都光明, 張偉,*, 戴紹仕, 劉晶晶

(1.煙臺打撈局技術(shù)中心, 煙臺 264012; 2.哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院, 哈爾濱 150000)

船舶發(fā)生海損后造成的溢油事故會給海洋環(huán)境造成嚴(yán)重污染[1],為了保護海洋環(huán)境,減少事故造成的影響,需要對沉船進行打撈或是燃油回收作業(yè)。燃油或貨油回收是重要工作,及時將事故船中燃油或貨油抽出可減少對海洋環(huán)境的影響[2]。在渤海重油回收作業(yè)工藝中,無論是冬季寒冷環(huán)境下還是夏季水深超70 m環(huán)境下,水溫均在10 ℃以下[3],該條件下重油具有高黏性、低流動性等特點[4],需要對重油進行水下加熱軟化達到要求后才能進行回收作業(yè)。沉船重油水下加熱源于稠油開采蒸汽加熱技術(shù),使用蒸汽加熱技術(shù)多位學(xué)者進行了詳細研究[5-7],目前對船艙內(nèi)重油使用蒸汽或電能獲得高溫蒸汽、熱水方法[8-10]。低溫海況下對沉船艙內(nèi)重油回收作業(yè)前需要對重油進行加熱軟化,合理的加熱點布置可以有效提高加熱效率縮短海上作業(yè)時高效的作業(yè)手段之一。熱傳導(dǎo)為最普遍的工程問題之一[11]。對于水下沉船抽油作業(yè)前的重油加熱:Du等[12]進行數(shù)值仿真及試驗驗證得出,重油艙內(nèi)單點加熱工況下熱傳遞規(guī)律;周家海[13]進行了數(shù)值仿真得出,給定條件下重油加熱時長規(guī)律;Hara 等[14]仿真分析重油加熱過程熱力場的分布規(guī)律,以指導(dǎo)水下重油加熱軟化。

以上研究均建立在水下沉船油艙內(nèi)重油加熱軟化后進行抽油的基礎(chǔ)上,同樣中國水下抽油作業(yè)施工中,多使用單點進行沉船油艙內(nèi)重油加熱,效果并不理想。為了能夠達到沉船艙內(nèi)重油快速升溫,對沉船抽油作業(yè)使用多點加熱,并對初次加熱的重油抽出后進行油艙外二次加熱,再將熱油注入到油艙中進行循環(huán)加熱[15],基于此理念,現(xiàn)設(shè)計使用多點加熱并進行重油熱循環(huán)仿真,基于流體力學(xué)軟件使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε(k為湍動能,ε為湍流耗散率)湍流模型對油艙內(nèi)的重油進行數(shù)值模擬,得出重油艙內(nèi)重油熱擴散規(guī)律,用以指導(dǎo)海上沉船抽油加熱器多點加熱布放。相對水下沉船油艙內(nèi)重油加熱軟化后進行抽油的熱油循環(huán)加熱工藝,低溫工況下重油加熱效率更高,使用數(shù)值仿真方法進行仿真分析,結(jié)果可用于指導(dǎo)重油熱循環(huán)施工工藝,提高海上抽油加熱施工效率。

1 數(shù)值模擬方法

采用專業(yè)的流體力學(xué)軟件開展數(shù)值模擬工作,研究給定尺度油艙的重油在加熱棒加熱及熱油注入的兩種情況下,油艙重油的熱擴散問題。在數(shù)值模擬中采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對油艙內(nèi)的重油進行數(shù)值模擬,來研究油艙內(nèi)重油的溫度分布的特點及規(guī)律。

1.1 數(shù)值計算模型

(1)

(2)

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型引入了湍動能k以及湍流耗散率ε,并構(gòu)建相對應(yīng)的傳輸方程。在此雷諾應(yīng)力模型中,有

(3)

(4)

式中:νt為壁面黏度;k為湍動能;ε為湍流耗散率;δij為克洛內(nèi)克符號,即一個單位對角矩陣;Cμ為經(jīng)驗常數(shù)。

湍動能k及湍流耗散率ε由各自的輸送方程得到,即

(5)

(6)

