鄭震宇，鄧佳佳，譚金元，盧金樹，薛大文

(浙江海洋大學 港航與交通運輸工程學院，浙江 舟山 316022)

0 引 言

當今世界環(huán)境惡劣、污染嚴重，而天然氣因具有燃燒高效、安全環(huán)保等優(yōu)點被大量使用。由于LNG的產(chǎn)地和需求地不匹配，在兩者間需要有運輸環(huán)節(jié)。運輸時，不可避免地會遇到新液艙或檢修后的液艙，這就需要對液艙進行氣體置換。置換的目標是將液艙內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)降至低于2%，以防止LNG首次進入儲罐時與空氣混合引起爆炸[1]。置換氣體通常采用惰性氣體，常見的惰性氣體有二氧化碳、水蒸氣和氮氣，其中氮氣是較主要的惰性氣體，應用廣泛，不僅適用于各種溫度，而且對管道與裝置的要求也沒有前兩種氣體苛刻，是工業(yè)生產(chǎn)中較為理想的惰性氣體[2]。由于置換過程都是在液艙中進行的，因此，研究限制空間內(nèi)的氣體置換作業(yè)過程有利于優(yōu)化液艙的氣體置換設計方案，具有很大的工程意義。

常用的氣體置換方法主要包括：混合置換、無混合置換、真空置換和加壓置換等4 種置換方式[3-4]?；旌现脫Q(又稱為推移式置換)以其易于實現(xiàn)、工作效率高的優(yōu)點被廣泛采用。黃光容等[5]發(fā)現(xiàn)增加富氮氣體流量、提高富氮氣體中氮氣的含量可縮短惰化時間。KURLE等[6]建立了一個飛機燃油箱惰化系統(tǒng)，結果表明，在相同的操作條件下，當惰性氣體流量增加時，所需惰化時間減少。王志偉[7]對燃油箱惰化過程進行研究，發(fā)現(xiàn)完成惰化所需氮氣氣體量與進氣方式和載油率有關。宋洋[8]經(jīng)研究得出氣體入口速度越快，液貨艙惰化速度越快。然而，這些研究很少提及達到推移式置換條件時所需的進口面積、形狀和流速帶來的影響。為此，本文采用CFD數(shù)值仿真方法，建立二維模型，通過改變進氣口徑大小和進氣速度，對長為10 m、寬為2 m的限制空間進行氣體置換數(shù)值模擬，探究進口面積、形狀和流速對推移式置換的影響。

1 模型

1.1 物理模型

某LNG液艙簡化圖如圖1所示，該液艙長38 m、寬50 m、高10 m[9]。在液艙頂部設有一根水平的進氣管，進氣管上每隔相同距離設有氣孔。在進行液艙惰化時，氮氣從氣孔自上而下噴入，整個液艙中間部分可近似簡化為由無數(shù)個含有氣孔的矩形連接而成，相鄰矩形的結構、流場相似，可忽略矩形間的影響。取其中一個矩形進行研究，如圖2所示。為便于研究，簡化后的限制空間長為10 m、寬為2 m。

圖1 LNG液艙物理模型

圖2 模型簡化

初始時，液艙內(nèi)部充滿溫度為300 K，環(huán)境壓力為0 Pa的空氣。充入純氮氣進行置換，通入氮氣溫度為300 K。置換的目標是使空間內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)低于2%(為便于研究，忽略空氣中其他稀有氣體)。氮氣及氧氣的物性參數(shù)如表1所示。

表1 氮氣及氧氣物性參數(shù)

1.2 數(shù)學模型

由于實際置換過程較為復雜，現(xiàn)作出如下簡化：

(1)實驗艙為絕熱系統(tǒng)，暫不考慮系統(tǒng)的熱耦合。

(2)不考慮限制空間內(nèi)的泄漏情況，并將限制空間內(nèi)空氣的成分進行簡化：空氣由21%(體積分數(shù))的氧氣和79%(體積分數(shù))的氮氣組成。

