Untersuchung neuartiger passiver Methoden zur Erzeugung von Wirbelströmungen in Überschallabscheidern durch rechnergestützte Fluiddynamikmodellierung

Dec 15, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 14457 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Details zu den Metriken

In dieser Arbeit wurden drei passive Methoden zur Erzeugung von Wirbelströmungen im Überschallabscheider (3S) untersucht und ihre Strukturen durch numerische Strömungssimulation (CFD) optimiert. Der Einfluss der strukturellen und betrieblichen Parameter auf die Taupunktsenkung, das Phasenhüllendiagramm, die Rückgewinnungsrate von Erdgasflüssigkeit (NGL) und die Trenneffizienz wurden ebenfalls bewertet. Die Sammeleffizienz wurde bei der mit dem Passivverwirbler ausgestatteten Düse im Vergleich zur einfachen Düse deutlich verbessert. Die Auswahl des passiven Verwirblertyps spielte eine entscheidende Rolle bei der Erdgasverflüssigung und -trennung. Der seitlich eingespritzte Verwirbler und der Serpentinenverwirbler zeigten die bedeutendste Verbesserung der Abscheideeffizienz im Vergleich zum U-Turn-Verwirbler. Für den seitlich eingeblasenen Drallerzeuger mit optimalem Einspritzwinkel betrug die maximale Sammeleffizienz etwa 89 % bei einem Druckverlustverhältnis (PLR) von 0,2. Darüber hinaus zeigten die Simulationsergebnisse, dass für die Serpentinendüse 3S mit der Erhöhung der Serpentinendrehzahl die höchste Verbesserung der Sammeleffizienz der untersuchten Düse erzielt wurde. Darüber hinaus wurde beobachtet, dass bei der Gestaltung des konvergenten Abschnittsprofils nach dem Witoszynski-Linientyp eine größere Kühlzone erhalten wurde als bei anderen betrachteten Profilen.

Das aus unterirdischen Lagerstätten geförderte Erdgas enthält schwere Kohlenwasserstoffe und Wasserdampf. Die Korrektur der Taupunkte von Wasser und Kohlenwasserstoffen (HC) ist unerlässlich, da das Vorhandensein flüssiger Phasen das Risiko von Pipeline-Korrosion und Hydratbildung während des Erdgastransports erhöht. Zur Korrektur des Wasser- und HC-Taupunkts1,2,3,4 werden verschiedene traditionelle Techniken eingesetzt, darunter Membrantrennung, kryogene Verfahren, Absorption und Adsorption. Diese herkömmlichen Trennverfahren erfordern eine große Trennausrüstung, hohe Betriebs- und Kapitalkosten und können Betriebsprobleme verursachen. Zusammenfassend muss eine neue Trennmethode entwickelt werden, um den Erdgastaupunkt zu korrigieren. Das 3S ist eine revolutionäre Methode zur Erdgasdehydrierung und NGL-Rückgewinnung. Der 3S ist in der Lage, Wasser- und HC-Taupunkte mit maximaler NGL-Rückgewinnung und minimalen Kosten zu korrigieren3. Der 3S eignet sich für unbemannte Einsätze, insbesondere für abgelegene Gebiete und Offshore-Anlagen5. Der Trennvorgang im 3S dauert etwa zwei Millisekunden6. Folglich erfordert diese neuartige Technologie aufgrund der sehr kurzen Verweilzeit des Trennprozesses keine chemischen Inhibitoren zur Verhinderung der Hydratbildung.

In den letzten Jahren wurde ein erheblicher Teil der Studien durchgeführt, um den thermischen Wirkungsgrad verschiedener Prozesse zu optimieren3,7,8,9. Für diese Optimierungen werden im Allgemeinen Prozesssimulationen und numerische Studien verwendet4,10,11,12. Der thermische Wirkungsgrad kann auf zwei Arten verbessert werden: 1 – Änderung der mechanischen Struktur der untersuchten Ausrüstung7 und 2 – Verbesserung der thermophysikalischen Eigenschaften der Grundflüssigkeit13,14,15. Beispielsweise verwendeten Ulah et al.14 die hybride Nanoflüssigkeit, die eine Kombination aus AA7072- und AA7075-Nanopartikeln und Wasser (Nanopartikel aus einer Wasser-Aluminium-Legierung) enthielt, um die Wärmeübertragung der untersuchten Flüssigkeit zu verbessern. Sie beobachteten während ihrer gesamten Studie einen großen Einfluss hybrider Nanomaterialien im Vergleich zu regulären Nanomaterialien. In einer anderen Arbeit verwendeten Ulah et al.16 zwei Arten von Nanoflüssigkeiten, darunter mehrwandige und einwandige Kohlenstoffnanoröhren als Nanopartikel und Ethylenglykol als Basisflüssigkeit. Sie beobachteten, dass die Nusselt-Zahl bei einwandigen Kohlenstoff-Nanoröhrchen höher ist als bei mehrwandigen Kohlenstoff-Nanoröhrchen. Sie führten dieses Verhalten auf die höhere Wärmeleitfähigkeit mehrwandiger Kohlenstoff-Nanoröhrchen im Vergleich zu einwandigen Kohlenstoff-Nanoröhrchen zurück.

Zu den drei wichtigsten Kühlprozessen gehören der Joule-Thomson-Prozess (JT), der Turboexpander-Prozess und der 3S-Prozess3. Das JT-Verfahren ist das gebräuchlichste Verflüssigungsverfahren in der Erdgasindustrie. Basierend auf den Ergebnissen ist die Trenneffizienz von 3S jedoch höher als die des JT-Verfahrens3,7. Alfyorov et al.17 berichteten, dass diese konvergierende-divergierende Düse die Erdgasspezies trennt und dabei den Energieverbrauch des Kompressors um bis zu 20 % einspart, verglichen mit dem gleichen Betriebszustand, der mit dem JT-Ventil und dem Turboexpander durchgeführt wird. Durch den Verzicht auf bewegliche Teile verfügt der 3S über eine hohe Verfügbarkeit. Die erste Gruppe, die an dieser Technologie arbeitete, war ein Ingenieurteam aus den Niederlanden namens Twister BV18. Gleichzeitig untersuchte ein russisches Ingenieurteam auch die industrielle Anwendung dieser Ausrüstung und nannte sie 3S-Technologie17. Bisher wurden drei verschiedene Methoden zur Erzeugung einer Drallströmung innerhalb der Düse vorgeschlagen. Eine Methode besteht darin, den U-Typ-Überschallabscheider19,20 zu implementieren, die zweite verwendet den Deltaflügel, der nach dem Düsenauslass montiert ist21, und die andere nutzt den statischen Flügel zur Erzeugung einer Wirbelströmung7.

In den letzten Jahren hat der Einsatz mathematischer Modellierung22,23,24 und CFD-Modellierung3,25 zur Erklärung des Verhaltens verschiedener physikalischer Phänomene deutlich zugenommen. Die CFD-Modellierung war die primäre Methode zur Bewertung des Strömungsverhaltens durch die 3S. Beispielsweise verwendeten Jassim et al.26,27 die CFD-Modellierung, um die Strömungseigenschaften von Hochdruck-Erdgas im 3S zu untersuchen. Sie untersuchten den Einfluss von Wirbelstärke, realen Gaseigenschaften und Düsenstruktur auf die Leistung des 3S. Sie beobachteten, dass sich der Ort der Stoßwelle erheblich veränderte, wenn man von einem realen Gasmodell anstelle des perfekten Gasmodells ausging. Haghighi et al.20 schlugen eine neuartige 3S-Kehrtwende zur Erzeugung der Zentrifugalkraft vor und simulierten die vorgeschlagene Struktur mit der CFD-Modellierung. Sie berichteten, dass die CFD-Modellierung ein wertvolles und zuverlässiges Werkzeug zur Analyse des Verhaltens von 3S sei. Yang und Wen28 verwendeten die CFD-Modellierung, um das Partikelbewegungsverhalten innerhalb des 3S mit dem starken Wirbel zu untersuchen. Sie beobachteten, dass bei einer Größe der Flüssigkeitströpfchen über 1,5 µm eine Trenneffizienz von über 80 % erreicht werden konnte. Escue29 verwendete zwei Turbulenzmodelle, darunter das Reynolds-Spannungsmodell (RSM) und das RNG-κ-ε-Modell, um die Wirbelströmung in einem geraden Rohr numerisch zu simulieren. Die Ergebnisse zeigten, dass das RSM-Modell bei hoher Wirbelströmung das experimentelle Geschwindigkeitsprofil genauer vorhersagte, während bei geringer Wirbelströmung das RNG-κ-ε-Modell die experimentellen Werte besser vorhersagte. Liu et al.30 nutzten die Diskrete-Partikel-Methode (DPM), um das Tröpfchenverhalten innerhalb einer konvergent-divergierenden Düse vorherzusagen, wobei der Tröpfchendurchmesser im Bereich von 10–50 µm variiert. In mehreren Arbeiten wurde auch der Einfluss von Betriebsparametern auf die Trenneffizienz durch die CFD-Modellierung vorhergesagt. Beispielsweise simulierten Bian et al.31 die Überschalltrennung mit CFD-Modellierung, um die Kondensation des Erdgases mit dieser Ausrüstung zu analysieren. Sie untersuchten den Einfluss von Komponentenzusammensetzung, Ausgangsdruck, Zulauftemperatur und Druck auf den Kondensationsprozess. Vaziri und Shahsavand32 optimierten die Erdgasgeschwindigkeitskomponenten mithilfe der COMSOL-Software, um sowohl die Zentrifugalbeschleunigung als auch die Wirbelstärke zu maximieren. Schließlich wurde auch der Einfluss von Einlassdruck und -temperatur auf die Zentrifugalbeschleunigung und die Wirbelzahl untersucht.

