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（浙江省特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院，杭州 310020）

立式儲(chǔ)罐是原油、中間油、成品油、化工原料和石化產(chǎn)品等儲(chǔ)存、分離、外輸、中轉(zhuǎn)的重要設(shè)備。儲(chǔ)罐內(nèi)存儲(chǔ)的介質(zhì)大多具有易燃易爆、易揮發(fā)甚至有毒的特性，一旦發(fā)生泄漏，極易引發(fā)火災(zāi)和爆炸，造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失及環(huán)境污染［1]。罐底板位于儲(chǔ)罐的最底層，上表面接觸含水的儲(chǔ)存介質(zhì)，下表面和罐基礎(chǔ)接觸，上、下表面都存在不同程度的腐蝕現(xiàn)象，是泄漏高發(fā)區(qū)域［2]。罐底的腐蝕狀況成為評價(jià)整個(gè)儲(chǔ)罐使用壽命的依據(jù)［3]。長期以來，罐底的缺陷一直采用定期開罐的離線方法進(jìn)行檢測，包括漏磁、渦流、超聲、磁粉等［4]，檢測需要進(jìn)行停產(chǎn)、倒空、清洗、除銹等工序，費(fèi)時(shí)費(fèi)力，且停產(chǎn)造成的經(jīng)濟(jì)損失巨大。而且這些方法都是一種事后檢測方法，只能進(jìn)行定期檢測，無法發(fā)現(xiàn)運(yùn)行中正在發(fā)生的泄漏，而這對于儲(chǔ)罐的安全運(yùn)行至關(guān)重要。

鑒于現(xiàn)有檢測技術(shù)的局限性和儲(chǔ)罐罐底板腐蝕破壞的嚴(yán)重性，20世紀(jì)90年代中期，國外開始了雙層罐底板結(jié)構(gòu)立式儲(chǔ)罐的初步研究并在近二十年內(nèi)逐步成熟［5－7]，相繼制定出相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)［8]。國內(nèi)儲(chǔ)罐建設(shè)及研究起步較晚，對于雙層罐底板結(jié)構(gòu)立式儲(chǔ)罐的研究基本處于空白階段，相關(guān)的文獻(xiàn)也是鮮有報(bào)道。筆者所在的課題組，在吸收國外雙層罐底板設(shè)計(jì)技術(shù)的基礎(chǔ)上，提出了一種可實(shí)施泄漏在線監(jiān)測的雙層罐底板結(jié)構(gòu)立式儲(chǔ)罐方案。其基本工作原理為：首先，該結(jié)構(gòu)能有效地避免罐底板的雙面腐蝕，減少泄漏發(fā)生的可能；其次，當(dāng)罐底發(fā)生泄漏時(shí)，通過通氮?dú)獯祾叩姆椒?，將泄漏介質(zhì)攜帶至外部監(jiān)測系統(tǒng)，抽取并化驗(yàn)吹掃氣體成分的變化，從而實(shí)現(xiàn)對儲(chǔ)存介質(zhì)的泄漏進(jìn)行在線監(jiān)控，一改以往的事后檢測為主動(dòng)監(jiān)測。筆者采用計(jì)算流體力學(xué)方法，首先對兩種不同罐底板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了對比分析及優(yōu)化研究，在此基礎(chǔ)上，對發(fā)生在罐底夾層密閉空間內(nèi)的泄漏過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同泄漏位置及吹掃速度對泄漏擴(kuò)散的影響規(guī)律，為開發(fā)儲(chǔ)罐泄漏在線監(jiān)測裝置提供技術(shù)支撐。這對于促進(jìn)雙層罐底板結(jié)構(gòu)立式儲(chǔ)罐的國產(chǎn)化進(jìn)程，以及解決儲(chǔ)罐泄漏的安全問題具有重要意義。

