半潛式平臺(tái)發(fā)電機(jī)排氣系統(tǒng)煙氣擴(kuò)散數(shù)值仿真研究

周書(shū)敏，薛鴻祥，唐文勇，陳 剛，王 駿

(1.上海交通大學(xué) 海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200240;2.上海外高橋造船有限公司，上海200137)

深水半潛式鉆井平臺(tái)發(fā)電機(jī)在滿負(fù)荷工作時(shí)，排氣系統(tǒng)將排放出大量高溫?zé)煔?，溫度可達(dá)390℃。若排氣方案設(shè)置不當(dāng)，高溫?zé)煔庖坏U(kuò)散至船員起居或工作場(chǎng)所，將會(huì)對(duì)正常作業(yè)產(chǎn)生影響，對(duì)船員健康與安全造成威脅;在特定的風(fēng)速下，煙氣可擴(kuò)散至機(jī)艙空氣冷卻系統(tǒng)的進(jìn)氣口處，導(dǎo)致冷卻系統(tǒng)因吸入高溫氣體而失效，造成安全隱患，嚴(yán)重時(shí)可導(dǎo)致機(jī)艙防火系統(tǒng)報(bào)警、發(fā)電機(jī)停止工作，影響平臺(tái)正常工作，造成經(jīng)濟(jì)損失。

平臺(tái)發(fā)電機(jī)的煙氣排放為高溫氣體射流，屬于湍流問(wèn)題，目前對(duì)湍流問(wèn)題的研究主要有分析方法、試驗(yàn)方法和計(jì)算機(jī)數(shù)值仿真方法。數(shù)值模擬的基礎(chǔ)為計(jì)算流體力學(xué)(CFD)，即使用數(shù)值方法在計(jì)算機(jī)中對(duì)流體力學(xué)的控制方程進(jìn)行求解，從而預(yù)測(cè)流場(chǎng)的流動(dòng)［1］。

國(guó)內(nèi)外基于計(jì)算流體力學(xué)方法對(duì)氣體擴(kuò)散問(wèn)題開(kāi)展過(guò)相關(guān)研究［2-6］。與以往的封閉空間煙氣擴(kuò)散研究工作相比，深水半潛式平臺(tái)更具特殊性和復(fù)雜性:平臺(tái)位于海上的開(kāi)放空間，環(huán)境條件復(fù)雜，平臺(tái)尺度龐大、形狀復(fù)雜，且在排氣管口處存在高溫浮力射流，因此分析模型需兼顧計(jì)算精度與計(jì)算效率。本文基于FLUENT軟件對(duì)平臺(tái)在不同工況條件下的煙氣排放擴(kuò)散進(jìn)行數(shù)值仿真，歸納總結(jié)煙氣擴(kuò)散的模式和規(guī)律，并對(duì)降溫方案進(jìn)行了可行性研究。

1 數(shù)學(xué)模型

基于CFD方法求解流體力學(xué)問(wèn)題的數(shù)學(xué)模型可歸結(jié)為求解以Navier-Stokes方程與各種湍流模型為主的方程組，并在必要時(shí)附加多相流模型、化學(xué)反應(yīng)流模型、組元輸運(yùn)模型、非牛頓流體模型等補(bǔ)充項(xiàng)或補(bǔ)充方程［7］。

對(duì)于不可壓縮流動(dòng)和中等可壓縮流動(dòng)，主要采用對(duì)動(dòng)量方程進(jìn)行壓力修正的方法進(jìn)行求解計(jì)算，即SIMPLE方法(后發(fā)展為SIMPLER、SIMPLEC、PISO等［8］)。為避免SIMPLE算法求解過(guò)程的收斂性問(wèn)題，本文采用SIMPLEC求解方法。

湍流對(duì)煙氣擴(kuò)散的影響在于湍流在各方向上的附加速度加速了氣體的摻混和熱量的交換。為模擬包含射流的自由流動(dòng)，本文采用具有Realizable修正的κ-ε模型。流場(chǎng)中近壁面區(qū)域流速梯度較大，本文采用壁面函數(shù)法計(jì)算，該方法經(jīng)濟(jì)性較好，適宜于大尺度的半潛式平臺(tái)的煙氣擴(kuò)散分析［9］。

