автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Теплогидравлическая эффективность процессов охлаждения газов и жидкостей при непосредственном контакте фаз в пленочном режиме теплообменных установок

На правах рукописи

Саитбаталов Марат Викторович

Теплогидравлическая эффективность процессов охлаждения газов и жидкостей при непосредственном контакте фаз в пленочном режиме теплообменных установок

05.14.04. - Промышленная теплоэнергетика

27 НОЯ 2014

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Казань-2014

005556041

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Казанский государственный энергетический университет» на кафедре «Технология воды и топлива»

Научный руководитель доктор технических наук, профессор

Лаптев Анатолий Григорьевич

Официальные оппоненты: Щукин Андрей Викторович

доктор технических наук, профессор кафедры «Теплотехника и энергетическое машиностроение» ФГБОУ ВПО «Казанский национальный исследовательский технический университет им. А Н. Туполева» - КАИ (КНИТУ-КАИ) Дмитриева Оксана Сергеевна кандидат технических наук, доцент кафедры «Процессы и аппараты химической технологии» (ПАХТ) Нижнекамского химико-технологического института (филиала) ФГБОУ ВПО «Казанский национальный исследовательский технологический университет» (НХТИ ФГБОУ ВПО «КНИТУ»)

Ведущая организация: Энгельский технологический институт (филиал)

федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Саратовский государственный технический университет имени Гагарина Ю.А.» (г. Энгельс)

Защита состоится 26 декабря 2014 г. в 13 час. 00 мин. на заседании диссертационного совета Д 212.082.02 при ФГБОУ ВПО «Казанский государственный энергетический университет» по адресу: 420066, г. Казань, ул. Красносельская, д.51, зал заседания Диссертационного совета(Д-225)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВПО «Казанский государственный энергетический университет».

С авторефератом можно ознакомиться на сайте ФГБОУ ВПО КГЭУ www.kgeu.ru Автореферат разослан «20» ноября 2014 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

Зверева Э.Р.

Актуальность работы.

Контактные теплообменные аппараты широко распространены в промышленности и энергетике. Такие аппараты, как правило, устанавливаются для высокоинтенсивного теплообмена, теплогидравлическая эффективность которого непосредственно влияет на энергоэкономические характеристики всего предприятия. Таким образом, замена морально и физически устаревших, а также внедрение новых контактных аппаратов, является важной частью общей стратегии правительства по снижению энергоемкости отечественной продукции, принятой в планах до 2020 года. В связи с поставленной президентом РФ задачей по импортозамещению, предпочтительным является выбор отечественных разработок, не уступающих зарубежным.

Внедрение новых контактных устройств неизбежно требует этапа моделирования тепломассообменных процессов в модернизируемых аппаратах. Помимо этого, изменение теплогидравлических характеристик устройств влечет за собой последовательное изменение теплового баланса по всей теплотехнологической схеме. И наоборот - выбор конкретного метода модернизации, в свою очередь, также зависит от режимных нагрузок на аппарат. Все это требует совокупного анализа производственных теплоэнергетических процессов для выбора оптимального варианта установки нового оборудования.

В связи с этим актуальной и важной задачей для оценки теплогидравлической эффективности теплообменных установок является развитие теоретических подходов к определению тепломассообменных характеристик как новых, так и модифицируемых аппаратов.

Диссертационная работа выполнена в рамках государственного заказа Минобрнауки №13.405.2014/К и научной школы Лаптева А.Г. «Физическое и математическое моделирование явлений переноса в двухфазных средах и энергосберегающие модернизации промышленных установок в нефтехимии и энергетике». Сертификат РАЕ №00847.

Цель работы.

Путем развития методов математического моделирования теплообменных процессов в аппаратах с непосредственным контактом фаз разработать научно-технические решения по повышению теплогидравлической эффективности колонны охлаждения пирогаза водой в производстве этилена и промышленных градирен, отвечающие максимальной энергоэкономичности.

Задачи исследований.

1. Разработать термодинамическую модель узла охлаждения и компримирования пирогаза. С помощью численных экспериментов на разработанной модели, определить режимы охлаждения пирогаза, отвечающие требованию минимального энергопотребления узла.

2. Разработать научно-технические решения по модернизации узла охлаждения пирогаза, повышающие теплогидравлическую эффективность процесса охлаждения. Выбрать конкурентоспособные отечественные контактные устройства для модернизации колонны.

3. На основе использования моделей турбулентного пограничного слоя и моделей структуры потоков разработать расчетную модель межфазного взаимодействия на выбранных контактных элементах. Разработать метод расчета колонны охлаждения. Обобщить математическую модель тепломассопереноса для расчета процесса охлаждения воды в градирнях.

4. Выбрать наиболее энергоэффективный вариант модернизации установки исходя из условия максимального значения энергетического коэффициента охладителя и минимизации энергозатрат на единицу продукции.

5. Внедрить результаты в действующее производство.

