Features of thermodynamic characteristics of three-flow vortex tubes for purification and drying of process gases

Abstract

The paper is devoted to rhe operation of three-flow vortex tubes (TVT) which not only provide cold generation required for a low temperature process of gas purification and drying, hut simultaneously have the function of high-efficiency separating devices. As a rule TVT have a separation clearance in the immediate vicinity of the nozzle section. In the experiments under production conditions it was shown that when TVT work on the associated gas of oil production the refrigerating capacity is maximum with the share of the cold flow equal to unity', when all the gas goes through the diaphragm as a cold flow. In this case a significant increase in the gas refrigeration effect in TVT as compared to the effect of Joule- Thomson effect is observed.

Full Text

Цель работы заключается в изучении термодинамических и сепарационных свойств трехпоточных вихревых труб (ТВТ).

ТВТ помимо охлаждения потока рабочего вещества в результате эффекта Ранка-Хилша обеспечивают одновременно качественное отделение жидкой фазы из закрученного потока [1, 2, 5]. Они, как правило, расположены вертикально и имеют сепарационный зазор (разрыв вихревого потока) в непосредственной близости от соплового сечения. В этот зазор центробежными силами выдавливается пленка жидкости, образующаяся на внутренней поверхности вихревой камеры. Пленка состоит из дисперсной компоненты исходного газа (если она присутствует) и компоненты, сконденсировавшейся в высокоскоростном сопловом потоке вследствие его низкой температуры. Выделенная из rasa жидкость накапливается в конденсатосборнике, соосно расположенном на вихревой камере (трубе горячего потока). Из конденсатосборника жидкость периодически или непрерывно удаляется.

В последнее время ТВТ нашли применение в технологии нефтедобычи при подготовке попутного газа к транспортировке [1], а также при использовании его в качестве топлива непосредственно на промысле [3]. В работе [ 1] показано, что с помощью ТВТ даже при небольшом отношении давлений E=р_вх/р_х = 1,4 (где р_т - давление входящего потока, р_х давление холодного потока) можно получить хорошие показатели осушки (t_рвод = -20 °C,=-17°C, где Г_р - точка росы соответственно по воде и углеводородам). При этом ТВТ работала в граничном режиме р = VJV^ = 1,0 (здесь р - доля холодного потока, V_x и К_х - расходы газа соответственно в холодном потоке и на входе в вихревую трубу, нм³/ч) с перепадом температур Д/_х = 7_вх - t_x = 13,0 °C. Этот эффект охлаждения в 2 раза превышал эффект Джоуля-Томсона, который обычно (фиксируется в режиме p l ,0 для адиабатных двухпоточпых вихревых труб (ВТ) [4]. При большем отношении давлений (е = 4,8) в режиме р = 1,0 понижение температуры соетавило Д/_х = 20,5 °C, что в 1,9 раза превысило Д/_лр- эффект охлаждения при дросселировании.

Такую термодинамическую особенность работы ТВТ нельзя объяснить лишь ее не- адиабатностью из-за недостаточно эффективной теплоизоляции. Эта особенность была зафиксирована также во время эксплуатации промышленной установки низкотемпературной очистки попутного газа нефтедобычи от высших углеводородов и сероводорода [3]. Обычно для адиабатных двухпоточных ВТ экстремум функции q_x -Др) находится в диапазоне р - 0,6...0,7. Удельная холодопроизводительность ТВТ установки, описанной в [3], q_x = с_р*р • ДГ_х оказалась экстремальной в режиме р = 1,0, что означает возможность работы ТВТ при фактическом отсутствии горячего потока.

До настоящего времени режим р = 1,0 практиковался только для нсадиабатных ВТ с охлаждением вихревой камеры жидким хладоносителем (обычно водой) или атмосферным воздухом. В доступной литературе нет указаний на обсуждаемое в данной работе явление (значительное превышение Д/_х над Д/_др при у = 1,0), поэтому было целесообразно проверить его воспроизводимость на воздухе - наиболее доступном рабочем теле, на котором проведен основной объем экспериментальных исследований эффекта Ранка-Хилша [4].

С этой целью была сконструирована и изготовлена ТВТ для осушки воздуха (ТВТ- осушитель) со следующими геометрическими характеристиками, мм:

Внутренний диаметр соплового блока	18,0
Сопловой ввод:
ширина b	4,8
высота h	2,8
Внутренний диаметр
вихревой камеры D	16,0
Длина вихревой камеры	1085,0
Диаметр диафрагмы d	7,0
Сепарационный зазор:
расстояние от оси соплового ввода	25,0
ширина	5,0

Схема экспериментальной установки осушки с ТВТ-осушителем представлена па рис.1. В ее состав входят компрессорный агрегат ВШВ-3/100 (расход воздуха до 3 нм³/мин, давление нагнетания до 10 МПа) 2, трехпоточная вихревая труба 7, газовый баллон (ресивер) 3 и необходмая арматура.

