Комплекс получения синтез-газа. Часть 2

1 2 3

---

РАСЧЁТНО АНАЛИТИЧЕСКИЙ РАЗДЕЛ

 

Целью данного раздела является расчёт узлов модуля подготовки синтез-газа. Расчёты проводились по классическим методикам, а также с применением численных методов. По результатам анализа полученных данных, были выбраны наиболее подходящие конструкции аппаратов по соотношению габаритов к гидравлическим потерям для теплообменников: ТО3, ТО4 и для смесителя, а также по соотношению габаритов к эффективности сепарации для сепаратора.

Расчёт сепаратора

 

В связи с тем, что комбинированные сепараторы включают себя несколько механизмов отделения капель от газа, расчёт эффективности сепарации необходимо проводить отдельно для каждого типа отдельно. Вначале проводится расчет эффективности сепарации в насадочной секции (НС) н, так как по ходу движения газовой смеси он встречается

первым, далее рассчитывается секция, состоящая из трубок с ЛЗ.

Начальные данные для расчёта сепаратора приведены в таблице 2.

 

 

Таблица 2 – Характеристика синтез газа, поступающего в сепаратор

 

Расчёт эффективности сепарации

 

Для расчёта эффективности сепарации капельной влаги в аппарате необходимо знать физические характеристики сплошной и дисперсной фаз, концентрацию и диаметр капель влаги, расход газовой смеси. Принимается допущение, что частицы влаги, отделённые в НС, идут на орошение трубок с ЛЗ.

Долю осевших частиц или эффективность сепарации слабо инерционных частиц можно выразить величиной эффективности турбулентного осаждения:

где H – высота НС или длина трубок в зависимости от секции, м;  – скорость турбулентного осаждения (миграции) частиц, м/с; э – эквивалентный диаметр канала, м; ср – средняя скорость газа в канале, м/с. Это выражение справедливо как для насадочного слоя, так и для слоя с трубками

Перемещаясь по потоку, аэрозольные частицы на том или ином этапе своего движения достигают пристеночной области и, когда расстояние до стенки становится равным их радиусу, касаются ее и осаждаются на ней, если поверхность стенки удерживает частицы, то есть является смачиваемой. Мерой интенсивности осаждения частиц из турбулентного потока газа на стенках является так называемая скорость турбулентного осаждения частиц:

где – удельный поток частиц к стенке, кг/м3с; – средняя по поперечному сечению концентрация частиц, кг/м3.

Безразмерный эквивалент скорости осаждения:

где ∗– динамическая скорость, м/c.

Обобщающая эмпирическая формула для расчёта +:

где +– безразмерное время релаксации; – время релаксации, с;  – угловая частота энергоёмких пульсаций, с-1

где ч – диаметр частицы, м; ч – плотность вещества частицы, кг/м3; г – коэффициент динамической вязкости газа, Па с;

где э – эквивалентный диаметр канала, м.

Таким образом, расчёт каждой секции основан на определении динамической скорости потока ∗, зная которую можно вычислить скорость турбулентного осаждения частиц по формулам (2.3), (2.4,) и далее, по формуле (2.1), рассчитываем эффективность сепарации для каждой секции.

Расчёт насадочного слоя

 

Расчёт эффективности сепарации в НС начинается с вычисления средней скорости через фактор скорости F:

где г – плотность газа, кг/м3. Для прямотока задают F=5 – 10.

Имея массовый расход газовой смеси на входе в аппарат G и зная среднюю скорость потока газожидкостной смеси, можно вычислит площадь поперечного сечения в.т.и диаметр в.т. внутренней трубы:

При малых концентрациях частиц плотность орошения является очень низкой, поэтому её можно пренебречь и считать, что насадки практически не орошаются, а сопротивление насадочного слоя считать, как для сухой насадки. Тогда сопротивление сухого насадочного слоя определяется по формуле:

 

Расчёт секции с трубками

 

 

Величина эффективности сепарации в НС влияет на значения расходов газовой смеси  и отделенной, то есть орошающей, жидкости  на входе в трубки:

=  − ηн, (2.17)

=  − , (2.18)

где ηн – эффективность сепарации в насадочном слое.