In den letzten Jahren wurden mehrere experimentelle und numerische Studien durchgeführt, um den Einfluss struktureller Parameter auf das Trennverhalten des 3S zu untersuchen. Beispielsweise untersuchten Wen et al.33 numerisch das Strömungsfeld und die Partikeltrennungseigenschaften des DPM im 3S. Sie stellten fest, dass die Geometrie der Düse die Trennleistung verbessern könnte. Die Struktur des 3S wurde von Bian et al.34 optimiert. Sie verzögerten die Entstehung der Stoßwelle, indem sie den Öffnungswinkel des expandierenden Abschnitts verringerten. Diese Modifikation erweiterte den Bereich des Tieftemperaturbereichs und verbesserte die Trenneffizienz und die Kühlleistung des 3S. Wen et al.35 untersuchten numerisch die Turbulenzströmung von Erdgas in drei neu entwickelten Diffusoren. Sie berichteten, dass der konische Diffusor mit Hochdruckrückgewinnung ein geeigneter Fall für die konvergierende-divergierende Düse sei. Die Laval-Düse spielte eine entscheidende Rolle bei der Verflüssigung kondensierbarer Bestandteile im Überschall-Trennverfahren. Zhao et al.36 untersuchten numerisch den Einfluss des Leitungstyps des konvergenten Abschnitts auf den Kondensationsströmungsprozess von überhitztem Dampf in einem 3S. Sie beobachteten, dass ein langsames Schrumpfen des konvergenten Profils die Bildung von Flüssigkeitströpfchen verzögerte. Hou et al.37 entwarfen den konvergenten Teil von 3S unter Verwendung von vier Linientypen, darunter bikubische Kurve, quintische Polynomkurve, Witoszynski-Kurve und Übersetzung der Witoszynski-Kurve. Sie berichteten, dass die Anzahl der Tröpfchen im konvergenten Abschnitt, der durch die Übersetzung der Witoszynski-Kurve entworfen wurde, tendenziell zunimmt. Der Einfluss von Betriebsparametern wie Einlasstemperatur, Einlassdruck, Gegendruck und Massenstrom wurde ebenfalls in mehreren Arbeiten untersucht38,39. Beispielsweise untersuchten Liu et al.40 eine Erdgas-Dehydrierungsanlage und stellten fest, dass bei einer 3S-Innenanlage die Flüssigkeitsdurchflussrate, die Stoßwellenposition und der PLR einen signifikanten Einfluss auf das Dehydrierungsverhalten der Anlage hatten. Der Einfluss mehrerer Parameter, darunter Einlasstemperatur, Einlassdruck, Einlassgeschwindigkeit, Auslassgeschwindigkeit und Druckwiederherstellung, auf die Größe und Struktur des 3S wurde auch von Vaziri und Shahsavand41 mithilfe eines trainierten neuronalen Netzwerks bewertet. Niknam et al.42 entwickelten ein neuronales Netzwerkmodell zur Charakterisierung des Strömungsverhaltens innerhalb des 3S. Sie berichteten, dass die Empfindlichkeit der Stoßwellenposition gegenüber der Druckrandbedingung höher war als die der Temperaturrandbedingung.

Der 3S kann in der Öl- und Gasindustrie zur Korrektur von HC- und Wassertaupunkten, zur Verbesserung der NGL-Rückgewinnung und zur Entwässerung von Erdgas eingesetzt werden. Dieses Papier konzentrierte sich auf den Einsatz des 3S, um die NGL-Ausbeute eines bestehenden JT-Prozesses zu erhöhen. Das Ziel dieser Studie ist die Optimierung der 3S-Konfiguration und des Verwirblers, um die Trennleistung bei geeigneter Druckrückgewinnung zu verbessern. Um dies zu erreichen, wurde eine alternative passive Methode zur Erzeugung einer Drallströmung im 3S vorgestellt. Zur Charakterisierung des Abscheideverhaltens innerhalb der 3S wurden die Kühlleistung und die Sammeleffizienz herangezogen. Mehrere neue Arten von Verwirblern mit einer neuartigen Geometrie, darunter seitlich eingespritzte Verwirbler, Serpentinenverwirbler und U-Turn-Verwirbler, wurden in Betracht gezogen. Anschließend wurden durch die CFD-Modellierung die optimale Struktur und die Betriebsbedingungen ermittelt, die zur Erzeugung einer Wirbelströmung im Inneren des 3S erforderlich sind. Diese 3Ss arbeiteten im passiven Modus. Nach bestem Wissen des Autors wurde bisher nicht über den seitlich eingespritzten Serpentinenwirbler zur Erzeugung der Wirbelströmung im Inneren des 3S berichtet.

In dieser Studie wurde eine vergleichende Untersuchung durchgeführt, um den Einfluss der Verwendung passiver Methoden zur Erzeugung von Drallströmungen auf die Düsenleistung zu analysieren. In den letzten Jahren wurden zwei Methoden, darunter die Prozesssimulationssoftware und die CFD-Modellierung, zur Vorhersage der Abscheideeffizienz des 3S3 eingesetzt. In dieser Studie wurde zunächst die CFD-Modellierung verwendet, um die geeignete Struktur des passiven Drallerzeugers auszuwählen. Anschließend wurde die Simulationssoftware Aspen Plus eingesetzt, um das Phasenhüllkurvendiagramm, die NGL-Rückgewinnungsrate und die Taupunktsenkung für die optimierte Struktur zu bestimmen. Ein 3S besteht aus verschiedenen Abschnitten, darunter Wirbelerzeuger, Lavaldüse, Entwässerungsanschluss und Diffusor (Abb. 1). Die Laval-Düse ist der Hauptteil einer konvergenten/divergenten Düse, die einen konvergenten Teil, einen Halsabschnitt und einen divergenten Abschnitt umfasst. In der Laval-Düse wird das Erdgas expandiert, seine Geschwindigkeit erhöht und das Gas abgekühlt, und die Flüssigkeitströpfchen werden initiiert und geformt. Anschließend lenkte die von einem Drallerzeuger erzeugte Zentrifugalströmung die Flüssigkeitströpfchen in Richtung der Abscheiderwand. Die flüssige Phase wird an der Entwässerungsöffnung abgetrennt und trockenes Gas wird zum Gasauslass geleitet. Für den Entwässerungsanschluss wurde der Öffnungswinkel von 22°43 gewählt. Die Aufgabe des Diffusors besteht darin, den Druck wiederherzustellen. Die detaillierten Abmessungen des 3S sind in Abb. 1 dargestellt. Am Eingang der Laval-Düse wurde ein stabiler Abschnitt installiert, um den Einsatzgasstrom gleichmäßiger und weniger turbulent zu gestalten. Die geeignete Länge des stabilen Abschnitts betrug etwa 0,5 Din44.

Schematische Darstellung des untersuchten 3S.

Die Geschwindigkeit des Erdgases wird durch den konvergenten Abschnitt vom Einlass zum Hals erhöht, die höchste Geschwindigkeit wurde jedoch am Hals erreicht. Wenn die Gasgeschwindigkeit am Hals Schallgeschwindigkeit betrug, wird sie am divergenten Abschnitt der Laval-Düse auf Überschallgeschwindigkeit erhöht. Wenn die Gasgeschwindigkeit dort jedoch Unterschallgeschwindigkeit war, wird sie über die gesamte Länge der Düse Unterschallgeschwindigkeit sein. Nach dem Hals wird je nach Struktur des divergenten Abschnitts eine plötzliche Änderung der Temperatur, des Drucks und der Geschwindigkeit beobachtet. Die Machzahl ist ein dimensionsloser Parameter, der wie folgt definiert ist:

Dabei ist u die Gasgeschwindigkeit innerhalb der Düse und C die Schallgeschwindigkeit, die durch die folgende Gleichung45 berechnet wird:

wobei V das spezifische Volumen des Erdgases ist. Das Strömungsverhalten des Erdgases im 3S wurde durch die Massen-, Impuls- und Energiegleichungen beschrieben. Diese Gleichungen werden durch die Gleichungen dargestellt. (3)–(6).

Die Massenerhaltungsgleichung lautet:

Die Impulserhaltungsgleichung lautet:

wobei der Spannungstensor (r) durch Gleichung definiert ist. (5):

Die Energieerhaltungsgleichung wird durch Gleichung beschrieben. (6):

wobei T, t, k, ρ, µ, P, u, Qvd und Cp Temperatur, Zeit, Wärmeleitfähigkeit, Dichte, Viskosität, Druck, Geschwindigkeitsvektor, viskose Dissipation bzw. Wärmekapazität bei konstantem Druck sind und Q ist die Wärmequelle. Zusätzliche Terme, einschließlich Druckarbeit (Qp) (Gl. (7)) und viskose Dissipation (ϕ) (Gl. (8)), wurden in Gl. importiert. (6) zur Berechnung des Temperaturabfalls durch den 3S46:

Wo:

Für diese Studie wurde die Erdgasanalyse einer NGL-Rückgewinnungsanlage ausgewählt. Die betrachtete Erdgaszusammensetzung (Mol-%) (aus der Gaschromatographie-Analyse) ist in Tabelle 1 dargestellt.

Einer der Hauptbestandteile des 3S ist der Wirbelerzeuger. In dieser Studie wurden mehrere neue Geometrien in Betracht gezogen, um die Auswirkung einer Änderung der Struktur des Wirbelkörpers auf die Wirbelstärke und die Abscheideeffizienz zu untersuchen. Die meisten der zuvor veröffentlichten Arbeiten verwendeten einen aktiven Wirbelerzeuger zur Erzeugung der Zentrifugalkraft47,48. Beim herkömmlichen aktiven Drallerzeuger wurde zur Erzeugung der Drallströmung ein Satz statischer Flügel auf einem konischen Innenkörper montiert47,48. Um die Kühlleistung zu verbessern und damit die Produktionsrate von Gaskondensat zu erhöhen, sollten neue Konfigurationen für den Drallerzeuger vorgeschlagen werden. Daher wurde die Auswirkung der Verwendung von drei passiven Verwirblern auf die 3S-Leistung weiter bewertet. Im Allgemeinen gibt es zwei Orte für die Installation eines Verwirblers: (a) am Düseneingang und (b) nach der Laval-Düse. Tabelle 2 zeigt den in dieser Studie berücksichtigten passiven Verwirbler.

Im Vergleich zum herkömmlichen Trennverfahren bietet der 3S eine höhere Trennleistung, eine geringere Größe, ein kompaktes Design, eine höhere Verfügbarkeit und keinen Chemikalienverbrauch3,7,41. Darüber hinaus kann das 3S zur Süße von saurem Erdgas und zur Korrektur des Wasser- und HC-Taupunkts3,7,49 eingesetzt werden. In dieser Studie wurde die passive Methode zur Erzeugung der Wirbelströmung eingesetzt, was bedeutet, dass keine externen Geräte zur Erzeugung der Zentrifugalkraft verwendet wurden. Mit anderen Worten: Bei der passiven Methode kommt kein zusätzliches Gerät zum Einsatz, sondern die Energie des zugeführten Gases wird zur Erzeugung einer Wirbelströmung verwendet. Der passive Verwirbler reduziert nicht nur den Energieverlust, sondern erzeugt auch eine starke Wirbelströmung zur Abscheidung von Flüssigkeitströpfchen. Daher steht mehr Energie zur Verfügung, um die Mindesttemperatur zu senken. Die erforderliche Temperatur zur Verflüssigung der leichten Kohlenwasserstoffe kann mit den JT-Prozessen nicht erreicht werden, wohingegen das optimierte 3S aufgrund der sehr niedrigen Temperatur, die in der Laval-Düse erreicht wird, eine hohe Ethan- und Propan-Rückgewinnung ermöglichen kann3,7. Daher kann das auf Basis des passiven Verwirblers konzipierte 3S-Verfahren nicht nur anstelle des JT-Verfahrens zur NGL-Rückgewinnung (beschrieben im Abschnitt „In Betracht gezogene NGL-Rückgewinnungseinheit“), sondern auch zur Süßung49 und Entwässerung von Erdgas50 eingesetzt werden.

