CC BY
187
УДК 621.6.036
А.П. Усачев, А.В. Рулев
ОЦЕНКА ДОСТОВЕРНОСТИ ПРЕДЛАГАЕМОГО МЕТОДА ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА ПРОМЫШЛЕННЫХ ТРУБНЫХ РЕГАЗИФИКАТОРОВ СЖИЖЕННОГО
УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА
Приведены результаты исследований теплового расчета промышленных трубных регазификаторов сжиженного углеводородного газа по существующей и предлагаемой методикам. Предлагаемый метод расчета позволяет более достоверно оценить количество выкипевшей жидкой фазы, приходящейся на величину относительной поверхности, что является важным резервом повышения средней величины коэффициента теплоотдачи.
Испарительная поверхность, сжиженный углеводородный газ, промышленный регазификатор, испарительный трубопровод, алгоритм теплового расчета
EVALUATION OF THE ACCURACY OF THE PROPOSED METHOD FOR CALCULATING HEAT PIPE INDUSTRIAL EVAPORATION LIQUEFIED PETROLEUM GAS
The results of heat calculation of the industrial piped evaporation of liquefied petroleum gas study on existing and proposed methods are considered. The proposed method of calculation allows for more reliable estimation of the evaporated liquid phase amount fall at the apparent surface magnitude, which is an important reserve for the average heat transfer coefficient increasing.
Evaporative surface, liquefied petroleum gas, industrial evaporator, evaporative piping, heat calculation algorithm
В настоящее время для теплового расчета промышленных трубных регазификаторов (ПР) сжиженного углеводородного газа (СУГ) применяется методика, предложенная в [1], согласно которой поверхность проточного ПР определяется по формуле
где к(аХ=0,5) - коэффициент теплопередачи ПР, Вт/(м2К). к(ат) = const, при степени сухости, равной Х = 0,5; Gj. - массовый расход сжиженного углеводородного газа, кг/с; ^.н t-.к - начальные и конечные температуры кипения парожидкостной смеси пропан-бутан в интервалах ее полного выкипания, °С; t„ t- - температуры теплоносителя и парожидкостной смеси пропан-бутан при степени сухости, равной Х = 0,5, °С; X - степень сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси, в долях от единицы; гг, сг - средние значения скрытой теплоты парообразования и теплоемкости пропан-бутановой смеси, при степени сухости, равной Х = 0,5, кДж/кг, кДж/(кг-К).
Температура парожидкостной смеси пропан-бутан, кипящей в проточном ПР, определяется при степени сухости, равной Х = 0,5. При этом начальная температура кипения ^.н, определяется при значении степени сухости, равном Х = 0, конечная температура кипения t™ - при Х = 1.
Коэффициент теплопередачи проточного ПР определяется, согласно [2], как
A.P. Usachev, A.V. Rulev
F
сущ.
(1)
v
к =
1
1 5 1
— + —^ + — а„ а„
(2)
где а - коэффициент теплоотдачи от промежуточного теплоносителя к наружной поверхности испарительного трубопровода, Вт/(м К); определяется согласно [2]; 5т - толщина стенки испарительного трубопровода, м; Ат - коэффициент теплопроводности материала стенки трубопровода, Вт/(м-К); аг - коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного трубопровода к СУГ, Вт/(м2К); определяется, согласно [3], по уравнению
А ^
а г = 0,55•—- • Ие0'8 • Рг0'4 г й
Я
И • г
Х
1 - Х
0,8
(3)
где — - коэффициент теплопроводности СУГ, Вт/(м-К); й - диаметр испарительного трубопровода, м; И - массовая скорость парожидкостной смеси СУГ, определяемая по формуле
4 • О г
И =
п • й2
(4)
Согласно [1], рекомендуется определять среднее значение коэффициента теплоотдачи по всей длине испарительного трубопровода при Х = 0,5, то есть, Оср = аСУг(х=0,5)-
Проведенный анализ формулы (1) показывает, что существующая методика теплового расчета проточных ПР [1] не позволяет учитывать изменение интенсивности внутреннего теплообмена и температурных условий в зависимости от изменения режима течения парожидкостной смеси и содержания в ней отдельных компонентов, и поэтому требует своего уточнения и развития.
