冷凝式油气回收系统翅片换热器的结构

表 1 油气混合物中的烃类组分
组分名称
浓度 %
组分名称
浓度 %
正丁烷 异丁烷 环丁烷 顺构丁烯
2. 420 2. 894 3. 724 2. 944
反构丁烯 正戊烷 异戊烷 正己烷
3. 240 0. 434 6. 156 6. 884
3 油气混合物相关参数的计算
3. 1 平均比定压热容 选用的挥发油气混合物 (表 1) 中含烃气体的浓
的 Eucken 法[4 6] :
μλcMV
=
1.
32
+
1. 77 cp/ R -
1
(7)
式中 :λ为气体的导热系数 , W/ ( m ·K) ; cV 为比定
容热容 ,J / ( mol ·K) 。
Youqi Chuyun
2010 年第 29 卷第 7 期
油气储运
Oil & Gas Storage and Transpo rtatio n
2010 年第 29 卷第 7 期
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冷凝式油气回收系统翅片换热器的结构
李成 李俊明 王补宣
(清华大学Βιβλιοθήκη Baidu科学与动力工程教育部重点实验室)
李成等. 冷凝式油气回收系统翅片换热器的结构. 油气储运 ,2010 ,29 (7) :515 518. 摘要 :总结了冷凝法油气回收系统 3 级制冷的特点 ,在第 2 级和第 3 级之间采取复迭式循环 , 将部分第 3 级的冷负荷调节到第 2 级 ,提高了制冷能效 ;讨论了冷凝法油气回收翅片式换热器的结 构特点 ,计算了其中油气混合物的相关参数 ,包括平均密度 、平均比定压热容 、平均动力粘度 、平均 导热系数以及水蒸气相变换热量 ,研究了油气入口流速 、热流密度和换热器体积之间的相互关系 , 指出换热器的结构设计存在最优油气入口流速 。研究结果对油气回收换热器的设计有参考价值 。 主题词 :冷凝法 ;油气回收系统 ;翅片换热器 ;结构 ;设计
制冷循环 ,第 2 级承担的冷负荷一部分制冷量用来 冷却油气 ,另一部分制冷量用来冷却第 3 级的蒸发 器 ,这样使得第 3 级的冷凝温度不会太高 ,便于压缩 机选型 ,而且将部分第 3 级的冷负荷调节到第 2 级 ,
能效比较高 (图 1) 。 计算分析表明 ,使用该 3 级冷凝式油气回收系
统冷却表 1 中的油气混合物时 ,第 2 级和第 3 级的 冷负荷较大 ,这是因为油气经过第 2 级和第 3 级冷 却系统时的凝结量较大 ,第 2 级主要是 C6 等相对沸 点较高的有机物质凝结 。
(6)
式中 : i 和 j 分别表示两种不同的组分 ; yi 为组分 i
的浓度 ;μi 为组分 i 的纯物质粘度 , Pa ·s ;φij 为组分
i 和组分 j 的结合因子 。
3. 3 平均导热系数
受激内能态的分子被认为是独立的化学物质形
式 ,于是热力学能的传递类似于扩散过程 ,运用这一
近似的类比关系 , 对 Eucken 法进行改进 ,得到改进
基金项目 :北京市自然科学基金资助项目 ,3071001 。 作者简介 :李成 ,在读博士生 ,1982 年生 ,2005 年毕业于大庆石油学院建筑环境与设备工程专业 ,现主要从事油气混合物的降温凝结回收 ,多
组分烃2空气混合物的传热传递 、凝结及其界面现象的研究工作 。电话 :010262792328 。E2mail : cheng2li05 @mails. t singhua. edu. cn
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李成等 :冷凝式油气回收系统翅片换热器的结构 Li Cheng , et al : St ruct ure of Fin2type Heat Exchanger in Co ndensing Oil Vapor Recovery System
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10 排以上的整体换热器加工磨具已经较少 ,可见换 热器管排数过多时很难满足其加工条件 ;另一方面 , 由于油气粘度较大 ,降温凝结的液态烃易附着在管 壁上 ,因此实际油气回收系统也不宜将翅片间距调 整得过小 ,一般应大于 3 mm ,以防止油气通道被堵 塞 ,严重影响换热器的换热性能 ;而且 ,对于长时间 运行的油气回收系统 ,在进行换热器设计时 ,尚需结 合除霜等综合因素确定翅片间距 。
