.m 2.i t г.к.m 2.i t г.н.m 2.i t i 1 т.к.m 2.i 2. G 2 d вн k( в.m 2 ) n t г.к.m2.i - t г.н.m2.i сср.m t т.к.m2.i t т.н.m 2.i t г.к.m 2.i t г.н.m 2.i i 2 Х к.m3.пер.i - Х н.m3.i n.пер rср.m t т.н.m 3.i t г.к.m 3.пер.i t г.н.m 3.i t i 1 т.к.m 3.пер.i G 2, d вн k( в.m3.пер ) n.пер t г.к.m3.пер.i - t г.н.m 3.i с ср.m t т.н.m 3.i t г.к.m 3.пер.i t г.н.m 3.i t i 1 т.к.m 3.пер.i 2 где Хк.m=3.пер.i – степень сухости для участка испарителя с пленочным режимом течения в месте перехода диаметров, д.е.;

k(в.m=3пер) – коэффициент теплопередачи, функционально зависящий от значений коэффициента теплоотдачи, которые характерны для участка испарителя с пленочным режимом течения в месте перехода диаметров, Вт/(м2К).

Общий вид предложенного двухступенчатого испарительного устройства, защищенного патентом № RU 55087 U1 [84], приведен на рис. 2.9.

С целью выявления максимально допустимой величины колебания давления, при которой обеспечивается бесперебойная подача газа из испарительного трубопровода в регулятор давления без срабатывания предохранительно запорного клапана, были проведены соответствующие испытания.

Рис. 2.9. Общий вид предлагаемого двухступенчатого испарительного змеевика пропан-бутановой смеси Испытания проводились во всем диапазоне изменения расхода G= кг/ч, характерном для установок регазификации централизованных систем резервуарного газоснабжения, для типов испарительных устройств, выполненных из бесшовной трубы: 1 тип – dм=15 мм;

dб=21 мм для изменения расхода в диапазоне 30G150 кг/ч;

2 тип – dм=21 мм;

dб=25 мм для изменения расхода в диапазоне 150G250 кг/ч;

3 тип dм=25 мм;

dб= мм для изменения расхода в диапазоне 250G380 кг/ч.

Испытания проводились в экспериментальном центре института ОАО «Гипрониигаз», на пропан-бутановых смесях с содержанием пропана =43 вес. %, при постоянном давлении 0,5 МПа и удельных тепловых нагрузках q=12380 Вт/м2.

Целью испытаний было определение максимально допустимой величины колебания давления в змеевике в зависимости от расхода полностью испаренного СУГ для ряда стандартных диаметров бесшовной трубы, наиболее часто применяемых в инженерной практике регазификации.

Результаты испытаний для двухступенчатых испарительных трубопроводов, выполненных из бесшовной трубы: 1 тип – dм=15 мм;

dб=21 мм для изменения расхода в диапазоне 30G150 кг/ч приведены на графике (рис. 2.10).

Результаты испытаний для двухступенчатых испарительных трубопроводов, выполненных из бесшовной трубы 2 типа – dм=21 мм;

dб=25 мм для изменения расхода в диапазоне 150G250 кг/ч, а также 3 типа dм=25 мм;

dб=32 мм для изменения расхода в диапазоне 250G380 кг/ч, приведены на графиках (рис. 2.11, 2.12).

В результате опытов установлено, что бесперебойная подача газа из испарительного трубопровода в регулятор давления обеспечивается при величине максимально допустимого колебания давления Рм.д, равной 500 даПа. Также выявлено, что колебания давления перед регулятором низкого давления величиной до 500 даПа для всего ряда внутренних диаметров испытываемых труб не оказывают заметного влияния на качество регулирования давления газа в узле редуцирования. Указанная величина показана на графике прямой пунктирной линией, параллельной оси абсцисс.

Хк.m.i Р 500 даПа Установлено, что для величины характерна м.д.

максимально возможная величина коэффициентов теплопередачи и теплоотдачи (рис. 2.13).

давления в трубном испарительном Осредненная величина колебаний устройстве СУГ, ±Р, даПа 1 мм мм 1 мм d б= Р=Рм.д. d б= d б= I IV III II м мм 15 м мм мм =15 = d м= 15 dм dм d б= G=150 G=100 G= Хпер (Рм.д. )=0,5 Хпер (Рм.д. )=0,7 Хпер (Рм.д. )=0, 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1, Паросодержание Х(Рм.д. ) Расход и степень сухости смеси пропан-бутан:

I G=150 кг/ч;

II G= 100 кг/ч;

III G=60 кг/ч;

IV G=30 кг/ч.

Рис. 2.10. Зависимость величины колебаний давления в испарительном устройстве СУГ от места перехода диаметров для изменения расхода в диапазоне 30G150 кг/ч давления в трубном испарительном Осредненная величина колебаний устройстве СУГ, ±Р, даПа м м =25 м =25 м мм Р=Рм.д. =25 III dб dб dб I II IV мм мм мм мм =21 =21 = 21 dм dм dм d б= G=250 G=210 G= Хпер =0,5 Хпер =0,67 Хпер =0,83 ХG=150 =0, пер 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1, Паросодержание Х(Рм.д. ) Расход и степень сухости смеси пропан-бутан:

I G=250 кг/ч;

II G= 210 кг/ч;

III G=180 кг/ч;

IV G=150 кг/ч.

Рис. 2.11. Зависимость величины колебаний давления в испарительном устройстве СУГ от места перехода диаметров для изменения расхода в диапазоне 150G250 кг/ч давления в трубном испарительном Осредненная величина колебаний устройстве СУГ, ±Р, даПа мм м мм 32м II Р=Рм.д. =32 III d б= d б= I dб IV мм мм мм мм = 25 = d б= =25 dм dм dм G=380 G= Хпер =0,47 G= Хпер =0,63 Хпер =0,79 ХG=250 =0, пер 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1, Паросодержание Х(Рм.д. ) Расход и степень сухости смеси пропан-бутан:

I G=380 кг/ч;

II G= 330 кг/ч;

III G=290 кг/ч;

IV G=250 кг/ч.

Рис. 2.12. Зависимость величины колебаний давления в испарительном устройстве СУГ от места перехода диаметров для изменения расхода в диапазоне 250G380 кг/ч С учетом полученных результатов предлагается в диапазоне изменения расхода 30G150 кг/ч испарительное устройство изготавливать двухступенчатым из труб следующих диаметров: dм=15 мм;

dб=21 мм.

в Для определения интенсивности теплообмена при кипении сжиженного углеводородного газа при различных значениях степени сухости для двухступенчатого трубного испарительного устройства с диаметрами dм=0,015 м и dб=0,021 м проведены соответствующие расчеты. Расчеты выполнены согласно рекомендациям, приведенным в параграфе 2.2.

Из графика на рис. 2.13, на котором приведены результаты этих расчетов, видно, что коэффициент теплоотдачи трубного испарительного устройства резко изменяется в зависимости от режима течения.