В целях повышения достоверности теплового расчета проточных ПР в [3] получено уравнение для определения поверхности проточного ПР в зависимости от изменения режима течения парожидкостной смеси и содержания в ней отдельных компонентов, которое в конечно-разностном виде записывается следующим образом:
О (Храс.гр. Храс.н.)
к(арас )
г.рас.ср
(Храс.к.1 Храс.н.1)
1=1 (| т.к.рас.1 + 1 т.н.рас.1) (| г.к.рас.1 + 1 г.н.рас.1)
+ с • Т
г.рас.ср
а -I )
V г.к.рас.1 г.н.рас.1/
О (Хвол.гр. Хвол.н.)
к(авол )
О (Хкол.гр. Хкол.н.) к(акол )
1=1 (| т.к.рас.1 + 1 т.н.рас.1) (| г.к.рас.1 + 1 г.н.рас.1)
2 2
г.вол.ср
(Хвол.кл Хвол.нл)
+ с
1=р+1 (| т.к.вол.1 + 1 т.н.вол.1 ) — (| г.к.волл + 1 г.н.вол.1 ) 2 2 (1 • — I )
V г.к.вол.1 г.н.вол.1 /
■ +
т
г.волср Т (| + I ) (| + I )
1=р+1 V1- т.к.вол.1 '•т.н.волл/ \'•г.к.волл '•г.н.вол.1/
п
Т
22
(Хкол.кл Хкол.нл)
г.кОл.Ср ^ (1 + 1 ) (| + I )
1 ш+1 ' *• т.к.колл т.п.кол.1 / У1, г.к.колл г.н.колл /
2 2 (I — I •)
г.к.кол.1 г.н.кол.1
+
+ с
г.кол.ср
Т-------------
1=т+1 (| т.к.колл + 1 т.н.колл ) (| г.к.колл + 1 г.н.колл )
2
2
+
(5)
+
2
2
+
+
+
О • (Х
+
тум.гр.
Х )
Хтум.н.)
к(атум )
Т
(Хтум.к.1 Хтум.н.1)
г.тум.ср ^ (1
1=п+1 (| т.к.тум.1
+ I тнтум1) ^ г.к.тум.1 + 1
т.н.тум.1
г.н.тум.
1)
■ +
+ с
.1
Т
(I • — I )
^ г.к.вол.1 г.н.вол.1 /
г.тум.ср ^ (I +I ) (I +I )
1=п+1 ^ит.к.тум.1 ит.н.тум.1/ '^г.к.тумл иг.н.тум.1/
V 2 2 у
где Ррас, Рвол, Ркол, Ртум - поверхности участков проточного ПР с кипением парожидкостной смеси пропан-бутана внутри испарительной трубы на участках с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течениЯ, м ; Храс.н.1, Храс.к.Ь Хвол.н.1, Хвол.к.1, Хкол.н.1, Хкол.к.1, Хтум.н.Ь Хтум.к.1 начальные
и конечные значения степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси для каждого 1-го интервала расслонного, волнового, кольцевого и туманообразного режимов течения, в долях от единицы; крас(арас), квол(авол), ккол(акол), ктум(атум) - соответственно, коэффициенты теплопередачи как функции от коэффициентов теплоотдачи, характерные для расслоенного, волнового, кольцевого и туманообразного режимов течения, Вт/(м -К); ^.н.рас, ^.н.вол, ^.н.кол, ^.н.тум, ^.к.рас, ^.к.вол, ^.к.кол, ^.к.тум - начальные и
конечные температуры кипящей парожидкостной смеси пропан - бутан на участках, соответственно с ее расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения в проточном трубном испарителе при соответствующем паросодержании Х, °С; ^.н.рас, tт.н.вол, tт.н.кол, ^.н.тум, ^т.к.рас, tт.к.вол, tт.к.кол, ^.к.^ - начальные и конечные температуры промежуточного теплоносителя на участках, соответственно с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения в проточном трубном испарителе при соответствующем паросодержании Х, °С; гг.рас.ср, гг.вол.ср, гг.кол.ср, гг.тум.ср, сг.рас.ср, - средние значения скрытой теплоты парообразования и теплоемкости пропан-
сг.вол.ср, сг.кол.ср, сг.тум.ср
бутановой смеси, в интервалах ее выкипания, соответственно на участках с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения, кДж/кг, кДж/(кг-К).