1. 848 6
1. 413
4. 748
0. 025 68
1. 213 2
根据翅片管式换热器的设计要求 ,考虑气侧热 阻 、湿工况运行等因素 ,得出了冷凝法油气回收翅片 管式换热器的结构特点 ,以及相关参数对其油气换 热能力的影响 (图 2～图 4) 。在 101. 3 k Pa 的大气 压力下 ,计算油气入口流量为 1 mol/ s ,在第 1 级换 热器内将油气混合物由环境温度 35 ℃冷却至 3 ℃。
在流速为 0. 078 m/ s 时 ,管排数随翅片间距的 增大呈阶梯状增加 ,且管排数对翅片间距的变化特 别敏感 。在翅片间距为 1 mm 时 ,所需流向的管排 数为 7 排 ;当翅片间距增加到 6 mm 时 ,管排数增加 到 12 排 (图 4) 。在一般的换热器加工车间里 ,应用
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温度冷却排放气体 ,那么排放气体中的油气浓度可 减少到 35 mg/ L ,达到排放标准 ;若将冷却温度降至 - 184 ℃,油气回收率则可以达到 99 %。
1 冷凝式油气回收系统
冷凝式油气回收系统由 3 个油气冷凝通道以及 为各冷凝通道提供冷量的 3 个制冷循环组成 (图 1) ,形成 3 级制冷系统 。油气依次分别穿过 3 个不 同温度的油气冷凝通道 ,发生降温凝结 ,实现油气回 收 。油气的进口温度一般为环境空气温度 ,在夏季 约为 35 ℃。
若已知气体混合物中各烃类组分的浓度和同温
下的比定压热容 , 则气体混合物的比定压热容可根
据式 (2) 计算 :
n
cp′m = ∑yicpi
(2)
i=1
式中 :cp′m为混合气体平均比定压热容 ,J / ( mol ·K) ;
cpi 为组分 i 的比定压热容 ,J / ( mol ·K) ,可通过式
平均导热系数以及水蒸气相变换热量等参数 (表 2) 。
表 2 换热器内油气混合物的热物理性质参数
密度 / ( kg ·m - 3 )
比定压热容 / ( kJ ·kg - 1 ·K- 1 )
动力粘度 / ( kg ·m - 1 ·s - 1 )
导热系数 / ( W ·m - 1 ·K- 1 )
水蒸气相变换热量 / kW
量求得[2 ] 。严格的 Chap man2Ensko g[4 ] 数值计算解
可近似地用级数表示为 :
μm
=
n
∑
y iμi
n
(5)
i = 1 ∑y iφij
j =1
φij
=
[1
+
(μi /μj ) 1/ 2 ( M j / [8(1 + Mi/ Mj)
M i ) 1/ 4 ]2 ]1/ 2
(1) 求得 ; n 为混合气体的总组分数 ; i 指不同的气体
组分 ; yi 为组分 i 的浓度 。 3. 2 平均粘度
通常根据物质粘度与温度的函数关系 , 计算纯
物质的粘度 。以下根据 Reichenberg D[3] 基于对比
态原理提出的方法 ,依据各级平均温度平均压力对
应的平均粘度值 ,应用物质的临界状态数据推算气
机械设备 516
高的条件下 ,水循环冷却很难实现稳定的低温过程 , 导致水蒸气的脱除效果较差 。计算发现 ,对于一般
的油气组成 ,第 1 级除湿预冷 ,只有极少量高碳高凝 结点的物质才能发生凝结 ,凝结的水滴和油混合在 一起 ,分离较难 ,容易形成污染 。
第 2 级冷凝系统和第 3 级冷凝系统形成复迭式
i
式中 : M 为气体物质的摩尔质量 ; Tc 为临界状态点
温度 , K ; ni 为 第 i 类物质的原子基团数 ; Ci 为基团
贡献值 ,可通过文献[3 ]查得 。
在冷 凝 式 油 气 回 收 过 程 的 计 算 中 , 压 力 为
101. 3 k Pa ,属于低压气体范畴 ,气体混合物的粘度
可以通过各组分的纯物质粘度 、摩尔质量及物质的