Научная новизна.

1. На базе одномерной диффузионной модели структуры потоков разработан метод расчета контактных насадочных тепломассообменных аппаратов с пленочным режимом работы, в том числе градирен.

2. Используя модели пограничного слоя, получены уравнения межфазного переноса импульса, тепла и массы на насадочных элементах, позволяющие вычислить теплогидравлическую эффективность контактных теплообменников.

3. На основе выражений для коэффициента переноса импульса в турбулентном пограничном слое получена формула для расчета средней толщины пленки жидкости, стекающей по поверхности насадки в турбулентном режиме.

4. С применением разработанного метода выполнены численные исследования тепломассопереноса в нерегулярных и регулярных насадочных слоях при охлаждении пирогаза водой и охлаждения воды в градирнях.

Практическая значимость.

1. Разработаны научно-технические решения по модернизации промышленной колонны охлаждения пирогаза в производстве этилена с использованием отечественных контактных устройств.

2. С помощью показанной функционально связи между критериями энергетической и экономической эффективности проведено технико-экономическое сравнение предложенного варианта модернизации узла с конкурирующими вариантами и исходным проектным.

3. Разработанные научно-технические решения реализованы на заводе "Этилен» ОАО «Казаньоргсинтез». Промышленная эксплуатация узла охлаждения пирогаза полностью подтвердила верность научно-технических решений и сделанных расчетов. В результате проведенной модернизации увеличена производительность узла на 80 %, при этом удельное энергопотребление снижено примерно на 10 %. Энергетический коэффициент колонны охлаждения повышен в 2 раза.

4. Показана возможность повышения эффективности охлаждения воды в градирнях на 12-13 % путем закрутки фаз.

Достоверность полученных научных результатов. Созданные в работе математические модели тепломассообмена в контактных аппаратах, основаны на фундаментальных закономерностях пограничного слоя и пленочного течения, полученных в работах Г. Шлихтинга, Р.И. Нигматуллина, С.С. Кутателадзе, А.И. Леонтьева, Ю.В. Лапина, Л.П. Холпанова, С.Г. Дьяконова, Ю.Ф. Гортышова, Н.А Воинова и др. Все полученные в работе уравнения проверены на экспериментальных данных сторонних исследователей. Согласование экспериментальных данных и расчетных результатов модели тепломассообмена газового потока с жидкостью в режиме турбулентного пленочного течения находится в допустимом диапазоне для двухфазных среда - ±15%. Показано согласование результатов расчета тепломассообменных характеристик градирен с известными экспериментальными данными в пределах допустимых 12 %. Термодинамическая модель межфазного взаимодействия пирогаза и воды в установке верифицировалась по промышленным данным до модернизации. Выполненное внедрение разработанных научно-технических решений на заводе «Этилен» ОАО «Казаньоргсинтез» в колонне К-201, а также тиражирование результатов на колонны К-5 и К-10 того же производства подтвердило полученные научно-технические результаты и сделанные выводы.

Личное участие автора: заключается в термодинамическом и теплоэнергетическом анализе узла охлаждения, составлении расчетных алгоритмов и реализации их в программном виде; в разработке алгоритма и программы для численного расчета коэффициентов переноса импульса, тепла и массы в контактных теплообменных аппаратах с пленочным режимом работы; решении системы дифференциальных уравнений структуры потоков в условиях тепломассопереноса для нерегулярных и регулярных насадок; в

разработке и выборе научно-технических решений модернизации парка теплообменников и колонны охлаждения, повысивших энергоэффективность охлаждения пирогаза; в разработке метода расчета контактных пленочных теплообменных аппаратов.

Автор защищает:

- математическую модель тепломассопереноса в насадочных аппаратах;

- полученные уравнения для коэффициентов тепло - и массоотдачи, переноса импульса в турбулентном пограничном слое и для толщины, стекающей в турбулентном режиме пленки жидкости;

- результаты апробаций полученных уравнений в сравнении с экспериментальными данными;

- результаты расчетов и технических решений по модернизации узла охлаждения пирогаза;

- результаты внедрения предложенных разработок.

Апробация работы и научные публикации.

По теме диссертации опубликовано 15 работ из них 3 в журналах из списка, рекомендуемых ВАК. Результаты диссертации были представлены на международных и всероссийских конференциях: ежегодной международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» (г. Москва, 2005, 2006 гг.), международной Интернет-конференции молодых ученых и студентов по современным проблемам машиноведения (г. Москва, 2005, 2006 гг.), XX международной научной конференции «Математические методы в технике и технологиях» (г. Ярославль, 2007 г.), Юбилейной Международной научно-технической конференции, посвященной 80-летию Ф.З. Тинчурина «Энерго - и ресурсоэффективность в энергобезопасности России» (г. Казань 2006 г.), XII всероссийской научно-технической конференции «Приоритетные направления развития науки и технологий» (г. Тула, 2012 г.), национальном конгрессе по энергетике 2014 (НКЭ 2014) (г. Казань 2014).

