数値流体力学モデリングによる超音速分離器における新しい受動的旋回流生成法の研究

Scientific Reports volume 12、記事番号: 14457 (2022) この記事を引用

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この論文では、超音速分離器 (3S) で旋回流を生成するための 3 つの受動的な方法を調査し、その構造を数値流体力学 (CFD) モデリングによって最適化しました。露点降下、相包絡線図、天然ガス液 (NGL) の回収率、および分離効率に対する構造パラメータおよび操作パラメータの影響も評価されました。パッシブスワーラーを搭載したノズルは、単純なノズルに比べて捕集効率が大幅に向上しました。パッシブスワーラータイプの選択は、天然ガスの液化と分離において重要な役割を果たしました。側面噴射スワーラーとサーペンタインスワーラーは、U ターンスワーラーよりも分離効率が最も大幅に向上しました。最適な噴射角度での側面噴射スワーラーの場合、最大捕集効率は圧力損失比 (PLR) 0.2 で約 89% でした。さらに、シミュレーション結果は、サーペンタイン 3S の場合、サーペンタインツイスト数の増加に伴い、調査したノズルの捕集効率の最大の向上が得られることを実証しました。さらに、収束断面プロファイルが Witoszynski 線タイプに従って設計された場合、他の考慮されたプロファイルよりも大きな冷凍ゾーンが得られることが観察されました。

地下貯留層から抽出された天然ガスには、重質炭化水素と水蒸気が含まれています。液相の存在により、天然ガスの輸送中にパイプラインの腐食やハイドレート形成のリスクが高まるため、水と炭化水素 (HC) の露点の補正が不可欠です。水と HC 露点を補正するために、膜分離、極低温プロセス、吸収、吸着などのさまざまな伝統的な技術が採用されています 1、2、3、4。これらの従来の分離方法は、大規模な分離装置、高い運用コストおよび資本コストを必要とし、運用上の問題を引き起こす可能性があります。結論として、天然ガスの露点を補正するには、新しい分離方法を開発する必要があります。 3S は、天然ガスの脱水と NGL 回収のための革新的な方法です。 3S は、最大の NGL 回収率と最小限のコストで水と HC 露点を補正できます3。 3S は、無人操業、特に遠隔地や海洋プラントに適しています5。 3S 内の分離プロセスには約 2 ミリ秒かかります6。したがって、この新しい技術では、分離プロセスの滞留時間が非常に短いため、水和物の形成を防ぐために化学阻害剤を必要としません。

近年、研究の大部分は、さまざまなプロセスの熱効率を最適化するために行われています3、7、8、9。これらの最適化には通常、プロセスシミュレーションと数値研究が使用されます4、10、11、12。熱効率は 2 つの方法で改善できます。1 - 調査対象の機器の機械的構造の変更 7、および 2 - ベース流体の熱物理的特性の改善 13、14、15。例えば、Ulah et al.14 は、調査対象の流体の熱伝達を改善するために、AA7072 および AA7075 ナノ粒子と水 (水-アルミニウム合金ナノ粒子) の組み合わせを含むハイブリッドナノ液体を採用しました。彼らは、研究全体を通して、通常のナノマテリアルと比較してハイブリッドナノマテリアルが大きな影響を与えることを観察しました。別の研究では、Ulah et al.16 は、ナノ粒子として多層カーボンナノチューブと単層カーボンナノチューブを含む 2 種類のナノ流体を使用し、ベース流体としてエチレングリコールを使用しました。彼らは、ヌッセルト数が多層カーボンナノチューブと比較して単層カーボンナノチューブの方が高いことを観察しました。彼らは、この挙動は単層カーボンナノチューブと比較して多層カーボンナノチューブの熱伝導率が高いためであると考えました。

3 つの主要な冷凍プロセスには、ジュールトムソン (JT) プロセス、ターボエキスパンダープロセス、および 3S プロセスが含まれます3。 JT プロセスは天然ガス業界で最も一般的な液化プロセスですが、結果によると、3S の分離効率は JT プロセスよりも高い3,7。 Alfyorov et al.17 は、この収束・発散ノズルにより天然ガス種が分離され、JT バルブとターボエキスパンダーによって行われる同じ動作条件と比較して、コンプレッサーのエネルギー消費が最大約 20% 節約されると報告しました。 3S には可動部品がないため、可用性が高くなります。このテクノロジーに取り組んだ最初のグループは、Twister BV18 と呼ばれるオランダのエンジニアリングチームでした。同時に、ロシアの技術チームもこの装置の産業応用を研究し、それを 3S 技術と名付けました17。ノズル内に旋回流を発生させる方法としては、これまでに 3 つの異なる方法が提案されてきました。 1 つは U 型超音速分離器を導入する方法 19,20、2 つ目はノズル出口の後に取り付けられるデルタ翼を使用する方法 21、もう 1 つは旋回流の生成に静翼を利用する方法 7 です。

ここ数年、さまざまな物理現象の挙動を説明する際に、数学的モデリング 22、23、24 および CFD モデリング 3、25 の使用が大幅に増加しました。 CFD モデリングは、3S を通じた流れ挙動の評価における主要な方法でした。たとえば、Jassim et al.26,27 は、CFD モデリングを使用して 3S における高圧天然ガスの流れ特性を調査しました。彼らは、渦度、実ガスの特性、ノズル構造が 3S の性能に及ぼす影響を調査しました。彼らは、完全なガスモデルではなく実際のガスモデルを仮定することによって、衝撃波の位置が大きく変化することを観察しました。 Haghighi et al.20 は、遠心力を発生させるための新しい U ターン 3S を提案し、提案された構造を CFD モデリングでシミュレーションしました。彼らは、CFD モデリングが 3S の動作を分析するための貴重で信頼できるツールであると報告しました。 Yang と Wen28 は、CFD モデリングを使用して、強い渦巻きのある 3S 内部の粒子の運動挙動を調査しました。彼らは、液滴のサイズが 1.5 μm より大きくなると、80% 以上の分離効率が得られることを観察しました。 Escue29 は、レイノルズ応力モデル (RSM) と RNG κ-ε モデルを含む 2 つの乱流モデルを使用して、直管内の渦流を数値的にシミュレートしました。結果は、高旋回流では、RSM モデルが実験速度プロファイルをより正確に予測し、低旋回流では、RNG κ-ε モデルが実験値をより正確に予測することを示しました。 Liu ら 30 は、離散粒子法 (DPM) を使用して、液滴直径が 10 ～ 50 μm の範囲で変化する収束発散ノズル内の液滴の挙動を予測しました。いくつかの論文では、分離効率に対する操作パラメータの影響も CFD モデリングによって予測されています。例えば、Bian et al.31 は、この装置を使用して天然ガスの凝縮を分析するために CFD モデリングで超音速分離をシミュレートしました。彼らは、成分組成、出口圧力、供給温度、および圧力が凝縮プロセスに及ぼす影響を調査しました。 Vaziri と Shahsavand32 は、COMSOL ソフトウェアを使用して天然ガスの速度成分を最適化し、遠心加速度と渦の強さの両方を最大化しました。最後に、入口圧力と温度が遠心加速度と渦数に及ぼす影響も研究されました。

