液艙旋轉(zhuǎn)射流惰化模擬及優(yōu)化

王恒遠(yuǎn)， 鄧佳佳， 盧金樹(shù)， 薛大文

(浙江海洋大學(xué) 船舶與海運(yùn)學(xué)院， 浙江 舟山 316022)

0 引 言

以石油、煤炭為主的燃料引發(fā)的環(huán)境污染問(wèn)題越來(lái)越受到關(guān)注[1]。天然氣憑借經(jīng)濟(jì)環(huán)保、安全性高等特點(diǎn)[2]已成為發(fā)展速度較快的燃料。我國(guó)天然氣資源并不豐富，天然氣消費(fèi)依賴于進(jìn)口，采用液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)運(yùn)輸是長(zhǎng)距離運(yùn)輸較經(jīng)濟(jì)的方式。當(dāng)采用新建或檢修后的液艙運(yùn)輸時(shí)，需對(duì)液艙進(jìn)行惰化，將氧氣體積分?jǐn)?shù)降低至2%以下[3]。

常用的惰性氣體置換方法主要包括混合惰化(推移式)、無(wú)混合惰化等4種惰化方式[4]。在4種惰化方式中混合惰化是使用率較高的方法。黃光容等[5]以某機(jī)用燃油箱為對(duì)象，通過(guò)數(shù)值模擬的方式模擬飛機(jī)燃油箱的惰化過(guò)程。KURLE等[6]建立LNG液艙模型，對(duì)液艙惰化過(guò)程及裝載過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬，發(fā)現(xiàn)增大流量可縮短惰化時(shí)間。王志偉[7]通過(guò)數(shù)值模擬的方法得出燃油箱惰化的進(jìn)氣方式、質(zhì)量分?jǐn)?shù)和載油率均影響惰化過(guò)程的進(jìn)行。宋洋[1]應(yīng)用Fluent軟件仿真液貨艙惰化的全過(guò)程，提出進(jìn)氣速度與氣體惰化效率的關(guān)系。但是，這些研究都較少得出惰化所需的具體的進(jìn)氣口大小、方式、位置和進(jìn)氣速度對(duì)惰化的影響，且均采用上進(jìn)下出的進(jìn)氣方式[8]進(jìn)行研究。

采用數(shù)值仿真方法建立三維模型，分析采用臥式液艙端部、擴(kuò)張角較大的旋轉(zhuǎn)射流[9]等進(jìn)氣方式，探究氣體惰化機(jī)理，并提出優(yōu)化方案以實(shí)現(xiàn)推移式惰化。

1 模 型

1.1 物理模型

實(shí)際工程中LNG液艙尺寸長(zhǎng)為25.5 m，寬為7.5 m，高為7.5 m，總體積約983 m3[10]。在液艙的右端設(shè)有射流噴嘴。按照15∶1的比例尺建立縮尺比模型，如圖1所示。具體尺寸如表1所示。

圖1 簡(jiǎn)化后物理模型

表1 簡(jiǎn)化模型參數(shù)

在初始狀態(tài)下，液艙內(nèi)是溫度為300 K、壓力為0 MPa的空氣。采用純氮?dú)獬淙胍号撨M(jìn)行惰化，氮?dú)鉁囟葹?00 K?？諝庵械?dú)饧把鯕獾奈锢韰?shù)如表2所示。

表2 氮?dú)饧把鯕獾奈锢韰?shù)

1.2 數(shù)學(xué)模型

由于實(shí)際惰化過(guò)程復(fù)雜，為簡(jiǎn)化模型，對(duì)其進(jìn)行如下簡(jiǎn)化：

(1) 將液艙內(nèi)空氣的成分簡(jiǎn)化為21%的氧氣和79%的氮?dú)狻?/p>

(2) 控制方程主要包括質(zhì)量方程、動(dòng)量方程、組分控制方程和標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。

1.3 模型設(shè)置

選擇軟件Gambit 2.4版本進(jìn)行網(wǎng)格劃分。空間內(nèi)流體區(qū)域設(shè)為流體。

利用Fluent 15.0進(jìn)行模擬，選擇3D計(jì)算器[11-12]。模型方程包含質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒方程，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。設(shè)定y方向重力加速度為-9.81 m2/s。