In dieser Studie wurden die Gasphase und die Flüssigkeitströpfchen als kontinuierliche Phase bzw. dispergierte Phase betrachtet. Die Dichte von Wassertröpfchen und Kondensattröpfchen wurde mit etwa 994,4 kg/m3 bzw. 584,6 kg/m3 angenommen. Für die Flüssigkeitströpfchen wurde eine Kugelform mit gleichmäßiger Verteilung angenommen. Die typische Tröpfchengröße im 3S betrug etwa 0,1–2 µm51. Darüber hinaus wurde das Partikelverfolgungsmodell verwendet, um die Bewegung der Flüssigkeitströpfchen im 3S zu verfolgen und den Einfluss der Flüssigkeitströpfchengröße auf die Trenneffizienz zu bewerten. In einem 3S wurde die Bewegung des Flüssigkeitströpfchens durch den Kräfteausgleich auf einem Tröpfchen verfolgt. Eine weitere lebenswichtige Kraft, die auf ein Tröpfchen im Gasstrom einwirkt, ist die Widerstandskraft. Zur Berücksichtigung der auf die Tröpfchen einwirkenden Widerstandskraft wurde die Schiller-Neuman-Gleichung52 verwendet. Diese Kraft wurde durch Gl. definiert. (10):

wobei \(w^{\prime}\) und CD (Luftwiderstandsbeiwert) durch die Gleichungen bestimmt wurden. (11) bzw. (12)52:

wobei ξ der unkorrelierte Gaußsche Zahlenvektor war. Die gegenseitige Wechselwirkung zwischen Tröpfchen wurde in dieser Studie vernachlässigt. Darüber hinaus konnte bei den betrachteten Tröpfchen aufgrund der größeren induzierten Zentrifugalkraft als der Schwerkraft der Effekt der letzteren vernachlässigt werden. Die Sammeleffizienz war einer der wichtigsten Parameter bei der Bewertung der Leistung einer konvergent-divergenten Düse. In dieser Arbeit wurde die Sammeleffizienz anhand der Anzahl der abgeschiedenen Tröpfchen im 3S berechnet. Die Sammeleffizienz wird durch Gl. definiert. (13):

Dabei ist nEinlass die Anzahl der injizierten Tröpfchen und nAuslass die Anzahl der von der Gasphase getragenen Tröpfchen.

Für den Ein- und Austritt der Düse wurde die Druckrandbedingung vorgegeben. Darüber hinaus wurden rutschfeste und adiabatische Randbedingungen für die Trennwände berücksichtigt. Die Einlasstemperatur, der Einlassdruck und der Auslassdruck betrugen 278,15 K, 90 bar bzw. 72 bar. Darüber hinaus betrug der Volumenstrom der betrachteten Gasanlage etwa 4 Millionen Standardkubikmeter pro Tag (MMSCMD). Das Druckverlustverhältnis (PLR) wurde durch Gleichung definiert. (14):

Dabei sind Pin und Pout der Druck des Erdgases am Einlass bzw. Auslass des 3S. In dieser Arbeit wurde für die Optimierung ein PLR von 0,2 berücksichtigt. Die Kondensation findet statt, wenn der Erdgasdruck niedriger als der Cricondenbar ist und genügend Zeit für den Phasenwechsel zur Verfügung steht. Der Temperaturabfall durch das 3S führte zur Verflüssigung des schweren Kohlenwasserstoffs, was zu Erdgas mit korrigiertem Taupunkt und anderer Zusammensetzung führte. Um die Abscheideeffizienz zu charakterisieren, wurden auch zwei zusätzliche Begriffe berücksichtigt, darunter „Taupunkterniedrigung“ und „Sammeleffizienz jeder Komponente“. Die Taupunkterniedrigung wurde durch Gleichung ausgedrückt. (15):

wobei \(T_{d}^{in}\) und \(T_{d}^{out}\) den Einlasstaupunkt und den Auslasstaupunkt des Erdgases darstellen. Darüber hinaus wurde die Sammeleffizienz jeder Komponente durch Gleichung definiert. (16):

Dabei ist \(x_{v}^{in}\) der Stoffmengenanteil der Komponente i am Einlass und \(x_{v}^{dry}\) der Stoffmengenanteil der Komponente i am Auslass. Der dimensionslose Massenstrom wurde ebenfalls durch Gl. definiert. (17):

Dabei ist m0 der Massendurchsatz durch die einfache Düse (3S ohne Drallerzeuger) und mj der Massendurchfluss durch die mit Drallerzeuger ausgestattete Düse.

Die Kühlleistung jeder betrachteten Struktur wurde nach Gl. berechnet. (18):

Nach der Berechnung der Kühlleistung wurde durch Multiplikation der Sammeleffizienz (N) mit der Kühlleistung (J) die Abscheideeffizienz (ψ) wie folgt ermittelt:

Dabei sind J, Tmin-overall, Tinlet und Tmin die Kühlleistung, die Mindesttemperatur innerhalb der optimierten Düse (ohne Verwirbler), die Einlasstemperatur bzw. die Mindesttemperatur innerhalb der modifizierten Düse.

Drei Reynolds Average Navier-Stokes (RANS)-Turbulenzmodelle wurden ausgewählt, um ihre Fähigkeit zur Beschreibung der Flüssigkeitsströmung im 3S zu vergleichen. Kürzlich wurden mehrere Turbulenzmodelle untersucht, um die Überschallströmung im Inneren des 3S3,53,54 zu charakterisieren. Das κ-ε-Turbulenzmodell war für die Beschreibung starker Wirbelströmungen nicht geeignet55. Um die starke Wirbelströmung innerhalb des 3S zu berücksichtigen, wurde die Genauigkeit von drei Turbulenzmodellen, einschließlich κ-ε, κ-ω und V2-f, verglichen und das genaueste Turbulenzmodell für eine geeignete Beschreibung des Gasflusses durch das 3S ausgewählt. Der berechnete AARD-Prozentsatz für das κ-ε-, κ-ω- und V2-f-Turbulenzmodell betrug etwa 25,39 %, 20,56 % bzw. 8,65 %. Darüber hinaus könnte die Berechnungsgenauigkeit des V2-f-Turbulenzmodells, wie in Abb. 2 dargestellt, die Anforderungen technischer Anwendungen erfüllen. Folglich wurde das V2-f-Turbulenzmodell verwendet, um komplexe Turbulenzströmungen innerhalb des 3S zu beschreiben. Im V2-f-Turbulenzmodell wurde ein neuer Parameter namens elliptische Mischfunktion (α) berücksichtigt. Darüber hinaus verwendet das V2-f-Turbulenzmodell eine automatische Wandbehandlung, die zwischen der Wandfunktionsformulierung und einer Formulierung mit niedriger Reynoldszahl wechselt. Diese Eigenschaft liefert eine robuste Formulierung für das V2-f-Turbulenzmodell.

Vergleich des vorhergesagten Profils verschiedener Turbulenzmodelle mit den Daten von Arina56.

Das V2-f-Turbulenzmodell verwendete die Gleichungen. (20)–(22) zur Beschreibung der Wirbelströmung durch das 3S wie folgt:

wobei ε, κ und ζ die Turbulenzdissipationsrate, die turbulente kinetische Energie bzw. die turbulenten relativen Fluktuationen zeigen. Der Produktionsterm (Pk) und die turbulente Viskosität (µT) in den Gl. (20)–(22) wurden durch Gl. (23) und Gl. (24) bzw.:

Darüber hinaus wurden der reziproke Wandabstand (G) und die elliptische Mischfunktion (α) mithilfe der folgenden Gleichungen berechnet:

wobei C1, C2, Cμ, Cε1, Cε2, CL, Cτ, Cη, σk, σε, σζ und κv die Konstanten in den obigen Gleichungen sind. Der Temperaturabfall durch die Düse wurde durch gleichzeitige Lösung der Energiegleichung und des erläuterten Turbulenzmodells berechnet.

Die Laval-Düse besteht aus drei Hauptabschnitten, darunter dem konvergierenden Abschnitt, dem Hals und dem divergierenden Abschnitt. In dieser Anlage spielt die Lavaldüse eine entscheidende Rolle bei der Verflüssigung schwerer Kohlenwasserstoffe und beeinflusst direkt die Trenneffizienz. Es ist wünschenswert, am Auslass der Laval-Düse einen höheren Druck und eine niedrigere Temperatur zu haben, was zu einem geringeren Druckverlust im 3S führt. Der Leitungstyp des konvergenten Abschnitts beeinflusste die Kühlleistung des 3S37. In dieser Studie wurden vier verschiedene Konfigurationen (lineare Kurve, Witoszynski-Kurve, bikubische Kurve und quintische Kurve) 57 für den konvergenten Abschnitt berücksichtigt (Abb. 3).

Berücksichtigter Linientyp für den konvergenten Abschnitt der Laval-Düse (links) und des Diffusors (rechts).

Der Divergenzwinkel (α) der Laval-Düse wurde mit der Gleichung bestimmt. (28), wobei die Indizes „In“, „Th“ und „Out“ jeweils für den Einlass, den Hals und den Auslass stehen:

Für alle in dieser Arbeit untersuchten Strukturen wurde α = 1° angenommen. Darüber hinaus konnte der Divergenzwinkel nicht wesentlich verringert werden, da die Länge des 3S sehr groß wird, was für praktische Anwendungen nicht geeignet ist. Die Aufgabe des Diffusors besteht in der Umwandlung der kinetischen Energie in Druckenergie. Wenn für den Diffusor ein falscher Divergenzwinkel verwendet wird, interagieren Grenzschicht und Stoßwelle miteinander, und dies kann die Änderung der Überschallströmung zur Unterschallströmung verzögern. Für den Diffusor wurden zwei verschiedene Konfigurationen in Betracht gezogen: Liner-Wanddiffusor und gebogener Wanddiffusor. Die Querschnittsfläche des gekrümmten Wanddiffusors kann durch Gleichung (1) bestimmt werden. (29):

wobei r der Radius im Abstand x vom Einlass des Diffusors bei einem beliebigen Querschnitt ist. Darüber hinaus sind r1 und r2 der Radius des Diffusors am Einlass bzw. Auslass. Abbildung 3 zeigt die linienförmige Kurve des konvergenten Abschnitts und des Diffusors. Es wurde angenommen, dass die Größe des Austrittsdurchmessers immer 80 % des Eintrittsdurchmessers betragen würde.