В целях сравнения результатов вычислений, выполненных по формулам (1)-(4), согласно существующей методике [1] и по формуле (5), согласно предлагаемой модели теплового расчета проточного ПР [3], записанной в конечно-разностном виде, были проведены соответствующие расчеты.
Необходимо отметить, что полученные выше решения по существующей и предлагаемой методикам справедливы для смеси с мольным выражением состава. Поэтому величины О, г, с имеют размерности, соответственно: моль/ч; кДж/моль; кДж/(моль- град).
Однако теплоту парообразования и удельную теплоемкость смеси пропана и н-бутана гораздо удобнее находить при массовом выражении состава. Для перевода мольных величин в весовые необходимо использовать следующие соотношения [4]
Ог = о;/м„ ; сг = с в-М„; гг = г*-М. ;
5 = ТМпР / Мсм = ^-М„р / [Т-М„р + (1-Т)-Мв] , (6)
где 5, ^ - содержание пропана в смеси соответственно в массовых и мольных долях; Мпр, Мб, Мсм -молекулярные массы пропана (Мпр = 44,094), бутана (Мб = 58,12) и их смеси.
Для существующей методики при известной массовой концентрации компонентов средние значения теплоемкости ^ и теплоты парообразования сжиженного углеводородного газа в интервалах его полного выкипания в испарителе можно найти по правилу аддитивности.
Для существующей методики, согласно [1], при заданных значениях Рсм и Х можно найти соответствующую температуру парожидкостной смеси.
Согласно правилу аддитивности, массовая теплоемкость жидкой фазы определяется по формуле
-'г.Х=0,5
,5 спр - 5Х=0,5 + сб -(1 5Х=0,5 ) ,
(7)
где спр и сб - массовая теплоемкость жидкой фазы пропана и н-бутана при температуре смеси,
кДж/(кг-К); 5х=0 5 - массовая концентрация пропана в жидкой фазе при степени сухости Х = 0,5.
Среднее значение теплоты парообразования сжиженного газа в ПР можно найти также по правилу аддитивности:
Гг.Х=0,5 Гпр - 5Х=0,5 + Гб - (1 5Х=0,5 ) ,
где гпр и гб - теплота парообразования пропана и н-бутана при температуре смеси, кДж/кг. 166
2
2
Осредненные значения удельной теплоемкости и теплоты парообразования в границах расслоенного, кольцевого и туманообразного режимов течения определяются согласно [4-6].
Расчеты по существующей и предлагаемой методикам производились при следующих исходных данных.
Исходные данные к расчету:
1. Климатический район установки ПР - умеренно холодный (Оренбург, Саратов, Самара).
2. Глубина заложения оси резервуара в грунт И = 1,4 м.
3. Максимальная температура грунта на оси заложения расходного резервуара Ц = 18,7°С.
4. Содержание пропана в поставляемом газе ^ = 50% мол.
5. Давление насыщенных паров в резервуаре хранения Р = 0,5 МПа.
6. Массовая теплоемкость при температуре начала и конца кипения:
пропана евпр = 2,57 кДж/(кг-К),
бутана ее6 = 2,43 кДж/(кг-К).
