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(fā)的環(huán)境污染問題越來越受到關注[1]。天然氣憑借經(jīng)濟環(huán)保、安全性高等特點[2]已成為發(fā)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(jīng)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(shù)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(shù)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(tài)模擬，發(fā)現(xiàn)增大流量可縮短惰化時間。王志偉[7]通過數(shù)值模擬的方法得出燃油箱惰化的進氣方式、質量分數(shù)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(shù)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(yōu)化方案以實現(xiàn)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(shù)

在初始狀態(tài)下，液艙內(nèi)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。空氣中氮氣及氧氣的物理參數(shù)如表2所示。

表2 氮氣及氧氣的物理參數(shù)

1.2 數(shù)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(nèi)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(wǎng)格劃分?？臻g內(nèi)流體區(qū)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(qū)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(shù)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(shù)設為6 000步。

2 模型驗證

分別就計算模型、網(wǎng)格數(shù)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(shù)值模擬，將數(shù)值模擬結果與試驗數(shù)據(jù)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(nèi)氧氣平均體積分數(shù)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(wǎng)格數(shù)量敏感度驗證

粗、中、細網(wǎng)格方案分別對應網(wǎng)格數(shù)量為25萬、53萬、120萬，不同網(wǎng)格數(shù)據(jù)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(nèi)平均氧氣體積分數(shù)非常接近；惰化完成時間對比中，粗、中網(wǎng)格之間的差值百分比為5.3%，而中、細網(wǎng)格之間的差值百分比僅為3.3%，小于5%。為節(jié)約計算資源并保證計算精度，選取中網(wǎng)格為后續(xù)計算網(wǎng)格。

表3 網(wǎng)格參數(shù)及差值占比

圖3 網(wǎng)格數(shù)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(wǎng)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(shù)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(shù)

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(jīng)過數(shù)值模擬計算，直流射流儲罐內(nèi)氧氣平均體積分數(shù)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(shù)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(qū)域，由于直流射流結構的擴張角較小，噴嘴附近死角區(qū)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(shù)變化曲線

4 優(yōu)化及討論

根據(jù)基準方案結果，提出旋轉射流和混合射流兩種進氣優(yōu)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(chǎn)生旋轉氣流。混合射流進氣口結構如圖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(nèi)平均氧氣體積分數(shù)和出氣口氮氣平均體積分數(shù)變化曲線，由曲線可以看出：3種方案液艙內(nèi)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(shù)的變化基本一致，儲罐內(nèi)氧氣體積分數(shù)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(shù)分布圖(見圖9)可知：直流射流在出氣口處氮氣質量分數(shù)最高；由圖5出氣口處氮氣體積分數(shù)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(shù)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(shù)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(xiàn)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(shù)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(yōu)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(shù)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(shù)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(nèi)氮氣質量分數(shù)最高；同時圖5中氧氣體積分數(shù)下降更快。

圖11 t=24 s(τ=1.44)時垂直縱剖面氮氣質量分數(shù)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(fā)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(shù)在24 s(τ=1.44)后變?yōu)樽罡?，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(shù)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(tài)，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(nèi)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(shù)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(qū)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(jié)省40.4%氮氣量和時間，混合射流方案相對于基準方案可節(jié)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(yōu)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(jié)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(nèi)流場、氧氣體積分數(shù)和氧氣質量分數(shù)分布特征，分析液艙不同射流氣體惰化機理，提出優(yōu)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(nèi)氧氣體積分數(shù)下降較慢，3種方案的變化區(qū)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(shù)下降較快，艙內(nèi)氮氣離出氣口較遠，基本呈現(xiàn)推移式惰化；后期階段，旋轉射流方案中儲罐內(nèi)氧氣質量分數(shù)更低，氧氣體積分數(shù)降低更快，氮氣質量分數(shù)更高，推移式惰化效果最好，大幅減少氮氣消耗，節(jié)約時間。

(3) 旋轉射流優(yōu)于直流射流與混合射流，具有更好的經(jīng)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(jié)省19.4%氮氣量和惰化時間。