Документ 2595332
реклама
Оглавление Введение...................................................................................................................... 4 Глава 1. Обзор литературных данных и постановка задачи исследования ..... 10 1.1 Использование СПГ в качестве моторного топлива на транспорте ......... 10 1.2 Современные криогенные бортовые топливные системы для автотранспорта и технологии их заполнения ..................................................... 13 1.3 Физико-математические модели и технологии заправки емкостного оборудования криогенной жидкостью ................................................................ 25 1.4 Выводы по обзору и цели исследования ..................................................... 32 Глава 2. Экспериментальная отработка технологий заправки ......................... 34 2.1 Задачи экспериментального исследования ................................................. 34 2.2 Экспериментальная установка ..................................................................... 35 2.3 Программа, методика и результаты испытаний технологического оборудования ......................................................................................................... 42 Глава 3. Моделирование процессов заполнения резервуара криогенной жидкостью ................................................................................................................ 46 3.1 Обобщенная модель процесса заполнения ................................................. 46 3.1.1 Модель А ................................................................................................... 49 3.1.2 Модель В ................................................................................................... 59 3.2 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью сверху с открытым дренажом .............................................................................................. 62 3.3 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью снизу с открытым дренажом ................................................................................................................ 66 3.4 Заполнение холодного резервуара криогенной жидкостью с открытым дренажом ................................................................................................................ 74 3.5 Заполнение холодного резервуара криогенной жидкостью без дренажа 75 3.6 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью без дренажа .... 88 3.6.1 Первый этап – заполнение ....................................................................... 89 2 3.6.1.1 Модель А ........................................................................................... 89 3.6.1.2 Модель В............................................................................................ 90 3.6.2 Второй этап – сброс пара ......................................................................... 92 3.6.3 Сравнение с экспериментом .................................................................... 93 Глава 4. Влияние режимных и конструктивных параметров на процесс заполнения .............................................................................................................. 101 4.1 Влияние вскипания входящего потока (паросодержания) ...................... 101 4.2 Влияние теплого газа в коммуникациях ................................................... 110 4.3 Влияние гидравлического сопротивления заправочных и дренажных коммуникаций на длительность заполнения. ................................................... 114 4.4 Влияние начальной температуры стенки бака на технологию бездренажного заполнения ................................................................................. 118 Выводы .................................................................................................................... 120 Список использованных источников ................................................................... 122 Приложение А. Протоколы экспериментального исследования ...................... 127 3 Введение Актуальность проблемы. В настоящее время в мире расширяется использование сжиженного природного газа (СПГ) в качестве газомоторного топлива. Станции заправки автотранспорта сжиженным природным газом размещены в 11 штатах США, а также в Австралии, Чехии, Германии, Великобритании. В последние годы высокими темпами развивается использование СПГ в качестве газомоторного топлива в Китае и Корее, а также в Нидерландах. Намерены использовать СПГ в качестве газомоторного топлива такие страны как Индия, Пакистан, Катар. В России Постановлением правительства предусмотрено в течение 7 лет увеличить использование природного газа в качестве моторного топлива с 350 млн. м3/год до 15 млрд. м3/год и занять лидирующие позиции в мире. Кроме автотранспорта предполагается использовать СПГ в качестве моторного топлива на железнодорожном транспорте, на морском и речном транспорте, для сельскохозяйственной техники, в авиации. Одной из проблем при эксплуатации транспорта на СПГ является уменьшение длительности заправки и повышение пожаробезопасности при заправке криогенных бортовых топливных систем. Уменьшение длительности позволяет повысить конкурентоспособность СПГ как моторного топлива. Пожароопасность при заправке транспорта СПГ обусловлена, в первую очередь, возможностью перелива криогенного бака, испарением СПГ, загазованностью территории станции с последующей вспышкой. Поэтому одним из путей повышения пожаробезопасности является переход к бездренажной заправке бортовых систем сжиженным природным газом (без выброса паров СПГ из бака). К сожалению, в настоящее время в РФ отсутствует опыт скоростной и безопасной заправки емкостного оборудования, а опыт опытной эксплуатации транспорта на СПГ дал отрицательные результаты. 4 Цель работы: Разработать основные положения технологии заправки криогенных бортовых систем сжиженным природным газом, обеспечивающие удовлетворительное время заполнения и требования безопасности. Основные задачи: подготовить автотранспорта и провести сжиженным испытания природным по газом по заполнению бака двухлинейным и однолинейным технологиям в условиях приближенным к реальным; по результатам испытаний разработать обобщенную модель процесса заполнения сосуда криогенной жидкостью, позволяющую моделировать заправку бортовых топливных систем как по двухлинейным схемам (с открытым дренажем), так и по однолинейным схемам (с закрытым дренажем) и показать пути повышении эффективности процесса; провести моделирование процессов заполнения криогенных бортовых топливных систем для определения влияния технологических и конструктивных параметров на режим заполнения, а также обоснования новых технических решений. Научная новизна Впервые в РФ проведен комплекс экспериментов по заправке бака криогенной топливной системы в условиях приближенным к реальным условиям, в том числе заправка теплого бака с открытым дренажем, бездренажная заправка холодного бака, бездренажная заправка теплого бака. Разработана физико-математическая модель заполнения сосуда криогенной жидкостью, отличающаяся тем, что процессы в замкнутом объеме описываются на основе нестационарной термодинамической модели с учетом теплообмена и смешения потоков между поступающей жидкостью, перегретым паром и стенками сосуда. Впервые показано, что характер процесса заправки определяется соотношением между расходом жидкости, взаимодействующей с перегретым 5 паром в сосуде, и расходом жидкости, вступающей в непосредственный контакт со стенками сосуда. Впервые определено влияние на скорость заполнения таких параметров, как условия ввода жидкости в сосуд, размер капель, паросодержание поступающей жидкости, значение начальной температуры стенки. Защищаемые положения 1) Результаты экспериментального исследования процесса заправки криогенных бортовых систем 2) Модель заполнения криогенного резервуара. 3) Рекомендации по технологии заполнения криогенной бортовой топливной системы сжиженным природным газом. Степень достоверности полученных автором результатов Достоверность экспериментальных качественным и количественным результатов подтверждается их воспроизведением при близких условиях проведения экспериментов. Основные уравнения, представленные автором модели, базируются на фундаментальных законах и уравнениях термодинамики и теплообмена. Удовлетворительное согласование результатов расчетов и экспериментов, проведенных в условиях приближенных к реальным, позволяет достоверно использовать результаты числового моделирования при разработке технологических регламентов криогенных бортовых топливных систем. Практическая значимость Впервые проведена экспериментальная отработка технологии бездренажного заполнения холодного и теплого сосуда, как методом передавливания, так и с помощью центробежного насоса, позволившая показать возможность и перспективность этой технологии. Определены значения давлений подачи и необходимой величины недогрева жидкости для проведения бездренажной заправки. 6 Предложены технические решения, направленные на повышение скорости заполнения, в том числе, не полное охлаждение стенок бака, уменьшение диаметра отверстий перфорированного коллектора криогенного бака, ограничение контакта капель жидкости со стенкой бака, применение пульсационной заправки. Внедрение Результаты работы использовались при разработке стандарта ОАО «Газпром» – СТО Газпром 2-3.6-701-2013 «Криогенные автомобильные газозаправочные станции. Общие технические требования», а также будут использоваться при разработке технологических регламентов криогенного емкостного оборудования в программах ОАО «Газпром» по использованию газомоторного топлива и автономной газификации на базе сжиженного природного газа. Апробация работы Основные результаты работы диссертационной работы докладывались и обсуждались на: IX Всероссийской конференции молодых ученых, специалистов и студентов «Новые технологии в газовой промышленности», РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина, 4-7.10.2011. Конференции МЭИ «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» 01 02.03 2012. Конференции МЭИ «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» 28.02-01.03 2013. Третьей международной научной конференции «Промышленные газы», МГТУ им. Н.Э. Баумана, 26.06.2013. Публикации 7 По теме диссертации опубликовано 10 научных работ, 3 из которых в журналах рецензируемых ВАК РФ: 1) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Экспериментальная проверка технологий заправки криогенных бортовых топливных систем // Транспорт на альтернативном топливе – 2013. № 3 (33). – с. 37-42. 2) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Современные криогенные бортовые топливные системы для автотранспорта и технологии их заправки // Транспорт на альтернативном топливе. – 2013. № 6 (36). – с. 41-44. 3) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Учет влияния теплообмена на бездренажную заправку // Вестник МЭИ. – 2013. №5. – с. 48-53 4) Горбачев С.П., Коледова К.И., Красноносова С.Д. Термодинамические модели заправки резервуара криогенной жидкостью // Технические газы – 20011. - № 5 – с. 32-40. 5) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Исследование процессов бездренажной заправки топливного бака криогенной жидкостью // Технические газы. – 2013. №6. – с. 64-70 6) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Особенности заправки резервуара криогенной жидкостью // Новые технологии в газовой промышленности: сб. тез. IX Всеросс. конф. молод. уч., спец. и студ., Москва, 2011, с. 26. 7) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Заправки резервуара криогенной жидкостью // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: сб. тез. XVIII Междунар. науч.-прак. конф. асп. и студ., Москва, 2012, т.4, с. 72-73. 8) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Моделирование процесса бездренажной заправки криогенного резервуара // Повышение эффективности, надежности и безопасности работы энергетического оборудования ТЭС и АЭС: сб. тез. Нац. конф., Москва, 2012, с. 204-205. 9) Горбачев С.П., Кириенко К.И. Влияние теплообмена на бездренажную заправку холодного криогенного резервуара // Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: сб. тез. XIX Междунар. науч.-прак. конф. асп. и студ., Москва, 2013, т.4, с. 54. 8 10) Горбачев технологий С.П., заправки Кириенко К.И. криогенных Экспериментальная бортовых топливных проверка систем // Промышленные газы: сб. док. III Междунар. Науч. Конф., Москва, 2013, с. 4243. Личное участие в получении результатов: Все результаты и выводы диссертационной работы получены лично автором в результате проведенных экспериментов и математического моделирования. Объем и структура работы Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов, списка используемых источников (47 наименований) и приложения. Работа содержит 126 страниц текста, 69 иллюстраций, 5 таблиц и приложение на 20 страницах. Автор благодарит за поддержку ООО «Научно-исследовательский институт природных газов и газовых ЗАО НПП «Криосервис». 9 технологий – ВНИИГАЗ» и Глава 1. Обзор литературных данных и постановка задачи исследования 1.1 Использование СПГ в качестве моторного топлива на транспорте В настоящее время продолжает расширяться использование сжиженного природного газа (СПГ) в качестве газомоторного топлива для транспорта. Станции заправки автотранспорта сжиженным природным газом размещены в 11 штатах США (рис. 1.1) (5 станций для заправки транзитного транспорта, 4 станции для заправки грузового транспорта и 5 станций для заправки мусоровозов), а также в Австралии, Китае, Чехии, Германии, Великобритании, Корее (рис. 1.2). В последние годы высокими темпами развивается использование СПГ в качестве газомоторного топлива в Китае. Намерены использовать СПГ в качестве газомоторного топлива такие страны как Индия, Пакистан, Катар. В России Постановлением правительства предусмотрено в течение 7 лет увеличить использование СПГ в качестве газомоторного топлива с 350 млн. м3/год до 15 млрд. м3/год. Рис. 1.1 – Станция заправки автотранспорта сжиженным и регазифицированным СПГ в Калифорнии (США) 10 Рис. 1.2 – Станция заправки автотранспорта сжиженным и регазифицированным СПГ (Корея) За рубежом начато серийное производство автотранспорта, использующего в качестве моторного топлива СПГ, основные производители транспортных средств находятся в США: Автобусы – New Flyer® Bus, El Dorado Bus, Gillig Bus Co., NABI®, Nova Bus/Volvo®, Blue Bird® Corp., AVS®; Тяжелые грузовые автомобили – Mack Truck®, Freightliner®, Peterbuilt®, Kenworth®, Navistar®, ERF®, MAN®; Двигатели – Caterpillar®, Mack®, Cummins®, Detroit Diesel®, Mercedes Benz®, BMW®, John Deere®. В России в рамках совместной программы по использованию СПГ в качестве топлива на тепловозах (ОАО РЖД, ОАО «Газпром», Правительство Свердловской области) создан и успешно прошел испытания газотурбовоз на СПГ и инфраструктура для его обслуживания [1]. В ОАО «КАМАЗ» на базе серийно выпускаемых транспортных средств с газовыми двигателями, работающими на компримированном природном газе, начаты работы по проектированию транспортных средств с газовыми двигателями, работающими на сжиженном природном газе. 11 В опытной эксплуатации находятся автомобили ОАО «Гелиймаш», ООО «Газпром трансгаз Екатеринбург», работающие на СПГ (рис. 1.3 – 1.4). Рис. 1.3 – Автобус НефАЗ Рис. 1.4 – ЗиЛ 5301 "Бычок" Успешно прошел испытания трактор К-701, разработанный в ООО «Газпром ВНИИГАЗ» (рис. 1.5). 12 Рис. 1.5 – Трактор К-701 В настоящее время активно обсуждаются вопросы об использовании СПГ в качестве топлива для водного транспорта. В частности, из-за экологических проблем ограничений [2] на СПГ переводятся паромные суда Швеции и Финляндии на Балтийском море. К настоящему времени накоплен опыт применения СПГ в качестве топлива на авиационном транспорте [3, 4]. В перспективе предполагается использование СПГ в ракетно-космической технике. 1.2 Современные криогенные бортовые топливные системы для автотранспорта и технологии их заполнения В настоящее время в криогенных бортовых топливных системах на сжиженном природном газе используются следующие технологические схемы: схема с испарителем самонаддува криогенного бака (рис. 1.6а); схема с равновесной жидкостью при (рис. 1.6б); схема с криогенным насосом (рис. 1.6в). 13 повышенном давлении 1 2 3 4 5 а) 1 2 3 6 7 8 4 5 1 б) 2 3 9 4 в) а) 1 – испаритель самонаддува; 2 – линия подачи жидкости; 3 – криогенный бак; 4 – переключатель фаз; 5 – испаритель-регазификатор; б) 1 – заправочная колонка; 2 – манометр; 3 – заправочная горловина; 4 – гарантированное паровое пространство; 5 – заправочный трубопровод; 6 – регулятор давления в баке; 7 – переключатель фаз; 8 – испарительрегазификатор; 9 – регулятор давления; в) 1 – линия подачи жидкости; 2 – криогенный бак; 3 – криогенный насос; 4 – регазификатор Рис. 1.6 – Технологические схемы криогенных бортовых топливных систем 14 Особенность первой схемы (рис. 1.6а) заключается в том, что жидкость после заполнения имеет равновесное давление близкое к атмосферному, а, следовательно, наименьшую температуру и наибольшую плотность. Повышение и поддержание повышенного давления в баке для подачи жидкости через продукционный теплообменник в двигатель осуществляется выносным испарителем самонаддува бака с использованием регулятора давления и переключателя фаз, через который пар направляется на продукционный теплообменник при чрезмерном повышении давления в баке. Схема имеет следующие преимущества: наибольшее количество топлива в данном объеме, т.к. жидкость имеет наибольшую плотность; длительное бездренажное хранение жидкости из-за низкого давления в баке в начальный момент; относительно простое оборудование на заправочной станции. Недостатки данной схемы: из-за низкой температуры жидкости растворимость диоксида углерода в жидком метане мала и возможна кристаллизация диоксида углерода с забивкой арматуры и трубопроводов; возможна кристаллизация диоксида углерода в испарителе самонаддува в процессе испарения с забивкой испарителя и прекращения подачи газа на двигатель; при заполнении методом передавливания («безнасосная» схема) пары жидкости выбрасываются в атмосферу; в случае переполнения бака жидкость выбрасывается через свечу, создавая пожароопасную ситуацию; в начале движения автомобиля разрушается слой равновесной жидкости на границе раздела фаз, давление в баке может резко снизиться из-за конденсации пара на поверхности жидкости и уменьшается расход газа на двигатель. Несмотря на недостатки, эта схема является достаточно распространенной и реализуется компаниями Cryodiffusion, MAN, Сryogenic 15 Fuels Inc (CFI), а также отечественными компаниями ОАО «Гелиймаш» и ЗАО «НПФ «ЭКИП» [5]. Испытания, проведенные в ООО «Газпром ВНИИГАЗ», подтвердили работоспособность отечественных КБТС такого типа [6, 7]. Схема с равновесной жидкостью при повышенном давлении предложена и реализуется компанией NexGen Fueling Chart Industries [8, 9] (рис. 1.6б). Основная идея этой схемы – криогенная бортовая топливная система должна быть аналогичной бортовой системе на сжиженных углеводородных газах (пропан-бутан). Поэтому в системе отсутствует испаритель самонаддува и подача СПГ в двигатель транспортного средства через продукционный испаритель осуществляется за счет первоначального давления в баке, создаваемого при его заполнении равновесной жидкостью с относительно высокой температурой. По мере опорожнения бака, с одной стороны, происходит снижение давления в баке из-за увеличения парового пространства, с другой стороны, жидкость вскипает и в паровое пространство поступает дополнительное количество пара. В результате при уменьшении степени заполнения бака с 90% до 5% давление в баке снижается с 0,5 МПа до 0,35 МПа, что достаточно для нормальной работы КБТС. Отсутствие испарителя самонаддува (а также криогенного запорного вентиля и регулятора давления в баке) не только уменьшает стоимость оборудования, но и повышает надежность работы системы, поскольку при эксплуатации исключается вероятность кристаллизации и забивки испарителя и криогенного вентиля диоксидом углерода и другими высококипящими примесями. Поскольку равновесная температура жидкости относительно высока (135 – 125 К), то повышается растворимость диоксида углерода в метане. Это позволяет снизить требования к содержанию диоксида углерода в СПГ. Однако использование «теплой» равновесной жидкости имеет ряд недостатков, в том числе: 16 из-за более высокой начальной температуры жидкости и, соответственно, меньшей плотности количество заправленной жидкости примерно на 10 – 20 % меньше, чем для предыдущей схемы; при высокой начальной температуре жидкости сокращается длительность бездренажного хранения СПГ в баке; для реализации бездренажной технологии заполнения необходимо на станции наполнения иметь СПГ с температурой около 140 К (равновесное давление 0,6 МПа) и давлением не менее 0,8 – 0,9 МПа и проводить заполнение при повышенном давлении в криогенном баке. Схемы с криогенным насосом (рис. 1.6в) используются в случае, когда необходимо подавать газ в двигатель при повышенном давлении. Например, для турбины газотурбовоза давление подачи составляет около 3 МПа, что обеспечивается стандартным поршневым насосом [10]. При этом в криогенном баке поддерживается давление около 0,2 МПа, чтобы обеспечить подачу жидкости на насос. Давление поддерживается за счет отбора газа из продукционного испарителя, что позволяет отказаться от испарителя самонаддува. Криогенный бак заполняется сжиженным природным газом при давлении близком к атмосферному, что предполагает низкое содержание диоксида углерода в СПГ. Основные проблемы при реализации данной схемы: наличие дорогостоящего криогенного насоса, который должен длительно и непрерывно работать в условиях вибраций; обеспечение однофазного состояния жидкости в насосе; длительная подготовка системы перед пуском. Для реализации газодизельного цикла предлагается подавать газ в двигатель при давлении около 20 МПа. Одно из возможных решений – повышать давление СПГ непосредственно в баке с помощью специального поршневого криогенного насоса. К настоящему времени работы по этому направлению находятся на стадии НИР [11]. 