Количество трубок можно найти по формуле:

где  – площадь сечения одной трубки, м;

1 = 3,142, (2.20)

4

где  – диаметр одной трубки, м.

Средняя скорость в трубке ср должна быть больше 30 м/с; она задаётся в пределах 35–50 м/с.

 

Результаты расчёта

 

Для НС получена зависимость эффективности сепарации дисперсной фазы для частиц размером от 1 до 3 мкм от удельной поверхности av, насадки “Инжехим”, рисунок 8. По нему можно сделать вывод, что с повышением удельной поверхности НС растёт эффективность очистки. Далее значение удельной поверхности насадки “Инжехим” принимается равным 800 м2/м3, так как это значение соответствует насадке с размером 8мм.

Рисунок 8 – Зависимость значения эффективности сепарации для различного размера частиц в насадочном слое от удельной поверхности насадки

 

Так же для насадочного слоя получена зависимости эффективности сепарации от скорости движения газа в ней, рисунок 9. По которому можно сделать вывод, что с ростом скорости движения в насадочном слое растёт эффективность очистки газа от частиц воды.

Однако из рисунка 10, на котором изображён график зависимости гидравлических потерь от скорости, видно, что с увеличением скорости растут и гидравлические потери. Таким образом в результате изучения полученных графиком, можно сделать вывод, что оптимальными значениями скорости с точки зрения гидравлических потерь является 5м/c.

Рисунок 9 – Зависимость значения эффективности сепарации для различного размера частиц в насадочном слое от скорости движения синтез-газа

Рисунок 10 – Зависимость значения гидравлических потерь от скорости движения синтез-газа

Далее получены ряд зависимостей для секции трубок с ЛЗ, рисунки 11 –На рисунке 11 изображены графики зависимости эффективности сепарации дисперсной фазы для частиц размером от 1 до 3 мкм от высоты трубок. По графику можно сделать вывод о том, что с ростом высоты трубок растёт эффективность сепарации.

Рисунок 11 – Зависимость значения эффективности сепарации для различного размера частиц в насадочном слое от высоты трубок

На рисунке 12 изображён график зависимости эффективности сепарации от скорости движения синтез-газа в трубках. На графике наблюдается рост эффективности с ростом скорости, однако, по рисунку 13 на котором изображён график зависимости гидравлических потерь от скорости движения синтез-газа видно, что с ростом скорости растут и гидравлические потери. Так же из графиков видно, что наиболее высокая эффективность очистки наблюдается для частиц размером более 3 мкм. Таким образом на основе данных графиком можно сделать вывод, что оптимальными с точки зрения

габаритов и гидравлических потерь, являются: высота трубок Hт=0,2м; скорость движения синтез-газа Uср=45м/с.

Рисунок 12 – Зависимость значения эффективности сепарации для различного размера частиц в насадочном слое от скорости движения синтез- газа

Рисунок 13 – Зависимость значения гидравлических потерь от скорости движения синтез-газа

 

Таблица 3 – Таблица параметром сепаратора

 

 

Таким образом, произведён расчёт комбинированного сепаратора, по результатам которых были выявлены оптимальные величины удельной поверхности насадки и скорости газа в ней и в секции с трубками, получены основные параметры сепаратора. По результатам расчёта наблюдается высокая эффективность (98-99%) удаления жидкой фазы размером более 3 мкм, небольшие геометрические размеры, низкое гидродинамическое сопротивление, а, следовательно, и энергозатраты на эксплуатацию.

Расчёт смесителя

 

На сегодняшний день основным методом проверки эффективности статических смесителей является натурный эксперимент. Связано это с тем, что практика использования статических смесителей опережает теорию, до сих пор не выработаны методики их расчёта. Однако провести качественную оценку эффективности смешения позволяют численные методы, с помощью которых можно моделировать гидродинамику потока в статических смесителях насадочного типа.

В данной работе для предварительной качественной оценки эффективности смешения синтез-газа, поступающего с блока подготовки исходных компонентов, с водород содержащем газом, получаемым в СТК, используется программный комплекс SolidWorks, в частности модуль Flow Simulation.

Исходные данные для расчёта смесителя приведены в таблице 4.

