Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Энергоэффективность контактных тепломассообменных аппаратов на предприятиях нефтехимии и энергетики, актуальность, тенденции, методы моделирования и оценки 11
1.1 Энергосбережение в нефтехимической промышленности и энергетике 11
1.1.1 Основные тенденции развития и принципы подбора контактных элементов тепломассообменных аппаратов 14
1.1.2 Оценка энергетической эффективности насадочных контактных элементов 38
1.2 Принципы математического моделирования и оценка энергоэффективности предприятий нефтехимии и энергетики 41
1.2.1 Моделирование объектов нефтехимической промышленности и энергетики 43
1.2.2. Моделирование теплообменного оборудования с непосредственным контактом фаз 44
1.2.3 Моделирование термодинамических параметров газожидкостной системы в состоянии равновесия 49
1.3 Критерии оценки и выбора энергосберегающих мероприятий 56
Выводы 60
Глава 2 Анализ методов повышения энергоэкономичности работы узла охлаждения и компримирования пирогаза ..62
2.1 Термодинамический анализ работы подсистемы компримирования пирогаза 69
2.2 Термодинамический анализ работы подсистемы охлаждения пирогаза для выбора путей увеличение производительности и энергоэффективности 76
2.2.1 Определение режимов работы колонны закалки пирогаза, удовлетворяющих требуемой глубине охлаждения продукта 77
2.2.2 Оценка влияния основных факторов на уровень охлаждения пирогаза 88
2.2.3 Рекомендуемые режимы работы колонны охлаждения пирогаза К-201 при повышенных нагрузках 95
2.3. Определение организации и режимов работы группы теплообменников циркуляционной охлаждающей воды 98
2.3.1Описание изначально установленной группы теплообменников... 98
2.3.2 Расчет теплообменников воздушного охлаждения 104
2.3.3 Расчет водо-водяных кожухотрубчатых теплообменников 105
Выводы 125
Глава 3 Моделирование процессов тепломассопереноса в контактных теплообменных устройствах, и модернизация колонны охлаждения пирогаза 127
3.1. Моделирование процессов переноса в насадочных аппаратах 127
3.1.1 Выбор контактных устройств для колонны охлаждения пирогаза 127
3.1.2 Моделирование процессов переноса в ядре турбулентного потока газовой фазы в насадочных слоях 133
3.1.3 Моделирование процессов переноса в жидкой фазе при пленочном течении в насадочных слоях 143
3.1.4 Алгоритм решения системы дифференциальных уравнений переноса в насадочном слое 155
3.2. Определение коэффициентов переноса в турбулентном пограничном слое на межфазной поверхности 161
3.2.1 Вывод и апробация модели расчета турбулентного пограничного слоя у проницаемой поверхности 161
3.2.2 Учет возмущающих факторов в турбулентном пограничном слое 187
3.2.3 Проверка по результатам экспериментов 191
Выводы 198
Глава 4 Повышение теплогидравлической эффективности узла охлаждения пирогаза на установке газоразделения в производствах этилена 200
4.1. Выбор оборудования модернизации подсистемы колонны охлаждения пирогаза узла компримирования 200
4.1.1 Выбор типоразмера контактных устройств для модернизации колонны К-201 200
4.1.2 Повышение качества оборотной циркуляционной воды путем модернизации отстойника Е203 202
4.2 Поверочный расчет модернизированной колонны и оценка эффективности замены контактных элементов 204
4.3 Выбор и расчет рекомендованного варианта модернизации колонны 220
Выводы 230
Основные результаты и выводы 231
Список использованной литературы
- Основные тенденции развития и принципы подбора контактных элементов тепломассообменных аппаратов
- Термодинамический анализ работы подсистемы охлаждения пирогаза для выбора путей увеличение производительности и энергоэффективности
- Моделирование процессов переноса в ядре турбулентного потока газовой фазы в насадочных слоях
- Поверочный расчет модернизированной колонны и оценка эффективности замены контактных элементов
Основные тенденции развития и принципы подбора контактных элементов тепломассообменных аппаратов
Направление нефтехимии является одним из наиболее приоритетных для нашей страны, обеспечивающей около половины от всех поступлений в бюджет [1]. Однако наибольшую часть экспорта ТЭК до сих пор составляют продукты с низкой добавленной стоимостью. Повышение глубины переработки нефтепродуктов, повышение интеллектуальной составляющей готовой продукции является главным направлением «Стратегии развития химической и нефтехимической промышленности России на период до 2015 года» [2]. Наряду с расширением видов продукции нефтехимии планируется, как минимум на 20 %, увеличить производительность всей отрасли. Главным образом это планируется сделать за счет увеличения доли инновационноактивных предприятий, активно финансирующих целевые направления НИОКР [3, 4].
