Моделирование массогабаритных характеристик контактных конденсаторов энергетических установок

Список литературы

1. Промышленное производство в России. М. : Стат. сб. Росстат, 2016. 347 с.

2. Об энергосбережении и о повышении энергетической эффективности и о внесении изменений в отдельные законодательные акты Российской Федерации: федеральный закон от 23.11. 2009 г., № 261-Ф3.

3. Энергосбережением и повышение энергетической эффективности на период до 2020 года: государственная программа Российской Федерации от 27.12. 2010 г., № 2446-р.

4. Levinbuk M. I., Netesanov S. D., Lebedev A. A., Borodacheva A. V., Sizova E. V. Strategic priorities of the Russian oil and gas complex. Petroleum Chemistry. 2007. Т. 47, № 4. С. 230-244.

5. Gossen L. P., Velichkina L. M. Environmental problems of sustainable management of oil and gas resources and production of high-quality petroleum products // Petroleum Chemistry. 2012. Т. 52, № 2. С. 154-158.

6. Kulbjakina A. V., Dolotowsky I. V. Methodological aspects of fuel performance system analysis at raw hydrocarbon processing plants // Journal of Physics: Conference Series. 2017.Vol. 944. DOI: 10.1088/1742-6596/944/1/012068.

7. Шаргут Я., Петела P. Эксергия. M.: Энергия, 1968. 280 с.

8. Бродянский В. M., Верхивкер Г. П., Карчев Я. Я. [и др.]. Эксергетические расчеты технических систем. Киев : Наук. думка, 1991. 360 с.

9. Андрющенко А. И. Техническая работоспособность термодинамических систем. Саратов: Саратовский автомобильно-дорожный ин-т, 1956.

10. Mrakin A. N., Selivanov A. A., Batrakov P. A., Sotnikov D. G. The chemical energy unit partial oxidation reactor operation simulation modeling // Journal of Physics: Conference Series. 2018. Vol. 944. Doi :10.1088/1742-6596/944/1/012082.

УДК 620.9

МОДЕЛИРОВАНИЕ МАССОГАБАРИТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК КОНТАКТНЫХ КОНДЕНСАТОРОВ

ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК

WEIGHT AND SIZE CHARACTERISTICS MODELLING OF THE POWER PLANTS CONTACT

CONDENSERS

А. Н. Мракин1, Д. Г. Сотников1, М. А. Агеев1, A. A. Селиванов1, П. А. Батраков2, И. А. Вдовенко1

'Саратовский государственный технический университет имени Гагарина Ю.А., г. Саратов, Россия 2Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия

А. N. Mrakin1, D. G. Sotnikov1, M. А. Аgeev1, A. A. Selivanov1, P. А. Batrakov2, I. А. Vdovenko1

'Yuri Gagarin State Technical University of Saratov, Saratov, Russia 2Omsk State Technical University, Omsk, Russia

Аннотация. В статье представлены основные положения по расчету смесительных безнасадочных форсуночных конденсаторов. Предложена блок-схема конструкторского расчета аппаратов подобного типа. Установлена хорошая сходимость по гидромеханике движения капель с результатами работ других авторов. Результаты расчета для условий работы контактного конденсатора в составе энергохимической установки с парциальным окислением углеводородного сырья показали, что влияние массообмена на теплообмен довольно существенно (критерий Гухмана составляет 0,0076), что сказывается на высокой интенсивности процесса (коэффициент теплоотдачи ~179 Вт/(м2^°С)). Вместе с тем, как и ожидалось, аппарат характеризуется невысоким сопротивлением в размере ~6 Па.

Ключевые слова: газификация, теплообмен, котел-утилизатор, конденсатор, алгоритм.

