油庫廢氣中揮發(fā)性有機(jī)物的低溫脫除過程模擬分析

邵博識(shí)，譚宏博，張淇棟

（西安交通大學(xué)制冷與低溫工程系，陜西 西安 710049）

常見油氣資源儲(chǔ)運(yùn)過程中可揮發(fā)性有機(jī)物（volatile organic compounds，VOCs）[1]蒸發(fā)導(dǎo)致油品損耗[2]，不僅浪費(fèi)資源，還會(huì)污染環(huán)境[3]，對(duì)油氣蒸發(fā)耗散的VOCs 回收是油氣資源應(yīng)用領(lǐng)域的重要問題。油庫排氣是多種烴與空氣的混合氣，對(duì)其增壓、降溫時(shí)，高沸點(diǎn)組分會(huì)冷凝析出，再分離脫除；低沸點(diǎn)組分可被視為不凝性氣體（noncondensable gas，NCG）。換熱器是VOCs 冷凝脫除的核心設(shè)備，在有限換熱面積內(nèi)、低溫冷源使混合氣中的VOCs 冷凝分離，因此對(duì)混合氣在冷凝換熱器低溫壁面上的冷凝過程研究是VOCs 低溫脫除的重要基礎(chǔ)問題。通過一維模型確定冷凝換熱長(zhǎng)度的研究中，Li 等[4]根據(jù)層流液膜理論，使用一維算法模擬了含空氣的水蒸氣冷凝過程壁面溫度與熱流密度的變化規(guī)律，冷凝率仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合良好；劉瑤[5]使用一維方法計(jì)算了三類熱邊界條件下天然氣內(nèi)二氧化碳冷凝脫除過程，仿真結(jié)果用于二氧化碳凝華換熱器設(shè)計(jì)；王哲等[6]采用一維算法對(duì)液氦/超流氦負(fù)壓換熱器進(jìn)行了仿真優(yōu)化，有效解決了換熱器傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法在低溫工況下可能出現(xiàn)的負(fù)溫差問題；孫瑞[7]和王雅寧[8]分別采用一維模型模擬了空氣中的二氧化碳低溫凝華捕集換熱過程，其結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果吻合較好。然而針對(duì)微量油氣在間壁換熱器表面進(jìn)行低溫冷凝脫除的傳熱傳質(zhì)問題還有待深入研究，作者將間壁式換熱器沿流動(dòng)方向劃分微元段，對(duì)微元段內(nèi)熱平衡方程進(jìn)行離散，建立了一維模型，并從油氣入口端迭代計(jì)算各微元段的熱力學(xué)參數(shù)及冷凝速率，獲得混合氣中油氣濃度降至設(shè)定值所需長(zhǎng)度。論文分析了油氣流速、入口油氣含量等關(guān)鍵因素對(duì)低溫脫除過程的影響，并對(duì)比了不同初始濃度油氣冷凝脫除所需換熱長(zhǎng)度，探明了低溫冷凝法深度脫除排氣中丙烷的適用條件。本文對(duì)低溫冷凝法脫除油庫廢氣中微量VOCs 的換熱器設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值。

1 數(shù)值仿真模型及驗(yàn)證

常見油庫排氣中的VOCs 主要包括正戊烷、正丁烷和丙烷，采用分級(jí)制冷、逐級(jí)冷凝析出后，處理氣體中還會(huì)有微量的輕質(zhì)烴類——丙烷，需用深冷處理工藝進(jìn)行低溫脫除。經(jīng)初步計(jì)算，進(jìn)入深冷換熱器的丙烷摩爾分?jǐn)?shù)約為2.25%，不凝性氣體假設(shè)為氮?dú)猓陂g壁式換熱器單層兩個(gè)通道內(nèi)進(jìn)行換熱冷凝，具體結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)見表1。

表1 換熱通道結(jié)構(gòu)與流體工況條件

當(dāng)混合油氣與冷氮?dú)饽媪鲹Q熱時(shí)，取一對(duì)換熱微元段，并由混合油氣流動(dòng)方向開始，對(duì)微元段仿真，換熱通道內(nèi)的熱質(zhì)傳遞過程如圖1所示。經(jīng)過dx的長(zhǎng)度，混合油氣與冷氮?dú)鉁囟确謩e變化dTMIX與dTCN2，且忽略液相向氣相的蒸發(fā)時(shí)，混合油氣中的丙烷組分有dqmC3的質(zhì)量從混合油氣中分離，并在換熱壁面凝結(jié)成液體。圖中虛線指冷凝出的液態(tài)產(chǎn)物；x0為冷凝開始時(shí)的位置，即混合油氣溫度達(dá)到丙烷分壓下的飽和溫度的位置，m。