Рис. 1. Принципиальная схема установки осушки; 1 - вихревая труба; 2 - компрессор; 3 - ресивер

Точки контроля технологических параметров показаны на схеме. Давление измеряли техническими манометрами с точностью 0,05 МПа, температуру - термопарами и параллельно ртутными термометрами с точностью 0,5 °C. Расход определяли с точностью 0,1 нм³/мин ротационным счетчиком, установленным на линии горячего потока газа. Общий расход воздуха фиксировали в каждой серии опытов в стационарных условиях при |1 0, т.е. при полностью открытом вентиле ВЗ и закрытом вентиле B4.

Доля холодного потока, определенная по показаниям счетчика, обозначена ц. Ряд экспериментов проведен без замера расходов газа. В этом случае долю холодного потока, обозначенную ц_р, рассчитывали но известному соотношению: ${\mu }_p=(∆t_{г}+∆t_{дг})/(∆t_{г}+∆t_{х})$    (1)

где $∆t_{г}=t_{г}-t_{вх}$ - эффект нагрева газа, °C.

В табл. 1, а также на рис.2 представлены некоторые результаты эксперимента с ТВТ-осушителем при различных у. в диапазоне изменения Е = 2,6...20,0 ((?/=qjc? и q*=qjc_? в дальнейшем называю гея удельной холодо- и теплопроизводительностью соответствешю).

Таблица 1

№ режима	Рвх МПа	Рг МПа	Рх МПа	е	tвх °C	tг °C	tх °C	Δtг °C	Δtх °C	Δtдр °C	μф	μр	qх°С
1	2.0	0,7	0,7	2,6	19	20	-	1	—	3	0
2	2,0	0,7	0,7	2,6	19	25	-2	6	21	3	—	0,37	7,77
3	2,0	0,7	0,7	2,6	19	35	2	16	17	3	—	0,61	10.37
4	2,1	0,9	0,7	2,7	21	-	6	—	15	3	1	—	15
5	1,9	0,2	0,2	6,7	18	21	—	3		3.5	0		—
6	1,9	0,4	0,3	5	18	30	-10,5	12	28,5	3,5	—	0,4	11,4
7	1,9	0.5	0.3	5	19	48	-4	29	23	3,5		0,63	14.49
8	1.95	0,6	0,3	5,1	18	55	2	37	16	3,5	—	0,77	12,32
9	2.0	0,7	0,3	5,3	20		5		15	3,5			15
10	1,9	0	0	20	19	19	—	0	—	4,5	0	—
11	1,9	0,2	0	20	17,5	37,5	-25	20	42,5	4		0,38	16.15
12	1,9	0,4	0	20	18	50	-9	32	27	4		0,61	16,47
13	2,0	0,6	0,05	14	18	56	1	38	17	4		0,76	12,92
14	2,0	0,7	0,1	10,5	17	—	1	—	16	4	1	—	16

Примечание. В таблице дано избыточное давление.

Как видно из табл. 1, при Ц = 1,0 А/_х превышает Дг_др в 4-5 раз. Исследуемая ТВТ нс была теплоизолирована, однако полученный эффект (например, при е = 2,6 Д/_х =15,0 °C) нельзя объяснить только отдачей тепла в окружающую среду ~ 17... 18 °C). Такое понижение температуры при ц = 1,0 вполне сопоставимо с показателями работы нсадиабатных ВТ, охлаждаемых водой (табл. 2).

Последняя графа табл. 1 показывает, что при доле холодного потока Ц_ф = 1,0 удельная холодопроизводительность ТВТ максимальна.

Таким образом, повторяется ситуация, отмеченная ранее при исследовании работы ТВТ с попутным газом нефтедобычи. Обращает на себя внимание еще одна особенность работы ТВТ. Как видно из табл. 1, на воздухе в предельном режиме ц = 0 вместо снижения температуры «горячего» потока на величину Д/_др происходит его нагрев (максимально на 3,0 °C). Если учесть, что вихревой эффект Ранка-Хилша без влияния дросссль-эффекта определяется для горячего потока суммой Дг_гпнхр = Д/_г + Д/_др, то реальный нагрев газа при ц = 0 составит Д/ = 4,5...6,5 °C. Это - заметная величина, которую нельзя объяснить ошибкой эксперимента и тем более пеадиабатностью ТВТ, так как температура атмосферного воздуха во время проведения экспериментов была несколько ниже, чем температура воздуха, выходящего из вихревой камеры по трубе горячего потока.

