NÁTOK PLYNŮ DO CHEMICKÝCH REAKTORŮ Ing. Ondřej Švec Školitel: Prof. Ing. Pavel Ditl DrSc.
Abstrakt : V textu se zabýváme řešením problematiky nátoku plynů do chemických reaktorů a jejich distribuce na katalytickou vrstvu. Ve 2D a 3D simulačních CFD (Computational Fluid Dynamics) modelech porovnáváme vlivy tvarů vík reaktorů a vlivy tvarů vestaveb na průběhy proudění plynů vstupujících do reaktoru. Navrhujeme optimální řešení tvaru víka s ohledem na ideální distribuci plynů na katalyzátor a náročnost na výrobu víka. Klíčová slova : víko reaktoru, vestavba, nátok plynů, katalyzátor,
1. Úvod V každém chemickém reaktoru, kde probíhá chemická reakce za přítomnosti katalyzátoru, kde plynná směs reaktantů proudí skrz katalytické lože, je třeba zajisti co možná nejideálnější distribuci přitékajících plynů na vstupu do katalyzátoru. Snažíme se tedy přiblížit pístovému toku v potrubí nad katalytickým ložem. Důvodem je, aby katalytické lože bylo co možná nejrovnoměrněji zatěžováno. To vede k jeho vyšší životnosti, vyšším výtěžkům katalytických reakcí, nižším provozním nákladům každé jednotlivé výroby. Obecně je známo, že pro znovuvytvoření pístového toku v potrubí za geometrickou potrubní změnou je třeba rovný úsek o délce pěti potrubních průměrů. Toto řešení je však náročné na dispozice linky a tím pádem není možné je všude realizovat. V případě dnešních velkých chemických kontinuálních katalytických reaktorů se preferují vertikální stavby aparátů s průtokem médií buď shora dolů (v případě pevného katalytického lože) či zdola nahoru (např. reaktory s fluidní vrstvou katalyzátoru). Dále se budeme zabývat pouze reaktory s pevným katalytickým ložem, kde nátok je obvykle od shora dolů. U těchto aparátů je tendence navrhovat co nejkratší přestup mezi průměrem vstupního potrubí (nejčastěji vstupní koleno) k průměru aparátu (pro představu běžně v poměru 1/4 až 1/5). Důvodem je tendence snižování aparátů z důvodu snižování nákladů na nosné konstrukce kolem. Čím vyšší aparát, tím vyšší náklady na konstrukci a realizaci staveb. V našem případě jsme modelovali nátok plynů (reaktantů) do reaktoru s pevným katalytickým ložem, kde byl zadán průměr vstupního potrubí se vstupním kolenem, rozměry katalyzátoru (koše) a vzdálenost mezi vstupním potrubím a katalyzátorem (Obr.1.). vstupní potrubí o cca Ø 1m
Obr. 1. Schéma zadání.
vzdálenost mezi vstupním potrubím a katalyzátorem 2,180 m
koš katalyzátoru Ø4m
Byly modelovány stávající klenutá i nově navržená kuželová víka s různými typy vestaveb z perforovaných (děrovaných) plechů. 2. Výpočet teoretické průtočné rychlosti na vstupu do katalyzátoruByl proveden výpočet rychlosti proudění plynů na vstupu do katalyzátoru. Pří výpočtu jsme vycházeli ze zachování průtočného množství. Vstupní objemový tok V1 je roven výstupnímu objemovému toku V2 ( -
Daný vstupní objemový tok – V1 = 87 700 m3/h = 24,36 m3/s Průřez vstupního potrubí – S1 = 0,653 m2 Rychlost průtoku plynů na vstupu – v1 = 36,8 m/s Průřez víka reaktoru v místě katalytického síta – S2 = 12,56 m2
Rychlost průtoku plynů v místě umístění katalytického síta:
(1) Výsledky 2D níže uvedených výpočtů mají vyšší průměrnou výtokovou rychlost. Důvodem je především zkreslení výpočtu díky 2D provedení modelů.