Участки АВ и BС1 целиком охватывают первую ступень проточного трубного испарителя dм=0,015 м, характер изменения и значения коэффициента теплоотдачи в сохраняются такими же, как и для одноступенчатого проточного трубного испарителя. Так, на линии СС происходит развитие пленочного режима течения и коэффициент теплоотдачи в возрастает до величины С1=2620,5 Вт/(м2К) в точке С1.

Однако переход с первой ступени dм=0,015 м на вторую dб=0,021 м происходит при скачкообразном уменьшении коэффициента теплоотдачи в С2=1788,5 Вт/(м2К) до значения из-за роста проходного сечения испарительного устройства и уменьшения скорости пропан-бутановой смеси.

Рис. 2.13. Графическая зависимость коэффициента теплоотдачи в от степени сухости Х для парожидкостной смеси пропана и бутана при ж =50 мол. % для двухступенчатого трубного устройства с диаметрами: d =0,015 м;

d =0,021 м Таким образом, в процессе исследований получены следующие результаты:

1. На основе температурного анализа процесса регазификации бинарных смесей доказано наличие точки перехода режима проточного испарения, происходящего при постоянной температуре кипения пропан бутановой смеси, равной температуре конца кипения, в режим проточного испарения, протекающий в интервале от температуры начала до температуры конца кипения, имеющей место при увеличении критерия Фруда парожидкостного потока СУГ сверх величины Fr5,910-320% и наоборот.

2. Разработаны методические положения по тепловому расчету промышленного трубного испарителя, учитывающие в явном виде последовательное изменение степени сухости, температуры кипения и коэффициента теплопередачи пропан-бутановой смеси для каждого режима течения, которые включают уравнения (2.34)-(2.42), расчетную схему (рис. 2.7), балансовые уравнения (2.43)-(2.49) и систему неравенств (2.50) (2.54).

3. Выявлено влияние режима течения и разности концентраций пропана в паровой и жидкой фазах пропан-бутановой смеси на величину интенсивности ее теплообмена с внутренней поверхностью трубного испарительного устройства. Получены уравнения по определению величины интенсивности теплообмена к кипящей парожидкостной пропан-бутановой смеси от внутренних поверхностей трубного змеевика отдельно для каждого режима течения, учитывающие влияние изменения разности концентраций пропана в паровой и жидкой фазах смеси.

4. Разработан алгоритм инженерного теплового расчета проточного трубного испарителя СУГ, учитывающий режим течения, степень сухости, химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси и позволяющий определять расчетную поверхность (2.84) с любой наперед заданной точностью.

5. На основе патента разработаны испарители с двухступенчатым испарительным трубопроводным змеевиком, которые обеспечивают по сравнению с существующими аналогами увеличение коэффициента теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного трубопровода СУГ и, как следствие, уменьшение металлоемкости в 1,3 раза при максимально допустимых пульсациях давления 500 даПа. Получено уравнение для определения расстояния, при котором происходит увеличение диаметра испарительного двухступенчатого трубопровода.

Глава 3. МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЫСОКОИНТЕНСИВНОГО ВНЕШНЕГО ТЕПЛООБМЕНА ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ СЖИЖЕННЫХ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ НА ОСНОВЕ ПРОМЕЖУТОЧНОЙ ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩЕЙ СРЕДЫ ИЗ АЛЮМИНИЯ 3.1 Выбор типа промежуточной теплопередающей среды для промышленных трубных испарителей сжиженных углеводородных газов Важной предпосылкой правильного расчета и конструирования промышленных трубных испарителей СУГ является выбор типа теплопередающей среды, используемой как промежуточный теплоноситель.

Проведенный анализ показывает, что промежуточная теплопередающая среда должна удовлетворять следующим требованиям:

1) высокая интенсивность теплообмена;

2) высокие антикоррозионные свойства;

3) минимальное количество замен в течение срока службы;

о 4) температуры замерзания не выше минус 40 С и кипения не ниже 100 оС;

5) малая плотность;

6) низкие капвложения и доступность;

7) постоянство агрегатного состояния в области рабочих температур;

8) исключение полимеризации, образования окисных пленок, осаждения частиц на теплообменные поверхности и иных термических загрязнений поверхностей ТЭН и ИТЗ.

В известной мере поставленным требованиям отвечают:

1) жидкие промежуточные теплопередающей среды или промежуточные теплоносители (вода, водные растворы солей и спиртов, масла, кремнийорганические жидкости, низкотемпературные расплавы металлов) в условиях естественной и искусственной конвекции;

2) твердотельные промежуточные теплопередающей среды, то есть заливки из алюминия и его сплавов, меди и ее сплавов, стали, олова и других металлов.

Проанализируем возможность применения различных промежуточных теплопередающих сред в системах регазификации СУГ в зависимости от предъявляемых к ним требований и, прежде всего, обеспечения максимальной интенсивности теплообмена (коэффициента теплоотдачи).

Для жидких промежуточных теплопередающих сред (вода, водные растворы солей и спиртов, масла, кремний органические жидкости, низкотемпературные расплавы металлов) величина коэффициента теплоотдачи от ПТС к стенке испарительного трубопровода определяется по уравнениям теплообмена для естественной конвекции в ограниченном пространстве [65] Nu т m (Gr ) f (Pr) n, (3.1) где Gr, Pr – соответственно, критерии Грасгофа и Прандтля;

m, n, f – соответственно, численные значения при критериях Грасгофа и Прандтля.

В реальных условиях эксплуатации промышленных испарителей сжиженного газа с жидкой промежуточной теплопередающей средой типа вода, водные растворы солей и спиртов, масла, кремнийорганические жидкости, произведение критериев Грасгофа (Gr) и Прандтля (Pr) имеет величину порядка 109 1011, что соответствует развитой турбулизации пристенного слоя жидкости. Согласно [65], при Gr·Pr 2·109 интенсивность теплоотдачи не зависит от размеров ограниченного пространства, то есть имеет место автомодельный режим, которому соответствуют следующие значения параметров в формуле (3.1): m =0,15;

f =0,33;

n =0,33.

В то же время для низкотемпературных расплавов металлов величина критерия Грасгофа (Gr) имеет величину порядка 10 2 – 109, которому соответствуют следующие значения параметров в формуле (3.1): m =0,52;

f =0,25;

n =0,4.

На графике (рис. 3.1), построенном по результатам расчетов по формуле (3.1), представлены значения коэффициента теплоотдачи для жидких промежуточных теплопередающих сред в условиях естественной конвекции.

Как видно из графика, высокими показателями обладает вода (кривая 5), однако температура замерзания, равная 0 0С, не позволяет использовать ее в установках регазификации сжиженных газов, имеющих температуру кипения ниже 0 оС.

Водные растворы солей имеют низкую температуру замерзания 0 оС), однако инициируют (ниже интенсивную коррозию элементов теплообменных поверхностей.