DOI: 10.25206/2310-9793-2018-6-3-150-155

I. Введение

В состав современных теплоэнергетических комплексов входят газотурбинные установки с подачей пара в камеру сгорания (схема STIG) [1, 2]. При этом впрыск пара в камеру сгорания существенно увеличивает удельную мощность турбины за счет увеличения рабочего тела; замена воздушного охлаждения лопаток и стенок

жаровой трубы на паровое позволяет повысить уровень температуры рабочего тела; ввод пара в окислительную зону способствует снижению эмиссии окислов азота [3]. Одним из ключевых элементов этих комплексов является система глубокой утилизации теплоты отработавших продуктов сгорания на базе традиционного котла -утилизатора и контактного конденсатора. Аналогичная система предлагается к использованию и в схемах комплексного энергохимического использования углеводородного сырья с паро-воздушной газификацией [4], поскольку при определенных режимах эксплуатации содержание водяных паров в продуктах реакции достигает 33-47 об. % и их необходимо возвращать в основной энергетический цикл. Однако если конструкторский расчет котлов-утилизаторов является традиционной задачей и с учетом теплофизических особенностей синтез-газа уже выполнялся [5], то моделированию контактных теплообменных аппаратов, а тем более безнасадочных, посвящено достаточно малое количество работ.

Учитывая вышеизложенное, представляется весьма актуальным выполнить моделирование процессов, протекающих в объеме контактного конденсатора, с определением его массогабаритных характеристик, которые будут определять стоимость аппарата. На рис. 1 показаны схема аппарата и потоки рабочих тел. Выбор безна-садочной конструкции аппарата сделан исходя из соображений о минимизации аэродинамического сопротивления по газовому тракту, хотя интенсивность теплообмена при этом по сравнению с насадочными аппаратами снижается.

Орошающая жидкость (вода) может служить абсорбентом для извлечения нежелательных компонентов из продуктов полного или частичного окисления, а контактный конденсатор является при этом, по сути, пред-включенной первой ступенью очистки перед абсорбером, где содержание балластных примесей в синтез-газе доводится до требуемых значений. Учитывая компонентный состав синтез-газа и индивидуальные коэффициенты растворимости [6], можно ожидать преобладающую абсорбцию диоксида углерода. В полом конденсаторе при протекании абсорбционных явлений с направлением факела распыла противоположным движению газовой фазы теоретически осуществляется противоток, однако вследствие циркуляции и перемешивания газов такие аппараты по характеру взаимодействия фаз ближе к аппаратам с полным перемешиванием, и эффективная движущая сила массообмена в них ниже, чем при чистом противотоке в насадочных устройствах [7].

Рис. 1. Смесительный безнасадочный форсуночный конденсатор: 1 - подвод синтез-газа от котла-утилизатора; 2 - отвод синтез-газа; 3 - подвод охлаждающей воды;

4 - отвод нагретой воды и конденсата.

Организация контактного конденсатора именно по такой схеме позволит:

- осуществлять гибкое регулирование температуры и содержания СО2 путем изменения расхода распыляемой воды;

- исключение или минимизация объемов сепараторов влаги, поскольку основная часть конденсата водяного пара отводится вместе с орошающей водой в бак-накопитель;

II. Постановка задачи

- меньшая по сравнению с рекуперативными теплообменными аппаратами металлоемкость смесительных аппаратов вызывает снижение капитальных затрат и обеспечивает простоту эксплуатации и высокую надежность схемы.

Таким образом, задачей расчета является определение диаметра и высоты цилиндрической части аппарата, а также содержания СО2 в отходящем синтез-газе. Причем нужно иметь в виду, что марка стали и толщина элементов конструкции, определяющих стоимость аппарата, должны выбираться исходя из коррозионной активности и давления синтез-газа.

III. Теория

Для выполнения поставленной цели нами была разработана блок-схема расчета контактного конденсатора (рис. 2). В основу расчета положено уравнение теплового баланса и среднелогарифмическая разность температур газа и жидкости, как наиболее простой и достаточно надежный способ определения движущей силы процесса [8]. Расчет теплофизических свойств газовой фазы проводим согласно рекомендациям, изложенным в [9].