17 В последнее время обсуждается вопрос об использовании кассетных КБТС, в которых вместо заполнения бака сжиженным природным газом производится замена порожнего бака на бак, предварительно заполненный на станции производства СПГ. Преимущество такой схемы – сокращение длительности операции заправки, отсутствие промежуточного резервуара на заправочной станции, за счет этого – уменьшение стоимости станции, заполнения и повышение пожаробезопасности. Однако все проблемы заполнения не исчезают, а переносятся на станцию производства СПГ. Поскольку увеличивается количество баков, то эффект снижения стоимости из-за отсутствия расходного резервуара уменьшается. Появляются дополнительные проблемы: необходимо обеспечить надежные низкотемпературные соединения при замене баков, необходимо иметь на станции заправки подъемные средства, необходимо обеспечить пожарную безопасность при наличии большего количества цистерн с СПГ на станции заправки. Тем не менее, практическая реализация такой схемы на транспортных средствах с существенно ограниченной длительностью заправки представляется перспективной. Одним из вопросов эксплуатации КБТС является их заправка (заполнение теплого криогенного бака) и дозаправка (заполнение бака с некоторым количеством жидкости) сжиженным природным газом. При заправке и дозаправке автотранспорта сжиженным природным газом необходимо выполнить следующие условия: заполнение следует проводить с темпом около 70 литров СПГ в минуту (0,5 кг/с), что соответствует темпу заправки автотранспорта традиционным топливом; заполнение может проводиться как в регулярном режиме (транспортные средства на заправку поступают непрерывно или через заданные промежутки времени), так и при случайной очереди транспортных средств; 18 необходимо исключить или максимально ограничить выбросы топлива в окружающую среду, в том числе при переполнении криогенного топливного бака; необходимо обеспечить безопасность для персонала и оборудования станции, для транспортных средств и водителей, для окружающих зданий и сооружений и проживающих в них жителей. До последнего времени при заправке и дозаправке КБТС сжиженным природным газом использовалась двухлинейная технология (two-lines transfer procedure), по которой заполнение криогенного топливного бака жидкостью производится с открытым дренажным трубопроводом со сбросом паров или через свечу в атмосферу на рассеивание (рис. 1.7) или в расходный резервуар (при использовании насоса, рис. 1.8). 1 4 4 1 3 3 2 2 (а) (б) 1 – питающий резервуар; 2 – криогенный бак; 3 – заправочные коммуникации; 4 – дренажные коммуникации. Рис. 1.7 – Двухлинейные схемы с открытым газосбросом (а - заполнение «сверху»; б – заполнение «снизу») 19 1 2 3 1 – резервуар; 2 – криогенный бак; 3 – центробежный насос Рис. 1.8 – Двухлинейная технология с рециркуляцией пара (с криогенным центробежным насосом) Эта технология заполнения (рис. 1.7, 1.8) является наиболее простой и, как правило, используется при заполнении криогенных резервуаров такими продуктами как жидкий азот, жидкий кислород, а также при заполнении двухлинейных КБТС. Заполнение может проводиться как снизу (под уровень жидкости), так и сверху (над уровнем жидкости). При заполнении сверху более равномерно охлаждаются стенки сосуда, но длительность заправки больше, чем при заполнении снизу. На длительность заполнения, особенно при подаче жидкости сверху, сильно влияет гидравлическое сопротивление дренажных коммуникаций и наличие паровой фазы в жидкости в заправочных коммуникациях. При заполнении сжиженным природным газом следует учитывать, что в жидкости содержаться примеси (диоксид углерода, метанол, масла), которые растворены в метане и при уменьшении растворимости могут выпадать в осадок (процесс кристаллизации). Поэтому, если в процессе заполнения давление жидкости (и ее температура) в баке снижается ниже давления в заправочном резервуаре, то растворимость диоксида углерода уменьшается и возможна его кристаллизация [12]. 20 Это может привести к забивке коммуникаций твердым диоксидом углерода и прекращению заполнения. Поэтому при заполнении целесообразно поддерживать повышенное давление в криогенном баке. Если в баке имеется остаток СПГ, то стенки бака имеют температуру близкую к температуре жидкости («холодный» бак). Особенность заполнения холодного бака – отсутствуют потери жидкости на охлаждение стенок, и через дренаж выходит пар, вытесняемый в процессе заполнения. Подача жидкости в бак в процессе заполнения может осуществляться передавливанием (рис. 1.7) или криогенным насосом (рис. 1.8). В случае передавливания имеет место потери газа через дренажные коммуникации в атмосферу как при заполнении теплого, так и холодного бака. Применение насоса позволяет возвращать пары СПГ из бака обратно в расходный резервуар. Однако следует учитывать, что стоимость криогенного центробежного насоса приближается к стоимости расходного резервуара. Кроме того, эксплуатация системы заправки на базе насоса является более сложной, чем при передавливании, и сопровождается дополнительными потерями жидкости на охлаждение насоса и коммуникаций. Применение насоса также предполагает наличие электрической энергии. Основная проблема двухлинейной технологии заполнения заключается в том, что возможно переполнение криогенного бака с выбросом жидкости через дренажные коммуникации на территорию заправочной станции с последующей загазованностью и возникновением аварийной ситуации. Проблема переполнения остается и при использовании двухлинейных схем с циркуляцией паров (рис. 1.8). В этом случае исключается выброс жидкости наружу, но при переполнении жидкость заполняет дренажный трубопровод и ее необходимо удалить перед отсоединением трубопровода после заполнения. Кроме того, необходимо удалить часть жидкости для обеспечения требуемого объема парового пространства. Опыт эксплуатации транспорта на СПГ показал, что вероятность переполнения бака при использовании двухлинейной технологии высока. 21 Поэтому в настоящее время начинает использоваться заправка КБТС сжиженным природным газом по однолинейной технологии (one-line transfer procedure), когда заполнение криогенного топливного бака ведется с закрытым дренажным трубопроводом с конденсацией пара в баке за счет нагревания поступающей жидкости (рис. 1.9). 3 1 2 1 – питающий резервуар заправочной станции; 2 – криогенный резервуар; 3 – заправочные коммуникации. Рис. 1.9 Заполнение криогенного бака по однолинейной технологии передавливанием 1 2 3 1 – резервуар; 2 – криогенный бак; 3 – центробежный насос Рис. 1.10 Заполнение криогенного бака по однолинейной технологии с использованием насоса 22 По однолинейной технологии заполнение криогенного бака сжиженным природным газом осуществляется, как правило, путем подачи жидкости сверху (на уровень жидкости) при закрытом дренажном трубопроводе. При этом, с одной стороны, в сосуде повышается давление из-за уменьшения объема парового пространства, с другой стороны, давление в паровом пространстве снижается из-за конденсации пара на каплях поступающей жидкости. Заполнение с закрытой дренажной коммуникацией («бездренажная заправка») практически исключает потери жидкости, как при использовании насоса, так и при заполнении передавливанием. При однолинейной технологии относительно просто решается вопрос окончания заполнения (в конце заполнения резко повышается давление, что позволяет автоматически прекратить заполнение). Кроме того, упрощается технология заполнения (только одно соединение транспортного средства с заправочной колонкой, что аналогично заправке транспорта традиционными видами топлива). Бездренажный способ заполнения является единственным средством для реализации технологии фирмы NexGen Fueling Chart Industries, когда криогенный бак заправляется равновесной жидкостью с температурой около 135 К (давление насыщения около 0,5 МПа). Подготовка (подогрев) жидкости осуществляется по специальной схеме (рис. 1.11). По этой схеме жидкость из заправочного резервуара поступает на криогенный центробежный насос, где сжимается до 0,7 - 0,8 МПа, а затем разделяется на два потока. Один направляется в криогенный бак, а другой – в атмосферный теплообменник, где испаряется и подогревается до температуры окружающей среды, а затем барботирует через слой жидкости в заправочном резервуаре. При этом жидкость в резервуаре подогревается за счет конденсации пара и давление в резервуаре (и равновесная температура) поддерживается на уровне 0,5 МПа. Для реализации этой технологии необходим достаточно сложный и дорогостоящий криогенный центробежный насос. Исключить насос из технологии можно, если заполнение проводить методом передавливания с 23 локальным подогревом жидкости в заправочном трубопроводе. Однако технология заполнения криогенного бака насыщенной жидкостью путем передавливания нуждается в специальной отработке. 3 1 2 А В 4 А – линия заправки резервуара; В – линия заправки КБТС; 1 – заправочный резервуар; 2 – криогенный центробежный насос; 3– резервуар заправочной колонки; 4 – испаритель. Рис. 1.11 – Блок-схема наполнительной станции NexGen Fueling Chart Indaustries Помимо необходимости подогревать жидкость, в технологии NexGen имеется еще одна проблема – при бездренажном заполнении трудно обеспечить степень заполнения бака жидкостью. Если степень заполнения бака выше расчетного значения, то при длительном хранении бак может заполниться жидкостью полностью, и это может привести к разрушению бака. Чтобы обеспечить заданную степень заполнения в конструкции бака NexGen предусмотрен некоторый дополнительный объем, который практически не заполняется жидкостью при заправке. Специальная задача – это заполнение теплого бака по однолинейной схеме. В этом случае обычного значения недогрева жидкости на входе в бак (5 – 10 К) недостаточно для конденсации пара и охлаждения стенок бака. В технологии NexGen заполнение теплого бака предполагается проводить по 24 двухлинейной схеме (со сбросом пара через дренажные коммуникации) или использовать для предварительного захолаживания жидкий азот, хотя это входит в противоречие с основной концепцией NexGen. В заключение можно отметить: 1) В настоящее криогенных бортовых время сложились топливных две систем технологические (КБТС): схемы двухлинейная и однолинейная. При двухлинейной схеме, заполнение КБТС, как правило, производится со сбросом паров СПГ в дренажную коммуникацию. При однолинейной схеме заполнение КБТС производится с закрытым дренажем (бездренажная заправка). Основные требования к процессу заполнения: ограниченное время заполнения и обеспечение безопасности. 2) Наиболее перспективной является однолинейная технология, которая на практике реализуется при заполнении холодного бака, как при атмосферном, так и при повышенном давлении, однако влияние величины недогрева жидкости на входе в бак, теплообмена жидкости с паром, эффекта вскипания жидкости при заполнении остаются не исследованными. 3) Однолинейную технологию заполнения теплого бака в настоящее время реализовать не удалось, что вызывает определенные трудности при эксплуатации. 1.3 Физико-математические модели и технологии заправки емкостного оборудования криогенной жидкостью Процесс заполнения низкотемпературного оборудования криогенной жидкостью включает два этапа: процесс охлаждения стенок до рабочего значения температуры (процесс захолаживания) и непосредственный процесс заполнения объема криогенной жидкостью. При заполнении криогенных резервуаров жидким кислородом, азотом аргоном, водородом основной задачей является полное охлаждение стенок резервуара и тепловой изоляции. В этом случае исключаются потери жидкости 25 на захолаживание резервуара у потребителя. Длительность полного охлаждения определяется, как правило, нестационарной теплопроводностью в изоляции, и эти задачи подробно исследованы в работах [13, 14, 15, 16, 17]. Количество жидкости на захолаживание определяется по тепловому балансу. В 1970–80 сверхпроводниковых годах в устройств связи с массой проектированием десятки и крупных сотни тонн (экспериментальные образцы ТОКАМАКА, ускорители элементарных частиц (коллайдеры), МГД генераторы, сверхпроводниковые линии электропередачи) понадобилась технология захолаживания таких устройств. При захолаживании необходимо полностью и равномерно охладить всю массу сверхпроводника до температуры 4 – 6 К. При этом из-за малой теплоты парообразования гелия захолаживание проводилось газообразным гелием, который охлаждался в криогенной установке и с переменной температурой поступал в систему каналов охлаждения сверхпроводниковых устройств. Протяженность каналов охлаждения составляла сотни метров. Для расчета процесса захолаживания использовалась одномерная модель нестационарного потока газа в канале и одномерная модель стенки канала (сверхпроводника). При постоянном расходе газа процесс захолаживания описывался уравнениями сохранения энергии для потока и стенки: T U T w z fc P (1.1) fc w U T (1.2) Аналитическое решение этой системы уравнений при различных граничных условиях приведены в работах [18, 19, 20]. В работах [21, 22, 23, 24, 25, 26, 27] показано, что для каналов выполняется условие: dL GcP 10 (1.3) то можно использовать принцип суперпозиции, и длительность переходного процесса равна 26 C b t где b t (1.4) M w cw – время охлаждения стенок канала из теплового баланса; GcP L – транспортное время, время заполнения канала; – поправка на w конечное значение теплообмена между газом и жидкостью, на теплопроводность стенки в радиальном направлении, на характер изменения температуры газа на входе в канал. Если 0 , то при постоянном расходе газа имеем минимальное время охлаждения канала, поскольку в этом случае при охлаждении полностью используется энтальпия газа (GcpΔT). Чем меньше значение коэффициента теплоотдачи, тем больше величина поправки и тем больше длительность переходного процесса. При захолаживании каналов сверхпроводниковых устройств расход холодного газа ограничен производительностью криогенной установки и единственным способом уменьшения длительности захолаживания является снижение величины , в том числе за счет повышения коэффициента теплоотдачи. Если dL GcP 1 (1.5) то, в процессе захолаживания охлаждение стенок происходит одновременно с заполнением канала газом или жидкостью и концу заполнения канала его стенки остаются относительно теплыми и захолаживание канала необходимо продолжать. Поскольку при выполнении условия (1.5) в процессе захолаживания газ выходит холодным и его энтальпия не используется, то длительность переходного процесса увеличивается. Поэтому при захолаживании сверхпроводниковых устройств применялась технология, основанная на модели «длинного канала». Это позволило сократить длительность захолаживания сверхпроводниковых систем, которая составляла десятки и сотни часов [21]. При этом, однако, отмечалось, что при подаче 27 жидкости в длинный канал при постоянном давлении на входе, возможны колебания расхода жидкости [28, 29], что приводит к существенному увеличению времени захолаживания. Особенность всех перечисленных задач, заключается в том, что основным является процесс охлаждения стенки канала с распределенными параметрами, рабочим телом является газ, а значение комплекса dL GcP 10 . Заправка емкостного оборудования жидким гелием отличается от захолаживания каналов тем, что рассматривается не одномерная модель, а модель с сосредоточенными параметрами, которые изменяются только по времени. В работах [30, 31] в качестве математической модели процесса заполнения емкостного оборудования жидким гелием использовался термодинамический анализ процессов при переменной массе рабочего тела. В частности, процессы в емкости для однофазной и двухфазной среды на основании первого закона термодинамики для открытых систем имеют соответственно вид: McV Mc X n c T dT Q V V cV T hk Gk d k 1 (1.6) dT h h n hk h h hk Q V Gk d k 1 (1.7) где M – масса системы; сх – удельная изохорная теплоемкость двухфазного dQ рабочего тела; Q BH – теплоприток от внешних источников; d cV безразмерный комплекс теплофизических величин; dV V d P – T v – скорость изменения объема системы; hk h hk – разность между удельной энтальпией рабочего тела в системе и удельной энтальпией k-ого заторможенного потока массы; Gk – приток в систему k-ого потока массы в единицу времени; время. Для идеального газа η = (k-1), где k=cp/cv 28 τ – Из уравнения 1.6 можно определить длительность заправки емкости жидким криоагентом. В частности, если принять коэффициент теплообмена между газом и стенкой сосуда , то длительность захолаживания равна c V v hv T 1 S 0 Mc w 1 S 0 V l ln ln G hl T0 1 S Gc p 1 S G (1.8) т.е., как и для одномерной модели, процесс захолаживания представляется как сумма времени охлаждения газа в емкости, времени охлаждения стенок с переменной температурой газа на выходе из емкости и временем заполнения емкости. При этом определяющим является длительность охлаждения стенок сосуда. Отсюда следовал вывод о необходимости эффективного охлаждения стенок емкости. Вопросы предварительного охлаждения стенок емкости (захолаживания) являются актуальными и при заполнении крупных резервуаров для транспортирования сжиженного природного газа танкерами. Главное условие захолаживания – обеспечить низкий темп изменения температуры, чтобы избежать разрушения емкости из-за температурных деформаций. Поэтому захолаживание проводят с темпом менее 3 С за 20 минут. Длительность захолаживания 4 – 5 часов [32]. В середине 1980 годов началось использование сжиженного природного газа в качестве газомоторного топлива для автотранспорта, локомотивов, авиации, танкеров и возникла задача заполнения криогенных бортовых топливных систем сжиженным природным газом, в том числе уменьшение длительности заполнения. По аналогии с криогенным гелиевым оборудованием было принято, что для сокращения времени заполнения необходимо максимально охлаждать стенки сосуда. В работах [33, 34, 35, 36, 37, 38] рассматривался процесс предварительного охлаждения стенок автомобильного или авиационного криогенного бака холодным газом в условиях нестационарной естественной конвекции в объеме. Методика расчета основана на применении теории графов и для ее реализации необходимо подробное 29 представление конструкции сосуда. Результаты расчетов, при этом, носят частный характер. В работах [39, 40, 41] для описания процесса заправки было предложено использовать модель с сосредоточенными параметрами, изменяющимися только по времени (уравнения 1.6 – 1.8), но с учетом теплообмена между жидкостью и стеками сосуда в процессе заполнения. Рассматривалась только заправка с открытым дренажем (двухлинейная схема). Основное требование к процессу заправки - к концу заправки стенки сосуда должны быть полностью охлаждены, т.