数呈线性增加 。流速为 0. 2 m/ s 时 ,管排数达到 20 排 ,超出了工厂对单一换热器的加工能力 。管排较 多的主要原因是油气流速增大时 ,虽然传热系数增 大 ,但是油气流速增大较多 ,换热量的增加量不足以 抵消流速增加而引起的流量流率增加 ,也就是说单 位质量油气所获得的冷量反而减少 。当需要处理的 油气质量流量不变时 ,随着流速增大 ,管排数增加 , 但换热器所需的体积减小 ,因此换热器的结构设计 存在一个优化的油气入口流速 (图 2) 。
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李成等 :冷凝式油气回收系统翅片换热器的结构 Li Cheng , et al : St ruct ure of Fin2type Heat Exchanger in Co ndensing Oil Vapor Recovery System
在原油和成品油的运输和使用过程中 ,减少油 气排放对节约能源与环境保护具有重要意义 ,以汽 油产品为例 ,从生产到最终用户端 ,一般经历 4 次装 卸 ,分别发生在炼油厂 、油库和加油站[1] ,根据美国 油气回收作业中的实测数值 ,每次装卸都有 0. 18 % 的挥发损失 。
降温冷凝油气是一种有效的油气回收方法 。该 方法采用间接冷却油气的方式 :当温度降低使排放 气体的压力达到某组分烃的凝结分压时 ,该组分烃 开始凝结 ;当温度降至足够低时 ,排放气体中的大部 分烃均可凝结回收 ,只有少部分需要更低温度才能 凝结的物质无法回收 。如果使用 - 73～ - 40 ℃的
机械设备 517
采用 1904 年 Wassiljewa A[7] 提出的混合气体 的设计资料 。
导热率方程计算混合气体的导热系数 :
λm
=
n
∑
n
y iλi
(8)
∑ i = 1 y i A ij
j =1
式中 :λm 为混合气体的导热系数 ;λi 为纯组分 i 的
4 结果与讨论
根据上述流体热物性计算关联式 (1) ～式 (8) 及
图 1 冷凝式油气回收系统流程
在第 1 级冷凝系统中 ,汽油温度被降低至 3 ℃ 左右 ,其目的主要是除去排放气体中的水蒸气 ,以免 在后续降温时 ,水蒸气发生凝结结霜堵塞油气通道 、
恶化换热设备的传热能力 。通常不宜用水直接冷却 油气 ,因为采用水冷却 ,很难将油气的温度降低至 3 ℃,且水在大气压力下的冰点是 0 ℃,在环境温度较
度约为 30 % ,油气初始温度为 35 ℃,水蒸气的初始 相对湿度为 50 %。由于通常情况下油气混合物中
低碳物质的量较少 ,因此在设计过程中不考虑 C1 ～ C3 烃类物质的回 收 , 只 考虑 C4 ～ C6 烃 类物 质的 回收 。
Rihani 和 Doraiswamy 提出的比定压热容计算 方法是一种加和基团的方法 , 计算误差通常小于 2 %～3 %[2 ] ,方程形式为 :
油气入口流速对换热器的结构和管排数的影响 较明显 ,随着油气入口流速增大 ,沿油气流向的管排
图 4 翅片间距与沿油气流向管排数的关系
随着入口流速的增加 ,对流换热系数增大 ,油气 侧的热流密度增加明显 ,换热器体积减小 ;在流速较 低时 ,油气侧的换热是在强制对流和自然对流的共 同作用下实现的 ,热流密度急剧减小 ,传热被恶化 (图 3) 。
体混合物的对比态粘度 :
μ=
a3 Tr [1 + 0. 36 Tr ( Tr
-
1)
]1/ 6
(3)
式中 :μ为应用对比态计算的粘度 , kg/ ( m ·s) ; Tr
为对比态温度 ; a3 为系数 ,可通过式 (4) 计算 :
∑ a 3 = M1/ 2 Tc ni Ci
(4)
∑ ∑ ∑ ∑ cp =
niai +
nibi T +
nici T2 +
ni di T3
i
i
i
i
(1) 式中 :cp 为比定压热容 ,J / (mol ·K) ; T 为热力学温 度 , K ; ai 、bi 、ci 和 d i 是从有机物分子结构表中查获 的参数 ,其值可通过相关数据表[2] 计算求得 。
导热系数 ; yi 、y j 分别为组分 i 和组分 j 的浓度 ; A ij 相关参考文献 ,可计算得到第 1 级换热器内油气混
为组分 i 和组分 j 的结合因子 , Maso n 和 Saxena[8] 合物的平均密度 、平均比定压热容 、平均动力粘度 、
修正式认为 A ij =φij 。 油气侧对流换热系数的计算采用参考文献 [ 9 ]