Работа вихревой трубы на газожидкостной смеси

Рис. 51. Структура га­зожидкостного потока в камере вихревой тру­

Бы

Исследование рабочего процесса вихревых аппара­тов на газожидкостных смесях было начато с изучения использования вихревой трубы для очистки природного газа от конденсирующихся компонентов; при охлажде­нии газа происходит конденсация части составляющих его компонентов, т. е. образуется двухфазная смесь. Первые исследования, проведенные В. М. Бродянским и А. В. Мартыновым в начале 60-х годов, показали эф­фективность использования вихревой трубы для очист­ки природного газа и способность аппарата к сепарации Газожидкостной смеси. Дальнейшее развитие эти иссле­дования получили в трудах Т. С. Алексеева, Ю. Д. Рай­ского, И. J1. Лейтёса и др., которые конкретизировали закономерности работы вихревой трубы; как сепарато­ра газожидкостной смеси и определили условия наибо­лее эффективного ее использования в процессах очист­ки газоконденсатных смесей.

129

При истечении двухфазной смеси из тангенциально­го соплового ввода 1 (рис. 51) в камере 2 образуется вихревой поток, состоящий из пленки 3 жидкости на стенке камеры и газового ядра 4. Часть 5 жидкости мо­жет стекать по торцовой стенке камеры в ее приосевую область. Образование и удержание пленки жидкости на периферии камеры обусловлено сильным полем центро­бежных сил, под действием которого вводимый в каме­ру конденсат переносится на ее периферию и осаждает­ся на стенке. Так как в сопловом сечении камеры дости­гаются максимальные значения тангенциальной состав­ляющей скорости W Г потока, то можно предположить, что периферийная пленка жидкости формируется в ос­новном в сечениях камеры, близких к сопловому. И на­оборот, в конечных по направлению движения жидко­сти сечениях камеры возможны разрушение пленки, срыв капель и их перенос в приосевую зону камеры. В газовом ядре (как и при работе вихревой трубы на га-

5 Зак. 29
Зе) образуются, по крайней мере, два потока с проти­воположным осевым движением,’ которые, взаимодейст­вуя, обмениваются энергией и массой. При этом при — осевые слои" газа охлаждаются, а периферийные нагре­ваются. Процесс температурного разделения отличается от рассмотренного в предыдущих главах процесса, про­текающего в однофазной газовой среде. Отличия опре­деляются наличием жидкой фазы в газовых вихревых потоках и тепломассообменом между периферийными слоями газового вихря и жидкой пленкой.

Наличие жидкости в газовых потоках объясняется, во-первых, интенсивными турбулентными пульсациями, которые затрудняют Npo4Ecq сепарации жидкости. В результате капли малого диаметра не успевают достичь жидкостной пленки в сечениях, приближенных к сопло­вому. Во-вторых, наличие радиального градиента тем­ператур в камере разделения вызывает конденсацию высококипящих компонентов в приосевом потоке, т. е. приводит к увеличению размеров содержащихся в по­токе капель и образованию новых капель жидкости. Вы­деляющаяся теплота конденсациц является причиной повышения температуры в охлажденном приосевом по­токе, т. е. уменьшения АГХ. Капли жидкости постоянно смещаются от оси камеры разделения к стенке.

Часть мелкодисперсной жидкости не успевает поки­нуть приосевой поток и выходит из камеры разделения через диафрагму вместе с охлажденным потоком. Ос­тальные капли попадают в периферийный газовый по­ток, где частично или полностью испаряются. Это приво­дит к снижению температуры периферийного газового потока, а следовательно, и температуры потока, выте­кающего из камеры разделения через дроссель. Неис — парившаяся в периферийном потоке часть капель жид­кости может либо достичь поверхности пленки или стен­ки камеры, либо вернуться в приосевой газовый поток вблизи дросселя, где центробежные силы малы из-за низких значений тангенциальной составляющей скоро­сти движения потока. Таким образом, наличие капель жидкости в газовых потоках вызывает перенос тепло­ты от периферийных слоев вихря к приосевым. Суть этого процесса заключается в стекании паров высоко — кипящих компонентов из периферийных слоев в приосе — вые, их конденсации в приосевых слоях, возвращении и испарении конденсата в периферийных слоях.