Соответствие диссертации паспорту специальности. По тематике, методам исследования, предложенным новым научным положениям диссертация соответствует паспорту специальности научных работников 05.14.04 «Промышленная теплоэнергетика» в части пункта 1 - «Разработка научных основ сбережения энергетических ресурсов в промышленных теплоэнергетических устройствах и использующих тепло системах и установках», пункта 3 - «Теоретические и экспериментальные исследования процессов тепло- и массопе-реноса в тепловых системах и установках, использующих тепло. Совершенствование методов расчета тепловых сетей и установок с целью улучшения их технико-экономических характеристик, экономии энергетических ресурсов» и пункта 5 - «Оптимизация параметров тепловых технологических процессов, и разработка оптимальных схем установок, использующих тепло, с целью экономии энергетических ресурсов и улучшения качества продукции в технологических процессах».

Объем и структура работы.

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы. Диссертация содержит 268 страниц машинописного текста, 39 таблиц, 70 рисунков, список литературы из 368 источников отечественных и зарубежных авторов.

Основное содержание работы.

Во введении обоснована актуальность темы и формулируется цель работы.

В первой главе рассматриваются основные методы энергосбережения на предприятиях химического и нефтехимического профиля. Одним из основных методов снижения энергоёмкости производства служит увеличение КПД тепломассообменных аппаратов, работа которых в основном определяет весь режим энергокомплекса соответствующих производственных узлов. Показаны основные направления развития контактных устройств и требования, предъявляемые к современным их образцам. Уделено

внимание критериям оценки энергосберегающих мероприятий на производствах. Рассмотрены методы моделирования тепломассообменных процессов.

Во второй главе рассмотрен производственный узел охлаждения и компримирования пирогаза после пиролизных печей установки газоразделения Э-200, завода "Этилен" объединения ОАО "Казаньоргсинтез". Поставлена задача повысить производительность узла по пирогазу с 49т/ч до 89 т/ч при одновременном повышении энергоэкономичности производства. С целью поиска путей снижения энергопотребления проведено термодинамическое и теплофизическое моделирование узла, намечены варианты модернизации с целью повышения энергетической экономичности производства и повышения производительности.

Рис. 1 Теплотехнологическая схема узла охлаждения пирогаза Э-200 (с проектной нагрузкой

по пирогазу)

Условные обозначения конструктивных элементов и потоков: 1 - колонна К - 201 (а -нижняя секция колонны, состоящая из семи уголковых провальных тарелок; Ь — верхняя секция колонны, состоящая из семи колпачковых тарелок), 2 - теплообменники циркуляционной воды Т - 203 а и Ь, 3 - теплообменник циркуляционной воды Т - 201 (а - <!), 4 - отстойник циркуляционной воды Е - 203; 5 - устройство впрыска воды в поток пирогаза, 6(а-1) — компрессоры В-401 (а — О, 7 — теплообменники промежуточного охлаждения после каждой ступени сжатия Т402 - Т407, 8, 8(а-£) сборные детандеры Е-403 и Е-404 - Е-409 соответственно. Пунктирными линиями обозначены условные подсистемы этого производственного узла: 1/А — подсистема охлаждения пирогаза, 1/В -подсистема компримирования пирогаза; подсистема 1/А в свою очередь делится на две подсистемы: 1/А/А - подсистема непосредственного охлаждения пирогаза в закалочной колонне, образованная контуром циркуляции воды между колонной 1 и отстойником 4, 1/А/В -подсистема охлаждения оборотной воды, обеспечивающая работоспособность колонны охлаждения 1.

Для анализа работы узла охлаждения и построения математической модели использовался принцип системного расщепления. Критерием объединения аппаратов в одну подсистему является общность происходящих процессов и объединение их одним контуром циркуляции теплоносителя (охлаждающей воды).

Наиболее энергозатратным элементом системы является блок компрессорной станции. Затраты энергии в нем почти пропорциональны температурному уровню изотермы, к которой приближен процесс ступенчатого сжатия. В результате расчетов выяснено, что из-за несоблюдения проектного температурного режима, поступающего на сжатие пирога-в 37 "С, фактического уровня температуры после колонны охлаждения К-201 (1 на рис. 1) примерно 60 "С, суммарный перерасход оборотной охлаждающей воды составляет 39 %, а суммарное превышение необходимого количества энергии 12 %.

Для улучшения энергоэкономичности работы подсистемы компрессорной станции следует изыскать пути снижения температуры пирогаза поступающего из колонны охлаждения. С этой целью была разработана компьютерная термодинамическая модель подсистемы I/A/A. Расчет элементов теоретических устройств производился по уравнениям, составленным из допущения об идеальном смешении. Верификация модели производилась по данным производственных наблюдений. Расчеты показали, что для достижения, показываемого при работе уровня охлаждения пирогаза в 60 °С, достаточно двух в нижней части (1(a)) и трех в верхней части (1(6)) теоретических ступеней (при реально установленных 7 провальных тарелках в каждой из ступеней).