In dieser Studie wurde die Software COMSOL Multiphysics® Version 5.4″ verwendet, die die entwickelten Gleichungen mit der Finite-Elemente-Methode löst, um den Erdgasfluss durch das 3S zu beschreiben. Die Rechenzeit wurde für alle Simulationen mit 0,06 s angenommen. Darüber hinaus wurde für alle entwickelten Gleichungen das Konvergenzkriterium 10–4 gewählt. Zur Lösung der zeitabhängigen Gleichungen wurde der Parallel Sparse Direct Linear Solver (PARDISO)-Löser eingesetzt. Darüber hinaus wurden in dieser Studie sowohl iterative als auch direkte Mehrgitterlöser verwendet. Die Netzqualität und -dichte haben einen wesentlichen Einfluss auf die Genauigkeit der numerischen Ergebnisse. Das Tetraedernetz wurde zur Aufteilung des untersuchten Volumens in kleinere Teile verwendet. Für den Gitterunabhängigkeitstest wurde das Druckprofil entlang der Mittelachse gewählt. In dieser Studie wurden fünf Arten von Maschengrößen berücksichtigt, darunter extrem grobe (40.316 Zellen), extra grobe (71.869 Zellen), gröbere (116.792 Zellen), grobe (207.927 Zellen) und normale Gitter (370.543 Zellen). Abbildung 4 zeigt den Einfluss der Gitterdichte auf das Druckprofil entlang der Mittelachse der Düse. Es ist zu beobachten, dass die 207.927 Mesh-Zellen und 370.543 Mesh-Zellen das gleiche Ergebnis für das Druckprofil über die Länge des 3S zeigten. Während die 207.927 Mesh-Zellen genaue Ergebnisse zeigten, wurden die 370.543 Mesh-Zellen für eine genaue Vorhersage der Stoßwellenposition ausgewählt.

Der Einfluss der Maschengrößen auf das vorhergesagte Druckprofil.

Der Grid Convergence Index (GCI) wurde auch verwendet, um die Genauigkeit der Ergebnisse und die Netzunabhängigkeit weiter zu untersuchen. Der GCI wurde nach Gl. berechnet. (30)58,59:

Es ist zu beobachten, dass der GCI bei normaler Maschenweite wie folgt war:

Daher kann gefolgert werden, dass die normale Maschenweite (370.543 Maschenzellen) für die Maschenunabhängigkeit sorgte.

Um die thermophysikalischen Eigenschaften von Erdgas in einem 3S abzuschätzen, sollte eine genaue Zustandsgleichung (EoS) berücksichtigt werden. Die EoS Soave-Redlich-Kwong (SRK) und Peng-Robinson (PR) werden im Allgemeinen in der Öl- und Gasindustrie eingesetzt. Die Vorhersage der Joule-Thomson-Inversionskurve (JTIC) ist ein strenger Test zum Testen jeglicher EoS. Methan ist der Hauptbestandteil von Erdgas. Um die Fähigkeiten der betrachteten EoS zu untersuchen, wurde der berechnete JTIC unter Verwendung dieser EoS mit den experimentellen Daten von Methan in den zuvor veröffentlichten Arbeiten der Autoren verglichen4,60,61. Die Ergebnisse zeigten, dass der SRK EoS bei der Vorhersage des JTIC von reinem Methan genauer ist als der Van der Waals (VdW) und der PR EoS. Darüber hinaus wurde in einer separaten Arbeit die Genauigkeit mehrerer EoS untersucht, um den Joule-Thomson-Koeffizienten und den JTIC vorherzusagen, und es wurde festgestellt, dass der SRK-EoS der genaueste EoS bei der Vorhersage von JTC und JTIC ist61. Folglich wurde das SRK EoS als Basis-EoS in dieser CFD-Modellierung ausgewählt.

Als Forschungshintergrund in dieser Studie wurde eine NGL-Rückgewinnungseinheit berücksichtigt. Der Hauptzweck einer NGL-Rückgewinnungsanlage ist die Abtrennung schwerer Kohlenwasserstoffe aus dem Erdgasstrom. Industrielle Daten wurden von einer Dehydrierungs-NGL-Rückgewinnungsanlage erhalten, die auf der Grundlage der JT-Prozesse arbeitet. Diese Einheit wird als Dreistufensystem bezeichnet. Die Effizienz des JT-Prozesses ist aufgrund der geringen NGL-Rückgewinnung und Kühlleistung gering3. Der 3S-Prozess kann aufgrund der höheren NGL-Rückgewinnung und Kühlleistung3 anstelle des JT-Prozesses eingesetzt werden. Diese NGL-/Gastrocknungsanlage trennt die produzierte Flüssigkeit in einer Reihe von Abscheidern vom Gas. Das Speisegas hat einen hohen Druck, daher beginnt die erste Trennstufe bei sehr hohem Druck, bei dem die flüssige Phase aus dem Gasstrom entfernt wird. Die kontinuierliche Phase wird dann zum Mitteldruckbehälter geleitet, wo schwerere Kohlenwasserstoffe und restliches Wasser entfernt werden und schließlich am dritten Abscheider mehr Flüssigkeit abgetrennt und der Gastaupunkt eingestellt wird. In dieser Arbeit wurde die Fähigkeit des 3S untersucht, NGL durch dessen Verwendung in der dritten Trennstufe zurückzugewinnen. Ziel dieser Strukturmodifikation ist es, den leichten Kohlenwasserstoff unter ähnlichen Betriebsbedingungen wie beim JT-Prozess so weit wie möglich abzutrennen.

Aus industrieller und technischer Sicht ist die ordnungsgemäße Trennung von Wasserdampf und Erdgaskondensat von entscheidender Bedeutung. Der 3S könnte in der Erdgasindustrie eingesetzt werden, um schwere Kohlenwasserstoffe und Wasserdampf aus dem Erdgasstrom zurückzugewinnen und abzutrennen. Das Prinzip des Kälteprozesses zur Erdgasdehydratisierung und NGL-Rückgewinnung besteht darin, dass die Konzentration kondensierbarer Komponenten mit sinkender Betriebstemperatur abnimmt. Der kondensierbare Anteil wird in der Laval-Düse bei der Erdgasexpansion verflüssigt und dann aufgrund der starken Zentrifugalkraft am Entwässerungsanschluss abgeschieden. Der Betriebszustand, die Abscheidergeometrie und die Konfiguration des Verwirblers charakterisieren die Abscheideleistung jedes 3S. Das entwickelte Modell wird in diesem Abschnitt verwendet, um den Einfluss struktureller und betrieblicher Parameter auf die Leistung des 3S zu bewerten.

In diesem Abschnitt wurde die Modellvalidierung durchgeführt (Abb. 5). Die Gültigkeit des entwickelten CFD-Modells wurde durch aufgezeichnete experimentelle Daten von Eriqitai et al.62 bestätigt. Der Vergleich der Simulationsergebnisse mit experimentellen Daten von Eriqitai et al. zeigte deutlich, dass das entwickelte Modell erfolgreich zur korrekten Beschreibung des Trennverhaltens innerhalb des 3S eingesetzt werden konnte (Abb. 5).

Validierung des entwickelten CFD-Modells durch aufgezeichnete experimentelle Daten von Eriqitai et al.62.

Es ist ersichtlich, dass die Düsenstruktur einen direkten Einfluss auf das Strömungsverhalten und die Abscheideleistung hat. Der Zweck dieses Abschnitts besteht darin, die Düsenstruktur mithilfe der CFD-Modellierung zu optimieren. Um den optimalen Zustand zu erreichen, wurden verschiedene Strukturen berücksichtigt und ihre Konfiguration auf der Grundlage der durchschnittlichen Kühltemperatur und der minimal erreichbaren Temperatur optimiert. Die durchschnittliche Kühltemperatur vom Einlass bis zum Auslass der Laval-Düse wurde durch die Gleichung (1) bestimmt. (32):

Für alle Simulationen wurden die Randbedingungen der untersuchten Düse festgelegt. Um die Profilkurve des Diffusors zu optimieren, blieb außerdem der Linientyp des konvergenten Abschnitts konstant, und die bikubische Analyseformel wurde verwendet, um den konvergenten Abschnitt der Düse zu entwerfen. Die Länge des Tieftemperaturbereichs hat einen erheblichen Einfluss auf die Größe und Dichte der Flüssigkeitströpfchen. Unter der Bedingung, dass geometrische Parameter wie Einlass- und Auslassdurchmesser angegeben sind (DIn = 11 cm, DOut = 8,8 cm, LLaval = 80 cm und LDiffuser = 50 cm), ist die Kühlleistung eine Funktion der Profilkurve des konvergenten Abschnitts und Diffusor. Um den Einfluss der Diffusorprofilkurve zu untersuchen, wurde in Abb. 6a die Temperaturverteilung entlang der Düsenachse dargestellt. Es ist zu beobachten, dass die Diffusorprofilkurve einen starken Einfluss auf die Mindesttemperatur zusammen mit der Stoßwellenposition für einen festen Betriebszustand hat. Beim Diffusor mit gebogener Wand ist die Kühlzone vor der Stoßwelle länger. Folglich kann der lineare Wanddiffusor die Designanforderungen nicht angemessen erfüllen. Darüber hinaus ist das Geschwindigkeitsprofil beim linearen Wanddiffusor nicht gleichmäßig und ändert sich zu schnell. Um die Kühlzone zu erweitern und eine niedrigere Mindesttemperatur zu erreichen, wurde daher die gekrümmte Wand für den Diffusor gewählt. Dieser Temperaturabfall erhöht die Keimbildungsrate. Mit anderen Worten: Wenn die Temperatur des Erdgases unter die Kondensationstemperatur seines Bestandteils sinkt, wird die Keimbildung eingeleitet und es bildet sich dann innerhalb der Düse eine flüssige Phase. Darüber hinaus sollte berücksichtigt werden, dass die Stoßwellenposition hinter dem Entwässerungspunkt liegen sollte, um ein erneutes Verdampfen von Flüssigkeitströpfchen aufgrund der plötzlichen Änderung der Betriebstemperatur zu verhindern. Mit anderen Worten: Nach dem Durchqueren der Stoßwelle steigt die Gastemperatur schlagartig an, was zur erneuten Verdampfung von Flüssigkeitströpfchen führt, was die Leistung des Abscheiders verschlechtert.

Der Einfluss des Diffusorlinientyps (a) und des konvergenten Schnittlinientyps (b) auf das Temperaturprofil an der Mittellinie des betrachteten 3S.