е. процесс охлаждения стенок и процесс заполнения объединены. В этом случае теплоприток к жидкости после заправки обусловлен только теплопритоком через изоляцию и длительность бездренажного хранения наибольшая, а длительность заправки равна длительности охлаждения стенок. В работе [41] были получены решения для расчета процесса заполнения при следующих допущениях: расход жидкости в процессе заполнения остается постоянным и тепло, отводимое от стенки к газу путем естественной конвекции, приводит к полному или частичному испарению поступающей жидкости. Аналитические зависимости для изменения температуры стенки в переходном процессе , для определения времени охлаждения стенки и газа T до равновесной температуры жидкости при постоянном расходе газа на входе в сосуд, имеют вид: hВХ h G c T h hВХ P нач TS exp S cP cP G cP M W cW 1 F h h ВХ нач TS h hВХ G cP cP G cP 1 1 T 1 ln c h hВХ G cP M W cW S F P 1 F cP h hВХ нач TS M W cW G cP cP 1 1 1 ln h hВХ G cP G cP F 1 c F P 30 при T (1.9) при T (1.10) h hВХ нач TS M W cW G cP cP T 1 1 ln h hВХ G cP G cP F 1 c F P (1.11) Длительность заправки бака равна . Проведенные эксперименты в целом подтвердили достоверность предложенного подхода для расчета процесса заполнения. Однако режим заполнения, предполагающий полное охлаждение стенок сосуда совместно с накоплением жидкости может быть реализован только при очень малом расходе жидкости на входе в резервуар (порядка 0,01кг/с). При этом длительность заполнения криогенного бака объемом 180 литров составляла около 1200 сек., что намного превышает длительность заправки традиционным топливом (300 – 400 сек.) [41]. Таким образом, совмещение процесса полного охлаждения стенок сосуда с процессом заполнения приводит к тому, что длительность заправки топливных бортовых систем сжиженным газом в несколько раза превышает длительность заправки транспорта традиционным топливом и необходимо искать пути уменьшения времени заправки. По нашему мнению, таким путем является отказ от полного охлаждения стенок сосуда в процессе заполнения, т.е. к окончанию заполнения температура стенок сосуда выше температуры жидкости и в результате дополнительного теплопритока увеличивается скорость испарения жидкости. После окончания заправки при закрытом дренаже это приводит к повышению давления в сосуде. Однако, как указывалось выше, в современных бортовых системах имеется возможность при повышении давления в баке направить паровую фазу на двигатель. При снижении давления до рабочего значения подача пара на двигатель отключается и включается подача на двигатель жидкости через испарительподогреватель. Таким образом, переход к частичному охлаждению стенок в процессе заправки позволяет уменьшить длительность процесса и избежать повышения давления в баке из-за повышенного теплопритока после заправки. 31 Естественно, предложенный способ заправки не распространяется на заправку емкостного оборудования, предназначенного для длительного бездренажного хранения криогенных жидкостей. Что касается бездренажной технологии заполнения криогенных бортовых систем сжиженным природным газом, то, как указывалось выше, за рубежом начали успешно применять бездренажное заполнение холодных баков (дозаправку) топливных криогенных систем (однолинейные схемы). В то же время отсутствует информация об условиях реализации процесса. Отечественный опыт проведения бездренажной технологии заполнения баков транспортных средств природного газа в также отсутствует, что ограничивает использования качестве моторного топлива из-за повышенной пожароопасности при заправке. Как указывалось в разделе 1.2, за рубежом при заправке теплых баков даже с повышенным давлением (однолинейные схемы) применяют предварительное охлаждение стенок жидким азотом, что ограничивает применение однолинейных схем. В то же время, переход к частичному охлаждению стенок в процессе бездренажной теплой заправки позволит отказаться от использования жидкого азота и осуществлять заправку и дозаправку транспорта сжиженным природным газом по единой технологии. В заключение следует отметить, что практика эксплуатации опытных отечественных образцов транспорта на СПГ показала [42], что длительность заправки одной и той же бортовой системы может превышать расчетное значение в несколько раз и сильно зависит от условий заправки. 1.4 Выводы по обзору и цели исследования В настоящее время уменьшение длительности заправки и повышение пожаробезопасности при заполнении криогенных бортовых топливных систем является актуальной задачей, поскольку при конкурентноспособность СПГ как моторного топлива. 32 этом повышается Опыт, накопленный в предыдущие годы по захолаживанию сверхпроводниковых систем жидким гелием, при решении данной задачи может быть использован, но только в ограниченном объеме. В частности, целесообразно использовать термодинамический анализ открытых систем для описания процессов с переменной массой в объеме. Предложенные подходы к заполнению криогенных бортовых топливных систем, основанные на полном охлаждении стенок сосуда в процессе заполнения, не являются продуктивными, поскольку не обеспечивают необходимой длительности процесса. Процессы бездренажной технологии заполнения емкостного оборудования практически не исследованы, хотя технология бездренажного заполнения является наиболее перспективной. Основная цель данной работы – показать возможность заполнения криогенных бортовых систем автотранспортных средств за время соизмеримое со временем заправки традиционным топливом как по двухлинейной, так и по однолинейной схеме (бездренажная технология) за счет не полного охлаждения стенок. Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи: подготовить автотранспорта и провести сжиженным испытания природным по газом по заполнению бака двухлинейным и однолинейным технологиям в условиях приближенным к реальным; по результатам испытаний разработать обобщенную модель процесса заполнения сосуда криогенной жидкостью, позволяющую моделировать заправку бортовых топливных систем как по двухлинейным схемам (с открытым дренажем), так и по однолинейным схемам (с закрытым дренажем) и показать пути повышении эффективности процесса; провести моделирование процессов заполнения криогенных бортовых топливных систем для определения влияния технологических и конструктивных параметров на режим заполнения, а также обоснования новых технических решений. 33 Глава 2. Экспериментальная отработка технологий заправки 2.1 Задачи экспериментального исследования Основная задача экспериментально исследования - подготовить и провести испытания по заполнению бака автотранспорта сжиженным природным газом по двухлинейным и однолинейным технологиям в условиях приближенным к реальным; Основные требования к заполнению: длительность заполнения 6 – 8 минут в зависимости от объема бака и его начальной температуры; вытесненный из топливного бака газ не должен выбрасываться в атмосферу (бездренажная технология); потери жидкости при заполнении должны быть минимальны; в процессе заполнения должно контролироваться количество заправленной жидкости и должно быть исключено переполнение бака жидкостью; при проведении заполнения необходимо обеспечить требования взрыво- и пожаробезопасности. В результате испытаний необходимо: определить параметры заполнения криогенного бака при частичном охлаждении стенок сосуда, как по двухлинейной так, и по однолинейной (бездренажной) схеме, в том числе и при повышенном давлении в криогенном баке; сравнить процессы заправки криогенного бака сжиженным природным газом и жидким азотом методом вытеснения и с использованием центробежного насоса; оценить перспективы бездренажной заправки теплого криогенного бака. 34 2.2 Экспериментальная установка Блок-схема экспериментальной установки для исследования процесса заполнения представлена на рис. 2.1. 1 – технологический резервуар; 2 – испаритель-самонаддува питающего резервуара; 3 – линия выдачи жидкости методом передавливания; 4 – криогенный насос; 5 – линия выдачи жидкости с помощью насоса; 6 – испаритель подогревателя; 7 – подогреватель жидкости; 8 – линия заправки КБТС снизу; 9 – криогенный бак; 10 – линия заправки КБТС сверху; 11 – дренаж криогенного бака; 12 – байпасная линия насоса; 13 – линия циркуляции пара; 14 – дренаж питающего резервуара. Рис. 2.1 – Блок-схема экспериментальной установки Питающий резервуар представлен емкостью VRV Eagle 10000/18 производства фирмы VRV S.p.A. (Италия) объемом 10 м3 с максимальным рабочим давлением 1.8 МПа. Испаритель самонаддува – атмосферный испаритель ИА-40, общей площадью теплообмена 40 м 2 (испарение 35 криогенной жидкости осуществляется за счет подвода тепла из окружающей среды). В качестве криогенного бака использовался криогенный бак производства ЗАО «НПФ «ЭКИП», который представляет собой горизонтальный двустенный сосуд с экрановакуумной изоляцией, диаметр внутреннего сосуда 0,447 м, длина 1,147 м (объем 180 л), толщина стенки 0,003 м, материал внутреннего сосуда сталь 12Х18Н9Т. Основной способ заполнения бака – сверху, однако имеется возможность организовать заполнение снизу через трубопровод подачи жидкости на испарительрегазификатор. Бак имеет собственный испаритель самонаддува, что позволяет повышать давление в баке выше, чем в расходном резервуаре при сливе жидкости обратно в резервуар. Основные технические характеристики бака приведены в таблице 2.1 Таблица 2.1 – Технические характеристики бака ЭКИП Сжиженный Вид топлива природный Примечание газ Вместимость бака (по паспорту), л 180 Максимальное давление топлива в 1,6 баке, МПа Рабочее давление в системе, МПа Режим хранения 0,3 – 0,4 Время заполнения холодного бака, 10 мин При начальной Время бездренажного хранения, 10 сутки степени заполнения 80% Диаметр бака, мм 518 Длина бака, мм 1500 Масса порожнего бака, кг 150 В качестве насоса использовался насосный агрегат (рис. 2.7), который 36 был разработан и изготовлен предприятием ЗАО «Контехкрио» на базе двухступенчатого центробежного насоса для жидкого кислорода и азота. При этом были проведены следующие изменения: корпус насоса выполнен полугерметичным (с «холодным» фланцем), изменены патрубки насоса, введено частотное регулирование напора и производительности насоса, использовано оборудование во взрывозащищенном исполнении. Характеристики криогенного насоса при частотном регулировании приведены на рис. 2.2. Рис. 2.2 – Характеристика насоса криогенного НкпГ2-5/80 при частотном регулировании (напор) Технологические криогенные трубопроводы экспериментальной установки диаметром 0,02 – 0.03 м имели пенополиуретановую изоляцию. В процессе экспериментов измерялись давление в криогенном баке, количество жидкости в баке, температура жидкости на входе в бак. Давление в баке измерялось датчиком давления Метран-100-ДД-1440-К02-МП1-t8-050-25кПа-25-42-ШР22/В52-01, погрешность которого не превышает ±0,1%, от калиброванного диапазона значений и манометрами 37 МПЗ-У-1.6 МПа, класс точности которых 1.5. Температура определялась платиновыми термометрами сопротивления ЧЭПТ-38-100П с классом допуска B, совместно с микропроцессорным измерителем-регулятором ТРМ202Щ1.РР, масса жидкости в баке измерялась весовым способом на электронных весах МЕРА ВТП-0.6-О, класс точности которых по ГОСТ 29329-92 – средний. В процессе экспериментов варьировались расход жидкости (за счет повышения давления в расходном резервуаре) и температура жидкости на входе в бак за счет подогрева жидкости в специальном теплообменнике жидкость – газ. Основное оборудование стенда для испытаний на жидком азоте представлено на рис. 2.3 – 2.6. Рис. 2.3 – Общий вид экспериментальной установки для испытаний на жидком азоте 38 Рис. 2.4 – Макет криогенного бака Рис. 2.5 – Блок клапанов и макет криогенного бака в сборе 39 Рис. 2.6 – Оборудование стенда, размещенное в контейнере Рис. 2.7 – Криогенный центробежный насос для СПГ 40 Испытания на СПГ проводились на установке сжижения природного газа, принадлежащей ЗАО «НПФ ЭКИП». Установка размещалась на территории АГНКС 1. При этих испытаниях заполнение проводилось от сборника-накопителя установки методом передавливания или через криогенный центробежный насос. Оборудование стенда для испытаний на СПГ представлено на рис. 2.8. Рис. 2.8 – Оборудование стенда при испытаниях на СПГ 41 2.3 Программа, методика и результаты испытаний технологического оборудования Перед началом серии заполнения с помощью испарителя-самонаддува производился подъем давления в технологическом резервуаре до рабочей величины. После проводилось захолаживание системы, для этого из технологического резервуара в коммуникации подавалась холодная жидкость, которая проходила по замкнутому контуру. Для достижения заданной температуры жидкости на входе в бак, подключался подогреватель жидкости. Когда температура жидкости перед входом в бак достигала заданного значения, открывался запорный вентиль, и осуществлялось заполнение криогенного бака. После окончания процесса заполнения в криогенном баке испарителем-самонаддува поднималось давление, и жидкость передавливанием возвращалась обратно в технологический резервуар. Перед следующим заполнением также осуществлялось захолаживание заправочных коммуникаций. Т.е. перед каждым процессом заполнения необходимо проводить необходимо подготовку коммуникаций производить слив и жидкости после каждого заполнения из криогенного бака в технологический резервуар. Каждая серия начиналась с заполнения «теплого» бака (начальная температура стенок бака около 300 К) с открытым или закрытым дренажным трубопроводом. После окончания процесса заполнения «теплого» бака жидкость возвращалась обратно в технологический резервуар. Затем повторно производилось захолаживание заправочных коммуникаций. Далее производилось несколько заполнений «холодного» бака (температура стенок близка к температуре насыщенной жидкости) с открытым или закрытым дренажом, также с переливом жидкости в технологический резервуар и предварительным захолаживанием системы. После нескольких холодных заполнений макет бака опорожнялся и отогревался в течение нескольких суток. Затем серия экспериментов повторялась. Одна серия экспериментов проводилась один раз в 7 – 10 дней, ввиду необходимости 42 полного отогрева криогенного бака. Из-за возврата жидкости в технологический резервуар происходил прогрев жидкости, и следующий эксперимент по заполнению проходил при более высокой температуре жидкости на входе в криогенный бак. Поэтому невозможно было провести эксперименты с одинаковыми начальными условиями. Тем не удовлетворительную менее, результаты воспроизводимость, экспериментов что может показывают говорить об относительно высокой устойчивости процесса заполнения к отклонениям параметров. В процессе испытаний были отработаны следующие режимы технологии заполнения Таблица 2.2 – Основные режимы процесса заполнения № 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Схема Сверху с открытым дренажом, теплый бак Сверху с открытым дренажом, теплый бак Снизу с открытым дренажом, теплый бак Снизу с открытым дренажом, теплый бак Сверху без дренажа, холодный бак Сверху без дренажа, холодный бак Однолинейная схема, теплый бак Однолинейная схема, теплый бак Однолинейная схема, теплый бак Начальное Начальная Давление Температура давление в масса Жидкость источника, жидкости на баке жидкости в Р1, МПа входе Т1, К РV0, МПа баке, М0, кг Азот 0,45 0,1 78 0 Азот 0,55 0,1 81 0 Азот 0,74 0,42 82 4,1 Азот 0,72 0,5 84 7,5 Азот 0,52 0,25 78 11,5 Азот 0,52 0,25 87 8 Азот 1 0,1 87 0 Азот 1 0,15 90/87 2 СПГ 1,2 0,1 136 0 43 Начальное Начальная Давление Температура давление в масса Жидкость источника, жидкости на баке жидкости в Р1, МПа входе Т1, К РV0, МПа баке, М0, кг № Схема 10 Сверху без дренажа, холодный бак СПГ 0,75 0,45 136 3,8 Результаты испытаний приведены в Приложении А. Испытания проводились в два этапа. На первом этапе отрабатывалась технология заполнения КБТС методом передавливания криогенной жидкости из технологического резервуара через трубопровод использовался в криогенный специальный бак, на втором криогенный этапе для заполнения центробежный насос производительностью около 4 м3/час жидкости. Испытания проводились на жидком азоте. Были осуществлены технологии заполнения теплого и холодного бака сверху и снизу, а также бездренажная технология заполнения холодного бака сверху. В результате испытаний было показано, что при заполнении криогенных баков жидким азотом по двухлинейной схеме с открытым дренажем длительность процесса составляет 3 – 5 минут для холодного бака и до 10 минут для теплого бака. Длительность однолинейной бездренажной технологии заполнения холодного бака составляет примерно 5 минут. В процессе испытаний все оборудование и системы стенда работали удовлетворительно и обеспечивали проведение таких операций, как подъем и поддержание давления в расходном резервуаре, захолаживание заправочных и дренажных коммуникаций, подогрев жидкости в процессе заполнения, обратный слив жидкости из криогенного бака в расходный резервуар. На втором этапе отрабатывалась технология заполнения КБТС с помощью криогенного центробежного насоса. Испытания проводились на жидком азоте и на сжиженном природном газе. Результаты испытаний показали: 44 переход к не полному охлаждению стенок бака позволяет проводить заправку с относительно большим расходом и длительность заполнения бака с открытым дренажем составила 3 – 5 минут для холодного бака и до 10 минут для теплого бака, что соответствует длительности заправки автотранспорта традиционным топливом; бездренажная заправка холодного бака может быть реализована в реальных условиях, причем длительность заправки составляет около 5 минут, а в процессе заправки давление в баке может, как повышаться, так и понижаться; заполнение теплого бака с закрытым дренажем возможно только с периодически сбросом давления; отечественный криогенный центробежный насос с преобразователем частоты, разработанный и изготовленный в ЗАО «Контехкрио» (Москва), работоспособен и может быть использован для заполнения автотранспортных средств сжиженным природным газом; локальный подогреватель жидкости работал удовлетворительно, обеспечивая в процессе заполнения повышение температуры СПГ на 5 - 7 С, при этом тепловая инерционность подогревателя позволяла регулировать процесс подогрева. Результаты испытаний могут быть положены в основу разработки модели процессов заполнения криогенных баков по различным технологиям. 45 Глава 3. Моделирование процессов заполнения резервуара криогенной жидкостью 3.1 Обобщенная модель процесса заполнения В общем виде процесс заполнения резервуара криогенной жидкостью можно представить следующим образом. В сосуд, заполненный перегретым паром, сверху через перфорированный коллектор поступает криогенная жидкость (рис. 3.1), температура которой равна или ниже равновесной температуры. В сосуде происходит сложный теплообмен между поступающей жидкостью, перегретым паром и стенкой сосуда, который сопровождается фазовыми переходами (испарение жидкости на стенке или конденсация пара на каплях жидкости), а также смешением потоков пара с различной температурой в объеме сосуда. В зависимости от технологии заполнения пар из сосуда может выводиться (заполнение с открытым дренажем) или выход пара отсутствует (бездренажная технология заполнения). Кроме того, криогенная жидкость может подаваться в сосуд как сверху, так и снизу. Расход жидкости на входе определяется разностью давлений в технологическом резервуаре и в сосуде и гидравлическим сопротивлением заправочной коммуникации, а расход пара из сосуда – разностью давлений в сосуде и во внешней среде и гидравлическим сопротивлением дренажной коммуникации. Поскольку расход жидкости при заправке является основным параметром, то определение давления в баке в переходном процессе является основной задачей расчета. 46 T1, P1, G1 T2, P2, G2 TVES, PVES Рис. 3.1 – Схема заполнения криогенного резервуара В процессе заполнения часть поступающей жидкости испаряется в результате теплообмена со стенками сосуда и перегретым паром, часть жидкости переходит в пар в процессе вскипания, давление в паровом пространстве повышается из-за увеличения массы пара и уменьшения объема парового пространства. При повышении давления в сосуде расход поступающей жидкости снижается и с учетом ее испарения накопление жидкости может прекратиться. В результате решения задачи необходимо определить время заполнения сосуда, т.