Основы инженерного расчета поверхности теплообмена промышленного регазификатора с кипением сжиженного углеводородного газа внутри труб Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 621.6.036

А.П. Усачев, В.А. Рулев ОСНОВЫ ИНЖЕНЕРНОГО РАСЧЕТА ПОВЕРХНОСТИ ТЕПЛООБМЕНА ПРОМЫШЛЕННОГО РЕГАЗИФИКАТОРА С КИПЕНИЕМ СЖИЖЕННОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА ВНУТРИ ТРУБ

Приведены результаты исследований по разработке алгоритма теплового расчета промышленных регазификаторов сжиженного углеводородного газа, состоящего из смеси пропан-бутана. В работе предложены расчетные зависимости по определению поверхности теплообмена промышленных регазификаторов, учитывающие изменение интенсивности теплообмена и температурных условий, в зависимости от изменений режимов течения парожидкостной смеси и содержания в ней отдельных компонентов

Испарительная поверхность, сжиженный углеводородный газ, промышленный регазификатор, испарительный трубопровод, алгоритм теплового расчета, режимы течения

A.P. Usachev, A.V. Rulev FUNDAMENTALS OF CALCULATION ENGINEERING FOR THE SURFACE OF HEAT INDUSTRIAL EVAPORATOR WITH BOILING LIQUID PETROLEUM GAS INSIDE THE PIPES

The article presents the research results for developing an algorithm referring calculations of thermal industrial evaporators, liquid petroleum gas consisting of the propane-butane mixture. Estimates are proposed based on the definition of industrial heat-exchange surface evaporators, taking into account the change in intensity heat transfer and temperature conditions, depending on changes in flow regimes vapor-liquid mixture and its content individual components.

Evaporative surface heat, liquefied petroleum gas, industrial evaporator, evaporative piping, heat calculation algorithm, flow mode

В мировой практике резервуарного газоэнергоснабжения широкое распространение получили промышленные регазификаторы (ПР) сжиженного углеводородного газа (СУГ) с кипением жидкой фазы внутри труб, получающих тепловую энергию для испарения от теплоносителей с высокой интенсивностью теплообмена. Здесь коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к наружной поверхности испарительного трубопровода Он значительно превышает коэффициент теплоотдачи от его внутренней поверхности к СУГ, состоящему из насыщенной пропан-бутановой смеси ав (ан>>ав). В этих условиях существующие методики теплового расчета [1], построенные на обратных предпосылках когда ан << ав, становятся малоприемлемыми в связи с высокой погрешностью определения поверхности теплообмена испарительной трубы.

С целью устранения указанных недостатков в [2] была предложена математическая модель по

Х=1

определению поверхности проточного трубного испарителя Е РХ пропан-бутановой смеси как сум-

мы поверхностей отдельных участков при расслоенном Рх,рас, волновом Рх,вол, кольцевом Рх,кол и туманообразном Рх,тум режимах течения, разработанная на основе уравнения теплового баланса ПР:

Х=1 Х=1

Е РХ = Ё (рХ,рас + РХ,вол + РХ,кол + РХ,тум) (1)

Х=Хн Х=Хн

Поверхности отдельных участков Рх,рас, Рх,вол, Рх>кол, Рх,тум в формуле (1) ПР с кипением парожидкостной смеси пропан-бутана внутри трубы рассчитываются следующим образом:

( йХ Л

О

р __ г.х. рас

Х,рас _

О

■р __ г.х.вол.

РХ,вол

г.х.кол.

к кол (а кол )

I

йг.

-йг + с,

г г — г

г.н. рас т г

I

йг,

-йг

г г —г

г .н. рас т г

кеол (авол )

йХ

йг,

-йг+с,

йг

йг

г г —г

гг.н.вол т г

г г —г

г.н.вол. т г

йХ

йг.

-йг + с.

йг

йг

г г —г

г.н.кол т г

г г —г

гг.н.кол. т г

(2)

(3)

(4)

О

р __ г.х.тум

Х, тум т х ч

тум \ тум /

I

йХ

йг.

-йг + с.