Процессы конденсации и испарения уменьшают ра­диальный градиент температур в камере разделения. Если смесь содержит компоненты с близкими темпера­турами кипения, то радиальное перемещение капли жид­кости сопровождается увеличением концентрации выше- кипящего компонента в жидкости. Встречное переме­щение газовой фазы сопровождается снижением кон­центрации этого компонента в газовой смеси, т. е. в данном случае процесс! энергетического разделения со­провождается и сепарацией жидкой фазы, и процессом ректификации смеси на отдельны^ компоненты.

На характер взаимодействия газового потока и пленки жидкости на стенках камеры разделения опре­деляющее влияние оказывают процессы тепломассооб­мена контактирующих сред. Диссипация кинетической энергии за счет сил трения на границах сред и тепло­вой поток от газа к пленке вызывают интенсивное ис­парение жидкости из пленки.

В зависимости от количества введенного и выделив­шегося в камере конденсата осевая протяженность плен­ки жидкости может быть различной. При относительно малом содержании жидкости теплообмен с газовым яд­ром может привести к ее полному испарению в конеч­ных сечениях) камеры, т. е. из вихревой трубы будут выходить только газовые потоки. При увеличении коли­чества жидкости пленка может занять всю внутреннюю боковую поверхность камеры и жидкость из пленки бу­дет выводиться из камеры через дроссель вместе с пе­риферийным газовым потоком. Испарение жидкости из пленки повышает концентрацию паров вышекипящего компонента в периферийных слоях вихря, увеличивает сток паров этого компонента в приосевые слои. В ко­нечном итоге это приводит к дополнительному уменьше­нию радиального градиента температур внутри камеры разделения. Если жидкость образована смесью компо­нентов, то при перемещении жидкости от соплового се­чения к дросселю изменяется концентрация смеси вследствие первоочередного испарения низкокипящих компонентов.

Аналогичная структура двухфазного потока в каме­ре вихревой трубы образуется и в случае, когда в соп­ловой ввод подается однофазная газовая смесь, а кон­денсат образуется непосредственно в самой камере. Как и при работе вихревой трубы на влажном воздухе, об-

5* 131

Разование жидкости может происходить уже при исте­чении. смеси из соплового ввода, причем фазовый пере­ход имеет скачкообразный характер и сопровождается переохлаждением расширяющегося газа. Часть выде­лившегося конденсата центробежными силами перено­сится к стенке камеры, где образует жидкостную плен­ку.

Как следует из приведенного качественного описания работы вихревого аппарата, в камере разделения про­исходит ряд; сложных взаимосвязанных процессов. Влияние каждого из этих процессов на суммарный эф­фект разделения зависит от] параметров смеси, а так­же размеров и геометрических соотношений основных узлов аппарата. Турбулентные пульсации составляют основу температурного разделения, но являются глав­ной помехой для эффективной сепарации жидкой фазы из газового потока. Радиальные перемещения капель и испарение жидкости из пленки снижают эффективность температурного разделения, но они необходимы для компонентного разделения смесей. Известные в настоя­щее время исследования посвящены изучению какой-ли­бо одной из сторон сложного комплекса взаимосвязан­ных процессов. В связи с этим возникли определенные трудности при систематизации накопленных материа­лов.