表1 方程組中系數(shù)取值Table 1 Coefficients in the system

1.2 傳熱及輻射模型

要研究重油的溫度變化問題,傳熱的計算是重中之重,同時考慮熱輻射的影響,因此應(yīng)選擇適當(dāng)?shù)膫鳠崮Ｐ秃洼椛淠Ｐ?。傳熱模型選取Thermal Energy模型,輻射模型選擇Monte Carlo模型。控制流體域內(nèi)熱傳遞的能量方程為

(7)

(8)

采用Thermal Energy 模型對能量輸運方程進行求解,適合于常比熱的低速流動,還需要一個包含機械能的機械能方程,即

(9)

(10)

從總能量方程(7)中減去機械能方程(10)得到熱能方程為

(11)

Monte Carlo 模型本質(zhì)上是一種實驗數(shù)學(xué)方法,其將所要計算的積分看作服從某種分布密度函數(shù)f(r)的隨機變量g(r)的數(shù)學(xué)期望,即

(12)

通過實驗,得到N個觀察值r1,r2,…,rN,將相應(yīng)N個隨機變量的值g(r)的算術(shù)平均值,即

(13)

作為積分的近似值。

Monte Carlo 方法的誤差為

(14)

式(14)中:a為置信度;σ為估計的均方差;N為抽樣數(shù)目。

對于輻射換熱來說,Monte Carlo法把系統(tǒng)內(nèi)各體積區(qū)域和面積區(qū)域發(fā)射的能量分成N等分,分別由N條能束攜帶,通過隨機選取能束的發(fā)射位置和發(fā)射方向,然后對每條能束進行跟蹤,在經(jīng)過另一個區(qū)域時被該區(qū)域吸收能量,一直跟蹤到能量被全部吸收為止,即可獲得它對所經(jīng)各區(qū)域的輻射熱量。跟蹤完所有區(qū)域的所有能束后就獲得了各區(qū)域之間的凈換熱量。

2 數(shù)值模型

2.1 幾何建模和邊界條件

2.1.1 幾何建模與網(wǎng)格離散

基于之前海上抽油作業(yè)某沉船油艙進行建模分析,油箱尺寸為5.5 m×5.5 m×2.5 m。模型包括油艙主體、4 根加熱棒、2 個進油口及一個出油口。結(jié)合現(xiàn)有水下加熱及沉船船板開孔器材參數(shù),模型中加熱棒長1.8 m,直徑0.15 m,進、出口直徑0.1 m。在ICEM軟件中建立油艙模型,以進、出口所在平面幾何中心為原點O,沿長度方向為x方向,寬度方向為y方向,高度方向為z方向建立笛卡爾坐標(biāo)系。研究顯示,加熱過程中油溫升高到10.0 ℃以上輻射距離約1.4 m[17],據(jù)此設(shè)置加熱棒分布位置。在上述坐標(biāo)系下,進油口1、2中心點分別位于原點O左下、右下方,水平和垂向距離均為2.05 m;出油口中心點位于原點O上方2.05 m處;四根加熱棒分布在原點O四周,水平和垂向距離均為1.25 m,如圖1所示。

圖1 油艙模型Fig.1 Model of tank

本項目采用適合于復(fù)雜幾何圖型的四面體網(wǎng)格對幾何流體域進行離散,在數(shù)值計算模型中,油艙壁的網(wǎng)格尺度設(shè)為0.1。對于整個計算域來說,加熱棒、進油口1、2 和出油口尺度較小,為了捕捉到加熱棒周圍溫度場的細節(jié)特征,對其網(wǎng)格進行加密處理,網(wǎng)格尺度設(shè)為0.01。數(shù)值計算模型的單元總數(shù)為1 706 370,節(jié)點總數(shù)為302 749,離散結(jié)果如圖2所示。對數(shù)值離散模型網(wǎng)格進行質(zhì)量檢查,網(wǎng)格質(zhì)量檢查結(jié)果如圖3所示,數(shù)值計算模型所有網(wǎng)格質(zhì)量均在0.4以上,符合推薦的網(wǎng)格質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)要求的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格質(zhì)量0.3以上。