圖1 間壁式換熱通道內(nèi)混合氣冷凝傳熱傳質(zhì)示意圖

1.1 能量守恒方程

對(duì)圖1所示冷熱通道內(nèi)長(zhǎng)度為dx的微元段列出穩(wěn)態(tài)熱平衡方程，如式(1)、式(2)。

式中，cp為定壓比熱容，J/(kg·K)；hMIX與hCN2分別為熱流體與冷流體側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；L為冷凝換熱面垂直于流動(dòng)方向的長(zhǎng)度，m；Δqm,flow為當(dāng)計(jì)算的混合油氣溫度達(dá)到飽和溫度并冷凝時(shí)，單位長(zhǎng)度液體流量變化量，kg/(m·s)；iflow為混合油氣溫度本身達(dá)到飽和溫度的情況下其中丙烷冷凝時(shí)的冷凝潛熱，J/kg；下角標(biāo)C3指混合氣中的丙烷組分；下角標(biāo)N2指混合氣中的不凝氣氮?dú)猓幌陆菢?biāo)CN2指冷流體氮?dú)猓幌陆菢?biāo)W表示換熱壁面。

冷熱通道間的熱平衡方程為式(3)。

式中，iw為壁面處丙烷的冷凝潛熱，J/kg。

1.2 質(zhì)量守恒方程

油庫廢氣中的不凝氣（氮?dú)猓┙M分質(zhì)量流量qmN2不變。由于忽略垂直流動(dòng)方向的溫度和濃度梯度，穩(wěn)態(tài)時(shí)假設(shè)近壁面處流體溫度等于壁溫，由該溫度確定混合油氣中丙烷飽和狀態(tài)分壓，從而得到對(duì)應(yīng)的丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)ωSAT（TW），%；當(dāng)混合油氣中的丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)ωC3大于ωSAT（TW）時(shí)（此時(shí)對(duì)應(yīng)x0位置），此濃度差驅(qū)動(dòng)丙烷由混合油氣向冷壁面擴(kuò)散，發(fā)生冷凝，即有式(4)。

式中，hm為丙烷在混合氣中的傳質(zhì)系數(shù)，m/s；ρMIX為混合油氣的密度，kg/m3；L為冷凝換熱面垂直于流動(dòng)方向的長(zhǎng)度，m；ωC3為混合油氣中丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；ωSAT(TW)為壁面溫度對(duì)應(yīng)的飽和丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

1.3 傳熱傳質(zhì)系數(shù)與丙烷冷凝潛熱

式(1)與式(4)中的傳熱傳質(zhì)系數(shù)可由Rhosenow等[9]提出的流體充分發(fā)展段的傳熱傳質(zhì)系數(shù)耦合公式確定，如式(5)。

式中，uˉMIX為混合油氣的平均流速，m/s；f為量綱為1摩擦因數(shù)；Pr與Sc分別為普朗特?cái)?shù)與施密特?cái)?shù)。

量綱為1摩擦因數(shù)f可由式(6)計(jì)算。

式中，Re為雷諾數(shù)。

計(jì)算施密特?cái)?shù)Sc時(shí)的擴(kuò)散系數(shù)D可以由經(jīng)典的Gilliland半經(jīng)驗(yàn)公式[10]確定，如式(7)。

式中，T為溫度，K；p為壓力，Pa；V為標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)下的液態(tài)摩爾體積，cm3/mol；M為混合氣中各成分的相對(duì)分子質(zhì)量，g/mol。