1 雙層罐底板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

雙層罐底板結(jié)構(gòu)由上下兩層底板及其間的支撐結(jié)構(gòu)組成，除必須滿足一定強(qiáng)度和剛度要求外，還應(yīng)符合一定的流體力學(xué)要求，以確保其內(nèi)流體流動(dòng)均勻，從而使發(fā)生在罐底任意處的泄漏都能迅速擴(kuò)散并及時(shí)被檢測到。為此，筆者設(shè)計(jì)了兩種完全不同的罐底板結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析比較，夾層空間半徑R為800mm，其結(jié)構(gòu)分別為：

（1）方案1 各支撐條之間平行排列，支撐條厚度20 mm，其間距設(shè)置為400 mm，如圖1（a）所示。

（2）方案2 中心設(shè)置內(nèi)徑為360 mm的鋼質(zhì)圓環(huán)，徑向均布排列12根支撐條，圓環(huán)及支撐條的厚度均為20 mm，如圖1（b）所示。

為使吹掃氣在夾層空間進(jìn)行流通，從而將泄漏介質(zhì)攜帶至夾層空間出口，支撐結(jié)構(gòu)上開有半徑R′＝7 mm的半圓柱型通風(fēng)孔，其中條型支撐結(jié)構(gòu)上通風(fēng)孔間距d＝200 mm，環(huán)型支撐結(jié)構(gòu)則按角度均布，具體結(jié)構(gòu)見圖2。所設(shè)計(jì)的罐底板結(jié)構(gòu)尺寸是現(xiàn)場實(shí)際儲(chǔ)罐按一定比例的縮小，但仍大到足以反映真實(shí)情況，具體尺寸為夾層空間半徑R＝800 mm，通風(fēng)孔半徑R′＝7 mm，循環(huán)氣進(jìn)出口半徑r＝5 mm，泄漏孔半徑r′＝2 mm，通風(fēng)孔間距d＝200 mm，支撐條厚度w＝20 mm，支撐條高度h＝14 mm。

2 數(shù)值計(jì)算的模型及方法

以汽油為泄漏介質(zhì)進(jìn)行數(shù)值模擬，實(shí)際模擬計(jì)算區(qū)域?yàn)殡p層罐底板結(jié)構(gòu)立式儲(chǔ)罐罐底夾層密閉空間，以方案2的結(jié)構(gòu)為例進(jìn)行說明，其數(shù)值計(jì)算的物理模型如圖3所示。

圖3 數(shù)值計(jì)算的物理模型

由于支撐結(jié)構(gòu)的存在，罐底夾層空間被分割成多個(gè)不同區(qū)域，各區(qū)域之間由通風(fēng)孔相連通。數(shù)值計(jì)算模型的結(jié)構(gòu)尺寸如前文所述。罐底夾層密閉空間的軸向尺寸很小，且遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其徑向尺寸，給網(wǎng)格劃分帶來了困難。因此，對數(shù)值計(jì)算區(qū)域進(jìn)行分塊網(wǎng)格劃分，在泄漏孔（圖3中入口邊界2）附近進(jìn)行加密，網(wǎng)格數(shù)約為130萬，并在計(jì)算過程中利用網(wǎng)格自適應(yīng)功能對泄漏介質(zhì)局部濃度變化梯度較大的區(qū)域進(jìn)行加密，以提高計(jì)算結(jié)果的精度，具體如圖4和5所示。

采用Fluent軟件自帶的無化學(xué)反應(yīng)的組分輸運(yùn)模型研究泄漏介質(zhì)的擴(kuò)散問題，并將汽油揮發(fā)出來的混合介質(zhì)簡化為單一的物質(zhì)，并在Fluent中定義其物性。在三維直角坐標(biāo)系下，控制方程如下［9]：

