液艙旋轉射流惰化模擬及優化

王恒遠， 鄧佳佳， 盧金樹， 薛大文

(浙江海洋大學 船舶與海運學院， 浙江 舟山 316022)

0 引 言

以石油、煤炭為主的燃料引發的環境污染問題越來越受到關注[1]。天然氣憑借經濟環保、安全性高等特點[2]已成為發展速度較快的燃料。我國天然氣資源并不豐富，天然氣消費依賴于進口，采用液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)運輸是長距離運輸較經濟的方式。當采用新建或檢修后的液艙運輸時，需對液艙進行惰化，將氧氣體積分數降低至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]以某機用燃油箱為對象，通過數值模擬的方式模擬飛機燃油箱的惰化過程。KURLE等[6]建立LNG液艙模型，對液艙惰化過程及裝載過程進行動態模擬，發現增大流量可縮短惰化時間。王志偉[7]通過數值模擬的方法得出燃油箱惰化的進氣方式、質量分數和載油率均影響惰化過程的進行。宋洋[1]應用Fluent軟件仿真液貨艙惰化的全過程，提出進氣速度與氣體惰化效率的關系。但是，這些研究都較少得出惰化所需的具體的進氣口大小、方式、位置和進氣速度對惰化的影響，且均采用上進下出的進氣方式[8]進行研究。

采用數值仿真方法建立三維模型，分析采用臥式液艙端部、擴張角較大的旋轉射流[9]等進氣方式，探究氣體惰化機理，并提出優化方案以實現推移式惰化。

1 模 型

1.1 物理模型

實際工程中LNG液艙尺寸長為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 簡化后物理模型

表1 簡化模型參數

在初始狀態下，液艙內是溫度為300 K、壓力為0 MPa的空氣。采用純氮氣充入液艙進行惰化，氮氣溫度為300 K?？諝庵械獨饧把鯕獾奈锢韰等绫?所示。

表2 氮氣及氧氣的物理參數

1.2 數學模型

由于實際惰化過程復雜，為簡化模型，對其進行如下簡化：

(1) 將液艙內空氣的成分簡化為21%的氧氣和79%的氮氣。

(2) 控制方程主要包括質量方程、動量方程、組分控制方程和標準k-ε湍流模型。

1.3 模型設置

選擇軟件Gambit 2.4版本進行網格劃分?？臻g內流體區域設為流體。

利用Fluent 15.0進行模擬，選擇3D計算器[11-12]。模型方程包含質量守恒、動量守恒、能量守恒方程，湍流模型選擇標準k-ε湍流模型。設定y方向重力加速度為-9.81 m2/s。

進氣邊界采用速度進口，組分為純氮氣；出口采用壓力出口；其余邊界均為壁面邊界。

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。

對所有區域進行初始化，取速度為0 m/s,壓力設置為0 MPa,初始化溫度取300 K，氧氣平均體積分數為0.231 7。不設置臨界收斂值，時間步長設為0.01 s，計算步數設為6 000步。

2 模型驗證

分別就計算模型、網格數量敏感度和時間步長敏感度等3個方面開展模型驗證。

2.1 計算模型驗證

建立與試驗艙模型等效的物理模型，對其氣體惰化過程進行數值模擬，將數值模擬結果與試驗數據進行比較以驗證計算模型的準確性和科學性。尺寸設置為2.20 m×0.92 m×1.22 m的矩形艙，液艙內氧氣平均體積分數與試驗結果對比如圖2所示。由圖2可知：模擬結果與試驗結果吻合較好。

圖2 計算模型驗證

2.2 網格數量敏感度驗證

粗、中、細網格方案分別對應網格數量為25萬、53萬、120萬，不同網格數據的計算結果對比如表3和圖3所示。由表3和圖3可知：三者的艙內平均氧氣體積分數非常接近；惰化完成時間對比中，粗、中網格之間的差值百分比為5.3%，而中、細網格之間的差值百分比僅為3.3%，小于5%。為節約計算資源并保證計算精度，選取中網格為后續計算網格。

表3 網格參數及差值占比

圖3 網格數量敏感性分析結果

2.3 時間步長敏感度分析

3種不同時間步長0.050 s、0.010 s和0.005 s的計算結果對比如表4和圖4所示。由圖4可以看出：每個工況的誤差較小。結合表4中不同網格完成惰化所需時間對比，選擇時間步長為0.010 s。

表4 時間步長參數及差值占比

圖4 時間步長敏感性分析結果對比

3 結果分析

3.1 無量綱參數

為對比不同工況惰化所需氮氣耗量，引入無量綱時間τ[8]，τ代表輸入的氮氣體積與儲罐容積的體積比。

3.2 基準方案

以直流射流為基準方案，氮氣從儲罐右側端部進入，從儲罐左側出氣，進氣口直徑為0.1 m，進氣速度為2 m/s。

經過數值模擬計算，直流射流儲罐內氧氣平均體積分數變化曲線如圖5所示，亦得到圖6中τ=0.3(t= 5 s)時液艙垂直縱剖面氧氣質量分數分布圖。由圖6可以看出：直流射流方案惰化的主要問題是在噴嘴進氣口區域，由于直流射流結構的擴張角較小，噴嘴附近死角區域惰化難度大，無法形成推移式惰化，且大量的噴入氮氣直接從出氣口排出，導致惰化時間長、氮氣耗量大。

