CC BY
10
УГК 621 51
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ НАГРЕВА ОРГАНИ ВЕСКОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ R CHCTFMF PF KY П F PAI [ИИ TFnrOBhlX nOTFPh М0В/1ЛЬН01? К ОМ nPF Г ГОРНОЙ УСТАНОВКИ НА DA3C ТИХОХОДНОГО ОДНОСТУПЕНЧАТОГО ТОРШ 11СООГО КОМПРЕССОРА
В. Л. Юша. Г. И. Чернов. А. М. Калашников Ovrvitti cncyónpcrn венной *гс.гннчесгий уиимрсптот..- Омск, Россия.
Аннотация В статье рассмотрено модслпроолопс npoaoccoD пагрсвл органического топлива о сп стеме рекупер.-шпп тутовых потерь мобильной компрессорной установки. .Моделирована© процессов илгррна жидкого топлива, его кппенпя п перегрей! пара проводилось r сроде ANSYS. Результаты моделировании Оы.ш сравнены с извечными инженерными меюднкамн. ни доказали адеквахнооь рассмотренного способа моделирования.
Ключевые ciaba: cuiie.mii рек>uepauuu 1еи.ювыд huí ерь. мобильная комнрессорнам > cía нивка, моделирование. органическое топливо.
I Вььдьниь
Как известно. иракшчеоки вся знср.ия. .шлвсдиыая к компрессору. нрсобразусюя в тепловую JHtpi то н ui-водится в окружающую среду посредством систем охлаждения газа, смазызающей я охлаждающей жидкостей. а также ксммуишхцпн [1, 2J. В мобильных компрессорных установках более полобшш сперпш. подосдимон к силовом^- агрегату (как правило - двигагех-о внутреннего с гор гния} в результате сжигания топлива в егс рабочей камере Rw6pafMRa?Trí в атмогфрру виегтр с ямхлпппнми гагами, я также чррея системы охлажд?чия мяг-ла. охлаждающей жидкости и наддувочного воздуха [3] Особый интерес представляют тихоходные односту-петатые ксмпэ&ссоры. э которых имеют место ушшалыше условия схлахсдешм рабочего газа п цилгащэе
Пути решения э~ой задачи дл* мобильной компрессорной установки (МК^) с сущ?гтаующимн уочтреггорными агрегатами предложены в работах [б, 71. В них проведен термодинамический анализ различных структурных схем рекуперации тепловых потерь МКУ. Однако в этих иеследованиях не рассматривался такой теплоноситель. как топливо, полагаемое в силовой агрегат. Между тем известно несколько спосооэз повышения К11Д ДВС р, 8], в том числе и увеличение температуры подаваемого в двигатель топлива, позволяющее улучшить качество распыленна н повысить полноту стирания топлива [1.9. 10. 11] Очевидно, что тоишво может являться оддом из теплспос1гтелем системы рекуперации тепловых потерь в МКУ. При этом элементами слете мы рекуперации ?логут гхояте тто конструкции цилиндрические охлаждающие полости топливных форсунок, цилиндров ДВС и тихоходного длшшоходозого одпоступе1патсго перпшезого компрессора. В связи с этим задача разработки методики расчета процессов нагрева органического топлива в системах охлаждения гак их узлов является актуальной.
П. ЦЕЛЬ РАБОТЫ
В представленной работе исследуются процессы нагрева, кипения и перегрева пара органического топлива (керосина) в каналах элементов системы рекуперации тепло выл похерь мобильной компрессорной >сгановки на 5азс тихоходного одноступенчатого поршнеесто компрессора.
3 качестве оэьекта исследования рассматривается цилиндрическая стенка с внутренним охлаждающим каналом. Такой элемент является базовым для таких источников тепловых потерь, как цилиндры, форсунки, подшипниковые узлы. И качестве топлива рассмотрен керосин.
Канал, выполненный в цилиндрической стенке, в обшем случае можег быть витым с переменным радиусом вптха пс дллпе навивки, как это представлено па рис I Кроме того, может также варьироваться и шаг павпвкп.
3 качестве методики расчета наг ре за керосина в среде АКБУЗ используется известная система уравнений конвективного теплообмена. В качесгзе основных приняты следующие допущения.