Некоторые виды масел и кремнийорганические жидкости на основе силиконов, применяемые в качестве промежуточных теплопередающих сред в трансформаторах и других устройствах, имеют ряд несомненных достоинств: низкую температуру замерзания, высокую температуру кипения, хорошие электроизоляционные и антикоррозионные свойства, но по сравнению с водой отличаются значительно более низким коэффициентом теплоотдачи и высокой стоимостью (кривые 1 и 2).

Жидкометаллические промежуточные теплопередающие среды, например, калий с температурой плавления 63,7 оС или сплав из 25% калия и 75 % натрия с температурой плавления минус 11 оС, имеют самые высокие коэффициенты теплоотдачи (кривые 5 и 6). Столь высокие показатели обусловлены более высокой теплопроводностью данного теплоносителя.

Так, для сравнения, жидкий сплав натрия 25% и калия 75% имеет коэффициент теплопроводности = 22,6 Вт/мК, а водный раствор этиленгликоля имеет = 0,3 Вт/мК.

Рис. 3.1. Коэффициент теплоотдачи при естественной конвекции различных жидких промежуточных сред:

1 трансформаторное масло;

2 силикон;

3 смесь этиленгликоля, 53 % и воды 47% (антифриз марки Тосол А – 40М);

4 вода;

5 жидкий сплав натрия 25% и калия 75%;

6 калий Недостатком жидкометаллических ПТС является сильное окисление при соприкосновении с кислородом воздуха. Поэтому их контур должен быть герметичным, а пространство над ПТС заполнено инертным газом. В противном случае на поверхности теплообмена осаждается слой окислов и теплоотдача ухудшается в среднем в 1,8-2,2 раза [66].

Сильное окисление при соприкосновении с кислородом воздуха и высокая стоимость жидкометаллических ПТС, составляющая 8,0 и выше руб./кг, не позволяют использовать их в качестве ПТС в промышленных испарителях СУГ.

Из рассмотренных жидких ПТС наиболее полно поставленным требованиям отвечают водные растворы высокоатомных спиртов с комплексными антикоррозионными, теплоинтенсифицирующими и другими добавками, например антифризы типа «Тосол А40М», «Лукойл», «Тосол север-40П», «Console» [12,13]. Такие антифризы являются инертными жидкостями по отношению как к испарительным устройствам, так и к корпусу испарителя, выполненному из углеродистой стали. Так, например, в соответствии с [12, 13], коррозионное воздействие антифризов на металлы, определяемое потерей массы образцов при стандартных испытаниях при температуре 882 0С, не должно превышать МГОСТ = 0,1 г/м2сут, что применительно к испарительным устройствам и корпусу испарителя с толщиной стенки 3-4 мм означает утонение стенок не более 6810-3 мм/год или 0,24 мм за весь срок службы промышленного испарителя (25 лет).

Результаты испытаний, приведенные в [12, 13], показывают, что для антифризов отечественного производства фактическая величина этого параметра составляет Мф = 0,02 0,04 г/м2сут. Применительно к промышленным испарителям СУГ с толщиной стенки 3,5 мм это означает, что утонение стенок составит 2410-3 мм/год, а за весь срок службы испарителя (25 лет) – не более 0,12 мм. Проведенный анализ дает основание рекомендовать водные растворы высокоатомных спиртов типа «Тосол А М» в качестве промежуточной теплопередающей среды для установок по регазификации СУГ. Коэффициент теплоотдачи антифриза типа «Тосол А40М», «Лукойл» при разности температур между ПТС и наружной поверхностью испарительного трубопровода 35-40 оС составляет 370 Вт/м2 К (рис. 3.1).

Интенсификация теплообмена в системе «антифриз – наружная поверхность испарительного трубопровода» может быть достигнута только за счет использования искусственной конвекции с помощью циркуляционного насоса.

Для жидких ПТС типа вода и водные растворы спиртов величина коэффициента теплоотдачи от ПТС к стенке испарительного трубопровода определяется по уравнениям теплообмена для искусственной конвекции в ограниченном пространстве [65]:

Nu 0,22Re0,65 Prж0,36 Prж / Prc 0,. (3.2) Результаты расчета коэффициента теплоотдачи для жидких ПТС по формуле (3.2) в случае искусственной конвекции представлены на графике (рис. 3.2).

x103 Вт/м2К 1 Скорость циркуляции жидкой ПС, м/с Рис. 3.2. Коэффициент теплоотдачи в условиях искусственной конвекции жидкой промежуточной теплопередающей среды:

1 жидкая ПТС, состоящая из смеси: этиленгликоль – 53%;

вода – 47% Из графика видно, что в условиях искусственной конвекции при рекомендуемых средних скоростях циркуляции жидкой ПТС в размере 10 м/с коэффициент теплоотдачи составляет 1200 Вт/м2 К. Из сравнения данных рис. 3.1 и 3.2 видно, что применение искусственной циркуляции позволяет увеличить коэффициент теплоотдачи антифриза с 370 до 1200 Вт/м2 К.

Такое увеличение является явно недостаточным, поскольку составляющая внешнего теплообмена от ПТС к наружной поверхности испарительного трубопровода остается меньше составляющей внутреннего теплообмена от внутренней поверхности испарительного трубопровода к СУГ, равной 1360 Вт/(м2К) согласно [65, 140] и продолжает определять величину коэффициента теплопередачи К.

Интересной возможностью повышения интенсивности внешнего теплообмена в электрических испарителях является применение в качестве промежуточной теплопередающей среды твердотельных заливок металлов с высокой теплопроводностью [140]. На графике (рис. 3.3) приведена величина, обратная сопротивлению теплопередаче, 1/Rнр (тепловая проводимость), от наружной поверхности нагревательного элемента к наружной поверхности испарительного трубопровода через слой заливки для различных металлов.

Из графика на рис. 3.3 видно, что максимальная тепловая проводимость 1/Rнр достигается при использовании в качестве твердотельного ПТС заливок из алюминия и меди. При этом величина тепловой проводимости увеличивается с уменьшением толщины слоя ПТС.

Из [67, 85] следует, что для обеспечения качественной заливки расплава меди или алюминия в кокиль или неразъемную форму необходимо обеспечить зазор между наружной поверхностью нагревательного элемента и наружной поверхностью испарительного трубопровода в размере 0,008 м.

Учитывая это, примем указанный зазор равным 0,008 м.

В этом случае применение твердотельной промежуточной теплопередающей среды из меди толщиной 0,008 м позволяет увеличить величину 1/Rнр до 14400 Вт/м2 К по сравнению с коэффициентом теплоотдачи при искусственной циркуляции антифриза, равным Вт/(м2К), а из алюминия – до 8950 Вт/м2 К. Такое увеличение внешнего коэффициента теплоотдачи, равного 8950 Вт/(м2К), по сравнению с внутренним, равным 1360 Вт/м2 К (см. главы 2 и 3), согласно [140], делает составляющую внутреннего теплообмена определяющей в величине коэффициента теплопередачи, что позволяет добиться значительного его увеличения.