Таблица 4 – Исходные данные

 

 

Ниже предоставлены результаты расчётов нескольких типов насадок, используемых в статических смесителях.

Модели для расчёта приведены на рисунках 14 и 18.

Рисунок 14 – Смеситель с насадкой в виде решётки

Рисунок 15 – Поле распределения давления

Рисунок 16 – Распределение частиц в потоке

Рисунок 17 – Поле распределения температур

Рисунок 18 – Смеситель с завихрителем

Рисунок 19 – Поле распределения давления

Рисунок 20 – Распределение частиц в потоке

Рисунок 21 – Поле распределения температур

По данным результатам расчётов, можно сделать вывод о том, что более качественное смешение происходит в смесителе с насадками в виде решёток. Хоть температурное поле выравнивается быстрее в смесителе с завихрителем, это видно на рисунках 17 и 21, однако более качественное перемешивание и распределение частиц в потоке во всём объёме смесителя происходит именно в решётках, что видно на рисунках 16 и 20. Однако гидравлические потери меньше всё-таки у смесителя с завихрителем, это видно на рисунках 15 и 19. Потому было предложено для выравнивания, а также для более полного распределения потока в смесителе, установить спрямляющую решётку и повторить расчёты. Так же на картинах распределения полей температур вдоль смесителя видно, что выравнивание полей температур в обоих смесителях происходит на расстоянии L/D=3, потому можно убрать по одной секции насадки у каждого смесителя.

Далее приведены расчёты смесителей, в которых исключены по одной секции насадок и добавлена спрямляющие решётки для выравнивания потока, модели которых приведены на рисунках 22 и 26.

Рисунок 22 – Смеситель, решётки со спрямляющей решёткой

Рисунок 23 – Поле распределения температур

Рисунок 24 – Поле распределения давления

Рисунок 25 – Распределение частиц в потоке

Рисунок 26 – Смеситель с завихрителем и со спрямляющей решёткой

Рисунок 27 – Поле распределения давления

Рисунок 28 – Поле распределения температур

Рисунок 29 – Распределение частиц в потоке

По рисункам 23 и 28 видно, что поле распределение температур при добавлении спрямляющей решётки практически идентичны, а гидравлические потери всё так же больше у насадки в виде решётки что наблюдается на рисунках 24 и 27, однако распределение частиц лучше у насадки в виде решётки, это видно из рисунков 25 и 29.

Таким образом по результатам расчётов можно сделать вывод, что добавление спрямляющей решётки позволило немного лучше распределить поток по всей площади смесителя с завихрителем что наблюдается на рисунках 29, однако недостаточно, чтобы превзойти по качеству смешения смеситель с решётками, именно он смог обеспечить более качественное распределение частиц в выходном сечении. Подводя итоги можно сделать вывод, что для использования в блоке подготовки синтез-газа стоит использовать СС с насадкой в виде решётки.

Расчёт теплообменных аппаратов

 

В данном разделе приводятся расчеты теплообменных аппаратов ТО3 и ТО4. Расчеты проводились по классическим методикам. По результатам расчетов были выбраны облики аппаратов, наиболее полно отвечающие предъявляемым требованиям.

Описание метода расчёта ТОА

 

Расчет теплообменных аппаратов включает в себя тепловой расчет и расчет гидравлических потерь в трактах. Расчеты по классическим методикам проводились с использованием программной среды Mathcad 15.

 

В справочниках [41, 42, 43] приведены значения этих параметров для различных компонентов при в зависимости от температуры и давления.

В ТО3 и ТО4 одним из теплоносителей является синтез-газ, который представляет собой смесь различных веществ. Плотность и теплоемкость для него определяют по следующим формулам:

Коэффициенты теплопроводности и динамической вязкости смеси определяют по методике, приведенной в [44, 45] или по формулам из [46].

Тепловой расчет проводится по методикам [47, 48, 49, 50, 51, 52,].

Прежде чем перейти к тепловому расчету необходимо выбрать схему движения теплоносителей. Учитывая высокие значения температур теплоносителей, в проектируемых ТОА целесообразно применение противоточной схемы, так как при противотоке в целях охлаждения возможно получить температуру горячего теплоносителя ниже температуры холодного на выходе [52], что необходимо в ТО3.