ここ数年、3S の分離挙動に対する構造パラメータの影響を調査するために、いくつかの実験的および数値的研究が行われてきました。例えば、Wen et al.33 は、3S における DPM による流れ場と粒子分離特性を数値的に研究しました。彼らは、ノズルの形状によって分離性能が向上する可能性があることを観察しました。 3S の構造は Bian らによって最適化されました 34。膨張部の開き角度を小さくすることで衝撃波の発生を遅らせた。この改良により、低温領域の領域が拡大し、3Sの分離効率と冷凍性能が向上しました。 Wen ら 35 は、新しく設計された 3 つのディフューザー内の天然ガスの乱流を数値的に調査しました。彼らは、高圧回収を備えた円錐型ディフューザーが収束・発散ノズルに適していると報告しました。ラヴァルノズルは、超音速分離法における凝縮性成分の液化において重要な役割を果たしました。 Zhao et al.36 は、3S における過熱蒸気の凝縮流プロセスに対する収束セクションの線種の影響を数値的に研究しました。彼らは、収束プロファイルがゆっくりと収縮することで液滴の形成が遅れることを観察しました。 Hou ら 37 は、Bi-3 次曲線、Quintic 多項式曲線、Witoszynski 曲線、Witoszynski 曲線の変換を含む 4 つの線種を使用して 3S の収束部分を設計しました。彼らは、ウィトジンスキー曲線の変換によって設計された収束セクションでは液滴の数が増加する傾向があると報告しました。入口温度、入口圧力、背圧、質量流量などの動作パラメータの影響も、いくつかの研究で研究されています 38,39。例えば、Liu ら 40 は天然ガス脱水装置を調査し、屋内 3S リグでは流体流量、衝撃波の位置、および PLR が装置の脱水挙動に大きな影響を与えることを観察しました。入口温度、入口圧力、入口速度、出口速度、圧力回復などのいくつかのパラメータが 3S のサイズと構造に及ぼす影響も、Vaziri と Shahsavand 41 によって、訓練されたニューラルネットワークを使用して評価されました。 Niknam et al.42 は、3S 内部の流れの挙動を特徴付けるためのニューラルネットワークモデルを開発しました。彼らは、圧力境界条件に対する衝撃波の位置の感度が温度境界条件よりも高いことを報告しました。

3S は石油およびガス産業で、HC および水の露点を補正し、NGL 回収率を向上させ、天然ガスを脱水するために使用できます。このホワイトペーパーでは、3S を採用して既存の JT プロセスの NGL 回収率を高めることに焦点を当てました。この研究の目的は、3S 構成とスワーラーを最適化し、適切な圧力回復で分離性能を向上させることです。これを達成するために、3S 内で旋回流を生成するための代替の受動的な方法が提案されました。冷却性能と捕集効率を利用して、3S 内部の分離挙動を特徴付けました。サイド噴射型スワーラー、サーペンタイン型スワーラー、Uターン型スワーラーなど、新しい形状の新型スワーラーをいくつか検討し、3S内部にスワール流を発生させるために必要な最適な構造と動作条件をCFDモデリングによって求めました。これらの 3S はパッシブモードで動作しました。著者の知る限り、3S 内部に旋回流を生成するための側面噴射およびサーペンタインスワーラーはこれまで報告されていません。

本研究では、旋回流の発生にパッシブ方式を採用した場合のノズル性能への影響を比較検討しました。ここ数年、3S3 の分離効率を予測するために、プロセスシミュレーションソフトウェアと CFD モデリングを含む 2 つの方法が使用されてきました。この研究では、まず CFD モデリングを使用してパッシブスワーラーの適切な構造を選択しました。次に、Aspen Plus シミュレーションソフトウェアを使用して、位相包絡線図、NGL 回復率、および最適化された構造の露点降下を決定しました。 3Sはスワーラー、ラバルノズル、排水口、ディフューザーなどの各部で構成されています（図1）。ラヴァルノズルは、収束部、スロートセクション、および発散セクションを含む収束発散ノズルの主要部分です。ラヴァルノズル内では、天然ガスが膨張し、その速度が高められ、ガスが冷却され、液滴が形成され始めます。その後、旋回翼によって発生する遠心流により、液滴はセパレータ壁に向けて導かれます。液相は排水ポートで分離され、乾燥ガスがガス出口に送られます。排水口の開口角度は22°43を選択しました。ディフューザーの役割は圧力を回復することです。 3S の詳細な寸法を図 1 に示します。ラヴァルノズルの入口には、供給ガスの流れを均一にし、乱流を少なくするために安定したセクションが設置されました。安定部の適切な長さは約０．５Ｄｉｎ４４であった。

研究した3Sの概念図。

天然ガスの速度は入口からスロートまでの収束セクションを通じて増加しますが、最も高い速度はスロートで得られます。ガス速度がスロートで音速であった場合、ラヴァルノズルの発散部分では超音速にまで高められます。ただし、そこでのガス速度が亜音速であれば、ノズルの全長にわたって亜音速になります。スロートの後では、発散セクションの構造に応じて、温度、圧力、速度の急激な変化が観察されます。マッハ数は無次元パラメータであり、次のように定義されます。

ここで、u はノズル内のガス速度、C は次の式で計算される音速です45:

ここで、V は天然ガスの比容積です。 3S における天然ガスの流れの挙動は、それぞれ質量方程式、運動量方程式、エネルギー方程式によって記述されました。これらの方程式は、次の式で表されます。 (3)～(6)。

質量保存方程式は次のとおりです。

運動量保存方程式は次のとおりです。

ここで、応力テンソル (r) は式によって定義されます。 (5):

エネルギーの保存方程式は式 2 で表されます。 (6):

ここで、T、t、k、ρ、μ、P、u、Qvd、、および Cp は、それぞれ温度、時間、熱伝導率、密度、粘度、圧力、速度ベクトル、粘性散逸、および定圧での熱容量です。 Qは熱源です。圧力仕事 (Qp) (式 (7)) および粘性散逸 (ϕ) (式 (8)) を含む追加の項が式 (8) にインポートされました。 (6) 3S46 による温度降下を計算するには:

どこ：

この研究では、NGL 回収プラントからの天然ガス分析が選択されました。考慮された天然ガス組成 (モル%) (ガスクロマトグラフィー分析による) を表 1 に示します。

3S の主要部品の 1 つはスワーラーです。この研究では、スワーラーの構造を変更することによるスワール強度と分離効率への影響を調査するために、いくつかの新しい形状が検討されました。これまでに出版された研究のほとんどは、遠心力の生成にアクティブスワーラーを採用していました 47,48。従来のアクティブスワーラーでは、旋回流を生成するために、一組の静翼が円錐形の内部本体に取り付けられていました47、48。冷却性能を向上させ、その結果としてガス凝縮物の生成速度を高めるためには、スワーラーの新しい構成を提案する必要があります。したがって、3 つのパッシブスワーラーを使用した場合の 3S パフォーマンスへの影響がさらに評価されました。一般に、スワーラーの設置場所は 2 か所あります: (a) ノズル入口、(b) ラヴァルノズル後。表 2 は、この研究で考慮されたパッシブスワーラーを示しています。