采用組元輸運(yùn)模型模擬氣體的擴(kuò)散效應(yīng)。組元輸運(yùn)模型可以看作不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)的氣相反應(yīng)模型，該模型允許定義多種不同物性參數(shù)的氣體，空間內(nèi)每個(gè)體積元均可表示為各組元成分按照一定比例混合而成的氣體。該比例受氣體流動(dòng)、湍流效應(yīng)和浮力效應(yīng)等因素影響。對(duì)于流體間的熱交換，本文不計(jì)輻射換熱。

低壓氣體的密度隨溫度變化幅度較大，該現(xiàn)象會(huì)對(duì)氣體擴(kuò)散過(guò)程產(chǎn)生如下影響:①高溫低密度氣體受浮力驅(qū)動(dòng)而向上運(yùn)動(dòng);②氣體的升溫膨脹與降溫收縮的過(guò)程會(huì)影響流線形狀;③排氣口所排出氣體溫度高密度低氣體流速很大，形成局部高溫射流。為準(zhǔn)確模擬溫度作用的結(jié)果，本文將空氣和煙氣的密度分別擬合為溫度的二次插值函數(shù)，氣體的物性參數(shù)參考文獻(xiàn)［10］，并采用浮力驅(qū)動(dòng)流模型，旨在模擬流場(chǎng)中局部流體受熱膨脹后，在浮力作用下發(fā)生的對(duì)流過(guò)程。

2 數(shù)值分析模型

2.1 模型范圍與風(fēng)力邊界條件

半潛式鉆井平臺(tái)數(shù)值分析模型見(jiàn)圖1。

圖1 平臺(tái)物理模型

平臺(tái)柴油發(fā)電機(jī)位于平臺(tái)尾部，排氣管流向朝下，并在出口處添加45°彎頭，見(jiàn)圖2。

圖2 排氣管道物理模型

平臺(tái)尾部甲板上方設(shè)有機(jī)艙進(jìn)氣口，見(jiàn)圖3中A1～A8位置;月池位于平臺(tái)中部，見(jiàn)圖3中MP位置。

為兼顧計(jì)算精度和計(jì)算效率，模型采用非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行單元?jiǎng)澐帧?/p>

圖3 半潛式平臺(tái)細(xì)部結(jié)構(gòu)

半潛式平臺(tái)處于一個(gè)完全開(kāi)放的流動(dòng)風(fēng)場(chǎng)中。對(duì)于開(kāi)放空間氣體擴(kuò)散問(wèn)題的模擬，模型范圍與邊界條件選取的合理性對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較大。本文研究無(wú)窮遠(yuǎn)處來(lái)風(fēng)繞流平臺(tái)的過(guò)程，在來(lái)流無(wú)窮遠(yuǎn)處與去流無(wú)窮遠(yuǎn)處，空氣速度為均勻風(fēng)速，同時(shí)，風(fēng)為高氣壓區(qū)向低氣壓區(qū)的氣體流動(dòng)，從平均意義上講，該過(guò)程為恒速降壓過(guò)程。空氣流向平臺(tái)的過(guò)程中，截面風(fēng)速逐漸由均勻風(fēng)速變?yōu)椴痪鶆?同理在空氣流過(guò)平臺(tái)后，由不均勻逐漸變?yōu)榫鶆颉?/p>

模型風(fēng)力邊界條件可由風(fēng)速大小定義，即假設(shè)模型范圍足夠遠(yuǎn)，從而保證計(jì)算域的出入口風(fēng)速無(wú)限趨近于均勻。該方法對(duì)真實(shí)的情況做出了簡(jiǎn)化，并且隨著模型范圍的增大而逐步趨于真實(shí)值。本文分別對(duì)高風(fēng)速與低風(fēng)速情況下，試算模型范圍對(duì)擴(kuò)散結(jié)果的敏感性，并藉此設(shè)定合理的模型范圍。