Поставленные задачи, однако, невозможно решать без учета энергетического обеспечения нефтехимических производств. Предприятия нефтехимической и нефтеперерабатывающей промышленности являются одними из самых ресурсо- и энергозатратных, потребляя ежегодно около 30 % всей вырабатываемой энергии на планете [5, 6]. Увеличение производительности предприятий нефтехимии повлечет за собой увеличение нагрузки на всю энергосистему, что с учетом ограниченности парка генерируемых мощностей, и все еще не отработанным механизмом регулирования распределения энергии может повлечь серьезные техногенные риски для экономики страны [7, 8]. Энергоэффективность нефтехимического сектора, таким образом, является ключевым фактором, определяющим не только энергоэкономичность экономики страны на долю ВВП [1, 9-16], но и определяет экономическую безопасность страны [12, 17-23].
Ситуацию осложняет отмечаемая большинством исследователей высокая энергоемкость отечественной продукции нефтехимического комплекса по сравнению с аналогичными зарубежными [2, 9, 24-29]. Причиной этого отставания является, прежде всего, моральное и зачастую физическая изношенность около 80 % производственных мощностей.
Повышение энергоэкономичности предприятий ТЭК и нефтехимии, таким образом, является одной из одной наиболее актуальных проблем в Российской Федерации. Основным механизмом повышения энергоэкономичности, из всего вышесказанного, следует считать модернизацию и замену оборудования на промышленных производствах. В свете политики правительства на импортозамещение и стратегической защиты отечественного производителя высокотехнологичного оборудования, следует развивать также методы математического моделирования тепломассообменных процессов с учетом характеристик нового внедряемого оборудования.
В качестве основного объекта оптимизации энергоэффективности был использован узел охлаждения и компримирования пирогаза на заводе «Этилен» ОАО «Казаньоргсинтез».
Производство этилена является одним из важнейших составляющих нефтехимической отрасли, привлекающей все большее внимание исследователей в области энергосбережения [30-36]. Будучи в ряду самых энергоемких продуктов (около 30 % энергопотребления от всей отрасли) [31, 36] этилен также наиболее востребованный продукт органического синтеза, его производство возрастает ежегодно примерно на 6-7 % [37, 38].
Основным направлением энергосбережения в производстве этилена является увеличение энергоэффективности тепломассообменных процессов, и в частности охлаждения газов и жидкостей [30, 32, 38].
Контактные тепломассообменные аппараты самый распространённый (искусственный) источник холода, используемый в промышленности и энергетике. Благодаря значительной энергии фазового перехода они позволяют получить в разы большие теплогидравлические показатели при меньшей по сравнению с бесконтактными теплообменниками площади активной поверхности [39-48]. Сюда относятся как градирни и контактные теплообменники, так и непосредственно используемые для охлаждения пирогаза в производстве этилена охладительные колонны.
Исходя из вышесказанного, рассматриваемая в работе тема процесса повышения энергоэффективности работы узла охлаждения пирогаза перед компримированием является весьма актуальной. Ключевым элементом узла является колонна охлаждения пирогаза водой. Очевидным решением в свете показанных тенденций мировой и отечественной энергетики нефтехимической отрасли видится повышение энергоэффективности колонны путем замены контактных устройств. Однако часто в промышленной практике причиной низкой энергоэффективности производства является неправильная организация технологических процессов [6, 10, 12, 15, 30, 33, 38, 49]. Очевидно, что необходим комплексный анализ производственных узлов, подвергающихся модернизации или просто энергоаудиту.