Рис. 3.3. Тепловая проводимость (1/ Rнр) различных твердотельных промежуточных теплоносителей:

St сталь;

Sn олово;

Al алюминий;

Al+Si сплав алюминия 80% и кремния 20%, Cu+Zn сплав меди 60% и цинка 40%;

Cu медь Вместе с тем применение алюминия позволяет дополнительно:

1) уменьшить массу ПТС в 2,3 раза, поскольку плотность меди =8930 кг/м3, а плотность алюминия =2700 кг/м3, что значительно снижает расходы на транспортировку, монтаж и ремонт промышленного испарителя;

2) снизить температуру плавления с 1083 до 660 оС, что уменьшает энергоемкость процесса плавки и дает возможность заливки алюминием деталей из меди, латуни и других металлов.

В связи с этим примем к дальнейшему рассмотрению и анализу твердотельный промежуточный теплоноситель на основе алюминия.

Таким образом: 1) в качестве промежуточной теплопередающей среды для проточных промышленных испарителей рекомендуется использовать твердотельные промежуточные теплоносители на основе заливок из алюминия [140], наиболее полно отвечающих поставленным требованиям;

2) тепловая проводимость (1/Rнр) при расстоянии между наружной поверхностью нагревательного элемента и наружной поверхностью испарительного трубопровода в размере 0,0025 м составляет 8928,57 Вт/м 2 К, что в 16,8 раз выше по сравнению с жидкой ПТС на основе диэтиленгликоля в условиях ее естественной конвекции и в 7,4 раза выше по сравнению с жидкой ПТС на основе диэтиленгликоля в условиях ее искусственной конвекции.

3.2. Обоснование типа, конфигурации и компоновки нагревательных элементов проточных промышленных регазификаторов сжиженного углеводородного газа В подразделе 3.1 было показано, что наиболее полно требованиям, предъявляемым к промежуточным теплоносителям, отвечают заливки из алюминия.

Вместе с тем широкое применение заливок из алюминия требует решения ряда вопросов и, в первую очередь, выбора типа, конфигурации и компоновки электронагревательных элементов, возможности их замены или резервирования. Рассмотрим эти вопросы более детально.

Трубчатые электронагреватели (ТЭН) получили широкое распространение в системах регазификации СУГ. ТЭН включает в свою конструкцию (рис. 3.4-3.6): контактные стержни 1, которые проходят через изоляторы 2 и соединяются с нагревательным элементом (электронагревательным проводом-спиралью), заключенным в металлическую оболочку 5 цилиндрической, овальной или плоской формы с засыпкой межтрубного пространства наполнителем 3 (сыпучим диэлектрическим материалом с хорошими теплопроводящими свойствами).

Широкое распространение ТЭН обусловлено, прежде всего, их высокой надежностью, безопасностью, большим сроком службы, удобством в эксплуатации, широким спектром изменения формы и удельной тепловой мощности в зависимости от типа, теплофизических свойств нагреваемой среды и способа расположения.

В настоящее время в мировой практике получили распространение следующие типы электронагревателей, различающихся по способу взаимного расположения подводящих и отводящих ветвей электронагревательных элементов 4 и форме металлической оболочки 5:

1. ТЭН U- или W-образного типа, когда электронагревательный элемент 4, завитый в виде спирали, входит в один конец трубчатой металлической оболочки 5, а выходит из другого ее конца, как это показано на рис. 3.4;

2. ТЭН пальчикового типа, когда электронагревательный элемент 4, завитый в виде спирали, входит в один конец, трубчатой металлической оболочки 5, и выходит из него же, как это показано на рис. 3.5;

3. ТЭН тарельчатого типа, когда электронагревательный элемент 4, завитый в виде спирали, расположен внутри металлической оболочки тарельчатой формы, выполненной из крышки 7 и дна 6 (рис. 3.6).

ТЭНы U- или W-образной формы выпускаются согласно ГОСТ 13268- [20] и нашли широкое применение в инженерной практике регазификации СУГ, хотя и выпускается целый ряд других конфигураций. На рис. 3. показан W-образный ТЭН.

Рис. 3.4. Конструкция W-образного ТЭН с двухсторонним выводом электронагревательного элемента:

1 – контактный стержень;

2 – изолятор;

3 – наполнитель;

4 –электронагревательный элемент;

5 – трубчатая оболочка;

Lк – длина контактного стержня 1;

Lа – длина активной части ТЭН, на которой выделяется тепловая энергия Q Оболочка 5 ТЭН должна быть герметична, а его торцы защищены от проникновения атмосферной влаги в наполнитель 3. Согласно [20], ТЭН с двухсторонним выводом электронагревательного элемента может быть использован в заливках из алюминия. В этом случае при установке в изделие стальная оболочка ТЭН заливается алюминиевым расплавом таким образом, чтобы ее концы длиной 10-15 мм оставались вне заливки.

Тепловая энергия в ТЭН выделяется только в его активной части длиной Lа. Пассивная часть ТЭН, где не выделяется тепловая энергия, регулируется путем задания контактным стержням 1 соответствующей номинальной длины Lк =40;

65;

100;

125;

160;

250;

400 мм, установленной ГОСТ 13268 – 88. Активная часть ТЭН длиной Lа соответствует активной поверхности Fa.

Удельная тепловая энергия q равна тепловой энергии Q, приходящейся на 1 см2 активной поверхности Fa, то есть, q = Q/ Fa [20].

Согласно [20], ТЭН, замоноличенный в алюминиевую отливку, может эксплуатироваться при значениях удельной тепловой энергии, т.е. отношения номинальной тепловой мощности Q к активной поверхности Fа до q 13 Вт/см2. В качестве материала оболочки U- и W-образных ТЭН, применяемых в алюминиевых заливках, может использоваться обычная углеродистая сталь [20].


ТЭН пальчикового типа с односторонним входом и выходом электронагревательного элемента, приведенный на рис. 3.5, выпускается в соответствии с техническими условиями конкретных заводов-изготовителей [33].

Рис. 3.5. Конструкция ТЭН с односторонним выводом электронагревательного элемента:

1 – контактный стержень;

2 – изолятор;

3 – наполнитель;

4 – электронагревательный элемент;

5 – трубчатая оболочка;

6 – гильза ТЭН пальчикового типа рекомендуется применять совместно со специальной цилиндрической стальной или латунной гильзой, которая при установке в изделие заливается алюминиевым расплавом таким образом, чтобы ее концы длиной 10-15 мм оставались вне заливки. Для обеспечения беспрепятственного вдвижения пальчикового ТЭН в гильзу при его монтаже между ними должен быть выдержан зазор, равный пр.