Рис. 2. Блок-схема расчета смесительного теплообменника-конденсатора

Для расчета гидромеханики движения капли можно воспользоваться графической зависимостью вида

^ Кввит = /(^ Рё) [10], где критерий Рейнольдса соответствует скорости витания капли жидкости , а

критерий Федорова, определяющий наступление равновесия сил тяжести капли и сопротивления газовой среды, можно представить в виде

Fe = d  з

4  g

3 3-у2 •р '

где й - диаметр капли жидкости, м; £ - ускорение свободного падения в поле силы тяжести, 9,81 м/с2; рк, р - плотности капель распыляемой жидкости и газовой фазы, кг/м3; У - коэффициент кинематической вязкости газа при его средней температуре в аппарате, м2/с.

Для распыливания жидкости в скрубберах наиболее широкое применение нашли механические форсунки, через которые жидкость распыливается благодаря её повышенному давлению (для воды в скрубберах 3-5 ат.). Размер капель в аппарате вследствие дробления колеблется в широком диапазоне от 1 до 150 мкм. Определение среднего диаметра капель затруднительно, так как их образование зависит от многих факторов. Диаметр капель й при распылении механическими форсунками можно определить в первом приближении по формуле [8], м:

й = 8 • g • к —, (2) Рг

где Г - поверхностное натяжение, кг/м; V - скорость выхода струи, м/с; к - коэффициент, зависящий от поверхностного натяжения жидкости Г, например, для воды Г =0,00745 кг/м, а к =2,5.

Поскольку определение расчётного диаметра капли, который зависит от типа форсунки и давления жидкости перед нею представляет большую трудность, для приближённых расчётов средний диаметр капли может быть определён по формуле [10], м:

, 3-102

й =-,

р

где р - давление жидкости перед форсункой, Па.

Альтернативный метод расчета критерия Рейнольдса витания основан на эмпирических соотношениях [7] в зависимости от характера движения: ламинарный (закон Стокса) Кевит < 2 Аг < 36 К£вит = 0,056Аг

промежуточный (закон Аллена) 2 < Яевит < 500 36 <Аг < 83000 Яевит = 0,152Аг0,715 турбулентный (закон Ньютона) Яевит > 500 Аг > 83000 Яевит = 1,74Аг0'5

тг - л Аг 8'С3' (рк ~Рг) При этом критерий Архимеда определяется по соотношению Аг =---.

V  рг

При проведённых нами расчётах в диапазоне диаметра капель от 0,6 до 5,5 мм разница между критериями Рейнольдса витания, рассчитанными по обоим методам, составила ±6% соответственно.

Для выбранной противоточной схемы организации контакта фаз действительная скорость падения капли и скорость падения капли относительно газа рассчитываются по выражениям, м/с:

WЛ = - W и = W + ,

д вит о вит ' ^ '

где W - скорость газовой фазы, принимается согласно [8] на уровне 1 м/с.

Представленные выше соотношения характеризуют движение твердых частиц. Капли жидкости в отличие от твердых тел могут при движении деформироваться и укрупняться или дробиться, что ведет к изменению коэффициента сопротивления и скорости витания. В работе [7] показано, что на величину коэффициента сопротивления оказывают влияние поверхностное натяжение и вязкость распыляемой жидкости при Яевит > 500. В [11] показано, что вероятность дробления капель жидкостей высока при числах Вебера более 10. В проведённых нами расчётах число Вебера изменяется от 0,002 до 8,689 при диаметре капель от 0,6 до 5,5 мм соответственно и, следовательно, дробления капель не происходит. Также стоит отметить, что в экспериментах, описанных в [11], начальные характерные размеры капель исследованных жидкостей лежат в пределе от 3 до 6 мм, а начальная скорость движения капель от 0 до 3 м/с, что хорошо согласуется с полученными нами диаметрами капель от 0,6 до 5,5 мм при начальной скорости движения капель от 8 до 24 м/с.