設(shè)模型區(qū)域自平臺(tái)首部向外擴(kuò)展長(zhǎng)度為L(zhǎng)，分別試算當(dāng)L=20、40、60、80 m，風(fēng)速v=2.5 m/s(低速，高溫區(qū)域位于進(jìn)氣口)、5 m/s(高速，高溫區(qū)域位于月池)共8種情況，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖4。

圖4 模型范圍敏感性分析

由圖4可以看出，隨著模型范圍的增大，進(jìn)氣口A3處溫度變化較小，月池處溫度變化速率也逐漸趨緩，兼顧計(jì)算規(guī)模及計(jì)算精度，可以認(rèn)為選擇L=60 m符合工程計(jì)算要求。同理，采用該方法可確定模型的其它尺寸。

2.2 其它邊界條件

平臺(tái)外板與海平面均采用無(wú)速度滑移無(wú)熱通量的壁面邊界條件。

煙氣排氣口為質(zhì)量入口，由給定的排氣量定義，其湍流強(qiáng)度采用圓管內(nèi)充分發(fā)展湍流的強(qiáng)度公式

機(jī)艙進(jìn)氣口通過(guò)給定吸氣風(fēng)扇產(chǎn)生的空氣壓差進(jìn)行定義，由機(jī)艙進(jìn)氣風(fēng)機(jī)參數(shù)可查得機(jī)艙內(nèi)部靜壓為-890 Pa(以標(biāo)準(zhǔn)大氣壓為基準(zhǔn))，該壓強(qiáng)即為壓力出口邊界的靜壓。

由于模型的形狀與邊界條件均相對(duì)于平臺(tái)中縱剖面對(duì)稱，可采用半寬模型，并設(shè)中縱剖面為對(duì)稱邊界，可有效減少計(jì)算耗時(shí)。

3 數(shù)值仿真結(jié)果分析

設(shè)定大氣環(huán)境溫度為32℃，發(fā)電機(jī)滿負(fù)荷工作時(shí)，各排氣管最大排氣量為10.1 kg/s，煙氣溫度為390℃。基于上述分析模型，分別對(duì)平臺(tái)隨浪工況0～7 m/s范圍內(nèi)共8個(gè)風(fēng)速條件下的煙氣擴(kuò)散進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)平臺(tái)月池處和進(jìn)氣口位置處的溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

高溫?zé)煔獾臄U(kuò)散主要受四方面影響:高溫?zé)煔馐芨×ψ饔玫纳仙\(yùn)動(dòng)效應(yīng)、煙氣受風(fēng)力作用向平臺(tái)首部擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)、排氣管處局部高速低壓射流對(duì)周圍氣體的卷吸效應(yīng)以及煙氣垂直于排放方向的橫向擴(kuò)散。由計(jì)算結(jié)果可以看出，隨著風(fēng)速的增大，煙氣先后呈現(xiàn)以下四種擴(kuò)散模式。

3.1 模式一

在靜風(fēng)或極低風(fēng)速(≤1 m/s)條件下，風(fēng)力對(duì)煙氣擴(kuò)散的影響甚微，月池與機(jī)艙進(jìn)氣口處均不受煙氣擴(kuò)散影響。該模式下氣體流速分布見(jiàn)圖5，溫度分布見(jiàn)圖8a)。煙氣在射流近區(qū)的流動(dòng)主要受射流動(dòng)量的控制，浮力作用不大，從而射流的彎曲程度不明顯。隨著距噴口距離的增加，射流動(dòng)量減少，由于密度差產(chǎn)生的浮力作用逐漸占主導(dǎo)地位，煙氣流逐漸往上彎曲。

3.2 模式二

圖5 平臺(tái)尾部排氣口剖面氣體流速矢量圖(單位:0 m/s)