Толщина зазора зависит от длины пальчикового ТЭН, величины минусовых допусков на его диаметр, нормируемых отклонений от прямолинейности и материала оболочки ТЭН и гильзы. Так, для ТЭН длиной мм нормируемая величина зазора составляет не менее 300- пр = 0,0002 м. Указанный зазор пр создает переходное контактное сопротивление теплопередаче между стальной оболочкой и алюминиевой заливкой, что значительно снижает интенсивность теплообмена и значения удельной тепловой энергии Для предотвращения коррозионных q.

загрязнений наружной поверхности оболочки ТЭН и внутренней поверхности гильзы в качестве материала этих деталей должна использоваться нержавеющая сталь.

Согласно [33], пальчиковый ТЭН, вставленный в гильзу, замоноличенную в алюминиевую отливку, может эксплуатироваться при значениях удельной тепловой энергии до q 57 Вт/ см2.

ТЭН тарельчатого типа с односторонним входом и выходом электронагревательного элемента, приведенный на рис. 3.6, выпускается в соответствии с техническими условиями конкретных заводов-изготовителей [33].

ТЭН тарельчатого типа не нашел применения в отливках из алюминия.

Кроме того, типоряд ТЭН тарельчатого типа ограничивается диаметром 300 мм, что недостаточно для компоновки испарительного трубопровода СУГ. Это обусловлено тем, что испарительный трубопровод целесообразно выполнять в этом случае в виде спирали с наружным диаметром 300 мм, а внутренний диаметр 180-200 мм должен быть равен минимальному диаметру гнутья трубы, равному 22-32 мм.

В связи с этим применение ТЭН тарельчатого типа в испарителях является нецелесообразным, и они исключаются из дальнейшего рассмотрения.

Рис. 3.6. Конструкция ТЭН тарельчатого типа с односторонним выводом электронагревательного элемента:

1 – контактный стержень;

2 – изолятор;

3 – наполнитель;

4 – электронагревательный элемент;

5 – тарельчатая оболочка, состоящая из донышка 6 и крышки 7 круглой формы Сравниваемые типы ТЭН должны удовлетворять следующим требованиям:

1) минимальное сопротивление теплоотдаче между наружными поверхностями электронагревательного и испарительного устройств;

2) высокий срок службы;

3) высокая надежность;

4) возможность замены или резервирования;

5) стоимость.

Проанализируем возможность применения ТЭН U- или W-образной формы с двусторонним выводом электронагревательного элемента и пальчиковых ТЭН с односторонним выводом электронагревательного элемента в электрических промышленных испарителях с твердотельным ПТС в зависимости от предъявляемых к ним требований и, прежде всего, обеспечения минимального сопротивления теплоотдаче.

Величина сопротивления теплоотдаче между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика определяется по формуле [65]:

зг.н пр а R, (3.3) зг.н пр а где зг.н, пр, а – соответственно, толщины загрязнений, прослоек и алюминиевой заливки между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика, м;

зг.н, пр, а – соответственно, коэффициенты теплопроводности загрязнений, прослоек и алюминиевой заливки, Вт/м К.

В первом варианте при использовании U или W-образной формы ТЭН, с целью исключения переходных контактных сопротивлений теплопередаче между стальной оболочкой и алюминиевой заливкой, ее наружная поверхность перед заливкой должна зачищаться до металлического блеска.

Тогда зг.н =0 и зг.н/ зг.н =0.

С этой же целью, то есть для исключения переходных контактных сопротивлений теплопередаче между алюминиевой заливкой и испарительным трубопроводом наружная поверхность последнего также зачищается до металлического блеска и тогда зг.н =0;

зг.н/ зг.н =0.

Вместе с тем при заливке ТЭН алюминиевым расплавом исключаются воздушные прослойки между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика и тогда пр =0;

пр/ пр =0.

Толщина алюминиевой заливки между осями ТЭН и испарительного змеевика принимается равной 0,037 м, то есть, а = 0,037 м. Коэффициент теплопроводности алюминия, согласно [65], принимается равным 209,0 Вт/ (м К).

Тогда по формуле (3.3) получим 0, R2 0 0 0,00021 (м2 · К)/Вт.

Во втором варианте при использовании пальчикового ТЭН, для обеспечения беспрепятственного вдвижения ТЭН длиной более 300 мм в гильзу, между их стенками должен быть выдержан зазор не менее пр = 0,0002 м [33]. С целью исключения переходных контактных сопротивлений теплопередаче зазор целесообразно заполнять трансформаторным маслом. Коэффициент теплопроводности трансформаторного масла, согласно [65], принимается равным м =0,14 Вт/(м К).

С целью исключения переходных контактных сопротивлений теплопередаче между стальной оболочкой гильзы и алюминиевой заливкой ее наружная поверхность перед заливкой зачищается до металлического блеска. Тогда зг.н =0 и зг.н/ зг.н =0.

Тогда при той же толщине алюминиевой заливки, равной 0,057 м, то есть а =0,057 м, как и в варианте 1, по формуле (2.20) получим R 2 0,0017 (м2 К)/Вт.

Из проведенных расчетов следует, что при применении варианта с пальчиковым ТЭН не обеспечивается уменьшение сопротивления теплоотдаче между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика по сравнению с жидким промежуточным теплоносителем [65], имеющим Rнр = 1/ = 0,00083 (м2 К)/Вт.

Примем для обоих вариантов одинаковый срок службы t =14 лет по данным завода-изготовителя [33].

В этом случае, при сроке службы промышленного испарителя Т = 25 лет необходимо сделать одну замену ТЭН. Учитывая, что в первом варианте нет возможности замены ТЭН, для обеспечения одинакового уровня надежности, примем к заливке алюминиевым расплавом одновременно один блок рабочих W-образных ТЭН и один блок резервных W-образных ТЭН. Так, для промышленных испарителей, получающих электроэнергию от сети трехфазного тока, при установке рабочего блока из трех ТЭН, общее количество устанавливаемых ТЭН, с учетом резервирования, составит шесть штук.

В то же время сравнительно невысокие значения q 57 Вт/ см2 для пальчиковых ТЭН по сравнению с U- и W-образными ТЭН, где q 13 Вт/ см2, обусловливают невысокие нормируемые величины их полной тепловой мощности. Так, для пальчикового ТЭН длиной 450 мм и диаметром 15 мм полная тепловая мощность составляет 1200 Вт [33]. Нормируемые 5-7 Вт/ см2 обусловливают также и расчетное количество значения q пальчиковых ТЭН, которое получается в два раза больше по сравнению с U и ТЭН. Тогда общее количество устанавливаемых W-образными пальчиковых ТЭН, с учетом резервирования, составит двенадцать штук.

Сравнение ценовых характеристик вариантов ТЭН показывает на их существенное различие. Так, удельная стоимость U- и W-образных ТЭН на один кВт мощности составляет 2,1 долл./кВт, а пальчиковых ТЭН в комплекте с гильзой составляет 4,9 долл./кВт. Различие в цене обусловливается необходимостью использования в пальчиковых ТЭН гильзы и оболочки из нержавеющей стали. Кроме этого, имеется различие в трудоемкости изготовления, то есть в обеспечении нормируемых величин минусовых допусков на диаметр оболочки.

