邱興全,楊 棚,李湘岳,賴偉雄,謝源居,林德生

（1廣東省特種設(shè)備檢測研究院汕尾檢測院，廣東 汕尾 516600；2華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，安全科學(xué)與工程研究所，廣東 廣州 510640）

根據(jù)GB8334-2011《液化石油氣鋼瓶定期檢驗與評定》的規(guī)定,民用液化石油氣鋼瓶應(yīng)逐只回收鋼瓶內(nèi)殘液和殘氣。最初采用蒸汽吹掃方式清理瓶內(nèi)殘氣,該方法的缺點是:瓶內(nèi)殘氣被空氣置換出來后無法再次利用,并且在置換過程中會造成環(huán)境污染,并使整個鋼瓶檢驗站工人的職業(yè)健康受到很大威脅[1]。

近年來,國內(nèi)對液化石油氣鋼瓶檢驗技術(shù)進(jìn)行不斷探索和改進(jìn),部分氣瓶檢驗站已采取焚燒方式來代替?zhèn)鹘y(tǒng)的蒸汽吹掃方式。焚燒方式處理鋼瓶不僅有效避免殘氣污染問題,也可高效清理環(huán)氧樹脂粉末噴涂的防腐漆層,極大提高了檢驗速度與質(zhì)量[2-3]。但當(dāng)前對鋼瓶焚燒工藝參數(shù)的設(shè)置還在摸索階段,在現(xiàn)有結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究中[4-5],均采用經(jīng)驗性的定性研究方法。為此,本文通過CFD軟件Fluent模擬焚燒過程中的流場分布[6-7],優(yōu)化了設(shè)計參數(shù),為合理選擇焚燒爐的結(jié)構(gòu)參數(shù)提供新思路。

1 數(shù)學(xué)模型和求解方法

1.1 數(shù)學(xué)模型

本文使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型,遵守質(zhì)量、動量和能量等守恒定律[8]。具體的控制方程為:

(1）質(zhì)量守恒方程

所有流體運(yùn)動均需要滿足式(1）所示質(zhì)量守恒方程,即連續(xù)性方程。

式中:ρ為密度；t為時間；u、v、w為速度矢量在x、y、z方向上的分量。

因本文模擬的介質(zhì)為丙烷和空氣的混合物,密度ρ為常數(shù),故式(1）可轉(zhuǎn)換為:

(2）動量守恒方程

式(3）～(5）分別有x、y、z方向上的動量守恒方程。

式中:p為流體微元上的壓力；τxx、τyy、τzz是微元體表面粘性力τ的分量；fx、fy、fz是微元體的體力；u為速度矢量。

(3）能量守恒方程

牛頓流體的能量守恒方程如下:

式中:k為流體傳熱系數(shù)；cp為比熱容；ST為流體的粘性耗散項；u為速度矢量。

1.2 CFD物理模型和網(wǎng)格劃分

物理模型建立依據(jù)為陸豐市液化石油氣鋼瓶檢測站焚燒爐,實際場景如圖1所示。

為了保證計算結(jié)果收斂,將模型適當(dāng)簡化,具體為將焚燒爐爐體簡化為一個圓筒,省去鋼瓶傳送裝置和支架,將液化石油氣鋼瓶簡化為 “膠囊”狀。簡化后的模型如圖2所示。

網(wǎng)格劃分采用hyper mesh生成面網(wǎng)格,再由fluent自帶的mesh功能,產(chǎn)生體網(wǎng)格,網(wǎng)格劃分后數(shù)量為575344,劃分網(wǎng)格后形成的焚燒爐網(wǎng)格示意圖如圖3所示。

圖1 實際場景的焚燒爐模型Fig.1 Actual scene of incinerator model

圖2 簡化后的焚燒爐模型Fig.2 Simplified incinerator model

圖3 焚燒爐網(wǎng)格示意圖Fig.3 Incinerator grid diagram

1.3 邊界條件

邊界條件是指在求解域的邊界上求解的變量或其一階導(dǎo)數(shù)隨地點及時間變化的規(guī)律。只有給定合理的邊界條件,才有可能計算出流場的解。Fluent中提供了多種邊界條件,根據(jù)本次模擬內(nèi)容,各邊界條件具體如下:

