Investigación de nuevos métodos pasivos de generación de flujo de remolino en separadores supersónicos mediante el modelado de dinámica de fluidos computacional

Dec 15, 2023

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 14457 (2022) Citar este artículo

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En este artículo, se investigaron tres métodos pasivos para la generación de flujo de remolino en el separador supersónico (3S), y sus estructuras se optimizaron mediante el modelado de dinámica de fluidos computacional (CFD). También se evaluó la influencia de los parámetros estructurales y operativos en la depresión del punto de rocío, el diagrama de envolvente de fase, la tasa de recuperación de gas natural líquido (GNL) y la eficiencia de separación. La eficiencia de recolección mejoró significativamente para la boquilla equipada con el remolino pasivo en comparación con la boquilla simple. La selección del tipo de remolino pasivo desempeñó un papel crucial en la licuefacción y separación del gas natural. El remolino de inyección lateral y el remolino serpentino mostraron la mejora más significativa en la eficiencia de separación que el remolino de giro en U. Para el remolino inyectado lateralmente en el ángulo de inyección óptimo, la máxima eficiencia de recolección fue de alrededor del 89 % con una relación de pérdida de presión (PLR) de 0,2. Además, los resultados de la simulación demostraron que para la serpentina 3S, con el aumento del número de torsión de la serpentina, se obtuvo la mayor mejora en la eficiencia de recolección de la boquilla investigada. Además, se observó que, cuando se diseñó el perfil de sección convergente según el tipo de línea de Witoszynski, se obtuvo una zona de refrigeración mayor que otros perfiles considerados.

El gas natural extraído del yacimiento subterráneo contiene hidrocarburos pesados ​​y vapor de agua. La corrección de los puntos de rocío del agua y los hidrocarburos (HC) es esencial, ya que la presencia de fases líquidas aumenta el riesgo de corrosión de las tuberías y la formación de hidratos durante el transporte de gas natural. Se emplean varias técnicas tradicionales, incluida la separación por membrana, el proceso criogénico, la absorción y la adsorción, para corregir el punto de rocío del agua y los HC1,2,3,4. Estos métodos de separación convencionales requieren grandes equipos de separación, altos costos operativos y de capital y pueden causar problemas operativos. En conclusión, se debe desarrollar un nuevo método de separación para corregir el punto de rocío del gas natural. El 3S es un método revolucionario para la deshidratación de gas natural y la recuperación de LGN. El 3S es capaz de corregir puntos de rocío de agua y HC con la tasa máxima de recuperación de NGL y un costo mínimo3. El 3S es apropiado para operaciones no tripuladas, especialmente para áreas remotas y plantas en alta mar5. El proceso de separación dentro del 3S tarda unos dos milisegundos6. En consecuencia, esta nueva tecnología no requiere inhibidores químicos para evitar la formación de hidratos debido al tiempo de residencia muy bajo del proceso de separación.

En los últimos años, una parte importante de los estudios se han realizado para optimizar la eficiencia térmica de diversos procesos3,7,8,9. Para estas optimizaciones se utilizan generalmente simulaciones de procesos y estudios numéricos4,10,11,12. La eficiencia térmica se puede mejorar de dos formas: 1—modificación de la estructura mecánica del equipo investigado7 y 2—mejora de las propiedades termofísicas del fluido base13,14,15. Por ejemplo, Ulah et al.14 emplearon el nanolíquido híbrido que incluía una combinación de nanopartículas AA7072 y AA7075 y agua (nanopartículas de aleación de agua y aluminio) para mejorar la transferencia de calor del fluido investigado. Observaron una gran influencia de los nanomateriales híbridos a lo largo de su estudio en comparación con los nanomateriales normales. En otro trabajo, Ulah et al.16 utilizaron dos tipos de nanofluidos, incluidos nanotubos de carbono de pared simple y de pared múltiple como nanopartículas y etilenglicol como fluido base. Observaron que el número de Nusselt es mayor para los nanotubos de carbono de pared simple en comparación con los nanotubos de carbono de pared múltiple. Atribuyeron este comportamiento a la mayor conductividad térmica de los nanotubos de carbono de pared múltiple en comparación con los nanotubos de carbono de pared simple.

Los tres procesos de refrigeración principales incluyen el proceso Joule-Thomson (JT), el proceso turboexpansor y el proceso 3S3. El proceso JT es el proceso de licuefacción más común en la industria del gas natural; sin embargo, según los resultados, la eficiencia de separación del 3S es mayor que la del proceso JT3,7. Alfyorov et al.17 informaron que esta boquilla convergente-divergente separa las especies de gas natural con un ahorro de hasta un 20 % en el consumo de energía del compresor en comparación con la misma condición operativa conducida por la válvula JT y el turboexpansor. El 3S tiene alta disponibilidad debido a la falta de partes móviles. El primer grupo que trabajó en esta tecnología fue un equipo de ingeniería de los Países Bajos que se llama Twister BV18. Al mismo tiempo, un equipo de ingeniería ruso también estudió la aplicación industrial de este equipo y lo denominó tecnología 3S17. Previamente, se propusieron tres métodos diferentes para generar un flujo de remolino dentro de la boquilla. Un método implementa el separador supersónico tipo U19,20, el segundo usa el ala delta que se monta después de la salida de la boquilla21 y el otro usa la paleta estática para generar un flujo de remolino7.

En los últimos años, el uso de modelos matemáticos22,23,24 y modelos CFD3,25 para explicar el comportamiento de diversos fenómenos físicos se ha incrementado significativamente. El modelado CFD fue el método principal en la evaluación del comportamiento del flujo a través de las 3S. Por ejemplo, Jassim et al.26,27 emplearon el modelo CFD para investigar las propiedades de flujo del gas natural a alta presión en el 3S. Investigaron la influencia de la vorticidad, las propiedades reales del gas y la estructura de la tobera en el rendimiento del 3S. Observaron que la ubicación de la onda de choque cambió significativamente al asumir un modelo de gas real en lugar del modelo de gas perfecto. Haghighi et al.20 sugirieron un nuevo U-turn 3S para la generación de fuerza centrífuga y simularon la estructura propuesta con el modelado CFD. Informaron que el modelado CFD es una herramienta valiosa y confiable para analizar el comportamiento de 3S. Yang y Wen28 utilizaron el modelo CFD para investigar el comportamiento del movimiento de partículas dentro del 3S con el fuerte remolino. Observaron que cuando el tamaño de las gotas de líquido superaba los 1,5 µm, se podía obtener una eficiencia de separación superior al 80 %. Escue29 empleó dos modelos de turbulencia, incluido el modelo de tensión de Reynolds (RSM) y el modelo RNG κ-ε, para simular numéricamente el flujo de remolino dentro de una tubería recta. Los resultados ilustraron que a un flujo de remolino alto, el modelo RSM predijo con mayor precisión el perfil de velocidad experimental, mientras que a un flujo de remolino bajo, el modelo RNG κ-ε predijo mejor los valores experimentales. Liu et al.30 emplearon el método de partículas discretas (DPM) para predecir el comportamiento de las gotas dentro de una boquilla convergente-divergente donde el diámetro de las gotas varía en el rango de 10 a 50 µm. En varios documentos, la influencia de los parámetros operativos en la eficiencia de separación también fue predicha por el modelo CFD. Por ejemplo, Bian et al.31 simularon la separación supersónica con modelado CFD para analizar la condensación del gas natural utilizando este equipo. Investigaron la influencia de la composición de los componentes, la presión de salida, la temperatura de alimentación y la presión en el proceso de condensación. Vaziri y Shahsavand32 optimizaron los componentes de velocidad del gas natural utilizando el software COMSOL para maximizar tanto la aceleración centrífuga como la fuerza del remolino. Finalmente, también se estudió la influencia de la presión y la temperatura de entrada sobre la aceleración centrífuga y el número de turbulencias.