I. Процессы течения жидкости н теплообмена являются стационарными Это допущение обусловлено тем. что расчёт теплсгндрзвлическнх процессов осуществляется нз основе сложных систем дифференциальных уравнений, нестацлонарность же процесса приводи 1 к резкому >ок;жнени.-с системы уравнений, ни усложняет полулелне решения
7. Температура греющей движущийся поток стенги остается постоянной Это допущение вытекает ил первого допущения
} В потоке жидкости отсутствуют внутренние источники тепля
3 качестве основных расчетных уравнений, используемых при анализе течения, используются следующне:
- урзвненне неразрывности, выражающее закон сохранения массы:
- уравнения Навье - Стикса, выражающие закон изменение импульса. на основе которого находи, о. распределение поля скоростей б области движения потока;
- уравнение энергии выражаюоее закон сохранена* энергии, на основе которого строится распределение температурного поля в области движения жидкости,
Ш. ОБЪЕКТ ИССЛЕДОВАНИЯ
Риг I Схема канала нагрева топпнти
IV М-ТОДИКА ПРОТОЛКНИ Я ИССЛРДОН АНТТ Я
- уравнение Ньютона - Рихмана. позволяющее определить тепловой лоток, подводящийся е движущейся среде со стороны греющей стенки
Представленные выше уравнения образуют систему, которая описывает нагрев движущейся однофазной среды, когда в канале движется жидкость или газ При кипении жидеости составляется система из двух подсистем. Одна подсистема описывает движение жидкости, другая подсистема - находящегося в состоянии равновесия с жидкостью пара. Связь между этими подсистемами осуществляется с помощью следующих уравнении, описывающих взанмоденс хине фаз на 1 ранние их раздела.
Уравнение, описывающее механическое равновесие через равенство касательных напряжении со стороны жидкости и пара не границе раздела фаз 12]:
, (еУ\ . (яГЛ
И • — = У • — (1)
V )т> ^ он
где ^ - коэффициент динамической вязкости жидкое фазы;
^ - касательная к границе раздела фаз составляющая скорости жидкой фазы;
^1 - коэффициент динамической вязкости паровой фазы; V*
- KiK.iie.LbHi-.>. к 1ранине раздела фаз составляющая сксросш иаровои фазы, п - координата, нормально направленная к границе раздела баз.
Уравнение, характеризующее мзссообмеи. связанный с переходом вещества и; одной фазы в друтую па гра ниве раздела фаз.
(р'-^ИР'^Х (2)
где - плотность жидкой фазы. кг^мЗ;
V '
п - нормальная к границе раздела фаз составляющая скорости жидкой фазы;
р _
плотность паровой фазы. кг/мЗ ;
V
и - нормальная к границе раздела фаз составляющая скорости паровой фазы. Уравнение, описывающее тепловой баланс при теплообмене между жидкой и паровой фазами на гранте раздела фаз:
=r-p'-v; (з)
Т>
tftl
где ^ - коэффициент теплопередачи жидкой фазы:
г - удельная теплота парообразования. Дж/кг.
Левая часть этого уравнения определяет плотность теплового потока, подводимого (отводимого) к гранило раздела фаз со стороны жидкой фазы. Правая часть этогс уравнения олнсываег плотность теплового потока, отводимого (подводимого) от границы раздела фаз со стороны паровой фазы.
В указанные зышс уравнения неразрывности, изменения импульса, энергии, теплоотдачи и Ньютона - Гих-мана входят теглсфшические сзойства среды, ксторые в обшем случае зависят ог температуры.
Уравнения, определяющие зависимость свойств движущейся среды от температуры при представлении в аналитическом виде достаточно сложны. поэтому эгн зависимости представляют в виде таблиц, которые вводился в библиотеке свойсгв веществ специальных программных комплексов, например ANSYS CFX.
Построенная система дифференциальных уравнений описывает все возможные случаи теплоотдачи при движении потока в канале. Для еыдслсння из бесконечного числа возможных решений единственного нужного синему уравнений необходимо дололншь условиями однозначности. коюрые делятся на условия герметической однозначности, физической однозначности и граничные условия.
К условиям геометрической однозначности относится то, что капал, пс которому движется поток, рассмат ривался с двумя видами поперечною сечения (круглым и зреуюльным). причем в основе ipey юльною сечения лежит раяксстпронннн треугольник R обоих случаях площадь поперечного течения лринималагь одной и той же и равной 176 мм". Это соответствует диаметру капала 15 мм и стороне треугольника 20,2 мм.
К физическим ус.юниям относится задание занисимосгеи свойств движущейся среды (керосина) ui icMuepa-туры в виде таблиц, которые вводятся в библиотеке свойств веществ ANSYS CFX.