г г —г

г.н.тум. т г

I

йг

йг

г г —г

г . н . тум . т г

(5)

V /

где Ог.х.рас, Ог.х.вол, Ог.х.кол, Ог.хтум - соответственно количества газа, испаряемые на участках с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения в течение одного часа, кг/ч; кРас(аРас), квол(авол), кКол(аКол), ктум(Ытум) - соответственно коэффициенты теплопередачи как функции от коэффициентов теплоотдачи, характерные для расслоенного, волнового, кольцевого и туманообразного режимов течения, Вт/(м К); гт - температура теплоносителя, °С; гг - температура парожидкостной смеси пропан-бутан, полностью выкипающей в интервале температур от гг.н

до гг.к, определяемых согласно [3], С; гг.н.рас, гг.н.вол, гг.н.кол, гг.н.тум, гг.к.рас, гг.к.вол, гг.к.кол, гг.к.тум началь-

ные и конечные температуры кипящей парожидкостной смеси пропан-бутан на участках соответственно с ее расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения в проточном трубном регазификаторе при соответствующем паросодержании Х, °С; гг.рас.ср, гг.вол.ср, гг.кол.ср,

Гг.тум.ср, сг.рас.ср, сг.вол.ср, сг.кол.ср, сг.тум.ср - средние значения скрытой теплоты парообразования и теплоемкости пропан-бутановой смеси в интервалах ее выкипания соответственно на участках с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения, кДж/кг и кДж/(кгК), определяемые согласно [4, 5, 6].

Данная модель позволяет определить поверхность ПР и учесть изменение внутреннего коэффициента теплоотдачи ав и температурных условий, в зависимости от изменения режимов течения парожидкостной смеси и содержания в ней отдельных компонентов.

Непосредственное вычисление интегралов, входящих в уравнение (1), для определения длины проточного трубного регазификатора СУГ из смесей пропан-бутана по предлагаемой методике, связано с большими аналитическими трудностями. В связи с этим в данной работе предлагается алгоритм теплового расчета ПР, основанный на численном методе.

Разобьем температурный интервал выкипания пропан-бутановой смеси для каждого из следующих режимов течения смеси на п расчетных интервалов, г = 1, 2, 3, ..., р; р + 1, ..., т; т + 1, ..., п; п + 1, ...,

Заменяя дифференциалы йХ и йгг в подынтегральных функциях (1)-(5) конечными приращениями ЛХ и Лг„, для каждого из следующих режимов течения смеси, имеем

Х=Х

н

г

г.к.вол

г.к.вол.

г

г.вол.ср

г.к.кол.

г.к.кол.

г

г.кол.ср

г

расслоенный режим:

і ЙХРас

^Р-Р30 Лі Р ду

I ;—гг-гр-52-—тт^; (2)

і т.рас г.рас і—1 т.рас.і г.рас.і

г.н.рас

1

г_гр.рас н р Лі

Г Ні г.рас ^ 1 рас.і .

1 і _ і і _ і ;

і т.рас г.рас і—1 т.рас.і г.рас.і

т

"г.н.рас

волновой режим:

і ¿Хвол

г.гр.вол і т Д'У'

Г Ні г.вол ¿і 5 X 1 _вол.і .

1 і і г вол 5 і і ;

і т.вол г.вол і— р+1 т.вол.і г.вол.і

г.н.вол

і

г.гр.вол Ні т Лі

Г Ні г.вол 5 X 1 ___________і вол.і_______

1 і _ і і _ і

і т.вол г.вол і—Р+1 т.вол.і г.вол.і

г.н.вол

кольцевой режим:

і ¿Хкол

г.гр.к°л і п ду

Г г.кол ¿і 5 X ' ___________кол.і .

1 і _ і г.кол і _ і ; і т.кол г.кол і—т+1 т.кол.і г.кол.і

і

г.гр.кол , п д*

Г Ні г.кол 5 X 1 _____________і кол.і_______

1 і _ і і _ і

і т.кол г.кол і—т+1 т.кол.і г.кол.і

іг.н.кол

туманообразный режим:

¿Х

і тУм

г.грг^м ¿і ^ ЛХ .

Г '-“г.тум , _ ^ тум.і

_ г.тум і _ і

і т.тум г.тум і—п+1 т.тум.і г.тум.і

г. н. тум

‘г.ірлум ¿і ^ Лі

г. тум

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

I _________г-тум _ Ё________тум-1 (9)

* т.тум г.тум 1_П+1 Х-тум-1 Г-тум-1

г.н.тум

где г = 1, 2, 3, ..., р; р + 1, ..., т; т + 1, ..., п; п + 1, ...,

Для вычисления значений параметров ЛХ, Лггг, гтг, ггг для каждого из режимов течения воспользуемся следующей методикой.