Для нахождения и однозначной рекомендации методов увеличения энергоэффективности рассматриваемого производственного узла необходим комплексный анализ протекающих в нем ключевых технологических процессов с точки зрения энергообмена. Очевидно, что для реализации этого должны быть задействованы этапы экспериментального и математического моделирования указанных процессов. В ходе данной научно-технической работы, таким образом, должны быть решены следующие задачи: определится с наиболее приемлемым методом анализа энергоэффек тивности промышленного узла; рассмотреть тенденции наиболее эффективных мер энергосбереже ния для аналогичных производств; рассмотреть основные методы моделирования процессов контактного теплообмена в промышленных аппаратах; определится с наиболее адекватно отражающим энергетическую и экономическую оптимальность реорганизационных мер критерием энергетической эффективности, по которому будет делаться окончательный выбор варианта модернизации рассматриваемого производства.
Термодинамический анализ работы подсистемы охлаждения пирогаза для выбора путей увеличение производительности и энергоэффективности
Как уже отмечалось выше, предприятия химической и нефтехимической промышленности являются одними из самых энергоемких и ресурсо-затратных, они же являются наиболее сложными для комплексного анализа в ходе энергоаудита. Даже относительно небольшой производственный узел часто представляет собой комплекс протекающих сложных физико-химических процессов, многие из которых до сих пор не имеют разработанной математической модели, и аппараты их использующие, подбираются по полученным в ходе испытаний эмпирическим зависимостям, которые априори не обладают предсказательной способностью. Однако даже разработанные в ходе фундаментальных исследований математические модели зачастую не могут быть применены в реальных условиях без дополнительной доработки в ходе экспериментов на подобных устройствах.
Следствием сложности и разнообразности встречающихся в ходе аудита исследовательских задач, публикаций, которые можно было бы отнести к непосредственно области решения целевой задачи энергосбережения достаточно немного. Авторам достаточно сложно соблюсти баланс между освещением общих вопросов энергоэффективности и подробным описанием, какого-либо производственного физико-химического процесса, изучение которого представляет собой обычно отдельную достаточно сложную и обширную область знаний. Часто, в зависимости от квалификаций и научной ориентированности авторы либо останавливаются на достаточно общих теоретических вопросах экономии энергии и энергоэффективности процессов [151-158], либо абстрагируясь от конкретных технологических процессов оперируют статистическими показателями энергопотребления предприятия или группы предприятий, ориентируясь на удельные показатели энергопотребления по отраслям [159-171], либо переходят в область освещения узкоспециа лизированных вопросов моделирования отдельных процессов или аппаратов, превращая книгу в очередной учебник по «процессам и аппаратам химических производств». [172-174], [175], [176], [177], [178] и др.
Отдельно следует отметить работы [179] и [14, 180] т. В них на основе проведенных НИОКР на конкретных предприятиях даются примеры одних из наиболее полных анализов производственных процессов.
Системный анализ наилучшим образом подходит для изучения и моделирования таких сложных объектов. Он позволяет разбить рассматриваемую систему на элементы, которые представляются в математической модели в качестве функциональных блоков. Такая аналитико-математическая модель органично вписывается в соответствующее программное представление (в концепции функционального программирования), иными словами позволяет инженеру-технологу и инженеру-программисту общаться на одном «языке». Базовые принципы системного и функционального анализа применительно к инженерно-техническим объектам изложены в таких трудах как [181-189].
Для применения этой концепции к предприятию конкретной отрасли требуется решить следующие задачи: определиться с критериями расщепления, или по-другому объединения составляющих производственного объекта на функциональные элементы; выбрать или разработать совокупность математических моделей производственных процессов, имеющих место быть на рассматриваемом объекте, разработать на их основе функциональные расчетные модели производственных объектов; определиться с критериями энергоэффективности, целевой функцией поиска возможных решений и критерием окончательного выбора, наилучшего варианта.
Одним из первых авторов, попытавшихся рассмотреть проектирование химических производств с точки зрения системного и функционального моделирования является Кафаров В.В. [190] и [191]. Его можно считать основоположником целого направления в прикладной кибернетики: алгоритмизация моделирования производственных физико-химических процессов в нашей стране. Среди других авторов, изучавших комплексный анализ химических производств можно отметить [178, 181, 184, 192-194]. За рубежом это направление к сожалению, развито более сильно коротко можно отметить таких авторов как [195-199] и др.