3. 2D-Modely a návrhy řešení nátoku plynů do reaktoruV první části řešení byly modelovány a vypočteny nátoky do reaktoru ve 2D CFD (Computational Fluid Dynamics) modelech. Dopředu bylo a je známo, že tímto jsou výsledky výpočtů zkresleny oproti skutečnosti. Výsledné vypočtené rychlosti jsou vyšší oproti skutečným či vypočteným ve 3D-modelech. Ovšem pro základní představu o proudění plynné směsi v nátoku do reaktoru nám 2D-modely postačí. Výhodou 2D oproti 3D CFD modelům je také jejich snadnější modifikace a časová náročnost výpočtu. Byly zhotoveny následující 2D-modely: model současného stavu řešení klenutého víka reaktoru s vestavbami z perforovaných (děrovaných) plechů, modely současného stavu klenutého víka bez vestavby jak v koleni, tak ve víku reaktoru a dále byly namodelovány nové možné návrhy řešení. U všech 2D CFD modelů byl shodný postup jejich sestavení. Nákres modelu byl vytvořen v programu AutoCad 2007 a exportován ve formátu ANSI objetu (.sat). Následně byl v tomto formátu importován do programu Gambit 2.4, kde byla vytvořena výpočtová síť. Tato síť je dále exportována z programu ve formátu .msh. a načtena v programu Fluent 6.3, kde je po zadání okrajových podmínek a inicializaci vypočtena. Správnost, kvalita a přesnost výpočtu jsou ovlivněny nejen zadáním správných okrajových podmínek a vhodného řešitele v programu Fluent, ale také vhodně nastavenou a sestavenou sítí z programu Gambit. Z důvodu řešení kompletního víka reaktoru o průměru 4 m s vestavbou z perforovaných plechů s dírami o průměru 5 mm, nastává požadavek na vytvoření sítě schopné vystihnout jak malé detaily, tak velké objemy víka současně s rozumnou náročností na výpočet. Nejedná se o řešení geometrie pouze s pravými úhly, ale o komplikovanou geometrii s velkými i malými poloměry, zkoseními a zákoutími. Z tohoto pohledu se jeví jako nejvhodnější trojúhelníková
výpočtová síť, která se dobře přizpůsobuje komplikované geometrii. Její nevýhodou, přinejmenším v programu Gambit je, že na jednu síťovanou oblast je možné aplikovat pouze 500 tisíc elementů. Z těchto důvodů jsme komplikovanější modely se složitými vestavbami řešili pouze jako modely půlky víka reaktoru (s předpokladem symetrie) bez potrubního kolene před nátokem a s podmínkou pístového toku na vstupu. Toto dozajista vede k dalším nepřesnostem výpočtu. Jak ale bylo již dříve řečeno, pro stanovení základních představ o proudění plynů ve víku reaktoru nám tyto i když ne zcela přesné výpočty stačí. Po získání vhodné výpočtové sítě z programu Gambit je potřeba k úspěšnému výpočtu korektně nastavit počáteční podmínky ve výpočetním programu Fluent (pro náš případvstupní rychlost plynů: 37 m/s; tlak na vstupu: 500 kPa; hustota plynů: 3,35 kg/m3 [1]). Dále pak vhodný řešič a viskózní model (k-epsilon) pro výpočet turbulentního proudění. Počet iteračních kroků a konvergence iteračních výpočtů se lišila s komplikovaností modelu. U některých modelů jsme nedosáhli uspokojivých reziduálních odchylek (10E-04) ani po tisíci iteracích, u některých modelů hned po cca. 180 iteracích. Výsledkem výpočtů jsou průběhy rychlostí a tlaků v modelu víka reaktor, dále pak průběh rychlostí v místě uložení katalytického síta. Model stávajícího víka reaktoru bez vestaveb v kolenu a samotném klenutém víku-
Obr. 2. Průběh rychlosti a tlaku (vpravo) v nátoku do reaktoru bez vestaveb.
Obr. 3. Rozložení rychlosti na vstupu do katalyzátoru (delta v = cca 42,5 m/s).