En los últimos años, se han realizado varios estudios experimentales y numéricos para investigar la influencia de los parámetros estructurales en el comportamiento de separación del 3S. Por ejemplo, Wen et al.33 estudiaron numéricamente el campo de flujo y las características de separación de partículas por el DPM en el 3S. Observaron que la geometría de la boquilla podría mejorar el rendimiento de la separación. La estructura del 3S fue optimizada por Bian et al.34. Pospusieron la generación de ondas de choque al disminuir el ángulo de apertura de la sección en expansión. Esta modificación mejoró el dominio de la región de baja temperatura y mejoró la eficiencia de separación y el rendimiento de refrigeración del 3S. Wen et al.35 investigaron numéricamente el flujo de turbulencia del gas natural en tres difusores de nuevo diseño. Informaron que el difusor cónico con recuperación de alta presión era un caso adecuado para la tobera convergente-divergente. La boquilla de Laval desempeñó un papel crucial en la licuefacción de componentes condensables en el método de separación supersónica. Zhao et al.36 estudiaron numéricamente la influencia del tipo de línea de la sección convergente en el proceso de flujos de condensación de vapor sobrecalentado en un 3S. Observaron que una contracción lenta del perfil convergente pospuso la formación de gotas de líquido. Hou et al.37 diseñaron la parte convergente de 3S utilizando cuatro tipos de línea, incluida la curva bicúbica, la curva polinomial quíntica, la curva de Witoszynski y la traducción de la curva de Witoszynski. Informaron que el número de gotas tenía una tendencia a aumentar para la sección convergente diseñada por la traslación de la curva de Witoszynski. La influencia de parámetros operativos como la temperatura de entrada, la presión de entrada, la contrapresión y el caudal másico también se ha estudiado en varios trabajos38,39. Por ejemplo, Liu et al.40 investigaron una unidad de deshidratación de gas natural y observaron que para una plataforma interior 3S, el caudal de fluido, la posición de la onda de choque y el PLR tenían una influencia significativa en el comportamiento de deshidratación de la unidad. Vaziri y Shahsavand41 también evaluaron la influencia de varios parámetros, incluida la temperatura de entrada, la presión de entrada, la velocidad de entrada, la velocidad de salida y la recuperación de presión, en el tamaño y la estructura del 3S utilizando una red neuronal entrenada. Niknam et al.42 desarrollaron un modelo de red neuronal para la caracterización del comportamiento del flujo dentro del 3S. Informaron que la sensibilidad de la posición de la onda de choque a la condición límite de presión era mayor que la condición límite de temperatura.

El 3S se puede utilizar en la industria del petróleo y el gas para corregir los puntos de rocío del agua y los HC, mejorar la recuperación de LGN y deshidratar el gas natural. Este documento se centró en el empleo de 3S para aumentar la recuperación de NGL de un proceso JT existente. El objetivo de este estudio es la optimización de la configuración 3S y el remolino para mejorar el rendimiento de la separación con una recuperación de presión adecuada. Para lograr esto, se presentó un método pasivo alternativo para la generación de flujo de remolino dentro del 3S. El rendimiento de enfriamiento y la eficiencia de recolección se emplearon para caracterizar el comportamiento de separación dentro de las 3S. Se consideraron varios tipos nuevos de remolinos con una geometría novedosa, incluidos los remolinos de inyección lateral, serpentina y de giro en U, luego, el modelado CFD encontró la estructura óptima y las condiciones operativas requeridas para generar un flujo de remolino dentro del 3S. Estos 3S operaron en modo pasivo. Según el leal saber y entender del autor, hasta el momento no se informó sobre el remolino serpentino inyectado lateralmente para la generación de flujo de remolino dentro del 3S.

En este estudio, se realizó una investigación comparativa para analizar la influencia del uso de métodos pasivos para la generación de flujo de remolino en el rendimiento de la boquilla. En los últimos años, se utilizaron dos métodos, incluido el software de simulación de procesos y el modelado CFD, para predecir la eficiencia de separación del 3S3. En este estudio, en primer lugar, se utilizó el modelado CFD para seleccionar la estructura adecuada del remolino pasivo. Luego, se empleó el software de simulación Aspen Plus para determinar el diagrama de envolvente de fase, la tasa de recuperación de NGL y la depresión del punto de rocío para la estructura optimizada. Un 3S se compone de diferentes secciones, incluido el remolino, la boquilla Laval, el puerto de drenaje y el difusor (Fig. 1). La tobera Laval es la parte principal de una tobera convergente-divergente que incluye una parte convergente, una sección de garganta y una sección divergente. En la boquilla Laval, el gas natural se expande, su velocidad aumenta y el gas se enfría, y las gotas de líquido se inician y forman. Después de eso, el flujo centrífugo generado por un remolino dirigió las gotas de líquido hacia la pared del separador. La fase líquida se separará en el puerto de drenaje y el gas seco se dirigirá hacia la salida de gas. Se seleccionó el ángulo de apertura de 22°43 para el puerto de drenaje. El papel del difusor es recuperar la presión. Las dimensiones detalladas del 3S se presentan en la Fig. 1. En la entrada de la boquilla Laval, se instaló una sección estable para que el flujo de gas de alimentación sea uniforme y menos turbulento. La longitud adecuada de la sección estable era de aproximadamente 0,5 Din44.

Esquema de las 3S estudiadas.

La velocidad del gas natural se incrementa a través de la sección convergente desde la entrada hasta la garganta, pero la mayor velocidad se obtuvo en la garganta. Si la velocidad del gas era sónica en la garganta, aumenta a supersónica en la sección divergente de la boquilla Laval. Sin embargo, si la velocidad del gas fuera subsónica allí, será subsónica en toda la longitud de la boquilla. Después de la garganta, dependiendo de la estructura de la sección divergente, se observará una variación brusca de temperatura, presión y velocidad. El número de Mach es un parámetro adimensional, que se define de la siguiente manera:

donde u es la velocidad del gas dentro de la boquilla y C es la velocidad del sonido que se calcula mediante la siguiente ecuación45:

donde V es el volumen específico del gas natural. El comportamiento del flujo de gas natural en el 3S fue descrito por las ecuaciones de masa, cantidad de movimiento y energía, respectivamente. Estas ecuaciones están representadas por las Ecs. (3)–(6).

La ecuación de conservación de la masa es:

La ecuación de conservación de la cantidad de movimiento es:

donde el tensor de tensión (r) está definido por la ecuación. (5):

La ecuación de conservación de la energía se describe mediante la ecuación. (6):

donde T, t, k, ρ, µ, P, u, Qvd y Cp son temperatura, tiempo, conductividad térmica, densidad, viscosidad, presión, vector de velocidad, disipación viscosa y capacidad calorífica a presión constante, respectivamente y Q es la fuente de calor. Los términos adicionales, incluido el trabajo de presión (Qp) (ecuación (7)) y la disipación viscosa (ϕ) (ecuación (8)), se importaron a la ecuación. (6) para calcular la caída de temperatura a través del 3S46:

dónde:

Para este estudio se seleccionó el análisis de gas natural de una planta de recuperación de LGN. La composición del gas natural considerada (% molar) (del análisis de cromatografía de gases) se presenta en la Tabla 1.

Una de las partes principales del 3S es el remolino. En este estudio, se consideraron varias geometrías nuevas para investigar el efecto de modificar la estructura del remolino en la fuerza del remolino y la eficiencia de separación. La mayoría de los trabajos publicados anteriormente han empleado un remolino activo para la generación de fuerza centrífuga47,48. Para el remolino activo convencional, para generar el flujo de remolino, se montó un conjunto de paletas estáticas en un cuerpo interno cónico47,48. Para mejorar el rendimiento de enfriamiento y, en consecuencia, aumentar la tasa de producción de gas condensado, se deben proponer nuevas configuraciones para el remolino. Por lo tanto, se evaluó más a fondo el efecto del uso de tres remolinos pasivos en el rendimiento del 3S. Generalmente, hay dos ubicaciones para la instalación de un remolino: (a) en la entrada de la boquilla y (b) después de la boquilla Laval. La Tabla 2 presenta el remolino pasivo considerado en este estudio.

En comparación con el proceso de separación tradicional, el 3S puede proporcionar un mayor rendimiento de separación, menor tamaño, diseño compacto, mayor disponibilidad y sin consumo de productos químicos3,7,41. Además, el 3S se puede emplear para endulzar el gas natural agrio y corregir el punto de rocío del agua y los HC3,7,49. En este estudio, se empleó el método pasivo para generar el flujo de remolino, lo que significa que no se utilizó ningún equipo externo para generar la fuerza centrífuga. En otras palabras, el método pasivo no utiliza ningún dispositivo adicional, pero la energía del gas de alimentación se usó para generar el flujo de remolino. El remolino pasivo no solo reduce la pérdida de energía, sino que también genera un flujo de remolino fuerte para la separación de gotas de líquido. Por lo tanto, se dispone de más energía para bajar la temperatura mínima. La temperatura requerida para licuar los hidrocarburos livianos no puede obtenerse mediante los procesos JT, mientras que el 3S optimizado puede proporcionar una alta recuperación de etano y propano debido a la temperatura muy baja que se logra dentro de la boquilla Laval3,7. Por lo tanto, el 3S diseñado en base al remolino pasivo no solo se puede usar en lugar del proceso JT para la recuperación de LGN (descrito en la sección "Unidad de recuperación de LGN considerada"), sino que también se puede usar para endulzar49 y deshidratar gas natural50.