従来の分離プロセスと比較して、3S はより高い分離性能、より小さいサイズ、コンパクトな設計、より高い可用性、および化学薬品の消費を実現できません 3,7,41。さらに、3S はサワー天然ガスの甘味付け、水と HC 露点の補正にも使用できます 3,7,49。今回の研究では、旋回流の発生にパッシブ方式を採用し、遠心力の発生に外部機器を一切使用しませんでした。言い換えれば、パッシブ法では追加の装置は使用せず、供給ガスのエネルギーを旋回流の生成に使用します。パッシブスワーラーはエネルギー損失を低減するだけでなく、液滴を分離するための強力な旋回流を生成します。したがって、最低温度を下げるためにより多くのエネルギーが利用可能になります。軽質炭化水素の液化に必要な温度は、JT プロセスでは得られませんが、最適化された 3S では、ラヴァルノズル内で非常に低い温度が達成されるため、エタンとプロパンの高い回収率が得られます 3,7。したがって、パッシブスワーラーに基づいて設計された 3S は、NGL 回収用の JT プロセスの代わりに使用できるだけでなく (「NGL 回収ユニットの検討」セクションで説明)、天然ガスの甘味化 49 や脱水 50 にも使用できます。

本研究では気相を連続相、液滴を分散相とみなした。水滴と凝縮水滴の密度は、それぞれ約 994.4 kg/m3 と 584.6 kg/m3 と考えられました。液滴は均一に分布した球形を仮定した。 3S の典型的な液滴サイズは約 0.1 ～ 2 µm でした 51。さらに、粒子追跡モデルを使用して 3S 内の液滴の動きを追跡し、分離効率に対する液滴サイズの影響を評価しました。 3S では、液滴上の力のバランスによって液滴の動きが追跡されました。ガス流中の液滴に加わるもう 1 つの重要な力は抗力です。 Schiller-Neuman52 方程式を使用して、液滴に加えられる抗力を考慮しました。この力は式によって定義されました。 (10):

ここで、\(w^{\prime}\) と CD (抗力係数) は式 (1) によって決定されます。 (11) および (12) それぞれ 52:

ここで、ξ は無相関ガウス数ベクトルです。この研究では、液滴間の相互作用は無視されました。さらに、考慮されている液滴では、重力よりも誘導遠心力の方が大きいため、後者の影響は無視できます。捕集効率は、収束発散ノズルの性能を評価する際に最も重要なパラメータの 1 つです。本研究では、3S で分離された液滴の数に基づいて捕集効率を計算しました。収集効率は式で定義されます。 (13):

ここで、nInlet は注入された液滴の数、nOutlet は気相によって運ばれる液滴の数です。

ノズルの入口と出口の圧力境界条件が指定されました。さらに、分離壁については滑りのない境界条件と断熱境界条件が考慮されました。入口温度、入口圧力、出口圧力はそれぞれ 278.15 K、90 bar、72 bar でした。さらに、検討中のガスプラントの体積流量は、1 日あたり約 400 万メートル標準立方メートル (MMSCMD) でした。圧力損失比 (PLR) は式 (1) で定義されました。 (14):

ここで、Pin と Pout は、それぞれ 3S の入口と出口における天然ガスの圧力です。この論文では、PLR 0.2 を最適化のために考慮しました。凝縮は、天然ガスの圧力がクリコンデンバールよりも低く、相変化に十分な時間が確保できるときに発生します。 3S による温度低下により重質炭化水素が液化し、露点が補正され組成が異なる天然ガスが生成されました。分離効率を特徴付けるために、「露点降下」と「各成分の捕集効率」を含む 2 つの追加の用語も考慮されました。露点降下は式(1)で表される。 (15):

ここで、\(T_{d}^{in}\) と \(T_{d}^{out}\) は、天然ガスの入口露点と出口露点を表します。また、各成分の捕集効率を式(1)で定義した。 (16):

ここで、\(x_{v}^{in}\) は入口における成分 i のモル分率、\(x_{v}^{dry}\) は出口における成分 i のモル分率です。無次元の質量流量も式によって定義されました。 (17):

ここで、m0 は単純なノズル (スワーラーなしの 3S) を通過する質量流量、mj はスワーラーを備えたノズルを通過する質量流量です。

考慮された各構造の冷却性能は、式 (1) によって計算されました。 (18):

冷却性能を計算した後、捕集効率（N）と冷却性能（J）を乗じて分離効率（ψ）を次のように求めます。

ここで、J、Tmin-overall、Tinlet、Tmin はそれぞれ冷却性能、最適化されたノズル (スワーラーなし) 内の最低温度、入口温度、および修正されたノズル内の最低温度です。

3 つのレイノルズ平均ナビエ・ストークス (RANS) 乱流モデルが、3S における流体の流れの記述能力を比較するために選択されました。最近、3S3,53,54 内の超音速流れを特徴付けるために、いくつかの乱流モデルが研究されました。 κ-ε 乱流モデルは強い旋回流の記述には適していなかった 55。 3S 内の強い渦流を考慮するために、κ-ε、κ-ω、V2-f を含む 3 つの乱流モデルの精度が比較され、3S を通過するガスの流れを適切に記述するために最も正確な乱流モデルが選択されました。 κ-ε、κ-ω、および V2-f 乱流モデルの計算された AARD% は、それぞれ約 25.39%、20.56%、および 8.65% でした。さらに、図 2 に示すように、V2-f 乱流モデルの計算精度は、工学アプリケーションの要件を満たします。その結果、V2-f 乱流モデルは 3S 内部の複雑な乱流を記述するために使用されました。楕円混合関数 (α) と呼ばれる新しいパラメーターが V2-f 乱流モデルで考慮されました。さらに、V2-f 乱流モデルでは、壁関数の定式化と低レイノルズ数の定式化を切り替える自動壁処理が使用されます。この特性により、V2-f 乱流モデルに堅牢な定式化が提供されます。

さまざまな乱流モデルの予測プロファイルと Arina のデータの比較 56。

V2-f 乱流モデルでは、次の式を採用しました。 (20) ～ (22) を使用して、3S を通る渦流を次のように説明します。

ここで、ε、κ、および ζ は、それぞれ乱流の消散率、乱流の運動エネルギー、および乱流の相対変動を示します。式の生成項 (Pk) と乱流粘度 (μT) は次のようになります。 (20) ～ (22) は式 (2) によって決定されました。 (23) と式 (23) (24)、それぞれ:

さらに、壁の逆数 (G) と楕円ブレンディング関数 (α) は次の式を使用して計算されました。

ここで、C1、C2、Cμ、Cε1、Cε2、CL、Cτ、Cη、σk、σε、σζ、およびκvは、上記の式の定数です。ノズルによる温度降下は、エネルギー方程式と説明された乱流モデルを同時に解くことによって計算されました。

ラヴァルノズルは、収束セクション、スロート、発散セクションを含む 3 つの主要なセクションで構成されています。この装置では、ラヴァルノズルが重炭化水素の液化において重要な役割を果たし、分離効率に直接影響します。ラヴァルノズルの出口では圧力が高く、温度が低いことが望ましく、これにより 3S 内の圧力損失が少なくなります。収束セクションの線の種類は、3S37 の冷却性能に影響を与えました。この研究では、収束セクションについて 4 つの異なる構成 (線形曲線、ウィトシンスキー曲線、双三次曲線、および五次曲線) 57 が考慮されました (図 3)。

ラヴァルノズル (左) とディフューザー (右) の収束セクションのラインタイプを検討します。

ラヴァルノズルの発散角 (α) は、式 1 を使用して決定されました。 (28) ここで、下付き文字「In」、「Th」、「Out」はそれぞれ入口、スロート、出口を表します。