冷氮?dú)鈧?cè)的充分發(fā)展段換熱系數(shù)hCN2可由Dittus-Boelter公式估計(jì)，如式(8)。

式中，Nu為努塞爾數(shù)；l為特征長(zhǎng)度，m。

不同飽和溫度下丙烷的冷凝潛熱在120～240K范圍內(nèi)的擬合公式如式(9)所示。

丙烷、氮?dú)饧捌浠旌蠚獾钠渌麩嵛镄跃蒖efprop軟件確定。

1.4 計(jì)算流程與驗(yàn)證

為了簡(jiǎn)化計(jì)算，做如下假設(shè)：①忽略流動(dòng)時(shí)的壓力損失；②忽略換熱壁面熱阻的影響；③忽略丙烷凝液形成的液膜及液相的再蒸發(fā)。采用MATLAB軟件編譯一維模型控制方程的迭代運(yùn)算程序，具體流程如圖2所示。

圖2 一維模型計(jì)算流程

為驗(yàn)證本文一維模型的準(zhǔn)確性，針對(duì)文獻(xiàn)[5]研究的二氧化碳與不凝氣的混合氣在間壁式換熱器中被冷氮?dú)饫鋮s凝華過程，開展了驗(yàn)證模擬，情況如表2所示。

表2 本文計(jì)算值與文獻(xiàn)[5]中沿?fù)Q熱器長(zhǎng)度方向的流體溫度對(duì)比

除了物性方法的差異外，文獻(xiàn)[5]假設(shè)混合油氣溫度達(dá)到相變溫度時(shí)發(fā)生凝華，本文則視壁面溫度為附近流體的溫度。如表2所示，本文仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[5]計(jì)算結(jié)果相比最大的誤差小于3%，可見本文的簡(jiǎn)化模型具有較好的準(zhǔn)確性。

2 結(jié)果與討論

2.1 丙烷冷凝過程的沿程變化特性

采用前述一維模型計(jì)算了混合油氣中的丙烷冷凝過程，確定廢氣中丙烷含量達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)（即1.26×10-4的摩爾分?jǐn)?shù)）所需的換熱長(zhǎng)度。經(jīng)計(jì)算在距混合氣入口2.85m 處，丙烷濃度達(dá)到了排放標(biāo)準(zhǔn)。沿混合油氣流動(dòng)方向的溫度分布以及丙烷摩爾分?jǐn)?shù)的變化特性見圖3。

圖3 沿長(zhǎng)度方向的溫度與丙烷摩爾分?jǐn)?shù)變化特性

如圖3 所示，在混合氣進(jìn)入換熱器前0.14m，與冷氮?dú)獍l(fā)生單相換熱，丙烷濃度不變，此時(shí)x0取為0.14m；隨后冷凝發(fā)生，混合油氣中丙烷摩爾分?jǐn)?shù)持續(xù)降低，至2.85m 處排放氣體達(dá)到環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)。另外，在距混合氣入口前1m 內(nèi)，丙烷的摩爾分?jǐn)?shù)下降了約76%；而在后面的1.85m，丙烷的摩爾分?jǐn)?shù)下降趨勢(shì)顯著減小。這是由于剛開始冷凝時(shí)，混合油氣中的丙烷摩爾分?jǐn)?shù)相對(duì)較高，與近壁面處存在較大的濃度梯度，因而丙烷冷凝的速率較快；在換熱器后段，飽和壓力隨溫度的變化程度逐漸減弱，因此壁面溫度對(duì)應(yīng)的飽和質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨溫度的變化程度亦逐漸減弱。在換熱器前段0.22～0.36m 范圍內(nèi)，壁面溫度由180.9K 降低至170.9K，飽和壓力由5434.1Pa 降低至2388.6Pa；在換熱器后段1.39～2.46m 范圍內(nèi)，壁面溫度由130.7K 降低至120.7K，飽和壓力由19.7Pa 降低至3.4Pa，降低量遠(yuǎn)低于前段，根據(jù)道爾頓分壓定律換算的壁面溫度對(duì)應(yīng)的飽和丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)ωSAT(TW)降低量亦然。故混合氣中丙烷的冷凝速率也逐漸降低。圖4給出了沿混合氣流動(dòng)方向的丙烷冷凝速率變化情況。由圖可知，自換熱器0.14m位置處冷凝開始，隨后快速上升，在距混合氣入口0.34m 位置處達(dá)到峰值1.141×10-6kg/s，隨后冷凝速率逐漸降低，在換熱器后段長(zhǎng)度2m 處冷凝速率降低到0.5618×10-7kg/s，僅是最高冷凝速率的4.92%，隨后冷凝速率逐漸接近0。