En este estudio, la fase gaseosa y las gotas líquidas se consideraron como fase continua y fase dispersa, respectivamente. La densidad de las gotas de agua y de las gotas de condensado se consideró en torno a 994,4 kg/m3 y 584,6 kg/m3, respectivamente. Se asumió una forma esférica con distribución uniforme para las gotas de líquido. El tamaño de gota típico en el 3S fue de aproximadamente 0,1 a 2 µm51. Además, el modelo de seguimiento de partículas se utilizó para rastrear el movimiento de las gotas de líquido dentro del 3S y evaluar la influencia del tamaño de las gotas de líquido en la eficiencia de separación. En un 3S, el movimiento de las gotas de líquido se siguió mediante el equilibrio de fuerzas en una gota. Otra fuerza vital insertada en una gota en el flujo de gas es la fuerza de arrastre. Se empleó la ecuación de Schiller-Neuman52 para considerar la fuerza de arrastre insertada en las gotas. Esta fuerza fue definida por la Ec. (10):

donde \(w^{\prime}\) y CD (coeficiente de arrastre) fueron determinados por las ecuaciones. (11) y (12), respectivamente52:

donde ξ era el vector numérico gaussiano no correlacionado. En este estudio se descuidó la interacción mutua entre las gotitas. Además, para las gotas consideradas, debido a la mayor fuerza centrífuga inducida que la fuerza de gravedad, el efecto de esta última podría despreciarse. La eficiencia de recolección fue uno de los parámetros más cruciales al evaluar el desempeño de una boquilla convergente-divergente. En este trabajo se calculó la eficiencia de recolección en base al número de gotas separadas en el 3S. La eficiencia de recolección está definida por la ecuación. (13):

donde nEntrada es el número de gotas inyectadas y nSalida es el número de gotas transportadas por la fase gaseosa.

La condición límite de presión se especificó para la entrada y la salida de la boquilla. Además, se consideraron condiciones de contorno antideslizantes y adiabáticas para los muros separadores. La temperatura de entrada, la presión de entrada y la presión de salida fueron iguales a 278,15 K, 90 bar y 72 bar, respectivamente. Además, el caudal volumétrico de la planta de gas considerada era de unos 4 millones de metros cúbicos estándar métricos por día (MMSCMD). La relación de pérdida de presión (PLR) se definió mediante la ecuación. (14):

donde Pin y Pout son la presión del gas natural a la entrada y salida del 3S, respectivamente. En este trabajo se consideró el PLR de 0,2 para la optimización. La condensación se produce cuando la presión del gas natural es inferior a la cricondenbar y se dispone de tiempo suficiente para el cambio de fase. La caída de temperatura a través del 3S hizo que el hidrocarburo pesado se licuara, dando como resultado gas natural con punto de rocío corregido y diferente composición. Para caracterizar la eficiencia de separación, también se consideraron dos términos adicionales, que incluyen "depresión del punto de rocío" y "eficiencia de recolección de cada componente". La depresión del punto de rocío se expresó mediante la ecuación. (15):

donde \(T_{d}^{in}\) y \(T_{d}^{out}\) representan el punto de rocío de entrada y el punto de rocío de salida del gas natural. Además, la eficiencia de recolección de cada componente fue definida por la ecuación. (dieciséis):

donde \(x_{v}^{in}\) es la fracción molar del componente i en la entrada, y \(x_{v}^{dry}\) es la fracción molar del componente i en la salida. El caudal másico adimensional también se definió mediante la ecuación. (17):

donde m0 es el caudal másico a través de la tobera simple (3S sin turbulencia) y mj es el caudal másico a través de la tobera equipada con turbulencia.

El rendimiento de enfriamiento de cada estructura considerada se calculó mediante la ecuación. (18):

Después de calcular el rendimiento de enfriamiento, multiplicando la eficiencia de recolección (N) por el rendimiento de enfriamiento (J), se obtuvo la eficiencia de separación (ψ) de la siguiente manera:

donde J, Tmin-general, Tinlet y Tmin son el rendimiento de enfriamiento, la temperatura mínima dentro de la boquilla optimizada (sin remolino), la temperatura de entrada y la temperatura mínima dentro de la boquilla modificada, respectivamente.

Se seleccionaron tres modelos de turbulencia Reynolds Average Navier-Stokes (RANS) para comparar su capacidad para describir el flujo de fluidos en el 3S. Recientemente, se estudiaron varios modelos de turbulencia para caracterizar el flujo supersónico dentro del 3S3,53,54. El modelo de turbulencia κ-ε no fue adecuado para la descripción del flujo de remolino fuerte55. Para considerar el fuerte flujo de remolino dentro del 3S, se comparó la precisión de tres modelos de turbulencia, incluidos κ-ε, κ-ω y V2-f, y se seleccionó el modelo de turbulencia más preciso para una descripción adecuada del flujo de gas a través del 3S. El % AARD calculado para el modelo de turbulencia κ-ε, κ-ω y V2-f fue de aproximadamente 25,39 %, 20,56 % y 8,65 %, respectivamente. Además, como se muestra en la Fig. 2, la precisión de cálculo del modelo de turbulencia V2-f podría satisfacer los requisitos de las aplicaciones de ingeniería. En consecuencia, se utilizó el modelo de turbulencia V2-f para describir el flujo de turbulencia complejo dentro del 3S. Se consideró un nuevo parámetro llamado función de mezcla elíptica (α) en el modelo de turbulencia V2-f. Además, el modelo de turbulencia V2-f utiliza un tratamiento de pared automático, que cambia entre la formulación de función de pared y una formulación de bajo número de Reynolds. Esta característica proporciona una formulación robusta para el modelo de turbulencia V2-f.

Comparación del perfil predicho de varios modelos de turbulencia con los datos de Arina56.

El modelo de turbulencia V2-f empleó las ecuaciones. (20)–(22) para describir el flujo de remolino a través del 3S, como sigue:

donde ε, κ y ζ muestran la tasa de disipación de la turbulencia, la energía cinética de la turbulencia y las fluctuaciones relativas de la turbulencia, respectivamente. El término de producción (Pk) y la viscosidad turbulenta (µT) en las ecuaciones. (20)–(22) se determinaron mediante la ecuación. (23) y la ecuación. (24), respectivamente:

Además, la distancia de pared recíproca (G) y la función de combinación elíptica (α) se calcularon utilizando las siguientes ecuaciones:

donde C1, C2, Cμ, Cε1, Cε2, CL, Cτ, Cη, σk, σε, σζ y κv son la constante en las ecuaciones anteriores. La caída de temperatura a través de la boquilla se calculó resolviendo la ecuación de energía y el modelo de turbulencia explicado simultáneamente.

La boquilla Laval se compone de tres secciones principales, incluida la sección convergente, la garganta y la sección divergente. En este equipo, la boquilla Laval juega un papel crucial en la licuefacción de hidrocarburos pesados ​​e influye directamente en la eficiencia de separación. Es deseable tener una presión más alta y una temperatura más baja en la salida de la boquilla Laval, lo que provoca una menor pérdida de presión dentro del 3S. El tipo de línea de la sección convergente influyó en el rendimiento de refrigeración del 3S37. En este estudio, se consideraron cuatro configuraciones diferentes (curva lineal, curva de Witoszynski, curva bicúbica y curva quíntica) 57 para la sección convergente (Fig. 3).

Considerado de tipo lineal para la sección convergente de la boquilla (izquierda) y el difusor (derecha) de Laval.

El ángulo divergente (α) de la boquilla Laval se determinó utilizando la ecuación. (28), donde los subíndices "In", "Th" y "Out" representan la entrada, la garganta y la salida, respectivamente:

Se asumió α = 1° para todas las estructuras estudiadas en este artículo. Además, el ángulo divergente no podría reducirse significativamente porque la longitud de la 3S se hace muy grande, lo que no es adecuado para aplicaciones prácticas. El papel del difusor es la transformación de la energía cinética en energía de presión. Si se emplea un ángulo divergente incorrecto para el difusor, la capa límite y la onda de choque interactúan entre sí, y esto puede posponer la variación del flujo supersónico al flujo subsónico. Para el difusor se consideraron dos configuraciones diferentes: Difusor de pared liner y Difusor de pared curvo. El área de la sección transversal del difusor de pared curva se puede determinar mediante la ecuación. (29):

donde r es el radio a una distancia x de la entrada del difusor en una sección transversal arbitraria, respectivamente. Además, r1 y r2 son el radio del difusor en la entrada y salida, respectivamente. La Figura 3 presenta la curva tipo línea de la sección convergente y el difusor. Se supuso que el tamaño del diámetro de salida siempre sería el 80% del diámetro de entrada.