隨風(fēng)速增大(1～3 m/s)，見(jiàn)圖6，風(fēng)力對(duì)煙氣流動(dòng)的影響逐漸增強(qiáng)，減小了射流近區(qū)的初始動(dòng)量的影響，由于密度差產(chǎn)生的浮力作用與風(fēng)力作用占主導(dǎo)地位，機(jī)艙進(jìn)氣口處進(jìn)入煙氣擴(kuò)散的影響范圍內(nèi)。在該模式下，高溫射流卷吸周圍氣體，在浮力作用下一起向上運(yùn)動(dòng)，并且由于較強(qiáng)的風(fēng)力作用，在平臺(tái)尾部形成高溫漩渦，溫度云圖見(jiàn)圖8b)。

圖6 平臺(tái)尾部排氣口剖面氣體流速矢量圖(單位:3 m/s)

3.3 模式三

在高風(fēng)速(≥5 m/s)情況下，見(jiàn)圖7，風(fēng)力對(duì)煙氣擴(kuò)散的影響大于射流自身動(dòng)量。高溫?zé)煔馀懦龊笫茱L(fēng)力作用直接向船艏方向運(yùn)動(dòng)，當(dāng)其流至月池時(shí)，受浮力作用上升進(jìn)入無(wú)障礙物阻擋的月池，導(dǎo)致月池處溫度升高，并在月池處形成局部漩渦。該模式下溫度分布云圖見(jiàn)圖8d)。

圖7 平臺(tái)尾部排氣口剖面氣體流速矢量圖(單位:5m/s)

3.4 模式四

風(fēng)速介于模式二與模式三之間時(shí)，煙氣擴(kuò)散兼具模式二與模式三的特點(diǎn)，進(jìn)氣口與月池區(qū)域均受煙氣擴(kuò)散影響，溫度云圖見(jiàn)圖8c)。

圖8 排氣管道剖面空氣溫度分布

圖9 為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度隨風(fēng)速變化趨勢(shì)，圖3中A1～A4進(jìn)氣口溫度峰值出現(xiàn)在3～4 m/s風(fēng)速條件下，3 m/s風(fēng)速下A3進(jìn)氣口最高溫度為64℃。月池溫度峰值為56℃，發(fā)生于5 m/s風(fēng)速條件下。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化示意

由于A2與A3進(jìn)氣口位于兩組出氣口管道的中部位置，相鄰兩股射流區(qū)域間的壓強(qiáng)低于射流及射流之外的大部分環(huán)境流體的壓強(qiáng)，因此相鄰兩股射流在向前擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)的同時(shí)也互相靠攏，從而導(dǎo)致A2與A3進(jìn)氣口的溫度顯著升高。

4 降溫方案可行性研究

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果，可發(fā)現(xiàn)平臺(tái)在2～4 m/s的風(fēng)速下，機(jī)艙進(jìn)氣口處溫度偏高。高溫?zé)煔饪赡軐?dǎo)致冷卻系統(tǒng)失效，誘發(fā)機(jī)艙防火系統(tǒng)報(bào)警以及發(fā)電機(jī)停止工作等嚴(yán)重后果，從而影響平臺(tái)正常工作。本文通過(guò)數(shù)值仿真方法對(duì)以下兩種降溫方案進(jìn)行可行性分析。

4.1 延伸甲板阻隔降溫

在平臺(tái)主甲板高度處向船艉方向設(shè)置延伸甲板，對(duì)上升的煙氣起到局部阻擋作用，并使其流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，從而達(dá)到降低進(jìn)氣口處煙氣質(zhì)量濃度的效果。由于支撐結(jié)構(gòu)的限制，往外延伸的甲板長(zhǎng)度最大為4.25 m，對(duì)進(jìn)氣口可能出現(xiàn)最危險(xiǎn)情況的工況(3 m/s風(fēng)速)下的煙氣擴(kuò)散進(jìn)行了仿真計(jì)算。