Результаты проведенного сравнения показывают, что пальчиковые ТЭН в алюминиевой заливке не обеспечивают уменьшения сопротивления теплоотдаче по сравнению с жидкой ПТС [65] и имеют более высокую удельную стоимость по сравнению с U- и W-образными ТЭН.

Выбор типа трубчатого электронагревателя для заливки в твердотельный промежуточный теплоноситель показал, что наиболее целесообразным является:

1) применение U- и W-образных ТЭН, обеспечивающих минимальное сопротивление теплоотдаче Rнр между наружными поверхностями ТЭН и испарительного трубопровода в размере Rнр = 0,00029 - 0,0002 м2 К/Вт, высокие сроки службы и надежность, а также меньшую стоимость по сравнению с пальчиковыми ТЭН;

2) расположение рабочих и резервных ТЭН на оси симметрии ТЭН, находящейся на расстоянии 3 до оси симметрии испарительного змеевика, равной: для W-образного ТЭН – 3 = 0,057 м, для U-образного ТЭН – 3 = 0,045 м;

при этом толщина заливки между первым W-образным или U образным ТЭН и ИТЗ в свету 3 = 0,008.

Таким образом, к дальнейшему рассмотрению и анализу принимаем U и W-образные ТЭН.

Полученные данные по типам промежуточных теплоносителей и нагревательных элементов создают предпосылки по разработке конструкции проточных трубных регазификаторов СУГ с высокой интенсивностью теплообмена.

3.3 Обоснование идеи повышения интенсивности внешнего теплообмена в промышленном испарителе на основе размещения трубчатых электронагревателей и испарительного трубного змеевика в твердотельной теплопередающей среде из алюминия В данном параграфе обоснованы: идея повышения интенсивности внешнего теплообмена в ПТИ;

принцип применения заплавленных в алюминий ТЭН высокой удельной мощности;

влияние расстояния между группой ТЭН и вертикальным ИТЗ и толщин слоев верхнего и нижнего торцов твердотельного массива на величину сопротивления теплопередаче в системе «вертикальный ИТЗ – группа ТЭН в центральной части его внутреннего пространства, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия» без полости.


Задачей разработки является увеличение интенсивности теплообмена от трубчатых нагревателей к испарительному трубопроводному змеевику через слой промежуточной теплопередающей среды в наружных испарительных устройствах СУГ при минимальных капитальных вложениях, а также увеличение удельной паропроизводительности.

Техническим результатом, достигаемым при решении поставленной задачи, является уменьшение сопротивления теплоотдаче Rнр от трубчатых нагревателей к испарительному трубопроводному змеевику через слой промежуточной теплопередающей среды в наружных испарительных установках, применяемых в холодных климатических районах, а также повышение уровня промышленной безопасности.

Указанный технический результат достигается тем, что согласно предложенных технических решений, защищенных патентами № RU 59773U1 [85] и № RU55087U1 [84], в известном промышленном испарителе СУГ (рис. 3.7), содержащим сосуд, заполненный промежуточной теплопередающей средой 1 с находящимися в ней трубчатыми нагревателями 2 и испарительным трубопроводным змеевиком 3 в качестве промежуточной среды 1 используется отвердевшая заливка из алюминия с высоким коэффициентом теплопроводности а, Вт/(м·К), а заплавленные в него трубчатые электронагреватели 2 равномерно расположены по окружности диаметром Dтэн, находящейся на расстоянии min до оси симметрии испарительного трубопроводного змеевика 3 диаметром Dитз, при котором достигается минимально возможная величина сопротивления теплоотдаче Rнр, обеспечиваются оптимальные условия кристаллизации остывающего алюминиевого расплава с плотной структурой металла без образования пустот, трещин, с требуемой адгезией расплавленного алюминия к поверхности ТЭН и испарительного трубопроводного змеевика в период заливки, а также достигается требуемая прочность, срок службы и сопротивление теплоотдаче в период эксплуатации и обеспечивается минимальная металлоемкость алюминиевой заливки.

В центральной части сосуда в отвердевшей заливке из алюминия расположен регулятор-термостат 6 с функцией поддержания температуры ПС ниже температуры полимеризации непредельных компонентов СУГ и подачи сигнала на отключение трубчатых нагревателей 2 при достижении температуры ПС до значения температуры tпол= 70 оС [85]. В центральной части отвердевшей заливки 1 из алюминия заключен также термопредохранитель 7 с функцией отключения подачи электроэнергии к трубчатым электронагревателям при повышении температуры ПС выше температуры tпол= 70 оС.

Рис. 3.7. Промышленный испаритель СУГ:

Промышленный испаритель СУГ работает следующим образом.

Трубчатые электронагреватели 2, равномерно расположенные по окружности 4 диаметром передают тепловую энергию испарительному Dтэн, трубопроводному змеевику 3 с осью симметрии 5 диаметром Dитз через слой промежуточного теплоносителя 1 толщиной пт из отвердевшей заливки металла с высоким коэффициентом теплопроводности. Тепловая энергия, переданная испарительному трубопроводному змеевику 3 расходуется в нем на регазификацию сжиженного углеводородного газа. Хороший тепловой контакт отвердевшей заливки из металла с высоким коэффициентом теплопроводности пт с наружными поверхностями, заплавленных в нее трубчатых электронагревателей 2 и испарительного трубопроводного змеевика 3, обеспечивают между ними интенсивный теплообмен с высоким коэффициентом теплоотдачи пт и как следствие высокой удельной паропроизводительностью (g) сжиженного углеводородного газа.

Температура промежуточной среды 1 при этом поддерживается до значения температуры tпол= 70 оС помощью регулятора-термостата 6 промежуточной среды 1. При неисправности регулятора-термостата 6 промежуточной среды 1, заключающейся в неотключении подачи электроэнергии к трубчатым нагревателям 2, дальнейшем повышении температур промежуточной среды о выше значения температуры С, термопредохранитель tпол= осуществляет отключение подачи электроэнергии к трубчатым нагревателям 2 без возможности повторного автоматического включения подачи электроэнергии к ним до момента выявления и устранения причин неисправности регулятора - термостата 6 обслуживающим персоналом.

При этом расстоянии пт от окружности 4, по которой равномерно расположены трубчатые электронагреватели 2 до оси симметрии испарительного трубопроводного змеевика 3, принимается равным толщине заливки зал (т.е пт = зал ) согласно [67] исходя из технологических условий способа заливки металла в кокиль или неразъемную форму, его кристаллизации и остывания.