Для понимания влияния фазовых переходов на про­цесс температурного разделения представляют интерес результаты работы [14]. Во время эксперимента в соп­ло вихревой трубы подавали парожидкостную смесь пропана давлением рс = 0,791 МПа при изменении от­носительной ДОЛИ ЖИДКОСТИ Рс от 0 ДО 0,4 (Рс=б//<#С? С) где G"С и GС — соответственно расход жидкой фазы и суммарный расход смеси через сопло). Давление ох­лажденного потока за диафрагмой рх = 0,103 МПа, до­ля охлажденного потока ц = 0,8. С увеличением содер­жания ЖИДКОСТИ В ИСХОДНОМ потоке ДО 0с— 0,2 эффект температурного разделения АГР=ГГ — Тх не меняется. При дальнейшем увеличении рс ЛТр резко уменьшается и при |3C<«0,3 эффект разделения практически отсутст­вует. Можно предположить, что при малом количестве жидкости в смеси, вводимой в камеру вихревой трубы, она полностью испаряется. При этом количество тепло­ты, отводимой от газовой фазы, компенсируется тепло­той конденсации, что определяет постоянство ДГр. При некотором значении рС (для пропана Рс^О.2) темпера тура охлажденного потока становится равной темпера­туре насыщения при давлении рх, а состояние нагрето­го потока еще соответствует перегретому пару. В этом случае дальнейшее снижение температуры Тх невоз­можно; меняется лишь количество сконденсировавше­гося газа. Температура Тг продолжает снижаться, что обусловливает] уменьшение ATV. Наконец, с ростом рс (для парожидкостной смеси пропана при рс>0,3) тем­пература нагретого потока Тт становится равной темпе­ратуре насыщенного пара при давлении рг, а разность температур ДГр остается постоянной и равной разности температур насыщенного пара при давлении перифе­рийных и приосевых слоев газового ядра закрученного газожидкостного потока.

Из рассмотренного экспериментального материала следует, что в однокомпонентной парожидкостной сме­си, если вся вводимая в камеру разделения жидкость испаряется, одновременно снижается температура на­гретого и охлажденного потоков. Разность температур потоков практически постоянна, т. е. ввод жидкости практически не изменяет перепад температур, обуслов­ленный вихревым эффектом. В данном случае скрытая теплота парообразования вводимой жидкости затрачи­вается на снижение температуры газа и в периферий­ных, и в приосевых слоях камеры разделения. Увели­чение расхода жидкости сопровождается снижением температуры охлажденного потока до тех пор, пока в нем нет жидкой фазы, т. е. тот же эффект охлаждения может быть достигнут при меньшем расходе охлаждаю­щей жидкости, если ее подводить в охлажденный поток за диафрагмой.

В многокомпонентных смесях при полном испарении введенной через сопло жидкости также снижается тем­пература и охлажденного, и нагретого потоков. Жид­кость испаряется преимущественно в периферийных слоях. Положительный эффект от ввода жидкости яв­ляется следствием снижения температуры газа в пери­ферийных слоях. Если жидкость и газовый поток состо­ят из одинаковых компонентов с близкими теплофизи — ческими свойствами, то температура охлажденного по­тока минимальна при расходе жидкости, соответствую­щем началу появления конденсата в охлажденном по­токе. Дальнейшее увеличение расхода жидкости вызы­вает не снижение, а повышение температуры охлажден­ного потока. Именно эта закономерность зафиксирована при испытании вихревой трубы на парожидкостной сме­си воздуха (см. п. 1.4). Значительно чаще используют жидкость, состоящую из высококипящих компонентов, для охлаждения вихревого потока, состоящего из низко — кипящих компонентов. В этом случае минимальной тем­пературе охлажденного потока соответствует расход жидкости, при котором уравновешиваются влияния по­ложительного эффекта от снижения температуры в пе­риферийных слоях и отрицательного эффекта, обуслов­ленного конденсацией паров жидкости в приосевых слоях. Дальнейшее увеличение расхода жидкости мо­жет нарушить’ нормальный режим температурного раз­деления, и вихревая труба превратится из охладителя в сепаратор жидкости.

В рассмотренных примерах предполагалось наличие жидкости, ввод которой в камеру разделения исполь­зовали для снижения температуры охлажденного пото­ка. При обработке природного и попутного газов вих­ревые аппараты используют для других целей. Ана­лиз влияния фазового состава охлаждаемой газожид­костной смеси на| эффект разделения показывает, что при работе вихревой трубы на газоконденсатных сме­сях целесообразно выделять конденсат до ввода смеси в вихревую трубу.