Z výsledků je zřejmé, že proud směsi plynů se vychyluje na odstředivou stranu za kolenem a výrazným způsobem jednosměrně ovlivňuje rychlosti proudění plynů na vstupu do katalyzátoru. Dále je patrné, že proud plynů je třeba usměrňovat, v opačném případě by docházelo k rychlému opotřebení katalyzátoru vedoucí k navýšení provozních nákladů. Model stávajícího víka reaktoru s vestavbou v kolenu, bez vestaveb ve víku-
Obr. 4. Průběh rychlosti a tlaku (vpravo) v nátoku do reaktoru s vestavbou v kolenu.
Obr. 5. Rozložení rychlosti na vstupu do katalyzátoru (delta v = cca 39 m/s). Z výsledků je patrné, že vestavby v kolenu mají pozitivní dopad na rozložení proudu plynů ve víku. Minimálně co se týče symetrie. Přesto je ale třeba proud plynů usměrnit vnitřní vestavbou. Bez vestaveb by opět docházelo k zrychlené degradaci katalyzátoru. (Pozn.v případě modelování a výpočtu vestavby v koleni je možné předpokládat větší rozdíly výpočtu mezi 2D a 3D-modelem- kruhový průřez různý průtočný průřez různé rychlosti).
Model stávajícího klenutého víka reaktoru s vestavbou –
Obr. 6. Rozložení rychlosti a tlaku (vpravo) v klenutém víku reaktoru se stávajícími vestavbami.
∆ vmax ≈ 20,5 m/s
Obr. 7. Rozložení rychlosti na vstupu do katalyzátoru u reaktoru se stávající vestavbou (půl víka). Z výše uvedených důvodů s limitem trojúhelníkových elementů ve výpočtové síti na jednu síťovanou plochu a nutnosti zachytit v modelu velké rozměrové rozdíly, bylo nutné omezit model jen na polovinu víka reaktoru s předpokladem jeho symetrie. V modelu byla okrajová podmínka stěny v místě osy víka definována jako „symetri“. Pak se předpokládá zrcadlové chování buněk i na druhé straně osy a neuvažuje se mezní vrstva na stěně. Vstupní tok byl nadefinován jako pístový a stacionární. Z výsledků je patrné, že distribuce toku plynů ve víku reaktoru pomocí vestaveb dosahuje určitého zrovnoměrnění toku plynů na výstupu z víka. Maximální rychlostní rozdíl Δv = 20 m/s ale není uspokojivý. U kraje nátoku do katalyzátoru dochází k prudkému nárůstu rychlostí (nejspíše díky prázdnému prostoru vlevo dole, vytvářejícímu víry a tím pádem zvýšení rychlostí..??; možná díky velkému tlaku v rohu vestavby nad katalyzátorem a tím
pádem vyšším rychlostem proudícím přes perforovaný plech..??), dál se rychlostní profil ustaluje, ale ke středu se opět neúměrně zvyšuje. Další navržené varianty průtoku plynů ve vstupním víku reaktoru-
∆ vmax ≈ 10 m/s
Obr. 8. Další návrhy řešení průtoků plynů vstupním víkem reaktoru – schéma rychlosti; profil výstupní rychlosti.
Varianty kuželového nátoku do reaktoru tvarovaného jako DIFUZOR – Důvod- v rámci zachování kontinuity toku plynů vstupujících z přívodního potrubí (kolena) se jeví jako optimální kuželový tvar víka, kde nedochází ke skokovým geometrickým změnám, tvoření vírů a skokovým změnám rychlosti plynů.
Obr. 9. Rychlostní a tlakové schéma řešení nátoku plynů do reaktoru – tvar difuzoru.
Obr. 10. Rychlostní profil výstupních plynů z víka v místě katalytického víka. Optimalizace- v rámci dosažení co nejrovnoměrnějšího rychlostního profilu na výstupu z víka reaktoru by bylo optimální umožnit zvýšení konstrukční výšky víka reaktoru a tím dosažení menšího úhlu rozevření difuzoru (víka reaktoru). Toto by vedlo k plynulejšímu rozložení změny rychlosti od vstupu k výstupu a rovnoměrnějšímu rychlostnímu profilu v místě katalytického reaktoru.
Varianta kuželového nátoku jako difuzoru – prodloužená s potrubní sítí nad katalyzátorem pro distribuci vodíku-
Obr. 11. Nátok do reaktoru jako difuzor s vestavbou – rozložení rychlosti a tlaku (vpravo).