進(jìn)氣邊界采用速度進(jìn)口，組分為純氮?dú)猓怀隹诓捎脡毫Τ隹?；其余邊界均為壁面邊界?/p>

Fluent求解器中壓力速度耦合選擇SIMPLE算法。取壓力松弛因子為0.3，取密度松弛因子為1.0，且動(dòng)量方程、湍流能量耗散、湍流黏度、能量等松弛因子分別取0.7、0.8、1.0、1.0。

對(duì)所有區(qū)域進(jìn)行初始化，取速度為0 m/s,壓力設(shè)置為0 MPa,初始化溫度取300 K，氧氣平均體積分?jǐn)?shù)為0.231 7。不設(shè)置臨界收斂值，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為0.01 s，計(jì)算步數(shù)設(shè)為6 000步。

2 模型驗(yàn)證

分別就計(jì)算模型、網(wǎng)格數(shù)量敏感度和時(shí)間步長(zhǎng)敏感度等3個(gè)方面開(kāi)展模型驗(yàn)證。

2.1 計(jì)算模型驗(yàn)證

建立與試驗(yàn)艙模型等效的物理模型，對(duì)其氣體惰化過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較以驗(yàn)證計(jì)算模型的準(zhǔn)確性和科學(xué)性。尺寸設(shè)置為2.20 m×0.92 m×1.22 m的矩形艙，液艙內(nèi)氧氣平均體積分?jǐn)?shù)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖2所示。由圖2可知：模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖2 計(jì)算模型驗(yàn)證

2.2 網(wǎng)格數(shù)量敏感度驗(yàn)證

粗、中、細(xì)網(wǎng)格方案分別對(duì)應(yīng)網(wǎng)格數(shù)量為25萬(wàn)、53萬(wàn)、120萬(wàn)，不同網(wǎng)格數(shù)據(jù)的計(jì)算結(jié)果對(duì)比如表3和圖3所示。由表3和圖3可知：三者的艙內(nèi)平均氧氣體積分?jǐn)?shù)非常接近；惰化完成時(shí)間對(duì)比中，粗、中網(wǎng)格之間的差值百分比為5.3%，而中、細(xì)網(wǎng)格之間的差值百分比僅為3.3%，小于5%。為節(jié)約計(jì)算資源并保證計(jì)算精度，選取中網(wǎng)格為后續(xù)計(jì)算網(wǎng)格。

表3 網(wǎng)格參數(shù)及差值占比

圖3 網(wǎng)格數(shù)量敏感性分析結(jié)果

2.3 時(shí)間步長(zhǎng)敏感度分析

3種不同時(shí)間步長(zhǎng)0.050 s、0.010 s和0.005 s的計(jì)算結(jié)果對(duì)比如表4和圖4所示。由圖4可以看出：每個(gè)工況的誤差較小。結(jié)合表4中不同網(wǎng)格完成惰化所需時(shí)間對(duì)比，選擇時(shí)間步長(zhǎng)為0.010 s。

表4 時(shí)間步長(zhǎng)參數(shù)及差值占比

圖4 時(shí)間步長(zhǎng)敏感性分析結(jié)果對(duì)比

3 結(jié)果分析

3.1 無(wú)量綱參數(shù)

為對(duì)比不同工況惰化所需氮?dú)夂牧?，引入無(wú)量綱時(shí)間τ[8]，τ代表輸入的氮?dú)怏w積與儲(chǔ)罐容積的體積比。

3.2 基準(zhǔn)方案

以直流射流為基準(zhǔn)方案，氮?dú)鈴膬?chǔ)罐右側(cè)端部進(jìn)入，從儲(chǔ)罐左側(cè)出氣，進(jìn)氣口直徑為0.1 m，進(jìn)氣速度為2 m/s。

經(jīng)過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，直流射流儲(chǔ)罐內(nèi)氧氣平均體積分?jǐn)?shù)變化曲線如圖5所示，亦得到圖6中τ=0.3(t= 5 s)時(shí)液艙垂直縱剖面氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖。由圖6可以看出：直流射流方案惰化的主要問(wèn)題是在噴嘴進(jìn)氣口區(qū)域，由于直流射流結(jié)構(gòu)的擴(kuò)張角較小，噴嘴附近死角區(qū)域惰化難度大，無(wú)法形成推移式惰化，且大量的噴入氮?dú)庵苯訌某鰵饪谂懦觯瑢?dǎo)致惰化時(shí)間長(zhǎng)、氮?dú)夂牧看蟆?/p>