В соответствии с поставленной задачей на созданной термодинамической модели при повышенной нагрузке по пирогазу (89 т/ч) была проведена серия испытаний с последовательным варьированием температур и расходов охлаждающей воды.

Как показали расчеты, лимитирующими параметрами для глубины охлаждения пирогаза являются энтальпия охлаждающей воды и реализуемое в колонне число единиц переноса. Первый фактор оказывает существенно большее влияние и в данном случае является доминирующим.

По результатам расчетов в диссертационной работе составлена таблица из 8 возможных режимов нагрузки на теплообменники охлаждающей воды (подсистему I/A/B). Для получения, приемлемых уровней охлаждения пирогаза 40-42 "С необходимы большие объемы охлаждающей воды: не менее 250 т/ч в верхнюю часть (поток 3 на рис. 1) при температуре 35 "С, и около 450-600 т/ч при температуре 50-55 соответственно.

В третьей главе для снижения суммарной мощности необходимой на покачивание теплоносителей в подсистеме охлаждения пирогаза (I/A/A) предложены меры по увеличению теплогидравлической эффективности колонны и подсистемы теплообменников (1/А/В). В первом случае путем замены контактных устройств, во втором - путем модернизации отстойника 4 на рис. 1, то есть более тщательной очистки циркуляционной охлаждающей воды. Была разработана модель взаимодействия фаз в колонне с учетом конкретных гидродинамических условий.

Для нижней секции, принимающей основную нагрузку по охлаждения пирогаза и в то же время, наиболее опасной в плане захлебывания или засорения необходима насадка с высокой пропускной способностью и в то же время обладающей хорошими теплогидавлическими качествами. Этим требованиям в полной мере отвечает показанная далее насадка 1RG на рис. 2(2).

Верхняя секция колонны менее загружена, однако к ней предъявляются повышенные требования по обеспечению качества орошения нижней секции и в то же время там позволительно задерживать фазы для обеспечения более полного обменного взаимодействия. Таким образом, рациональным вариантом может быть установка в верхнюю секцию нерегулярных насадок "Инжехим" - рис. 2(6)

а о

Рис. 2 Пакет насадки Шй (а) и общий вид нерегулярной насадки «Инжехим» (б)

Модель для расчета охлаждающей насадочной колонны разрабатывалась на основе известной концепции многоскоростного континуума, путем сокращения полной системы уравнений трехмерного движения фаз с помощью упрощающих допущений. На основе описанных в литературе результатов опыта эксплуатации других насадочных элементов и испытаний насадок, показанных выше (для данной колонны диаметром 3 м), скорость поперечного движения фаз принята пренебрежительно малой по сравнению с продольной. В этом случае система дифференциальных уравнений сохранения массы, теплоты и импульса сводится к системе однопараметрических диффузионных уравнений структуры потоков с объёмными источниками:

А.

у2о сЮ _|__

)с/г2 (к

Ре,

у-ь сИ

А

Ре!

5(КСВ - вж = 5(Кса - еж )Д О ^ - ж}

аг (к с1г

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

Условные обозначения: нижний индекс «в» - массовый расход потока газовой фазы, кг/с; «¿» - массовый расход потока жидкой фазы кг/с; б - массовый расход газовой фазы, кг/с; £ -массовый расход жидкой фазы, кг/с; Кса - удельный свободный объем насадки, м3/м3; гж -удерживающая способность насадки по жидкой фазе, м3/м3; 5 - полная площадь проходного сечения массообменного аппарата (колонны), м2; рс - плотность потока газовой фазы, кг/м3;

Н - удельная энтальпия обозначенной индексом фазы, Дж/кг, Ре^ -

- число Пекле

для жидкой фазы, где, в свою очередь, О^ - коэффициент обратного перемешивания

жидкой фазы, м2/с, - плотность орошения м3/(м2 с); с/э - эквивалентный диаметр насадки

м; Рес — число Пекле для газовой фазы, ¡7 - осредненная скорость движения газовой °п О

фазы в насадочном слое, м/с; Оп(у - коэффициент продольного перемешивания газовой фазы, м"/с; /¡, - давление, Па; Я-рд и Яр:- соответственно источниковые потоки

массы, тепла и импульса передаваемые из одной фазы в другую в элементарном объеме насадки, кг/(м3-с), Дж/(м3 с), 2 - координата по высоте насадочного слоя.

Решение уравнений должны удовлетворять условиям соответствия начальным параметрам потоков на входе в аппарат, а также материального и энергетического баланса насадочного слоя как «черного ящика»:

Ь] = Л(2); [с?0, с*о, тсо, Р0] = /1(0); (6)

(/о-1г) = (Сг-С0); (Я£0/<)-Яг:212) = (ОгЯС2-О0ЯС0). (7)

Задача решения системы уравнений (1-5), таким образом, сводится к вариационной: поиска минимума невязки по условиям баланса (7) от явно заданных граничных условий (6).