Es ist offensichtlich, dass an der Laval-Düse sowohl eine Verflüssigung als auch eine Trennung der Tröpfchen erfolgt. Aus diesem Grund sollte der Linientyp des konvergenten Abschnitts der Laval-Düse optimiert werden. Um dann den Linientyp des konvergenten Abschnitts zu optimieren, wurde die Profilkurve des Diffusors als fest betrachtet und in die erwähnte Formel für die gekrümmte Wand einbezogen (Abb. 6b). Der konvergente Schnittlinientyp kann mit verschiedenen Methoden entworfen werden. Abbildung 6b zeigt die Temperaturverteilung innerhalb der Düse, wenn der konvergente Abschnitt nach der linearen, bikubischen, Witoszynski- bzw. Quintic-Kurvenformel entworfen wurde. Das Simulationsergebnis zeigte, dass die Stoßwellenposition für verschiedene Linientypen des konvergenten Abschnitts identisch war. Daher war der Wert der Mindesttemperatur der Witoszynski-Kurve fast derselbe wie bei der linearen, bikubischen und quintischen Kurve. Im Gegensatz dazu erzeugte die Witozinsky-Kurve einen längeren Tieftemperaturbereich innerhalb des 3S. Um die Kühlzone zu erweitern, wurde daher für den konvergenten Abschnitt von 3S der Leitungstyp Witoszynski gewählt. Darüber hinaus zeigten Simulationsergebnisse, dass die Temperatur- und Druckschwankung im konvergenten Abschnitt, der durch die Witoszynski-Kurve entworfen wurde, gleichmäßiger ist und sich im Vergleich zu anderen betrachteten Linientypen gleichmäßiger ändert. Wie im vorherigen Absatz erwähnt, erhöht dieser Temperaturabfall und die Vergrößerung der Kühlzone die Keimbildungsrate und erhöht somit die Größe der gebildeten Flüssigkeitströpfchen. Daher führt die Vergrößerung der Flüssigkeitströpfchen zu einer Verbesserung der Trennleistung4,7. Diese Schlussfolgerung steht im Einklang mit zuvor veröffentlichten Arbeiten37.

Die durchschnittliche Kühltemperatur und die Mindesttemperatur spielen bei verschiedenen Betriebsbedingungen eine entscheidende Rolle für die NGL-Rückgewinnungsrate. Der Einfluss der Länge des konvergenten Abschnitts und des Diffusors auf die durchschnittliche Kühltemperatur und die minimale Temperatur wurde untersucht, während andere geometrische Parameter unverändert blieben. Es ist zu beobachten, dass die niedrigste durchschnittliche Kühltemperatur für die kürzeste Konvergenzlänge erhalten wurde. Darüber hinaus zeigten die Simulationsergebnisse (Abb. 7a), dass die Mindesttemperaturen für verschiedene Konvergenzlängen ähnlich sind. Daher lag der optimale Wert der Konvergenzlänge bei etwa 40 cm.

Der Einfluss von (a) Länge des konvergenten Abschnitts, (b) Länge des Diffusors und (c) Einlassdurchmesser der Düse auf die Mindesttemperatur und die durchschnittliche Kühltemperatur.

Anschließend wurde der Einfluss der Diffusorlänge und des Düseneinlassdurchmessers auf die Mindesttemperatur und die durchschnittliche Kühltemperatur untersucht. Die Simulationsergebnisse zeigten, dass die Diffusorlänge und der Einlassdurchmesser der Düse keinen signifikanten Einfluss auf die durchschnittliche Kühltemperatur hatten (Abb. 7b, c). Im Gegensatz dazu nimmt die Minimaltemperatur mit zunehmender Diffusorlänge und Eintrittsdurchmesser der Düse weiter ab. Folglich wurden die optimalen Abmessungen (LConv = 40 cm, LLaval = 60 cm, DIn = 20 cm, DOut = 16 cm, LDiffuser = 70 cm) basierend auf der Mindesttemperatur und der durchschnittlichen Kühltemperatur ermittelt. Die minimale Temperatur und maximale Geschwindigkeit innerhalb der optimalen Düse betragen etwa 195,9 K und 508,5 m/s, was für die Verflüssigung kondensierbarer Bestandteile im Erdgas wie Wasserdampf und schwere Kohlenwasserstoffe geeignet ist.

Der Wirbler ist eine der Hauptkomponenten des 3S. In diesem Abschnitt wurde der Einfluss der Struktur des Drallkörpers auf die Strömungscharakteristik und den Abscheidegrad untersucht. Im Allgemeinen wird der Verwirbler in aktive und passive Verwirbler unterteilt. Beim herkömmlichen 3S (3S mit aktivem Drallerzeuger) befindet sich der Drallerzeuger im konvergenten Abschnitt der Düse. Bei der aktiven Methode wird die Querschnittsfläche des Erdgases aufgrund des Vorhandenseins des Wirbelkörpers verringert. Diese Wirbelerzeuger führen zu einer Störung des Strömungsfeldes und einer Verschlechterung der Kühlleistung. Um diese Mängel zu überwinden, wurden drei neue Strukturen zur Erzeugung der Wirbelbewegung vorgeschlagen, die auf der passiven Methode basieren. Es wurde erwartet, dass diese Methode den Energieverlust verringert und die Kühlleistung des 3S verbessert.

Abbildung 8a,b zeigt die Kühlleistung, Sammeleffizienz und Abscheideeffizienz des 3S mit seitlich eingespritztem Verwirbler unter der Bedingung, dass der Einspritzwinkel (tangentialer Einlass zu einem Querschnitt) 0°, 10°, 20°, 30° beträgt , 40° bzw. 50°. Es kann beobachtet werden, dass sich bei einer festen Betriebsbedingung, wenn der Injektionswinkel von 0° auf 50° anstieg, der Ort der Stoßwelle von x = 54,4 cm auf x = 60 cm verschob. Der Grund dafür ist, dass durch die Änderung des Einspritzwinkels von 0° auf 50° der Verlust an Druckenergie reduziert wird. Es ist klar, dass sich die Stoßwellenposition umso mehr in Richtung des Ausgangs bewegt, je höher die Druckenergie der vorbeiströmenden Flüssigkeit ist. Diese Positionsänderung der Stoßwelle führt auch zu niedrigeren Temperaturen und einer Verbesserung der Kühlleistung. Darüber hinaus ist zu beobachten, dass eine Erhöhung des Einspritzwinkels von 0° auf 10° die Mindesttemperatur im Inneren der Düse erhöhte und die Kühlleistung verschlechterte; während diese Modifikation die Sammeleffizienz verbesserte. Für den Einspritzwinkel von 10° und 50° betrugen die minimalen Temperaturen etwa 215,78 K bzw. 204,02 K. Dies bedeutet, dass die Kühlleistung bei einem Einspritzwinkel von 50° im Vergleich zu einem Einspritzwinkel von 10° um etwa 18,8 % verbessert wird. Im Gegensatz dazu betrug die Sammeleffizienz der Wassertröpfchen bei einem Einspritzwinkel von 10° und 50° etwa 89 % bzw. 48 %. Abschließend sollte der Kompromiss zwischen Kühlleistung und Sammeleffizienz gefunden werden. Die Abbildungen 8a und b zeigen, dass sich die Abscheideleistung der Düse mit zunehmendem Einspritzwinkel zunächst verbesserte und dann verschlechterte. Wenn der Einspritzwinkel von 10° auf 50° ansteigt, sinkt die Abscheideleistung der Wassertröpfchen von 70,8 auf 45,5 %, was darauf hindeutet, dass ab einem bestimmten Grad die Abscheideleistung mit zunehmendem Einspritzwinkel nicht mehr erhöht wird. Es zeigt sich, dass bei einem Wirbelwinkel von 10° die höchste Abscheideeffizienz erzielt wurde. Daher wurde für den 3S ein Einspritzwinkel von 10° vorgeschlagen, der auf der vollständigen Berücksichtigung der Kühlleistung und der Sammeleffizienz basiert. Für alle Injektionswinkel von 0° bis 50° wurde ein bestimmter Druckabfall (bestimmte Druckenergie) für die NGL-Rückgewinnung berücksichtigt. Es ist klar, dass je mehr Druckenergie für die Erzeugung einer Wirbelbewegung (und damit für die Erzeugung einer Zentrifugalkraft) aufgewendet wird, desto weniger Energie kann für die Kühlung aufgewendet werden. Andererseits ist die Sammeleffizienz umso höher, je höher die Wirbelströmung und die Zentrifugalkräfte sind. Wie in Abb. 10 dargestellt, sorgt der Einspritzwinkel von 10° für mehr Wirbelbewegung, und den Ergebnissen zufolge wird bei diesem Winkel die höchste Sammeleffizienz erreicht. Daher ist die geringste Kühleffizienz beim Einspritzwinkel von 10° im Vergleich zu anderen Einspritzwinkeln darauf zurückzuführen, dass die zur Temperaturreduzierung zur Verfügung stehende Energie geringer ist. Bei einem Einspritzwinkel von 10° ist der Effekt der Sammeleffizienz jedoch größer als die Kühlleistung und daher wird in diesem Winkel die höchste Abscheideeffizienz erzielt.

Der Einfluss struktureller Parameter auf die Sammeleffizienz, Kühlleistung und Abscheideeffizienz von 3S, ausgestattet mit seitlich eingespritztem Verwirbler (a, b), Serpentinenverwirbler (c, d) und U-Turn-Verwirbler (e, f) für Wasser (a, c,e) und Kohlenwasserstofftröpfchen (b,d,f).

Der Einfluss verschiedener Strukturparameter des 3S mit Serpentinenverwirbler wie Serpentinenradius, Axialsteigung und Windungszahl (Turning Number) auf die Abscheideeffizienz wurde untersucht. Zunächst wurde eine Sensitivitätsanalyse zum Einfluss des Serpentinenradius und der axialen Steigung auf die Kühlleistung, die Sammeleffizienz und die Abscheideeffizienz durchgeführt. Die untersuchten Bereiche des Serpentinenradius und der axialen Steigung betrugen 10–20 cm (Rbig = 10, 12,5, 15, 17,5 und 20 cm) bzw. 12–18 cm (12, 14, 16 und 18 cm). Basierend auf den Simulationsergebnissen wurde bei einem Serpentinenradius von 20 cm und einer axialen Steigung von 16 cm die höchste Trenneffizienz erzielt. Daher muss die axiale Steigung des 3S, der mit einem Serpentinenverwirbler ausgestattet ist, für eine höhere Abscheideeffizienz moderat sein. Bei kleineren Serpentinenradien wird eine starke Krümmung im Verwirbler beobachtet, während bei größeren Serpentinenradien eine leichte Krümmung beobachtet wird. Dieses Verhalten bedeutet, dass bei kleinen Wirbelkörpern die Rolle der Widerstandskraft wichtiger ist als die Zentrifugalkraft, während bei großen Wirbelkörpern die Rolle der Zentrifugalkraft wichtiger ist als die Widerstandskraft.