Эффективность выделения жидкой фазы Изі газо­жидкостной смеси в вихревой трубе зависит от соотно­шения тангенциальной составляющей Wx скорости га­зового ядра потока и осевой скорости Wa приосевых сло­ев газа; поэтому эффект сепарации является функцией относительного расхода ц, охлажденного потока. При небольших значениях ц, когда центробежные силы, действующие на капельную жидкость, велики, а осевая скорость охлажденного потока относительно мала, ос­новная масса вводимой в камеру вихревой трубы и вы­деляющейся в ней жидкости должна концентрировать­ся на периферии камеры и уноситься с нагретым пото­ком. С ростом ц увеличение осевой скорости приосево — го потока может вызвать увеличение уноса жидкости с охлажденным потоком. Следует отметить, что при от­носительно малой тангенциальной составляющей ско­рости газа начинает проявляться1 действие радиальных пульсаций в газовом ядре потока, которые интенсифи­
цируют перенос капель жидкости в приосевую зону ка­меры. Это приводит к увеличению содержания жидкой фазы в охлажденном потоке. *

Распределение жидкости, вводимой и выделяющейся в камере вихревой трубы, между охлажденным и на­гретым потоками экспериментально J исследовано на углеводородных газоконденсатных смесях (природный газ, смесь метана с углеводородным конденсатом) при среднем и высоком давлении (3,0—14,5 МПа). Отдель­ные результаты исследований В.| М. Бродянского и А. В. Мартынова, Т. С. Алексеева, Ю. Д. Райского при­ведены на рис. 52 в виде зависимости в от доли охлаж­денного потока ц,(в = <7г/<?2 , где Q{—количество кон­денсата, выхддящего С ОДНИМ ИЗ ПОТОКОВ, <72 — суммар­ное количество конденсата, выводимого из вихревой трубы). Основная масса конденсата выходит с нагре­тым потоком через дроссель. При увеличении доли ох­лажденного потока до ц,=0,4…0,5 жидкости в этом по­токе не обнаружено. Достаточно высокая эффективность сепарации сохраняется и при дальнейшем росте ц. Лишь при ц,>0,8 и относительно низких степенях рас­ширения смеси начинается интенсивный унос жидкости охлажденным потоком. Снижение эффекта сепарации при уменьшении степени расширения смеси связано, очевидно, с неоптимальностью геометрических характе­ристик испытанных вихревых труб, в первую очередь, относительной площади Fc соплового ввода. Так, ре­зультаты, соответствующие кривым 1 и 2 на рис. 52, получены на вихревых трубах с равными значениями Fd и идентичными параметрами ис­ходной смеси, но во втором случае значение Є меньше на 26 % • Резкое снижение эффек­тивности работы при е=3 и

Рис. 52. Зависимости относительного выхода 0 конденсата с нагретым (I) и охлажденным (II) потокам от отно­сительной доли (л охлажденного потока: / — D0=45 мм, 7с = 0,088, Х= 11, "Ох-О,6, е — = 7; 2 ~D„=45 мм, Fc=0,088, Г= 8,9, Dx=0,55, є=5; 3 — D„=40 мм, Тс = 0,095, Т-16, 5"х=0,5, 8=3
Ji>0,75 Иллюстрирует влияние радиальных пульсаций на процесс сепарации жидкости.

Как отмечено выше, формирование пленки жидкости В камере вихревой трубы может завершаться уже в на­чальных сечениях камеры, а осевое перемещение плен­ки сопровождается испарением жидкости. Н. А. Жид­ков и И. J1. Лейтес предложили выводить конденсат из присопловых сечений камеры [21]. Для этого в ка­мере разделения вихревой трубы предложенной ими конструкции устанавливают | полую цилиндрическую втулку, наружная боковая и одна из торцовых стенок которой образуют с внутренней стенкой камеры тупи­ковую кольцевую полость. В этой полости жидкость улавливается и выводится из камеры отдельно от на­гретого потока. Испытания такой так называемой трех — поточной вихревой трубы, проведенные на природном газе при давлении 3—4 МПа, показали, что выход кон­денсата увеличивается в 1,5 раза по сравнению с вы­ходом в обычных вихревых трубах. Дальнейшее увели­чение выхода жидкой фазы может быть достигнуто при отводе с жидкостью части нагретого потока. При этом наибольшего эффекта можно добиться при выводе с жидкостью 10—20% исходной газовой смеси [12]. Дру­гой способ повышения эффективности отделения конден­сата, образующегося в вихревой трубе — создание^ ус­ловий для уменьшения переохлаждения газа при его расширении в сопловом вводе. Приближение скачка конденсации к срезу сопла создает благоприятные ус­ловия для отвода капель жидкости в периферийный слой вихря. Это уменьшает унос жидкости с охлажден­ным потоком.