Активный объем безнасадочного конденсатора определяется по выражению вида, м3:

'' = ""Л",

а  Ек -А -р

где Q - количество тепла передаваемое в скруббере, кВт; а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-°С);

Е =----Н - поверхность капель жидкости в 1 м3 объема конденсатора, м2/м3; Н^ - плотность ороше-

К С ^ W

ния, л/(м2-с); А^ - средняя разность температур теплоносителей, °С; р - коэффициент, учитывающий несовершенство процессов тепло- и массообмена в аппарате, принимается на уровне 0,85-0,95.

Испытаны и внедрены [7] аппараты аналогичной конструкции, работающие при скоростях газа до 5,5 м/с, с высокими плотностями орошения, достигающими значений 30-45 м3/(м2-ч) по сравнению с ранее применявшимися 10-20 м3/(м2-ч).

При расчете коэффициента теплоотдачи от газа к капле жидкости в условиях вынужденной конвекции для подстановки в уравнение (3) можно воспользоваться формулой А.В. Нестеренко [10]:

Ж = 2 + А  Яв"  Рг0 33  Он0175,

где Ыы = асЦЛ - критерий Нуссельта; Л - коэффициент теплопроводности газа при средней температуре между поверхностью капель и газовой фазы, Вт/(м-°С); Яв = ¡V - критерий Рейнольдса; Рг = V/а - кри-

2 Т

терий Прандтля; а - коэффициент температуропроводности газовой фазы, м /с; Ом = 1--— - критерий Гух-

Тс

мана, учитывающий влияние массообмена на теплообмен; Тм, Т - средние температуры газа по сухому и мокрому термометрам, К.

Числовые значения А и п зависят от величины Яе и приведены ниже: Интервал Яе А п

1 - 200 1,05 0,50

200 - 25000 0,385 0,57 25000 - 70000 0,102 0,73 Активная высота конденсатора определяется исходя из опыта промышленного применения подобного типа аппаратов, учитывая, что для равномерного распределения газа и жидкости по сечению аппарата отношение высоты (Н) к диаметру (Б) не должно быть ниже 1,5-2 и более 5-7 [8].

Важным этапом расчета полого распыливающего конденсатора является определение гидравлического сопротивления. Согласно результатам работы Ю.Г. Фиалкова, сопротивление цилиндрической части конденсатора определяется выражением

Ар = ,

и 2

где - коэффициент сопротивления, принимаемый на уровне 1,65 [7].

Расчёт на прочность выполняется согласно [12], при этом основные размеры и массу эллиптических отбортованных днищ следует выбирать в соответствии с [13].

IV. Результаты экспериментов Результаты расчетов с использованием разработанного алгоритма и соотношений (1)-(7) при расходе газового конденсата в РЧО 1400 кг/ч; коэффициенте расхода окислителя 0,5; подаче водяного пара 3 кг/кг газового конденсата; степени повышения давления в компрессоре 15; степени понижения давления на газовой турбине 3; среднем диаметре капли 5,5 мм; средней плотности жидкой фазы 1013 кг/м3; температуре газа и жидкости на входе 120 и 15 °С и выходе из аппарата 20 °С соответственно; среднем расходе синтез-газа 3,825 кг/с; составе синтез-газа на входе Н2=14,6, СО=6,4, М2=39,3, Н20=33 и С02=6,7 мольн. %; расчётном давлении 0,6 МПа; марке стали аппарата 09Г2С; прибавке на коррозию 3 мм представлены в табл. 1. Важной характеристикой смесительных теплообменных аппаратов, определяющей общую эффективность, является плотность орошения, которая в расчетах принята на уровне 45 м3/(м2-ч).