В табл. 3 и на рис.2 даны результаты экспериментов с ТВТ-осу жителем (/_тр = 300 мм, сепарационный зазор 5 мм), отличающимся от первой модификации двумя особенностями:

• значительной разницей диаметров соплового блока и вихревой камеры (D = 18 мм;— 8,0 мм);

• нетрадиционно большим по отношению к диаметру трубы диаметром диафрагмы.

В нашем случае относительный диаметр диафрагмы равен d= d/Д_тр = 7/8 = 0,875, что значительно превосходит рекомендации [4], в частности при ц = 0,7 в качестве оптимального рекомендуется значение d= 0,569.

Рис. 2. Холоде- и теплопроизводительность ТВТ-осушителя в зависимости от u

Анализ экспериментальных данных, полученных для второй модификации ТВТ-осушителя, показал, что так же, как и ранее, Д/х значительно превышает Дг при ц = 1,0. По эффекту охлаждения вторая модификация находится на уровне первой в рабочем диапазоне вихревых установок с рекуперативным теплообменником р. = 0,6...0,8, но уступает ей в диапазоне μ < 0,6.
В табл. 3 даны два значения доли холодного потока: μ_ф, определенное по показаниям газового счетчика, и μ_р, рассчитанное по соотношению (1). Как видно, эти величины не совпадают, причем в режимах № 2 и № 3 μ_ф > μ_р, а в остальных режимах μ_ф < μ_р Аналогичная картина наблюдается при сопоставлении удельных холодо- и теплопроизводи-гельностей (соответственно q_х.вихр и q_г.вихр), рассчитанных по вихревому эффекту Ранка-Хилша:
$q_{х.вихр}=(∆t_x-∆t_{др})*\mu$ (2)
$q_{г.вихр}=(∆t_x-∆t_{др})*(1-\mu )$ (3)
Как видно из табл. 3, в режимах № 2 и № 3 соблюдается неравенство q_х.вихр < q_г.вихр , а в остальных режимах знак неравенства меняется на противоположный: q_х.вихр > q_г.вихр

Это наглядно отражает величина δq=q_х.вихр - q_г.вихр представленная в последней графе табл. 3.

Необычные результаты, полученные на ТВТ при μ = 1,0, а также несовпадение значений μ_р и μ_ф, q_х.вихр и q_г.вихр говорят о том, что в трехпоточной вихревой трубе (с разрывом вихревого потока) нарушается классический энтальпийный баланс:
$i_{вх}=\mu *i_x+(1-\mu )i_{г}$ (4)

Таблица 2

Исследователи	tвх °C	tохл °C	£	И	Δtх °C	Δtх.прив °C
В. В. Бирюк и В.Е.Вилякин	19	18	3,5	1	22	16,5
В.П.Алексеев, А.И.Азаров и др.	25,5	—	3	1	20	17
А.Б.Бобков	20	14	2,6	1	19	19
А. А. Курган	Нормальные условия		3	1	15	13

Примечание: Δt_охл - температура охлаждающей воды, Δt_х.прив - эффект охлаждения, приведенный к е = 2,6.

Таблица 3

№ режима	Рвх МПа	Рх МПа	tвх °C	tг °C	tх °C	Δtг °C	Δtх °C	Δtдр °C	μф	μр	qг.вихр °C	qх.вихр °C	δq °C
1	1,6	0,55	10	7		-3		2,5	0	-4	-0,5		0,5
2	1,5	°’4	11	11	-2	0	13	2,5	0,15	0,19	2,13	1,58	-0,55
3	1,5	0,4	11	11,5	-3	0,5	14	2,5	0,19	0,21	2,43	2,19	-0,24
4	1,5	0,3	11	13	-5,5	2	16,5	2,5	0,3	0,24	3,19	4,06	0,87
5	1,5	0,2	11	20	-12	9		3	0,41	0,38	7,08	8,2	1,12
6	1,45	0	13	30	-15	17	28	3	0,55	0,44	9	13,75	4,75
7	1,45	0	13	37	-11	24	24	3	0,63	0,52	9,99	13,23	3,24
8	1,5	0,05	13	40	-5	27	18	3	0,82	0,67	5,4	12,3	6,9
9	16	0,1	14	-	0		14	3	1			11	11

Примечание. В таблице дано избыточное давление.

Это наглядно иллюстрируется несовпадением величин  q_х.вихр и q_г.вихр , которое для ТВТ, работающей на воздухе, может достичь 56 % (режим № 8).