е. скорость накопления жидкости в сосуде, а также влияние режимных и конструктивных параметров на процесс заполнения. Несмотря на различные технологии, целесообразно разработать общую модель процесса заполнения сосуда, на основании которой отдельные технологии могут рассматриваться как частные задачи. При разработке модели примем следующие основные допущения: температура стенки сосуда в области контакта с паром или капельной жидкостью одинакова по толщине и по поверхности и изменяется только по времени; температура пара постоянна по объему и изменяется во времени; 47 количество жидкости в сосуде в начале заполнения существенно меньше массы жидкости в полном сосуде; расход жидкости на входе в сосуд определяется разностью давлений между внешним источником и сосудом и гидравлическим сопротивлением заправочных коммуникаций; расход пара на выходе из сосуда определяется разностью давлений между сосудом и окружающей средой и гидравлическим сопротивлением дренажных коммуникаций. Оценки показывают, что равномерное распределение температуры в области пара устанавливается менее чем за секунду, что позволяет нам считать температуру пара, равномерно распределенную и изменяющуюся только по времени. Эти допущения являются достаточно тривиальными при расчете процессов в тепло-масообменных аппаратах. Однако для данной задачи необходимо ввести специфическое допущение. Как показал предварительный анализ, характер протекания процесса существенно зависит от того, как взаимодействует поток поступающей жидкости со стенкой сосуда. На практике одна часть потока жидкости, поступающей в сосуд сверху, попадает на стенку сосуда, испаряется и насыщенный пар смешивается с перегретым паром. Другая часть потока, охлаждает перегретый пар за счет нагревания и испарения поступающей жидкости с низкой температурой, но, с другой стороны, пар нагревается за счет теплообмена со стенкой сосуда. Поскольку неизвестно, как распределяется расход жидкости между этими потоками, то предложено рассматривать две модели процесса: первая модель (модель А) – весь поток жидкости взаимодействует с перегретым паром; вторая модель (модель В) – весь поток жидкости попадает на стенку сосуда и испаряется. Ниже рассматриваются обе модели процесса. 48 3.1.1 Модель А Физическая картина процессов, происходящих в баке, представлена на рис. 3.2. Рассматриваются процессы, происходящие только в паровом пространстве сосуда. В паровое пространство через перфорированный коллектор в виде капель входит жидкость с расходом G1 с температурой Т1, которая может быть как ниже равновесной температуры пара Тs в сосуде, так и выше. Если ТS < T1, то часть жидкости вскипает при поступлении в паровое пространство сосуда из-за снижения давления, образуя поток пара G1V, который смешивается с перегретым паром. Оставшаяся часть жидкости (G1L) взаимодействует с паром и частично или полностью испаряется, при этом поток испарившейся жидкости G3 также смешивается с перегретым паром. Неиспарившаяся доля жидкости (G4) стекает в нижнюю часть сосуда, где продолжается ее испарение путем пленочного кипения на стенке сосуда с расходом G5, который также смешивается с паром в паровом пространстве сосуда. Из парового пространства через дренажную коммуникацию выходит пар с расходом G2. 49 1 2 G1, P1, T1 MV, PVES, TVES G2, P2, TVES Q1 3 θ 4 ML Q2 G3 5 G5 G4 6 1 – входящий поток; 2 – выходящий поток; 3 – капля жидкости; 4 - контрольный объем; 5 – накопленная жидкость; 6 – паровая пленка; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; Р2 – давление дренажа; G1 – расход входящего потока; G2 – расход выходящего потока; G3 – расход пара при испарении капли; G4 – расход жидкости, неиспарившейся части капли; G5 – расход пара, при пленочном кипении жидкости; Q1 – тепловой поток от стенки к газу; Q2 – тепловой поток от пара к капле жидкости. Рис. 3.2 – Физическая картина процесса заполнения (модель А) Математическая модель процесса включает уравнения сохранения массы и энергии и уравнение состояния. Для данного случая уравнение сохранение массы следует записать отдельно для паровой MV и жидкостной фазы ML как разность между поступившими и вышедшими потоками, при этом поступившие потоки имеют 50 положительное значение, выходящие потоки – отрицательное. Из баланса имеем: dM V G1V G2 G3 G5 d (3.1) dM L G1L G3 G5 d (3.2) Уравнение сохранение энергии должно учитывать не только потоки тепла, но и перенос энергии за счет переноса массы и эффекта смешения потоков газа с различной энтальпией. Для этих условий воспользуемся уравнениями (1.6, 1.7). Если в качестве термодинамической системы принять паровое пространство сосуда (границы системы соответствуют линии контакта пар-жидкость и пар-стенка), то для случая, когда в паровое пространство вводится поток газа, уравнение сохранения энергии имеет вид: n dTVES cV TVES n M V cV Q V cV TVES hk Gk d n 1 k 1 (3.3а) а если в паровое пространство вводится поток жидкости, то: M V cV n dTVES h h n hk h h hk Q V Gk d n 1 k 1 (3.3б) В уравнениях 3.3a- 3.3b: dQBH τ – время; MV – масса пара в сосуде; Q – теплоприток к пару или отвод d dV тепла; V – скорость изменения парового объема; Gk – приток в паровое d пространство k-ого потока массы в единицу времени; hk h hk – разность между удельной энтальпией пара и удельной энтальпией k-ого заторможенного потока массы; сv – удельная изохорная теплоемкость пара; P – cV T v безразмерный комплекс теплофизических величин (для идеального газа η = (k-1), где k=cp/cv) Разности энтальпий в уравнениях (3.3а, б) можно представить в виде: 51 h1 h c S T1 TS , h h1 r c S T1 TS , где cs – теплоемкость жидкости. Левая часть уравнений (3.3a), (3.3b) представляет собой изменение внутренней энергии пара, находящегося в паровом пространстве. В правой части находятся члены, показывающие причины изменения внутренней энергии и температуры пара в паровом пространстве сосуда: подвод и отвод тепла к паровому пространству, изменение объема парового пространства, изменение количества газа в паровом пространстве, изменение температуры пара при смешении потоков с различными энтальпиями. Структура уравнения (3.3б) аналогична уравнению (3.3a). Уравнение состояния для парового пространства можно представить, как: PVES V M V RTVES (3.4) Совместное решение уравнений (3.1), (3.2), (3.3а) или (3.3b), (3.4) позволяет определить четыре неизвестных MV, ML, TVES, РVES. Рассмотрим замыкающие зависимости для уравнений (3.1) – (3.4). Скорость движения капель потока жидкости и суммарная поверхность капель в паровом объеме Определим скорость движения капель потока жидкости при заправке сверху через перфорированный коллектор, а также суммарную поверхность капель. Примем, что капля имеет сферическую форму и ее скорость равна скорости истечения жидкости из отверстия перфорированного коллектора. Радиус капли равен радиусу отверстия коллектора, откуда: u0 ( ) G1L ( ) RK 2 N OTB (3.5) где u0 – скорость движения капли; N OTB – количество отверстий в коллекторе заправочного устройства бака и, соответственно, число капель; RК – радиус отверстия коллектора и капли. 52 Как правило, суммарная площадь отверстий равна проходной площади коллектора, откуда: N OTB 2 RKOL 2 RK где RKOL – радиус коллектора. Время контакта между паром и жидкостью определяется длительностью пролета капли от коллектора до поверхности жидкости. В процессе заполнения уровень жидкости повышается, и тогда время контакта равно: h u0 h – длина пути пролета капли, причем h 1 H где H – максимальная длина пути пролета капли (высота сосуда), м; M L – степень заполнения сосуда от времени; M L – количество V накопленной жидкости к моменту времени τ, кг; ρʹ – плотность жидкости, кг/м3; V – объем заправляемого сосуда, м3. С учетом изложенного, время контакта капли с паром равно: M H 1 L V G1L 2 RKOL 2 RK 2 RK (3.6) Зная длительность пролета капли, определим число капель в паровом пространстве сосуда и их суммарную поверхность. При известном расходе жидкости через входной коллектор G1L число капель, выходящих из коллектора в единицу времени составит: nK 3G1L , 4R K3 а число капель в паровом пространстве с учетом длительности нахождения капли в объеме равно: 53 N K n K . Суммарную поверхность капель в паровом объеме можно определить, как: FK 4RK2 N K (3.7) Определим замыкающие зависимости для первого члена в правой части уравнений (3.3а) и (3.3б). Имеем Q Q 1 Q2 , где Q1 – тепловой поток от стенки к пару в процессе ее охлаждения; Q2 – тепловой поток от пара к капельной жидкости. Тепловой поток от стенки к газу определяется естественной конвекцией пара около вертикальной стенки: Q1 1 FW TVES , (3.8) где FW – площадь поверхности сосуда; θ – температура стенки; TVES – температура пара в сосуде; 1 Nu – коэффициент теплоотдачи от стенки к H 1 4 газу с температурой TVES при условиях естественной конвекции: Nu 0,75Ra – число Нуссельта; Ra g TVES H 3 a – число Рэлея; λ″ – коэффициент теплопроводности пара; H – характерный размер (высота стенки); β – термический коэффициент сжимаемости; g – ускорение свободного падения; η″ – вязкость пара; a – коэффициент температуропроводности. За счет отведенного тепла стенка сосуда охлаждается и ее температуру можно определить из зависимости FW d 1 ( TVES ) d M W cW (3.9) Величину теплового потока от пара к жидкости (Q2) определим при следующих допущениях: температура на поверхности капли равна равновесной температуре при давлении пара в объеме, т.е. TS(PVES); 54 теплоотдача от пара к жидкости, определяется при условии обтекания сферы потоком газа со скоростью движения капли u0; поверхность теплообмена равна суммарной поверхности капель в объеме (3.7). При этих допущениях имеем: Q2 4RK2 N K 2 TVES TS PVES где 2 определяется Nu 2RK (3.10) – коэффициент теплоотдачи от пара к жидкости, при условии обтекания сферы Nu 2 0,03 Pr 0,33 Re 0.54 0.35 Pr 0.36 Re 0.58 [43]; Re 2u 0 0 Pr cp – число Прандтля; RK потоком газа: – число Рейнольдса; – вязкость пара; – коэффициент теплопроводности пара. Определим замыкающие зависимости для второго члена уравнения (3.3). Изменение геометрического объема парового пространства обусловлено накоплением массы жидкости в баке: 1 dM V 1 dM L V d d (3.11) Для того чтобы определить замыкающие зависимости для уравнений (3.1), (3.2), и третьего члена уравнений (3.3) необходимость вычислить значения потоков жидкости и пара. Потоки жидкости и пара, поступающие и выходящие из сосуда (G1, G2). Как правило, заполнение криогенного емкостного оборудования производится или передавливанием жидкости из другого резервуара при постоянном давлении или с помощью центробежного насоса. Как видно из рис. 1.8, при использовании насосной подачи также можно принять, что на входе в заправочную коммуникацию, которая состоит из трубопроводов, местных гидравлических сопротивлений, арматуры, в процессе заполнения поддерживается постоянное давление. В этом случае расход жидкости G1 может определяться по уравнению Дарси-Вейсбаха [44] следующим образом: 55 G1 где 1 P1 PVES X f BX2 (3.12) 1 1 TP LBX 1 2 d BX 1 BX 2 1 , – коэффициент гидравлического сопротивления заправочных коммуникаций; λТР – коэффициент трения; LВХ, dВХ, fВХ, – длина, диаметр, площадь поперечного сечения жидкостной линии, соответственно; ζВХ – местные сопротивления жидкостной линии; ρX – плотность потока в жидкостной линии (однофазный или двухфазный поток). С учетом эффекта вскипания поступающий поток жидкости G1 следует разделить на две части – расход не испарившейся жидкости G1L и расход пара от вскипания соответственно G1V. Эти потоки определяются следующим образом: G1L 1 x G1 и G1V xG1 , где x c S T1 TS PVES r – (3.13) паросодержание, – TS(PVES) температура насыщения при давлении пара в баке; T1 – температура входящей жидкости; cS – теплоемкость жидкости; r – теплота парообразования. Расход пара на выходе также определяется из уравнения ДарсиВейсбаха [44]: G2 2 ( PVES P2 ) f ДР (3.14) 2 где P2 – давление на выходе из дренажных коммуникаций (в случае двухлинейной схемы – давление равно атмосферному, в случае схемы с циркуляцией паров – давление равно давлению в паровом пространстве технологического резервуара); 1 TP L ДР 2 d ДР ДР 2 – коэффициент гидравлического сопротивления дренажных коммуникаций, LДР, dДР, fДР – длина, диаметр, площадь поперечного 56 сечения дренажной линии, соответственно; ζДР – местные сопротивления дренажной линии; ρʺ – плотность газа в дренажной линии. Поток пара, поступающий в паровое пространство в результате испарения капельной жидкости (рис. 3.3) Q3 Q2 G2 Рис. 3.3 – Процесс испарения жидкости из капли Как указывалось выше, при движении капли в среде перегретого пара от пара к жидкости подводится теплота Q2 (уравнение (3.10)). При этом на поверхности капли устанавливается температура TS (PVES), а в вглубь капли нестационарной теплопроводностью отводиться количество теплоты Q3, значение которой равно Q3 4R 2 T , R R R Разность между этими тепловыми потоками определяет скорость испарения или конденсации на поверхности капли, т.е. G3 Q2 Q3 r (3.15а) где r – теплота парообразования. Особенность уравнения (3.15) заключается в том, что если величина Q2 не зависит от времени, то тепловой поток Q3 является принципиально нестационарным и ограниченным по времени, так как общее количество отведенного тепла к капле определяется длительностью существования капли, т.е. временем пролета капли (уравнение (3.6)). В этом случае текущее значение G3 следует определять как средне-интегральное значение за время пролета капли, которое можно представить в виде: 57 G3 Q2 Q d 3 (3.15б) 0 где τПР определяется по уравнению (3.6), а количество тепла, отведенного в каплю за время τПР, можно определить через среднюю температуру капли [16]. Из [16] имеем 4 Q3 cS RK3 N K TS PVES T1 1 3 6 Bi 2 exp n2 Fo 2 2 2 Bi Bi n 1 n n (3.16) (3.17) где μ – корни характеристического уравнения tg – число Фурье; Bi 2 RK Bi 1 , Fo a R2 – число Био; – время контакта между жидкостью и паром, с; – время заправки бака, с. Энтальпия потока G3, поступающего в паровое пространство, равна энтальпии насыщенного пара. Поток пара поступающий в паровое пространство после испарения жидкости в нижней части сосуда (рис. 3.2) Если известно количество испарившейся жидкости, проходящей через паровое пространство, при теплообмене с паром G3 , то разность G4 G1L G3 представляет собой поток (3.18) жидкости, который выходит из парового пространства и накапливается в нижней части сосуда, где в результате теплообмена со стенкой сосуда, частично испаряется, причем расход испарившейся жидкости G5 равен G5 3 FWH T1 r , 58 (3.19) где FWH 4M L – площадь поверхности сосуда, находящаяся в контакте с D жидкостью; D – диаметр сосуда; 3 пленочном Ra кипении жидкости gl 3 r a c P TS PVES 1 2 Nu – коэффициент теплоотдачи при l [45]; – Nu CRa n число – Рэлея; число l 2 критическая длина волны неустойчивости Тейлора; C 0,59 0,069 Нуссельта; g – l 1 ; n D 4 Учитывая энтальпии входящих и выходящих потоков третий член в уравнении (3.3а) можно представить в виде: n c k 1 V TVES hk Gk cV TVES c P TVES TS G1V G3 G5 cV TVES G2 Приведенные выше зависимости позволяют полностью (3.20) замкнуть исходную систему уравнений. 3.1.2 Модель В Физическая картина процессов, происходящих в баке, представлена на рис. 3.4. Как и для модели А, вскипающий поток жидкости поступает через перфорированный коллектор в виде капель с расходом G1 с температурой Т1. Если ТS < T1, то часть жидкости вскипает при поступлении в паровое пространство сосуда из-за снижения давления, образуя поток пара G1V с энтальпией hʹʹ, который смешивается с перегретым паром. В отличие от модели А, оставшаяся часть жидкости (G1L) попадает на стенку сосуда не взаимодействуя с паром. На стенке жидкость испаряется, и пар с энтальпией hʹʹ также поступает в паровое пространство (G3), где смешивается с перегретым паром. При этом, с одной стороны, температура перегретого пара снижается, поскольку в объем поступает более холодный газ, а с другой стороны, из-за увеличения массы газа в паровом пространстве давление пара возрастает. 59 1 2 G1, P1, T1 G2, P2, T2 MV, PVES, TVES θ 3 G3 4 G5 ML 5 G4 1 – входящий поток; 2 – выходящий поток; 3 – пленка жидкости; 4 - контрольный объем; 5 – накопленная жидкость; 6 – паровая пленка; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; Р2 – давление дренажа; G1 – расход входящего потока; G2 – расход выходящего потока; G3 – расход пара от испарения на стенке; G4 – неиспарившаяся часть жидкости; G5 – расход пара, при пленочном кипении жидкости в нижней части сосуда Рис. 3.4 – Физическая картина процесса заполнения (модель В) В качестве математической модели можно использовать уравнение (3.3), но исключить члены, описывающие теплообмен между паром и каплями жидкости. Имеем: dTVES cV TVES n M V cV V cV TVES hk Gk d k 1 (3.21) Для данной модели количество тепла, отведенное от стенки равно Q1 1 FW TVES , 60 (3.22) где 3 Nu l – коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении жидкости [45]. FW d 1 ( TS ) d M W cW (3.23) Поскольку теплообмен между паром и жидкостью отсутствует, то величина Q2 = 0. Массовые расходы определяются аналогично первой модели. Поступающий поток также разделяется на поток жидкости и пара в соответствии с (3.13). Поток жидкости поступает на стенку, где имеет место пленочное кипение и количество испарившейся жидкости равно: G3 1 FWB TS (3.24) r Это количество жидкости с энтальпией hʺ смешивается с перегретым паром. Неиспарившиеся часть жидкости G4 G1L G3 стекает в нижнюю часть сосуда, где испаряется в результате пленочного кипения на стенке. При этом пары жидкости в количестве G5 с энтальпией hʺ возвращаются в паровое пространство сосуда, где также смешиваются с перегретым паром. G5 1 FWH TS r (3.25) Окончательно уравнения массового баланса и уравнение энергии могут быть представлены в виде: dM L G1L G3 G5 d dM V G1V G3 G5 G2 d M V cV dTVES G1L G3 G5 cV TVES c P TVES TS G1V G3 G5 cV TVES G2 cV TVES d Как указывалось выше, модели А и В описывают два крайних случая заполнения. Но реальный процесс заполнения находится между этими крайними случаями. Действительно, даже если поток капель направить на 61 стенку сосуда, то в процессе полета капля будет взаимодействовать с паром, жидкость может не закрыть всю поверхность стенки и будет иметь теплообмен между стенкой и паром. С другой стороны, если даже поток капель направить вертикально вниз, то нельзя исключить попадание капель на стенку сосуда. Поэтому для оценки параметров реального процесса предлагается условно разделить поступающий поток жидкости на две доли: доля потока, которая поступает на стенку, и долю, которая взаимодействует только с перегретым паром, причем значениями долей необходимо задаваться. Система дифференциальных уравнений в моделях А и В решалась в среде Mathcad с помощью встроенных функций, находящих решение задачи Коши методом Рунге-Кутты четвертого порядка точности с подбором шага. 3.2 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью сверху с открытым дренажом Процесс заполнения теплого криогенного сосуда «сверху» описывается всеми уравнениями, приведенными в главе 3.1. Потери жидкости при процессе заполнения «сверху» определяются из теплового баланса: M 1 M W cW 0 TS r cP 0 TS Количество вытесненного газа, имеющего начальную температуру равную равновесному значению, равно: M 2 VVES Суммарные потери жидкости равны: M M 1 M 2 Моделирование процесса заполнения проводилось в среде Mathcad на примере бака со следующими параметрами: горизонтальный криогенный бак, диаметр внутреннего сосуда 0,447 м, длина 1,147 м (объем 180 л), толщина стенки 0,003 м, материал сталь 12Х18Н9Т. Гидравлическая проводимость 62 заправочной коммуникации 2,7·106 Па с2/кг2, дренажной коммуникации 1,7·108 Па с2/кг2. Давление в питающем резервуаре 2,5·105 Па. Давление на выходе из дренажной коммуникации 105 Па. Начальная температура стенок сосуда 300 К. Свойства материала сосуда и рабочего тела определялись по [46, 47]. На рис. 3.5 представлены изменение массы жидкости и давления в сосуде при заполнении сверху. По модели А наблюдается постепенное повышение давления, которое достигает экстремума и при снижении теплового потока от стенок давление падает. По модели В за счет интенсивного испарения жидкости на теплых стенках сосуда давление резко повышается, вся жидкость испаряется, при снижении температуры стенок сосуда и теплового потока от них к газу, не вся жидкость испаряется и начинается накопление. Давление пара в сосуде при этом снижается. Время заполнения по модели А составляет 367 с, по модели В – 375 с. Суперпозиция двух моделей в соотношении 50 % жидкости попадает на стенки сосуда, а 50 % – взаимодействует с паром дает время заполнения 370 с. Видно, что упрощенная модель имеет длительный период охлаждения, составляющий 140 с, а общая длительность заполнения – 450 с. При этом сосуд полностью охлаждается. Рис. 3.5 – Изменение массы жидкости (а) и давления в сосуде (б) при заполнении «сверху» На рис. 3.6 представлены результаты экспериментального исследования 63 