7. Скрытая теплота парообразования при температуре начала и конца кипения:
пропана г^ = 349 кДж/кг;
бутана г6 = 372 кДж/кг.
8. Кинематическая вязкость:
Упр = 4,4-10-6 м2/с; Уб = 3,0-10-6 м2/с.
9. Температура промежуточного теплоносителя ^ = 70°С.
10. Расчетный часовой расход сжиженного газа Ог = 0,0278 кг/с (100 кг/ч).
11. Плотность теплового потока Я = 12380 Вт/м2.
12. Толщина стенки испарительного змеевика 5ст = 0,0035 м.
13. Коэффициент теплопроводности стали —ст = 45 Вт/(мК).
14. Сопротивление теплопередаче слоя твердотельного теплоносителя из алюминия между наружными поверхностями ТЭН и испарительного змеевика Ит = 0,00021 (м К)/Вт [2].
15. Радиус испарительного змеевика И = 0,12 м.
16. Диаметр трубы й = 0,015 м.
Расчеты велись без учета коэффициента повышения интенсивности теплообмена для змеевика из труб:
£к = 1+1,77-й/И.
Примем давление сжиженного газа в ПР равным давлению насыщенных паров в расходном резервуаре Рисп=Р=0,5 МПа.
По известным значениям Рисп и ^ = 50%мол, согласно диаграмме «температура - состав» [1], находим температуры начала и конца кипения сжиженного газа I ^ = 18,7°С; I ^ = 34°С.
Согласно (6), массовый состав смеси составит 5=43 мас.%.
Решение
А. Определение поверхности проточного ПР, согласно существующей методике по формулам
(1)-(4).
Массовая скорость смеси равна И = 157,2 кг/(с-м2).
Скрытая теплота парообразования, согласно (8), составит ггХ=0,5 = 360,5 кДж/кг. Кинематическая вязкость смеси: Усм = 3,7-10-6 м2/с.
Коэффициент теплопроводности смеси: —см=0,13 Вт/м-К.
Критерий Рейнольдса для смеси, содержащей 50% пропана и 50% бутана: Ие = 28054,0. Коэффициент теплоотдачи по формуле (3):
0,13 04 2
Ог= 0,55— -----3617,4-0,787-0,185-1=2635 Вт/м2-К.
0,015
Коэффициент теплопередачи по формуле (2), с учетом (3): кг(аг)=1437,8 Вт/(м2К). Поверхность проточного ПР, согласно существующей методике по формуле (1), составит Рсущ = 0,181 м2.
Б. Определение поверхности проточного ПР, согласно предлагаемой методике [3], по формуле (5).
Рассмотрим каждый из режимов течения парожидкостной смеси отдельно.
Расслоенный режим течения парожидкостной смеси
Для расслоенного режима течения концентрация пропана в жидкой фазе на входе в ПР составляет ^ж1 = ужрас.н = 50 мол. %, а начальная степень сухости Храснач = 0. Значение конечной степени сухости Храсгр находится по приведенной в [7] диаграмме, Храсгр = 0,3. При этом соответствующее содержание пропана ^*расгр=42,5 мол.% при !г.к.рас = 23,3°С, согласно [7]
В этом случае Храсср = (0,3+0)/2 = 0,15, равновесные содержания пропана в паровой и жидкой фазах соответственно составят ^прасср = 74 мол.% и ^красср = 46,25 мол.%.
Параметр, учитывающий влияние содержание пропана в парожидкостной смеси СУГ при расслоенном режиме течения, согласно [5], равен %рас = 1,9.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при расслоенном режиме течения согласно [5] равен а рас= 760,7 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплопередачи для смеси пропан-бутан при расслоенном режиме течения [7] равен крас(арас) = 550,2 Вт/(м2-К).
Волновой режим течения парожидкостной смеси
Для кольцевого режима течения начальная степень сухости Хволнач = Храсгр = 0,3. Значение конечной степени сухости Хволгр = 0,4. При этом соответствующее содержание пропана Укволгр = = 26,5 мол.% при = 31,5°С.