Также предполагается, что холодный теплоноситель будет направлен в межтрубное пространство ТОА. В этом случае снижаются тепловые потери в окружающую среду, а также улучшается температурное состояние наружного корпуса ТОА.

Исходные данные для расчёта ТО3 и ТО4 приведены в таблицах 5 и 6.

 

 

Таблица 1 — исходные данные для ТО3

 

 

 

Таблица 6 — исходные данные для ТО4

 

 

 

Расчетная схема ТОА приведена на рисунке 7.

Рисунок 7 — Расчетная схема ТОА

 

Задаваясь различными значениями внутреннего диаметра теплообменных труб dвн и площадью межтрубного пространства Sх (для кожухотрубного ТОА она определяется числом трубок), был получен набор обликов для каждого ТОА проектируемого модуля. Толщина стенок теплообменных трубок принималась по ГОСТ 8734 для данных значений dвн. В качестве материала трубок принимается сталь 12Х18Н9Т [53], обладающая повышенной жаростойкостью и жаропрочностью.

Для оценки гидравлических потерь в каналах получаемых обликов ТОА применялись соотношения из [54]. При расчётах размеры трубопроводов теплоносителей на входе в ТОА считаются неизменными. Коэффициенты местных потерь и коэффициенты сопротивления трения определялись по [52, 54, 55].

При выборе наиболее рациональной конструкции необходимо учитывать накладываемые ограничений по габаритам, а также обращать внимание на величину гидравлических потерь теплоносителей с высоким расходом и значение температуры стенки. Стоит иметь в виду, что при уменьшении площади кольцевого сечения Sх в двутрубном ТОА величина диаметрального зазора (Dвн — dнар) может достигать столь низких значений, которые затруднительно реализовать по технологическим соображениям.

Пример расчёта в Mathcad приведён в приложении Б.

Результаты расчёта ТО3

 

Для данного ТОА с целью изучения влияния расхода холодного теплоносителя на массогабаритные характеристики, произведён расчёт при разных расходах в диапазоне 2-6 кг/с. Пример результатов приведён в приложении В. По результатам расчётов построены графики которые приведены в Приложении Г полученные зависимости изображены на рисунках Г1- Г25.

Рассматривая данные графики, можно сказать, что на рисунке Г.1 наблюдается длины ТОА никак не подходящие по габаритам для модульных малотоннажных установок. Вызвано это тем, что данного расхода воды недостаточно для обеспечения необходимой скорости движения её в межтрубном пространстве, что можно наблюдать на рисунке В.3, на котором видно, что скорость воды с увеличением количества трубок, с целью снижения их длины, скорость стремится к нулю. Вызвано это так же тем, что с увеличением количества трубок растёт диаметр кожуха, а соответственно и площадь межтрубного пространства.

При увеличении расхода воды до 3 кг/с, длина ТОА уменьшилась более чем в 2 раза, что можно наблюдать на рисунке В.6. Вызвано это тем что скорость воды в межтрубном пространстве увеличилась, а соответственно вырос коэффициент теплообмена. Однако такую длину так же сложно назвать подходящей для небольших малотоннажных установок.

При дальнейшем увеличении расхода воды, эффект снижения габаритов ТОА заметно снижается, теряя в длине около метра за каждый дополнительный 1 кг/с, что можно наблюдать на рисунке Г.11, рисунке Г.16 и рисунке Г.21.

Таким образом можно сделать вывод, что сделать данный теплообменный аппарат сравнительно небольших размеров, задача достаточно трудная. Связано это с тем, что необходимо обеспечить передачу огромной тепловой энергии, при небольших расходах воды. Ведь при увеличении расхода воды, настанет момент, когда для поддержания допустимой скорости в межтрубном пространстве, возникнет необходимость увеличивать диаметр кожуха, что в свою очередь так же приведёт к росту массогабаритных характеристик.

В рамках данной работы, для дальнейшего изучения был выбран вариант при расходе воды 6 кг/с. Для того чтобы выбрать ТОА проанализируем полученные зависимости.