En este estudio se utilizó el software COMSOL Multiphysics® Versión 5.4″, que resuelve las ecuaciones desarrolladas con el método de elementos finitos, para describir el flujo de gas natural a través del 3S. El tiempo computacional se consideró igual a 0,06 s para todas las simulaciones. Además, se seleccionó el criterio de convergencia de 10–4 para todas las ecuaciones desarrolladas. Se empleó el solucionador Parallel Sparse Direct Linear Solver (PARDISO) para resolver las ecuaciones dependientes del tiempo. Además, en este estudio se utilizaron solucionadores de redes múltiples tanto iterativos como directos. La calidad y la densidad de la malla tienen una influencia significativa en la precisión de los resultados numéricos. La malla tetraédrica se utilizó para dividir el volumen estudiado en partes más pequeñas. El perfil de presión a lo largo del eje central fue elegido para la prueba de independencia de la red. En este estudio se consideraron cinco tipos de tamaños de malla, que incluyen rejillas extremadamente gruesas (40 316 celdas), extra gruesas (71 869 celdas), más gruesas (116 792 celdas), gruesas (207 927 celdas) y normales (370 543 celdas). La Figura 4 muestra la influencia de la densidad de la rejilla en el perfil de presión a lo largo del eje central de la boquilla. Se puede observar que las celdas de malla 207927 y las celdas de malla 370543 mostraron el mismo resultado para el perfil de presión a lo largo del 3S. Mientras que las celdas de malla 207 927 mostraron resultados precisos, las celdas de malla 370 543 se seleccionaron para la predicción exacta de la posición de la onda de choque.

La influencia de los tamaños de malla en el perfil de presión previsto.

El índice de convergencia de cuadrícula (GCI) también se utilizó para investigar más a fondo la precisión de los resultados y la independencia de la malla. El GCI se calculó mediante la Ec. (30)58,59:

Se puede observar que el GCI de tamaño de malla normal fue el siguiente:

Por lo tanto, se puede concluir que el tamaño de malla normal (370 543 celdas de malla) proporcionó la independencia de malla.

Para estimar las propiedades termofísicas del gas natural en un 3S, se debe considerar una ecuación de estado (EoS) precisa. Las EoS de Soave–Redlich–Kwong (SRK) y Peng-Robinson (PR) se emplean generalmente en la industria del petróleo y el gas. La predicción de la curva de inversión Joule-Thomson (JTIC) es una prueba severa para probar cualquier EoS. El metano es el principal componente del gas natural. Para investigar las capacidades de las EoS consideradas, los JTIC calculados utilizando estas EoS se compararon con los datos experimentales de metano en los trabajos publicados anteriormente por los autores4,60,61. Los resultados demostraron que el SRK EoS es más preciso que el Van der Waals (VdW) y el PR EoS para predecir el JTIC de metano puro. Además, en un trabajo separado, se examinó la precisión de varios EoS para predecir el coeficiente de Joule-Thomson y el JTIC, y se encontró que el SRK EoS es el EoS más preciso para predecir el JTC y el JTIC61. En consecuencia, la EoS de SRK se seleccionó como la EoS base en este modelo CFD.

Una unidad de recuperación de LGN se consideró como base de investigación en este estudio. El objetivo principal de una planta de recuperación de LGN es la separación de hidrocarburos pesados ​​de la corriente de gas natural. Los datos industriales se obtuvieron de una unidad de recuperación de LGN por deshidratación en la que se trabaja en base a los procesos JT. Esta unidad se conoce como el sistema de tres etapas. La eficiencia del proceso JT es baja debido a la baja recuperación de LGN y rendimiento de enfriamiento3. El proceso 3S se puede emplear en lugar del proceso JT debido a la mayor recuperación de LGN y rendimiento de refrigeración3. Esta unidad de deshidratación de LGN/gas separa el fluido producido del pozo de gas en una serie de separadores. El gas de alimentación tiene una presión alta, por lo que la separación de la primera etapa comienza a una presión muy alta, donde la fase líquida se elimina de la corriente de gas. Luego, la fase continua se dirigió al recipiente de presión media, donde se eliminó el hidrocarburo más pesado y el agua restante y, finalmente, en los terceros separadores se separó más líquido y se ajustó el punto de rocío del gas. En este trabajo, se investigó la capacidad del 3S para recuperar LGN usándolo en la tercera etapa de separación. El objetivo de esta modificación de la estructura es separar el hidrocarburo ligero tanto como sea posible en condiciones de operación similares con el proceso JT.

La separación adecuada del vapor de agua y el condensado de gas natural es crucial desde el punto de vista industrial y técnico. El 3S podría emplearse en la industria del gas natural para recuperar y separar los hidrocarburos pesados ​​y el vapor de agua de la corriente de gas natural. El principio del proceso de refrigeración para la deshidratación de gas natural y la recuperación de NGL es que la concentración de componentes condensables disminuye con la disminución de la temperatura operativa. El componente condensable se licua en la boquilla Laval durante la expansión del gas natural y luego se separa en el puerto de drenaje debido a la fuerte fuerza centrífuga. La condición de funcionamiento, la geometría del separador y la configuración del remolino caracterizan el rendimiento de separación de cada 3S. El modelo desarrollado se empleará en esta sección para evaluar la influencia de los parámetros estructurales y operativos en el desempeño del 3S.

En este apartado se ha llevado a cabo la validación del modelo (Fig. 5). La validez del modelo CFD desarrollado fue certificada por datos experimentales registrados por Eriqitai et al.62. La comparación de los resultados de la simulación con los datos experimentales de Eriqitai et al. demostró claramente que el modelo desarrollado podría emplearse con éxito para la descripción adecuada del comportamiento de separación dentro del 3S (Fig. 5).

Validación del modelo CFD desarrollado por datos experimentales registrados por Eriqitai et al.62.

Es evidente que la estructura de la boquilla influye directamente en el comportamiento del flujo y la eficiencia de separación. El propósito de esta sección es optimizar la estructura de la boquilla utilizando el modelado CFD. Para obtener la condición óptima, se consideraron varias estructuras y se optimizó su configuración en función de la temperatura de enfriamiento promedio y la temperatura mínima alcanzable. La temperatura de enfriamiento promedio desde la entrada hasta la salida de la boquilla Laval se determinó mediante la ecuación. (32):

Para todas las simulaciones, se fijaron las condiciones de contorno de la boquilla estudiada. Además, para optimizar la curva de perfil del difusor, el tipo de línea de la sección convergente se mantuvo constante y se empleó la fórmula analítica bicúbica para diseñar la sección convergente de la boquilla. La longitud de la región de baja temperatura tiene un efecto significativo sobre el tamaño y la densidad de las gotas de líquido. Bajo la condición de que se especifique un parámetro geométrico como el diámetro de entrada y salida (DIn = 11 cm, DOut = 8,8 cm, LLaval = 80 cm y LDiffuser = 50 cm), el rendimiento de enfriamiento es una función de la curva de perfil de la sección convergente y difusor. Para investigar la influencia de la curva del perfil del difusor, la distribución de temperatura a lo largo del eje de la boquilla se presentó en la Fig. 6a. Se puede observar que la curva del perfil del difusor tiene un fuerte efecto sobre la temperatura mínima junto con la posición de la onda de choque para una condición operativa fija. Para el difusor de pared curvo, la zona de refrigeración es más larga aguas arriba de la onda de choque. En consecuencia, el difusor de pared lineal no puede cumplir adecuadamente con el requisito de diseño. Además, para el difusor de pared lineal, el perfil de velocidad no es uniforme y cambia demasiado rápido. Por ello, para ampliar la zona de refrigeración y conseguir una temperatura mínima más baja, se seleccionó la pared curva para el difusor. Esta disminución de la temperatura aumenta la tasa de nucleación. En otras palabras, cuando la temperatura del gas natural sea menor que la temperatura de condensación de su constituyente, se iniciará la nucleación y luego se formará la fase líquida dentro de la boquilla. Además, se debe considerar que la posición de la onda de choque debe ubicarse después del punto de drenaje para evitar la reevaporación de gotas de líquido debido al cambio brusco en la temperatura de operación. En otras palabras, después de cruzar la onda de choque, la temperatura del gas aumenta abruptamente, lo que da como resultado la reevaporación de las gotas de líquido, lo que deteriora el rendimiento del separador.

La influencia del tipo de línea difusora (a) y el tipo de línea de sección convergente (b) en el perfil de temperatura en la línea central del 3S considerado.