圖5 3種方案氧氣體積分?jǐn)?shù)變化曲線

4 優(yōu)化及討論

根據(jù)基準(zhǔn)方案結(jié)果，提出旋轉(zhuǎn)射流和混合射流兩種進(jìn)氣優(yōu)化方式。旋轉(zhuǎn)射流進(jìn)氣口結(jié)構(gòu)如圖7所示，進(jìn)氣口形狀為0.1 m×0.027 m的矩形，進(jìn)氣方向?yàn)樨Q直切入，從而產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)氣流?；旌仙淞鬟M(jìn)氣口結(jié)構(gòu)如圖8所示，設(shè)有半徑為0.05 m的圓形進(jìn)氣口和形狀為0.1 m×0.027 m的矩形進(jìn)氣口，是直流射流與旋轉(zhuǎn)射流的結(jié)合。為了對(duì)比，兩種方案的進(jìn)氣體積流量與基準(zhǔn)方案相同。因此：將旋轉(zhuǎn)射流進(jìn)氣口速度設(shè)為5.82 m/s，使旋轉(zhuǎn)射流速度偏大；對(duì)混合射流的圓形進(jìn)氣口和矩形進(jìn)氣口按照12∶5的比例將速度分別設(shè)為3.62 m/s和1.51 m/s。

圖7 旋轉(zhuǎn)射流進(jìn)氣口結(jié)構(gòu)

圖8 混合射流進(jìn)氣口結(jié)構(gòu)

圖5為3種液艙內(nèi)平均氧氣體積分?jǐn)?shù)和出氣口氮?dú)馄骄w積分?jǐn)?shù)變化曲線，由曲線可以看出：3種方案液艙內(nèi)惰化過(guò)程大體可以分成3個(gè)階段。

0～4 s(0<τ<0.24)時(shí)間段為初始惰化階段，圖5顯示3種方案氧氣平均體積分?jǐn)?shù)的變化基本一致，儲(chǔ)罐內(nèi)氧氣體積分?jǐn)?shù)下降主要由出氣口附近氧氣被排出所致。結(jié)合t=4 s(τ=0.24)垂直縱剖面氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖(見(jiàn)圖9)可知：直流射流在出氣口處氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)最高；由圖5出氣口處氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)曲線看出：0～4 s(0<τ<0.24)時(shí)間段中，除直流射流逐漸增加外，其余方案無(wú)明顯變化。通過(guò)圖5中的出氣口處氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)曲線可知：直流射流方案出氣口氮?dú)饷黠@高于其他方案，使得惰化用氮?dú)饫速M(fèi)，導(dǎo)致惰化效果弱化。

圖9 t=4 s(τ=0.24)時(shí)垂直縱剖面氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖

4～12 s(0.24<τ<0.72)時(shí)間段為中間惰化階段，圖5顯示該階段3種方案的差異性體現(xiàn)出來(lái)，旋轉(zhuǎn)射流和混合射流方案曲線下降速率較快，出氣口處氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)逐漸升高但是仍然小于直流射流。如圖9所示，旋轉(zhuǎn)射流和混合射流的惰化效果明顯優(yōu)于直流射流，主要是因?yàn)橹绷魃淞飨鄬?duì)于其他兩種方案進(jìn)氣擴(kuò)張角較小。但是由于混合射流中圓形進(jìn)氣口的推射作用，在該階段的后期，惰化氮?dú)獾竭_(dá)出氣口的時(shí)間略早于旋轉(zhuǎn)射流(見(jiàn)圖10)，氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)增加的速率也快于旋轉(zhuǎn)射流(見(jiàn)圖5)。

圖10 t=12 s(τ=0.72)時(shí)垂直縱剖面氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖

結(jié)合圖10可以得出：與中間惰化階段效果相同，由于直流射流形成較小的進(jìn)氣擴(kuò)張角，部分氮?dú)庵苯訌某鰵饪谂懦鲈斐衫速M(fèi)，進(jìn)而減慢了惰化過(guò)程的推進(jìn)；而旋轉(zhuǎn)射流和混合射流方案的氮?dú)饩黠@離出氣口較遠(yuǎn)，基本形成推移式惰化。

t=12 s(τ=0.72)后直至惰化過(guò)程結(jié)束時(shí)間段為后期惰化階段。選取惰化時(shí)間t=24 s(τ=1.44)，此時(shí)旋轉(zhuǎn)射流惰化剛好結(jié)束。由圖11可以看出：在旋轉(zhuǎn)射流方案下儲(chǔ)罐內(nèi)氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)最高；同時(shí)圖5中氧氣體積分?jǐn)?shù)下降更快。