この論文では、研究したすべての構造について α = 1° と仮定しました。さらに、３Ｓの長さが非常に長くなるため、発散角を大幅に小さくすることができず、実用には適さない。ディフューザーの役割は、運動エネルギーを圧力エネルギーに変換することです。ディフューザの発散角が間違っていると、境界層と衝撃波が相互作用し、超音速流から亜音速流への変化が遅れる可能性があります。ディフューザーについては、ライナー壁ディフューザーと湾曲壁ディフューザーの 2 つの異なる構成が検討されました。湾曲壁ディフューザーの断面積は、式 (1) によって決定できます。 (29):

ここで、r はそれぞれ、任意の断面におけるディフューザーの入口からの距離 x の半径です。さらに、r1 と r2 はそれぞれ、入口と出口におけるディフューザーの半径です。図 3 は、収束セクションとディフューザーの線状曲線を示しています。出口直径のサイズは常に入口直径の 80% であると想定されました。

この研究では、開発された方程式を有限要素法で解く COMSOL Multiphysics® バージョン 5.4 インチソフトウェアを使用して、3S を通る天然ガスの流れを記述しました。計算時間は、すべてのシミュレーションで 0.06 秒に等しいとみなされました。さらに、開発されたすべての方程式に対して収束基準 10–4 が選択されました。時間依存方程式を解くために、Parallel Sparse Direct Linear Solver (PARDISO) ソルバーが使用されました。さらに、この研究では反復マルチグリッドソルバーと直接マルチグリッドソルバーの両方が使用されました。メッシュの品質と密度は、数値結果の精度に大きな影響を与えます。四面体メッシュは、調査対象のボリュームをより小さな部分に分割するために使用されました。中心軸に沿った圧力プロファイルがグリッド独立性テスト用に選択されました。この研究では、非常に粗い (40,316 セル)、非常に粗い (71,869 セル)、より粗い (116,792 セル)、粗い (207,927 セル)、および通常のグリッド (370,543 セル) の 5 種類のメッシュサイズが検討されました。図 4 は、ノズルの中心軸に沿った圧力プロファイルに対するグリッド密度の影響を示しています。 207,927 メッシュセルと 370,543 メッシュセルが、3S の長さにわたる圧力プロファイルに関して同じ結果を示したことが観察できます。 207,927 メッシュセルは正確な結果を示しましたが、衝撃波の位置を正確に予測するために 370,543 メッシュセルが選択されました。

予測された圧力プロファイルに対するメッシュサイズの影響。

結果の精度とメッシュの独立性をさらに調査するために、グリッドコンバージェンスインデックス (GCI) も使用されました。 GCI は式 (1) によって計算されました。 (30)58,59:

通常のメッシュサイズの GCI は次のとおりであることがわかります。

したがって、通常のメッシュサイズ (370,543 メッシュセル) がメッシュの独立性を提供すると結論付けることができます。

3S における天然ガスの熱物性特性を推定するには、正確な状態方程式 (EoS) を考慮する必要があります。 Soave-Redlich-Kwong (SRK) および Peng-Robinson (PR) EoS は通常、石油およびガス業界で使用されています。ジュール・トムソン反転曲線 (JTIC) の予測は、EoS をテストするための厳しいテストです。メタンは天然ガスの主成分です。考慮された EoS の能力を調査するために、これらの EoS を使用して計算された JTIC が、著者らによって以前に発表された研究におけるメタンの実験データと比較されました 4,60,61。結果は、純メタンの JTIC の予測において、SRK EoS がファンデルワールス (VdW) および PR EoS よりも正確であることを実証しました。さらに、別の研究では、ジュール・トムソン係数と JTIC を予測するためにいくつかの EoS の精度が検査され、SRK EoS が JTC と JTIC の予測において最も正確な EoS であることがわかりました61。その結果、SRK EoS がこの CFD モデリングのベース EoS として選択されました。

この研究では、NGL 回収ユニットが研究背景として考慮されました。 NGL 回収プラントの主な目的は、天然ガスの流れから重質炭化水素を分離することです。工業データは、JT プロセスに基づいて動作する脱水 NGL 回収ユニットから取得されました。このユニットを 3 ステージシステムと呼びます。 NGL の回収率と冷却性能が低いため、JT プロセスの効率は低くなります3。 3S プロセスは、NGL の回収と冷却性能が高いため、JT プロセスの代わりに採用できます3。この NGL/ガス脱水ユニットは、生成された流体を一連の分離器でガス井から分離します。供給ガスは高圧であるため、第 1 段階の分離は非常に高い圧力で開始され、そこで液相がガス流から除去されます。次に連続相は中圧容器に送られ、そこで重質の炭化水素と残留水が除去され、最後に 3 番目の分離器でさらに多くの液体が分離され、ガス露点が調整されます。この論文では、分離の第 3 段階で 3S を使用することにより、3S が NGL を回収する能力を調査しました。この構造変更の目的は、JT プロセスと同様の操作条件で軽質炭化水素をできるだけ分離することです。

水蒸気と天然ガス凝縮液を適切に分離することは、産業上および技術上の観点から非常に重要です。 3S は、天然ガス産業で天然ガスの流れから重質炭化水素と水蒸気を回収および分離するために使用できます。天然ガス脱水および NGL 回収のための冷凍プロセスの原理は、操作温度の低下に伴って凝縮性成分の濃度が減少することです。凝縮成分は天然ガスの膨張中にラヴァルノズル内で液化し、強い遠心力により排水口で分離されます。動作条件、セパレーターの形状、スワーラーの構成によって、各 3S の分離性能が決まります。このセクションでは、開発されたモデルを使用して、3S のパフォーマンスに対する構造パラメータと操作パラメータの影響を評価します。

このセクションではモデルの検証が実行されました (図 5)。開発された CFD モデルの有効性は、Eriqitai らによる記録された実験データによって証明されました62。シミュレーション結果と Eriqitai らの実験データとの比較により、開発したモデルが 3S 内部の分離挙動を適切に記述するために首尾よく使用できることが明確に実証されました (図 5)。

Eriqitai らによる記録された実験データによる、開発された CFD モデルの検証。62。

ノズル構造が流れの挙動と分離効率に直接影響を与えることは明らかです。このセクションの目的は、CFD モデリングを使用してノズル構造を最適化することです。最適な条件を得るために、さまざまな構造を検討し、平均冷却温度と最低到達温度に基づいてその構成を最適化しました。ラヴァルノズルの入口から出口までの平均冷却温度は、式 1 によって決定されました。 (32):

すべてのシミュレーションで、調査対象のノズルの境界条件は固定されました。さらに、ディフューザーのプロファイル曲線を最適化するために、収束セクションの線種は一定のままであり、バイキュービック解析公式を使用してノズルの収束セクションを設計しました。低温領域の長さは、液滴のサイズと密度に大きな影響を与えます。入口と出口の直径などの幾何学的パラメータが指定されている条件 (DIn = 11 cm、DOut = 8.8 cm、LLaval = 80 cm、LDiffuser = 50 cm) では、冷却性能は収束セクションのプロファイル曲線の関数であり、ディフューザー。ディフューザプロファイル曲線の影響を調査するために、ノズル軸に沿った温度分布を図6aに示しました。ディフューザのプロファイル曲線は、一定の動作条件における衝撃波の位置とともに最低温度に強い影響を与えることが観察できます。湾曲壁ディフューザーの場合、衝撃波の上流で冷凍ゾーンが長くなります。したがって、直線状の壁ディフューザーは設計要件を適切に満たすことができません。さらに、線形壁ディフューザーの場合、速度プロファイルは均一ではなく、変化が速すぎます。したがって、冷凍ゾーンを拡張し、より低い最低温度を達成するために、ディフューザーには湾曲した壁が選択されました。この温度の低下により、核生成速度が増加します。言い換えれば、天然ガスの温度がその成分の凝縮温度より低くなると、核生成が開始され、その後ノズル内に液相が形成されます。さらに、動作温度の急激な変化による液滴の再蒸発を防ぐために、衝撃波の位置は排水点の後に配置する必要があることを考慮する必要があります。つまり、衝撃波を越えた後、ガス温度が急激に上昇し、液滴の再蒸発が起こり、セパレータの性能が低下します。