∆ vmax ≈ 7,3 m/s
Obr. 12. Rychlostní profil plynů na výstupu z víka pro difuzor s vestavbou. Poslední, výše uvedený, 2D model se jeví jako nejoptimálnější řešení nátoku plynů do reaktoru. V modelu byla využita maximální délka prostoru mezi kolenem vstupního potrubí a ložem pro katalytický reaktor. Modelem byla vypočtena zatím nejlepší rychlostní diference na vstupu do katalyzátoru a to Δvmax ≈ 7,3 m/s.
4. 3D modely návrhy a řešeníAbychom dosáhli věrohodnějších výsledků v modelování při výpočtech nátoku plynů do vstupního víka reaktoru, je třeba vytvořit a vypočítat 3D modely víka, které budou zohledňovat jak proudění potrubím kruhového průřezu a kolenem na vstupu do víka, tak průtok plynů víkem i na výstupu z víka reaktoru. Charakter toku, jaký jsme vypočetli ve 2D modelech výše, se v zásadě nezmění, avšak rychlosti a tlakové ztráty by měly být nižší. 4.1 Výpočet porózní konstanty C2 u vestaveb z děrovaných (perforovaných) plechůPři vytváření modelu celého víka ve 3D by byl problém modelovat perforované plechy s dírami. Proto se tyto vestavby nahrazují objemy tzv. porózních kapalin – objem perforovaného plechu má v modelu vlastnost kapaliny s danou porózitou a propustností. Abychom byli schopni správně nastavit vlastnosti porózity objemu ve výpočetním modelu (konstanta C2 [1/m]), je nutné vypočítat a na modelu ověřit tlakovou ztrátu perforovaného (děrovaného) plechu. Teoretický výpočet pro konstantu porózity v modelu C2- [2]
(2) C D t Ap Af
… … … … …
koeficient C = f(Re;D/t) ; pro t/D > 1,6 a pro Re > 4000 je C ≈ 0,98 ø díry v děrovaném plechu (m) tloušťka perforovaného (děrovaného) plechu (m) plocha plechu (včetně plochy děr) (m2) plocha děr v plechu (m2)
Teoretický výpočet tlakové ztráty perforovaného plechu Δp- [2]
(3) m ρ
… …
hmotnostní tok hustota plynu
(kg/s) (kg/m3)
Výpočet C2 a tlakové ztráty Δp stanovený výpočtem z ploch plechu (Ap, Af)– [2] Jako model byla stanovena část perforovaného plechu o velikosti 300x 300 mm s dírami ø 10 mm a tloušťkou plechu 6 mm. Vtokový a výtokový kanál modelu byl navržen s délkou 1m. Průměrný hmotnostní tok protékající tímto kusem perforovaného plechu byl vypočten na 1,5 kg/s a hustota proudícího plynu byla stanovena na 3,35 kg/m3. Plocha plechu včetně děr AP byla vypočtena na 0,09 m2, plocha děr v plechu Af by vypočtena na 0,035422 m2 .
Výpočet tlakové ztráty Δp a stanovení konstanty C2 z výpočtu zkušebního modelu plechu – Výše popsaný zkušební model byl namodelován a propočítán (Gambit, Fluent).
Obr. 13. Rychlostní a tlakový (vpravo) profil zkušebního modelu perforovaného plechu.