Источниковые члены с учетом противоточности движения фаз вычислялись по следующим формулам:

(а(7}. - Та ) + рРс (С* - С)0С£) - <2ас.

Я-рС---, (8)

Сев ~ Еж)

%ЛАрРс(С,-С)1 (9)

Сев

= (10) (^СВ Еж)

где Ч'д - коэффициент активной поверхности, включающий в себя и коэффициент смачиваемости, м2/м2; а, р, у - коэффициенты переноса теплоты, массы и импульса в пограничном слое соответственно (Вт/(м2°С), м/с, м/с); (/0> 1¥гр - скорости на внешней границе осредненного пограничного слоя газовой фазы и на внешней границе пленки жидкости соответственно м/с; - коэффициент, учитывающий несоответствие между

полным сопротивлением (трения и формы) и сопротивлением трения; " теплота,

связанная с изменением агрегатного состояния, Дж/кг; Ос,с " теплота, выделяющаяся при возможном (в ходе расчетов) переохлаждении газовой фазы ниже равновесного состояния при заданном составе и давлении, Дж/(мЗ-с) (носит искусственный характер, реализуется с помощью логических условий в ходе программирования).

Использующийся в (10) коэффициент переноса импульса является аналогом интегральных коэффициентов переноса через пограничный слой: коэффициента теплоотдачи

8 <1и

- а и коэффициента массоотдачи - р; может быть выражена формулой: -Дт = ру Г—<1у, (11)

где х - касательное трение, Н/м", 5 - толщина пограничного слоя, м.

Удерживающая способность по жидкой фазе находилась с использованием закономерностей пленочного турбулентного движения жидкости на основе соотношения:

И!. IV Игр ^Г™ иь

— ---где —^- = 1 + ф— (ш - оередненная скорость пленки жидкости, 1И. - средняя

у^ И» V/ VI V/

динамическая скорость на поверхности насадки). Для выражения коэффициента переноса

импульса использовалось соотношение вида — = а + Ь 1п(Л2эж + с)-

У»

Средняя толщина слоя жидкости, полученная из вышеописанных соотношений, получила выражение в виде формулы:

Re¿ кЛ

= а + 61п

(12)

-g i ¿ Re г = 4 ' " - число Рейнольдса пленочного течения Э = - приведенная толщина Ч V S

пленки, м, 5П - толщина пленки жидкости, м. ка = ^Ar sin ш - коэффициент условного осредненного наклона.

Проверка, формулы (12) с результатами экспериментальных и теоретически полученных зависимостей других авторов показала удовлетворительное согласование. Коэффициенты переноса а, р, у в (8)-(10) находились по уравнениям:

„ £о _L

"2з

U* f р тс

-= J"

V J

Чу.; -= Í v ¿ Р J

V

*2, Г ScT Se Уст Р

J 0 Se ScT , vT

Se v

dy

. "'Ро .

f PrT q P0pr p

J 0 Pr PrT

Pr V

dy*.

(13)

Здесь и* -динамическая скорость, м/с; у* = - безразмерная координата турбулентного

V

пограничного слоя; Л, - эффективная толщина осредненного турбулентного пограничного слоя в потоке газовой фазы у поверхности насадки; V, ут - кинематические коэффициенты

молекулярной и турбулентной вязкости соответственно, м2/с; р - плотность, кг/ м3 ; Ргт, Рг - числа Прандтля турбулентного и молекулярного переноса соответственно; 8ст, Бс - числа Шмидта турбулентного и молекулярного переноса соответственно; у - плотность потока массы, кг/(с м:); ¡¡г - плотность потока тепловой энергии, Вт/м2; индексом «ст» здесь обозначены значения соответствующих величин на поверхности межфазного раздела, индексом «0» - значения соответствующих величин в турбулентном ядре потока.

Турбулентная вязкость находилась по выражению на основе «закона стенки» Таунсенда:

- = KDyv..

.Кг

1 — ехр| -ü JP&

л V Р V V

(14)

где х - постоянная турбулентности Прандтля, Кц - демпфирующий множитель, учитывающий затухание турбулентных пульсаций у внутренней границы пограничного слоя использовался в форме предложенной Лапиным и Стрельцом.

Коэффициенты турбулентной температуропроводности и диффузии вычислялись в форме аналогичной (14) соответственно:

Демпфирующие коэффициенты определяются из выражения аналогичному (14). Распределение относительных плотностей потоков импульса, теплоты и массы в пограничном слое аппроксимировалось в форме Кутателадзе-Леонтьева:

тст V "*Ро "» JVtctJ0 qст V "*Р0 (9CT/u»PO)J19CTJ0

Уст 1 w*Po 0'ст/м*Ро),

7ст

7 1 (16)

о

где —— , , —- функции распределения в невозмущенном пограничном слое,

V<W0 W'ctJO

Д U Y, АН у, А Су - функции разности скорости, удельной энтальпии и концентрации от

аргумента - координаты по высоте пограничного слоя.