I ранттчнктин условиями дм расчёта -ешгоотдачи яетяетс9 задание температурчт жидкого керосина на входе каиал на уроине 20 С, а также задание скорости жид1сого керосина на входе d капал о шще паБора значении 0,1; 0,5; 1,0 м/с. При рас лете режимов нагреза жидкого ксрсснна. его выкипания и нагрева паров керосина, массовый расход принимался нос шинным. 3 .раничные условия входили задание хемлерахуры Соковой хрехохцей сменки канала в виде набора нескольких значений, кохорый менялся ири изменении режима нахрева иохока. Датитенче на входе потока я канал задавалось проияволкнкш ооралом, - к интерес тредстаил^ет не абсолютное значение давления, а его перепад на рассматриваемом участке нагрева.
V. АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЁТА Расчет указанной системы уравнений с описанными условиями однозначности был произведен в среде AN-SYS w х1рх-лихеченнем иршкикения CFX. Посхрсение хеомехрни моделей ках-.ана производилось в модуле Geouxe-try. посгроенне расчетной сетки конечных элементов - в CFX - Mesh, задание граничных условий и параметров расчёта - в СУХ - Рте. решение - в CJJKX - Solve, визуализация и анализ результатов в СУХ - Post. Единицы измерения всех величин соответствовали СИ.
Пример результатов расчёта нагрева керосина до катала ышеши для частпсго случая при скорости керосп на v-0,5m/c и хемиера.уре схснки lcf-2000°C приведён на рис. 2, 3 и 4. Расчехные зависимое хи д.швы канала на.рева керосина до сосгоиних кипения ох скорое ш керосина и ox хемх]сра1 \рьх хреющей схенки для раз.хнчных конфигураций поперечного сечения гикала ттрелотаяяекм и табл I
Г.К
420 4СС 3S0 Wj 340 220
260
0 JJ ~Ц2 UJ W Lг< ^
Рис. 2. Изменение температуры потока по длине канала при скорости керосина 0.5 м'с и температуре стегаах tn~2000°C: лишы 1 капал с круглым поперечным селением: .хиння 2 - канал с хреушльным хюххергчньхм сечением
Toul Twriíeatjw
Сс*1м>1
~<1&Топ\рХУи<) Conteur i
I
[<1
404. ш 456 216 446.0î1 WW •«7.011 388676 '«SStfl ЯС.4» 33 uro 312 lib WOM
I
V42*7
eneir* ю7.9й т&ав'з
701.7« 633624 5в5ч» 407.34 429 249 ЭВ1 1« »3.0«)
Рис 3. Распределение температуры з продольной плоскости, прохедяшей через ось симметрии круглого сечения У=0.5 м/с, tCT=2000°C)
Рис. 4. Распределение температуры в продельной плоскости, преходнпей через ось симметрии треугольного ссчснкя (V=0.5m/c, tCT=2C00°C)
ТАБЛИЦА 1
ЗАВИСИМОСТЬ ДЛИНЫ УЧАСТКА НАГТТ.ВА 7ШДКОТОКТ.РОСИИА ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ ГРЕЮЩЕЙ СТЕНКИ И СКОРОСТИ ПОТОКА
Tv.\iuepai> ра стенки Т, "С Длина канала L. мм
Скорость V, м/с Круглое ссчснис Треугольное ссчсннс
0.1 733 550
500 0.5 2205 1711
1.0 ~7Я0 7.ÍI7
од S>\) 196
1000 0,5 991 735
1,0 1260 1013
ОД 224 108
1Í0C o.s Л4Г) 471
1,0 821) 661
од 165 69
200С 0,5 171 319
1,0 510 456
Особенностью кипения керосина является го. что он еипнт на интервале температур от 150 до 280ис. Это обусловлено тем сСсюя1е.1ылвом. 41 о керосин являе.о. смесью углеводородов В предельном случае ею можно рассматривать как бинарную смссь. в которой 150°С является температурой кипения ннзкокнлящего компонента. a 2804.' - температурой кипения высоко кипящего компонент?. При расчёте кипения керосина рассматривалось сю движение в каналах .акже i_b>x шив сечении - в канале с круглым поперечным сечением и в канале. поперечпым сечеппем которого является правильный треуголышк. При этом температура греющей степ ки принимала значения 800; 1500; 2000"С. Скорость движения жидкой фазы керосина на входе в канат принималась равной значениям ОД; 0,5; 1 м/с.
На основании расчёта строились зависимости изменения по длине канала температуры жидкой фа-ы н объёмней доли жидкой х фазы).
Результаты расчёта кипения керосина представлены в табл. 1. пример результатов расчёта для частного слу чая при скорости керосина V-0, Wc и температуре стенки ^,=2000 JC приведён на рис. 5 - 10.