В этом случае, Хволср = (0,4+0,3)/2=0,35, равновесные содержания пропана в паровой и жидкой фазах составят, соответственно: ^пвол.ср = 66 мол.% и ^жвол.ср = 31 мол.%.
Параметр, учитывающий влияние содержания пропана в парожидкостной смеси СУГ при волновом режиме течения, равен %вол = 1,88.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при волновом режиме течения: авол = 1080,0 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплопередачи для смеси пропан-бутан при волновом режиме течения равен: квол(авол) = 760,0 Вт/(м2К).
Кольцевой режим течения парожидкостной смеси
Для кольцевого режима течения начальная степень сухости Хколнач = Храсгр = 0,4. Значение конечной степени сухости Хколгр, согласно [7], Хколгр = 0,98. При этом соответствующее содержание пропана Укколгр = 23,5 мол.% при !г.к.рас = 33,5°С.
В этом случае, Хколср = (0,98+0,4)/2 = 0,69, равновесные содержания пропана в паровой и жидкой фазах составят, соответственно: ^пколср = 64 мол.% и укколср = 33 мол.%.
Параметр, учитывающий влияние содержания пропана в парожидкостной смеси СУГ при кольцевом режиме течения, согласно [7], равен %кол = 1,86.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при кольцевом режиме течения вычисляется согласно [7].
Скрытая теплота парообразования смеси: г = 364 кДж/кг.
Кинематическая вязкость смеси: V = 3,385-10-6 м /с.
Коэффициент теплопроводности смеси: — = 0,131 Вт/(м-К).
Критерий Прандтля для смеси: Рг = 0,797.
Критерий Рейнольдса для смеси: Ие = 4670.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при кольцевом режиме течения: Окол = 2219,1 Вт/(м2К).
Коэффициент теплопередачи для смеси пропан-бутан при кольцевом режиме течения [7] равен: ккол(акол) = 1280,6 Вт/(м2-К).
Туманообразный режим течения парожидкостной смеси
Для туманообразного режима течения начальная степень сухости Хтум.нач = Хкол.гр = 0,98. Значение конечной степени сухости Хтумгр = 1,0.
В этом случае Хтумср = (1,0+0,98)/2=0,99, равновесные содержания пропана в паровой и жидкой фазах соответственно составят ^прасср = 50,5 мол.% и ^красср = 23 мол.%.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при туманообразном режиме течения вычисляется согласно [7].
Кинематическая вязкость смеси: V = 3,322-10-6 м /с.
Коэффициент теплопроводности смеси: — = 0,0151 Вт/(м-К).
Критерий Прандтля для смеси: Рг = 0,799.
Критерий Рейнольдса для смеси: Ие = 60424,1.
Коэффициент теплоотдачи для смеси пропан-бутан при туманообразном режиме течения: атум. = 139,7 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплопередачи для смеси пропан-бутан при туманообразном режиме течения, согласно [2,7], равен: ктум(атум) = 113,25 Вт/(м2-К).
Используя предложенный алгоритм вычислений, приведенный в [7], определены поверхности испарительных участков с разными режимами течения парожидкостной смеси СУГ: Брас = 0,1155 м2; Бвод = 0,03 м2; Бкол = 0,11 м2; Б^м = 0,05 м2.
Х=1
Суммарная поверхность £ БХ проточного испарителя с кипением пропан-бутановых сме-
Х=Хн
сей в трубах определяется на основе уравнения теплового баланса по формуле (5): Х=1
£ БХ = 0,3055 м2.
Х=Хн
В. Погрешность от применения существующей методики составит
п
Б - Б пр Бсущ .Ш0%
Б + Б
пр сущ
2
0,3055 - 0,18 0,3055 + 0,18 2
•100% = 51,7 %.
