呂宵宵，趙毅紅，陸華峰，陳榮發(fā)

（揚(yáng)州大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225009）

0 引言

由于熱處理技術(shù)限制，以前只能對7 000m3以下的中小型球罐進(jìn)行有效的焊后熱處理［1－2］。進(jìn)入21世紀(jì)以來，國內(nèi)相繼建造了20多臺10 000m3天然氣球罐，但均未進(jìn)行焊后熱處理，這就限制了球罐在工程領(lǐng)域的應(yīng)用。

21世紀(jì)初Nurten Vardar在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上進(jìn)一步提出用低雷諾湍流效應(yīng)對3種不同入口流速和溫度下的球罐進(jìn)行瞬態(tài)湍流分析［3－4］；Boyd驗(yàn)證了用Simple方法求解κ－ε雙方程模型的可行性；而國內(nèi)對球罐整體熱處理的模擬也進(jìn)行了一系列的研究［5－6］。本文以某10 000m3球罐為例，對其進(jìn)行了焊后熱處理數(shù)值模擬，通過對比模擬結(jié)果與工程實(shí)際測量所得結(jié)果，驗(yàn)證了此模型的正確性。

1 分析建模

1.1 建模與網(wǎng)格劃分

待熱處理球罐基本參數(shù)為：內(nèi)徑Φ26 800mm，外徑Φ26 872mm，厚度36mm。絕熱層選用巖棉氈，厚度為70mm，即絕熱層外徑Φ27 012mm。環(huán)境溫度為－5℃，熱處理工藝規(guī)定為：（600±25）℃保溫90 min。通過現(xiàn)有工程圖紙?jiān)赑ro/E中繪制10 000m3球形儲罐的三維立體模型。根據(jù)對其內(nèi)部流場、溫度場的模擬仿真需要，對模型進(jìn)行一定的簡化?？紤]到計(jì)算的精度和效率，選擇球罐內(nèi)部流場網(wǎng)格類型為CFD，共分為74 547個節(jié)點(diǎn)和418 642個單元。球罐殼體及腿柱共劃分為133 676個節(jié)點(diǎn)和66 662個單元。

1.2 邊界條件的確定

利用有限元法，以質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律3大定律為基礎(chǔ)，主要通過熱平衡計(jì)算基本公式，將下人孔到上人孔之間作為球罐的熱平衡區(qū)域，算出在一個工作周期內(nèi)熱處理過程所需總熱量。

對球罐保溫階段熱處理的數(shù)值模擬是建立在保溫階段球罐熱處理溫度和耗油量基本保持不變的基礎(chǔ)上，因此可將這一問題視為穩(wěn)態(tài)問題進(jìn)行處理。在計(jì)算熱力學(xué)穩(wěn)態(tài)問題時不需要初始條件，故而構(gòu)成這一物理過程的完整數(shù)學(xué)描寫由控制方程及邊界條件組成。打開能量方程，選取標(biāo)準(zhǔn)κ－ε湍流模型描述球體部湍流現(xiàn)象。

2 結(jié)果與分析

2.1 模擬仿真結(jié)果分析

圖1、圖2分別為球罐內(nèi)部流場矢量圖和分布圖。由圖1、圖2可以看出：最大氣體速度在球罐軸線約1/2處，沿著軸線向上逐漸減弱，在上人孔處速度又有所上升，然后氣流沿球壁面向下流動速度逐漸減小。由圖2可以看出：氣體由噴嘴從下人孔噴入球體內(nèi)部，沿中心軸線方向往上流動，受到球罐頂部球殼的阻礙及頂部出口幾何尺寸的限制，部分氣流通過頂部出口流出，另一部分沿球壁面向下流動并在軸線兩側(cè)形成2個對稱的漩渦。對比圖1和圖2可知，軸線方向氣流速度明顯大于其他區(qū)域，流動最快；漩渦和下人孔底部附近氣流速度最小，流動最慢。

圖3為球罐內(nèi)部溫度場分布圖，圖4為球罐殼體及腿柱溫度場分布圖。由圖3可以看出：直燒法球罐溫度分布左右對稱，中心底部溫度高于中心頂部，中心頂部溫度高于四周壁面；噴嘴附近溫度梯度最大，且向兩側(cè)傳熱；漩渦附近溫度梯度最小。圖4表明：壁面溫度從上人孔到下人孔逐漸降低，球罐頂部溫度最高為619℃，底部最低為579℃，溫差接近40℃。實(shí)際工程測量數(shù)據(jù)為球罐頂部溫度最高為618℃，底部溫度最低為579℃，溫差為39℃。壁面溫度均在國標(biāo)GB 50094—2010規(guī)定的（600±25）℃溫度范圍內(nèi)，達(dá)到了整體熱處理的目的。

圖1 球罐內(nèi)部流場矢量圖

圖2 球罐內(nèi)部流場分布圖

圖3 球罐內(nèi)部溫度場分布圖

2.2 溫度測量與驗(yàn)證

圖5為采用溫度監(jiān)測系統(tǒng)測量并根據(jù)報表繪制的實(shí)際熱處理保溫階段溫度曲線與通過ANSYS模擬仿真后得出的溫度曲線對比圖。通過圖5可以看出：部分點(diǎn)的溫度存在3℃～5℃的誤差。其主要原因是球罐整體熱處理熱平衡計(jì)算雖有實(shí)際工程數(shù)據(jù)予以支撐，但其數(shù)據(jù)仍不夠充分，例如存在噴嘴的不完全燃燒、熱能損耗等，這就使得熱平衡計(jì)算趨向于理論，與實(shí)際工程中的熱平衡之間存在一定的誤差；在10 000 m3球形儲罐整體熱處理模擬仿真過程中，假設(shè)的外部環(huán)境、保溫層均勻性等條件均處于理想狀態(tài)，其熱力學(xué)參數(shù)以及外部空氣對保溫層的對流換熱并未進(jìn)行實(shí)際測定，這些均與實(shí)際工程之間存在一定的差別。

圖4 球罐殼體及腿柱溫度場分布圖

圖5 實(shí)測與模擬的球罐殼體熱處理溫度曲線對比圖

3 總結(jié)

本文首次對10 000m3球形儲罐整體熱處理保溫階段進(jìn)行了數(shù)值模擬，得出了其內(nèi)部流場分布、球殼及腿柱溫度場分布的規(guī)律。將模擬仿真結(jié)果與工程實(shí)際測量結(jié)果進(jìn)行對比，證實(shí)了此次仿真的正確性，并成功應(yīng)用于某場所制造的10 000m3球罐的焊后熱處理，為提高熱處理質(zhì)量提供了一定的理論指導(dǎo)。

［1］竇萬波.10 000m3大型天然氣球罐的設(shè)計(jì)和制造技術(shù)［J］.壓力容器，2007，24（4）：38－44.

［2］李友，楊成剛.球形儲罐焊后熱處理［J］.金屬熱處理，2002，27（3）：42－47.

［3］Nurten Vardar.Numerical analysis of the transient turbulent flow in a fuel oil storage tank［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2003，46：3429－3440.

［4］Boyd R K，Kent J H.Three－dimensional furnace computer modelling［C］//The 21st Symp（Int）on Combustion.［s.l.］：［s.n.］，1986：265－273.

［5］陳志華，涂善東，王正東.大型球罐整體熱處理改進(jìn)方法與數(shù)值模擬［J］.金屬熱處理，2004，29（3）：43－45.

［6］陳志華，涂善東，王正東.大型球罐整體熱處理數(shù)值模擬［J］.石油化工設(shè)備，2003，32（6）：20－22.