Для проверки приведенной модели переноса проведен ряд расчетов с целью моделирования процессов тепло- и массопередачи на проницаемой поверхности и подвижной границе раздела фаз. Была уточнена формула для расчета критического значения относительной величины вдува (отсоса) в форме предложенной Кутателадзе-Леонтьевым.

b = ^---— .Cf0- коэффициент трения на гладкой непроницаемой пластине.

Ро^о С/0

Результаты расчетов аппроксимируются формулой:

AKp=4(l + 2,484Re**("°'153)), (17)

t^n^ **

где о - высота потери импульса, м; Re =—---число Рейнольдса на основе 8 .

v

С помощью формулы критического параметра (17) были рассчитаны профили скорости в турбулентном пограничном слое на проницаемой пластине при различных числах Рейнольдса и плотности потока массы на стенке. Результаты расчетов показали удовлетворительное согласование с экспериментальными данными Кутателадзе-Леонтьева. Один из расчетных профилей вместе с экспериментальными точками показан на рис. 3. Кривые, обозначенные под индексами «Ь» и «с» получены с помощью двух формул критического параметра вдува (отсоса) приведенных у Кутателадзе-Леонтьева.

г 4 ь а **

У

Рис. 3 Графики распределения относительной скорости со = и / С/ц по безразмерной высоте

турбулентного пограничного слоя у = у/5 , при параметре вдува Ъ = 2,4 и числе

Рейнольдса 11е = 1120 : а - экспериментальные данные Ь и с - расчет с использованием функции для Лкр Кутателадзе-Леонтьева.

'Рис. 4 Зависимость числа Шервуда от числа Рейнольдса газовой фазы, полученных по формулам различных авторов; 1(а) и 1(Ь) расчет по модели при движущей силе массопереноса - ДС = 0,1 кг/кг и ДС = 0,01 кг/кг соответственно.

На рисунке 4 показаны результаты одного из расчетных сопоставлений числа Шервуда газовой фазы с опытными и расчетными данными различных авторов для пленочного течения в противотоке с газом.

Р, м/с

0,01

0,008

0,006

■ эспернменг расчет_

0,004

УГ, м/с

0,7

0,8

1

Рис. 5 Сравнительный график значений коэффициента массоотдачи р , полученных в результате эксперимента при моделировании охлаждения воды воздухом на сетчатых

насадках, в градирне

На рисунке 5 показано сравнение результатов расчетов по полученной модели с данными по коэффициенту массоотдачи (3 для сетчатых насадок при охлаждении воды воздухом в градирне.

На рисунках наблюдается удовлетворительное согласование расчетов по представленной модели с экспериментом. Наибольшее отклонение наблюдается на рисунке 5 (12 % - максимальное отклонение), это, очевидно, вызвано допущениями, сделанными при разработке модели: полностью пленочное равномерное течение на всем рассматриваемом участке; коэффициент активности поверхности насадки близок к единице. Такие же допущения делались и при расчете установленных на замену в колонне К-201 насадках, однако, ввиду большой массовой загрузке по жидкой фазе (воде) погрешность, вызванная ими, предполагалась значительно меньше, что подтвердилось в ходе эксплуатации модернизированной колонны.

В четвертой главе на основе расчетов по разработанной математической модели взаимодействия потоков в аппаратах узла охлаждения выбран наиболее приемлемый вариант его модернизации. По условиям массовой загрузки колонны, полученным во второй главе, выбраны соответствующие типоразмеры насадок для верхней и нижней секций.

В общей сложности рассматривалось 4 основных варианта модернизации узла охлаждения, отличающихся количеством и порядком включения водо-водяных теплообменников второй ступени охлаждения: 2(а) и 2(Ъ). По условию обеспечения запаса площади теплообмена не менее 10%, с учетом возможного загрязнения продуктами пиролиза, для финального сравнения были допущены два основных варианта модернизации: варианты «3» и «4» на рис. 6. В случае варианта «3» теплообменники включались последовательно, после охлаждения всей воды в теплообменниках 2(а), необходимое количество направлялось в нижнюю секцию колонны — остальное в теплообменники 2(Ь). В случае варианта «4» теплообменники 2(а) и 2(Ь) включены параллельно. Для каждого из вариантов рассматривались типоразмеры кожухотрубчатых теплообменников с теплопередающей площадью в диапазоне 576-733 м".