ディフューザラインタイプ(a)と収束セクションラインタイプ(b)が、考慮した3Sの中心線での温度プロファイルに及ぼす影響。

液化と液滴の分離の両方がラヴァルノズルで発生していることは明らかです。このため、ラヴァルノズルの収束セクションの線種を最適化する必要があります。次に、収束セクションの線タイプを最適化するために、ディフューザーのプロファイル曲線が固定されていると考えられ、前述の湾曲した壁の式に含められました（図6b）。収束セクションの線種は、さまざまな方法を使用して設計できます。図6bは、収束部を線形、双三次、ウィトシンスキー、および五次曲線式でそれぞれ設計した場合のノズル内部の温度分布を示しています。シミュレーション結果は、収束セクションの異なる線種の衝撃波位置が同一であることを示しました。したがって、Witoszynski 曲線による最低温度の値は、Linear、Bi-cubic、Quintic 曲線とほぼ同じでした。これとは対照的に、Witozinsky 曲線は 3S 内部に長い低温領域を生成しました。したがって、冷凍ゾーンを拡張するために、3S の収束セクションには Witoszynski ラインタイプが選択されました。さらに、シミュレーション結果は、Witoszynski 曲線によって設計された収束セクション内の温度と圧力の変化が、他の考慮された線種と比較してより均一で、滑らかに変化することを実証しました。前の段落で述べたように、この温度の低下と冷蔵ゾーンの増加により核生成速度が高まり、形成される液滴のサイズが増加します。したがって、液滴サイズの増加は分離性能の向上につながります4,7。この結論は、以前に発表された研究と一致しています37。

平均冷却温度と最低温度は、さまざまな運転条件での NGL 回収率に重要な役割を果たします。他の幾何学的パラメータを固定したまま、平均冷却温度と最低温度に及ぼす収束セクションとディフューザの長さの影響を調査しました。収束長が最短の場合に最低の平均冷却温度が得られたことがわかります。さらに、シミュレーション結果 (図 7a) は、さまざまな収束長に対する最低温度が類似していることを示しています。したがって、輻輳長の最適値は約40cmとなる。

(a) 収束セクションの長さ、(b) ディフューザの長さ、および (c) ノズルの入口直径が最低温度と平均冷却温度に及ぼす影響。

次に,ディフューザの長さとノズル入口直径が最低温度と平均冷却温度に及ぼす影響を調査した。シミュレーション結果は、ディフューザーの長さとノズルの入口直径が平均冷却温度に大きな影響を及ぼさないことを示しました（図7b、c）。これとは逆に、ディフューザーの長さとノズルの入口直径が増加すると、最低温度はさらに低下します。その結果、最低温度と平均冷却温度に基づいて最適な寸法 (LConv = 40 cm、LLaval = 60 cm、DIn = 20 cm、DOut = 16 cm、LDiffuser = 70 cm) が得られました。最適ノズル内の最低温度と最高速度は約 195.9 K、508.5 m/s であり、水蒸気や重質炭化水素などの天然ガス中の凝縮性成分の液化に適しています。

スワーラーは 3S の主要コンポーネントの 1 つです。このセクションでは、スワーラーの構造が流れ特性と分離効率に及ぼす影響を調査しました。一般に、スワーラーはアクティブスワーラーとパッシブスワーラーに分けられます。従来の3S（アクティブスワーラーを搭載した3S）では、スワーラーがノズルの収束部に配置されていました。アクティブ方式では、スワーラーの存在により天然ガスの断面積が減少します。このスワラーは流れ場の乱れや冷却性能の低下につながります。これらの欠点を克服するために、旋回運動を発生させるための受動的な方法に基づく 3 つの新しい構造が提案されました。この方法により、エネルギー損失が減少し、3S の冷却性能が向上することが期待されました。

図 8a,b に側面噴射スワーラーを搭載した 3S の噴射角度（断面の接線方向）を 0°、10°、20°、30°とした場合の冷却性能、捕集効率、分離効率を示す。、40°、50°です。一定の動作条件で噴射角度が 0° から 50° に増加すると、衝撃波の位置が x = 54.4 cm から x = 60 cm にシフトしたことが観察できます。その理由は、噴射角度を0°から50°まで変化させることにより、圧力エネルギーの損失が減少するためです。通過する流体の圧力エネルギーが高くなるほど、衝撃波の位置が出力に向かって移動することは明らかです。この衝撃波の位置の変化は、温度の低下と冷却性能の向上にもつながります。さらに、噴射角度を 0° から 10° に増加させると、ノズル内の最低温度が上昇し、冷却性能が低下することが観察できます。この変更により収集効率が向上しました。注入角度が 10° と 50° の場合、最低温度はそれぞれ約 215.78 K と 204.02 K でした。噴射角度10°の場合に比べて、噴射角度50°の場合は冷却性能が約18.8%向上することになります。これに対し、噴射角度１０°、５０°では、水滴の捕集効率はそれぞれ約８９％、約４８％となった。結論として、冷却性能と収集効率の間のトレードオフを見つける必要があります。図 8a、b は、ノズルの分離効率が最初に向上し、その後噴射角度の増加に伴って低下したことを示しています。噴射角度が 10°から 50°に増加すると、水滴の分離効率は 70.8% から 45.5% に低下し、ある程度の温度を超えると、噴射角度の増加に伴って分離効率が増加しなくなることがわかります。旋回角１０°で最も高い分離効率が得られることが分かる。そこで、冷却性能と捕集効率を総合的に考慮し、3Sの噴射角度10°を提案しました。 0°から 50°までのすべての噴射角度について、NGL 回収のために一定量の圧力降下 (一定の圧力エネルギー) が考慮されました。渦巻き運動の生成（したがって遠心力の生成）に費やされる圧力エネルギーが大きくなるほど、冷却に費やすエネルギーが少なくなることが明らかです。一方、旋回流量や遠心力が大きいほど捕集効率は高くなります。図 10 に示すように、噴射角度 10° はより多くの渦巻き運動を提供し、結果に基づくと、この角度で最も高い捕集効率が得られます。したがって、他の噴射角度と比較して噴射角度 10° で冷却効率が最も低くなるのは、温度を下げるために利用できるエネルギーが少ないためです。ただし、噴射角度10°では冷却性能よりも捕集効率の影響が大きく、結果としてこの角度で最も高い分離効率が得られます。

水用の側面噴射スワーラー（a、b）、サーペンタインスワーラー（c、d）、Uターンスワーラー（e、f）を備えた3Sの捕集効率、冷却性能、分離効率に及ぼす構造パラメータの影響（a、 c、e）および炭化水素液滴（b、d、f）。