процесса заполнения теплого бака сверху с открытым дренажом (приложение А). Рис.3.6– Зависимость массы жидкости в баке от времени (а, в) и зависимость давления в баке от времени (б, г) процесса заполнения теплого бака «сверху» с открытым дренажом Эксперимент 1 (Приложение А протокол 1). Заправляемая жидкость – жидкий азот. Заполнение производилось из резервуара, давление в котором составляло 0,45 МПа. Бак был абсолютно пустой. До 100 кг бак заполнили за 330 с. (рис. 3.6а). Давление в баке уменьшалось с 0,4 МПа до 0,22 МПа без 64 скачков, однако в течение первых 150 с. давление держалось постоянным и равным 0,4 МПа (рис. 3.6б). Эксперимент 2 (Приложение А протокол 2). Заполнение производилось из резервуара, давление в котором составляло 0,55 МПа. Бак был абсолютно пустой. Заправляемая жидкость – жидкий азот. Температура жидкости на входе в сосуд – 81 К. До 100 кг бак заполнили за 285 с. (рис. 3.6в). Давление в баке выросло с 0,1 МПа до 0,52 МПа, а затем уменьшалось до 0,15 МПа без скачков (рис. 3.6г). Следует отметить, что при процессе заполнения теплого сосуда сверху с открытым дренажом по модели А наблюдается монотонное накопление жидкости, а по модели В на начальном этапе наблюдается полное испарение жидкости и резкое повышение давления после чего начинается постепенное накопление жидкости. Эксперименты проводились при различных, однако, близких условиях. Заметим, что кривые зависимости массы жидкости в баке имеют похожий характер, причем неплохо согласуются с теорией. Наблюдается пологий участок в конце заполнения, связанный с работой уровнемера бака, он сдерживал дальнейшее заполнение сосуда жидкостью. Несмотря на все процессы, происходящие при заполнении, длительность заполнения бака удовлетворительно согласуется с расчетным временем. Для удобства сравнения принимается время накопления жидкости до 100 кг. К Длительность заполнения в эксперименте 1 составила 330 с., расчетное время по модели А – 385 с., по модели В – 350 с., суперпозиция двух моделей в соотношении 50 % жидкости попадает на стенки сосуда, а 50 % – взаимодействует с паром дает время заполнения 360 с, расчет по приближенной модели Славина дает длительность заполнения – 495 с. Время заполнения для эксперимента 2 составила 285 с., расчетное время по модели А – 340 с., по модели В – 280 с., суперпозиция двух моделей в соотношении 50 % жидкости попадает на стенки сосуда, а 50 % – взаимодействует с паром дает время заполнения 295 с, расчет по приближенной модели Славина [41] дает длительность заполнения – 395 с. 65 Сравнение расчетных экспериментальными реализуются оба зависимостей данными механизма показывает, по моделям что теплообмена, А и В с в реальном процессе положенные в основу рассмотренных моделей, однако, остается неясным, в каком соотношении находятся потоки жидкости. Модель, предложенная Славиным [41] имеет завышенные значения времени заполнения и продолжительный участок захолаживания сосуда, что и закономерно, ввиду того, что в основу модели положено полное охлаждение сосуда. Теоретическая зависимость для давления не описывает подробно пик давления в начале заполнения, но позволяет его оценить. Можно сделать вывод об адекватности методики расчета процессов заполнения теплого бака «сверху» с открытым дренажом. 3.3 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью снизу с открытым дренажом Исключить или существенно ограничить длительность охлаждения стенок сосуда при заполнении можно, если заполнение проводить «снизу». В этом случае жидкость, которая поступает в однофазном состоянии (температура жидкости для этого должна быть ниже равновесного значения по всему заправочному трубопроводу), накапливается в нижней части сосуда и частично испаряется при контакте с теплыми стенками, причем интенсивность теплообмена ограниченна условиями теплоотдачи при пленочном кипении жидкости. Если заполнение проводить достаточно быстро, то испарится только малая часть жидкости и длительность процесса заполнения будет близка к длительности заполнения сосуда. После окончания заполнения и переходу к процессу хранения будет происходить дальнейшее охлаждение стенок, что приведет к увеличению расхода жидкости через дренаж (если дренажный клапан открыт) или к росту давления в резервуаре при закрытом дренаже. В 66 последнем случае давление в резервуаре в конце заполнения не должно превысить рабочее давление резервуара. Модель заполнения резервуара снизу можно представить на основе следующих допущений: в процессе заполнения в сосуде имеются две области с четкой границей между ними: в нижней части сосуда находится жидкость, в верхней части – пар; в сосуд входит однофазный поток жидкости; скорость всплытия пузырей пара намного выше скорости движения зеркала жидкости, поэтому весь образующийся пар выходит через зеркало жидкости в свободное пространство, а паросодержание жидкости можно принять равным нулю; в области контакта жидкости со стенкой интенсивность теплообмена пропорциональна среднелогарифмической разности температур между стенкой и жидкостью в нижнем сечении сосуда и на зеркале жидкости; в области жидкости аксиальную теплопроводность вдоль стенки можно не учитывать, т.е. температура стенки в каждом сечении при контакте с жидкостью определяется из условий локального теплообмена. При этих условиях уравнения энергии для стенок сосуда и для жидкости можно представить следующим образом. В области контакта жидкости со стенками сосуда тепловой поток от стенок сосуда к жидкости равен: Q 1 FWH T1 T1 2 (3.26) TS 1 TS TS ln 2 1 TS (3.27) где θ1 – температура стенки в нижнем сечении сосуда; θ2 - температура стенки в зоне зеркала жидкости; TS – температура насыщенной жидкости; α1 – коэффициент теплоотдачи от стенки сосуда к жидкости; D – диаметр сосуда; L1 – уровень жидкости в момент времени . 67 Температура стенки в нижнем сечении при отсутствии аксиальной теплопроводности может быть определена из теплового баланса при охлаждении стенки: W D W cW d 1 1D 1 TS d и после интегрирования температура стенки в нижнем сечении равна: 1 W cW 1 TS 0 TS exp Расход пара, который проходит через зеркало жидкости, равен скорости испарения жидкости в зоне контакта жидкости со стенками. С учетом изменения уровня жидкости, имеем: G2 DL1T1 L1 (3.28) r 4M L D 2 где θ0 – начальная температура стенки; r – теплота парообразования жидкости; ρ´ – плотность жидкости; L1 – уровень жидкости в сосуде в процессе заполнения; G2 – расход газа на выходе; ML – количество жидкости в сосуде в момент времени . Скорость заполнения сосуда равна: dM L G1 G2 d где G1 – расход жидкости на входе в сосуд. В области пара температура стенки одинакова по высоте и равна θ2. Температура газа на входе в паровую область равна ТS. Температура газа на выходе из паровой области равна Т2. Теплообмен между газом и стенкой осуществляется естественной конвекцией в газовой среде. Величина теплового потока от стенки к газу пропорциональна средне логарифмическому температурному напору. 68 К сожалению, в такой постановке решение задачи о переходном процессе вызывает определенные сложности. Поэтому рассмотрим два подхода к использованию холода паров: теплообмен между стенками сосуда и газом отсутствует; теплообмен между стенками сосуда и газом идеальный, т.е. температура газа на выходе из сосуда равна температуре стенки. В первом случае скорость заполнения и расход газа на выходе определяются следующим образом: dM L 4M L G1 T d Dr 1 (3.29) ( 0 TS ) ( 1 TS ) TS ln 0 1 TS T1 (3.30) W cW 1 TS 0 TS exp (3.31) Расход жидкости на входе в криогенный бак с учетом изменения уровня жидкости и ее испарения в зоне контакта со стенками: G1 P P 1 2 1 4M L T1 1 Dr 2 2 (3.32) Решая совместно уравнения (3.28) – (3.32) определяем количество жидкости в сосуде, температуру в нижнем сечении, расход на входе и выходе из сосуда. Во втором случае (идеальный теплообмен) система уравнений примет вид: dM L 4M L G1 T d Dr 1 T1 2 TS 1 TS TS ln 2 1 TS 69 (3.33) (3.34) W cW 1 TS 0 TS exp d 2 d 4M L cP 2 TS 4M D 2cW W r L 2 L D (3.36) 4M L T1 Dr (3.37) G2 G1 (3.35) P P 1 1 2 4M L T1 1 Dr 2 (3.38) 2 Величина α определяется по зависимости для пленочного кипения [45]. Начальные условия: = 0, ML = 0, θ1 = θ0, θ2 = θ0. Решая уравнение (3.36) при условии, что ML является параметром, имеем: 4 M c T L P 0 S 2 TS exp 4M L 2 D cW W r L D 2 Решая совместно уравнения (3.33) – (3.38) определяем количество жидкости в сосуде, расход газа на входе, температуру стенки в верхнем и нижнем сечении и давление в сосуде. Моделирование процесса заполнения «снизу» проводилось при аналогичных условиях, что и процесса заполнения «сверху». Следует отметить, что изменения расхода жидкости на входе в сосуд и давления в сосуде при заполнении снизу (рис. 3.7) имеют более сложный характер, чем при заполнении сверху (рис. 3.5). По мере заполнения увеличивается площадь контакта между жидкостью и стенкой и, соответственно, возрастает расход пара через дренаж. При этом растет давление в сосуде, а значит, снижается расход жидкости из питающего резервуара. 70 Рис. 3.7 – Изменение расхода на входе в сосуд и давления в сосуде при заполнении «снизу» (ТСТ = 300К, давление заправки 0,25МПа) На рис. 3.8 видно, что длительность заполнения сверху в зависимости от давления в заправочном резервуаре изменяется от 400 с. (давление источника 0,25 МПа) до 170 с. (давление источника 0,65 МПа) по сравнению с заполнением снизу (320 и 150 с. соответственно). Что касается потерь жидкости на охлаждение (рис. 3.9), то эта величина для данного интервала давлений при заполнении сверху меняется слабо (около 5 кг). При заполнении снизу снижаются потери жидкости (примерно от 3 кг до 2,5 кг). 500,00 Время, с 400,00 300,00 200,00 100,00 0,00 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 Давление, МПа Заправка сверху Заправка снизу Рис. 3.8 – Длительность заполнения теплого бака сверху и снизу в зависимости от давления в заправочном резервуаре 71 Масса газа, кг 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 1,00 0,00 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 Давление, МПа Заправка сверху Заправка снизу Рис. 3.9 – Потери жидкости на охлаждение стенок при заполнении теплого сосуда сверху и снизу. Исходя из изложенного, видно, что при заданном перепаде давлений заполнение снизу быстрее, чем сверху. Однако следует учитывать, что при заполнении снизу возможны большие термические напряжения в стенках сосуда и после окончания процесса заполнения имеет место повышение давления в сосуде при хранении с закрытым дренажем. Проводилось экспериментальное исследование процесса (рис. 3.10) (Приложение А). Заправка проводилась через патрубок расположенный ниже, чем при верхней заправке, но не расположенный снизу. 72 Рис. 3.10 – Зависимость массы жидкости в баке от времени и зависимость давления в баке от времени при заполнении теплого бака «снизу» с открытым дренажом Эксперимент 3 (Приложение А протокол 5). Заполнение производилось из резервуара, давление в котором было 0,74 МПа. Остаток жидкости в баке составлял 4,1 кг (3,15 %). Заправляемая жидкость – жидкий азот. Накопление жидкости проходило почти линейно (рис. 3.10а). Во время заполнения термометр зафиксировал температуру жидкости 82 К. Давление в баке уменьшалось с 0,42 МПа до 0,14 МПа без скачков (рис. 3.10б). До 100 кг бак заполнили за 222 с. Эксперимент 4 (Приложение А протокол 6). Заполнение осуществлялось из резервуара, давление в котором составляло 0,72 МПа. Остаток жидкости в баке 7,5 кг (5,1 %). Заправляемая жидкость – жидкий азот. Температура в процессе заполнения составляла 84 К. Давление в баке уменьшалось с 0,5 МПа до 0,16 МПа (рис. 3.10б). До 100 кг бак заполнили за 230 с. Характер поведения параметров при заполнении теплого бака снизу отличается от расчетной модели, процессы удовлетворительно описываются моделью для расчета заполнения «сверху». Возможно, это связано с тем, что заполнение «снизу» проводилась через трубопровод отбора газа на двигатель, 73 а не через предназначенный для этих целей вход, ввиду его отсутствия. Тем самым в процессе теплообмена участвовала не только часть стенки бака находящаяся в контакте с жидкостью, а вся внутренняя поверхность бака. Можно сделать предположение, что модель, разработанная для расчета процесса заполнения «снизу», подходит для более крупных резервуаров. Экспериментально модель на больших резервуарах не проверялась. Можно отметить, что в экспериментах 3 – 4 для процесса заполнения снизу с открытым дренажом поведение массы жидкости в баке монотонное практически линейное без скачков. Характер поведения давления в баке аналогичен. Длительность заполнения для эксперимента 3 в испытаниях составила 222 с., расчетное время – 190 с., для эксперимента 4 испытания и расчет соответственно – 230 с. и 190 с. Особое внимание необходимо уделять конструктивным особенностям заправляемого бака, в частности, как организован вход жидкости в бак. Следует отметить, что данная серия экспериментов имеет хорошую воспроизводимость результатов. 3.4 Заполнение холодного резервуара криогенной жидкостью с открытым дренажом В данном процессе сосуд уже охлажден, поэтому отсутствуют процессы испарения жидкости от теплоты стенок сосуда. Напомним, что моделирование процесса заполнения проводилось на примере бака со следующими параметрами: горизонтальный криогенный бак, диаметр внутреннего сосуда 0,447 м, длина 1,147 м (объем 180 л), толщина стенки 0,003 м, материал сталь 12Х18Н9Т. Гидравлическая проводимость заправочной коммуникации 2,7·106, дренажной коммуникации 1,7·108. Давление в питающем резервуаре 2,5·105 Па. Давление на выходе из дренажной коммуникации 105 Па. Начальная температура стенок сосуда при заполнении холодного бака 130 К. 74 Длительности заполнения сверху и снизу для холодного бака практически одинаковы. На рис. 3.11 приведена зависимость длительности заполнения холодного криогенного бака от давления на входе. Видно, что длительность заполнения уменьшается от 300 с. (давление источника 0,25 МПа) до 150 с. (давление источника 0,6 МПа). Если ориентироваться на продолжительность заполнения холодного сосуда в 5 мин. (300 сек), то давление источника должно быть не менее 0,25МПа. При таком же давлении длительность заполнения теплого сосуда «сверху» составит 400 с., а «снизу» – Время, с 320 с. 350,00 300,00 250,00 200,00 150,00 100,00 50,00 0,00 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 Давление, МПа Заправка сверху Заправка снизу Рис. 3.11 – Длительность заполнения холодного сосуда (ТСТ = 130 К, Тгаза = 111 К) Потери жидкости на охлаждение в процессе заполнения холодного сосуда не зависят от давления источника и составляют около 1кг. 3.5 Заполнение холодного резервуара криогенной жидкостью без дренажа Процесс бездренажного заполнения резервуара можно представить следующим образом (рис. 1.9 и 1.10). Жидкость поступает в сосуд через отверстия перфорированного трубопровода (коллектора), причем на выходе из отверстий может образовывать струйное или капельное истечение с диаметром 75 струи или капли равным диаметру отверстия. В процессе бездренажного заполнения сосуда повышается давление и температура пара в паровом пространстве из-за накопления жидкости и уменьшения объема парового пространства, а с другой стороны, из-за теплообмена между паром и более холодной жидкостью происходит охлаждение пара и его конденсация, что приводит к снижению давления в сосуде. В результате двух противоположных процессов давление в сосуде во время заполнения может, как повышаться, так и понижаться. Параметры заполнения в реальном процессе отличаются от теоретических значений из-за нарушения условий термодинамического равновесия. Процесс рассматривается при следующих допущениях: температура стенок внутреннего сосуда одинакова по толщине и по поверхности и изменяется только по времени; в сосуд поступает однофазный поток жидкости, температура которой ниже температуры пара; пар при теплообмене с жидкостью конденсируется за счет нагревания жидкости; количество жидкости в резервуаре в начале заполнения существенно меньше массы жидкости в полном сосуде. Процесс бездренажного заполнения с учетом (3.3б) и принятых допущений можно представить в виде: M c dT i i S v(h1 h) v(h h1 ) dM S v v (3.39) где Mi – масса элемента системы, кг; ci – удельная теплоемкость элемента системы, Дж/кг·К; Ms – текущее значение массы жидкости в сосуде, кг; Ts – равновесная температура жидкости, К; v′,v″ – удельный объем жидкости и пара на линии насыщения, соответственно, м3/кг; h′, h″ – энтальпии жидкости и пара на линии насыщения, соответственно, Дж/кг; h1 – энтальпия жидкости на входе в сосуд, Дж/кг; T1 – температура жидкости на входе в сосуд, К; cs – удельная 76 теплоемкость жидкости, Дж/кг К; r – теплота парообразования, Дж/кг, θ – коэффициент нагревания жидкости. Для нашего случая: M c i i M ScS M g cV M W cW (3.40) где Mg, Mw – масса газа в сосуде и масса стенок сосуда, соответственно, кг; сv – изохорная теплоемкость пара, Дж/кг·К; cw – теплоемкость материала стенок сосуда, Дж/кг. Условие θ = 1 соответствует случаю, когда жидкость в процессе теплообмена с паром нагревается от температуры Т1 до температуры ТS. В действительности, из-за ограниченного значения теплопроводности жидкости последняя нагревается до некоторой средней температуры жидкости Тm и тогда: Tm TS 1 T1 TS Цель данного параграфа определить характер изменения давления и скорость заполнения сосуда в процессе бездренажной заправки с учетом теплообмена между поступающей жидкостью и паром. Для этого вычислим значение коэффициента θ для капельного и струйного истечения. Поскольку жидкость поступает в пространство, заполненное паром с равновесной температурой TS, то в начальный момент времени температура на поверхности капли или струи принимает температуру TS. Это значение температуры остается постоянным в процессе конденсации пара на поверхности капли или струи, а температура жидкости по радиусу в результате теплопроводности повышается, т.е. имеем классическую задачу нагревания шара или цилиндра с граничным условием первого рода. Из [16] можно определить значение коэффициента нагревания жидкости, как: TSreal T1 2 1 Bi exp i Fo TS T1 i где для шара: Bi 6 2 i ; n ; для цилиндра: Bi 2 5.5201 ; 3 8.6537 и т.д. 77 (3.41) 4 i2 ; 1 2.4048 ; При малых числах Фурье необходимо брать несколько членов ряда, для больших значений числа Фурье можно ограничиться первым членом ряда, а остальными пренебречь. Считается, что масса пара в баке меняется слабо, следовательно, можно положить, что: dM V 0 d (3.42) dM L G1 d 3.43) Для процесса заполнения холодного криогенного бака с закрытым дренажом можно записать: c S T1 TS r TS c S TS T1 dTS d M c V c S c P VES 1 cV W W G G (3.44) Это уравнение можно решить стандартными методами относительно TS(τ), а затем, учитывая, что среда в сосуде равновесная, определить значение PS(τ) и расход жидкости на входе G(τ) в резервуар. Интегрируя значение G(τ) по времени можно определить массу заправленной жидкости и длительность заполнения. Сравнение двух моделей с учетом и без учета теплообмена показывает, что термодинамическая зависимость дает заниженные значения времени заполнения и давления в баке, т.к. предполагается, что используется весь холод от жидкости к пару. Это наглядно показывает рис. 3.12, где видно, что процесс заполнения проходит быстрее, а давление в баке растет медленнее, по сравнению с моделью, где учитывается влияние теплообмена на процессы, происходящие в баке. 78 Рис. 3.12 – Зависимость степени заполнения бака и давления в баке от времени Холод, отбираемый от входящей жидкости, не может полностью обеспечить конденсацию пара в резервуаре, таким образом, можно определить эффективность процесса, которая представляет собой коэффициент нагревания. Холод, отдаваемый входящей жидкостью, зависит от радиуса капли. Это отражено на рис. 3.13, при увеличении радиуса капли уменьшается эффективность процесса. 