Для оценки энергетической эффективности развития предприятий используется критерий "производственной энергоемкости": затраты энергии за контрольный период к единице продукции. Успешным считается мероприятие обеспечивающее снижение этого показателя. Поскольку данный узел связан с остальным производством, помимо потока сжатого пирогаза и охлаждающей циркуляционной воды, потоками электромеханической энергии и охлаждающей оборотной воды необходимо рассматривать два показателя: снижение необходимого количества энергии на покачивание теплоносителей, и снижение

необходимого в узле количества оборотной воды при условии ее поступления на уровне 30

♦ * РЕ

1 ./к 41 к

i УУ У i'-j/i. 1 If JJ

) 1( д л. Jr к .6 к ,8 1 '''¿f^r УУ УУ п Л 11 ,4 11

Схема узла •2 h

вариант 36 50 250

.....т— вариант Зв 50 230

вариант 46 вариант 4в 50 50 250 250

- -♦ - вариант 36 55 250

- -ш - вариант Зв 55 250

вариант 46 55 250

— - вариант 4в 55 250

Относительное снижение затрат механической энергии, %

Рис. 6 График отношения экономии производственной емкости единицы пирогаза по охлаждающей воде к экономии емкости по электрической энергии (без учета потерь в

приводах).

Линии соответствуют постоянным значениям температуры воды, подаваемой в нижнюю часть колонны r2 = const, и расхода воды, подаваемой в верхнюю часть колонны ¿3 = const.

Как видно на результирующем графике на рис. 6, из-за высокой разделяющей способности предлагаемых на замену насадочных устройств разброс по экономии электромеханической энергии невелик, и рассчитывается буквально в десятых долях процента из-за небольшого разброса температур, поступающего на компримирование пирогаза (это обусловлено тем, что для всех рассматриваемых режимов ?3 = 35 С). В то же время разброс по экономии воды довольно значителен. Это заставляет ориентироваться на режимы с более высокой экономией охлаждающей воды.

Из перечня разработанных к внедрению была предложена схема модернизированного узла охлаждения и компримирования пирогаза с четырьмя водо-водяными кожухотрубчатыми теплообменникаими, включенными параллельно. На рис. 6 она соответствуюет кривой варианта 4(6) с режимными параметрами: /2 = 55 °С, ¿3 = 250 т/ч , (¿2 =450 т/ч). Данный режим обеспечивает экономию на 11,2 % по элетктромеханической энегии и на 14,6 по охлаждающей оборотной воде относительно первоначального варианта в расчете на единицу сухого пирогаза. В случае угрозы колебания температуры входящего в колонну охлаждения пиргоаза следует выбрать режим с более высокой плотностью орошения нижней секции на кривой варианта 4(6) с постоянными /2 = 55 °С и ¿3 = 250 т/ч -с ¿2 = 500 т/ч. Это обеспеичт экономию по электромеханической энергии и охлаждающей воде, относительно первоначального варианта, на 11,2% и 14,4 % соответсвенно.

Основные результаты и выводы

В работе показана актуальность выбранной темы исследования, связанной с энергосбережением путем внедрения импортозамещающих высокотехнологичных теплообменных устройств на предприятиях нефтехимии и энергетики, развития методов поиска оптимальных методов модернизации промышленного теплообменного оборудования с непосредственным контактом фаз.

Основными результатами работы являются:

1. Выполнен термодинамический анализ установки охлаждения пирогаза водой с учетом ее влияния на энергопотребление всего узла. Выявлена необходимость повышения теплогидравлической эффективности установки и изменение температуры и расхода охлаждающей воды.

2. В качестве варианта повышения теплогидравлической эффективности колонны охлаждения, на замену ранее установленным провальным тарелкам, выбраны конкурентоспособные контактные насадочные устройства (регулярные и нерегулярные). В верхней части установлен слой нерегулярной насадки (размером элемента 60x60 мм), в нижней - регулярная пакетная насадка с шероховатой поверхностью.

3. Для расчета профилей массовых расходов и термодинамических параметров потоков в насадочных слоях использовалась диффузионная модель потоков в виде системы одномерных дифференциальных уравнений. Взаимодействие фаз учитывалось в уравнениях в виде источниковых членов, рассчитываемых на основе коэффициентов переноса импульса, теплоотдачи и массоотдачи.

4. Коэффициенты теплоотдачи и массоотдачи рассчитывались путем интегрального решения соответствующих уравнений переноса через турбулентный пограничный слой, с учетом потока массы через межфазную границу при конденсации и испарении, с использованием подхода Кутателадзе С.С. и Леонтьева А.И., основанного на консервативности температурного и концентрационного турбулентных пограничных слоев к возмущениям. Для замыкания уравнений была применена модель турбулентной вязкости Гарбарука A.B., Лапина Ю.В., Стрельца М.Х. и решение уравнения коэффициента переноса импульса в пограничном слое.

5. Показано согласование расчётных коэффициентов тепломассоотдачи с экспериментальными данными для макета градирни с сетчатыми насадками и с экспериментальными зависимостями для трубчатых пленочных аппаратов.