7,К 560
5ÚO 520 500 480 á60 WÚ ¿20
? А
/ ' [
\/
/ V
// /
/
п 0,1 0,2 /?? as 0.6 i
Рне. Ь. Изменение температурь: жидкой фазы по длине канала при скорости керосина Э. 5 м/с и температуре сгенхи 2000еС: кривая 1 капал с круглым поперечным сечеппем; кривая ?. - канал г треугольным поперечным гечрнирм
Ркс. 6. Распределение температуры жидкой фазы Рис. 7 Гаспрсделение температуры жидкой фазы
потока в продольной плоскости, проходящей через ось потока в предельной плоскости, проходящей через симметрии круглого течения (V = 05 у я'с = ?.Г)00 С) пек, симметрии тресте литого течения
(V = 0.5 м/с. и, = 2000 С)
Рис. 2. Изменение объёмной до.ш жилкой ко длине канала при скорое1и керосина 0.5 м'с н температуре стенки 2С'00°С. (кривая 1 - канал с круглым поперечным ссчснисм: кропая 2 капал с треугольным поперечным селением)
Рис 9 Растрелеленне ойкодной доли жидкой фазы потока в продольной плоскости, проходящей чере з ось симметрии круглого сечения 'У = 04> м'е. 1ст = 2000 С)
°иг 10 Распределение оок?мной доли жидкой фазкт потока в продольной плоскости, проходящей чеоез ось симметрии треугольного сечения (V = 0,Ь м/с, ^ = 20004,')
ТАКТТИЦА 7
ЗАВИСИМОС ТЬ ДЛИНЫ УЧАСТКА ВЫКИПАНИЛ КЕРОС ИНА ОТ СКОРОСТИ ПОТОКА И ТЕМГТРР А Т^ФЫ ГРРЮ1ЦРЙ СТЕНКИ
1 «мператгра Д.тина канала Ь. мм
стенки, СС Скорость Л , м/с ' Круглое селе:п1е Треугольное сепехше
од 855 196
ВОО 0.1 1ЯС.0 1550
1.0 24-15 1890
0.1 377 ПО
1500 0,5 938 660
1.0 1165 830
од 267 83
2000 0.5 680 442
1,0 810 580
После полного выкипания керосина на интервале температур 280 - ЗОС °С прк сто дальнейшее нагреве происходит нагрев паров. Нагрев продолжается до достижения температуры 430 - 450 ЭС . при которой начинается термическое разложение паров керосина на более лёгкие углеводородные фракции [13]. Как при нагреве жидкого керосина и его выкипании, так и при нагреве паров керосина рассматривалось его движение в каналах двух типов сечениР - и канале с круглым поперечнмм сечением и я канале поперечном сечением которого як-лхе.ед правильный хреу. о.хьннк. При лсм 1СМ1херахура х рею и. ей схеххки нринх1ма,ха значения 1С00. 150С. 2000 СС. Скорое хь движении жидких и керсскхха на входе в канал принималась равней значениям - 11. 55. 110 м'с. Это связано с понижением плотности керосина при его переходе в паровую фазу, а также сохранением массового расхода, соответствующего скоростям при движении керолша з жидкой фазе 0,1; 0,5; 1 м'с.
Пример результатов расчётз нагрева паров керосина до начала термического крекинга при температуре греющей стенкн 2000СС и скорости потока 55 м/с представлены на рисунках Л, 12 и 13. Расчетные зависимости длины канала нахрева паров керосина до начала процесса хермнческохо крекннха ох скоросхн керосина л ох температуры греющей сгснки для различных конфигураций поперечного сечения канала представлены в табл. 3.