(1）進(jìn)口邊界(速度入口）:速度:17.4 m/s；湍流強(qiáng)度:5%；水力直徑:0.13 m；(進(jìn)口速度根據(jù)不同直徑來確定,保證流量為定值,流量設(shè)定為0.294πm3/s。）

(2）出口邊界(壓力出口）:出口壓力:-1000 Pa；湍流強(qiáng)度:5%；水力直徑為0.56 m；

(3）壁面邊界:由于本模擬考慮了流體的粘性,故壁面邊界采用無滲透、無滑移條件的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

1.4 求解方法

由于本次模型尺寸較大,網(wǎng)格數(shù)量較多,在充分利用計算機(jī)資源的前提下,為盡可能提高求解速度和精度,同時保證求解的穩(wěn)定性,Fluent中的求解方法和求解控制參數(shù)具體設(shè)置如表1所示。

表1 數(shù)值計算相關(guān)設(shè)置情況Table 1 Numerical calculation related settings

1.5 工況設(shè)置

表2 模擬工況總結(jié)表Table 2 Simulation case summary table

根據(jù)實際場景的兩個關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)值,實際場景中,燃燒噴嘴直徑為130 mm,焚燒爐爐筒直徑為560 mm,本次模擬的工況如表2所示。

2 數(shù)值模擬結(jié)果討論與分析

為了度量液化石油氣鋼瓶表面流場分布的均勻度,引入一個無量綱參數(shù)相對標(biāo)準(zhǔn)偏差CV來表征鋼瓶表面的均勻度。相對標(biāo)準(zhǔn)偏差CV表征相對變異的度量,可以用來比較均值不同的總體離散性,也可以比較流場均勻性的改善程度,CV的計算公式如式(7）、式(8）所示:

式中:S為標(biāo)準(zhǔn)偏差；Vj為第j個采樣點的速度值；為所有采樣點的平均速度；n為采樣點個數(shù)。通過比較不同工況下的CV值來評判罐面上流場的均勻性,CV值越小,流場均勻度越高。

根據(jù)模擬計算得到鋼瓶表面的平均速度及速度的標(biāo)準(zhǔn)偏差,并得到不同工況下的鋼瓶表面相對標(biāo)準(zhǔn)偏差值,如表3所示。

表3 不同工況下鋼瓶表面相對標(biāo)準(zhǔn)偏差Table 3 Relative standard deviation of cylinder surface under different working conditions

繪制不同直徑燃燒噴嘴受焚燒爐爐筒直徑影響曲線圖如圖4所示。

圖4 不同工況下鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差Fig.4 Relative standard deviation of cylinder surface speed under different working conditions

由圖4可以看出:

(1）鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差在爐筒直徑為560 mm時達(dá)到最小值,在爐筒直徑小于560 mm時,隨著爐筒直徑的增大而減小,當(dāng)爐筒直徑大于560 mm時,隨著爐筒直徑的增大而增大,在爐筒直徑為560 mm時取得最小值；

(2）在爐筒直徑小于560 mm時燃燒噴嘴直徑減小的影響大于爐筒直徑大于560 mm燃燒噴嘴直徑增大的影響。即在爐筒直徑小于560 mm時鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差的變化率小于爐筒直徑大于560 mm時鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差的變化率；

(3）在相同焚燒爐爐筒直徑下,鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差隨著燃燒噴嘴直徑先增大后減小,并在燃燒噴嘴直徑在150 mm取得最小值；

(4）燃燒噴嘴直徑對鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差的影響小于焚燒爐爐筒直徑對鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差的影響。

3 結(jié) 論

本文首先建立了焚燒爐內(nèi)液化石油氣鋼瓶火燒過程的數(shù)值模型,然后基于該模型對焚燒爐內(nèi)液化石油氣鋼瓶在焚燒過程中的流場特性影響因素進(jìn)行了分析,研究結(jié)果表明:相對于燃燒噴嘴直徑,鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差對焚燒爐爐筒直徑更加敏感；鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差隨著燃燒噴嘴直徑的增大先減小后增大,在燃燒噴嘴直徑為150 mm時取得最小值；鋼瓶表面速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差隨著焚燒爐爐筒直徑的增大先減小后增大,在焚燒爐爐筒直徑為560 mm時,取得最小值。