Рекомендуемое значение градиента давления по дли­не соплового канала Др/Д/=200 МПа/м, при котором скачок конденсации должен находиться у среза сопла, рассчитано А. Н. Черновым. Значение получено при допущении термодинамической равновесности процесса и использовании экспериментальных материалов по распределению статического давления в сопловых кана­лах. Конструктивная реализация этой рекомендации сопряжена с увеличением длины соплового ввода до

/с = (Рс-р;у(Др/ло. (зі)

Где р’С — давление на срезе сопла. Форму канала соп­лового ввода А. Н. Чернов рекомендует определять из уравнения движения одномерного адиабатного потока при условии постоянства & канала

H = Gc \B (р/рсУ/* [L — (р/РУк-1),к—J^Y РсРс] (32)

Где H — текущее значение высоты канала; р — текущее значение давления газа на длине соплового ввода, Па.

В связи с относительно высокими потерями давле­ния сжатого газа в вихревом сепараторе использовать его только для отделения; жидкости энергетически не­выгодно. В установках, работающих на Газоконденсат­них смесях, целесообразно применять для этих целей известные инерционные сепараторы и циклоны, уста­навливая их перед вихревой трубой, а последнюю ис­пользовать как холодильный аппарат и одновременно как вторую ступень сепарации выделяемого конденсата. Однако известны случаи, когда для уменьшения массы и размеров установок вихревой сепаратор применяют в Качестве первой ступени выделения жидкости из газо­жидкостного потока, подаваемого в вихревой холодиль­ный аппарат.

Авторы данной книги Исследовалгі серию вихревых аппаратов с цилиндрическими камерами разделения. Диаметр Do камер изменяли от 0,02 до 0,04 м, относи­тельную длину L камер — от 2 до 4. От обычных конст­рукций вихревых труб сепаратор отличался наличием щелевого диффузора у камеры разделения. Диффузор — выполнял роль сборника жидкости, с периферии кото­рого жидкость отводилась через тангенциально распо­ложенный патрубок. Газовая фаза сепарируемой смеси отводилась через диафрагму. Последняя была выпол­нена в виде трубки, срез которой был углублен от тор­цовой стенки в камеру разделения на расстояние, рав­ное удвоенной ширине сопла. Исследования проводили на водовоздушной смеси, получаемой впрыскиванием воды в поток сжатого воздуха, подаваемого в сепаратор.

На рис. 53, а приведены зависимости эффекта сепа­рации © от содержания рс жидкости в смеси и степени ее расширения Є; E=G"/G"C; рс = G"C/GC(G" HG"C — расход соответственно отделенной и вводимой в сепа­ратор жидкости; Gc — расход двухфазной смеси). Вих­ревой сепаратор обеспечивает удовлетворительное раз­деление фаз газожидкостной смеси со значительным

О 0,1 0,1 0,3 Ty 0,5 ft

A)

Рис. 53. Характеристики вихревого сепаратора (D0=40 мм; L—

=4 Do):

А — зависимость эффекта сепарации от фазового состава смеси; б — зависи­мость оптимальной относительной площади сечения соплового ввода от сте­пени расширения; / — 8-3,8; 2 — 8-4,6; 3 — 8-5,3; 4 — 0С»О,1; $ — 0С-О,2;

Б — Рс —0,4

Содержанием жидкости. При постоянной, площади се­чения сопла с ростом степени расширения Є возрастает абсолютный расход жидкости, которая заполняет все большую часть сечения вихревой камеры, и унос жид­кости с газовым потоком. Возрастание уноса, вероятно, можно объяснить уменьшением разности диаметров га­зового вихря и диафрагмы. Увеличивается сток газа в диафрагму из периферийных слоев, насыщенных капель­ной влагой. Если увеличение степени расширения соп­ровождать уменьшением площади сечения сопла, то снижение эффективности сепарации не будет столь зна­чительным.