(3)在氣體置換過程中，所需控制方程主要包括質(zhì)量方程、動量方程、組分控制方程和標準k-ε湍流模型[10]。

1.3 模型設置

利用Gambit 2.4劃分網(wǎng)格，其中限制空間內(nèi)流體區(qū)域設置為流體(Fluid)，網(wǎng)格尺寸為12 mm，Gambit劃分網(wǎng)格數(shù)量為1.25×105個。

利用Fluent 15.0進行模擬，選擇2D計算器。模型設置選擇能量方程、標準k-ε湍流模型。選擇重力場，x方向重力加速度的數(shù)值為9.81 m2/s。

設置邊界條件和區(qū)域條件。將置換氣體進口設置為速度進口，組分為純氮氣，出口設置為壓力出口，對稱邊界條件。在Solution Methods中，壓力速度耦合選擇SIMPLE。在Solution Controls中，壓力、密度分別取0.3 Pa、1 g/cm3，Momentum、Turbulent Kinetic Energy、Turbulent Viscosity、Energy分別取0.7 kg·m/s、0.8 m2/s2、1 Pa·s、1 J。

對全區(qū)域進行初始化，其中速度為0 m/s,壓力為0 Pa，溫度為300 K，氧氣體積分數(shù)為21%。不設置臨界收斂值，每個時間步長為0.001 s，共計算50 000步，每時間步迭代20次。

2 模型驗證

2.1 計算模型驗證

對實驗艙[11]的氣體置換過程進行模擬，通過對比模擬結果與試驗結果驗證模型的準確性。實驗艙為矩形，長為2.20 m，寬為0.92 m，高為1.22 m。進氣口采用速度入口，出氣口采用壓力出口。在計算過程中，監(jiān)測艙內(nèi)氧氣平均質(zhì)量分數(shù)值，將其與試驗結果進行對比，結果如圖3所示，從圖中可以看出計算結果與試驗結果吻合較好。

圖3 計算結果與試驗結果對比

2.2 網(wǎng)格無關性驗證

理想的氣體置換氧氣質(zhì)量分數(shù)云圖如圖4所示，云圖大致可分為3層。在進行氣體置換過程中，氮氣和空氣不可避免地會發(fā)生氣體擴散，為清晰表達置換效率，理清對流和擴散兩種機理在置換過程中的作用，取氧氣質(zhì)量分數(shù)為10.5%(空氣和純氮氣含氧量中間值)等值面代表對流推移置換效率，入口到該面的體積與實際充入氮氣量一致，進一步取氧氣質(zhì)量分數(shù)2.0%等值面(置換目標)及其關于10.5%等值面的對稱面即氧氣質(zhì)量分數(shù)19.0%等值面，2.0%與19.0%質(zhì)量分數(shù)等值面之間的距離(厚度)代表擴散帶來的影響。

圖4 氧氣質(zhì)量分數(shù)等值面示例

數(shù)值模擬計算的基本原理是將計算域離散成多個控制體，并積分得到代數(shù)方程，迭代計算得到數(shù)值解。采用CFD軟件對限制空間的模型進行建模并劃分網(wǎng)格，進氣時間為3 s。經(jīng)過網(wǎng)格無關性驗證，網(wǎng)格數(shù)量對計算結果影響很小，為減少計算誤差，取均方根σ的誤差率在2%以內(nèi)，計算結果如表2所示。

表2 3 s內(nèi)網(wǎng)格數(shù)量敏感性分析

表2中：0.8萬網(wǎng)格代表網(wǎng)格質(zhì)量為“粗”；3萬網(wǎng)格代表網(wǎng)格質(zhì)量為“中”；12萬網(wǎng)格代表網(wǎng)格質(zhì)量為“細”；50萬網(wǎng)格代表網(wǎng)格質(zhì)量為“精”。綜合考慮計算經(jīng)濟性和計算準確性，取網(wǎng)格數(shù)量為126 246(12萬)個用于計算。

2.3 時間步長敏感度分析

時間步長是指前后兩個時間點之間的差值。在模擬系統(tǒng)的時間響應時往往需設定時間步長，時間步長的大小一般取決于系統(tǒng)屬性和模型的目的。由于對流層高度變化都很小(幾乎沒有改變)，因此為了更直觀地比較，在時間步長分析中只分析擴散帶厚度的變化。3種不同時間步長計算結果如圖5和表3所示。為減少運算量、節(jié)約計算資源，時間步長取0.001 0 s。