Abbildung 8c,d zeigt die Kühlleistung, Sammeleffizienz und Trenneffizienz von 3S unter der Bedingung, dass die Anzahl der Windungen 1, 2, 3 bzw. 4 beträgt. Es ist zu beobachten, dass eine Erhöhung der Anzahl der Windungen zwar die Sammeleffizienz verbesserte, diese Variation jedoch einen nachteiligen Einfluss auf die Kühlleistung der Düse hatte. Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die Erhöhung der Windungszahl sowohl positive als auch negative Auswirkungen auf die Abscheideleistung des 3S hatte. Allerdings war der Einfluss der Sammeleffizienz auf die Abscheideeffizienz in diesem Fall bedeutender als die Kühlleistung. Folglich wurde vorgeschlagen, die Anzahl der Windungen auf 4 zu belaufen, um eine geeignete Abscheideeffizienz zu erreichen.

In diesem Abschnitt wurden die Strömungseigenschaften und die Abscheideleistung des 3S untersucht, der mit einem U-Turn-Wirbler ausgestattet ist. Bei diesem Aufbau wurde die erforderliche Zentrifugalkraft durch ein U-Turn-Rohr mit konstanter Querschnittsfläche erzeugt. Der Einfluss des Kehrtwenderadius auf die Expansionscharakteristik (Kühlleistung) und die Sammeleffizienz ist in Abb. 8e,f dargestellt. Es ist zu beobachten, dass bei einer Vergrößerung des Kehrtwenderadius von 10 auf 20 cm die Abscheideleistung von Wasser- und Kondensattröpfchen von 13,7 auf 20,2 % bzw. 12,2 auf 15,8 % zunahm. Diese Schlussfolgerung zeigte, dass der Kehrtwenderadius kaum Einfluss auf die Abscheideleistung von 3S hatte, die mit einem Kehrtwende-Wirbler ausgestattet waren. Dieser U-Turn-Wirbler zeigte eine angemessene Kühlleistung, während die Sammeleffizienz dieser Konfiguration schlecht war.

Die im vorherigen Abschnitt vorgestellten Simulationsergebnisse zeigten, dass die Struktur des Verwirblers die Abscheideeffizienz der Düse erheblich beeinflusste. Durch den Vergleich der Abb. Aus den Abbildungen 8 und 9 lässt sich schließen, dass bei höherer Wirbelstärke die Sammeleffizienz deutlich verbessert wurde. Im Gegensatz dazu wurde mit zunehmender Wirbelintensität die Mindesttemperatur erhöht, was zu einer geringeren Geschwindigkeit der Flüssigkeitströpfchenbildung und einer geringeren Abscheideeffizienz führte. Einerseits ist eine erhebliche Zentrifugalkraft erforderlich, andererseits zerstört diese Drallströmung die Kühlleistung der Lavaldüse. Daher besteht ein umgekehrter Zusammenhang zwischen der Drallintensität und der Kühlleistung. Darauf aufbauend sollte ein geeigneter Punkt gefunden werden, an dem sowohl die Sammeleffizienz als auch die Kühlleistung im optimalen Zustand sind. Darüber hinaus ist ersichtlich, dass mit zunehmender maximaler Drallgeschwindigkeit die Zentrifugalkraft zunimmt. Folglich sorgt der Serpentinenwirbler für eine stärkere Zentrifugalkraft als andere. Darüber hinaus wird mit zunehmender Wirbelintensität die Ungleichmäßigkeit des Geschwindigkeitsprofils entlang der radialen Richtung deutlicher und der Geschwindigkeitsgradient steigt in der Nähe der Abscheiderwand an. Wie in Abb. 8 dargestellt, lieferte der 3S mit Serpentinen- und U-Turn-Wirbler im Vergleich zum 3S mit seitlich eingespritztem Wirbeler ungleichmäßige Geschwindigkeitsprofile.

Geschwindigkeitsprofil (m/s) (a,c,e) und Wirbelgeschwindigkeitsverteilung (m/s) (b,d,f) für verschiedene Wirbelstrukturen.

Basierend auf den erzielten Ergebnissen (Abb. 8) kann gefolgert werden, dass der U-Turn-Wirbler im Vergleich zum Serpentinen- und seitlich eingeblasenen Wirbelerzeuger unter denselben Betriebsbedingungen eine geringere Abscheideleistung bietet. Zusammenfassend lässt sich sagen, dass der seitlich eingeblasene und serpentinenförmige Verwirbler eine stärkere Zentrifugalkraft induziert, um die Flüssigkeitströpfchen von der Gasphase zu trennen. Der seitliche Einspritzer und der Serpentinenverwirbler am optimalen Punkt hatten ähnliche Abscheidegrade (ca. 70 %). Der Serpentinenwirbler erzeugte im Inneren des 3S eine stärkere Zentrifugalkraft als der seitlich eingespritzte Wirbeler. Durch einen Serpentinenwirbler wurde zwar eine große Wirbelströmung erzeugt, diese Struktur verschlechterte jedoch die Expansionscharakteristik und die Kühlleistung des 3S-Abscheiders. Darüber hinaus ist zu erkennen, dass das Geschwindigkeitsprofil für den Serpentinenwirbler nicht gleichmäßig verteilt war. Der Hauptnachteil eines Serpentinendrallgenerators ist seine geringe Stabilität aufgrund der Erzeugung hoher Turbulenzen. Für einen optimalen Aufbau ist der Drallgenerator daher im Düseneingang montiert. Aufgrund der Kühlleistung und Strömungsstabilität wurde daher der seitlich eingespritzte Drallerzeuger als optimalster Fall für weitere Untersuchungen ausgewählt. Andererseits ist die Installation eines seitlich eingeblasenen Verwirblers für industrielle Anwendungen einfacher und wirtschaftlicher als die Installation des Serpentinenverwirblers.

Nur wenige Studien berücksichtigen den Einfluss der Wirbelstruktur auf die Strömungscharakteristik. Darüber hinaus konzentrieren sich fast alle dieser Studien auf den aktiven Verwirbler. Beispielsweise nutzten Yang et al.47 die CFD-Modellierung, um die Flügelstrukturen im 3S für Gasreinigungsanwendungen zu optimieren. Sie beobachteten, dass eine Verstärkung der Wirbelströmung die Expansionscharakteristik schwächt. Darüber hinaus optimierten sie den Wirbelwinkel, die Höhe und die Anzahl der statischen Flügel durch numerische Analyse. Wen et al.21 nutzten das DPM, um den Einfluss des Deltaflügels auf die starke Wirbelströmung zu bewerten. Sie beobachteten, dass die großen Deltaflügel eine starke Wirbelströmung erzeugen, während die kleinen Deltaflügel nur geringe Auswirkungen auf die darüber liegende Strömung haben. Bei der aktiven Methode kann das Vorhandensein eines Wirbelkörpers in der Mitte des Gasstroms das Expansionsphänomen verschlechtern und zu einer gewissen Verweildauer des Erdgasstroms in der Düse führen. Darüber hinaus verursacht der aktive Drallerzeuger nicht nur den Energieverlust, sondern sorgt auch dafür, dass die Erdgasströmung turbulenter wird. Beispielsweise untersuchten Wen et al.63 numerisch die Einflüsse von Wirbeln auf die Erdgasgeschwindigkeit, die Massenströme und die Temperatur im 3S. Sie berichteten, dass eine Erhöhung der Wirbelstärke zu einer ungleichmäßigen radialen Verteilung der Machzahl des Gases am Auslass führte. Um diesen Mangel zu beheben, wurde in dieser Studie eine neue Methode zur Erzeugung von Wirbelströmungen in Betracht gezogen, die als passive Methode bezeichnet wird. In dieser Studie wurden mehrere alternative Strukturen für Drallerzeuger vorgeschlagen und ihr Einfluss auf das Strömungsverhalten bewertet.

Die Konfiguration des Verwirblers spielt eine entscheidende Rolle für die Trennleistung des 3S. In dieser Arbeit wurden neue Strukturen für Wirbelkörper vorgeschlagen und anschließend deren Einfluss auf die Abscheideleistung des 3S untersucht. Im Hinblick auf die Verbesserung des Energieverlusts wurden drei passive Methoden zur Erzeugung einer Wirbelströmung in Betracht gezogen, um das Problem des übermäßigen Widerstands zu überwinden. Bei diesen Verwirblern wurde die Wirbelbewegung durch passive Methoden wie Seitenverwirbler, U-Turn-Verwirbler und Serpentinenverwirbler erzeugt. Zur Verbesserung der Düsenabscheideleistung wurde das Drallströmungsverhalten innerhalb der Düse optimiert. Wie in den vorherigen Abschnitten gezeigt, erzeugt das seitliche Einspritzrohr eine starke Zentrifugalkraft, um die Flüssigkeitströpfchen vom Gasstrom zu trennen. Daher wurde in dieser Arbeit anstelle der Verwendung eines aktiven Verwirblers eine neue Methode namens seitlich eingespritzter Verwirbler zur Erzeugung der Wirbelströmung verwendet.

Abbildung 10a zeigt die Profile der Wirbelgeschwindigkeit bei y = 0,4 m für sechs verschiedene betrachtete Injektionswinkel, darunter 0°, 10°, 20°, 30°, 40° bzw. 50°. Wie in Abb. 10a dargestellt, nahm die Wirbelgeschwindigkeit zu, erreichte ihre Maximalwerte bei einem Einspritzwinkel von 10° und nahm dann ab. Die maximalen Wirbelgeschwindigkeiten für einen Einspritzwinkel von 10° und 50° betrugen etwa 53,8 m/s bzw. 43,5 m/s. Daher erzeugt der Wirbelwinkel von 10° eine höhere Zentrifugalkraft für die Abtrennung von Flüssigkeitströpfchen aus dem Erdgasstrom. Folglich lieferte das entworfene 3S (3S mit seitlich eingespritztem Drallerzeuger) eine geeignete Wirbelgeschwindigkeit und Abscheideeffizienz, ohne dass externe Geräte zum Einsatz kamen.

Wirbelgeschwindigkeit (bei y (Länge) = 0,4 m) (a) und Massenstromverhältnis (b) für verschiedene Einspritzwinkel.