Obr. 14. Histogramy tlaků na vstupu a výstupu z modelu děrované desky (300x300 mm) (Δp cca. 14 450kPa). Mezi vstupem a výstupem na modelu perforovaného (děrovaného) plechu o rozměrech 300x300 mm s děrováním o průměru děr 10mm byla odečtena tlaková ztráta Δp = 14 450 Pa. Dále byla vypočtena konstanta C2 : [2] (4) (5)
v100%open t
… …
rychlost proudění plynů bez vestavby (na vstupu 37 m/s) tloušťka plechu
(m/s) (m)
Výpočet konstanty C2 provedený na základě zjištěné tlakové ztráty z vypočteného modelu perforovaného plechu se liší zhruba o 10% od empirického výpočtu konstanty C 2 založeného na výpočtu z ploch Af a Ap. Ověření vypočtené konstanty C2 = 1050,26 1/m na zkušebním modelu děrované desky 300x300 mm – Byl vytvořen model totožné kontrolní deky 300x300 m o tloušťce 6 mm s tím rozdílem, že deska není děrovaná, ale byly jí v modelu nadefinovány porózní vlastnosti dané vypočtenou konstantou C2. Bohužel vypočtený CFD model zkušební desky s porózními vlastnostmi ukazoval ve výsledcích jinou tlakovou ztrátu, než ze které byla nastavena porózní konstanta C2 vypočtena. Vypočtená tlaková ztráta byla ∆p ≈ 35 000 Pa. Abychom zjistili korektní konstantu C2 odpovídající námi zjištěné tlakové ztrátě na zkušebním modelu děrovaného plechu (~14 kPa), nechali jsme vypočítat totožný CFD model porózní desky s poloviční hodnotou porózní konstanty C2 = 500 1/m. Z výpočtu jsme zjistili, že této hodnotě konstanty odpovídá tlaková ztráta na modelu cca. 16 750 Pa. Z výše uvedených vypočtených tlakových ztrát a jim příslušnících porózních konstant C2 jsme vypočetli hodnotu porózní konstanty C2 odpovídající námi vypočtené tlakové ztrátě na modelu 14 450 Pa. Tab. 1. Závislost tlakové ztráty a porózní konstanty C2 ∆p (Pa) C2 (1/m) 35 000 1 050 16 750 500 14 450 432 Vypočtenou porózní konstantu C2 = 432 1/m jsme dosadili do zadání výpočtu modelu zkušební desky s porózními vlastnostmi a sledovali jsme vypočtenou tlakovou ztrátu modelu. Její hodnota ∆p = 14 250 Pa (Obr. 14) je přibližně rovna tlakové ztrátě vypočtené na zkušebním modelu desky s dírami (14,45 kPa) a vypočítané tlakové ztrátě na základě Fluent User-manuálu (13 kPa).
∆p = 14 250 Pa
Obr. 15. Vypočítaná tlaková ztráta zkušebního modelu desky s porózní konstantou C2 = 432 1/m. Při dalších výpočtech jsme tedy uvažovali porózní konstantu C2 rovnou 432 1/m, tedy konstantu ověřenou zkušebním výpočetním modelem, při kterém vypočtená tlaková ztráta odpovídá modelové situaci děrovaného plechu, potažmo i vypočtené tlakové ztrátě. Konstantu C2 vypočtenou podle výpočetního vzorce z Fluent User-manuálu (1050 1/m) nebudeme dále ve výpočtech uvažovat. 4.2. Výpočet porózní konstanty C2 u koše katalyzátoruKoš katalyzátoru o průměru 4 m je složen jednak z tenké vrstvy vlastního katalyzátoru (9 x síto z Pt drátku o průměru 0,07 mm), vrstvy volně sypaných Rashingových kroužků (velikost 15x15x2,5) o výšce 170 mm a dvou plátů děrovaného plechu o tl. 4 mm svařené přepážkami k sobě, tvořící nosnou konstrukci (perforace dírami o průměru 10 mm jako u vestaveb ve víku katalyzátoru) [1]. Celková tlaková ztráta při průtoků plynů košem byla stanovena na ~ 52 kPa (ztráta při průtoku katalyzátorem, vrstvou Rashingových kroužků, dvěma děrovanými plech). Odpovídající porózní konstanta C2 pro výše zmíněnou tlakovou ztrátu byla na modelu vypočtena jako C2 = 49 1/m. 4.3. Modelování a výpočet 3D CFD modelů-
Metodika vytvoření síťového 3D modelu-
V zásadě platí podobné o vytváření výpočetních sítí ve 2D a 3D modelech. Kontrolní objemy na sebe musí čistě navazovat, nesmí se prudce měnit jejich velikost (objem), nesmí být příliš zkosené. To vede k nestabilitě následných výpočtu – špatné konvergenci a nejistotám k vypočteným výsledkům. Pokud je model symetrický, jako v našem případě model sférického, či kuželovitého víka s nátokem, pak se může modelovat pouze jedna strana symetrie. Výsledky na obou sférách jsou totožné. Plochy symetrie musí být takto označeny a musí jim být definovány dané vlastnosti.