При расстоянии пт зал качество заливки расплавленным металлом снижается, ухудшаются условия его кристаллизации, появляются микропустоты и микротрещины, структура становится менее плотной и, как следствие, уменьшаются прочность и коэффициент теплопроводности пт этого слоя заливки. При эксплуатации промышленного испарителя, осуществляемой в условиях циклического нагрева и охлаждения, микротрещины в толще отливки постепенно увеличиваются, что может привести к нарушению ее герметичности. Образование пустот и трещин в слое отливки, соприкасающемся с поверхностью трубчатых электронагревателей 2, приводит к ухудшению отвода от них тепловой энергии, увеличению температуры на поверхности ТЭНов сверх предельно допустимой, преждевременному выходу его из строя. Выход из строя ТЭНа, учитывая его неремонтопригодность и невозможность замены в условиях металлической отливки, может привести к выходу из строя всего промышленного испарителя СУГ. Кроме того, появление сквозных трещин, в окружающей ТЭНы металлической отливке, исключает использование ее в качестве дополнительной оболочки, обеспечивающей герметичность испарительного трубного змеевика СУГ, что снижает уровень промышленной безопасности при эксплуатации промышленного регазификатора.

При расстоянии пт зал увеличивается сопротивление теплоотдаче слоя заливки цилиндрической формы, определяемого как [29, 56, 65, 69, 166]:

1 Dитз R Dитз ln. (3.4) 2 а Dитз И, как следствие, уменьшается удельная паропроизводительность и увеличивается металлоемкость промышленного испарителя.

С целью дальнейшего снижения удельной металлоемкости обоснован принцип применения заплавленных в алюминий трубчатых электронагревателей высокой удельной мощности. Для достижения номинальных температурных условий, эксплуатация таких ТЭН осуществлялась в режиме малой продолжительности периодов нагрева и охлаждения, обеспечиваемой системой бесконтактного включения и выключения на основе семисторов.

Непрерывный автоматический контроль температуры на поверхности ТЭН осуществлялся с помощью термометра сопротивления и контроллера, позволяющие проводить цикл включения и выключения подачи электроэнергии к ТЭН в интервале температур 0,1 0С. Такой подход позволяет уменьшить количество электронагревателей более чем в два раза, компактно разместить их в центральной части массива и не формировать там цилиндрическую воздушную полость в отличии от известных аналогов.

Таким образом, в целях повышения интенсивности внешнего теплообмена в ПТИ предложен принцип размещения ТЭН и ИТЗ в твердотельной теплопередающей среде из материала с высокой теплопроводностью, например алюминия. При этом теплообменивающиеся поверхности ТЭН и ИТЗ располагаются друг от друга на минимально допустимом расстоянии 3, при котором достигается минимальное сопротивление теплопередаче в этом слое. Для обеспечения качественных условий проведения процесса кристаллизации и хорошей адгезии затвердевающего алюминия к поверхностям ТЭН и ИТЗ, заливка расплавленного металла проводилась в предварительно прогретый до температуры 550 0С стальной теплоизолированный корпус испарителя с жестко закрепленными на нем всеми элементами, подлежащими заплавлению.

Использование предлагаемых промышленных испарителей СУГ в составе испарительных установок для газоснабжения удаленных промышленных объектов позволит значительно уменьшить сопротивление Rнр от трубчатого электронагревателя к испарительному трубопроводному змеевику через слой алюминия, а также повысить уровень промышленной безопасности.

3.4. Литературный обзор и состояние вопроса Основной эксплуатационной характеристикой промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей СУГ является паропроизводительность. Паропроизводительность промышленных электрических испарителей пропан-бутановых смесей СУГ с заплавленными в твердотельную промежуточную теплопередающую среду из алюминия трубчатых электронагревателей (ТЭН) высокой удельной мощности обусловливается величиной теплопритока от ТЭН. Поэтому исследование теплообмена в системе «трубчатые электронагреватели – испарительный трубопровод» через слой твердотельной промежуточной теплопередающей среды является важнейшей предпосылкой эффективной работы промышленных трубных испарителей СУГ.

Вопросы теплообмена в массиве с внутренними источниками тепла изучались многими отечественными и зарубежными авторами. В конце XIX века Форхгеймером впервые была предложена формула, которая описывала стационарную теплопередачу между полубесконечным массивом и линейным источником (стоком) тепловой энергии бесконечной длины [166,167]. Сходную задачу решил в 1932 году французский инженер Николе, а немного позже – профессор О.Е. Власов [23].

Широкое использование различных инженерных систем, а также бурное развитие нефтяной и газовой промышленности, оказало непосредственное влияние на создание новых модификаций формулы Форхгеймера, которые максимально учитывали бы специфику тепловых режимов при эксплуатации подземных трубопроводов.

Вопросы теплообмена в массиве с внутренними источниками тепла изучались А.Н. Ложкиным и Ю.В. Голевинским [59], О. Кришером [166], А.А. Аронсом и С.С. Кутателадзе [56], Г.С. Шадриным и Н.Н.

Петруничевым, Е.П. Шубиным [167], Л.М. Альтшуллером, К. Елгети [26], Б.Н. Курицыным, А.П. Усачевым [50, 51, 53, 142] и многими другими учеными.

Г. Карслоу и Л.Р. Ингерсолл [26] изучали особенности нестационарного теплообмена в массиве с внутренними источниками тепла. Предложенные этими учеными решения приняты в предположении изотропности теплофизических свойств окружающего массива и отличаются от известных способом учета граничных условий на поверхности теплоисточника.

Здесь, авторами используются в качестве исходной предпосылки к решению поставленной задачи теплообмена принципы квазистационарных тепловых состояний и суперпозиции (наложения) температурных полей.

Указанный методический прием апробирован в практике инженерных расчетов и нашел широкое применение при работе как в условиях эксперимента, так и на моделирующих установках [50, 56].

Вместе с тем тепловое взаимодействие между ТЭН и испарительным трубопроводом пропан-бутановых смесей в промышленных трубных испарителях с промежуточной теплопередающей средой освещено весьма ограниченно.

Значительный вклад в становление и дальнейшее развитие теплообменной теории внесли проведенные отечественными учеными П.М.

Гофман-Захаровым [23], Н.Е. Сапуновым [47,51] исследования.

Б.Н. Курицыным и Н.И. Никитиным было предложено аналитическое решение задачи теплообмена цилиндрической полости, имеющий конечные размеры в полуограниченном массиве. В работе [47] представлен результат теоретических и экспериментальных исследований, которые проводились указанными учеными для определения нестационарного теплообмена в массиве с внутренними источниками тепла.

Паропроизводительность промышленных трубных испарителей пропан бутановых смесей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой определяется значением теплопритока от ТЭН через слой заливки из алюминия. Сопротивление теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью испарительного змеевика, характеризует интенсивность внешнего теплообмена. Поэтому исследование теплообмена в системе твердотельная промежуточная теплопередающая среда – испарительный змеевик является важнейшей предпосылкой эффективной работы промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей.