(8)
Изменение степени сухости Х, мас. % с изменением поверхности испарительного участка Пр
---- ---- - данные по предлагаемой методике;
---- - данные по существующей методике
Дополнительный анализ распределения общей поверхности F на отдельных участках с расслоенным, кольцевым и туманообразным режимами течения парожидкостной смеси СУГ, выполненный по
предлагаемой методике, приведен на графике (см. рисунок). Величины на графике Брас.отн., Бвожотн, Бкш1отн., Бтумотн. - относительная поверхность (доля общей поверхности) на участке, соответственно, с расслоенным, волновым, кольцевым и туманообразным режимами течения СУГ, %, определяются как:
Б Б Б Б
Б =-^-100%, Б = -100%, Б = Б^-100%, Б =-^-100%, (9)
рас.отн. ^ ’ вол.отн. ^ ’ кол.отн. ^ ’ тум.отн. ^ '
Б Б Б Б
где Брас, Бвол, Бкол, Бтум - определяются по формуле (5).
На рисунке для сравнения показано распределение длин по существующей методике.
Выводы
1. Предлагаемый метод расчета по формуле (5) позволяет более достоверно оценить количество выкипевшей жидкой фазы, приходящейся на величину относительной поверхности. Так согласно предлагаемой методике, на участок с расслоенным режимом течения приходится 37,8% общей поверхности ПР, где выкипает 30% всей жидкой фазы (точки 1-2-3, см. рисунок). В то же время, согласно существующей методике, на такой же относительной поверхности ПР 37,8% выкипает 37,8% всей жидкой фазы (точки 4-5, см. рисунок).
На участок с волновым режимом течения приходится 9,8% общей поверхности ПР, где выкипает 12% всей жидкой фазы (точки 6-7-8). В то же время, согласно существующей методике, на такой же относительной поверхности ПР 9,8% выкипает 9,8% всей жидкой фазы (точки 9, 10).
На участок с кольцевым режимом течения приходится 36,0% общей поверхности ПР, где выкипает 56% всей жидкой фазы (точки 11-12-13). В то же время, согласно существующей методике, на такой же поверхности ПР 36,0% выкипает 36,0% всей жидкой фазы (точки 14-15).
На участке с туманообразным режимом течения на поверхности, равной 16,4%, выкипает 2% всей жидкой фазы (точки 16-17-18). В то же время, согласно существующей методике (см. рисунок), при такой же поверхности ПР 16,4% выкипает 16,4% всей жидкой фазы (точки 16-19).
2. Увеличение удельного веса участка с кольцевым режимом течения в общем балансе поверхности испарительного устройства является важным резервом повышения средней величины коэффициента теплоотдачи.
ЛИТЕРАТУРА
1. Курицын Б.Н. Системы снабжения сжиженным газом / Б.Н. Курицын. Саратов: Изд-во Са-рат. ун-та, 1988. 196 с.
2. Михеев М. А. Основы теплопередачи / М. А. Михеев, И.М. Михеева. М.: Энергия, 1973. 320с.
3. Рулев А.В. Математическая модель теплового расчета проточного трубного испарителя сжиженного углеводородного газа, состоящего из пропан-бутановой смеси / А.В. Рулев, А.П. Усачев // Промышленная энергетика. 2011. № 8. С. 36-40.
4. Клименко А.П. Сжиженные углеводородные газы / А.П. Клименко. М.: Гостоптехиздат, 1962. 429 с.
5. Стаскевич Н.Л. Справочник по сжиженным углеводородным газам / Н.Л. Стаскевич, Д.Я. Вигдорчик. Л.: Недра, 1986. 543 с.
6. Преображенский Н.И. Сжиженные углеводородные газы / Н.И. Преображенский. Л.: Недра, 1975. 279 с.
7. Усачев А.П. Системные исследования по повышению интенсивности теплообмена регазификаторов сжиженного углеводородного газа: монография / А.П. Усачев, А.В. Рулев, А.Л. Шурайц, Т.А. Усачева. Саратов: СГТУ, 2010, 244 с.