Při síťování modelu je praktičtější si model „rozsekat“ na více jednoduchých objemů, které na sebe navazují a jejichž síťování není komplikované. Dále je praktické vysíťovávat model po směru toku od vstupu k výstupu. Před vygenerováním síťového modelu pro program Fluent je třeba označit objemy, které mají mít porózní vlastnosti, v našem případě objemy, které tvoří vestavby v modelech vík. -
Natavení výpočtu v programu Fluent 6.3 –
Vstupní parametry [1]-
Rychlost plynů na vstupu – 37 m/s Tlak na vstupu – 500 kPa Hustota plynů – 3,35 kg/m3 Parametry porózních objemů - typ objemu – Fluid Porózní konstanta vestaveb- C2 = 432 1/m ve směru toku („y“) Porózní konstanta katalyzátoru – C2 = 32 1/m ve směru toku („y“) Výpočetní model pro turbulentní proudění – k-omega. Stacionární výpočet Inicializace výpočtu od „Vstupu“. -
Výsledky výpočtu 3D CFD modelu stávajícího sférického víka reaktoru-
Na rozdíl od předchozích 2D modelů byl ve 3D modelu přidán za katalyzátor válcový objem určený k odtoku plynů. Důvodem je možnost vlivu „výstupu“ modelu na rychlost plynů v místě nátoku na katalyzátor. Tímto bychom měli toto ovlivnění minimalizovat. Dále je modelována jen půlka celého víka a to z výše zmíněného důvodu symetrie modelu. Plocha řezu je dána osou víka a osou vstupního potrubí. Jako vestavby jsou v modelu uvažovány perforované plechy s děrováním o průměru 10mm a tloušťkou plechu 6mm.
Obr. 16. Graf konvergence výpočtu modelu (residua) sférického víka reaktoru při 100 iteracích.
Obr. 17. Průběh rychlostí a tlaku (vpravo) v řezu osy symetrie u sférického víka reaktoru.
Obr. 18. Rozložení rychlostního profilu na vstupu do katalyzátoru (kontury a xy-diagram (vpravo)).
Obr. 19. reaktoru.
Histogram rychlostí toku plynů na vstupu do katalyzátoru u sférického víka
∆p = 17,5 kPa
∆p = 50 kPa
Obr. 20. XY graf rozložení tlaků od výstupu z kolene až po výstup z modelu (reaktoru). Z výsledků (obrázků 16 až 20) výpočtu 3D CFD modelu stávajícího (sférického) víka reaktoru můžeme shrnout následující: Výpočet byl ukončen po 100 iteračních krocích a můžeme říci, že úspěšně zkonvergoval (Obr.16). Namodelované vestavby ve sférickém víku úspěšně distribuují tok plynů, avšak v místě nátoku na katalyzátor není rychlostní profil zcela rovnoměrný (Obr. 18). Z histogramu (Obr. 19) lze vyčíst, že při uvažování rychlostí zastoupených nad 10% se pohybujeme v rychlostním rozsahu od cca. 4 do 20 m/s. V případě uvažování nižšího procentuálního zastoupení se pohybujeme v rozsahu rychlostí 0 až 40 m/s. Tlaková ztráta mezi výstupem z potrubí a vstupem do katalyzátoru je přibližně Δp = 17,5 kPa (Obr. 20). Tlaková ztráta na koši s katalyzátorem je přibližně 50 kPa (Obr. 20).
-
Výsledky výpočtu 3D CFD modelu nově navrženého kuželového víka reaktoru s vestavbou nad katalyzátorem-
Jako u předchozího 3D modelu stávajícího sférického víka byl v nově navrhovaném 3D modelu kuželového víka přidán za katalyzátor válcový objem pro výstup proudících plynů z důvodu minimalizování vlivu výstupu modelu na rychlosti v místě vstupu do katalyzátoru. Model byl modelován jako půlka víka reaktoru dělená plochou symetrie určenou osou víka reaktor a osou nátokového potrubí. Jako vestavba ve víku reaktoru byl modelován perforovaný plech s perforací děr o průměru 10 mm a tloušťkou 6 mm.