На рисунке Г.22 видно, что использование трубок с диаметром 0,014- 0,016 м, а также количества трубок меньше 70 штук нецелесообразно, так как резко возрастают гидравлические потери.

По рисункам Г.23) и Г.24, можно сделать вывод о невозможности использования трубок с диаметром 0,028-0,024 м, а также количества трубок более 120 штук, так как скорость холодного теплоносителя опускается ниже допустимых значений.

По рисунку Г.21, так же можно сделать вывод о нецелесообразности использования трубок диаметром 0,028-0,024 м, а также использование их менее чем 70 штук.

Таблица 7 – Параметры полученного ТОА

 

Результаты расчёта ТО4

 

В результате расчёта получены зависимости параметров, по которым можно оценить габариты ТО. Для того чтобы определиться с оптимальными параметрами ТОА проанализируем полученные зависимости.

Рисунок 30 – Зависимость значения гидравлических потерь от числа трубок На рисунке 30 видно, что использование трубок с диаметром 0,014-0,016м, а также количества трубок меньше 52 штук нецелесообразно, так как резко возрастают гидравлические потери.

По рисункам 31 и 32, можно сделать вывод о невозможности использования трубок с диаметром 0,028-0,024 м, а также количества трубок более 125 штук, так как скорость обоих теплоносителей резко падает. При этом скорость воды в межтрубном пространстве практически равна нулю, что является недопустимым.

Рисунок 31 – Зависимость скорости движения синтез-газа от числа трубок, для разных диаметров трубок

Рисунок 33 – Зависимость значения диаметра кожуха от числа трубокРисунок 32 – Зависимость скорости движения воды от числа трубок, для разных диаметров трубок

Рисунок 34 – Зависимость значения длины ТОА от количества трубок, при разных диаметрах

Так же на рисунке 33 наблюдается увеличение диаметра кожуха при увеличении числа трубок, что приводит к увеличению площади межтрубного пространства, что в свою очередь и приводит к снижению скорости движения теплоносителей.

По рисунку 34, так же можно сделать вывод о нецелесообразности использования трубок диаметром 0,028-0,024 м, а также использование их менее чем 40 штук. Также видно, что целесообразно использовать ТО именно с количеством трубок равным 64 шт., так как при дальнейшем увеличении их количестве длина уменьшается не значительно, а диаметр достаточно сильно увеличивается, что ведёт к нежелательному увеличению габаритов.

Параметры выбранного ТОА приведены в таблице 8.

Таблица 8 – Параметры полученного ТОА

Вывод по расчётно-аналитическому разделу

 

Приведены расчёт узлов модуля подготовки синтез-газа по классическим методикам, а также с применением численных методов. По результатам анализа полученных данных, были выбраны наиболее подходящие конструкции аппаратов по соотношению габаритов к гидравлическим потерям для теплообменников: ТО3, ТО4 и для смесителя, а также по соотношению габаритов к эффективности сепарации для сепаратора.

Рекомендованными значениями удельной поверхности насадочного слоя является 800 м2/м3, так как это значение соответствует насадке с минимальных размером, равным 8мм.

 

Рекомендованные значения скорости в насадочном слое находятся в диапазоне 5-7 м/с. Это обусловлено тем, что при больших скоростях происходит резкое увеличение гидравлических потерь.

Рекомендованные значения высоты трубок с ЛЗ находятся в диапазоне 0,2-0,3, так как, при больших значениях эффективность сепарации меняется не значительно.

Рекомендованные значения скорости синтез-газа в трубках, находятся в диапазоне 40-50 м/с, так как наблюдается достаточная эффективность сепарации, а при увеличении значению скорости, значительно возрастают гидравлические потери.

Рекомендуемой конструкцией смесителя для использования в блоке подготовке является насадка в виде решётки с добавлением спрямляющей решётки. Так как наблюдается лучшее распределение частиц в потоке во всём объёме смесителя.

Рекомендуемый расход воды в ТО3 равен 6кг/с, это обусловлено тем, что при дальнейшем увеличении расхода, эффект снижения габаритов ТО3 заметно снижается.

Полученные результаты в дальнейшем используются для формирования конструкции аппаратов.

---

1 2 3