Abbildung 10b zeigt das Verhältnis des Gesamtmassenstroms des mit dem Verwirbler ausgestatteten 3S zum Massenstrom der einfachen Struktur (J = mSwirl/mSimple) im Vergleich zum Injektionswinkel. Wie man sieht, wurde der minimale Massenstrom bei einem Einspritzwinkel von 10° erreicht. Dies kann anhand der Wirbelstärke begründet werden. Es ist zu beobachten, dass mit zunehmender Wirbelstärke der Gesamtmassenstrom am Hals abnimmt. Denn in diesem Winkel wird mehr Energie für die Erzeugung einer Wirbelbewegung und weniger Energie für die Vorwärtsbewegung aufgewendet. Daher nahm der Massenstrom ab.

In diesem Abschnitt besteht unser Ziel darin, die Struktur des Entwässerungsanschlusses zu optimieren. In allen Fällen beträgt die Schlupfgasströmungsrate etwa 10 % der Gesamtströmungsrate durch die Düse. Die Auswirkung der Abstandslänge auf die Abscheideleistung von Wassertröpfchen und Kondensattröpfchen ist in Abb. 11a bzw. b dargestellt. Für das Entwässerungssystem wurden drei unterschiedliche lichte Längen berücksichtigt. Die untersuchten Freiraumlängen betrugen jeweils 0 mm, 2 mm und 4 mm (bei konstanter Freiraumtiefe von 2 mm). Es ist zu beobachten, dass die Abscheideleistung durch die lichte Länge der Entwässerungsstelle beeinflusst wurde. Wie in Abb. 11a,b gezeigt, nahm mit zunehmender Abstandslänge auch die Sammeleffizienz zu und die Kühleffizienz ab. Daher sollte die Freiraumlänge optimiert werden, um einen Kompromiss zwischen Sammeleffizienz und Kühlleistung zu erreichen. Simulationsergebnisse zeigten, dass sich die Sammeleffizienz der Wasser- und Kondensattröpfchen von 83 auf 90 % bzw. 67 auf 75 % verbesserte, wenn die Spaltgröße von null auf 4 mm vergrößert wurde. Der Grund für diese Verbesserung der Sammeleffizienz liegt darin, dass mehr Flüssigkeitströpfchen direkt in die Drainageöffnung gelangen und dann mit der größeren Spaltgröße aus der Gasphase entfernt werden können. Umgekehrt gilt: Je größer die Spaltlänge, desto größer der Druckenergieverlust und desto geringer die Kühlleistung. Darüber hinaus ist zu beobachten, dass sich bei einer Vergrößerung der Spaltlänge von Null auf 4 mm die Abscheideleistung der Düse zunächst verbesserte und dann abnahm. Daher wurde die höchste Trenneffizienz bei einer Spaltlänge von 2 mm erreicht. Basierend auf den erhaltenen Ergebnissen wurde daher eine endgültige Spiellänge von 2 mm gewählt.

Der Einfluss von Freiraumlänge (a,b) und Freiraumtiefe (c,d) auf die Abscheideleistung von Wassertropfen (a,c) und Kondensattropfen (b,d).

Abbildung 11c,d zeigt die Auswirkung der lichten Tiefe der Entwässerungsöffnung auf die Abscheideeffizienz. Die untersuchten Freiraumtiefen betrugen Null (bündiger Typ), 2 bzw. 4 mm (bei konstanter Freiraumlänge von 2 mm). Es ist zu beobachten, dass eine Vergrößerung der Spalttiefe sowohl positive als auch negative Auswirkungen auf die Düsenleistung hat. Simulationsergebnisse zeigten, dass mit zunehmender Spalttiefe von 0 auf 4 mm die Kühlleistung des Abscheiders von 83,2 auf 56,8 % abnahm, was bedeutet, dass die Düse mit bündigem Entwässerungsanschluss besser für die Keimbildung kondensierbarer Komponenten geeignet war. Dieses Problem war auf die Verringerung der Querschnittsfläche und Störungen im Strömungsfeld zurückzuführen. Daher ist bei einer Düse, die mit einer bündigen Entwässerungsstruktur ausgestattet ist (LTiefe = 0 mm), die Mindesttemperatur niedriger als bei einer Düse, die mit einer internen Verlängerungsstruktur ausgestattet ist (LTiefe > 0 mm). Der Hauptnachteil einer Düse, die mit einer Spülentwässerungsstruktur ausgestattet war, war die geringe Sammeleffizienz. Um diesen Mangel an bündigen Entwässerungsstrukturen zu beheben, wurde die interne Erweiterungsstruktur installiert und deren Einfluss auf die Sammeleffizienz untersucht. Bei der internen Erweiterungsstruktur erhöhte sich aufgrund der Kollision der Tröpfchen mit der eingesetzten Wand der Entwässerungsöffnung die Anzahl der abgetrennten Tröpfchen, was zu einer Verbesserung der Sammeleffizienz führte. Beispielsweise ist bei einem PLR von 0,2 die Sammeleffizienz der internen Erweiterungsstruktur mit einer Durchgangstiefe von 2 mm für Kondensattröpfchen 2,2-mal höher als bei der bündigen Struktur. Daher minimierte die interne Erweiterungsstruktur die Anzahl der aus dem Abscheider entweichenden Tröpfchen. Der Grund dafür ist, dass die Höhe der internen Erweiterungsstruktur höher ist als die der bündigen Struktur und dadurch die Sammeleffizienz verbessert wird, da die Tröpfchen auf die Wand der Entwässerungsöffnung treffen. Im Gegensatz dazu verschlechterte sich, wie bereits erwähnt, bei dieser Struktur die Kühlleistung im Vergleich zum 3S mit bündigem Entwässerungsanschluss. Daher ist es notwendig, den optimalen Punkt zu finden, an dem die höchste Trenneffizienz erreicht wird. Abbildung 11c und d zeigen, dass die höchste Abscheideeffizienz mit einer Düse erreicht wurde, die mit einer internen Verlängerungsstruktur mit einer Spalttiefe von 2 mm ausgestattet war. Basierend auf diesen Kriterien wurden abschließend sowohl die Freiraumlänge als auch die Freiraumtiefe von 2 mm ausgewählt.

Es ist von entscheidender Bedeutung zu verstehen, wie sich Erdgas unter einer Vielzahl von Betriebsbedingungen verhält. In diesem Abschnitt wurde für eine Düse, deren Struktur in den vorherigen Abschnitten optimiert wurde, die Auswirkung verschiedener Betriebsparameter wie Tröpfchendurchmesser, Tröpfchendichte und PLR auf die Abscheideeffizienz untersucht.

Für die untersuchten Flüssigkeitströpfchen wurden sechs verschiedene Größen definiert, darunter 0,25, 0,5, 1, 2, 3 und 4 µm, und der Effekt einer Erhöhung der Größe und Dichte der Wasser- und Kohlenwasserstofftröpfchen wurde untersucht (Abb. 12). Simulationsergebnisse zeigten, dass die Flüssigkeitströpfchen mit geringerer Größe und Dichte von der Gasphase übertragen wurden. Es ist zu beobachten, dass sich die Sammeleffizienz mit zunehmender Flüssigkeitströpfchengröße verbesserte. Nach dem Newtonschen Gesetz der Mechanik ist die auf größere Flüssigkeitströpfchen ausgeübte Kraft größer als auf kleinere Flüssigkeitströpfchen7. Beispielsweise betrug die Sammeleffizienz für Kondensattröpfchen mit einem Durchmesser von 0,5 µm etwa 49 %, was bedeutet, dass kleine Flüssigkeitströpfchen problemlos mit der Gasphase entweichen konnten. Im Gegensatz dazu erreichte die Sammeleffizienz für die gleichen Tröpfchen mit einem Durchmesser von 4 µm 97 %. Daher muss für eine geeignete Trennleistung der Flüssigkeitströpfchendurchmesser erhöht werden. Um die Keimbildungsrate an der Laval-Düse zu erhöhen, sollte der Übersättigungsgrad in der Düse erhöht werden. Anschließend verschmolzen die winzigen Tröpfchen zu größeren Tröpfchen, die durch die Zentrifugalkraft an die Abscheiderwand geschleudert wurden.

Der Einfluss der Tröpfchengröße von Wasser (a) und Kondensat (b) auf die Abscheideeffizienz.

Mit zunehmender Dichte der Flüssigkeitströpfchen verbesserte sich auch die Abscheideleistung. Der Grund für diese Verbesserung liegt darin, dass die Flüssigkeitströpfchen aufgrund des Dichteunterschieds zwischen Gas und Flüssigkeit von der Gasphase getrennt werden. Die Vergrößerung dieses Unterschieds verbesserte die Trenneffizienz. Dementsprechend weisen, wie in Abb. 12 dargestellt, alle Größen von Wassertröpfchen eine höhere Abscheideleistung auf als Kondensattropfen. Dies ist auf eine größere Zentrifugalkraft der Wassertropfen zurückzuführen.

Der PLR ist einer der wichtigen Betriebsparameter, der die Position der Stoßwelle, die Trenneffizienz, den Massendurchsatz und die Mindesttemperatur innerhalb der Düse beeinflusst. Im Optimierungsschema wurden verschiedene PLR-Werte wie 0,15, 0,175, 0,2, 0,225, 0,25, 0,275 und 0,3 berücksichtigt, um die optimale Kühlleistung, Sammeleffizienz und Abscheideeffizienz zu erzielen. Abbildung 13 zeigt den Einfluss von PLR auf die Kühlleistung, Sammeleffizienz und Abscheideeffizienz der betrachteten Düse. Die Kühlleistung des 3S verbesserte sich deutlich durch die Erhöhung des PLR. Der Grund dafür ist, dass mit zunehmendem Druckgefälle zwischen Einlass und Auslass mehr Druckenergie zur Verfügung steht, um die Temperatur des Arbeitsmediums zu senken. Im Gegensatz dazu nahm die Sammeleffizienz durch Erhöhung des PLR ab. Dieser Rückgang der Sammeleffizienz ist auf die Tatsache zurückzuführen, dass mit zunehmendem Druckgradienten die Geschwindigkeit des Arbeitsmediums zunimmt und dadurch das Entweichen von Flüssigkeitströpfchen zunimmt. Aber zwischen diesen beiden Parametern hat die Kühlleistung einen größeren Einfluss als die Sammeleffizienz und daher verbesserte sich die Abscheideeffizienz mit zunehmendem PLR. Die CFD-Modellierung zeigte, dass die optimale Trennleistung bei einem PLR von 0,3 erzielt wurde. Andererseits ist zu beachten, dass zwar die Erhöhung des PLR die Kühleffizienz und die Abscheideeffizienz verbesserte, der Energieverlust jedoch deutlich zunahm.

Der Einfluss von PLR auf die Trenneffizienz von Wasser- (a) und Kondensattröpfchen (b).