圖11 t=24 s(τ=1.44)時(shí)垂直縱剖面氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖

由圖5亦可得到：在12～24 s(0.72<τ<1.44)時(shí)間段，混合射流中直射進(jìn)氣口的推射作用被發(fā)揮，部分氮?dú)廨^旋轉(zhuǎn)射流更早地達(dá)到出氣口，但是會(huì)留下部分惰化死角。旋轉(zhuǎn)射流出氣口的氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)在24 s(τ=1.44)后變?yōu)樽罡?，這是由于惰化完成，旋轉(zhuǎn)射流推移式惰化效果較佳，出氣口氮?dú)怏w積分?jǐn)?shù)最高。

圖12為τ=0.3(t= 5 s)即噴入的氮?dú)饬空純?chǔ)罐容積的30%時(shí)液艙垂直縱剖面流場(chǎng)速度流線圖。由圖12可以看出：進(jìn)入儲(chǔ)罐氮?dú)獾倪\(yùn)動(dòng)狀態(tài)，旋轉(zhuǎn)射流比直流射流和混合射流有更大的擴(kuò)張角，使得罐內(nèi)氣體混合較為充分，形成推移式惰化。由τ=0.3(t= 5 s)時(shí)液艙垂直縱剖面氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖(見(jiàn)圖13)看出：在進(jìn)入氮?dú)饬肯嗤那闆r下，旋轉(zhuǎn)射流比直流射流和混合射流的惰化效果明顯，噴嘴附近死角區(qū)域的惰化效果明顯改善，惰化進(jìn)程也更快，顯著提高了惰化效率，因此旋轉(zhuǎn)射流效果最好。

3種方案完成惰化所需的時(shí)間對(duì)比如表5所示。由于進(jìn)氣口流量相同，因此完成時(shí)間長(zhǎng)短與耗氣量成正比。由表5可知：旋轉(zhuǎn)射流方案效果最好，相對(duì)于基準(zhǔn)方案可節(jié)省40.4%氮?dú)饬亢蜁r(shí)間，混合射流方案相對(duì)于基準(zhǔn)方案可節(jié)省19.4%氮?dú)饬亢蜁r(shí)間。

表5 3種方案惰化完成時(shí)間 s

綜上所述，旋轉(zhuǎn)射流優(yōu)于混合射流和直流射流，減少了惰化死角的存在，縮短了完成惰化的時(shí)間，節(jié)省了耗氮量。

5 結(jié) 論

采用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)對(duì)液艙的氮?dú)舛杌^(guò)程進(jìn)行仿真模擬，分析艙內(nèi)流場(chǎng)、氧氣體積分?jǐn)?shù)和氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布特征，分析液艙不同射流氣體惰化機(jī)理，提出優(yōu)化方案，得到以下結(jié)論：

(1) 3種射流方案中旋轉(zhuǎn)射流的推移式惰化效果最好。

(2) 初始階段，由于氮?dú)膺M(jìn)入儲(chǔ)罐的時(shí)間較短，儲(chǔ)罐內(nèi)氧氣體積分?jǐn)?shù)下降較慢，3種方案的變化區(qū)別不大；中期階段，直流射流方案氮?dú)鈴街边M(jìn)入儲(chǔ)罐，進(jìn)氣擴(kuò)張角較小，留下大量惰化死角，減慢了惰化過(guò)程的推進(jìn)，而旋轉(zhuǎn)射流和混合射流的氧氣體積分?jǐn)?shù)下降較快，艙內(nèi)氮?dú)怆x出氣口較遠(yuǎn)，基本呈現(xiàn)推移式惰化；后期階段，旋轉(zhuǎn)射流方案中儲(chǔ)罐內(nèi)氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)更低，氧氣體積分?jǐn)?shù)降低更快，氮?dú)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)更高，推移式惰化效果最好，大幅減少氮?dú)庀?，?jié)約時(shí)間。

(3) 旋轉(zhuǎn)射流優(yōu)于直流射流與混合射流，具有更好的經(jīng)濟(jì)性。與直流射流方案相比，旋轉(zhuǎn)射流可減少40.4%氮?dú)饬亢投杌瘯r(shí)間；與混合射流方案相比，最多可減少26.2%氮?dú)饬亢秃富瘯r(shí)間。與直流射流方案相比，混合射流可節(jié)省19.4%氮?dú)饬亢投杌瘯r(shí)間。