圖5 時間步長敏感度分析結果對比

表3 3 s內(nèi)時間步長敏感度分析

3 氣體置換模擬及機理分析

3.1 無量綱參數(shù)

為更好地顯示不同速度下置換所需的氮氣體積，引入無量綱時間τ，其定義為

(1)

式中:t為原始時間，s；T為周期，即充入氮氣體積等于置換空間體積所需的時間，s。

當τ=1時，代表充入氮氣體積等于限制空間體積；當τ>1時，代表充入氮氣體積大于限制空間體積。

3.2 基準方案結果分析

取口徑大小占限制空間寬比例為20%、30%和40%，初始速度暫設定為2 m/s。選取無量綱時間τ為0.3、0.6和0.9的氧氣質(zhì)量分數(shù)云圖進行對比分析，如表4所示。

表4 不同進氣口直徑下氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

判斷推移式置換的標準為氧氣質(zhì)量分數(shù)各等值面隨時間的變化平穩(wěn)移動。當進氣口大小占比為20%時，限制空間氧氣云圖顯示內(nèi)部氣體氧氣質(zhì)量分數(shù)分布雜亂無章，充入氮氣與空氣明顯發(fā)生混合，不符合推移式置換要求。在進氣口大小占比為30%～40%時，氧氣質(zhì)量分數(shù)云圖顯示對流與擴散分界線明顯，說明增大進氣口直徑容易實現(xiàn)推移式置換。

進氣口直徑占比為20%、30%和40%的對流層與擴散層變化如圖6所示。20%工況對流層隨著時間的推移變化較小，始終維持在空間頂部，無法形成平整的質(zhì)量分數(shù)等值面。相對來說，進氣口直徑占比為30%和40%的對流層和擴散層運動規(guī)律明顯。然而在實際工程應用中，進氣口的直徑都較小，因此考慮保持小進氣口，并以層層擴大的進氣方式完成限制空間的氣體置換。

圖6 氧氣質(zhì)量分數(shù)隨時間變化的坐標高度

4 優(yōu)化方案及機理分析

4.1 優(yōu)化結果

在限制空間上方加裝2個矩形嵌套，進氣口占矩形寬的一定比例，長度為1 m，進氣方式為上進下出，進氣速度初步設為2 m/s,其余條件不變。當進氣口直徑占比為20%時，優(yōu)化效果明顯。優(yōu)化前后氧氣質(zhì)量分數(shù)云圖如表5所示。

表5 優(yōu)化前后氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

從表5可知：優(yōu)化后，20%入口比例工況基本實現(xiàn)推移式置換，優(yōu)化效果明顯。由于空間為對稱邊界，選取中線靠右側半個計算區(qū)域進行優(yōu)化前后速度分布對比，以分析優(yōu)化前后置換效率改變的原因。圖7所示為距進氣口0.5 m、1.0 m、2.0 m和3.0 m的平面位置。無量綱時間為0.3、0.6和0.9時的平面速度標準偏差對比如圖8所示。由圖8可知：優(yōu)化后各平面的速度標準偏差均有所降低，且0.5 m平面速度標準偏差最大，最具代表性，因此后續(xù)均選取0.5 m平面進行進一步分析。

圖7 不同平面位置

圖8 優(yōu)化前后距進氣口不同位置速度標準偏差對比

4.2 優(yōu)化機理分析

圖9為優(yōu)化前后距進口0.5 m平面的速度分布對比圖。從圖9可以看出：不同時刻優(yōu)化后，0.5 m平面速度分布曲線比初始方案更平坦，整體呈“乁”字形；優(yōu)化后速度上拐點提前約50%，說明同一位置優(yōu)化后速度下降更快；優(yōu)化后無明顯的速度下拐點，中間有段區(qū)域優(yōu)化后速度比優(yōu)化前大，但整體曲線后半段較為平坦，說明優(yōu)化后整個平面速度場更均勻，有利于形成推移式置換。圖10為對應速度分布標準偏差對比，橫坐標為優(yōu)化前后無量綱時間0.3、0.6和0.9時刻。從圖10可以看出，優(yōu)化后0.5 m平面速度分布標準偏差平均降低8.5%，最高降低10.8%，最低降低6.6%。