Es evidente que tanto la licuefacción como la separación de las gotitas ocurren en la boquilla de Laval. Por esta razón, se debe optimizar el tipo de línea de la sección convergente de la boquilla Laval. Luego, para optimizar el tipo de línea de la sección convergente, la curva del perfil del difusor se consideró fija e incluida con la fórmula de pared curva mencionada (Fig. 6b). El tipo de línea de sección convergente se puede diseñar utilizando diferentes métodos. La figura 6b muestra la distribución de temperatura dentro de la boquilla cuando la sección convergente fue diseñada por fórmula de curva lineal, bicúbica, Witoszynski y quíntica, respectivamente. El resultado de la simulación ilustró que la posición de la onda de choque para diferentes tipos de línea de la sección convergente era idéntica. Por lo tanto, el valor de la temperatura mínima por la curva de Witoszynski fue casi el mismo que el de la curva lineal, bicúbica y quíntica. Contrariamente a esto, la curva de Witozinsky generó un dominio de baja temperatura más largo dentro del 3S. En consecuencia, para ampliar la zona de refrigeración, se seleccionó el tipo de línea Witoszynski para la sección convergente de 3S. Además, los resultados de la simulación demostraron que la variación de temperatura y presión en la sección convergente diseñada por la curva de Witoszynski es más uniforme y cambia suavemente en comparación con otros tipos de línea considerados. Como se indicó en el párrafo anterior, esta disminución de la temperatura y el aumento de la zona de refrigeración aumenta la velocidad de nucleación y, por lo tanto, aumenta el tamaño de las gotitas de líquido formadas. Por lo tanto, el aumento del tamaño de las gotas de líquido conduce a la mejora del rendimiento de separación4,7. Esta conclusión está de acuerdo con trabajos previamente publicados37.

La temperatura de enfriamiento promedio y la temperatura mínima juegan un papel crucial en la tasa de recuperación de NGL en varias condiciones operativas. Se investigó la influencia de la longitud de la sección convergente y el difusor sobre la temperatura de enfriamiento promedio y la temperatura mínima mientras que otros parámetros geométricos permanecen fijos. Se puede observar que la temperatura de enfriamiento promedio más baja se obtuvo para la longitud convergente más corta. Además, los resultados de la simulación (Fig. 7a) ilustraron que la temperatura mínima para varias longitudes convergentes es similar. Por lo tanto, el valor óptimo de la longitud de convergencia fue de unos 40 cm.

La influencia de (a) la longitud de la sección convergente, (b) la longitud del difusor y (c) el diámetro de entrada de la boquilla sobre la temperatura mínima y la temperatura promedio de enfriamiento.

Luego, se investigó la influencia de la longitud del difusor y el diámetro de entrada de la boquilla sobre la temperatura mínima y la temperatura de enfriamiento promedio. Los resultados de la simulación mostraron que la longitud del difusor y el diámetro de entrada de la boquilla no tuvieron un efecto significativo en la temperatura de enfriamiento promedio (Fig. 7b,c). Contrariamente a esto, a medida que aumenta la longitud del difusor y el diámetro de entrada de la boquilla, la temperatura mínima disminuye aún más. En consecuencia, las dimensiones óptimas (LConv = 40 cm, LLaval = 60 cm, DIn = 20 cm, DOut = 16 cm, LDiffuser = 70 cm) se obtuvieron con base en la temperatura mínima y la temperatura promedio de enfriamiento. La temperatura mínima y la velocidad máxima dentro de la boquilla óptima son de aproximadamente 195,9 K y 508,5 m/s, lo que es adecuado para la licuefacción de los componentes condensables del gas natural, como el vapor de agua y los hidrocarburos pesados.

El remolino es uno de los componentes principales del 3S. En esta sección, se investigó la influencia de la estructura del remolino en la característica de flujo y la eficiencia de separación. Generalmente, el remolino se divide en remolino activo y pasivo. En el 3S convencional (3S equipado con el remolino activo), el remolino está ubicado en la sección convergente de la boquilla. Para el método activo, el área de la sección transversal del gas natural disminuye debido a la existencia del remolino. Estos remolinos provocan la perturbación del campo de flujo y la degradación del rendimiento de refrigeración. Para superar estas deficiencias, se propusieron tres nuevas estructuras basadas en el método pasivo para la generación de movimiento de remolino. Se esperaba que este método redujera la pérdida de energía y mejorara el rendimiento de enfriamiento del 3S.

La Figura 8a,b muestra el rendimiento de enfriamiento, la eficiencia de recolección y la eficiencia de separación del 3S equipado con un remolino de inyección lateral bajo la condición de que el ángulo de inyección (entrada tangencial a una sección transversal) sea 0°, 10°, 20°, 30° , 40° y 50° respectivamente. Se puede observar que para una condición operativa fija cuando el ángulo de inyección aumentó de 0° a 50°, la ubicación de la onda de choque se desplazó de x = 54,4 cm a x = 60 cm. La razón de esto es que al cambiar el ángulo de inyección de 0° a 50°, se reduce la pérdida de energía de presión. Está claro que cuanto mayor es la energía de presión del fluido que pasa, más se mueve la posición de la onda de choque hacia la salida. Este cambio en la posición de la onda de choque también conduce a temperaturas más bajas y una mejora en el rendimiento de refrigeración. Además, se puede observar que al aumentar el ángulo de inyección de 0° a 10° aumentó la temperatura mínima dentro de la boquilla y deterioró el rendimiento de enfriamiento; mientras que esta modificación mejoró la eficiencia de la recaudación. Para el ángulo de inyección de 10° y 50°, las temperaturas mínimas fueron del orden de 215,78 K y 204,02 K, respectivamente. Significa que el rendimiento de refrigeración mejora aproximadamente un 18,8 % para un ángulo de inyección de 50° en comparación con un ángulo de inyección de 10°. Contrariamente a esto, para el ángulo de inyección de 10° y 50°, la eficiencia de recolección de gotas de agua fue de aproximadamente 89% y 48%, respectivamente. En conclusión, se debe encontrar la compensación entre el rendimiento de enfriamiento y la eficiencia de recolección. Las Figuras 8a,b muestran que la eficiencia de separación de la boquilla primero mejoró y luego se deterioró con el aumento del ángulo de inyección. Cuando el ángulo de inyección aumenta de 10° a 50°, la eficiencia de separación de las gotas de agua disminuye de 70,8 a 45,5 %, lo que indica que después de cierto grado, la eficiencia de separación ya no aumenta al aumentar el ángulo de inyección. Se puede encontrar que en el ángulo de remolino de 10°, se obtuvo la mayor eficiencia de separación. En consecuencia, se propuso el ángulo de inyección de 10° para el 3S, basado en la consideración completa del rendimiento de enfriamiento y la eficiencia de recolección. Para todos los ángulos de inyección de 0° a 50°, se consideró una cierta cantidad de caída de presión (cierta energía de presión) para la recuperación de LGN. Está claro que cuanta más energía de presión se gasta en la generación del movimiento de remolino (y, por lo tanto, se crea una fuerza centrífuga), menos energía se puede gastar en el enfriamiento. Por otro lado, cuanto mayor sea el flujo de remolino y las fuerzas centrífugas, mayor será la eficiencia de recolección. Como se muestra en la Fig. 10, el ángulo de inyección de 10° proporciona más movimiento de remolino y, según los resultados, la eficiencia de recolección más alta se produce en este ángulo. Por lo tanto, la eficiencia de enfriamiento más baja en el ángulo de inyección de 10° en comparación con otros ángulos de inyección se debe a que la energía disponible para reducir la temperatura es menor. Pero en el ángulo de inyección de 10°, el efecto de la eficiencia de recolección es más que el rendimiento de enfriamiento y, como resultado, se obtiene la mayor eficiencia de separación en este ángulo.

La influencia de los parámetros estructurales en la eficiencia de recolección, el rendimiento de enfriamiento y la eficiencia de separación de 3S equipado con un remolino lateral inyectado (a,b), un remolino serpentino (c,d) y un remolino en U (e,f) para agua (a, c,e) y gotas de hidrocarburo (b,d,f).

Se investigó la influencia de varios parámetros estructurales del 3S equipado con remolino serpentino, como el radio serpentino, el paso axial y el número de vueltas (número de giro) en la eficiencia de separación. Inicialmente, se realizó un análisis de sensibilidad sobre la influencia del radio de serpentina y el paso axial en el rendimiento de enfriamiento, la eficiencia de recolección y la eficiencia de separación. Los rangos estudiados de radio de serpentina y paso axial fueron de 10 a 20 cm (Rbig = 10, 12,5, 15, 17,5 y 20 cm) y de 12 a 18 cm (12, 14, 16 y 18 cm), respectivamente. Con base en los resultados de la simulación, en el radio de serpentina de 20 cm y el paso axial de 16 cm, se obtuvo la mayor eficiencia de separación. Por lo tanto, el paso axial del 3S equipado con un remolino serpentino debe ser moderado para una mayor eficiencia de separación. Para un radio de serpentina más pequeño, se observa una gran curvatura en el remolino, mientras que para un radio de serpentina más grande, se observa una ligera curvatura. Este comportamiento significa que para los remolinos pequeños, el papel de la fuerza de arrastre es más importante que la fuerza centrífuga, mientras que para los remolinos grandes, el papel de la fuerza centrífuga es más importante que la fuerza de arrastre.