Obr. 21. Graf konvergence výpočtu modelu (residua) kuželového víka reaktoru při 100 iteracích.
Obr. 22. Průběh rychlostí a tlaku (vpravo) v řezu osy symetrie u kuželového víka reaktoru.
Obr. 23. Histogram rychlostí toku plynů na vstupu do katalyzátoru a na vestavbě nad katalyzátorem (vpravo).
∆p = 27 kPa
∆p = 50 kPa
Obr. 24. Rozložení tlaků od výstupu z kolene až po výstup z katalyzátoru a plynoucí tlaková ztráta. Z výsledků (obrázků 21 až 24) výpočtu 3D CFD modelu nového (kuželového) víka reaktoru můžeme shrnout následující: Výpočet modelu zadaný se 100 výpočetními kroky zkonvergoval (obr. 21). Rychlost plynů přitékajících přívodním potrubím a kolenem se v kuželové části víka reaktoru výrazně zpomalí (obr. 22 vlevo). Po průtoku perforovanou vestavbou (tlakovou ztrátou) těsně nad katalyzátorem se rychlost výrazně zrovnoměrní a na vstup do katalyzátoru přitéká pístovým tokem. Z histogramu rychlostí na vstupu do katalyzátoru (obr. 23) lze odečíst, že přibližně 99% se pohybuje v rychlostním rozsahu 1,9 až 2,0 m/s!!!
Tlaková ztráta mezi výstupem z potrubí a vstupem do katalyzátoru je přibližně Δp = 27 kPa (Obr. 24). Tlaková ztráta při průtoku košem katalyzátoru je cca. 50 kPa (Obr. 24).
-
Výsledky výpočtu 3D CFD modelu nově navrženého kuželového víka reaktoru bez vestavby nad katalyzátorem-
Pro zjištění možnosti volby druhu vestavby nad katalyzátorem (profilu vestavby) byl numericky vypočten také model nově navrženého kuželového víka bez vestaveb (kromě vestaveb v nátokovém koleni). Výsledky jsou patrné z obrázků a grafů níže.
Obr. 25. Průběh rychlostí a tlaku (vpravo) v řezu osy symetrie u kuželového víka reaktoru bez vestavby.
Obr. 26. Rozložení rychlostního profilu na vstupu do katalyzátoru (vlevo) a jeho histogram.
∆p = 50 kPa
Obr. 27. Rozložení tlaků od výstupu z kolene až po výstup z katalyzátoru a plynoucí tlaková ztráta.
Z výsledků (obrázků 25 až 27) výpočtu 3D CFD modelu nového (kuželového) víka reaktoru bez vestavby nad katalyzátorem můžeme říci následující: Rychlost plynů přitékajících přívodním potrubím a kolenem se v kuželové části víka reaktoru výrazně zpomalí (obr. 25 vlevo). Rychlost plynů na vstupu do katalyzátoru není zcela rovnoměrná (obr. 26 vlevo), tak jako u předchozího výpočtu s vestavbou nad katalyzátorem. Je však lepší než rychlostní rozvržení na vstupu do katalyzátoru u klenutého víka. U kuželového víka bez vestavby nad katalyzátorem se pohybujeme v rozsahu rychlostí 2 až 10 m/s (histogram Obr. 26).
Tlaková ztráta mezi výstupem z potrubí a vstupem do katalyzátoru je přibližně Δp = 0 kPa (Obr. 27).