Der Einfluss verschiedener PLR auf das Geschwindigkeits- und Temperaturprofil wurde ebenfalls untersucht. Wie in Abb. 14 gezeigt, vergrößerte sich der Überschallbereich in der konvergent-divergenten Düse mit zunehmendem PLR. Darüber hinaus nahm mit der Erhöhung des PLR auch die Maximalgeschwindigkeit zu. Im Gegensatz dazu sanken die Mindesttemperatur und die Auslasstemperatur mit zunehmendem PLR, was zeigt, dass sich die Kühltiefe und die Verflüssigungsfähigkeit mit zunehmendem PLR verbesserten.

Der Einfluss von PLR auf das Geschwindigkeits- (a,c,e) und Temperaturprofil (b,d,f) für (a,b) PLR = 0,3, (c,d) PLR = 0,225 und (e,f) PLR = 0,15.

Wie in Abb. 14 dargestellt, sank die Temperatur und die Geschwindigkeit stieg nach dem Auftreten der Stoßwelle abrupt an. Durch die Erhöhung des PLR verschiebt sich die Stoßwelle in Richtung des Abscheiderauslasses, wo sie den Sammelpunkt überschreitet, wohingegen eine Verringerung des PLR eine Verschiebung der Stoßwelle in Richtung des Düseneinlasses bewirkt. Im Falle einer Verringerung des PLR wird ein Teil der flüssigen Phase vor der Trennung von der Gasphase erneut verdampft. Daher hat die Position der Stoßwelle erheblichen Einfluss auf die Leistung des Abscheiders64. Um die Stoßwellenposition auf den Sammelpunkt auszurichten, sollte der PLR (oder Ausgangsdruck bei konstantem Speisedruck) variiert werden. Wenn beispielsweise der PLR auf 0,15 verringert wurde, verschob sich die Stoßwellenposition mit der minimalen Temperatur von 246,3 K in Richtung stromaufwärts. In diesem Zustand wurde die Mach-Zahl an der Verengung kleiner als eins und die Strömungsbedingung wird nicht Überschall sein.

In Abb. 15 wurden die Variation des Phasenhüllkurvendiagramms, die Rate der NGL-Erholung sowie die Taupunktsenkung als Funktion des PLR und der Werte der Injektionswinkel dargestellt. Der HC-Taupunkt ist definiert als die Temperatur, bei der sich während des Abkühlvorgangs die flüssige Phase bildet. Abbildung 15 zeigt, dass die Senkung des Auslassdrucks zu einer Taupunktsenkung und einem Anstieg der NGL-Ausbeute führte. Beispielsweise betrug die HC-Taupunktsenkung für einen PLR von 0,2 und 0,3 etwa 10,2 °C bzw. 11,4 °C. Folglich sollte der PLR angepasst werden, um den gewünschten Taupunkt am Auslass zu erreichen. Darüber hinaus lässt sich beobachten, dass bei einem vorgegebenen PLR (PLR = 0,2) die maximale Taupunkterniedrigung bei einem Einspritzwinkel von 10° auftrat. Der Grund für dieses Problem liegt darin, dass bei diesem Injektionswinkel, wie im Abschnitt „Passive Methode zur Erzeugung von Wirbelströmungen“ gezeigt, eine geringere Mitnahme beobachtet wurde als bei anderen untersuchten Injektionswinkeln. Ein weiterer kritischer Parameter, der charakterisiert werden sollte, ist das Phasenhüllkurvendiagramm. Das Phasenhüllendiagramm bei verschiedenen Betriebsbedingungen wurde für den Speisegas- und Trockengasauslass in Abb. 15e,f dargestellt. Das Phasenverhalten von Erdgas ist stark von seinen Bestandteilen abhängig3. Dieses Diagramm für das vorliegende Gasgemisch wurde basierend auf dem SRK EOS erstellt. Es ist klar, dass sich die Taupunktkurve für den Trockengasauslass im Vergleich zum Speisegas zu einer niedrigeren Temperatur verschiebt. Die Ursache für dieses Phänomen liegt darin, dass der Bereich des Phasenhüllkurvendiagramms eine starke Funktion der Schwerfraktion ist. Es ist zu beachten, dass mit zunehmender Leistung des 3S bei der Trennung schwerer Kohlenwasserstoffe der Bereich des Phasenhüllendiagramms des trockenen Gasausgangs kleiner wird3. Demnach weist der 3S mit einem Einspritzwinkel von 10° die höchste Abscheideleistung auf.

Der Einfluss von PLR (a,c,e) (bei einem Injektionswinkel von 10°) und Injektionswinkel (b,d,f) (bei einem PLR von 0,2) auf die (a,b)-Rate der NGL-Rückgewinnung, (c ,d) Taupunkterniedrigung und (e,f) Phasenhüllkurvendiagramm des Trockengasauslasses (Mitnahmeeffekt wurde berücksichtigt).

Es ist zu beobachten, dass das Vorhandensein schwerer Kohlenwasserstoffe den HC-Taupunkt und das Phasenhüllendiagramm von Erdgas erheblich beeinflusst. Es ist offensichtlich, dass mit sinkendem HC-Taupunkt die Gaskondensatproduktionsrate zunimmt. Abbildung 15a zeigt, dass bei einem bestimmten Einspritzwinkel (in diesem Fall 10°) mehr flüssige Phase bei höherem PLR abgetrennt wurde, was bedeutet, dass die Kondensationseffizienz durch Verringerung des Auslassdrucks bei einem bestimmten Einlassdruck verbessert wurde. Darüber hinaus zeigt Abb. 15b, dass für einen gegebenen PLR die maximale Kondensatrückgewinnung bei einem Einspritzwinkel von 10° erreicht wurde. Basierend auf der Analyse von drei verschiedenen Parametern, einschließlich Phasenhüllkurvendiagramm, Taupunkterniedrigung und NGL-Rückgewinnungsrate, liegt der optimale Punkt für die Gaskondensatabscheidung bei einem Einspritzwinkel von 10° und einem PLR von 0,3.

Ein weiterer wichtiger Parameter, der zur Charakterisierung der Leistung eines 3S verwendet werden kann, ist die Effizienz der Komponentensammlung. Daher wurde unter Berücksichtigung des Mitnahmeeffekts die Sammeleffizienz verschiedener Komponenten gegenüber dem PLR und dem Injektionswinkel in Abb. 16 dargestellt. Wie für den Injektionswinkel von 10° zu sehen ist, nimmt die Sammeleffizienz aller Komponenten mit zunehmendem PLR zu schwere Kohlenwasserstoffe, dramatisch zugenommen. Darüber hinaus wurde für einen gegebenen PLR die maximale Komponentensammeleffizienz (für alle berücksichtigten Komponenten) bei einem Injektionswinkel von 10° erreicht. Es ist offensichtlich, dass der schwere Kohlenwasserstoff im 3S kondensierte, als er die Taupunktlinie (Verflüssigungstemperatur) erreichte. Wie man sehen kann, zeigten die schwereren Kohlenwasserstoffe bei einem bestimmten PLR eine höhere Komponentensammeleffizienz. Dies liegt daran, dass diese schwereren Kohlenwasserstoffe bei höheren Temperaturen verflüssigt werden. Darüber hinaus wurden für einen bestimmten Kohlenwasserstoff höhere Wirkungsgrade bei der Komponentensammlung bei höherem PLR erzielt, da in diesem Zustand niedrigere Mindesttemperaturen im 3S erreicht wurden.

Der Einfluss von PLR bei einem Injektionswinkel von 10° (a) und einem Injektionswinkel bei PLR = 0,2 (b) auf die Komponentensammeleffizienz.

In dieser Arbeit wurde die Software COMSOL Multiphysics verwendet, um die entwickelte Gleichung mithilfe der Finite-Elemente-Methode zu lösen. Die Simulationsergebnisse stimmen gut mit den experimentellen Daten aus der Literatur überein, was zeigt, dass das entwickelte Modell das Überschall-Trennverhalten genau vorhersagen kann. Basierend auf den erhaltenen Ergebnissen hat der Linientyp des konvergenten Abschnitts einen erheblichen Einfluss auf die Kühlleistung des 3S. Die von der Witozinsky-Kurve entworfene Laval-Düse zeigt im Vergleich zu anderen die beste Kühlleistung. Passive Methoden zur Erzeugung einer Wirbelströmung in einem bestimmten 3S wurden durch die CFD-Modellierung untersucht. Zu diesem Zweck wurden drei verschiedene Strukturen für den Verwirbler in Betracht gezogen, darunter seitliche Einspritzung, Serpentinenstruktur und U-Turn. Um die Abscheideleistung des 3S genau zu analysieren, wurde für jede Struktur die Abscheideleistung und Kühlleistung ermittelt. Basierend auf der durchgeführten Analyse weisen 3S, die mit Serpentinen- und seitlich injizierten Strukturen ausgestattet sind, ähnliche Abscheidegrade auf. Die seitlich eingespritzte Struktur mit einem Einspritzwinkel von 10° weist jedoch eine höhere Strömungsstabilität auf und ist aus wirtschaftlicher Sicht einfacher und wirtschaftlicher zu bauen. Daher wurde der 3S mit seitlich eingespritztem Drallerzeuger als optimalster Fall ausgewählt.

Für die optimierte Düse wurde der Einfluss von Betriebsparametern wie Tropfengröße, Dichte und PLR-Wert auf die Abscheideeffizienz untersucht. Es wurde beobachtet, dass die Trenneffizienz umso besser ist, je größer die Größe und schwerer die Dichte eines Tröpfchens ist. Andererseits wurde beobachtet, dass bei höherem PLR eine höhere Trenneffizienz erzielt wurde. Die Auswirkung dieser Betriebsparameter auf die NGL-Rückgewinnungsrate, die Taupunktsenkung und das Phasenhüllkurvendiagramm wurde auch für den 3S untersucht, der mit einem seitlich eingespritzten Drallerzeuger ausgestattet ist. Die Simulationsergebnisse zeigten, dass in diesem Fall bei einem höheren PLR und einem Injektionswinkel von 10° die Rate der NGL-Rückgewinnung und Taupunktsenkung zunahm.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

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Fatola Farhadi

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Korrespondenz mit Abbas Naderifar oder Fatola Farhadi.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Shoghl, SN, Naderifar, A., Farhadi, F. et al. Untersuchung neuartiger passiver Methoden zur Erzeugung von Wirbelströmungen in Überschallabscheidern durch rechnergestützte Fluiddynamikmodellierung. Sci Rep 12, 14457 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18691-x

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Eingegangen: 13. Februar 2022

Angenommen: 17. August 2022

Veröffentlicht: 24. August 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18691-x

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