圖4 沿?fù)Q熱器長(zhǎng)度方向各點(diǎn)丙烷冷凝速率

為分析影響換熱器內(nèi)部各點(diǎn)丙烷冷凝速率分布原因，解釋前述濃度梯度對(duì)相變的作用，本文對(duì)一維方法中計(jì)算冷凝速率的式(4)中各項(xiàng)的變化情況展開了分析。式(4)中的物性參數(shù)項(xiàng)hmρMIX隨長(zhǎng)度的變化如圖5(a)所示。從圖中可以看出，沿長(zhǎng)度方向的物性參數(shù)項(xiàng)并未發(fā)生明顯變化，其最大值為3.93g/(m2·s)；最小值為3.79g/(m2·s)，二者之間的差距僅有3.67%，可見在換熱時(shí)受沿程溫度等參數(shù)變化而改變的熱物性對(duì)冷凝速率的影響十分有限；式(4)中的濃度差值項(xiàng)[ωC3-ωSAT(TW)]隨長(zhǎng)度的變化如圖5(b)所示。對(duì)比圖5(b)與圖4 可看出，其二者沿長(zhǎng)度變化規(guī)律基本一致，濃度差值項(xiàng)同樣于0.34m位置達(dá)到峰值0.02031，隨后逐漸降低。因此相比沿程改變的熱物性參數(shù)，影響冷凝速率的核心因素在于貼壁附近混合油氣的丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)與壁溫對(duì)應(yīng)的丙烷飽和質(zhì)量分?jǐn)?shù)差值，這一差值同時(shí)代表了相變發(fā)生的驅(qū)動(dòng)力，即壁面溫度相對(duì)于混合油氣溫度的過冷度在濃度差上的體現(xiàn)，冷凝速率與沿程濃度分布的變化即為冷凝根本驅(qū)動(dòng)力在宏觀上的表現(xiàn)。

圖5 式(4)中物性參數(shù)項(xiàng)與濃度差值項(xiàng)的沿長(zhǎng)度變化情況

2.2 不同丙烷初始濃度對(duì)換熱長(zhǎng)度的影響

針對(duì)不同丙烷初始濃度的混合油氣深度脫除，分析所需求的換熱長(zhǎng)度的變化規(guī)律。保持溫度、壓力等初始條件不變、并使出口丙烷濃度達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)的前提下，針對(duì)5 種不同的初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)（0.5%、1.0%、2.0%、2.5%與3.0%）情況開展仿真計(jì)算，得到沿?fù)Q熱器長(zhǎng)度方向的冷凝速率與丙烷摩爾分?jǐn)?shù)變化特性分別如圖6和圖7所示。

圖6 沿?fù)Q熱器長(zhǎng)度方向不同初始摩爾分?jǐn)?shù)的丙烷冷凝速率分布

圖7 沿?fù)Q熱器長(zhǎng)度方向不同初始摩爾分?jǐn)?shù)的丙烷摩爾分?jǐn)?shù)分布

由圖6可知，混合氣初始丙烷濃度越高，沿?fù)Q熱方向各位置的丙烷冷凝速率越高，同時(shí)冷凝速率的峰值越向入口方向靠近。受初始摩爾分?jǐn)?shù)與冷凝速率的共同作用，不同丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)的混合油氣在深度脫除時(shí)所需要的換熱器長(zhǎng)度與其初始摩爾分?jǐn)?shù)并不呈簡(jiǎn)單的線性關(guān)系：當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)低于2.0%時(shí)，隨著丙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)所需要的長(zhǎng)度有大幅減小，0.5%丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)的混合氣所需換熱器長(zhǎng)度為3.32m，1.0%丙烷初始濃度的所需換熱器長(zhǎng)度為3.05m，當(dāng)丙烷初始濃度達(dá)到2.0%時(shí)，所需換熱器長(zhǎng)度為2.84m。當(dāng)丙烷初始濃度高于2.0%時(shí)，隨著丙烷摩爾分?jǐn)?shù)的增加，達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)所需要的長(zhǎng)度有小幅增加：當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)為2.5%時(shí)，所需換熱器長(zhǎng)度為2.86m，當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)繼續(xù)增加至3.0%時(shí)，所需的換熱器長(zhǎng)度僅比2.5%初始摩爾分?jǐn)?shù)的情況增加0.02m，為2.88m。究其原因，在相同總壓下低摩爾分?jǐn)?shù)丙烷混合氣的丙烷分壓更低，壁面低溫使近壁面處丙烷冷凝，并驅(qū)動(dòng)混合油氣中稀薄的丙烷向近壁面處遷移，其傳質(zhì)阻力較大，因而丙烷冷凝速率始終較低，并成為影響丙烷脫除效果的主要因素；此時(shí)，增加丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)可提高丙烷冷凝速率，從而促進(jìn)丙烷脫除效果；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)較高時(shí)，丙烷冷凝速率增加所帶來的正面影響逐漸減弱，而丙烷的總冷凝量顯著增加，成為影響脫除效果的主要因素；在此兩種機(jī)制的影響下，存在使冷凝脫除所需換熱長(zhǎng)度最短的最佳情形。