Приращение температуры сжиженного газа в г-м интервале определяется по формуле

расслоенный режим: Л г рас1 _ Iг-к-рас-1 — Iг.н.расЛ , (10)

где 1г-нрас1, 1г-к-рас-1 - начальные и конечные температуры кипения пропан-бутановой смеси для каждого из г-го интервала расслоенного режима течения, °С;

волновой режим: Лг в0Л1 _ Iг к вол-1 — 1 г н вол-1 , (11)

где 1г-н-вол-1,1г-к-вол-1 - начальные и конечные температуры кипения пропан-бутановой смеси для каждого из г-го интервала волнового режима течения, °С;

кольцевой режим: Л г-кол-1 _ 1 г К Кол-1 — 1 г н-кол-1 , (12)

где 1г-н-кол-1,1г-к-кол-1 - начальные и конечные температуры кипения пропан-бутановой смеси для каждого из г-го интервала кольцевого режима течения, °С;

туманообразный режим: Л‘ г Тум1 _ Iг К Тум-1 — Iг н тум-1 , (13)

где 1гн-тум1, 1г-к-тум-1 - начальные и конечные температуры кипения пропан-бутановой смеси для каждого из г-го интервала туманообразного режима течения, °оС.

Средняя температура сжиженного газа и теплоносителя в г-м интервале:

^ 1 г.к.рас.1 + 1 г.н.расл . 1 т.к.рас.1 + 1 т-н.рас.1 , л

расслоенный режим: I граС-1 _-----------------------2-; 1 трас-1 _-2---; (14)

™ ‘‘"“Т; _ ‘"■ол"+1 — ; (15)

_й режим: 1 г„ _ ‘-ол"+‘ — ; 1 „о, _ ‘ — + ‘ — ; (16)

^ ‘г.к.тум.1 + ‘г.н.тум-1 . ‘т.к.тум-1 + ‘т-н.тум-1 / л г-,\

туманообразный режим: ‘г.тум.1 _------2-------- ; ‘т.тум.1 _---------2--- - (17)

При известных значениях температур степень сухости парожидкостной смеси в начале ХнЛ и в конце Хкг интервала определяется в соответствии с [2]. Среднее значение степени сухости для г-го интервала находится по формуле

(Х + Х )

V V рас-н-1 рас-к-1/

расслоенный режим: Храс 1 _-----------------------------------------------------------^-; (18)

где Храсн1, храс-к1 - начальные и конечные значения степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси для каждого г-го интервала расслоенного режима течения, в долях от единицы;

(Х + Х )

^ ~\т V вол.н.1 вол.к.1 / /1Г\\

волновой режим: Хвол1 _----------2------ ; (19)

где Хволн1, хвол-к1 - начальные и конечные значения степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси для каждого г-го интервала волнового режима течения, в долях от единицы;

(Х + Х )

^ ~\т V кол.н.1 кол.к.1 / /г\г\\

кольцевой режим: Х^ 1 _----------2------; (20)

где Хколн1, хкол-к1 - начальные и конечные значения степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси для каждого г-го интервала кольцевого режима течения, в долях от единицы;

(Х + Х )

\ тум.н.1 тум.к.1 /

г „ ^ Ч !^1у1-н-1 1J1V1.1V.! / /Г\Л\

туманообразный режим: Хтум 1 _-2-, (21)

где Хтумн1, хтум-к1 - начальные и конечные значения степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси для каждого г-го интервала туманообразного режима течения, в долях от единицы; Приращение степени сухости в формулах (2), (4), (6), (8) вычисляется как

для расслоенного режима: ЛХрас.1 _ Храс.к.1 — Храс н1 ; (22)

для волнового режима: ЛХвол1 _ Хвол.к1 — Хвол н1 ; (23)

для кольцевого режима: ЛХКол1 _ Хкол.к1 — Хкол н1 ; (24)

для туманообразного режима: ЛХтум1 _ Хтум.к1 — Хтум н1 - (25)

После подстановки (2)-(25) в (1) получим следующее уравнение для инженерных расчетов поверхности ПР, с любой наперед заданной степенью точности:

^ (Храс.гр. Храс.н.)

Р Р рас + Р вол + Р кол + Р тум

к(а рас)

Л

р (Х . — Х ) р (‘ . — ‘ .)

\ рас.к.1 рас.н.1•/ . ^ г.к.рас.1 г-н-рас.^

Г Ё ' рас.к.1 рас.н.1' + г.к.рас.1 ‘'г.н.рас.

г-рас-ср 'Ё ‘ ‘ ) сг-рас-ср'Ё ‘ ‘ )

1_1 V ‘'т-к.рас-1 т-н.расл / V г.к.рас.1 г-н-расл/ 1_1 V т.к.рас.1 т.н-расл/ V г.к.рас.1 г-ы.рас-1/

V 2 2 2 2 )

+

+ -

G (Хвол.гр. Хвол.н. )

k (авол )

z

(Х — Х )

( вол.к.1 вол.н.1)

‘г.штср ^ + t ) (t + t )

V т.к.волл т.н.вол.1 / V г.к.вол.i г.н.вол.1/

+

i=p+1

+ с„

■z

i=р+1.

