基于Fluent的液化石油氣鋼瓶焚燒爐結構優化研究*

邱興全,楊 棚,李湘岳,賴偉雄,謝源居,林德生

（1廣東省特種設備檢測研究院汕尾檢測院，廣東 汕尾 516600；2華南理工大學機械與汽車工程學院，安全科學與工程研究所，廣東 廣州 510640）

根據GB8334-2011《液化石油氣鋼瓶定期檢驗與評定》的規定,民用液化石油氣鋼瓶應逐只回收鋼瓶內殘液和殘氣。最初采用蒸汽吹掃方式清理瓶內殘氣,該方法的缺點是:瓶內殘氣被空氣置換出來后無法再次利用,并且在置換過程中會造成環境污染,并使整個鋼瓶檢驗站工人的職業健康受到很大威脅[1]。

近年來,國內對液化石油氣鋼瓶檢驗技術進行不斷探索和改進,部分氣瓶檢驗站已采取焚燒方式來代替傳統的蒸汽吹掃方式。焚燒方式處理鋼瓶不僅有效避免殘氣污染問題,也可高效清理環氧樹脂粉末噴涂的防腐漆層,極大提高了檢驗速度與質量[2-3]。但當前對鋼瓶焚燒工藝參數的設置還在摸索階段,在現有結構參數優化研究中[4-5],均采用經驗性的定性研究方法。為此,本文通過CFD軟件Fluent模擬焚燒過程中的流場分布[6-7],優化了設計參數,為合理選擇焚燒爐的結構參數提供新思路。

1 數學模型和求解方法

1.1 數學模型

本文使用標準k-ε雙方程模型,遵守質量、動量和能量等守恒定律[8]。具體的控制方程為:

(1）質量守恒方程

所有流體運動均需要滿足式(1）所示質量守恒方程,即連續性方程。

式中:ρ為密度；t為時間；u、v、w為速度矢量在x、y、z方向上的分量。

因本文模擬的介質為丙烷和空氣的混合物,密度ρ為常數,故式(1）可轉換為:

(2）動量守恒方程

式(3）～(5）分別有x、y、z方向上的動量守恒方程。

式中:p為流體微元上的壓力；τxx、τyy、τzz是微元體表面粘性力τ的分量；fx、fy、fz是微元體的體力；u為速度矢量。

(3）能量守恒方程

牛頓流體的能量守恒方程如下:

式中:k為流體傳熱系數；cp為比熱容；ST為流體的粘性耗散項；u為速度矢量。

1.2 CFD物理模型和網格劃分

物理模型建立依據為陸豐市液化石油氣鋼瓶檢測站焚燒爐,實際場景如圖1所示。

為了保證計算結果收斂,將模型適當簡化,具體為將焚燒爐爐體簡化為一個圓筒,省去鋼瓶傳送裝置和支架,將液化石油氣鋼瓶簡化為 “膠囊”狀。簡化后的模型如圖2所示。

網格劃分采用hyper mesh生成面網格,再由fluent自帶的mesh功能,產生體網格,網格劃分后數量為575344,劃分網格后形成的焚燒爐網格示意圖如圖3所示。

圖1 實際場景的焚燒爐模型Fig.1 Actual scene of incinerator model

圖2 簡化后的焚燒爐模型Fig.2 Simplified incinerator model

圖3 焚燒爐網格示意圖Fig.3 Incinerator grid diagram

1.3 邊界條件

邊界條件是指在求解域的邊界上求解的變量或其一階導數隨地點及時間變化的規律。只有給定合理的邊界條件,才有可能計算出流場的解。Fluent中提供了多種邊界條件,根據本次模擬內容,各邊界條件具體如下:

(1）進口邊界(速度入口）:速度:17.4 m/s；湍流強度:5%；水力直徑:0.13 m；(進口速度根據不同直徑來確定,保證流量為定值,流量設定為0.294πm3/s。）