Усачев Александр Прокофьевич - Aleksandr P. Usachev -
доктор технических наук, профессор кафедры Dr. Sc., Professor «Теплогазоснабжение, вентиляция, Department
водообеспечение и прикладная of Heat, Gas and Water Supply,
гидрогазодинамика» Саратовского Ventilation and Applied Hydrogasdynamics,
государственного технического университета Yu. Gagarin Saratov State Technical University имени Гагарина Ю.А.
Рулев Александр Владимирович - Aleksandr V. Rulev -
кандидат технических наук, доцент, PhD, Associate Professor
докторант кафедры «Теплогазоснабжение, Department
вентиляция, водообеспечение of Heat, Gas & Water Supply,
и прикладная гидрогазодинамика» Ventilation and Applied Hydrogasdynamics
Саратовского государственного технического Yu. Gagarin Saratov State Technical University
университета имени Гагарина Ю.А.
Статья поступила в редакцию 25.10.11, принята к опубликованию 15.11.11.
УДК 621.6.036
А. Л. Шурайц, А.В. Рулев, М.А. Усачев ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОВОЙ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПОДЗЕМНОГО ВЕРТИКАЛЬНОГО РЕЗЕРВУАРА СЖИЖЕННОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА МЕТОДОМ ЭЛЕКТРОТЕПЛОВОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
Статья посвящена определению тепловой производительности подземного вертикального резервуара сжиженного углеводородного газа методом электро-теплового моделирования. Предложены расчетные зависимости по решению задачи теплообмена между плоским электронагревательным кабелем и испарительной поверхностью подземного вертикального резервуара, решенные методом элек-тротепловой аналогии и позволяющие определять значения фактора формы теплообменного устройства и теплового потока.
Вертикальный резервуар, регазификатор, электронагревательный кабель, фактор формы, электротепловое моделирование, испарительная поверхность, теплообмен, сжиженный углеводородный газ
A.L. Shurayts, A.V. Rulev, M.A. Usachev DETERMINATION OF THE THERMAL PERFORMANCE OF UNDERGROUND VERTICAL TANK OF LIQUEFIED PETROLEUM GAS BY ELECTRIC SIMULATION METHOD
The article is devoted to thermal performance of underground vertical tank of liquefied petroleum gas definition by electric simulation method. We propose estimates for the solution of problems referring heat transfer between a flat electric heating cable and evaporative surface of vertical underground tank solved by the electrothermal analogy method. The estimates also allow to define the shape values of the heat exchange device and the heat flux.
Vertical tank, evaporator, electric cable, form factor, electric simulation, evaporative surface, heat exchange, liquefied petroleum gas
В настоящее время все более широкое применение получают подземные вертикальные резервуары (ПВР) сжиженного углеводородного газа (СУГ), заключенные в герметичные кожухи, с целью защиты их от коррозии, пожара и механических воздействий [1].
Целью исследований является определение величины теплового потока Q от плоского электронагревательного кабеля (ПЭНК), расположенного на наружной поверхности ПВР диаметром D (рис. 1) методом электротеплового моделирования, в зависимости от: расстояния в свету S между соседними витками; расстояния по нормали 5, между наружной и внутренней поверхностями стальной стенки ПВР. Таким образом, Q = f(5, S).
Предположим, что на наружной вертикальной поверхности, соответствующей внутренней смоченной поверхности резервуара, интерпретированного как цилиндрический массив, теплопроводностью X с толщиной стенки 5, навит ПЭНК, интерпретированный как группа нагревательных колец. На наружной поверхности массива, соприкасающейся с ПЭНК и внутренней смоченной поверхности, соприкасающейся с кипящим сжиженным углеводородным газом, поддерживаются постоянные температуры t1 и t0.
Количество тепла, подводимое к внутренней смоченной поверхности ПВР в единицу времени, определяется по уравнению