2 2

(t ■ — t )

^ г.к.вол.i г.н.вол.i •'

(tт.к.вол.i + t т.н.вол.i) (t г.к.вол.i + t г.н.волл )

V

f

+

G ' (Хкол.гр. - Хкол.н.)

k (акол )

z

i=m+1

22 (Х — Х )

( кол.к.i кол.н.i)

г.кол.ср (t + t ) (t + t )

V т.к.кол.1 т.н.кол.1 / V г.к.кол.1 г.н.колл/

+

+ с„

z

22

(t - — t )

\ г.к.кол.1 г.н.кол.1 '

\

f

+

G (Хтум.гр. Хтум.н.)

k (Оум )

i =m+1 (t т.к.кол.1 + t т.н.кол.1) — (t г.к.кол.1 + t г.н.кол.1)

2 2 у

(Х — Х )

^ тум.к.1 тум.н.1 *

(26)

J

■ z

i=п+\ (tт.к.тум.1 + tт.н.тум.1 ) (tг.к.тум.1 + tг.н.тум.1 )

л

+

+ с„

z

2 2

(t ^ — t )

__________^ г.к.вол.1________г.н.вол.1 '

i=n+1 (t т.к.тум.1 + t т.н.тум.1 ) (t г.к.тум.1 + t г.н.тум.1 )

V 2 2 )

Таким образом, в процессе выполненной работы получено уравнение (26) для определения

поверхности проточных трубных регазификаторов СУГ из смеси пропан-бутан с кипением жидкой фазы внутри труб, позволяющее учитывать изменение интенсивности теплообмена и температурных условий в зависимости от изменений режимов течения парожидкостной смеси и содержания в ней отдельных компонентов.

ЛИТЕРАТУРА

1.Курицын Б.Н. Теплообмен в парогенераторах сжиженного углеводородного газа с промежуточным теплоносителем / Б.Н. Курицын, А.П. Усачев // Труды Сарат. науч. центра Жилищнокоммунальной академии. Саратов: Сарат. науч. центр ЖКА, 1997. Вып. 1. С. 53-61.

2. Рулев А.В. Математическая модель теплового расчета проточного трубного испарителя сжиженного углеводородного газа, состоящего из пропан-бутановой смеси / А.В. Рулев, А.П. Усачев. Промышленная энергетика. 2011. № 8. С. 36-40.

3. Курицын Б.Н. Исследование температурных условий при кипении и конденсации сжиженных углеводородных газов в проточных системах / Б.Н. Курицын, А.П. Усачев, В .П. Богданов // Использование газа в народном хозяйстве: сб. ст. ин-та «Гипрониигаз». Саратов: Изд-во Сарат. ун-та,

1974. С. 304-310.

4. Стаскевич Н.Л. Справочник по сжиженным углеводородным газам / Н.Л. Стаскевич, Д.Я. Вигдорчик. Л.: Недра. 1986. 543 с.

5. Кутателадзе С.С. Справочник по теплопередаче / С.С. Кутателадзе, В.М. Боришанский. М. - Л.: Госэнергоиздат, 1959. 414 с.

6. Преображенский Н.И. Сжиженные углеводородные газы / Н.И. Преображенский. Л.: Недра,

1975. 279 с.

Усачев Александр Прокофьевич -

доктор технических наук, профессор кафедры «Теплогазоснабжение, вентиляция, водообеспечение и прикладная гидрогазодинамика» Саратовского государственного технического университета имени Гагарина Ю.А.

Рулев Александр Владимирович -

кандидат технических наук, доцент, докторант кафедры «Теплогазоснабжение, вентиляция,

Aleksandr P. Usachev -

Dr. Sc., Professor

Department of Heat, Gas & Water Supply, Ventilation and Applied Hydrogasdynamics,

Yu. Gagarin Saratov State Technical University

Aleksandr V. Rulev -

PhD, Associate Professor, Doctoral Student Department of Heat, Gas & Water Supply, Venti-

m

+

n

+

r

г.тум.ср

водообеспечение и прикладная гидрогазодинамика» lation and Applied Hydrogasdynamics,

Саратовского государственного технического Yu. Gagarin Saratov State Technical University

университета имени Гагарина Ю.А.

Статья поступила в редакцию 12.10.11, принята к опубликованию 15.11.11