ТАБЛИЦА 1

_РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА КОНДЕНСАТОРА

Показатель Обозначение Ед. изм. Значение

Диаметр Б м 4

Высота активной части Н м 6,636

Толщина стенки обечайки 5о мм 12

Толщина стенки днища д мм 16

Масса аппарата т кг 12533

Объём активной части V м3 83,348

Скорость газа w м/с 1

Гидравлическое сопротивление аппарата Ар Па 5,719

Число Вебера We - 8,689

Критерий Рейнольдса Яе - 4891,526

Критерий Прандтля Рг - 1,136

Критерий Гухмана ви - 0,0076

Критерий Нуссельта Ми - 23,659

Коэффициент теплоотдачи а Вт/(м2-°С) 178,779

Тепловая мощность 0 кВт 3227,71

Оценочными расчетами установлено, что в контактном конденсаторе происходит удаление С02 за счет его растворения в орошающей воде. Например, при расходе С02 на входе в конденсатор 0,600 кг/с [4] его расход на выходе составит 0,506 кг/с.

V. Обсуждение результатов Таким образом, по результатам выполненных предварительных исследований можно заключить что контактный конденсатор в схеме энерготехнологического использования углеводородного сырья обладает высокой интенсивностью теплообмена ~179 Вт/(м2-°С) и низким гидравлическим сопротивлением ~6 Па. Также необходимо отметить, что контактный конденсатор снижает содержание кислых компонентов (С02) на 15,7 отн. %.

Это обстоятельство позволяет сократить нагрузку на абсорберы и тем самым повысить технико-экономические показатели установки в целом.

VI. Выводы и заключение

Можно заключить что, разработанная методика расчета позволяет проводить расчеты контактных безнаса-дочных теплообменных аппаратов, интегрированных в схемы ПГУ-STIG, или энергохимические установки с парциальным окислением углеводородного сырья.

Источник финансирования. Благодарности

Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда (проект №17-79-10036).

Список литературы

1. Романов В. И., Кривуца В. А. Комбинированная газопаротурбинная установка мощностью 16-25 МВт с утилизацией тепла отходящих газов и регенерацией воды из парогазового потока // Теплоэнергетика. 1996. № 4. С. 27-30.

2. Favorskii O. N., Batenin V. M., Zeigarnik Yu.A. [et al.]. The PGU MES-60 combined-cycle (steam-gas) installation with steam injection and a heat pump for the Mosenergo power system // Thermal Engineering. 2001. Vol. 48, № 9. P. 751-760.

3. Novikov A. S., Meshkov S. A., Mironov Yu. R. [et al.]. Developments of AO Rybinsk Motors in ground-based power engineering // Thermal Engineering. 1998. Vol. 45, № 4. P. 285-293.

4. Mrakin A. N., Selivanov A. A., Batrakov P. A., Sotnikov D. G. The chemical energy unit partial oxidation reactor operation simulation modeling // Journal of Physics: Conference Series . Vol. 944, Iss. 1, 30 January 2018. DOI: 10.1088/1742-6596/944/1/012082.

5. Мракин А. Н., Николаев Ю. Е. Математическое описание паровых котлов-утилизаторов на продуктах газификации твердого топлива // Математические методы в технике и технологиях - ММТТ-24: сб. трудов XXIV Междунар. науч. конф. Саратов: Сар. гос. техн. ун-т, 2011. С. 11-14.

6. Павлов К. Ф., Романков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Л.: Химия, 1987. 572 с.

7. Рамм В. М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1976. 656 с.

8. Бакластов А. М. Проектирование, монтаж и эксплуатация теплоиспользующих установок. М.: Энергия, 1970. 568 с.

9. Печенегов Ю. Я. Расчет теплотехнических свойств газовых и жидких теплоносителей. Саратов: Сарат. политех. ин-т, 1982. 84 с.

10. Лебедев П. Д. Теплообменные, сушильные и холодильные установки. М.: Энергия, 1966. 288 с.

11. Волков Р. С., Кузнецов Г. В., Стрижак П. А.,. Куйбин П. А. Экспериментальное исследование трансформации поверхности капель жидкостей в воздухе в пределах группы последовательных «циклов деформации» // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2016. № 10. С. 8-12.

12. ГОСТ Р 52857.2-2007 Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет цилиндрических и конических обечаек, выпуклых и плоских днищ и крышек.

13. ГОСТ 6533-78 Днища эллиптические отбортованные стальные для сосудов, аппаратов и котлов. Основные размеры.