Рис. 11. Изменение температуры паровзй фазы по длине канала при скорости керосина 55 м'с и температуре стенкн 2000 °С: крх1вая 1 - канал с лрух.хыл иолеуечным сечением, кривая 2 - канал с хреухолвххым хклхеречнь.м сечением
ь
Рисунок 12 - Распределение температурь: паровой фазы потока б продельной плоскости, проходящей через ось симметрии крунюю сечения (\г = 55м/сЛст= 2000 ЭС)
Рисунок 13 - Распределение температуры паровой фс.зы потока в продольной плоскости, проходящей через ось симметрии греуюльнош сечения (V = 55 м/с, кт = 20ЭЭ °С)
ТАБЛИЦА Я
ЗАВИСИМОСТЬ ДЛИНЫ УЧАСТКА НАГРЕВА ПАРОВ КЕРОСИНА ДО НАЧАЛА ЕГО ТЕРМИЧЕСКОГО РАЗЛОЖЕНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЬ] СТЕНКИ
И СКОРОСТИ ПОТОКА
Длин?, канала 1 мм
Температура сгенки Т. СС Скорость V, м/с Круглое сечение Треугольное сечение
0,1 492 373
1000 0,5 6.« 2 494
1 0 699 55(1
0.1 293 198
1500 0.5 387 266
1.0 424 298
0,1 203 135
2000 0,5 277 181
1.0 303 203
VI. ВЫВОДЫ
Сравнение полученных интаральных результатов расчёта в среде А^ЭУЭ с резулыахамн расчёта, полученными на основе стандартных инженерных методик [14]. показало их удовлетворительную сходимость с погрешностью в пределах 20%. Подтвержденном адекватности расчета процесса кипения керосина является удовлетворительное совпадение температурных грантщ интервала процесса кипения (150 н ?Я0°С.) с расчетными границами интервала измепеппя объёмной доли кипящего кероаша (1 и 0.-1). Кроме того, анализ расчётов пока зывает. что длина участка нагрева, приводящего к началу кипения керосина, в канале с круглым поперечным сечением больше, чем в канале с треугольным поперечным сечением. Это обусловлено большим периметром треугольного сечения. Увеличение сксросгн истока приводит к увеличению длины участка нагрева, что является качественной ьерификацией ре ¿уды а юи расчёта. Всё ло показывает, чти ире^сгавленная в статье ме.одика. разработанная на базе пакета АМ^УБ, применима для расчёта нагрева топлива в каналах сложной конфигура-щга. которые могут быть использованы в системе рекуперации тепловых потерь в МКУ с различными типами компрессорного оборудования. Поденные предварительные результаты позволяют предположить возможность эффективного совмещения системы рекуперации МКУ с системой топливоподготовки. в том числе с возможное! эш термическою крекиша топлива.
Прикладные научные исследования н экспериментальные разработки проводятся при финансовой поддержке государства в лице Минобрнауки России. Уникальный идентификатор прикладных научных исследований KFMEFI57715X0203
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Архаров А. М. [и др.] Теплотехника. М.: МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2004. 712 с.
2. Юша В. Л. Системы охлаждения н газораспределения объёмных компрессоров. Новосибирск: Наука. 2006 236 с
3. Луханин В Н. [и др.] Двигатели внутреннего сгорания: теория рабочих процессов. ML: Высшая школа. 2007. 479 с.
4. Yusha V. I., Densin V. G . Bnsarov S. Nedovenchanyi A. V , Gromov A. Yu. The estimation of thermal conditions of highly-cooled long-stroke stages in reciprocating compressors // International Conference on Oil and Gas Engineering. OGE-2015. P. 264-269
5. Юша В. Л., Карагусов В. И.. Бусаров С. С. Моделирование рабочих процессов тихоходных длинноходо-вых поршневых компрессоров // Химическое и нефтегазовое машиностроение 2015. № 3. С. 21-24.
6. Yusha, V.: Chernov G Effectiveness analysis of using the Rankiue cycle and cycle of refrigeration machiiie for recuperation of heat losses in mobile compressor unite H Sth International Conference on Compressors and Coolants. Papiernicka. Slovakia. 2013 P. 45.
7. Юша В. Л., Чернов Г. И. Термодинамический анализ эффективности компрессорных установок с рекуперацией тепловых потерь: моногр. Омск: ОыГТУ, 2014. 104 с.
S. Кавтарадзе Р. 3. Теория поршневых двигателей. Специальные главы: учеб. для вузов. ML: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2008 720 с.
9. Марков В. А., Девянин С. Н. Мальчук В. И. Впрыскивание и распиливание топлива в дизелях. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2007. 360 с.
10. Dent J. С. Basis for the comparison of various experimental methods for study spray penetration - SAE. paper 710571. 1971. IS p.
11. Hiroysu H., Aral M. Structures of fuel spray ш diesel engines penetration - SAE paper. 900475. 1990. 14 p.
12. Кугепов A. M , Стерман Л. С., Стюшин Н. Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании М.: Высшая школа, 19S6 +4S с.
13. Михаилов А. М. Паровая конверсия углеводородов как метод химической регенерации тепла Н Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. Секция: Энергетика. Электротехника. 2013. № 3(178). С. 95-100.
14. Григорьев В. А., Крохин Ю. И. Тепло- и массообмекиые аппараты криогенной техники. М Энергоиз-дат. 1982 312 с.