Одна из основных задач исследования заключалась в определении рациональных размеров сепаратора. Найдено оптимальное значение относительной площади соплового ввода Fc, зависящее от Є и рс (рис. 53, б). Наибольший эффек—Ii сепарации достигается в сепара­торах с короткими камерами (L<2D0), когда относи­тельный диаметр отверстия диафрагмы равен D = DlD0 = = 0,3…0,4. Меньшим значениям D соответствуют боль­шие значения рс. В исследованном диапазоне измене­ния Do, при условии сохранения оптимальных значений основных геометрических характеристик сепаратора, диаметр камеры практически не влияет на эффект се­парации.

На основании результатов проведенных эксперимен­тов можно рекомендовать следующую методику расче­та вихревого сепаратора. Исходные данные: расход Gc, давление рс и температура Тс сжатой смеси, содержа-
Ниє в ней жидкости Рс, а также давление газа на выхо­де из сепаратора р’. По давлениям рс и р’ рассчитыва­ют степень расширения смеси е=рс/р’, выбирают отно­сительную площадь соплового ввода Fcopt (см. рис. 53, б). Площадь сечения соплового ввода вихрево­го сепаратора можно рассчитать по известному выра­жению

Fc = Gj(BVpJ(33)

Где В — коэффициент истечения; Vc — удельный объем смеси, М3/кг.

Значение коэффициента истечения В определяют эк­спериментально; оно зависит от отношения давлений га­за до и после сопла и фазового состава смеси. Так как обычно сложно рассчитать давление рабочего тела на выходе из соплового ввода вихревого аппарата, полу­чена зависимость коэффициента В от относительной площади соплового ввода Fc (при обработке результа­тов исследования работы вихревого сепаратора на во — довоздушной смеси)

TOC \o "1-3" \h \z B = oF7a‘, (34)

Где

А = 0,02 + 0,04рс; (35)

А’ = 0,694 — 0,Юбрс. (36)

Высота соплового ввода Д = ~[/Fj2 , , а его ширина B = FJh. Диаметр вихревой камеры

D0=V4FAnFcopt) , (37)

Ее длина L = D0 [31], диаметр отверстия диафрагмы D = = (0,3…0,4)D0— Следует подчеркнуть, что эту методику можно использовать для сепарации газожидкостного потока, когда процессы испарения и конденсации про­являются слабо и фазовый состав смеси изменяется не­значительно.

Пример. Рассчитать вихревой сепаратор для отделения жидкой фазы водовоздушиой смеси. Исходные даииые: расход смеси Gc = = 0,15 кг/с; давление смеси рс = 0,6 МПа; температура смеси Гс = =290 К; содержание жидкости Рс = 0,3 кг/кг; давление газового по­тока иа выходе р’=0,12 МПа.

1. Степень расширения смеси 8=0,6/0,12 = 5.

2. Относительная площадь соплового ввода fc Opt = 0,2-10~2 (см рис. 53,6).

3. Коэффициент истечения: а=0,02+0,04-0,3=0,032; а’=0,694— —0,106 • 0,3=0,662; В=0,032 • 0.002-0 662 = 1,96. 4. Площадь сечения соплового ввода

( . -, / 0,6-10е \ Fc = 0,15 / I 1,96 у 97 2 10_з ) = 31’1Г’ м2; высота соплового

Ввода H = Y ЗМО-в/2 =3,94-10-3м;

Ширина соплового ввода & = 31 • 10"6/3,94-10~3=7,9-10~3 м.

5. Диаметр вихревой камеры

D0 = У 4-31-10-e/(3,14-0,2-Ю-2) = 14-10-2 м.

6. Длина вихревой камеры L=14-10^2M.

7. Диаметр отверстия диафрагмы d=0,35-14-10~2=4,9-10~2 м.