La Figura 8c,d muestra el rendimiento de enfriamiento, la eficiencia de recolección y la eficiencia de separación de 3S bajo la condición de que el número de vueltas fuera 1, 2, 3 y 4, respectivamente. Se puede observar que, si bien una mejora del número de vueltas mejoró la eficiencia de recolección, esta variación tuvo una influencia adversa en el rendimiento de enfriamiento de la boquilla. En conclusión, aumentar el número de vueltas tuvo influencias tanto positivas como negativas en la eficiencia de separación del 3S. Sin embargo, el efecto de la eficiencia de recolección sobre la eficiencia de separación para este caso fue más significativo que el desempeño de enfriamiento. En consecuencia, se propuso que el número de vueltas fuera 4 para lograr una eficiencia de separación adecuada.

En esta sección, se estudiaron las características de flujo y el rendimiento de separación del 3S equipado con un remolino de giro en U. En esta estructura, la fuerza centrífuga requerida fue generada por un tubo de giro en U con un área de sección transversal constante. La influencia del radio de giro en U en la característica de expansión (rendimiento de enfriamiento) y la eficiencia de recolección se representó en la Fig. 8e,f. Se puede observar que, cuando el radio de giro en U aumentó de 10 a 20 cm, la eficiencia de separación de las gotas de agua y condensado aumentó de 13,7 a 20,2% y de 12,2 a 15,8%, respectivamente. Esta conclusión indicó que el radio de giro en U tenía poca influencia en la eficiencia de separación del 3S equipado con un remolino de giro en U. Este remolino de giro en U mostró un rendimiento de enfriamiento adecuado, mientras que la eficiencia de recolección de esta configuración fue deficiente.

Los resultados de la simulación presentados en la sección anterior demostraron que la estructura del remolino afectó significativamente la eficiencia de separación de la boquilla. Además, comparando las Figs. 8 y 9, se puede concluir que a mayor fuerza de turbulencia, la eficiencia de recolección mejoró significativamente. Contrariamente a esto, con el aumento de la intensidad del remolino, se elevó la temperatura mínima, lo que provocó una menor tasa de formación de gotas de líquido y una menor eficiencia de separación. Por un lado, se requiere una fuerza centrífuga significativa, por otro lado, este flujo de remolino destruye el rendimiento de enfriamiento de la boquilla Laval. Por lo tanto, existe una relación inversa entre la intensidad del remolino y el rendimiento de enfriamiento. En base a esto, se debe encontrar un punto adecuado donde tanto la eficiencia de recolección como el rendimiento de enfriamiento estén en sus condiciones óptimas. Además, es evidente que a medida que aumenta la velocidad máxima de remolino, aumenta la fuerza centrífuga. En consecuencia, el remolino serpentino proporciona una fuerza centrífuga más fuerte que otros. Además, con el aumento de la intensidad del remolino, la falta de uniformidad del perfil de velocidad a lo largo de la dirección radial se vuelve más evidente y el gradiente de velocidad aumenta cerca de la pared del separador. Como se muestra en la Fig. 8, el 3S equipado con serpentín y remolino de giro en U proporcionó perfiles de velocidad no uniformes en comparación con el 3S equipado con el remolino de inyección lateral.

Perfil de velocidad (m/s) (a,c,e) y distribución de velocidad de remolino (m/s) (b,d,f) para varias estructuras de remolino.

Con base en los resultados obtenidos (Fig. 8), se puede concluir que el remolino de giro en U proporciona una menor eficiencia de separación en comparación con el serpentín y el remolino de inyección lateral en las mismas condiciones de operación. En conclusión, el remolino lateral inyectado y serpentino indujo una fuerza centrífuga más fuerte para separar las gotas de líquido de la fase gaseosa. La inyección lateral y el remolino serpenteante en el punto óptimo tuvieron eficiencias de separación similares (alrededor del 70 %). El remolino serpentino generó una fuerza centrífuga dentro del 3S más fuerte que el remolino inyectado lateralmente. Si bien un remolino serpenteante generó un gran flujo de remolino, esta estructura deterioró la característica de expansión y el rendimiento de enfriamiento del separador 3S. Además, se puede ver que el perfil de velocidad no se distribuyó uniformemente para el torbellino serpenteante. La principal desventaja de un generador de remolino serpentino es su baja estabilidad debido a la generación de alta turbulencia. En consecuencia, para una estructura óptima, el generador de turbulencia se monta en la entrada de la boquilla. Por lo tanto, en función del rendimiento de enfriamiento y la estabilidad del flujo, se seleccionó el remolino de inyección lateral como el caso más óptimo para estudios posteriores. Por otro lado, la instalación de un remolino de inyección lateral para aplicaciones industriales es más fácil y económica que la instalación del remolino serpentino.

Solo unos pocos estudios consideran la influencia de la estructura del remolino en la característica del flujo. Además, casi todos estos estudios se centran en el remolino activo. Por ejemplo, Yang et al.47 utilizaron el modelado CFD para optimizar las estructuras de paletas en el 3S para la aplicación de purificación de gas. Observaron que fortalecer el flujo de remolino debilita la característica de expansión. Además, optimizaron el ángulo de remolino, la altura y el número de paletas estáticas mediante análisis numérico. Wen et al.21 emplearon el DPM para evaluar la influencia del ala delta en el flujo de remolino fuerte. Observaron que las alas delta grandes generan un fuerte flujo de remolino, mientras que las alas delta pequeñas tienen efectos menores en el flujo por encima de ellas. Para el método activo, la presencia de un remolino en medio del flujo de gas puede deteriorar el fenómeno de expansión y producir cierta residencia para el flujo de gas natural dentro de la boquilla. Además, el remolino activo no solo provoca la pérdida de energía, sino que también hace que el flujo de gas natural sea más turbulento. Por ejemplo, Wen et al.63 estudiaron numéricamente las influencias de los remolinos en la velocidad del gas natural, los caudales másicos y la temperatura en el 3S. Informaron que el aumento en la fuerza del remolino provocó una distribución radial no uniforme del número de Mach del gas en la salida. Por lo tanto, para superar estas deficiencias, en este estudio se consideró un nuevo método de generación de flujo de remolino denominado método pasivo. En este estudio se propusieron varias estructuras alternativas para el remolino y se evaluó su influencia en el comportamiento del flujo.

La configuración del remolino juega un papel crucial en el rendimiento de separación del 3S. En este artículo, se propusieron nuevas estructuras para remolinos y luego se examinó su influencia en el rendimiento de separación del 3S. En vista de mejorar la pérdida de energía, se consideraron tres métodos pasivos para la generación de flujo de remolino para superar el problema de la resistencia excesiva. En estos remolinos, el movimiento de remolino fue generado por métodos pasivos tales como remolinos de inyección lateral, remolinos en U y remolinos serpenteantes. Para mejorar el rendimiento de separación de la boquilla, se optimizó el comportamiento del flujo de remolino dentro de la boquilla. Como se vio en las secciones anteriores, la tubería de inyección lateral genera una fuerte fuerza centrífuga para separar las gotas de líquido de la corriente de gas. Por lo tanto, en este documento, en lugar de usar un remolino activo, se usó un nuevo método llamado remolino de inyección lateral para generar un flujo de remolino.

La figura 10a presenta los perfiles de la velocidad del remolino en y = 0,4 m para seis ángulos de inyección considerados diferentes, incluidos 0°, 10°, 20°, 30°, 40° y 50°, respectivamente. Como se ilustra en la Fig. 10a, la velocidad del remolino aumentó y alcanzó sus valores máximos en el ángulo de inyección de 10°, y luego disminuyó. Las velocidades de remolino máximas para ángulos de inyección de 10° y 50° fueron de aproximadamente 53,8 m/s y 43,5 m/s, respectivamente. Por lo tanto, el ángulo de remolino de 10° generó una fuerza centrífuga más alta para la separación de gotas de líquido de la corriente de gas natural. En consecuencia, el 3S diseñado (3S equipado con un remolino de inyección lateral) proporcionó una velocidad de remolino y una eficiencia de separación adecuadas sin emplear ningún equipo externo.

Velocidad de remolino (en y (longitud) = 0,4 m) (a) y índice de flujo de masa (b) para varios ángulos de inyección.

La figura 10b muestra la relación entre el caudal másico total del 3S equipado con el remolino y el caudal másico de la estructura simple (J = mSwirl/mSimple), frente al ángulo de inyección. Como puede verse, el caudal másico mínimo se obtuvo para un ángulo de inyección de 10°. Esto se puede justificar en base a la fuerza del remolino. Se puede observar que a medida que aumenta la fuerza del remolino, disminuye el caudal másico total en la garganta. Porque en este ángulo se gasta más energía en crear un movimiento de remolino y menos energía en avanzar. Por lo tanto, el caudal másico disminuyó.

