Nátok plynů do chemických reaktorů.

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