圖9 優(yōu)化前后距進口0.5 m處速度分布對比

圖10 優(yōu)化前后距進口0.5 m處速度標準偏差對比

圖11和圖12是不同時刻優(yōu)化前后0.5 m平面氧氣質(zhì)量分數(shù)分布曲線和氧氣質(zhì)量分數(shù)分布標準偏差對比圖。從圖11可以看出，優(yōu)化后0.5 m平面質(zhì)量分數(shù)分布明顯較優(yōu)化前均勻，優(yōu)化后氧氣質(zhì)量分數(shù)拐點同樣提前約50%，說明同一位置優(yōu)化后氧氣質(zhì)量分數(shù)提前升高。在曲線后半段，優(yōu)化后質(zhì)量分數(shù)小于優(yōu)化前并且曲線較平坦，說明此時整個平面質(zhì)量分數(shù)梯度小，平面質(zhì)量分數(shù)較為均勻。從圖12可以看出，優(yōu)化后0.5 m平面氧氣質(zhì)量分數(shù)分布標準偏差平均降低124.3%，最高降低210.2%，最低降低44%。

圖11 氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

圖12 氧氣質(zhì)量分數(shù)標準偏差

4.3 優(yōu)化結果分析

優(yōu)化方案與原始方案完成置換所需的無量綱時間對比如表6所示。在不同速度時，優(yōu)化方案無量綱時間均比基準方案小，差異較大的20%無量綱時間相差在1.58%～11.21%，說明方案經(jīng)過優(yōu)化后明顯節(jié)省氮氣量，具有一定的工程意義。

表6 優(yōu)化前后不同進氣速度無量綱時間對比

在優(yōu)化方案下，不同進氣速度氧氣質(zhì)量分數(shù)分布如表7所示。當速度增大時，空間內(nèi)易形成漩渦，導致耗氮量增大，說明進氣速度低時經(jīng)濟性好。

表7 優(yōu)化方案下不同進氣速度氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

在實際置換過程中，最理想的方案是以最少的耗氮量和最短的時間完成置換。優(yōu)化方案實際完成置換所需時間如表8所示，當進氣速度為2 m/s時，優(yōu)化效果最明顯，可節(jié)省17%的時間。因此，優(yōu)化方案可節(jié)省實際工程時間，具有可行性。

表8 優(yōu)化前后不同進氣速度實際置換時間對比

5 結 論

基于CFD方法對限制空間氮氣置換過程進行數(shù)值模擬，分析不同進氣方式對置換效果帶來的影響，提出相關優(yōu)化建議。得到結論如下：

(1)基于CFD方法計算限制空間內(nèi)的平均氧氣質(zhì)量分數(shù)與文獻試驗中的數(shù)據(jù)吻合較好，說明該模型能夠較準確地模擬限制空間內(nèi)氮氣置換過程。

(2)進氣口越大越容易實現(xiàn)推移式置換；優(yōu)化方案與原始方案相比可減少約1.58%～11.21%的氮氣量，最多可縮短17%的置換時間，具有更好的經(jīng)濟性。

(3)優(yōu)化方案中減慢進氣速度可減少耗氮量，但會延長置換時間。因此，根據(jù)目標不同可選擇不同的進氣速度。

根據(jù)模擬計算結果，對置換過程各參數(shù)進行分析，為提升置換作業(yè)過程的經(jīng)濟性和安全性，提出如下建議：

(1)在實際置換作業(yè)過程中，將氮氣進氣口形狀改裝成矩形嵌套可減少置換所需的氮氣量。

(2)雖然適當提升進氣速度可減少置換時間，但是流速太高會使管道內(nèi)的焊渣等可移動物體在高速氣流攜帶下運動，易與管道碰撞，產(chǎn)生電火花[12]，因此進氣流速控制在2～5 m/s為宜。