У авторов [73, 200, 201] были сформулированы основные принципы теоретического моделирования, основанного на экспериментальной базе, получившего определение сопряженного физического и математического моделирования. Физические процессы, протекающие в аппарате, представляются в математической модели в виде совокупности иерархически распределенных взаимодействующих подсистем с различными определяющими пространственно-временными масштабами. Для каждой такой подсистемы можно выделить интегральные входные и выходные параметры, являющиеся следствием его внутренней структуры и являющиеся связью с другими подсистемами. При этом, как правило, реализуется правило: внутренние структуры взаимодействующих подсистем с существенно различающимися пространственно-временными масштабами обладают инвариантностью по отношению друг к другу; взаимодействие между подсистемами осуществляется посредством определяющих параметров. В тех случаях, когда внутренняя структура какой-либо из подсистем неизвестна или слишком сложна, для нахождения математической взаимосвязи между определяющими параметрами для описания используют феноменологический подход, позволяющий сократить необходимые вычислительные затраты.
Моделирование процессов переноса в ядре турбулентного потока газовой фазы в насадочных слоях
Физические процессы в слое насадки являются результатом турбулентного взаимодействия газовой и жидкой фаз. На основании, постулированной в работах Кутателадзе С.С. и Леонтьева А.И. консервативности турбулентных температурного и концентрационного пограничных слоев к возмущениям, тепломассоперенос в слое насадки может быть описан с помощью моделей турбулентного пограничного слоя. Структура потоков в насадочном аппарате хорошо моделируется с помощью одномерных дифференциальных уравнений. Ввиду незначительных поперечных скоростей газовой и жидкой фаз как в неупорядоченных, так и в упорядоченных насадках использование двух- и трехмерных моделей движения потоков может быть необходимым лишь на стадии численного проведения экспериментов.
Критерием окончательной оценки и выбора научно-технических решений снижения энергоемкости производства должны служить экономико-энергетические показатели, такие как удельный расход основных видов потребляемых энергоресурсов на единицу целевого продукта. Критерием энергоэффективности контактных теплообменных аппаратов в этом случае удобно использовать критерий Кирпичева, учитывающий внутренние конструктивные особенности аппарата через главные энергетические показатели его работы.
В главе рассмотрена теплотехнологическая схема узла охлаждения и компримирования пирогаза Э-200 ОАО «Казаньоргсинтез». Применяя системный анализ к рассмотрению работы указанного производственного узла выработан алгоритм последовательного поиска мер по улучшению эффективности работы каждой из подсистем и всего узла в целом при повышенной нагрузке по исходной смеси (пирогазу) при учете взаимного влияния элементов системы на работу друг друга. Выяснено, что наиболее рациональной мерой по повышению производительности колонны является изменение режима работы подсистемы теплообменников охлаждающей циркуляционной воды. Далее в главе приводятся расчет и соответствующая модернизация теплообменников циркуляционной воды, с тем, чтобы удовлетворять найденным режимным требованиям работы колонны охлаждения.
Описание теплотехнической схемы Узел Э-200 предприятия «ОАО Казаньоргсинтез», показанный на рис. 2.1 предназначен для охлаждения пирогаза, очистки его от дисперсной фазы тяжелых углеводородов и последующего компримирования.
Для снижения энергозатрат при сжатии пирогаза его очистка совмещена с охлаждением до входа на первую ступень компрессора, а также после каждой ступени компримирования. Предварительное охлаждение осуществляется с помощью оборотной воды путем впрыска и последующего противо-точного контактного охлаждения в закалочной колонне К-201. Промежуточное охлаждение после каждой ступени сжатия осуществляется в поверхностных теплообменниках оборотной водой.
Работа узла компримирования пирогаза описана ниже. Рис. 2.1 Рассматриваемые в работе подсистемы узла охлаждения пирогаза Э-200 (с проектной нагрузкой по пирогазу)
Условные обозначения: I/A – подсистема охлаждения пирогаза; I/B – подсистема ступенчатого сжатия пирогаза; I/A/A – составной элемент подсистемы I/A образованный контуром циркуляционной воды, охлаждающей пирогаз; I/A/B – составной элемент подсистемы I/A, образованный группой теплообменников определяющих охлаждающую способность I/A/A и всего узла в целом. Внешние связи системы с внешней средой и подсистем друг с другом соответствуют обозначенным массовым потокам и определяются их теплоэнергетическими качествами.