Правомерно задаться вопросом: такое явление присуще только трехпоточным вихревым трубам или оно может наблюдаться и для двухпоточных вихревых труб? Для ответа на этот вопрос были обработаны эксперименты других авторов, когда в их исследованиях доля холодного потока определялась по показаниям расходомеров. В частности, проанализированы данные работы [8].

Результат анализа [8] представлен на рис. 3 а и б. Как видно из рис. 3, для двухпоточной ВТ (£>_тр = 40 мм; = 18 мм; l_тр = =720 мм; начальный участок - конус с углом раскрытия 3,6 °C на длине 360 мм; улиточный сопловой ввод площадью F = 106 мм²; толщина теплоизоляции 20 мм) также наблюдается несовпадение значений  q_х.вихр и q_г.вихр Причем зависимости δq =f (μ) Для ВТ, исследуемой в работе [8], и ТВТ-осушителя идентичны: явно выражена тенденция возрастания δq* с ростом μ.

Рис. 3. Холода- и теплопроизводитсльность вихревой трубы [8] при р : а - 0.3 МПа : б-0,4 МПа

Таким образом, как результаты наших экспериментов, так и данные других авторов показывают, ч то при работе трехпоточных и двухпоточных ВТ балансовое уравнение (4) нарушается. В области малых р наблюдается приращение энтальпии расширенного газа на величину 8z_m, а в остальном диапазоне значений μ, особенно при μ=1,0, энтальпия убывает на величину 8z_a. Поэтому с учетом первого закона термодинамики балансовое уравнение (4) для адиабатных вихревых труб должно быть записано в виде:

$i_{вх}=\mu i_x+(1-\mu )i_{г}-\delta i_M+\delta i_a$(5)

Величину 8z_M целесообразно трактовать как увеличение энтальпии расширенного в ВТ газа за счет прямого преобразования механической энергии в тепло, а величину 8z_a - как уменьшение энтальпии газа вследствие нетепловой диссипации энергии в окружающую среду (акустическое и электромагнитное излучение, вибрация сопряженных с ВТ коммуникаций и строительных элементов и пр.).

Обозначив результирующую введенных величин

δi = δi_a- δi_м

получим более общий вид уравнения $i_{вх}=\mu i_x+(1-\mu )i_{г}+\delta i$ (6)

Знак и величина параметра δi определяются соотношением абсолютных величин δi_a и δi_м. Если они малы или компенсируют друг друга во всем диапазоне ц, то уравнение (6) преобразуется в классическое уравнение (4). При δi_a < δi_м температура всего потока расширенного газа повышается (в ТВТ-осушитсле это проявилось при μ = 0...0,3). Если же превалирует величина δi_a  , то газ охлаждается в большей степени, чем это следует из уравнения (4). Работа трехпоточных вихревых труб в предельном режиме μ = 1,0 отчетливо продемонстрировала этот случай.

Ряд исследователей эффекта Ранка-Хилша отмечали равенство правой и левой частей уравнения (4), однако расхождение баланса относили к неточности замеров расходов, неадиабатности ВТ и пр. Впервые в отечественной литературе эта проблема обсуждалась в [7J. Автор исследовал воздушный вихревой охладитель (ВО). Например, при р_вх = 0,6 МПа и μ = 0,18 были получены следующие термодинамические показатели ВО: Дг_х = 51 °C; Az_r = -9 °C. Здесь А/ меньше нуля, так как температура « оря чего потока ниже температуры исходного газа.

Следовательно конструкция ВО позволяет эффективно реализовать либо неравенство δi_a > δi_м, либо при значительной величине δi_a равенство δi_м.

Следует отметить отрицательную реакцию большинства специалистов по вихревому эффекту как на экспериментальные данные автора [7], так и на его попытку обосновать причину нарушения теплового баланса (4) влиянием «работы расширения газа», «образованием молекулярных кластеров и теплоты кластеризации, а также свойствами обнаруженного излучения». Однако результаты наших экспериментов по изучению термодинамических характеристик ТВТ, а также анализ литературных данных заставляют не только задуматься о «странном» поведении вихревых труб нетрадиционного конструктивного исполнения в необычных условиях эксплуатации, но и вернуться к вопросу: так ли уж неправ автор публикации [7]?

В заключение необходимо отметить, что в рамках существующих теорий вихревого эффекта практически невозможно, хотя бы эвристически, объяснить вышеописанные особенности поведения вихревых труб. Поэтому дальнейшая разработка теории вихревого энергоразделения должна проводиться с учетом фактов и положений, изложенных в данной работе.