En esta sección, nuestro propósito es optimizar la estructura del puerto de drenaje. Para todos los casos, la tasa de flujo del gas de deslizamiento es aproximadamente el 10% de la tasa de flujo total a través de la boquilla. El efecto de la longitud del espacio libre sobre la eficiencia de separación de las gotas de agua y las gotas de condensado se presenta en la Fig. 11a,b, respectivamente. Se consideraron tres longitudes de espacio libre diferentes para el sistema de drenaje. Las longitudes de espacio libre investigadas fueron 0 mm, 2 mm y 4 mm (a una profundidad de espacio libre constante de 2 mm), respectivamente. Se puede observar que el desempeño de la separación estuvo influenciado por la longitud del espacio libre del punto de drenaje. Como se muestra en la Fig. 11a,b, cuando aumentó la longitud del espacio libre, también aumentó la eficiencia de recolección y disminuyó la eficiencia de enfriamiento. Por lo tanto, la longitud del espacio libre debe optimizarse para lograr un compromiso entre la eficiencia de recolección y el rendimiento de enfriamiento. Los resultados de la simulación demostraron que cuando el tamaño del espacio aumentó de cero a 4 mm, la eficiencia de recolección de las gotas de agua y de condensado mejoró del 83 al 90 % y del 67 al 75 %, respectivamente. La causa de esta mejora en la eficiencia de recolección es que más gotas de líquido pueden entrar directamente en el puerto de drenaje y luego eliminarse de la fase gaseosa con un espacio de mayor tamaño. Por el contrario, cuanto mayor sea la longitud del espacio libre, mayor será la pérdida de energía de presión y, en consecuencia, menor será el rendimiento de refrigeración. Además, se puede observar que cuando la longitud del espacio libre aumentó de cero a 4 mm, la eficiencia de separación de la boquilla primero mejoró y luego disminuyó. Por lo tanto, la mayor eficiencia de separación se obtuvo con una longitud de separación de 2 mm. En consecuencia, en base a los resultados obtenidos, la longitud final del espacio libre se seleccionó como 2 mm.

La influencia de la longitud del espacio libre (a,b) y la profundidad del espacio libre (c,d) en la eficiencia de separación de la gota de agua (a,c) y la gota de condensado (b,d).

La Figura 11c,d presenta el efecto de la profundidad de separación del puerto de drenaje en la eficiencia de separación. Las profundidades de espacio libre investigadas fueron cero (tipo al ras), 2 y 4 mm (a una longitud de espacio libre constante de 2 mm), respectivamente. Se puede observar que aumentar el tamaño de la profundidad del espacio libre tiene efectos tanto positivos como negativos en el rendimiento de la boquilla. Los resultados de la simulación demostraron que a medida que el tamaño de la profundidad del espacio libre aumentaba de 0 a 4 mm, el rendimiento de enfriamiento del separador disminuía del 83,2 al 56,8 %, lo que significa que la boquilla equipada con un puerto de drenaje de tipo rasante era más adecuada para la nucleación de componentes condensables. Este problema se debió a la disminución en el área de la sección transversal y la perturbación en el campo de flujo. Por lo tanto, para una boquilla equipada con una estructura de drenaje de tipo rasante (Lprofundidad = 0 mm), la temperatura mínima es más baja que una boquilla equipada con una estructura de extensión interna (Lprofundidad > 0 mm). La principal desventaja de una boquilla equipada con una estructura de drenaje de tipo rasante era la baja eficiencia de recolección. Para superar esta deficiencia de la estructura de drenaje de tipo rasante, se instaló la estructura de extensión interna y se investigó su influencia en la eficiencia de recolección. Para la estructura de extensión interna, debido a la colisión de la gota con la pared insertada del puerto de drenaje, aumentó el número de gotas separadas, lo que resultó en una mejora de la eficiencia de recolección. Por ejemplo, bajo el PLR de 0,2, la eficiencia de recolección de la estructura de extensión interna con una profundidad de espacio libre de 2 mm para gotas de condensado es 2,2 veces mayor que la estructura de tipo empotrado. Por lo tanto, la estructura de extensión interna minimizó el número de gotitas escapadas del separador. La razón de esto es que la altura de la estructura de extensión interna es más alta que la estructura de tipo empotrado y, como resultado, la eficiencia de recolección mejora debido a que las gotas golpean la pared del puerto de drenaje. Contrariamente a esto, como se mencionó anteriormente, para esta estructura, el rendimiento de enfriamiento se deterioró en comparación con el 3S equipado con un puerto de drenaje de tipo empotrado. Por lo tanto, es necesario encontrar el punto óptimo donde se obtenga la mayor eficiencia de separación. Las Figuras 11c,d muestran que la eficiencia de separación más alta se obtuvo para la boquilla equipada con una estructura de extensión interna con una profundidad de separación de 2 mm. En conclusión, en base a estos criterios, se seleccionaron tanto la longitud de paso como la profundidad de 2 mm.

Es crucial comprender cómo se comportará el gas natural en una amplia gama de condiciones operativas. En esta sección, para una boquilla cuya estructura se optimizó en secciones anteriores, se examinó el efecto de varios parámetros operativos, como el diámetro de gota, la densidad de gota y el PLR, en la eficiencia de separación.

Se definieron seis tamaños diferentes, incluidos 0,25, 0,5, 1, 2, 3 y 4 µm, para las gotas de líquido investigadas, y se investigó el efecto de aumentar el tamaño y la densidad de las gotas de agua e hidrocarburo (Fig. 12). Los resultados de la simulación mostraron que las gotas de líquido con menor tamaño y densidad fueron arrastradas por la fase gaseosa. Se puede observar que la eficiencia de recolección mejoró con el aumento del tamaño de las gotas de líquido. De acuerdo con la ley de la mecánica de Newton, la fuerza ejercida sobre las gotas de líquido más grandes es mayor que sobre las gotas de líquido más pequeñas7. Por ejemplo, para la gota de condensado con un diámetro de 0,5 µm, la eficiencia de recolección fue de alrededor del 49 %, lo que significa que las pequeñas gotas de líquido escaparon fácilmente con la fase gaseosa. Contrariamente a esto, la eficiencia de recolección alcanzó el 97% para las mismas gotas con un diámetro de 4 µm. Por lo tanto, el diámetro de las gotas de líquido debe aumentarse para lograr un rendimiento de separación adecuado. Para aumentar la tasa de nucleación en la boquilla Laval, se debe mejorar el grado de supersaturación en la boquilla. Después de eso, las diminutas gotas se unieron entre sí para formar gotas más grandes que fueron arrojadas a la pared del separador debido a la fuerza centrífuga.

La influencia del tamaño de las gotas de agua (a) y condensado (b) en la eficiencia de separación.

La eficiencia de separación también mejoró a medida que aumentaba la densidad de las gotas de líquido. La causa de esta mejora es que las gotas de líquido se separan de la fase gaseosa debido a la diferencia de densidad gas-líquido. Mejorar esta diferencia mejoró la eficiencia de separación. En consecuencia, como se muestra en la Fig. 12, todos los tamaños de gotas de agua tienen mayores eficiencias de separación que las de condensado. Esto se puede atribuir a una mayor fuerza centrífuga de las gotas de agua.

El PLR es uno de los parámetros operativos importantes que influye en la posición de la onda de choque, la eficiencia de separación, el caudal másico y la temperatura mínima dentro de la boquilla. En el esquema de optimización se consideraron diferentes valores de PLR, como 0,15, 0,175, 0,2, 0,225, 0,25, 0,275 y 0,3, para obtener el rendimiento de enfriamiento, la eficiencia de recolección y la eficiencia de separación óptimos. La Figura 13 proporciona la influencia de PLR ​​en el rendimiento de enfriamiento, la eficiencia de recolección y la eficiencia de separación de la boquilla considerada. El rendimiento de refrigeración del 3S mejoró significativamente al aumentar el PLR. La razón de esto es que a medida que aumenta el gradiente de presión entre la entrada y la salida, hay más energía de presión disponible para reducir la temperatura del fluido de trabajo. Contrariamente a esto, la eficiencia recaudatoria disminuyó al aumentar el PLR. Esta disminución en la eficiencia de recolección se debe al hecho de que al aumentar el gradiente de presión, la velocidad del fluido de trabajo aumenta y, como resultado, aumenta el escape de gotas de líquido. Pero entre estos dos parámetros, el rendimiento de enfriamiento tiene un efecto más significativo que la eficiencia de recolección y, como resultado, la eficiencia de separación mejoró al aumentar el PLR. El modelado CFD demostró que el rendimiento de separación óptimo se obtuvo en el PLR de 0,3. Por otro lado, cabe señalar que, aunque aumentar el PLR mejoró la eficiencia de enfriamiento y la eficiencia de separación, la cantidad de pérdida de energía aumentó significativamente.

La influencia de PLR ​​en la eficiencia de separación de gotas de agua (a) y condensado (b).