サーペンタインスワラーを備えた3Sのサーペンタイン半径、軸ピッチ、ターン数(回転数)などの様々な構造パラメータが分離効率に及ぼす影響を調査した。まず、蛇行半径と軸ピッチが冷却性能、捕集効率、分離効率に及ぼす影響について感度解析を実施した。蛇行半径と軸ピッチの調査範囲は、それぞれ 10 ～ 20 cm (Rbig = 10、12.5、15、17.5、20 cm) と 12 ～ 18 cm (12、14、16、18 cm) でした。シミュレーション結果によれば、サーペンタイン半径２０ｃｍ、軸ピッチ１６ｃｍで最も高い分離効率が得られた。したがって、より高い分離効率を得るには、サーペンタインスワーラーを備えた 3S の軸方向のピッチを適度にする必要があります。蛇行半径が小さい場合、スワーラーに大きな曲率が観察され、蛇行半径が大きい場合、わずかな曲率が観察されます。この挙動は、小さなスワーラーでは遠心力よりも抗力の役割が大きく、大きなスワーラーでは抗力よりも遠心力の役割が大きいことを意味します。

図 8c、d はそれぞれターン数が 1、2、3、4 の条件下での 3S の冷却性能、捕集効率、分離効率を示しています。巻き数の増加により捕集効率は向上しましたが、この変化はノズルの冷却性能に悪影響を及ぼしたことがわかります。結論として、ターン数の増加は、3S の分離効率にプラスとマイナスの両方の影響を及ぼしました。ただし、この場合の分離効率に対する捕集効率の影響は、冷却性能よりも重要でした。したがって、適切な分離効率を達成するには、巻き数を 4 にすることが提案されました。

ここでは、Uターンスワラーを搭載した3Sの流動特性と分離性能を検討しました。この構造では、一定の断面積を持つ U ターンチューブによって必要な遠心力が発生します。膨張特性（冷却性能）と収集効率に対するUターン半径の影響を図8e、fにプロットしました。 U ターン半径が 10 cm から 20 cm に増加すると、水滴と凝縮液滴の分離効率がそれぞれ 13.7% から 20.2%、12.2% から 15.8% に増加したことがわかります。この結論は、U ターン半径が U ターンスワラーを備えた 3S の分離効率にほとんど影響を及ぼさないことを示しています。このＵターンスワラーは適切な冷却性能を示したものの、この構成では捕集効率が低かった。

前のセクションで示したシミュレーション結果は、スワーラーの構造がノズルの分離効率に大きく影響することを実証しました。さらに、図３と図４を比較すると、図８および９から、より高いスワール強度では、捕集効率が大幅に改善されたと結論付けることができる。これとは逆に、スワール強度が増加すると下限温度が上昇し、液滴形成速度と分離効率が低下しました。一方で、大きな遠心力が必要となりますが、他方では、この旋回流がラヴァルノズルの冷却性能を破壊します。したがって、スワールの強さと冷却性能の間には反比例の関係があります。これに基づいて、捕集効率と冷却性能の両方が最適な状態になる適切なポイントを見つける必要があります。さらに、最大旋回速度が増加するにつれて、遠心力が増加することが明らかです。その結果、蛇行スワーラーは他のスワーラーよりも強い遠心力を提供します。さらに、スワール強度の増加に伴い、半径方向に沿った速度プロファイルの不均一性がより顕著になり、セパレータ壁に近づくと速度勾配が上昇します。図 8 に示すように、サーペンタインおよび U ターンスワーラーを備えた 3S は、サイド噴射スワーラーを備えた 3S と比較して不均一な速度プロファイルを提供しました。

さまざまなスワーラー構造の速度プロファイル (m/s) (a、c、e) およびスワール速度分布 (m/s) (b、d、f)。

得られた結果 (図 8) に基づいて、U ターンスワーラーは、同じ動作条件下でサーペンタインスワーラーや側面噴射スワーラーと比較して分離効率が低いと結論付けることができます。結論として、側面噴射と蛇行スワーラーにより、液滴を気相から分離するためのより強力な遠心力が引き起こされました。最適点におけるサイドインジェクションとサーペンタインスワーラーは、同様の分離効率 (約 70%) を示しました。サーペンタインスワーラーは、サイド噴射スワーラーよりも強い遠心力を3S内部に発生させました。サーペンタインスワラーにより大きな旋回流が発生するが、この構造では3Sセパレータの膨張特性や冷却性能が低下する。さらに、蛇行スワーラーの速度プロファイルは均一に分布していないことがわかります。蛇行渦発生装置の主な欠点は、高い乱流が発生するため安定性が低いことです。したがって、最適な構造として、ノズル入口に旋回発生器が取り付けられる。したがって、冷却性能と流れの安定性に基づいて、側面噴射スワーラーがさらなる研究に最適なケースとして選択されました。一方、産業用途向けの側面噴射スワーラーの設置は、サーペンタインスワーラーの設置よりも簡単で経済的です。

スワーラー構造が流れ特性に及ぼす影響を考慮した研究はわずかです。さらに、これらの研究のほとんどすべてはアクティブスワーラーに焦点を当てています。たとえば、Yang et al.47 は CFD モデリングを使用して、ガス精製用途の 3S のベーン構造を最適化しました。彼らは、旋回流を強化すると膨張特性が弱くなることを観察しました。さらに数値解析により静翼の旋回角度、高さ、枚数を最適化した。 Wen ら 21 は、DPM を使用して、強い渦流に対するデルタ翼の影響を評価しました。彼らは、大きなデルタ翼が強い旋回流を生成する一方、小さなデルタ翼はその上の流れにわずかな影響しか与えないことを観察しました。アクティブ方式の場合、ガス流の途中にスワーラーが存在すると膨張現象が悪化して、ノズル内に天然ガスの流れが滞留する可能性があります。さらに、アクティブスワーラーはエネルギー損失を引き起こすだけでなく、天然ガスの流れをより乱流にします。例えば、Wen et al.63 は、3S における天然ガスの速度、質量流量、および温度に対する渦巻きの影響を数値的に研究しました。彼らは、渦の強さの増加により、出口におけるガスのマッハ数の不均一な半径方向分布が引き起こされると報告しました。そこで本研究ではこれらの欠点を克服するために、パッシブ法と呼ばれる新たな旋回流の発生方法を検討した。本研究では、スワーラーの代替構造をいくつか提案し、それらが流れの挙動に及ぼす影響を評価しました。

スワーラーの構成は、3S の分離性能において重要な役割を果たします。本稿では，スワーラの新しい構造を提案し，それが 3S の分離性能に及ぼす影響を検討した．エネルギー損失を改善する観点から、過剰な抵抗の問題を克服するために、旋回流を生成するための 3 つの受動的な方法が検討されました。これらのスワーラーでは、サイド噴射スワーラー、Uターンスワーラー、サーペンタインスワーラーなどの受動的な手法によりスワール運動を生成しました。ノズル分離性能を向上させるため、ノズル内の旋回流挙動を最適化しました。前のセクションで見たように、側面噴射パイプは強い遠心力を発生させて、ガス流から液滴を分離します。そこで本論文では、アクティブスワーラーを使用する代わりに、サイドインジェクトスワーラーと呼ばれる新しい方法を使用してスワール流を生成しました。

図 10a は、それぞれ 0°、10°、20°、30°、40°、50°を含む 6 つの異なる考慮された噴射角度に対する y = 0.4 m での渦流速度のプロファイルを示しています。図10aに示すように、スワール速度は増加し、噴射角度10°で最大値に達し、その後減少しました。噴射角度１０°および５０°の場合の最大旋回速度は、それぞれ約５３．８ｍ／秒および４３．５ｍ／秒であった。したがって、10°の旋回角は、天然ガス流から液滴を分離するためにより高い遠心力を生成しました。その結果、設計された 3S (サイド噴射スワーラーを備えた 3S) は、外部機器を使用せずに適切なスワール速度と分離効率を実現しました。