Tlaková ztráta při průtoku košem katalyzátoru je opět cca. 50 kPa (Obr. 27). -
Porovnání výsledků 3D CFD modelů stávajícího sférického víka reaktoru a nově navrženého kuželového víka reaktoru:
Pro oba vypočtené modely byly nastaveny stejné vstupní parametry (rychlost nátoku 37 m/s; tlak v systému 500 kPa), stejné parametry vstupního potrubí s kolenem (průměr vstupního potrubí 912 mm), stejné rozměry lože katalyzátoru a výstupního potrubí za ním (průměr lože 4 m; výška 170 mm) a stejné porózní vlastnosti vestaveb ve víku (děrovaný plech s dírami průměru 10 mm a tloušťkou 6 mm). Tab. 2. Shrnutí výsledků vypočtených CFD modelů.
stávající sférické víko nové kuželové víko s vestavbou nové kuželové víko bez vestaveb
rozsah rychlostí na vstupu do katalyzátoru (m/s)
tlaková ztráta mezi vstupem přívodního potrubí a vstupem do katalyzátoru Δp (kPa)
4 - 20 1.9 – 2.0 2 - 10
17,5 27 0
5. Závěr1) Byl proveden výpočet 2D simulačních CFD modelů proudění plynů v nátokovém víku reaktoru. Vypočtené modely daly základní přehled o proudění plynů v jednotlivých typech vík a pomohly ke stanovení optimální varianty- jednoduchého kuželového víka. Postupné zvětšování průtočného průměru se zdá být optimálnější oproti náhlým změnám a složitým vestavbám ve stávajícím klenutém víku. 2) Na základě výsledků v jednoduchých 2D simulačních modelech byly propracovány dva simulační modely ve 3D. Tyto modely vedou k získání korektních dat ohledně proudění plynů ve víkách reaktorů a umožňují jejich lepší porozumění a propracování. Výsledky výpočtů ukazují na rapidní zlepšení distribuce rychlosti nátoku plynů do katalyzátoru u kuželového víka (jak s vestavbou, tak i bez vestaveb ve víku) oproti
sférickému (klenutému) víku reaktoru. U kuželového víka s vestavbou je tok těsně nad katalyzátorem prakticky pístový a rychlosti vypočtené modelem jsou víceméně totožné s teoretickou rychlostí nátoku do katalyzátoru (2 m/s). U sférického (klenutého) víka reaktoru se toto říci nedá, rychlosti nátoku se pohybují ve velkém rozsahu 4 až 20 m/s, což zcela jistě nezajišťuje rovnoměrné opotřebení katalyzátoru. U nového kuželového víka bez vestaveb se rychlosti na vstupu do katalyzátoru pohybují v rozsahu 2 až 10 m/s. Výhodou je nulová tlaková ztráta ve víku, nevýhodou nechráněný katalyzátor před případnými přilétávajícími částicemi v proudu plynu. Tlakové ztráty jsou na nově navrženém kuželovém modelu s vestavbou vyšší, zhruba 1,5x, oproti stávajícímu klenutému víku a to za použití stejného typu vestaveb ve víku (stejná perforace plechů). Tento rozdíl je přibližně 10 kPa. Pravděpodobně je to dáno tím, že perforovaná vestavba nově navrženého víka reaktoru nad katalyzátorem je plošně menší než u stávajícího víka reaktoru. Tlaková ztráta koše katalyzátoru (katalyzátor, Rashingovi kroužky, perforovaná konstrukce koše) činí přibližně 50 kPa. 3) Všechny vypočtené a zjištěné hodnoty vychází z matematického CFD modelování. I přes odborné konzultace a maximální snahu o přesnost výsledných výpočtů je možné, že zjištěná výsledná data se liší od skutečnosti. Proto jako další postu pro dosažení korektnějších a přesnějších výsledků doporučuji vytvořit skutečné modelové zařízení, na kterém bude možné prakticky ověřit reálné tlakové ztráty na vestavbách a jednotlivé rychlostní profily. Toto povede ke zpřesnění vstupních dat do výpočtů CFD modelů a k celkově lepším výsledkům.
Seznam symbolů: Ap Af C C2 D m Δp Si t vi Vi ρ
plocha vestavby plocha děr ve vestavbě koeficient porózní konstanta průměr děr ve vestavbě hmotnostní tok tlaková ztráta plocha/průřez tloušťka plechu rychlost objemový tok hustota
Seznam použité literatury [1] [2]
Zadávací dokumentace. Fluent 6.3 – User manual
[m2] [m2] [-] [1/m] [m] [kg/s] [Pa] [m2] [m] [m/s] [m3/s] [kg/m3]