También se estudió la influencia de varios PLR en el perfil de velocidad y temperatura. Como se muestra en la Fig. 14, la región supersónica en la tobera convergente-divergente se amplió a medida que aumentaba el PLR. Además, la velocidad máxima también aumentó con el aumento del PLR. Por el contrario, la temperatura mínima y la temperatura de salida disminuyeron al aumentar el PLR, lo que ilustra que la profundidad de enfriamiento y la capacidad de licuefacción mejoraron a medida que aumentaba el PLR.

La influencia de PLR ​​en la velocidad (a,c,e) y el perfil de temperatura (b,d,f) para (a,b) PLR = 0.3, (c,d) PLR = 0.225 y (e,f) PLR = 0.15.

Como se muestra en la Fig. 14, la temperatura disminuyó y la velocidad aumentó abruptamente después de la aparición de la onda de choque. Por el aumento en el PLR, la onda de choque se desplazó hacia la salida del separador donde sobrepasa el punto de recolección, mientras que la disminución del PLR provoca que la onda de choque se desplace hacia la entrada de la boquilla. En caso de disminuir el PLR, una parte de la fase líquida se vuelve a evaporar antes de la separación de la fase gaseosa. Por lo tanto, la posición de la onda de choque influye considerablemente en el rendimiento del separador64. Para alinear la posición de la onda de choque con el punto de recolección, se debe variar el PLR (o la presión de salida a una presión de alimentación constante). Por ejemplo, cuando el PLR se redujo a 0,15, la posición de la onda de choque se movió hacia arriba con la temperatura mínima de 246,3 K. En esta condición, el número de Mach en la garganta se volvió menor que la unidad y la condición de flujo no será supersónica.

En la Fig. 15, la variación del diagrama de envolvente de fase, la tasa de recuperación de NGL, junto con la depresión del punto de rocío se presentaron como función de PLR ​​y valores de ángulos de inyección. El punto de rocío de HC se define como la temperatura a la que se formará la fase líquida durante el proceso de enfriamiento. La Figura 15 ilustra que la reducción de la presión de salida provocó la depresión del punto de rocío y el aumento de la recuperación de LGN. Por ejemplo, para PLR de 0,2 y 0,3, la depresión del punto de rocío de HC fue de aproximadamente 10,2 °C y 11,4 °C, respectivamente. En consecuencia, el PLR debe ajustarse para lograr el punto de rocío deseado en la salida. Además, se puede observar que para un PLR específico (PLR = 0,2), la máxima depresión del punto de rocío se produjo en el ángulo de inyección de 10°. La razón de este problema es que en este ángulo de inyección, como se muestra en la sección "Método pasivo de generación de flujo de remolino", se observó un arrastre más bajo que en otros ángulos de inyección investigados. Otro parámetro crítico que debe caracterizarse es el diagrama de envolvente de fase. El diagrama de envolvente de fase en diferentes condiciones de operación se representó para el gas de alimentación y la salida de gas seco en la Fig. 15e,f. El comportamiento de fase del gas natural es una fuerte función de sus componentes3. Este diagrama para la presente mezcla de gases se trazó en base al SRK EOS. Está claro que la curva del punto de rocío se mueve a una temperatura más baja para la salida de gas seco en comparación con el gas de alimentación. La causa de este fenómeno es que el dominio del diagrama de envolvente de fase es una función fuerte de la fracción pesada. Cabe señalar que a medida que aumenta el rendimiento del 3S en la separación de hidrocarburos pesados, el dominio del diagrama de envolvente de fase del gas seco se vuelve más pequeño3. En base a esto, el 3S con un ángulo de inyección de 10° tiene la mayor eficiencia de separación.

La influencia del PLR (a,c,e) (a un ángulo de inyección de 10°) y el ángulo de inyección (b,d,f) (a un PLR de 0,2), en la tasa (a,b) de recuperación de LGN, (c ,d) depresión del punto de rocío y (e,f) diagrama envolvente de fase de salida de gas seco (se consideró el efecto de arrastre).

Se puede observar que la presencia de hidrocarburos pesados ​​influyó significativamente en el punto de rocío de los HC y en el diagrama de envolvente de fases del gas natural. Es evidente que a medida que disminuye el punto de rocío de HC, aumenta la tasa de producción de gas condensado. La Figura 15a ilustra que para un ángulo de inyección específico (10° para este caso), se separó más fase líquida a un PLR más alto, lo que significa que la eficiencia de condensación mejoró al disminuir la presión de salida a una presión de entrada específica. Además, la Fig. 15b muestra que para un PLR dado, la máxima recuperación de condensado se obtuvo con un ángulo de inyección de 10°. Por lo tanto, según el análisis de tres parámetros diferentes, incluido el diagrama de envolvente de fase, la depresión del punto de rocío y la tasa de recuperación de LGN, el punto óptimo para separar el condensado de gas es un ángulo de inyección de 10° y un PLR de 0,3.

Otro parámetro importante que se puede utilizar para caracterizar el rendimiento de un 3S es la eficiencia de recopilación de componentes. Por lo tanto, considerando el efecto de arrastre, la eficiencia de recolección de varios componentes contra el PLR y el ángulo de inyección se representaron en la Fig. 16. Como puede verse para el ángulo de inyección de 10°, con el aumento de PLR, la eficiencia de recolección de todos los componentes, especialmente hidrocarburos pesados, aumentó dramáticamente. Además, para un PLR dado, la máxima eficiencia de recolección de componentes (para todos los componentes considerados) se obtuvo con un ángulo de inyección de 10°. Es evidente que cuando los hidrocarburos pesados ​​alcanzaron la línea del punto de rocío (temperatura de licuefacción), se condensaron en el 3S. Como puede verse, para un PLR específico, los hidrocarburos más pesados ​​mostraron mayores eficiencias de recolección de componentes. Esto se debe a que estos hidrocarburos más pesados ​​se licuaron a temperaturas más altas. Además, para un hidrocarburo dado, se obtuvieron mayores eficiencias de recolección de componentes a mayor PLR debido al logro de temperaturas mínimas más bajas dentro del 3S en esta condición.

La influencia de PLR ​​en un ángulo de inyección de 10 ° (a) y un ángulo de inyección en PLR = 0.2 (b) en la eficiencia de recolección de componentes.

En este trabajo se utilizó el software COMSOL Multiphysics para resolver la ecuación desarrollada utilizando el método de los elementos finitos. Los resultados de la simulación concuerdan bien con los datos experimentales de la literatura que demuestran que el modelo desarrollado puede predecir con precisión el comportamiento de separación supersónica. Según los resultados obtenidos, el tipo de línea de la sección convergente influye significativamente en el rendimiento de refrigeración del 3S. La boquilla Laval diseñada por la curva de Witozinsky muestra el mejor rendimiento de enfriamiento en comparación con otras. El modelado CFD investigó métodos pasivos para generar flujo de remolino en un 3S específico. Para este propósito, se consideraron para el remolino tres estructuras diferentes, que incluyen inyección lateral, serpentina y giro en U. Para analizar exactamente la eficiencia de separación del 3S, se determinó la eficiencia de recolección y el rendimiento de enfriamiento para cada estructura. Según el análisis realizado, los 3S equipados con estructuras serpenteantes e inyectadas lateralmente tienen eficiencias de separación similares. Sin embargo, la estructura inyectada lateralmente con un ángulo de inyección de 10° tiene una mayor estabilidad de flujo y es más fácil y económica construir esta estructura desde un punto de vista económico. Por lo tanto, se seleccionó el 3S equipado con un remolino lateral inyectado como el caso más óptimo.

Para la boquilla optimizada, se investigó el efecto de los parámetros operativos como el tamaño de las gotas, la densidad y el valor PLR en la eficiencia de separación. Se observó que cuanto mayor es el tamaño y mayor la densidad de una gota, mejor es la eficiencia de separación. Por otro lado, se observó que a mayor PLR se obtuvo mayor eficiencia de separación. El efecto de estos parámetros operativos en la tasa de recuperación de LGN, la depresión del punto de rocío y el diagrama de envolvente de fase también se investigó para el 3S equipado con un remolino de inyección lateral. Los resultados de la simulación mostraron que, para este caso, con un PLR más alto y un ángulo de inyección de 10°, la tasa de recuperación de LGN y la depresión del punto de rocío aumentaron.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Fatola Farhadi

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SNS: redacción—preparación del borrador original, metodología, software. AN: redacción—revisión y edición, metodología, supervisión. FF: redacción—revisión y edición, conceptualización, supervisión. GP: redacción—revisión y edición, conceptualización. Todos los autores revisaron el manuscrito.

Correspondencia a Abbas Naderifar o Fatola Farhadi.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Shoghl, SN, Naderifar, A., Farhadi, F. et al. Investigación de nuevos métodos pasivos de generación de flujo remolino en separadores supersónicos mediante el modelado de dinámica de fluidos computacional. Informe científico 12, 14457 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18691-x

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Recibido: 13 febrero 2022

Aceptado: 17 de agosto de 2022

Publicado: 24 agosto 2022

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

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