（1）連續(xù)方程：

式中ρ為混合物密度，kg/m3；ui為i方向的速度分量，m/s。

（2）動(dòng)量方程：

式中μ為流體動(dòng)力粘度，Pa·s；P為絕對壓力，Pa；ρa(bǔ)為空氣密度，kg/m3。

（3）組分輸運(yùn)方程：

式中cs為組分s的體積濃度；Ds為組分s的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s。

邊界條件如下：

（1）入口邊界條件1 吹掃氣入口，采用速度入口條件。

（2）入口邊界條件2 泄漏入口，采用速度入口條件。

（3）出口邊界 壓力出口，設(shè)定為1.1個(gè)大氣壓的壓力。

（4）外部邊界 壁面邊界條件，無滑移速度u＝0。

文獻(xiàn)［10]對受限空間內(nèi)氣體擴(kuò)散進(jìn)行數(shù)值模擬，證明采用RNGk－ε對受限空間內(nèi)氣體擴(kuò)散數(shù)值模擬可以取得較好的結(jié)果，且適用于有障礙物存在的情況。因此，數(shù)值計(jì)算中采用RNGk－ε湍流模型，且近壁面采用增強(qiáng)壁面函數(shù)法，以提高計(jì)算精度。計(jì)算中考慮重力對擴(kuò)散的影響，采用非耦合隱式求解方法，速度與壓力耦合采用SIMPLE方法，用二階精度的迎風(fēng)格式離散。

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 罐底板結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究

從計(jì)算流體力學(xué)角度，對罐底夾層空間結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化研究，旨在消除流動(dòng)死區(qū)，使流動(dòng)更加均勻，從而使發(fā)生在罐底任意處的泄漏都能迅速擴(kuò)散，并及時(shí)被檢測到。為了更好地判別夾層空間內(nèi)流體均布優(yōu)劣情況，引進(jìn)氣體分布不均勻度Mf對夾層空間內(nèi)流體的分布情況進(jìn)行定量分析，其表達(dá)式為［11]：

式中u i為局部速度，m/s為平均速度,

氣體分布不均勻度Mf越小，表明氣體速度分布越均勻，這里將此量作為考察流動(dòng)空間內(nèi)速度分布均勻與否的定量指標(biāo)。

3.1.1 兩種罐底板結(jié)構(gòu)內(nèi)流場的分析比較

由于罐底夾層密閉空間的高度14 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其半徑800 mm，為減少計(jì)算量，采用不帶泄漏的二維數(shù)值模擬對兩種不同罐底板結(jié)構(gòu)的夾層空間內(nèi)流場進(jìn)行比較分析。為使計(jì)算結(jié)果具有可比性，兩種計(jì)算模型都采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格及相同的網(wǎng)格步長進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并采用相同的湍流方程、邊界條件及其它求解設(shè)置進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬中不需開組分輸運(yùn)方程，其他設(shè)置同上，這里不再贅述。

為便于比較，圖6（a）和（b）顯示的速度矢量放大倍數(shù)是相同的。由圖6和7可以看出，兩種結(jié)構(gòu)具有較類似的流動(dòng)規(guī)律，即在入口區(qū)域，由于流動(dòng)未經(jīng)衰減，具有較大的速度和湍流強(qiáng)度；由于前續(xù)流動(dòng)損失及流動(dòng)空間的擴(kuò)大，當(dāng)流體流至中間區(qū)域時(shí)，流體速度及湍流強(qiáng)度明顯下降；在出口區(qū)域，由于流動(dòng)空間的急劇縮小，流體流動(dòng)速度及湍流強(qiáng)度又有所提高；且在兩種結(jié)構(gòu)各單獨(dú)區(qū)域的拐角處都存在不同程度的流動(dòng)死區(qū)。為分析比較出兩種罐底板結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣，分別計(jì)算了其氣體分布不均勻度Mf，結(jié)果表明，方案1的氣體分布不均勻度Mf1＝1.61，大于方案2的氣體分布不均勻度Mf2＝1.47，說明方案2具有更好的流動(dòng)均勻性。因此，選定罐底板結(jié)構(gòu)方案2作為基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化研究，以得到一種全面考慮流動(dòng)均勻性及流動(dòng)死區(qū)的結(jié)構(gòu)形式。