圖5 3種方案氧氣體積分數變化曲線

4 優化及討論

根據基準方案結果，提出旋轉射流和混合射流兩種進氣優化方式。旋轉射流進氣口結構如圖7所示，進氣口形狀為0.1 m×0.027 m的矩形，進氣方向為豎直切入，從而產生旋轉氣流?；旌仙淞鬟M氣口結構如圖8所示，設有半徑為0.05 m的圓形進氣口和形狀為0.1 m×0.027 m的矩形進氣口，是直流射流與旋轉射流的結合。為了對比，兩種方案的進氣體積流量與基準方案相同。因此：將旋轉射流進氣口速度設為5.82 m/s，使旋轉射流速度偏大；對混合射流的圓形進氣口和矩形進氣口按照12∶5的比例將速度分別設為3.62 m/s和1.51 m/s。

圖7 旋轉射流進氣口結構

圖8 混合射流進氣口結構

圖5為3種液艙內平均氧氣體積分數和出氣口氮氣平均體積分數變化曲線，由曲線可以看出：3種方案液艙內惰化過程大體可以分成3個階段。

0～4 s(0<τ<0.24)時間段為初始惰化階段，圖5顯示3種方案氧氣平均體積分數的變化基本一致，儲罐內氧氣體積分數下降主要由出氣口附近氧氣被排出所致。結合t=4 s(τ=0.24)垂直縱剖面氮氣質量分數分布圖(見圖9)可知：直流射流在出氣口處氮氣質量分數最高；由圖5出氣口處氮氣體積分數曲線看出：0～4 s(0<τ<0.24)時間段中，除直流射流逐漸增加外，其余方案無明顯變化。通過圖5中的出氣口處氮氣體積分數曲線可知：直流射流方案出氣口氮氣明顯高于其他方案，使得惰化用氮氣浪費，導致惰化效果弱化。

圖9 t=4 s(τ=0.24)時垂直縱剖面氮氣質量分數分布圖

4～12 s(0.24<τ<0.72)時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出來，旋轉射流和混合射流方案曲線下降速率較快，出氣口處氮氣體積分數逐漸升高但是仍然小于直流射流。如圖9所示，旋轉射流和混合射流的惰化效果明顯優于直流射流，主要是因為直流射流相對于其他兩種方案進氣擴張角較小。但是由于混合射流中圓形進氣口的推射作用，在該階段的后期，惰化氮氣到達出氣口的時間略早于旋轉射流(見圖10)，氮氣體積分數增加的速率也快于旋轉射流(見圖5)。

圖10 t=12 s(τ=0.72)時垂直縱剖面氮氣質量分數分布圖

結合圖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氣擴張角，部分氮氣直接從出氣口排出造成浪費，進而減慢了惰化過程的推進；而旋轉射流和混合射流方案的氮氣均明顯離出氣口較遠，基本形成推移式惰化。

t=12 s(τ=0.72)后直至惰化過程結束時間段為后期惰化階段。選取惰化時間t=24 s(τ=1.44)，此時旋轉射流惰化剛好結束。由圖11可以看出：在旋轉射流方案下儲罐內氮氣質量分數最高；同時圖5中氧氣體積分數下降更快。

圖11 t=24 s(τ=1.44)時垂直縱剖面氮氣質量分數分布圖

由圖5亦可得到：在12～24 s(0.72<τ<1.44)時間段，混合射流中直射進氣口的推射作用被發揮，部分氮氣較旋轉射流更早地達到出氣口，但是會留下部分惰化死角。旋轉射流出氣口的氮氣體積分數在24 s(τ=1.44)后變為最高，這是由于惰化完成，旋轉射流推移式惰化效果較佳，出氣口氮氣體積分數最高。

圖12為τ=0.3(t= 5 s)即噴入的氮氣量占儲罐容積的30%時液艙垂直縱剖面流場速度流線圖。由圖12可以看出：進入儲罐氮氣的運動狀態，旋轉射流比直流射流和混合射流有更大的擴張角，使得罐內氣體混合較為充分，形成推移式惰化。由τ=0.3(t= 5 s)時液艙垂直縱剖面氧氣質量分數分布圖(見圖13)看出：在進入氮氣量相同的情況下，旋轉射流比直流射流和混合射流的惰化效果明顯，噴嘴附近死角區域的惰化效果明顯改善，惰化進程也更快，顯著提高了惰化效率，因此旋轉射流效果最好。

3種方案完成惰化所需的時間對比如表5所示。由于進氣口流量相同，因此完成時間長短與耗氣量成正比。由表5可知：旋轉射流方案效果最好，相對于基準方案可節省40.4%氮氣量和時間，混合射流方案相對于基準方案可節省19.4%氮氣量和時間。

表5 3種方案惰化完成時間 s

綜上所述，旋轉射流優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間，節省了耗氮量。

5 結 論

采用計算流體力學技術對液艙的氮氣惰化過程進行仿真模擬，分析艙內流場、氧氣體積分數和氧氣質量分數分布特征，分析液艙不同射流氣體惰化機理，提出優化方案，得到以下結論：

(1) 3種射流方案中旋轉射流的推移式惰化效果最好。

(2) 初始階段，由于氮氣進入儲罐的時間較短，儲罐內氧氣體積分數下降較慢，3種方案的變化區別不大；中期階段，直流射流方案氮氣徑直進入儲罐，進氣擴張角較小，留下大量惰化死角，減慢了惰化過程的推進，而旋轉射流和混合射流的氧氣體積分數下降較快，艙內氮氣離出氣口較遠，基本呈現推移式惰化；后期階段，旋轉射流方案中儲罐內氧氣質量分數更低，氧氣體積分數降低更快，氮氣質量分數更高，推移式惰化效果最好，大幅減少氮氣消耗，節約時間。

(3) 旋轉射流優于直流射流與混合射流，具有更好的經濟性。與直流射流方案相比，旋轉射流可減少40.4%氮氣量和惰化時間；與混合射流方案相比，最多可減少26.2%氮氣量和焊化時間。與直流射流方案相比，混合射流可節省19.4%氮氣量和惰化時間。