79 Эффективность 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 0,003 0,0035 Радиус капли, м Температура входящей жидкости 115 Температура входящей жидкости 125 Температура входящей жидкости 135 Рис. 3.13 – Зависимость эффективности процесса от радиуса капли при разных температурах входящей жидкости На рис. 3.14 представлены результаты расчета относительной величины давления после заполнения сосуда жидким метаном (PS2/PS0) в зависимости от температуры жидкости на входе в сосуд (PS2 – равновесное давление в резервуаре в конце заполнения). Начальное давление в резервуаре PS0 = 0,35 МПа (равновесная температура 128,5 К), начальная степень заполнения 0,05, конечная степень заполнения 0,9. Как следует из рисунка, при бездренажном заполнении конечное давление в сосуде как увеличивается (PS2/PS0>1), так и снижается (PS2/PS0<1) по отношению к начальному давлению в зависимости от температуры жидкости на входе. В первом случае рост давления в резервуаре из-за уменьшения объема пара при заправке превышает снижение давления из-за конденсации пара. Во втором случае имеет место обратная картина. Граничное значение температуры жидкости T1b, при котором давление в резервуаре в процессе заполнения остается постоянным, можно определить из зависимости (3.39) при условии dTS = 0. Имеем: 80 T1b TS 0 r cS (3.45) Если температура жидкости на входе в сосуд Т1<T1b, то в процессе заполнения давление в сосуде снижается, если Т1>T1b, то давление возрастает. Для нашего примера граничное значение температуры жидкости согласно (3.45) равно 126,6 К, что на 1,9 К ниже равновесной температуры жидкости. Следует отметить, что бездренажное заполнение сосуда возможно и в случае, когда температура жидкости на входе выше начальной температуры жидкости в сосуде, при этом, однако, давление источника должно существенно превышать начальное давление. Отношение конечного давления к начальному Ps2/Ps0 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 110 115 120 125 130 135 140 145 150 Температура жидкости на входе, К Рис. 3.14 – Относительное давление в сосуде в конце бездренажного заполнения в зависимости от температуры жидкости на входе (PS0 = 0,35 МПа, TS0 = 128,5 К) На рис. 3.15 представлено изменение давления в сосуде в процессе заполнения применительно к предыдущему примеру при температуре жидкости на входе равной Т =111 К и давлении в питающем резервуаре 0,5 МПа. 81 Рис. 3.15 – Изменение давление в сосуде в процессе бездренажного заполнения На рис. 3.16 представлена зависимость длительности заполнения от давления и недогрева жидкости (разность температуры входящей жидкости и температуры насыщения при данном давлении) в заправочном резервуаре (начальное давление в сосуде 0,2 МПа). Видно, что необходимое время заполнения можно обеспечить или за счет повышения давления в заправочном резервуаре или за счет недогрева жидкости, причем разумная величина недогрева лежит в пределах 5 ÷ 10 К. При меньших значения недогрева увеличивается время заполнения, при больших значениях – влияние величины недогрева на длительность заполнения вырождается. Тем не менее, длительность заполнения сосуда за 5 минут можно обеспечить при давлении в заправочном резервуаре 0,5 МПа и недогреве 4 К, при давлении 0,4 МПа и недогреве 6 К и при давлении 0,3 МПа и недогреве 8,5 К. 82 Время заправки, с 450,0 400,0 350,0 300,0 250,0 200,0 150,0 100,0 50,0 0,0 0 5 10 15 20 Величина недогрева жидкости на входе, К P1 = 0,3 Мпа P1 = 0,4 МПа P1 = 0,5 Мпа Рис. 3.16 – Длительность заполнения сосуда сжиженным природным газом в зависимости от величины недогрева жидкости на входе при давлении в сосуде 0,2 МПа Экспериментальное исследование процесса заполнения подтверждает расхождение термодинамической модели, (условие θ = 1) с полученными данными. Технология процесса заполнения отрабатывалась на жидком азоте и СПГ. На рис. 3.17 – 3.19 представлено сравнение экспериментальных данных с расчетом с учетом и без учета поправки (Приложение А). Эксперимент 5 (Приложение А протокол 3). Заполнение производилось из резервуара, давление в котором было 0,52 МПа, остаток жидкости в баке составлял 11,5 кг (8,8 %) (рис. 3.17а). Заправляемая жидкость – жидкий азот. Давление в баке уменьшалось с 0,25 МПа до 0,2 МПа без скачков (рис. 3.17б). При захолаживании контура термометр показал температуру 78 К. За 195 с. удалось заполнить 96,5 кг жидкости. 83 Рис. 3.17 – Зависимость массы жидкости в баке от времени (а) и зависимость давления в баке от времени (б) для бездренажного заполнения холодного бака на азоте Эксперимент 6 (Приложение А протокол 4). Заполнение производилось из резервуара, давление в котором было 0,52 МПа, остаток жидкости в баке составлял 7,98 кг (6,1 %) (рис. 3.18а). Заправляемая жидкость – жидкий азот. Давление в баке за 50 с. увеличилось с 0,1 МПа до 0,31 МПа, а затем начало уменьшаться до 0,29 – 0,3 МПа (рис. 3.18б). Температура заправляемой жидкости составляла 87 К. Бак заполнился до 95 кг за 200 с. Дальнейшее заполнение сдерживалось уровнемером бака. 84 Рис. 3.18 – Зависимость массы жидкости в баке от времени (а) и зависимость давления в баке от времени (б) для бездренажного заполнения холодного бака на азоте Эксперимент 7 (Приложение А протокол 10). Бездренажное заполнение проводилось на сжиженном природном газе. Заполнение производилось из расходного резервуара, давление в котором было 0,75 МПа, остаток жидкости в баке составлял 3,8 кг (6,3 %) (рис. 3.19а). Давление в баке за 60 с. увеличилось с 0,45 до 0,6 МПа, и далее оставалось постоянным (рис. 3.19б). Во время заполнения термометр зафиксировал температуру жидкости 136 К. Бак заполнили до 58 кг за 180 с., расчетное время составляет 113 с. 85 Рис. 3.19– Зависимость массы жидкости в баке от времени (а) и зависимость давления в баке от времени (б) для заполнения холодного бака без дренажа на СПГ Как упоминалось ранее, в процессе заполнения без дренажа конечное давление в сосуде может, как увеличиваться, так и снижаться по отношению к начальному давлению в зависимости от температуры жидкости на входе. В первом случае рост давления в резервуаре из-за уменьшения объема пара при заполнении превышает снижение давления из-за конденсации пара. Во втором случае имеет место обратная картина. Граничное значение температуры жидкости, при котором давление в резервуаре в процессе заполнения остается постоянным для данного случая и составляет 84,5 К. Поэтому давление в эксперименте 5 уменьшается, а в эксперименте 6 – возрастает. В конце заполнения зависимость давления от времени выходит на «плато». Длительность процесса заполнения до 95 кг в эксперименте 5 составила 195 с., в эксперименте 6 – 200 с., что говорит об удовлетворительной воспроизводимости результатов экспериментов. В то же время, длительность заполнения в экспериментах на 30 – 40% больше, чем при расчете по термодинамическим моделям (146 с. и 157 с. для экспериментов 5 и 6 соответственно). Такое расхождение между расчетными и экспериментальными значениями обусловлено тем, что в теоретических 86 моделях предполагается термодинамическое равновесие между жидкостью и паром, тогда как на практике имеет место конечное значение коэффициента теплоотдачи между жидкостью и паром в объеме сосуда. Кроме того, необходимо учитывать, что при поступлении жидкости в бак, возможно, ее вскипание. Надо отметить, что бездренажное заполнение бака сжиженным природным газом проходило идентичным образом, что и при испытаниях на жидком азоте, поведения основных параметров качественно совпадают, длительности заполнения близки. Граничное значение температуры сжиженного природного газа, при котором давление в резервуаре в процессе заполнения остается постоянным, для данной серии составляют 130,4 К. Результаты экспериментов показывают, что при бездренажном заполнении имеют место качественные согласования с расчетами по равновесной термодинамической модели, но длительность заполнения в экспериментах в 1.3 - 2 раза больше теоретического значения. Это обусловлено нарушением условий термодинамического равновесия. Модель не учитывает реальный теплообмен жидкости со стенкой, пара со стенкой, жидкости с паром и возможное вскипание жидкости в магистралях подающих коммуникаций и в баке из-за снижения давления, если жидкость имеет малый недогрев – эффект вскипания. Показано, что теплообмен между паром, жидкостью и стенками бака существенно влияет на процессы, происходящие во время заполнения холодного бака без дренажа. Увеличивается время заполнения и конечное давление в баке, за счет неравновесности системы. Большое значение на время заполнения и на эффективность процесса имеет размер капель жидкости, которая подается в резервуар. Прослеживается зависимость скорости заполнения криогенного резервуара от скорости капель входящего потока, поэтому важно обращать внимание на геометрические и физические характеристики входящего потока, 87 благодаря которым можно увеличить эффективность процесса и уменьшить время заполнения. Следует обратить внимание на то, что система неравновесная, т.е. температура жидкости ниже температуры пара, это наблюдалось в эксперименте, после завершения процесса заполнения, при воздействии на бак вибрацией наблюдалось снижение давления в паровом пространстве. 3.6 Заполнение теплого резервуара криогенной жидкостью без дренажа Особый интерес представляет бездренажное заполнение теплого топливного бака. При небольшом количестве жидкости в баке его нельзя считать холодным, он находиться в промежуточном состоянии. Т.е. температура его стенок выше температуры жидкости и пара и ниже температуры окружающей среды, что в свою очередь приводит к интенсивному парообразованию входящей жидкости и как следствие этого резкому подъему давления. Отличие от основной модели заключается в том, что закрыт дренажный трубопровод и отсутствует расход пара на выходе из бака, т.е. G2 = 0. Модель описывает участок подъема давления, однако потом давления источника и в баке сравниваются и заполнение прекращается. Появляется необходимость сброса газа из парового пространства. Используя тот же аппарат, также опишем этот процесс. Процесс заполнения теплого резервуара разделим на два этапа: первый этап – заполнение бака жидкостью, второй этап – сброс пара из бака в питающий резервуар. Заполнение теплого бака проводилось по двухлинейной схеме (рис. 1.7а). 88 3.6.1 Первый этап – заполнение 3.6.1.1 Модель А Физическая картина процессов, происходящих в баке, представлена на рис. 3.20. Рассматриваются процессы, происходящие только в паровом пространстве, т.к. равновесия между паром и жидкостью нет. В паровое пространство входит жидкость с расходом G1, далее часть жидкости вскипает из-за разницы давлений (образуя поток пара G1V), а оставшаяся часть жидкости (G1L) взаимодействует с паром и испаряется (G3). Накопившись в нижней части бака (G4) жидкость, испаряется путем пленочного кипения на стенке бака (G5). 1 G1, P1, T1 MV, PVES, TVES Q1 2 θ 3 ML Q2 G3 4 G5 G4 5 1 – входящий поток; 2 – капля жидкости; 3 – контрольный объем; 4 – накопленная жидкость; 5 – паровая пленка; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; G1 – расход входящего потока; G3 – расход пара при испарении капли; G4 – расход жидкости, неиспарившейся части капли; G5 – расход пара, при пленочном кипении жидкости; Q1 – тепловой поток от стенки к газу; Q2 – тепловой поток от пара к капле жидкости. Рис. 3.20. Физическая картина процесса заполнения (модель А) 89 Согласно (3.3а) уравнения сохранения энергии и массы запишутся: M V cV dTVES G1L G3 G5 Q1 Q2 cV TVES d (3.46) cV TVES c P TVES TS G1V G3 G5 dM V G1V G3 G5 d (3.47) dM L G1L G2 G5 d (3.48) Таким образом, подставляя замыкающие зависимости, рассмотренные в 3.1.1 в систему (3.46) – (3.48) можно определить основные параметры процесса заполнения. 3.6.1.2 Модель В В этом случае, отсутствуют потоки G3 и G4, так как нет взаимодействия капель и пара. Тепловые потоки воспринимаются жидкостью, которая в свою очередь испаряется путем пленочного кипения на стенке и в систему входит только расход пара G5, отнесенный к полной поверхности внутреннего сосуда, а не только к нижней части, как в обобщенной модели. Физическая картина процессов, происходящих в баке, представлена на рис. 3.21. Жидкость входить в бак с расходом G1, и вся попадает на стенку бака, там она начинает испаряться путем пленочного кипения и в паровое пространство входит поток пара с расходом G5 90 1 G1, P1, T1 MV, PVES, TVES θ 2 G5 3 ML 4 1 – входящий поток; 2 – пленка жидкости; 3 – контрольный объем; 4 – накопленная жидкость; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; G1 – расход входящего потока; G5 – расход пара при испарении жидкости Рис. 3.21 – Физическая картина процесса заполнения (модель В) Для парового пространства можно записать уравнения сохранения массы и энергии: dTVES 1 d M V cV G1 G5 cV TVES c P TVES TS G5 cV TVES (3.49) dM V G5 d (3.50) dM L G1 G5 d (3.51) Подставляя в систему (3.49) – (3.51) замыкающие зависимости из 3.1.2, определяет основные параметры процесса заполнения. 91 3.6.2 Второй этап – сброс пара Процесс сброса пара для обеих моделей заполнения одинаков (рис. 3.22). Моделирование этого процесса также можно проводить на основе закона сохранения энергии для системы с переменной массой (3.3а). В контрольный объем входит тепловой поток от стенок Q1, массовый расход пара от испарения жидкости в нижней части бака G5, выходит – массовый расход пара, сбрасываемый из бака в расходный резервуар G2. В процессе отсутствуют капли (струи), поэтому нет теплового потока Q2, и расходы G3 и G4 равны нулю. 1 G2 MV, PVES, TVES θ Q1 2 G5 ML 3 1 – выходящий поток; 2 – контрольный объем; 3 – накопленная жидкость; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; G2 – расход выходящего потока; G5 –– расход пара, при пленочном кипении жидкости; Q1 – тепловой поток от стенки к газу. Рис. 3.22 – Физическая картина при сбросе газа из бака Исходя из изложенного можно записать систему уравнений для процесса сброса пара из криогенного бака для определения массы пара и жидкости в баке, температуры пара: 92 dTVES 1 G5 cV TVES c P TVES TS G5 cV TVES G2 Q1 cV TVES d M V cV (3.52) dM L G5 d (3.53) dM V G5 G2 d (3.54) Подставляя в систему (3.52) – (3.54) уравнения для определения теплового потока от стенок к пару и расходов G2 и G5, определяет параметры процесса сброса пара. Начальные условия берутся из полученного решения на первом этапе – этапе заполнения. Далее расчет повторяется, т.к. осуществляется повторное заполнение бака. 3.6.3 Сравнение с экспериментом Принцип однолинейной схемы заключается в подсоединении только одного заправочного узла (заполнение сверху) и осуществление заполнения бака жидкостью и сброса давления по одному и тому же трубопроводу. Сброс газа осуществляется в питающий резервуар. Жидкость направляется в бак с закрытым газосбросом, при достижении давления величины равной давлению в питающем резервуаре подача закрывается и пары через дренаж сбрасываются на свечу (также пары природного газа можно направлять в питающий резервуар в паровую подушку, в случае использования насоса), когда давление в баке снизиться, закрывается дренажный клапан и открывается подача. Период от начала подачи жидкости в криогенный бак до конца сброса пара можно принять за один цикл. Технология процесса заполнения КБТС отрабатывалась с помощью криогенного центробежного насоса. Испытания проводились на жидком азоте и на сжиженном природном газе. Эксперимент 8 (Приложение А протокол 7). Бак был абсолютно пустым; 93 температура стенок равнялась температуре окружающей среды (300 К). Давление в технологическом резервуаре 0,3 МПа. За минуту давление в баке выросло почти до 1 МПа, после чего насос был отключен и производился сброс давления из бака до 0,25 МПа в течение 290 с (рис. 3.23). Причём непосредственное падение давления происходило в течение 100 с, остальное время затрачивалось на повторное захолаживание заправочных коммуникаций. Далее проводился обычный процесс заполнения холодного бака без дренажа, время которой составило 130 с. Накопление массы во втором цикле происходило линейно без задержек (рис. 3.24). Температура подаваемой жидкости в первом и во втором циклах была 87-88 К. Давление в конце заполнения 0,43 МПа. Суммарное время заполнения составило 290 с. Примерно 180 с потребовалось на охлаждение коммуникаций при повторном заполнении после сброса давления. Рис. 3.23 – Зависимость давления в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на азоте (эксперимент 8) 94 Рис. 3.24 – Зависимость массы жидкости в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на азоте (эксперимент 8) Эксперимент 9 (Приложение А протокол 8). Остаток жидкости в баке составил 1,9 кг (0,015 %). Давление в технологическом резервуаре – 0,3 МПа, давление за насосом – 1,0 МПа. За 30 с после начала заполнения давление в баке выросло до 1,0 МПа, после чего был открыт газосброс (рис. 3.25). Сброс давления до 2,9 бара длился 90 с, а далее в течение 600 с происходило захолаживание заправочных коммуникаций перед повторным заполнением. Накопление массы производилось идентичным образом, что и в эксперименте 8 (рис. 3.26). Второй цикл длился 120 с, в течение которых заполнили бак до 100 кг. Температура заправляемой жидкости была 90 К в первый период и 87 К во второй. Общее время заполнения составило около продолжительность повторного захолаживания коммуникаций Давление в конце заправки 0,5 МПа. 95 250 с; – 630 с. Рис. 3.25 – Зависимость давления в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на азоте (эксперимент 9) Рис. 3.26 – Зависимость массы жидкости в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на азоте (эксперимент 9) Следует отметить удовлетворительное совпадение результатов обоих экспериментов, как по характеру изменения давления, так и по длительности заполнения. Характер поведения всех параметров одинаков, различие 96 составляет время повторного захолаживания коммуникаций, но это проблема не процессная, а технологическая. Эксперимент 10 (Приложение А протокол 9). Эксперимент проводился на сжиженном природном газе. Бак был абсолютно пустой, теплый, начальное давление 0,1 МПа. Давление в питающем резервуаре было 0,75 МПа, равновесное давление – 0,45 МПа. Насос работал только в первом цикле. После срабатывания предохранительного клапана перед насосом было принято решение снизить давление в питающем резервуаре до 0,65 МПа. Однако из-за уменьшения недогрева жидкости повторно запустить насос не удалось. Чтобы осуществить заполнение методом передавливания, давление в питающем резервуаре подняли до 0,85 МПа. За первые 40 с давление выросло с 0,1 до 1,16 МПа. Заполнение прошло в четыре цикла с тремя сбросами газа из бака; четвертый этап представлял собой процесс заполнения холодного бака без дренажа (рис. 3.27, 3.28). Давление в конце заполнения – 0,78 МПа. Общее время заполнения составило 12 мин и примерно столько же (11 мин 40 с) заняли технологические операции захолаживания коммуникаций, сброс и подъём давления в технологическом резервуаре. Рис. 3.27 – Зависимость давления в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на СПГ 97 Рис. 3.28 – Зависимость массы жидкости в баке от времени в процессе заполнения теплого бака по однолинейной схеме на СПГ Нужно отметить, что наблюдается в разной степени относительно хорошее согласование между экспериментами, проведенными на жидком азоте и СПГ. При сравнении теоретических и экспериментальных результатов видно не только качественное, но в большинстве случаев и удовлетворительное количественное согласование. Анализ показывает, что результаты экспериментов находятся, как правило, между теоретическими значениями, определенными по моделям А и В. Очевидно, что в эксперименте проявляются в той или иной степени обе модели. Так, первый пик давления для модели А наступает позже, чем в эксперименте и позже, чем для модели В. Это обусловлено тем, что согласно модели А капли жидкости охлаждают пар, а не стенки резервуара. Из-за этого не происходит интенсивного испарения жидкости, образуется меньшее количество пара и давление растёт медленнее. Накопление массы жидкости в баке по модели А идет быстрее, чем по второй, так как по модели В вся 98 жидкость попадает на стенки и в связи с этим большее ее количество испаряется. Сравнение предложенных моделей с экспериментом показывает, что на их основе удовлетворительно описываются процессы, происходящие в баке. Их можно использовать для дальнейшего моделирования процесса заполнения. Необходимо при этом учитывать, что на процесс заполнения оказывают влияние температура жидкости на входе и организация движения потоков капель в баке. Варьируя эти параметры, можно определить оптимальные условия для осуществления процесса заполнения теплого бака без дренажа. По итогам экспериментов можно сделать вывод, что процесс заполнения теплого бака без дренажа (без сброса газа в окружающую среду) осуществим, однако требует более сложных операций. На основании исследований, проведенных в данной главе можно сделать следующие выводы: Физико-математическая жидкостью, отличающаяся модель тем, что заполнения процессы сосуда в криогенной замкнутом объеме описываются на основе нестационарной термодинамической модели с учетом теплообмена и смешения потоков между поступающей жидкостью, перегретым паром и стенками сосуда, позволяет рассчитывать процессы заправки криогенного бака, как с открытым, так и с закрытым дренажем. Результаты расчетов по этой модели удовлетворительно согласуются с экспериментальными результатами, полученными в данной работе. Поскольку характер процесса заправки определяется соотношением между расходом жидкости, взаимодействующей с перегретым паром в сосуде, и расходом жидкости, вступающей в непосредственный контакт со стенками сосуда (модели А и В), а это соотношение носит случайный характер, то рассчитанные значения параметров заправки находятся в некотором интервале возможных значений. 