Условные обозначения конструктивных элементов и потоков: 1 – колонна К – 201 (а – нижняя секция колонны, состоящая из семи уголковых провальных тарелок; b – верхняя секция колонны, состоящая из семи колпачковых таре 64 лок), 2 – теплообменники циркуляционной воды Т – 203 a и b, 3 – теплообменник циркуляционной воды Т – 201 (a – d), 4 – отстойник циркуляционной воды Е – 203; 5 – устройство впрыска воды в поток пирогаза, 6(a-f) – центробежные компрессоры B-401 (a – f), 7 – теплообменники промежуточного охлаждения после каждой ступени сжатия T402 – T407, 8, 8(a-f) сборные детандеры E-403 и E-404 - E-409 соответственно
Пирогаз после пиролизных печей и серии устройств впрыска поступает на вход закалочно-испарительного устройства 5 с температурой 200 оС и составом, показанным в таблице 2.1. В 5 с помощью форсунок происходит распыл воды в поток пирогаза. За счет интенсивного испарения воды температура пирогаза снижается до температуры 86-120 оС, после, чего паро-пирогазовая смесь поступает для дальнейшего охлаждения в колонну К-201, обозначенной под номером 1. С помощью охлаждающей воды, подаваемой в верхнюю и нижнюю секцию колонны (потоки 2 и 3 соответственно) происходит дальнейшее охлаждение пирогаза до температуры 53-68 оС (требуемая температура охлаждения 40-45 оС). Расход охлаждающей воды по регламенту 800 т/ч. Расход воды, подаваемой в верхнюю часть колонны, составляет 130-200 т/ч, а в нижнюю часть – 500-600 т/ч. Начальная температура охлаждающей воды верха колонны 35-38 оС или 42-45 – без пропиленовых холодильников. Начальная температура воды, идущей вниз колонны 55-70 оС, без пропиленовых холодильников – 70-76 оС.
Отработанная после колонны охлаждения вода поступает в отстойник Е-203 (номер 4), где происходит осаждение осевшей в воде из пирогаза твердой дисперсной фазы. Осветленная в отстойнике вода частично направляется в воздушные холодильники оборотной воды Т-201 3, остальная часть снова идет на охлаждение пирогаза в устройстве впрыска 5. Вода в нижнюю секцию колонны К-201 поступает сразу после воздушных холодильников Т-201 (3), для верхней части вода дополнительно охлаждается в водо-водяных холодильниках Т-203 (2). После закалки в колонне К-201 пирогаз с температурой 40—70 оС поступает в сборные детандеры E-403, показанные в виде устройства под номером 8, откуда подается на первую ступень компрессорной станции B-401 (6(a)-6(b)).
Сжатие происходит ступенчато с охлаждением после каждой ступени до первоначальной температуры, так, что процесс приближен к изотермическому. По проекту сжатие должно осуществляться на уровне температуры 37-40 оС, и на выходе узла компримирования должен подаваться пирогаз с давлением 3,9 МПа и температурой 37-40 оС.
В действительности удается получить пирогаз на температурном уровне не ниже 60 оС. Такой высокий температурный уровень сжатия пирогаза, как будет показано позже, вызывает значительное превышение энергии необходимой для сжатия пирогаза и, превышение уровня оборотной охлаждающей воды по сравнению со сжатием с приближением к изотерме в 40 оС. Параметры потоков первоначальной схемы на рис. 2.1 показаны в таблице 2.1. В таблице 2.1, также, как и на схеме на рис. 2.1. не учтена оборотная охлаждающая вода, направляемая в теплообменники промежуточного охлаждения 7(a-f).
Поверочный расчет модернизированной колонны и оценка эффективности замены контактных элементов
Учитывая успешный опыт авторов [232, 330, 350] можно полагать, что форма демпфирующего множителя в виде KD =[і-ехр(-;у М)]и, показавшая наилучшие результаты для простых случаев турбулентного течения может быть применена и для описания обтекания проницаемых поверхностей. В рамках соотношений Таунсенда демпфирующий фактор как функция от у запишется в следующем виде:
Конкретные значения коэффициентов А, п должны определяться для каждого типа аппарата исходя из опыта эксплуатации аналогов и конкретных гидродинамических условий.