さまざまな噴射角度における渦流速度 (y (長さ) = 0.4 m) (a) および質量流量比 (b) 。

図 10b は、スワーラーを備えた 3S の総質量流量と単純構造の質量流量の比 (J = mSwirl/mSimple) と噴射角度の関係を示しています。見てわかるように、最小質量流量は 10°の噴射角度で得られました。これは、渦の強さに基づいて正当化できます。旋回強度が増加するにつれて、スロートでの総質量流量が減少することが観察できます。この角度では、渦巻き運動を生み出すためにより多くのエネルギーが費やされ、前に進むために費やされるエネルギーが少なくなるからです。したがって、質量流量が減少しました。

このセクションでは、排水口の構造を最適化することを目的としています。すべての場合において、スリップガスの流量はノズルを通過する総流量の約 10% です。水滴と凝縮液滴の分離効率に対するクリアランス長の影響をそれぞれ図11a、bに示します。排水システムについては、3 つの異なるクリアランス長さが考慮されました。調査されたクリアランスの長さは、それぞれ 0 mm、2 mm、および 4 mm (クリアランス深さは 2 mm 一定) でした。分離性能は排水ポイントのクリアランス長さの影響を受けることが観察できます。図11a、bに示すように、クリアランス長さが増加すると、捕集効率も増加し、冷却効率は減少しました。したがって、捕集効率と冷却性能のトレードオフを考慮してクリアランス長を最適化する必要があります。シミュレーションの結果、ギャップサイズがゼロから4mmに増加すると、水滴と凝縮水滴の捕集効率がそれぞれ83％から90％、67％から75％に向上することが実証されました。この捕集効率の向上の原因は、より多くの液滴が排水口に直接入り、より大きなギャップサイズにより気相から除去されることができるためである。逆にクリアランス長さが長くなると、圧力エネルギーの損失が大きくなり、冷却性能が低下します。さらに、クリアランス長さがゼロから 4 mm に増加すると、ノズルの分離効率が最初に向上し、その後低下することが観察できます。したがって、クリアランス長さ 2 mm で最も高い分離効率が得られました。したがって、得られた結果に基づいて、最終的なクリアランス長さは 2 mm に決定されました。

クリアランス長さ (a、b) とクリアランス深さ (c、d) が水滴 (a、c) と凝縮水滴 (b、d) の分離効率に及ぼす影響。

図 11c、d は、分離効率に対する排水ポートのクリアランス深さの影響を示しています。調査した隙間の深さは、それぞれゼロ（フラッシュタイプ）、2、および 4 mm（一定の隙間長さ 2 mm の場合）でした。クリアランス深さのサイズを大きくすると、ノズルの性能にプラスとマイナスの両方の影響があることがわかります。シミュレーションの結果、クリアランス深さのサイズが0から4 mmに増加するにつれて、セパレータの冷却性能は83.2から56.8%に低下することが実証されました。これは、フラッシュタイプの排水ポートを備えたノズルが凝縮性成分の核形成により適していることを意味します。この問題は、断面積の減少と流れ場の乱れが原因でした。したがって、フラッシュタイプの排水構造を備えたノズル（L深さ = 0 mm）は、内部拡張構造を備えたノズル（L深さ > 0 mm）よりも最低温度が低くなります。フラッシュタイプの排水構造を備えたノズルの主な欠点は、捕集効率が低いことでした。このフラッシュ式排水構造の欠点を克服するために内部延長構造を設置し、その捕集効率への影響を調査した。内部延長構造により、挿入された排水口壁に液滴が衝突することにより、分離される液滴数が増加し、捕集効率が向上しました。例えば、PLR 0.2 の下では、凝縮水滴のクリアランス深さ 2 mm の内部拡張構造の捕集効率は、フラッシュ型構造の 2.2 倍高くなります。したがって、内部拡張構造により、セパレーターから漏れる液滴の数が最小限に抑えられました。これは、内部延長構造の高さが水洗式構造に比べて高く、その結果、水滴が排水口の壁に当たることで捕集効率が向上するためである。これに対し、前述したようにこの構造ではフラッシュタイプの排水口を備えた3Sに比べて冷却性能が低下してしまいました。したがって、最も高い分離効率が得られる最適点を見つける必要があります。図 11c、d は、クリアランス深さ 2 mm の内部拡張構造を備えたノズルで最高の分離効率が得られたことを示しています。結論として、これらの基準に基づいて、クリアランスの長さと深さの両方を 2 mm に選択しました。

幅広い運用条件下で天然ガスがどのように動作するかを理解することが重要です。このセクションでは、前のセクションで構造を最適化したノズルについて、液滴直径、液滴密度、PLR などのさまざまな動作パラメーターが分離効率に及ぼす影響を調べました。

調査対象の液滴には 0.25、0.5、1、2、3、4 μm を含む 6 つの異なるサイズが定義され、水および炭化水素の液滴のサイズと密度を増加させる効果が調査されました (図 12)。シミュレーション結果は、より小さいサイズと密度の液滴が気相によって持ち越されることを示しました。液滴サイズが大きくなるにつれて捕集効率が向上していることがわかります。ニュートン力学の法則によれば、大きな液滴にかかる力は小さな液滴よりも大きくなります7。例えば、直径 0.5 μm の凝縮液滴の場合、捕集効率は約 49% でした。これは、小さな液滴が気相とともに逃げやすいことを意味します。これに対し、直径 4 μm の同じ液滴では、捕集効率は 97% に達しました。したがって、適切な分離性能を得るには、液滴の直径を大きくする必要があります。ラヴァルノズルでの核生成速度を高めるには、ノズル内の過飽和度を高める必要があります。その後、小さな液滴が互いに合体して大きな液滴を形成し、遠心力によって分離壁に投げ込まれました。

分離効率に対する水 (a) と凝縮水 (b) の液滴サイズの影響。

また、液滴密度の増加に伴い分離効率も向上した。この改善の原因は、気液密度差により液滴が気相から分離されるためです。この差を大きくすることで分離効率が向上しました。したがって、図 12 に示すように、すべてのサイズの水滴が凝縮水よりも高い分離効率を示します。これは水滴の遠心力が大きいためと考えられます。

PLR は、衝撃波の位置、分離効率、質量流量、ノズル内の最低温度に影響を与える重要な操作パラメーターの 1 つです。最適な冷却性能、収集効率、分離効率を得るために、最適化スキームでは 0.15、0.175、0.2、0.225、0.25、0.275、0.3 などの PLR のさまざまな値が考慮されました。図 13 は、対象となるノズルの冷却性能、捕集効率、分離効率に対する PLR の影響を示しています。 PLRを高めることで3Sの冷却性能が大幅に向上しました。その理由は、入口と出口の間の圧力勾配が増加すると、作動流体の温度を下げるためにより多くの圧力エネルギーが利用できるためです。逆にPLRを大きくすると捕集効率は低下した。この捕集効率の低下は、圧力勾配の増加に伴い作動流体の速度が増加し、その結果、液滴の逃げが促進されるためである。しかし、これら 2 つのパラメータの間では、冷却性能が捕集効率よりも大きな影響を及ぼし、その結果、PLR が増加するにつれて分離効率が向上しました。 CFD モデリングにより、PLR 0.3 で最適な分離性能が得られることが実証されました。一方、PLRを大きくすると冷却効率や分離効率は向上しますが、エネルギー損失量が大幅に増加することに注意してください。