為更好分析換熱器需求長(zhǎng)度與初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)之間的變化關(guān)系，本文將多組初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)條件下計(jì)算的所需換熱長(zhǎng)度繪制為圖8，并將其擬合成線。

圖8 不同丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)下所需換熱長(zhǎng)度擬合線

由圖8 可知，當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)約為2.0%時(shí)，滿足深度脫除排放標(biāo)準(zhǔn)所需要的換熱長(zhǎng)度最短（2.84m）；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)低于2.0%時(shí)，所需換熱長(zhǎng)度隨丙烷摩爾分?jǐn)?shù)降低呈近似拋物線趨勢(shì)上升；反之當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)高于2.0%時(shí)，所需換熱長(zhǎng)度與丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)呈近似小幅線性上升。由此可見，針對(duì)不同丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)的油氣進(jìn)行深度冷凝脫除時(shí)，存在最佳的初始摩爾分?jǐn)?shù)工況，可減小換熱器體積、節(jié)約成本。對(duì)于本文計(jì)算條件而言，針對(duì)初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)2.0%附近的油氣采用冷凝脫除法具有較好的效果；當(dāng)丙烷摩爾分?jǐn)?shù)升高時(shí)，所需求的換熱器長(zhǎng)度呈近似線性增加，且增幅相對(duì)較低；而當(dāng)初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)降低時(shí)，所需求的丙烷冷凝換熱器長(zhǎng)度呈近似拋物線增加，且增幅相對(duì)較大。

為進(jìn)一步定量分析丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)對(duì)換熱器需求長(zhǎng)度影響的機(jī)理，本文對(duì)影響換熱器需求長(zhǎng)度的因素展開了分析。換熱器需求長(zhǎng)度Ln與待脫除丙烷總質(zhì)量流量qms呈正相關(guān)；而與換熱器全程丙烷冷凝單位面積平均質(zhì)量速率-qm呈負(fù)相關(guān)，表示成公式即為式(10)所示。

式中，下角標(biāo)1 和2 分別代表兩種不同的初始濃度狀態(tài)，狀態(tài)2 的初始濃度高于狀態(tài)1；ε為兩種初始濃度狀態(tài)的需求長(zhǎng)度的比值；Ln為換熱器需求長(zhǎng)度，m；qms為輸入換熱器的待脫除的丙烷總質(zhì)量流量，kg/s，由于經(jīng)脫除后混合油氣中丙烷達(dá)標(biāo)摩爾分?jǐn)?shù)已較低，為1.26×10-4，因此可忽略完成脫除后的剩余丙烷量，由丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)換算為質(zhì)量分?jǐn)?shù)后與混合油氣初始質(zhì)量流量相乘即可近似得到待脫除丙烷總質(zhì)量流量；-qm[kg/(m2·s)]為換熱器全程丙烷冷凝單位面積平均質(zhì)量速率，可由圖6中換熱器各點(diǎn)丙烷冷凝速率沿長(zhǎng)度取平均得到。

當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)發(fā)生變化時(shí)，上述各個(gè)參數(shù)的比值與相應(yīng)的ε值總結(jié)于表3 中。顯然，當(dāng)ε大于1時(shí)，隨著丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)的增加，換熱器的需求長(zhǎng)度降低；反之則升高。此外，ε數(shù)值上與1偏離越遠(yuǎn)，證明需求換熱器長(zhǎng)度的變化隨初始摩爾分?jǐn)?shù)的變化越劇烈；反之則變化越輕微；而當(dāng)ε接近1時(shí)，需求換熱器長(zhǎng)度基本不隨初始摩爾分?jǐn)?shù)變化而變，此時(shí)即接近曲線的駐點(diǎn)。