圖10 擋煙延伸板降溫效果對(duì)比

由圖10對(duì)比可見(jiàn)，延伸板阻擋了部分上升煙氣;在板的下方形成了局部低壓區(qū)，誘導(dǎo)部分高溫?zé)煔饬飨蛟撎?延伸板的存在使得大氣流動(dòng)發(fā)生改變，從而影響高溫?zé)煔獾牧鲃?dòng)狀態(tài)。設(shè)置擋煙板后，A3進(jìn)氣口處的溫度為49℃，下降了15℃，溫度下降百分比為46%。

4.2 水幕噴淋降溫

在排氣口上方設(shè)置水幕噴淋系統(tǒng)，形成水平的水幕，阻擋部分煙氣的上升，同時(shí)液滴與煙氣之間可進(jìn)行對(duì)流換熱和相變蒸發(fā)，從而達(dá)到降溫的效果。

由于噴淋液滴的體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)小于氣相的體積分?jǐn)?shù)，故將氣相作為連續(xù)相考慮，液相作為離散相考慮。在FLUENT中設(shè)置離散相模型(discrete phase model，DPM)來(lái)描述噴淋這類氣液兩相流，噴淋流量取23.7 L/min。

對(duì)3 m/s風(fēng)速下加入噴淋降溫系統(tǒng)后的平臺(tái)的煙氣擴(kuò)散情況進(jìn)行了仿真模擬。由圖11可以看出，在水幕形成的有效水平覆蓋距離內(nèi)，高溫?zé)煔獗挥行ё韪簦瑹煔馍淞鬈壽E發(fā)生了改變，高溫?zé)煔獗黄认蜻h(yuǎn)離船艉方向移動(dòng)，在遠(yuǎn)離進(jìn)氣口處被周圍大氣稀釋冷卻，從而導(dǎo)致進(jìn)氣口處的溫度降低。計(jì)算結(jié)果表明，A3進(jìn)氣口在水幕噴淋系統(tǒng)作用后，溫度由64℃降為44℃。

圖11 水幕噴淋降溫效果對(duì)比

由上述計(jì)算結(jié)果可知，設(shè)置延伸甲板或采用噴淋系統(tǒng)均能有效地降低高溫?zé)煔鈱?duì)進(jìn)氣口的影響，其中，水幕噴淋降溫效果更佳。

5 結(jié)論

1)對(duì)于帶有浮力驅(qū)動(dòng)的不可壓高溫氣體的擴(kuò)散問(wèn)題，采用SIMPLEC壓力修正方法進(jìn)行求解，可避免SIMPLE方法中收斂性差、計(jì)算結(jié)果震蕩等問(wèn)題，計(jì)算效率得到顯著提高。為真實(shí)模擬平臺(tái)煙氣擴(kuò)散問(wèn)題，需同時(shí)考慮湍流、組元輸運(yùn)、浮力驅(qū)動(dòng)和熱交換等模型。

2)對(duì)于無(wú)限區(qū)域內(nèi)的氣體擴(kuò)散問(wèn)題，模型范圍與外圍邊界條件的設(shè)置關(guān)系到迭代的收斂性與結(jié)果的可靠性，可采用敏感性分析的手段確定模型范圍及邊界條件參數(shù)。

3)隨著風(fēng)速的增大，風(fēng)力對(duì)煙氣擴(kuò)散的影響漸強(qiáng)，擴(kuò)散先后呈現(xiàn)四種模式，受煙氣影響區(qū)域由遠(yuǎn)平臺(tái)區(qū)域逐漸移至機(jī)艙進(jìn)氣口區(qū)域，最后移至月池區(qū)域。

4)從上述對(duì)煙氣擴(kuò)散的數(shù)值仿真研究中可以看出，半潛式鉆井平臺(tái)采用排氣管向下排氣方式在某些特定風(fēng)速條件下，將導(dǎo)致部分機(jī)艙進(jìn)氣口溫度偏高。數(shù)值仿真計(jì)算驗(yàn)證了設(shè)置延伸擋煙甲板和水幕噴淋系統(tǒng)降溫的可行性，水幕噴淋降溫效果優(yōu)于延伸甲板的降溫效果。

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