水滴 (a) と凝縮水滴 (b) の分離効率に対する PLR の影響。

速度と温度プロファイルに対するさまざまな PLR の影響も研究されました。図14に示すように、PLRが増加するにつれて、コンバージェント-ダイバージェントノズル内の超音速領域が拡大しました。さらに、PLRの増加に伴い最高速度も増加しました。対照的に、最低温度と出口温度はPLRが増加するにつれて低下し、PLRが増加するにつれて冷却深さと液化能力が向上することが示されました。

(a、b) PLR = 0.3、(c、d) PLR = 0.225、(e、f) PLR = の速度 (a、c、e) および温度プロファイル (b、d、f) に対する PLR の影響。 0.15。

図14に示すように、衝撃波発生後、温度は急激に低下し、速度は急激に増加しました。 PLR の増加により、衝撃波は収集点を超えるセパレーター出口に向かって移動しましたが、PLR を減少させると衝撃波はノズル入口に向かって移動しました。 PLR を下げる場合、気相から分離する前に液相の一部が再蒸発します。したがって、衝撃波の位置は分離器の性能に大きく影響します64。衝撃波の位置を収集点に合わせるには、PLR (または一定の供給圧力での出口圧力) を変更する必要があります。たとえば、PLR が 0.15 に減少すると、最低温度 246.3 K で衝撃波の位置が上流に移動します。この条件では、スロートでのマッハ数が 1 より小さくなり、流れの状態は超音速ではなくなります。

図１５では、位相包絡線図の変化、ＮＧＬ回復率、および露点降下が、ＰＬＲおよび噴射角度の値の関数として示されている。 HC 露点は、冷却プロセス中に液相が形成される温度として定義されます。図 15 は、出口圧力を下げると露点が低下し、NGL 回収率が増加することを示しています。たとえば、PLR が 0.2 および 0.3 の場合、HC 露点降下はそれぞれ約 10.2 °C および 11.4 °C でした。したがって、出口で望ましい露点を達成するように PLR を調整する必要があります。さらに、指定された PLR (PLR = 0.2) では、最大露点降下が噴射角度 10° で発生したことが観察できます。この問題の理由は、「旋回流の受動的な生成方法」セクションで示したように、この噴射角度では、調査された他の噴射角度よりも低いエントレインメントが観察されたためです。特徴付けるべきもう 1 つの重要なパラメータは、位相包絡線図です。さまざまな動作条件での相包絡線図を、フィードガスと乾燥ガス出口について図15e、fに示しました。天然ガスの相挙動は、その成分の強力な関数です3。この混合ガスの図は、SRK EOS に基づいてプロットされました。供給ガスと比較して、乾燥ガス出口の露点曲線がより低い温度に移動していることは明らかです。この現象の原因は、位相包絡線図の領域が重質部分の強い関数であることです。重質炭化水素の分離における 3S の性能が高くなるにつれて、乾燥ガスアウトの相包絡線図の領域が小さくなることにご注意ください3。このことから、注入角度 10°の 3S が最も高い分離効率を示します。

NGL 回収率 (a、b) に対する PLR (a、c、e) (注入角度 10°の場合) および注入角度 (b、d、f) (PLR 0.2 の場合) の影響、(c) 、d）露点降下および（e、f）乾燥ガス出口の相包絡線図（同伴効果が考慮されました）。

重質炭化水素の存在が天然ガスの HC 露点と相包絡線図に大きな影響を与えていることが観察できます。ＨＣ露点が低下すると、ガス凝縮生成速度が増加することが明らかである。図 15a は、指定された注入角度 (この場合は 10°) の場合、より高い PLR でより多くの液相が分離されたことを示しています。これは、指定された入口圧力で出口圧力を下げることによって凝縮効率が向上したことを意味します。さらに、図１５ｂは、所与のＰＬＲについて、最大の凝縮水回収率が１０°の噴射角度で得られたことを示している。したがって、位相包絡線図、露点降下、NGL 回収率を含む 3 つの異なるパラメーターの分析に基づいて、ガス凝縮液を分離する最適点は、噴射角度 10°、PLR 0.3 です。

3S のパフォーマンスを特徴付けるために使用できるもう 1 つの重要なパラメーターは、コンポーネントの収集効率です。したがって、エントレインメント効果を考慮して、PLR および噴射角度に対するさまざまな成分の捕集効率を図 16 に示しました。 10°の噴射角度でわかるように、PLR が増加するにつれて、すべての成分の捕集効率、特に重炭化水素が劇的に増加しました。さらに、特定の PLR について、最大の成分収集効率 (考慮したすべての成分について) は 10° の噴射角度で得られました。重質炭化水素が露点線（液化温度）に達すると、３Ｓで凝縮することが明らかである。見てわかるように、特定の PLR では、より重い炭化水素ほど高い成分収集効率を示しました。これは、これらのより重い炭化水素が高温で液化するためです。さらに、特定の炭化水素では、この条件で 3S 内部の最低温度が低下したため、より高い PLR でより高い成分収集効率が得られました。

噴射角度 10° (a) および PLR = 0.2 (b) の噴射角度での PLR が成分収集効率に及ぼす影響。

この作業では、COMSOL Multiphysics ソフトウェアを使用して、有限要素法を使用して開発された方程式を解きました。シミュレーション結果は、開発されたモデルが超音速分離挙動を正確に予測できることを実証する文献の実験データとよく一致しています。得られた結果から、収束部の線種が 3S の冷却性能に大きく影響することが分かりました。ウィトジンスキー曲線によって設計されたラヴァルノズルは、他のものと比較して最高の冷却性能を示します。特定の3Sにおける旋回流を生成する受動的手法をCFDモデリングにより検討した。この目的のために、スワーラーにはサイドインジェクション、サーペンタイン、U ターンの 3 つの異なる構造が検討されました。 3Sの分離効率を正確に解析するために、各構造の捕集効率と冷却性能を求めました。実行された分析に基づくと、蛇行構造と側面注入構造を備えた 3S は同様の分離効率を持っています。ただし、噴射角度 10°の側面噴射構造の方が流動安定性が高く、経済的な観点からこの構造を構築するのがより簡単で経済的です。したがって、サイド噴射スワーラーを備えた 3S が最適なケースとして選択されました。

最適化されたノズルについて、液滴サイズ、密度、PLR 値などの操作パラメーターが分離効率に及ぼす影響が調査されました。液滴のサイズが大きく密度が重いほど、分離効率が向上することが観察されました。一方、PLRが高いほど、分離効率が高いことが観察されました。 NGL の回復速度、露点降下、および位相包絡線図に対するこれらの動作パラメーターの影響も、側面噴射スワーラーを備えた 3S について調査されました。シミュレーション結果は、この場合、より高い PLR および 10°の噴射角度で、NGL の回復率と露点降下が増加することを示しました。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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シャリフ工科大学化学石油工学部、アザディ通り、テヘラン、イラン

ファトラ・ファルハディ

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ショーグル、SN、ナデリファール、A.、ファルハディ、F. 他。数値流体力学モデリングによる超音速分離器における旋回流の新しい受動的生成方法の研究。 Sci Rep 12、14457 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-18691-x

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受信日: 2022 年 2 月 13 日

受理日: 2022 年 8 月 17 日

公開日: 2022 年 8 月 24 日

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科学レポート (2022)

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