表3 丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)變化時(shí)各參數(shù)與比值ε變化情況

分析表3的數(shù)據(jù)可知，當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)在2.0%以下時(shí)，ε始終大于1，且偏離1 的程度相對(duì)較大；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)超過2.0%時(shí)，ε始終小于1，且偏離1 的程度相對(duì)較小；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)處于2.0%附近時(shí)，ε與1較為接近；同時(shí)由于ε與1的大小關(guān)系在初始丙烷摩爾分?jǐn)?shù)2.0%前后發(fā)生改變，則此摩爾分?jǐn)?shù)值附近的駐點(diǎn)即為極小值點(diǎn)，即對(duì)應(yīng)的換熱器最小長(zhǎng)度。以上分析與圖8所示的需求換熱器長(zhǎng)度變化規(guī)律基本一致。表3數(shù)據(jù)與圖8所示趨勢(shì)的對(duì)應(yīng)關(guān)系充分證明了丙烷冷凝換熱器的需求長(zhǎng)度Ln受丙烷冷凝單位面積平均質(zhì)量速率-qm與輸入換熱器的丙烷總質(zhì)量流量qms的綜合影響作用。

3 結(jié)論

為分析采用低溫冷凝深度脫除油庫廢氣中的烷烴的傳熱傳質(zhì)過程，作者建立了簡(jiǎn)化的一維仿真模型，針對(duì)典型間壁式換熱器中丙烷與氮?dú)饣旌蠚獾睦淠^程開展了模擬和分析，結(jié)果表明。

（1）對(duì)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)為2.25%、質(zhì)量流率為2.57g/s 的丙烷/氮?dú)饣旌嫌蜌猓谧杂闪鹘孛娣e為5.91×10-3m2、冷凝換熱面寬度為0.72m 的間壁式換熱器中與低溫氮?dú)饽媪鲹Q熱冷凝，所需換熱長(zhǎng)度約為2.85m；沿?fù)Q熱器熱端入口段丙烷冷凝速率較快，在混合氣入口段1m 長(zhǎng)度內(nèi)，丙烷的摩爾分?jǐn)?shù)降低了約76%；越接近換熱器低溫端，混合氣溫度越低，冷凝速率持續(xù)降低。丙烷摩爾分?jǐn)?shù)分布以及冷凝速率受沿程物性參數(shù)的改變影響不明顯，受貼壁附近混合油氣的丙烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)與壁溫對(duì)應(yīng)的丙烷飽和質(zhì)量分?jǐn)?shù)差值影響更為顯著。

（2）混合氣丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)越高，沿混合氣流動(dòng)方向各點(diǎn)的丙烷冷凝速率越高，同時(shí)冷凝速率峰值越靠近入口向；混合氣丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)與其低溫冷凝脫除所需的換熱長(zhǎng)度并不存在線性關(guān)系，受丙烷冷凝速率和丙烷總冷凝量的綜合影響，當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)較小時(shí)，影響所需換熱長(zhǎng)度的主要因素為丙烷冷凝速率；反之則主要受丙烷總冷凝量的支配。

（3）本研究中當(dāng)混合氣丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)為2.0%時(shí)，低溫冷凝深度脫除以達(dá)到排放標(biāo)準(zhǔn)所需換熱長(zhǎng)度最短（2.84m）；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)低于2.0%時(shí)，低初始濃度需求長(zhǎng)度Ln1與高初始濃度需求長(zhǎng)度Ln2的比值ε始終大于1；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)高于2.0%時(shí)，比值ε始終小于1；當(dāng)丙烷初始摩爾分?jǐn)?shù)處于2.0%左右時(shí)，比值ε與1較為接近，需求長(zhǎng)度基本不隨濃度而變，換熱器長(zhǎng)度達(dá)到最小值附近。

本研究為油庫排放廢氣的冷凝回收和低溫深度脫除提供了一種簡(jiǎn)化的分析方法，對(duì)深冷脫除換熱設(shè)備的優(yōu)化設(shè)計(jì)及性能分析提供參考，并為工藝流程的優(yōu)化，特別是為優(yōu)化調(diào)控進(jìn)入深冷脫除段VOCs的含量提供了依據(jù)。