Для случая обтекания полупроницаемой пластины турбулентным потоком, исходя из вышеописанного, рекомендуются значения коэффициентов в формуле (3.55) близкие к турбулентному невозмущенному течению: и = 3, А = 0,41 + 0,436 (последнее значение коэффициента ,4 предлагается авторами [350] в функции турбулентной вязкости для течений с совокупным воздействием трех возмущающих факторов: поперечной кривизны обтекаемой поверхности, градиента давления, и вдува).
Поскольку в настоящей работе не ставиться целью точное описание гидродинамического пограничного слоя, осложненного различными возмущающими факторами, и ввиду уже указываемой консервативности законов массо- и теплообмена к градиентным возмущениям, очевидно, что для моделирования тепломассообменных процессов в турбулентных пограничных слоях промышленных аппаратов достаточно установить коэффициенты функции демпфирующего множителя лишь для безградиентного течения вдоль полупроницаемой плоской пластины.
Для проверки этой модели были выбраны экспериментальные данные полученные в [231, 351] как наиболее достоверные. Сравнивались экспериментальные и вычисленные согласно приведенным выше формулам профили скорости по высоте пограничного слоя. В указанных источниках результаты и экспериментов были обработаны в безразмерных координатах со =
Аналогичным образом преобразуется функция распределения относительного касательного напряжения по высоте пограничного слоя. Учитывая, что рассматривается течение вдоль полупроницаемой пластины, на которой выполняется условие прилипания, то есть AUy = и - 0, получится:
Таким образом, нахождение значения bкр для каждого заданного Re сводится к краевой задаче для обыкновенного дифференциального уравнения (3.58) и входящих в его состав функций (3.59) - (3.62) при условиях (3.66) и (3.67).
Задача решалась численными методами в свободно распространяемом пакете Scilab. Поскольку дифференциальное уравнение не является жестким, для его решения был применен стандартный алгоритм Рунге-Кутты Фельд берга 4-5-го порядка точности, для численного интегрирования был использован алгоритм Гаусса-Кронрода. Общий алгоритм вычислений был организован следующим образом: задавалось число Рейнольдса Re , первоначаль ные значения окр и — ; интегрирование дифференциального уравнения проводилось от верхнего предела (начальные условия - со = 1 при у = — г), в случае, если получаемый профиль скорости co(j ) не удовлетворял условию (3.67) требуемое значение —- искалось путем градиентного приближения до
График результатов численного исследования краевой задачи (3.58), (3.66) (точки) и аппроксимирующей их зависимости (3.68).
На рис. 3.8. показан график аппроксимирующей зависимости (3.68) совместно с результатами численного исследования.
После полученного результата (функции bкр(Re ) ), можно снова вернуться к задаче проверки модели на предмет соответствия экспериментально полученным профилям скорости.
С помощью формулы (3.68) система уравнений (3.58) - (3.63) оказывается замкнутой. Для сравнения в расчет будут также включены выражения для безразмерного критического параметра вдува (3.64) и (3.65).
Расчет производился для каждой пары b и Re , указанных в авторами [351] и [231]. Начальным условием для (3.58) было (0) = 0 . Интегрирование производилось до достижения условия (3.67). Как и в решении только что рассмотренной краевой задачи для интегрирования обыкновенного дифференциального уравнения использовался алгоритм Рунге-Кутты Фельдберга 4 174 5-го порядка точности, численное интегрирования получавшегося профиля скорости (после достижения, указанного в экспериментальных данных верхнего уровня) проводилось по двадцатиодноточечному алгоритму Гаусса-Кронрода.
На рис. 3.9-3.17 показаны результаты расчетов [332-335, 349] профилей скорости по высоте пограничного слоя в безразмерном виде, вычисленные согласно уравнениям (3.58) - (3.65), (3.67), (3.68), а также экспериментальные данные источников [351] и [231]. Как видно приведенная модель с использованием функции (3.68) дает наилучшие результаты для всего рассматриваемого диапазона даже для больших значений bкр.
Среднее относительное отклонение находиться в пределах 10 %, с учетом довольно сильного разброса экспериментальных точек и характера их получения, это можно считать удовлетворительным согласованием.