99 После бездренажной заправке холодного сосуда в нем устанавливается давление примерно равновесное температуре поступающей жидкости, а для реализации заправки величина недогреева жидкости на входе должна составлять величину не менее 5 - 10 К при значении эффективности процесса ϴ равным 1 - 0,4, что соответствует размерам капель 0,5 - 3мм. Эту величину недогрева можно создать повышением давления и бездренажную заправку целесообразно проводить с помощью насоса. При бездренажной заправке теплого бака давление в баке в первый момент времени, как правило, возрастает настолько, что сравнивается с давлением подачи. Поэтому для реализации заправки можно проводить периодический сброс давления в начальный период заправки (пульсационная заправка). 100 Глава 4. Влияние режимных и конструктивных параметров на процесс заполнения На длительность заполнения оказывают влияние многие факторы, основными из которых являются теплообмен между паром, жидкостью и стенкой, паросодержание входящего потока, наличие теплого газа в заправочных коммуникациях, начальная температура стенки бака, гидравлические сопротивления заправочных и дренажных коммуникаций. 4.1 Влияние вскипания входящего потока (паросодержания) При заполнении криогенного резервуара сжиженным природным газом часто возникают проблемы из-за вскипания жидкости в трубопроводе. В отличие от жидкого азота или кислорода, которые транспортируются при атмосферном давлении с открытым дренажом, сжиженный природный газ производится и транспортируется при повышенном давлении. В связи с этим жидкость, поступающая из резервуара с повышенным давлением в бак с атмосферным давлением, бывает перегрета и в определенный момент достигает состояния насыщения еще в подающем трубопроводе, и начинает кипеть. В результате этого в резервуар поступает двухфазный поток. Это приводит к тому, что увеличиваются сопротивления в подающем трубопроводе и дренаже, уменьшается количество жидкости, попадающее в резервуар, и, соответственно, существенно растет время заполнения и потери через дренаж. Для анализа влияния паросодержания поступающей жидкости на процесс заполнения, были рассмотрены процессы заполнения теплого бака сверху и снизу, а также процесс заполнения холодного бака без дренажа при температуре входящего потока 135 К, что соответствует 8 % паросодержания. Моделирование процесса заполнения проводилось на примере криогенного бака производства «ЗАО «НПФ ЭКИП». Давление в питающем резервуаре 101 0,7 МПа, давление на выходе из дренажной коммуникации 0,1 МПа, начальное давление в криогенном баке 0,25 МПа. Начальная температура стенок при заполнении теплого бака 300 К, а холодного – равна равновесной температуре в баке 123,8 К. Заполнение теплого бака сверху На рис. 4.1 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении теплого бака сверху. Рис. 4.1 – Зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении теплого бака сверху Как видно из рисунка вскипание оказывает существенное влияние на процесс заполнения, так например длительность заполнения составляет 183 с для процесса без учета вскипания и 605 с с учетом. Конечное давление 0,1 МПа и 0,17 МПа – соответственно. Потери составляют 2,9 кг и 16,5 кг. Заполнение теплого бака снизу На рис. 4.2 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении теплого бака снизу. 102 Рис. 4.2 – Зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении теплого бака снизу Время заполнения 156 с и 384 с, потери – 2,1 кг и 7 кг, конечное давление в баке – 0,164 МПа и 0,174 МПа для моделей с учетом и без учета поправки соответственно. Заполнение холодного бака без дренажа На рис. 4.3 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении холодного бака без дренажа. Рис. 4.3 – Зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при температуре входящего потока 135 К с учетом и без вскипания при заполнении холодного бака без дренажа 103 Время заполнения 116 с и 304 с, конечное давление в баке – 0,546 МПа и 0,61 МПа для моделей с учетом и без учета поправки соответственно. Вскипание жидкости приводит к существенному увеличению времени заполнения (2.5 – 3 раза). Поэтому важно обеспечить однофазное состояние входящего в КБТС потока. Не учет вскипания жидкости приводит к ошибке в оценке времени заполнения резервуара. Важно отметить, что паросодержание входящей жидкости зависит от разности температур входящей жидкости и равновесной температуры в резервуаре, которая в свою очередь зависит от давления в резервуаре. Рассмотрим процесс заполнения теплого бака сверху и снизу с открытым дренажом и холодного бака без дренажа при различных температурах входящего потока, остальные параметры те же, что в предыдущем примере. Заполнение теплого бака сверху На рис. 4.4 и 4.5 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока (паросодержания потока) при заполнении теплого бака сверху. 104 Рис. 4.4 – Зависимость массы жидкости в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока при заполнении теплого бака сверху Рис. 4.5 – Зависимость давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока при заполнении теплого бака сверху Таблица 4.1 – Основные параметры процесса заполнения теплого бака сверху Температура входящего потока Т1, К 115 125 135 Паросодержание х, % Время заполнения τ, сек Отношение 115K n Гидравлическое сопротивление 2 2 подающих коммуникаций ξ, Па с /кг Отношение 115K n Потери газа через дренаж G, кг Отношение G115K Gn Отношение Gn 100% M max 105 0 1 8 190 226 605 1 1.19 3.21 2.839·106 4.086·106 1.437·107 1 1.44 5.06 3.4 4.5 16.5 1 1.32 4.85 4.8 6.4 23.6 Как видно из таблицы 4.1, степень паросодержания на входе сильно отражается на плотности входящего потока, что в свою очередь оказывает влияние на сопротивление подающих коммуникаций, поэтому даже небольшое паросодержание (до 8%) уже существенно сказывается на процессе заполнения. Так, при увеличении паросодержания с 0 до 8 % время заполнения возросло более чем в 3 раза, а потери увеличились с 3.4 до 16.5 кг, что составляет 23.6 % от заправленной массы жидкости в бак. Таким образом, для более быстрого заполнения криогенного резервуара необходимо проводить процесс с температурой, исключающей вскипание жидкости. Заполнение теплого бака снизу На рис. 4.6 и 4.7 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока (паросодержания потока) при заполнении теплого бака снизу. Рис. 4.6 – Зависимость массы жидкости в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока при заполнении теплого бака снизу 106 Рис. 4.7 – Зависимость давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока при заполнении теплого бака снизу Таблица 4.2 – Основные параметры процесса заполнения теплого бака снизу Температура входящего потока Т1, К Паросодержание х, % Время заполнения τ, сек Отношение 115K n Потери газа через дренаж G, кг 115 125 135 0 1 8 155 189 384 1 1.21 2.45 1.98 2.65 7.02 Отношение G115K Gn 1 1.34 3.55 Отношение Gn 100% M max 3 4 10.5 Также как для заполнения сверху в данном случае наблюдается значительное увеличение времени заполнения почти в 2.5 раза, но этот рост меньше, чем для предыдущего примера. Величина потерь при заполнении снизу меньше, чем при заполнении сверху и изменении паросодержания от 0 до 8 % увеличивается с 2 до 7 кг. Однако при заполнении снизу следует 107 помнить о том, что стенки бака охлаждаются менее интенсивно и поэтому после закрытия дренажного клапана из-за теплового потока от стенок возможен рост давления в баке в процессе эксплуатации. Чтобы избежать необходимости сброса большого количества природного газа в атмосферу (что нежелательно как в экономических, так и в экологических целях), является целесообразным применение бездренажной технологии заполнения с использованием или без использования насоса или компрессора. Заполнение холодного бака без дренажа На рис. 4.8 и 4.9 представлены зависимости массы жидкости накопленной в баке и давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока (паросодержания потока) при заполнении холодного бака без дренажа. Рис. 4.8 – Зависимость массы жидкости в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока 108 Рис. 4.9 – Зависимость давления в баке от времени при различных значениях температуры входящего потока Таблица 4.3 – Основные параметры процесса заполнения теплого бака снизу Температура входящего потока Т1, К Паросодержание х, % Время заполнения τ, сек Отношение 115K n Конечное давление в баке, МПа 115 125 135 0 1 8 129 150 267 1 1.16 2.07 0.15 0.28 0,49 В случае бездренажной технологии заполнения холодного бака в конце процесса устанавливается более высокое давление, время заполнения увеличивается в 2 раза. При более низкой температуре входящего потока можно заполнить большую массу жидкости ввиду большей плотности. Стоит отметить существенный плюс такой схемы – отсутствие потерь жидкости. 109 4.2 Влияние теплого газа в коммуникациях На практике процесс заполнения на станции происходит не непрерывным образом. В зависимости от потока автотранспорта случаются перерывы в заправках КБТС, таким образом, в моменты перерывов жидкость в заправочных коммуникациях прогревается и испаряется, тем самым при последующем заполнении бака автотранспортного средства этот газ поступает в бак. В случае бездренажной технологии заполнения КБТС этот газ оказывает свое влияние на процесс. Рассмотрим случай, когда газ в коммуникациях прогрелся до температуры окружающей среды и подается в КБТС при ее заполнении. Положим, что бак находится в холодном состоянии, температуры стенок бака и газа равны температуре насыщения при давлении в баке (Р = 0.1 МПа). Процесс заполнения делиться на два этапа. На первом этапе в бак из коммуникаций подается теплый газ с температурой окружающей среды (Т1 = 300 К). Газ нагревает стенки резервуара и пар находящийся в баке. Когда весь газ, находящийся в коммуникациях закончиться, в бак начинает поступать жидкость, тем самым наступает второй этап. На втором этапе в прогретый бак до некоторой температуры поступает холодная жидкость, которая охлаждает газ в баке, а газ в свою очередь охлаждает стенки бака, при этом жидкость испаряется не полностью, а частично накапливается в нижней части бака. 1) Первый этап 110 G1, P1, T1 MV, PVES, TVES 1 2 θ Q1 1 – входящий поток; 2 –контрольный объем; P1, T1, G1 – давление, температура и расход входящего потока; PVES, TVES, MV – давление, температура и масса пара в баке; θ – температура стенки; Q1 – тепловой поток от стенки к газу Рис. 4.10 – Физическая картина первого этапа Т.к. в бак входит однофазный поток, используем уравнение (3.3а), нет жидкости, соответственно нет и теплообмена с ней, так же объем остается постоянным, поэтому его изменение равно нулю, на входе расход пара G1. запишем уравнения сохранения для нашего случая: M V cV dTVES Q1 cV TVES c P TVES T1 G1 d dM V G1 d P1 PVES 1 dM L 0 d TVES (4.1) (4.2) (4.3) PVES V RM V (4.4) Конец первого периода наступает, когда весь газ из коммуникаций попадет в бак – это момент времени 1 . 2) Второй этап: 111 1 G1, P1, T1 MV, PVES, TVES Q1 2 θ 3 Q2 ML G3 G5 G4 4 5 1 – входящий поток; 2 – капля жидкости; 3 – контрольный объем; 4 – накопленная жидкость; 5 – паровая пленка; θ – температура стенки; MV и ML – массы пара и жидкости в баке соответственно; P1, T1 – давление и температура входного потока; PVES, TVES – давление и температура пара в баке; G1 – расход входящего потока; G3 – расход пара при испарении капли; G4 – расход жидкости, неиспарившейся части капли; G5 – расход пара, при пленочном кипении жидкости; Q1 – тепловой поток от стенки к газу; Q2 – тепловой поток от пара к капле жидкости. Рис. 4.11. Физическая картина второго этапа Также на основании (3.3а) запишем систему уравнений: M V cV dTVES G1 G3 G5 Q1 Q2 cV TVES d (4.5) cV TVES c P TVES TS G3 G5 dM V G 3 G5 d (4.6) dM L G1 G2 G5 d (4.7) Второй этап заканчивается, когда масса жидкости в баке достигнет заданного значения (0.9 от общего объема бака). 112 Рассмотрим процесс при условии, что на первом этапе в бак попадает газ объемом 63 % от объема бака при температура 300 К и с давлением 1 МПа. Рис. 4.12 – Изменение температуры в баке, температуры насыщения и температуры стенок от времени Рис. 4.13 – Изменение массы жидкости и давления в баке от времени При объеме подаваемого на первом этапе пара свыше 0,73 от объема бака заполнение прекращается, т.к. давление в баке достигает 1 МПа, что соответствует давлению в расходном резервуаре. 113 Рис. 4.14 – Изменение массы жидкости и давления в баке от времени Рис. 4.15 – Изменение температуры в баке, температуры насыщения и температуры стенок от времени 4.3 Влияние гидравлического сопротивления заправочных и дренажных коммуникаций на длительность заполнения. Очевидно, что гидравлическое сопротивление влияет на процесс заполнения, однако хотелось бы показать, насколько увеличивается время 114 заполнения при увеличении гидравлического сопротивления подающих коммуникаций. За начальное значение взята величина гидравлического сопротивления коммуникаций в эксперименте. Рис.4.16 – Зависимость расхода жидкости на входе от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций при заполнении теплого бака с открытым дренажом сверху Рис.4.17 – Зависимость массы жидкости и давления в баке от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций при заполнении теплого бака с открытым дренажом сверху 115 Для процесса заполнения теплого бака с открытым дренажом сверху при увеличении гидравлического сопротивления в 5 раз время заполнения увеличивается в 2 раза, а увеличение гидравлического сопротивления в 10 раз приводит к увеличению времени заполнения в 2,75 раз. Рис.4.18 – Зависимость расхода жидкости на входе от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций при заполнении теплого бака с открытым дренажом снизу Рис.4.19 – Зависимость массы жидкости и давления в баке от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций при заполнении теплого бака с открытым дренажом снизу 116 Для процесса заполнения теплого бака с открытым дренажом снизу при увеличении гидравлического сопротивления в 5 раз время заполнения увеличивается в 2,3 раза, а увеличение гидравлического сопротивления в 10 раз приводит к увеличению времени заполнения в 3,2 раза. Рис.4.20 – Зависимость расхода жидкости на входе от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций для бездренажной технологии заполнения холодного бака Рис.4.21 – Зависимость массы жидкости и давления в баке от времени при различных значениях сопротивления заправочных коммуникаций для бездренажной технологии заполнения холодного бака 117 Для бездренажной технологии заполнения холодного бака при увеличении гидравлического сопротивления в 5 раз время заполнения увеличивается в 2,2 раза, а увеличение гидравлического сопротивления в 10 раз приводит к увеличению времени заполнения в 3,15 раза. Гидравлическое сопротивление коммуникаций незначительно влияет на конечное давление в баке, однако существенно увеличивает время заполнения. 4.4 Влияние начальной температуры стенки бака на технологию бездренажного заполнения Как было показано в разделе 3.5 бездренажная заправка холодного бака (температура стенки равна температуре жидкости) реализуется без проблем. В то же время бездренажная заправка теплого бака (температура стенки 300 К) может быть осуществлена только в пульсационном режиме (раздел 3.6) с промежуточным сбросом газа из бака. Однако по мере охлаждения стенок бака возможна реализация бездренажной заправки (рис. 3.23 - 3.26). Естественно, появляется вопрос, при каком значении температуры стенки возможна бездренажная заправка теплого бака? Ответ на этот вопрос крайне важен для практики. Дело в том, что по мере опорожнения бака температура стенок в паровой области повышается из-за теплопритока и необходимо определить время работы бака, при котором возможна повторная бездренажная заправка. С использованием обобщенной модели заправки было проведена оценка влияния начальной температуры стенки на процесс теплой бездренажной заправки. На рис. 4.22 представлена зависимость максимального давления в баке от температуры стенки для моделей А и В, рассмотренных в п. 3.6. Температура жидкости на входе составляет 115 К. Так же на графике представлено давление за насосом. 118 3,5 3 Давление, МПа 2,5 2 1,5 1 0,5 0 100 150 200 250 Температура стенки, К Давление за насосом Модель А 300 350 Модель В Рис.4.22 – Зависимость максимального давления в баке от температуры стенки бака для бездренажной технологии заполнения Из графика (рис. 4.22) видно, что осуществить заполнение в одну фазу (без сброса давления) при температуре стенки равной температуре окружающей среды (300 К) возможно, однако при этом необходимо иметь достаточно высокое давление подачи (3 МПа) и давление в баке составит 1.5 - 3 МПа. Как правило, давление в баке после заправки составляет 0.6 МПа, максимальное давление 1.6 МПа. С учетом этого температура стенки для бездренажной заправки бака за одну фазу должна быть не более 200 К при давлении подачи около 2 МПа давление в баке после заправки составит около 0,8 МПа. С понижением температуры стенки резервуара уменьшается и требуемое давление подачи. Таким образом, результаты расчетов позволили впервые определить условия бездренажной заправки теплого резервуара в одну фазу (без промежуточного сброса давления). 119 Выводы На основании работы можно сделать следующие выводы. 1. Экспериментально показана возможность заправки КБТС, как методом передавливания, так и с помощью насоса, при этом установлено, что: за счет неполного охлаждения стенок сосуда можно сократить время его заправки по двухлинейной схеме (с открытым дренажом) в три-четыре раза; бездренажная заправка холодного бака может быть реализована при подаче жидкости с недогревом 5 – 10 К по отношению к состоянию насыщения в сосуде; бездренажная заправка теплого бака (температура стенок бака 300 К) может быть реализована только с промежуточным сбросом давления; бездренажная заправка холодного бака может проходить как при снижении, так и при повышении давления в сосуде в зависимости от температуры поступающей жидкости. 2. Разработанная физико-математическая модель заполнения сосуда криогенной жидкостью, отличающаяся тем, что процессы в замкнутом объеме описываются на основе нестационарной термодинамической модели с учетом теплообмена и смешения потоков между поступающей жидкостью, перегретым паром и стенками бака, удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными и позволяет анализировать различные схемы заправки (перечислить). 3. Характер процесса заправки во многом определяется соотношением между расходом жидкости, взаимодействующей с перегретым паром в сосуде, и расходом жидкости, вступающей в непосредственный контакт со стенками сосуда. На практике это соотношение носит случайный характер и поэтому расчетные значения параметров заправки находятся в некотором интервале возможных значений. 4. На основании моделирования показано: 120 вскипание криогенной жидкости в коммуникациях и в сосуде во время заправки может привести к увеличению длительности переходного процесса в несколько раз; уменьшение размеров капель жидкости поступающей в сосуд с 2 до 0,2 мм сокращает длительность бездренажной заправки на 15 – 20 %; бездренажную заправку теплого бака в одну фазу (без промежуточного сброса давления) можно осуществить при начальной температуре стенок бака около 200 К и давления подачи около 2 МПа, при этом давление в баке после заправки составит 0,7 – 0,8 МПа. 5. За счет правильной организации процесса заправки криогенной бортовой топливной системы можно заправлять автотранспортные средства сжиженным природным газом за времена соизмеримые с заправками автотранспорта традиционными видами топлива и обеспечивать достаточную безопасность процесса, используя бездренажную технологию. 121 Список использованных источников 1) Киржнер Д.