(2）出口邊界(壓力出口）:出口壓力:-1000 Pa；湍流強度:5%；水力直徑為0.56 m；

(3）壁面邊界:由于本模擬考慮了流體的粘性,故壁面邊界采用無滲透、無滑移條件的標準壁面函數。

1.4 求解方法

由于本次模型尺寸較大,網格數量較多,在充分利用計算機資源的前提下,為盡可能提高求解速度和精度,同時保證求解的穩定性,Fluent中的求解方法和求解控制參數具體設置如表1所示。

表1 數值計算相關設置情況Table 1 Numerical calculation related settings

1.5 工況設置

表2 模擬工況總結表Table 2 Simulation case summary table

根據實際場景的兩個關鍵結構參數值,實際場景中,燃燒噴嘴直徑為130 mm,焚燒爐爐筒直徑為560 mm,本次模擬的工況如表2所示。

2 數值模擬結果討論與分析

為了度量液化石油氣鋼瓶表面流場分布的均勻度,引入一個無量綱參數相對標準偏差CV來表征鋼瓶表面的均勻度。相對標準偏差CV表征相對變異的度量,可以用來比較均值不同的總體離散性,也可以比較流場均勻性的改善程度,CV的計算公式如式(7）、式(8）所示:

式中:S為標準偏差；Vj為第j個采樣點的速度值；為所有采樣點的平均速度；n為采樣點個數。通過比較不同工況下的CV值來評判罐面上流場的均勻性,CV值越小,流場均勻度越高。

根據模擬計算得到鋼瓶表面的平均速度及速度的標準偏差,并得到不同工況下的鋼瓶表面相對標準偏差值,如表3所示。

表3 不同工況下鋼瓶表面相對標準偏差Table 3 Relative standard deviation of cylinder surface under different working conditions

繪制不同直徑燃燒噴嘴受焚燒爐爐筒直徑影響曲線圖如圖4所示。

圖4 不同工況下鋼瓶表面速度相對標準偏差Fig.4 Relative standard deviation of cylinder surface speed under different working conditions

由圖4可以看出:

(1）鋼瓶表面速度相對標準偏差在爐筒直徑為560 mm時達到最小值,在爐筒直徑小于560 mm時,隨著爐筒直徑的增大而減小,當爐筒直徑大于560 mm時,隨著爐筒直徑的增大而增大,在爐筒直徑為560 mm時取得最小值；

(2）在爐筒直徑小于560 mm時燃燒噴嘴直徑減小的影響大于爐筒直徑大于560 mm燃燒噴嘴直徑增大的影響。即在爐筒直徑小于560 mm時鋼瓶表面速度相對標準偏差的變化率小于爐筒直徑大于560 mm時鋼瓶表面速度相對標準偏差的變化率；

(3）在相同焚燒爐爐筒直徑下,鋼瓶表面速度相對標準偏差隨著燃燒噴嘴直徑先增大后減小,并在燃燒噴嘴直徑在150 mm取得最小值；

(4）燃燒噴嘴直徑對鋼瓶表面速度相對標準偏差的影響小于焚燒爐爐筒直徑對鋼瓶表面速度相對標準偏差的影響。

3 結 論

本文首先建立了焚燒爐內液化石油氣鋼瓶火燒過程的數值模型,然后基于該模型對焚燒爐內液化石油氣鋼瓶在焚燒過程中的流場特性影響因素進行了分析,研究結果表明:相對于燃燒噴嘴直徑,鋼瓶表面速度相對標準偏差對焚燒爐爐筒直徑更加敏感；鋼瓶表面速度相對標準偏差隨著燃燒噴嘴直徑的增大先減小后增大,在燃燒噴嘴直徑為150 mm時取得最小值；鋼瓶表面速度相對標準偏差隨著焚燒爐爐筒直徑的增大先減小后增大,在焚燒爐爐筒直徑為560 mm時,取得最小值。