3.1.2 罐底板結(jié)構(gòu)內(nèi)流場優(yōu)化

選定的罐底板結(jié)構(gòu)方案2雖然具有較好流動(dòng)均勻性，但其流動(dòng)區(qū)域內(nèi)仍存在流動(dòng)薄弱區(qū)域，倘若泄漏發(fā)生在這些地方，將很難被檢測到。為消除流動(dòng)死區(qū)，對選定的罐底板結(jié)構(gòu)方案2做進(jìn)一步改進(jìn)，主要是在條型支撐結(jié)構(gòu)與壁面、條型與環(huán)型支撐結(jié)構(gòu)之間預(yù)留了一定的邊緣距離b。對邊緣距離b分別為0，5，10，15 mm的四種不同結(jié)構(gòu)的罐底板結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究邊緣距離b對流動(dòng)死區(qū)及流動(dòng)均勻性的影響規(guī)律。

圖8給出三種不同邊緣距離b時(shí)，罐底板夾層空間內(nèi)流體流動(dòng)的湍流強(qiáng)度圖。結(jié)合圖7（b）分析可知，當(dāng)邊緣距離b＝0 mm時(shí)，在罐底夾層空間的個(gè)別區(qū)域，尤其是拐角處存在明顯的流動(dòng)死區(qū)。而當(dāng)存在一定邊緣距離b時(shí)，由圖可見，在拐角處產(chǎn)生不同程度的湍動(dòng)，且湍動(dòng)的范圍隨b的增大而增大，這就有效地強(qiáng)化了該區(qū)域的流動(dòng)，有利于泄漏的擴(kuò)散。

由圖9可以看出，隨著邊緣距離b的增大，氣體分布不均勻度Mf呈遞增的趨勢，說明隨著b的增大，氣速差異逐漸增大，氣體的分布越來越不均勻。究其原因，可能是由于邊緣距離b存在增大了單個(gè)區(qū)域的出口面積，導(dǎo)致該區(qū)域的出口速度相應(yīng)地降低，而該區(qū)域的出口速度又將作為入口速度進(jìn)入下，都能快速地?cái)U(kuò)散，并及時(shí)被檢測到，故綜合考慮邊緣距離對流動(dòng)死區(qū)及流動(dòng)均勻性影響，最終選定邊緣距離b＝5 mm的罐底板結(jié)構(gòu)進(jìn)行后續(xù)研究。

圖8 不同邊緣距離下的湍流強(qiáng)度圖

圖9 氣體分布不均勻度隨邊緣距離的變化趨勢

3.2 罐底板泄漏擴(kuò)散研究

在罐底板結(jié)構(gòu)優(yōu)化基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對發(fā)生在罐底板夾層空間內(nèi)的泄漏進(jìn)行數(shù)值模擬，分析泄漏位置及吹掃速度對泄漏擴(kuò)散的影響規(guī)律，以更好地指導(dǎo)下一步的試驗(yàn)研究。

3.2.1 泄漏位置的影響

固定泄漏孔半徑r′＝2 mm不變，對罐底板夾層空間內(nèi)流動(dòng)相對薄弱的區(qū)域進(jìn)行泄漏模擬，以罐底板的中心為坐標(biāo)原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系，則泄漏點(diǎn)中心位置分別為：① 鋼質(zhì)圓環(huán)內(nèi)（0，0）；② 鋼質(zhì)圓環(huán)外且在圓環(huán)附近（0，250）；③ 鋼質(zhì)圓環(huán)外且靠近壁面（0，750）。在發(fā)生泄漏的初期，泄漏速度往往極小，取10 g/h的泄漏速度進(jìn)行模擬，模擬以惰性氣體氮?dú)鉃榇祾呓橘|(zhì)，吹掃速度為1 m/s。查文獻(xiàn)可知［12]，油氣和氮?dú)獾馁|(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)D＝0.03 m2/h≈8.3×10－6m2/s，油氣摩爾質(zhì)量65.52 g/mol。