Л. «О работах ОАО «РЖД» в области использования природного газа на железнодорожном транспорте». В кн. Использование природного газа на железнодорожном транспорте: Материалы заседания секции «Распределение и использования газа» Научно-технического совета ОАО «Газпром» (Екатеринбург, декабрь 2006г). – М. ООО «ИРЦ «Газпром», 2007. стр. 12 2) Международная конвенция по предотвращению загрязнения моря с судов (MARPOL) 73/78 с дополнениями 3) Криогеника и авиация/ Беседа с главным конструктором самолетов на криогенном топливе АНТК им. А.Н. Туполева В.А. Андреевым/АГЗК + АТ/№3(9)/2003, с. 50-52 4) М. Опарин, В. Малышев, Самолеты на криогенном топливе/ АГЗК+АТ, №2(26)/2006, с.64-65 5) Попов О.М., Брагин А.В., Колгушкин Ю.В., Еремина Н.М., Мильман С.Б., Удут В.Н., Системы хранения и подачи сжиженного природного газа, установленного на транспортные средства. В кн. Использование природного газа на железнодорожном транспорте: Материалы заседания секции «Распределение и использования газа» Научно-технического совета ОАО «Газпром» (Екатеринбург, декабрь 2006г). – М. ООО «ИРЦ «Газпром», 2007. стр. 57 6) Горбачев С.П., Попов В.П. Основные технические требования и результаты испытаний криогенных бортовых топливных систем для транспортных средств. В сб. Современные технологии сжижения природного газа в установках малой и средней производительности. Использование природного газа на железнодорожном транспорте: Материалы заседания секции «Распределение и использование газа» Научно-технического совета ОАО «Газпром» (Екатеринбург, декабрь 2006 г.). – М.; ООО «ИРЦ «Газпром», 2007. – 152с 122 7) Результаты испытаний опытных образцов криогенных бортовых топливных систем для транспортных средств. Горбачев С.П., Попов В.П., Шапкайц А.Д., Люгай С.В., Поденок С.Е. Газовая промышленность, спецвыпуск 626/2008, с. 17-20 8) NexGen Fueling Vehicle Fuel Tank System Operations Manual – http://www.nexgenfueling.com/pdf/3835849-rev-c-2.pdf 9) Advanced LNG Onboard Storage System. Final Technical Report. 2003 10) Косов В.С., Руденко В.Ф., Нестеров Э.И. Первый в мире газотурбовоз, работающий на сжиженном природном газе/ АГЗК+АТ №3 (45)/2009, с. 32-36 11) основа Апкаров И.А., Дорохов А.Ф., Музаев А.А. Газодизельный цикл как моторной энергетики малого и среднего производственного предпринимательства в сельском хозяйстве и рыболовстве/ Вестник АГТУ. Сер.: Морская техника и технология. № 2, 2010, с. 47-51 12) Горбачев С. П. Кристаллизация диоксида углерода в системах регазификации СПГ // СПГ и СЖТ: мировые и российские перспективы: Тез.докл.межд.конф.М., 2004. – С. LNG-С3. 13) Каганер М.Г. Тепломассообмен в низкотемпературных теплоизоляционных конструкциях. – М.: Энергия, 1978. – 256 с 14) Каганер М.Г. Тепловая изоляция в технике низких температур. – М.: Машиностроение, 1966. – 275 с 15) Каганер М.Г. Теплопередача в теплоизоляции и в теплоизоляционных устройствах для криогенной техники. – Диссертация на соискание степени доктора наук, 1971. – 271 с 16) Лыков А.В. Теория теплопроводности. М.: Высшая Школа, 1967. – 17) Лыков А.В. Тепломассообмен. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергия, 600 с 1978. – 480 с 18) Серов Е.П., Корольков Б.П. Динамика процессов в теплообменных аппаратах. – М.; Энергия, 1967. – 168 с 123 19) Корольков Б.П., Пупин А.А. Динамика радиационного теплообменника с учетом распределения температуры по толщине стенки //Изв. АН СССР. Энергетика и транспорт. – 1975. - № 6. – С. 104 – 111 20) Корольков Б.П. Специальные функции для исследования динамики нестационарного теплообмена, - М.: Наука, 1976. – 166 с 21) Горбачев С.П., Крикунов А.А., Гончарук О.А. О времени захолаживания криогенного объекта газообразным криоагентом // Инж. – физич. журнал. – 1980. – т. 39. №4. – С. 629 – 635 22) Кейлин В.Е., Ковалев И.А, Лелехов С.А. О времени захолаживания циркуляционных систем // Инж. – физич. журнал. - 1974. – т.27. - №6. –С.1081 – 1089 23) Беляков В. П., Буткевич И. К., Филимонов В. Е. Расчетно- экспериментальное исследование режимов захолаживания гелиевых систем // Криогенная техника (труды НПО "Криогенмаш") Балашиха, 1979, с. 10-19 24) К выбору регламента захолаживания магнитной системы Токамак – 15 / Буткевич И.К., Горбачев С.П., Крикунов А.А. и др.// Докл. ||| Всес. конф. по инженерным прблемам трмоядерных реакторов, Ленинград, 20 – 22 июня 1984 г. – Л.: НИИЭФА, 1984. – Т. 2. – С. 53 – 60 25) Baron A.M., e.a. Studies on cooldown of cryogenic cables .- Cryog. 1977, v 17, №3, p.161 – 166 26) Bendik N.T., Glukhov N.J., Investigation of superconducting cable cooldown. . – Cryog., 1981, v.21,№6, p. 361 – 366 27) Jones M.C., Cool-down of superconducting power transmission lines with single phase helium. – Cryog. 1980.v. 20, №3, p. 139 - 145 28) Gorbachev S.P., Gorlach I.V. Cool down of heat pipes by cryogenics liquids. - Cryog.1994. v.34. № 1, p.51 -54 29) Филин Н. В., Буланов А. Б. Жидкостные криогенные системы: Машиностроение: Ленингр. отд-ние, 1985, 246 с.ил 124 30) Филимонов В. Е. Анализ термодинамических процессов при переменной массе рабочего тела// Сб. "Криогенная техника". НПО Криогенмаш. Балашиха. – 1977. - С. 21-32 31) Филимонов В. Е. Термодинамический анализ двухфазных систем переменной массы// Сб. "Криогенная техника" НПО Криогенмаш. Балашиха. 1977. - С. 33-45 32) Изотов Н.И. Сжиженный природный газ. Технологии и оборудование. – М.: Газпром ВНИИГАЗ, 2013. – 306 с 33) Тарабрин В. А. Математическая модель теплового состояния парового пространства низкотемпературного резервуара для хранения СПГ. – Газовая промышленность. Сер "Транспорт и хранение газа". 1981, №5, с. 21-28 34) Амелин Э. А., Бондарь А. Ф., Борисенко В. И. и др. Тепловой и гидравличе-ский расчет процесса заправки автомобильного бака жидким метаном (Препр. АН УССР, Физ.-техн. ин-т низ. температур 53-86). Харьков: ФТИНТ, 1986. 11 с. ил 35) Житомирский И. С., Романенко В. Г. Методика численного расчета неста-ционарных тепловых и гидрогазодинамических процессов в сложных крио-генных системах (Препр. АН УССР, Физ.-техн. ин-т низ. температур 3286). Харьков: ФТИНТ, 1986. 52 с. ил 36) Романенко В. Г. Математические модели, алгоритмы и программы расчета процесса заправки безрасходных аккумуляторов холода (Препр. АН УССР, Физ.-техн. ин-т низ. температур 35-90). Харьков: ФТИНТ, 1990. 16 с. ил 37) Stephens C. A., Hanna G. J., Gong L. Thermal–Fluid Analysis of the Fill and Drain Operations of a Cryogenic Fuel Tank. NASA Technical Memorandum 104273, 1993 38) Захаров Ю. В., Лехмус А. А. Рациональные способы захолаживания цистерн метановозов перед приемом грузов // Судостроение: Респуб. межвед. науч.-техн. сб. Киев: Вища шк., 1986, Вып. 35, с. 57-63 125 39) Горбачев С.П., Попов В.П., Славин М.В. Определение времени захолаживания криогенного бака // Известия ВУЗов. Машиностроение. – 2006, №5. – С. 43 – 54 40) Горбачев С.П., Славин М.В. Влияние недогрева СПГ на длительность заправки бортовой топливной системы // Вестник МГТУ им. Баумана. Машиностроение. – 2005. – Специальный выпуск «Холодильная, криогенная техника, системы кондиционирования и жизнеобеспечения». – С. 129 – 137 41) Славин М.В. Разработка и исследование технологии заправки автотранспорта сжиженным природным газом. Дисс. канд. тех. наук, М., 2006 г. – 99 с 42) топливные Горбачев С.П., Попов В.П. Современные криогенные бортовые системы для автотранспорта на СПГ. – Транспорт на альтернативном топливе, № 6(6), 2008, с. 66-69 43) Кутателадзе С.С., Боришанский В.М. Справочник по теплопередаче, М: Госэнергоатомиздат, 1958г – 418 с 44) Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление, Справочное пособие, Москва, Энергоатомиздат, 1990, 367 с 45) Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент: Справочник/ под общ. ред. В.А. Григорьева и В.М. Зорина. – М.: Энергоатомиздат, 1982. – 512 с., ил. – (Теплоэнергетика и теплотехника) 46) Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей/ Варгафтик Н.Б М.: Наука, 1972 г. – 721 с 47) Справочник по физико-техническим основам криогеники/ под ред. М.П. Малкова. – 3-е изд., перераб. и доп. – М.: Энергоатомиздат, 1985. – 432 с 126 Приложение А Протоколы экспериментального исследования 127 Протокол № 1 Заполнение «сверху» теплого бака ЭКИП жидким азотом без насоса с открытым дренажом Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом. Бак «ЭКИП» находился в контейнере на территории «Медвежьи озера». Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Расходный резервуар стоял с открытым дренажом 19 часов. Наддув осуществляли комбинацией штатного теплообменника и теплообменника установки. Давление росло медленно. Довели давление до 0,45 МПа после регулировки редуктора R7. Бак ЭКИП теплый и пустой. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А1 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,45 МПа. Время, с Масса, кг 0 5,65 60 13,86 150 28,8 210 42,8 240 58 270 65 300 92,58 330 100 Температура жидкости на входе в бак, К 128 Давление, МПа 4 – 4 – – 0,23 0,23 0,22 78 Протокол № 2 Заполнение «сверху» теплого бака ЭКИП жидким азотом без насоса с открытым дренажом Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера». Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Расходный резервуар стоял с открытым дренажом 17 часов. Наддув осуществляли комбинацией штатного теплообменника и теплообменника установки. Давление росло медленно. Довели давление до 0,4 МПа после регулировки редуктора R7. Бак ЭКИП теплый и пустой (стоял с открытым дренажом 42 часа из них 19 часов с включенным теплообменником наддува). Во время проведения опытов по опорожнению бака ЭКИП определили, что теплообменник наддува не работает при массе азота в баке ЭКИП менее 17 кг жидкого азота. Возможно, это связано с тем, что теплообменник наддува расположен с боку бака для снижения вероятности повреждения его при установке на автомобиль. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А2 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,55 МПа. Время, с 0 30 45 60 90 105 120 150 180 195 Масса, кг 0 0,5 3,25 12,3 20,2 27,5 39 57,8 68 75 129 Давление, МПа 0,1 0,5 0,44 0,39 0,34 0,31 0,29 0,25 0,23 Время, с Масса, кг 210 78 225 84,9 240 92 270 97,8 285 100 Температура жидкости на входе в бак, К 130 Давление, МПа 0,21 0,2 0,19 0,18 0,18 81 Протокол № 3 Заполнение «сверху» холодного бака ЭКИП жидким азотом без насоса с закрытым дренажом Цель работы: заправить холодный бак ЭКИП жидким азотом без дренажа. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера». Перед заполнением проводилось заполнение бака с открытым дренажом (см. протокол № 2) с последующим переливом газа обратно в расходный резервуар, наддув предварительно бак ЭКИП штатным теплообменником наддува. Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Расходный резервуар стоял с открытым дренажом 17 часов. Наддув осуществляли комбинацией штатного теплообменника и теплообменника установки. Давление росло медленно. Довели давление до 0,5 МПа. За время подготовки аппаратуры, захолаживания стенда, заполнения теплого и холодного бака и слива из него жидкости давление в расходном резервуаре увеличилось. Поэтому пришлось открыть дренаж до снижения давления до 0,52 МПа. Бак ЭКИП холодный, остаток жидкости 11,5 кг, не сливаемый из-за невозможности поднять давление штатным теплообменником. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А3 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,52 МПа. Время, с 0 30 60 90 120 150 180 Масса, кг 11,5 21,8 39 59,6 79 89 95 131 Давление, МПа 0,25 0,22 0,22 0,22 0,19 0,2 0,2 Время, с Масса, кг 195 96,5 Температура жидкости на входе в бак, К 132 Давление, МПа 0,21 78 Протокол № 4 Заполнение «сверху» холодного бака ЭКИП жидким азотом без насоса с закрытым дренажом Цель работы: заправить холодный бак ЭКИП жидким азотом без дренажа. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера». После этого бак заполнили с открытым дренажом (см. протокол № 2), далее его надули штатным испарителем до 1,2 МПа и опорожнили, далее заполнили бак с закрытым дренажом (см. протокол № 3), повторно слили жидкость в расходный резервуар, наддув его штатным испарителем. Бак ЭКИП холодный и практически пустой (остаток 7,98 кг). Давление в расходном резервуаре составляло 0,52 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А4 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,52 МПа. Время, с 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 Масса, кг 7,98 9 14 19 26 33 40 47 54 61 68,8 74 78 83 86 133 Давление, МПа 0,1 0,26 0,3 0,31 0,32 0,32 0,3 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,28 Время, с Масса, кг 150 88,8 160 90 170 92 180 93 190 94,2 200 95 Температура жидкости на входе в бак, К 134 Давление, МПа 0,28 0,31 0,29 0,29 0,29 0,29 87 Протокол № 5 Заполнение «снизу» теплого бака ЭКИП жидким азотом без насоса с открытым дренажом Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера» без газа 10 суток. Бак ЭКИП теплый и практически пустой (остаток 4,1 кг). Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Емкость стояла с открытым дренажом 4 суток. Наддув осуществляли штатным теплообменником. Довели давление до 0,7 МПа. За время подготовки аппаратуры, захолаживания стенда давление в расходном резервуаре увеличилось до 0,74 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А5 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,74 МПа. Время, с 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 Масса, кг 4,1 6,9 10,1 14,8 18,8 23,2 27,9 32,1 36,6 41,3 45,8 50,0 51,30 59,20 63,20 68,1 72,80 135 Давление, МПа 0,42 0,3 0,25 0,23 0,21 0,2 0,19 0,18 0,17 0,16 0,16 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 Время, с Масса, кг 170 76,4 180 81,2 190 85,4 200 90,5 210 94,0 220 99,8 230 103,8 Температура жидкости на входе в бак, К 136 Давление, МПа 0,14 0,15 0,15 0,14 0,14 0,14 0,14 82 Протокол № 6 Заполнение «снизу» теплого бака ЭКИП жидким азотом без насоса с открытым дренажом Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера» без газа 10 суток. Бак ЭКИП теплый и практически пустой (остаток 7,5 кг). Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Емкость стояла с открытым дренажом 4 суток. Наддув осуществляли штатным теплообменником без редуктора R7. Довели давление до 0,7 МПа. За время подготовки аппаратуры, захолаживания стенда давление в расходном резервуаре увеличилось до 0,72 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А6 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП жидким азотом. Давление в расходном резервуаре 0,72 МПа. Время, с 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 Масса, кг 7,5 10,1 13,8 17,6 21,2 25,8 29,4 33,5 37,8 42,6 46,2 50,1 54,4 58,7 63 67,3 71,9 137 Давление, МПа 0,5 0,34 0,3 0,28 0,24 0,22 0,2 0,2 0,19 0,18 0,18 0,18 0,18 0,17 0,17 0,17 0,16 Время, с Масса, кг 170 75,8 180 79,8 190 83,4 200 88,8 210 92,4 220 96,8 230 101 Температура жидкости на входе в бак, К 138 Давление, МПа 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 84 Протокол № 7 Заполнение «сверху» теплого бака «ЭКИП» жидким азотом с насосом по однолинейной схеме Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом по однолинейной схеме. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера» без газа 7 суток. Бак ЭКИП теплый и пустой. Перед заполнением проводилась подготовка расходного резервуара. Емкость стояла с открытым дренажом 4 суток. Наддув осуществляли штатным теплообменником без редуктора R7. Довели давление до 0,3 МПа. Давление за насосом 1 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А7 – Данные по режиму заполнения теплого бака «ЭКИП» жидким азотом. Давление за насосом 1 МПа. Время, с 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 Масса, кг 0,00 1,00 0,95 3,00 12,60 14,50 13,5 11,30 11,00 10,40 9,70 9,05 8,50 8,00 7,70 7,60 7,60 139 Давление, МПа 0,1 0,45 0,47 0,57 0,79 0,98 0,94 0,75 0,61 0,52 0,45 0,39 0,34 0,30 0,28 0,27 0,26 Время, с Масса, кг 170 180 7,45 190 7,30 200 7,30 210 7,25 220 7,25 230 7,25 240 7,20 250 7,20 260 7,20 270 7,20 280 7,15 290 7,15 300 7,15 310 7,15 320 7,15 330 7,15 340 7,15 350 7,15 360 7,15 370 8,80 380 14,00 390 22,60 400 34,00 410 41,00 420 52,00 430 65,00 440 72,00 450 81,00 460 89,50 470 97,00 480 102,00 Температура жидкости на входе в бак, К 140 Давление, МПа 0,26 0,25 0,26 0,26 0,26 0,26 0,26 0,26 0,25 0,25 0,26 0,26 0,26 0,26 0,26 0,26 0,26 0,29 0,29 0,34 0,40 0,53 0,52 0,50 0,48 0,46 0,45 0,44 0,43 0,43 0,43 0,44 87 Протокол № 8 Заполнение «сверху» теплого бака «ЭКИП» жидким азотом с насосом по однолинейной схеме Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП жидким азотом по однолинейной схеме. Бак ЭКИП находился в контейнере на территории «Медвежьи озера» без газа 7 суток. Бак ЭКИП теплый и практически пустой (остаток 1,9 кг). Перед заполнения проводилась подготовка расходного резервуара. Емкость стояла с открытым дренажом 5 суток. Наддув осуществляли штатным теплообменником без редуктора R7. Довели давление до 0,3 МПа. Давление за насосом 1 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А8 – Данные по режиму заполнения теплого бака «ЭКИП» жидким азотом. Давление за насосом 1 МПа. Время, с 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 Масса, кг 1,90 9,50 10,40 8,80 8,10 7,30 6,50 5,85 5,10 4,90 4,60 4,50 4,45 4,45 4,45 141 Давление, МПа 0,15 0,69 0,97 1,02 0,80 0,67 0,53 0,45 0,40 0,36 0,34 0,31 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 Время, с 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 Масса, кг 4,45 4,30 4,30 4,30 4,25 4,25 4,25 4,25 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,20 4,15 4,15 4,15 4,15 4,15 4,15 4,15 4,15 142 Давление, МПа 0,30 0,30 0,30 0,30 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 0,30 0,30 0,30 0,31 0,31 0,31 0,31 0,31 0,32 0,32 0,32 0,32 0,32 0,32 0,32 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 Время, с Масса, кг 580 4,15 590 4,15 600 4,15 610 4,15 620 4,15 630 4,35 750 4,25 760 11,90 770 20,50 780 30,80 790 37,80 800 44,90 810 53,00 820 65,00 830 77,00 840 82,00 850 88,40 860 95,90 870 99,90 Температура жидкости на входе в бак, К 143 Давление, МПа 0,33 0,33 0,33 0,34 0,34 0,34 0,33 0,33 0,34 0,64 0,66 0,61 0,59 0,57 0,55 0,53 0,52 0,51 0,51 1 цикл – 90; 2 цикл – 87 Протокол № 9 Заполнение «сверху» теплого бака «ЭКИП» сжиженным природным газом с насосом по однолинейной схеме Цель работы: заправить теплый бак ЭКИП сжиженным природным газом по однолинейной схеме. После испытаний на жидком азоте на территории «Медвежьи озера» эксперименты проводились на сжиженном природном газе на территории АНГКС-1. Бак ЭКИП теплый и пустой. Перед заполнением давление в расходном резервуаре подняли до 0,75 МПа. Давление за насосом 1,2 МПа. Насос работал только первый цикл. Сработал предохранительный клапан перед насосом, и было принято решение снизить давление в питающем резервуаре до 0,65 МПа, однако из-за уменьшения недогрева жидкости повторно запустить насос не удалось, чтобы осуществить заполнение методом передавливания давление в питающем резервуаре подняли до 0,85 МПа. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А9 – Данные по режиму заполнения теплого бака «ЭКИП» сжиженным природным газом. Давление за насосом 1,2 МПа. Время, с 0 10 20 40 120 250 270 340 410 480 570 Масса, кг 0 2,4 2,2 1,95 1,75 3,75 4 2,7 2,5 1,5 3,6 144 Давление, МПа 0,1 1,00391 1,107264 1,159564 0,651643 0,751251 0,806473 0,30858 0,218494 0,136262 0,653666 Время, с Масса, кг 580 5,8 590 7,65 600 7,55 780 5,6 1220 8,7 1230 15,3 1240 21,1 1250 30,3 1260 37,6 1270 45,6 1280 53,4 1290 60,1 1300 66,1 Температура жидкости на входе в бак, К 145 Давление, МПа 0,739289 0,797564 0,812986 0,146752 0,766299 0,748504 0,740367 0,43684 0,755876 0,765214 0,771872 0,772091 0,783086 136 Протокол № 10 Заполнение «сверху» холодного бака ЭКИП сжиженным природным газом без насоса с закрытым дренажом Цель работы: заправить холодный бак ЭКИП сжиженным природным газом без дренажа. Бак ЭКИП находился на территории АНГКС-1. Перед заполнением проводилось заполнение бака с насосом по однолинейной схеме (см. протокол № 9) с последующим сбросом газа на свечу. Давление в расходном резервуаре 0,75 МПа. Бак ЭКИП холодный, остаток жидкости 3,8 кг. Во время заполнения определялось давление, масса, накопленной жидкости в баке ЭКИП и температура азота на входе в бак. Таблица А10 – Данные по режиму заполнения бака ЭКИП сжиженным природным газом. Давление в расходном резервуаре 0,75 МПа. Время, с Масса, кг 0 3,8 10 7,4 20 11,9 30 15,8 40 19,6 50 23,7 60 27,3 70 31,4 80 35,6 90 39,4 100 42,8 110 46,3 120 49,1 130 51,2 140 53,5 150 55 160 56,3 170 57,3 180 58 Температура жидкости на входе в бак, К 146 Давление, МПа 0,45 0,55 0,56 0,57 0,59 0,6 0,6 0,6 0,59 0,59 0,58 0,58 0,58 0,57 0,57 0,57 0,57 0,57 0,58 136