Поэтому решение задачи теплового взаимодействия в системе твердотельная промежуточная теплопередающая среда – испарительный змеевик в промышленных трубных испарителях пропан-бутановых смесей требует проведения детальных исследований.

3.5. Постановка задачи теплообмена в системе «вертикальный испарительный трубный змеевик – группа трубчатых электронагревателей в центральной части его внутреннего пространства без полости, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия»

Изучение теплообмена в системе «вертикальный испарительный трубный змеевик – группа трубчатых электронагревателей в центральной части его внутреннего пространства, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия» без полости является важнейшей предпосылкой эффективной работы промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей. В промышленных трубных испарителях в качестве ТЭН используются:

U-образные ТЭН [34, 94, 117];

трубчатые нагревательные элементы, в которых в качестве теплоносителя используются насыщенный водяной пар, горячая вода, водные растворы многоатомных спиртов [11, 12, 34, 47, 94, 117].

В работах [85, 86, 139, 140, 146, 147] обосновано, что для электрического промышленного испарителя пропан-бутановых смесей с твердотельной теплопередающей средой наиболее теплоэффективной компоновкой будет алюминиевая заливка 2 (рис. 3.8) диаметром D2 и высотой h2 с U-образными трубчатыми электронагревательными элементами 3, расположенными по окружности, находящимися от испарительного змеевика 1 и соединенного с ним пароперегревательного трубопровода на минимально допустимом расстоянии 3. При этом шаг (в свету) между смежными витками ИТЗ S2, расстояние между наружными боковыми поверхностями заливки и ИТЗ 2. Цилиндрическая заливка из алюминия покрыта теплоизоляцией 4.

С учетом [28, 160] сформулируем задачу теплообмена в системе «вертикальный испарительный трубный змеевик – группа трубчатых электронагревателей в центральной части его внутреннего пространства, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия»: в однородном теплопроводностью а, высотой h массиве и на диаметром D одинаковом расстоянии от вертикальной оси расположен ряд D3 / источников тепла постоянной интенсивности и высоты.

Стоком тепла в цилиндрическом массиве является цилиндрический трубный змеевик, расположенный на расстоянии D1 и представляет собой горизонтальные полые круглые кольца, которые выполнялись из цилиндрической оболочки и располагались в цилиндрическом массиве с постоянным шагом S2.

Боковые и торцевые границы массива имеют слой 4 теплоизоляции диаметром D2+24 и теплопроводностью 4. От наружной поверхности теплоизоляции с температурой t4 в окружающий воздух с температурой tв направлен тепловой поток с интенсивностью 0.

В начальный период временив в ряд колец испарительного змеевика поступает кипящая ЖФ смеси пропана и бутана со значением температуры, равным ее среднеинтегральной величине t ж.с.и., а в ряд – паровая фаза со значением температуры, равным ее среднему значению t п.ср.. Затем температуры паровой и жидкой фаз поддерживаются постоянными, т.е.

t ж.с.и. const и t п.ср. const.

Выявим основные допущения, которые были приняты при постановке задачи теплообмена в промышленном трубном испарителе пропан бутановых смесей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой:

1. Массив из твердотельной ПТС является однородной средой с теплопроводностью а ;

2. Температура ЖФ смеси пропана и бутана в процессе испарения остается неизменной и равной ее среднеинтегральной (СИ) величине t ж t ж.с.и. const.

Рис. 3.8. Расчетная схема к определению сопротивления теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ 1 – ИТЗ;

2 – промежуточная среда из алюминия;

3 – группа ТЭН;

4 –корпус;

5 – термодатчик;

6 – термопредохранитель 3. В процессе перегревания паровой фазы ее температура остается неизменной и равной ее среднему значению t п t п.ср. const.

Рассмотрим допущения, которые были приняты при постановке задачи теплообмена.

1. Цилиндрический массив из твердотельной промежуточной теплопередающей среды принят как однородная среда с коэффициентом теплопроводности а.

В то же время в массиве имеются отдельные теплопроводные включения, представленные цилиндрическими скважинами, где расположены термометры и термопредохранители с коэффициентом теплопроводности, значительно меньшим теплопроводности массива. Эти включения располагаются внутри центрального участка массива, который ограничен окружностью диаметром D3, на которой находятся постоянно действующие источники тепла.

Теплопроводные включения не оказывают теплового влияния на теплообменный процесс, так как поток теплоты от теплоисточника обращен только в наружную сторону, то есть в сторону стоков тепла. Тогда цилиндрический массив можно считать однородным.

2. Температура ЖФ смеси пропана и бутана в процессе испарения остается неизменной и равной ее среднеинтегральной (СИ) величине t ж t ж.с.и. const.

Известно [38, 47], что пропан-бутановая смесь кипит при переменной температуре в интервале от начальной tн до конечной tк.

Среднеинтегральной температуре кипения ПБС tж.с.и в диапазоне от tн до tк соответствует состояние, когда половина ЖФ пропан-бутановой смеси испарилась. Среднеинтегральное значение t ж.с.и. находится по [106] при степени сухости 0,5 :

Xср 0,5 Рсм, В Впр (3.5) б Спр t ж.с.и.

Апр А б С t ж.с.и.

Рсм Рсм 10 б Рсм – давление СУГ в промышленном трубном испарителе, Па;

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

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].

При таких допущениях среднеинтегральному значению t ж.с.и.

соответствует величина тепловой энергии, необходимая для испарения смеси пропана и бутана с известной концентрацией пропановой фракции.

3. Температура паровой фазы в пароперегревательном устройстве остается неизменной tп = const.

Средняя температура паровой фазы в пароперегревательном устройстве находится как t п.ср. (t г.к. t г.пер ) / 2, (3.6) где t г.к. конечная температура кипения смеси пропана и бутана, С;

t г.пер – температура перегрева паровой фазы на выходе из пароперегревательного устройства, С.

В этом случае среднему значению температуры паровой фазы соответствует значение тепловой энергии, необходимой для ее перегрева.

Расчетная схема к постановке задачи теплообмена изображена на рис. 3.8.

Задача теплообмена между вертикальными источниками тепла и цилиндрическим трубным змеевиком, интерпретированным как сток тепла, расположенными в цилиндрическом алюминиевом массиве состоит из:

описания процесса и расчетной схемы теплообмена, принятых допущений, системы дифференциальных уравнений температурных полей (3.7)-(3.9) в элементах, участвующих в теплообмене, уравнений, которые описывают граничные условия (3.10)-(3.13), уравнений сопряжения (3.14)-(3.15), выявленных ограничений.

А. Система дифференциальных уравнений температурных полей записывается следующим образом:

– в стальной стенке источника тепла 2 t ст3 1 t ст3 2 t ст 2 0, (3.7) r 2 r r y где tст3 – температура стальной стенки источника тепла, 0С;

– в цилиндрическом массиве из алюминиевой заливки 2 t 2 1 t 2 2 t 0;



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 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.