圖10給出了在一定泄漏速度下，罐底夾層空間內(nèi)三個(gè)不同位置發(fā)生泄漏時(shí)出口體積分?jǐn)?shù)φ隨時(shí)間T的變化規(guī)律。由圖可見，在該種罐底結(jié)構(gòu)內(nèi)，發(fā)生在位置（0，0）處的泄漏，其出口體積分?jǐn)?shù)φ要明顯高于其余兩個(gè)位置，且φ達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間也稍長?？傮w來講，發(fā)生在三個(gè)位置的泄漏對夾層出口處體積分?jǐn)?shù)φ總的影響趨勢是一致的，即在泄漏初始階段，φ幾乎不隨時(shí)間T的增長而增長；隨著時(shí)間推移，出口體積分?jǐn)?shù)φ迅速增長；當(dāng)泄漏擴(kuò)散趨于穩(wěn)定時(shí)，φ不再隨時(shí)間的變化而變化。

圖10 出口體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律

3.2.2 吹掃速度的影響

循環(huán)速度大小主要影響氮?dú)馀c油氣之間的傳質(zhì)過程，進(jìn)而影響出口處擴(kuò)散介質(zhì)的出口濃度及擴(kuò)散達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)所需的時(shí)間。以泄漏位置（0，250）、泄漏速度10 g/h為例，分別對吹掃速度v＝0，0.5，1，1.5，2 m/s進(jìn)行模擬，分析吹掃速度對夾層空間出口濃度的影響規(guī)律。模擬中以30 s為時(shí)間間隔進(jìn)行數(shù)據(jù)保存，當(dāng)前后出口體積分?jǐn)?shù)相差小于1 mg/L時(shí)，認(rèn)為泄漏擴(kuò)散達(dá)到穩(wěn)定。

圖11和12分別給出了相同泄漏位置、泄漏速度下，罐底夾層空間內(nèi)泄漏擴(kuò)散達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的出口體積分?jǐn)?shù)φ及達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間T與吹掃速度v的關(guān)系曲線。由圖可見，隨著v的減小，φ呈增大的趨勢，且速度越小趨勢越明顯。同樣，時(shí)間T隨v的增大而增大，并在v＝0時(shí)達(dá)到一個(gè)極限。v＝0時(shí)，φ取到最大值24 092 mg/L，然而泄漏擴(kuò)散所需的時(shí)間也同樣達(dá)到最大值135 min。

4 結(jié)論

（1）采用計(jì)算流體力學(xué)CFD方法，對兩種不同罐底板結(jié)構(gòu)的罐底夾層空間進(jìn)行二維數(shù)值模擬。研究發(fā)現(xiàn)兩種結(jié)構(gòu)具有較類似的流動(dòng)規(guī)律，且都存在不同程度的流動(dòng)死區(qū)。但由于方案2的氣體分布不均勻度Mf2＝1.47比方案1的Mf1＝1.61小，即方案2具有更好的流動(dòng)均勻性，因此，選定罐底板結(jié)構(gòu)方案2作為基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化研究，以得到一種全面考慮流動(dòng)均勻性及流動(dòng)死區(qū)的結(jié)構(gòu)形式。

（2）對選定的罐底板結(jié)構(gòu)方案2進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，主要是在條型支撐結(jié)構(gòu)與壁面之間預(yù)留了一定的邊緣距離b。研究發(fā)現(xiàn)，增設(shè)邊緣距離b后在原先的流動(dòng)死區(qū)處產(chǎn)生明顯的湍動(dòng)，且湍動(dòng)的范圍隨b的增大而增大。同樣，氣體分布不均勻度Mf隨邊緣距離b的增大而增大。故綜合考慮邊緣距離對流動(dòng)死區(qū)及流動(dòng)均勻性影響，最終選定邊緣距離b＝5 mm的罐底板結(jié)構(gòu)進(jìn)行下一步模擬計(jì)算。

（3）在確定罐底板結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，模擬研究泄漏位置、吹掃速度v對夾層空間出口濃度的影響規(guī)律。結(jié)果表明，隨著v的減小，φ和T都呈增大的趨勢，且速度越小趨勢越明顯。v＝0時(shí)，出口體積分?jǐn)?shù)φ及達(dá)到穩(wěn)定所需的時(shí)間T都取到極限值，φ＝24 092 mg/L，T＝135 min。

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