6. Выполнено расчетное сравнение нескольких вариантов модернизации теплотехно-логической схемы узла охлаждения с целью нахождения варианта с максимальной теплогидравлической эффективностью и минимальным энергопотреблением на единицу сухого пирогаза. Производилось сравнение с первоначальным вариантом в расчете на единицу пирогаза (без паров воды), с учетом работы всех теплоэнергетических установок узла.

7. Внедрение научно-технических решений по модернизации узла охлаждения пирогаза и режимной оптимизации его работы позволило увеличить производительность узла на 80 % относительно первоначального варианта, снизив при этом удельное потребление энергии и энергоносителей (оборотной воды) на 10 %. Энергетический коэффициент колонны (Вт/Вт) при этом повысился более чем в два раза.

8. Последующая эксплуатация узла охлаждения пирогаза Э-200 завода «Этилен» ОАО «Казаньоргсинтез» полностью подтвердило сделанные расчеты и выводы, о чем получен соответствующий акт.

9. Полученные новые уравнения и разработанные модели тепломассообмена в градирнях (и других контактных насадочных противоточных теплообменниках) приняты к использованию в отдел главного энергетика ФКП «Казанского государственного казенного порохового завода», что подтверждено соответствующим актом.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах.

В журналах, рекомендованных ВАК РФ:

1) Саитбаталов М. В. Модели расчета турбулентного пограничного слоя у проницаемой поверхности [Электронный ресурс] /Е.А. Лаптева, М.В. Саитбаталов, Т.М. Фарахов //Политематический сетевой электронный научный журнал Кубанского государственного аграрного университета. - 2013. - №89. - Режим доступа: httr>://ei.kubagro.ru/2013/05/pdf/28.pdf.

2) Саитбаталов М.В. Аналогия переноса импульса массы и теплоты в насадочных элементах градирен/ А.Г. Лаптев, М.В. Саитбаталов //Известия ВУЗов. Проблемы энергетики - 2009. - №1-2. - С. 140-144.

3) Саитбаталов М. В. Модель тепломассопереноса в насадочной колонне с переменными расходами по высоте/М. М. Башаров, А. Г. Лаптев, М. В. Саитбаталов //Научно-технический вестники Поволжья. - 2012. - №2. - С. 85-93.

Публикации в других профильных периодических изданиях:

4) Саитбаталов М. В. Модель гидродинамических характеристик пленочного тече-ния/А.Г. Лаптев, Т.С. Бажиров, М.В. Саитбаталов//Вестник казанского государственного энергетического университета. - 2010. - Том. 6 - № 3. - С. 18-23.

5) Саитбаталов М.В. Математическая модель тепломассообмена в газовой фазе пленочных аппаратов / М.В. Саитбаталов, А.Г. Лаптев//Актуальные проблемы гуманитарных и естественных наук. - 2010. - №3 - С. 28-38.

6) Саитбаталов М.В. Математическая модель тепломассопереноса в противоточных газо - (паро-) жидкостных аппаратах/А.Г. Лаптев, М.М. Башаров, М.В. Саитбата-лов//Вестник Казанского государственного энергетического университета. - 2011. - Том 9. -№2.-С. 12-21.

7) Саитбаталов М.В. Гидродинамическая аналогия переноса импульса и тепла в турбулентном пограничном слое с градиентом давления/А.Г. Лаптев, Р.Н. Ахметов, М.В. Саит-баталов//Молодой ученый. - 2010. - №6 - С.28-34.

В сборниках тезисов докладов:

8) Саитбаталов М.В.Повышение эффективности противоточной колонны охлаждения пирогаза/Башаров М.М., Саитбаталов М.В.//С6. материалов докладов «Национального конгресса по энергетике 2014» - Казань, 2014.

9) Саитбаталов М.В. Повышение и расчет коэффициентов в тепло- и массоотдачи в градирнях/Лаптева Е.А., Саитбаталов М.В.//Тезисы докладов ХП всеросс. научно-технич. конф. «Приоритетные направления развития науки и технологий». - Тула, 2012.

10) Саитбаталов М.В. Моделирование совместных процессов переноса в турбулентном пограничном слое/Саитбаталов М.В.//Труды XX международная научная конференция «Математические методы в технике и технологиях" - Ярославль, 2007.

11) Саитбаталов М.В. Расчет переноса в турбулентном пограничном слое/ Лаптев А.Г. Саитбаталов М.ВУ/Тезисы докладов Юбилейной Международной научно-технической конференции, посвященной 80-летию Ф.З. Тинчурина «Энерго- и ресурсоэффективность в энергобезопасности России» - Казань, 2006.

12) Саитбаталов М.В. Моделирование процессов переноса в пограничном слое /Саитбаталов М.В.//Тезисы докладов XII Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика». — Москва, 2006.

и другие.

Подписано в печать Формат 60x84/16 Гарнитура Тайме. Бумага офсетная №1 Печать RISO. Уч.-издл.1.2 Тираж 100 экз.

ЦЕНТР ПЕЧАТИ "Линк" Казань, ул. Карла Маркса. 51