2.1.2 邊界條件和初始條件

考慮計算的物理過程分為加熱棒加熱和注入熱油兩個工況,分別對兩種工況的邊界條件定義如表2所示。

對于加熱棒加熱工況,流體域內(nèi)不存在流體的流入和流出,正方體油艙的六個壁面、加熱棒均采用無滑移邊界條件。加熱棒壁面溫度設(shè)為100 ℃。進油口、出油口分別為速度進口條件和壓力出口條件。

圖3 網(wǎng)格質(zhì)量檢查結(jié)果Fig.3 The result of checking the mesh quality

對于注入熱油工況,兩個進油口均采用速度入口,根據(jù)給定體積流量算得流速u=0.530 5 m/s,溫度分別為40、50、60 ℃。出油口采用速度出口,流速u=1.061 0 m/s。加熱棒采用無滑移邊界條件,加熱棒壁面設(shè)溫度為100 ℃。油艙六個壁面均采用無滑移邊界條件。

初始條件定義:對于加熱棒加熱工況,計算域內(nèi)流體的初始溫度設(shè)為5 ℃,三個方向初始速度均設(shè)為0,參考壓力設(shè)為大氣壓,考慮重力加速度。對于注入熱油工況,計算域內(nèi)流體的初始溫度設(shè)為5 ℃,參考壓力設(shè)為大氣壓,考慮重力加速度。

表2 邊界條件定義Table 2 Defined boundary condition

2.2 物理參數(shù)及監(jiān)測點布置

2.2.1 物理參數(shù)

在分析重油的加熱及注入熱油問題中,涉及的物理參數(shù)主要分為兩部分:①油艙尺度、加熱棒及進、出油口尺度和位置等油艙幾何參數(shù);②重油的密度、比熱、導(dǎo)熱系數(shù)、黏度等表征流體屬性的物理參數(shù)[18]。相關(guān)物理參數(shù)的取值如表3所示。

表3 物理參數(shù)Table 3 Physical parameter

2.2.2 監(jiān)測點布置

為了研究油艙內(nèi)的溫度的時間及空間變化規(guī)律,在模型油艙寬度方向上三個平面(y1=0.625、y2=1.25、y3=1.875)的溫度分布,每個平面布置13 個監(jiān)測點,三個剖面共布置39 個監(jiān)測點,如圖4(a)所示。監(jiān)測點采用Pij來表示,其中i為平面層數(shù)編號,j為點編號。以中截面(y2=1.25)為例,其位置及編號如圖4(b)所示,監(jiān)測點的坐標(biāo)如表4所示。

圖4 測量點編號及位置示意圖Fig.4 A schematic diagram of the numbering and location of measuring points

表4 測量點編號及位置Table 4 The numbering and location of measuring points

3 計算結(jié)果分析與討論

3.1 加熱棒加熱工況油艙內(nèi)溫度分布

沿y軸方向取三個監(jiān)測平面,圖5所示為油艙內(nèi)各平面上監(jiān)測點溫度變化的時歷曲線及300 h的溫度分布圖。從圖5中可以看出,三個平面內(nèi)各監(jiān)測點的溫度變化基本一致。溫度從278.15 K(5 ℃)開始,隨著時間推移不斷升高,升溫速度隨著溫度升高逐漸放緩。0～40 h為線性段,溫度以0.16 ℃/h 的速度線性增加;40～130 h為彎曲段,升溫速度隨溫度升高而減小,從40～0.16 ℃/h 減小到130 h的約0 ℃/h;200 h 時,溫度穩(wěn)定在287.9 K(14.75 ℃),油艙內(nèi)溫度達到穩(wěn)定。在加熱的初始狀態(tài)下,油艙內(nèi)重油與加熱棒之間存在95 ℃的溫差,熱量流動速度快;隨著溫度逐漸升高,重油與加熱棒的溫差減小,熱量流動速度減小,升溫速度也隨之減小;當(dāng)重油從加熱棒獲得的熱量與其流向海水的熱量相等時,溫度保持穩(wěn)定。

3.2 注入熱油工況油艙內(nèi)溫度分布

圖6所示為注入熱油溫度T=40、50、60 ℃時油艙中截面處各監(jiān)測點溫度變化的時歷曲線及 7 h的溫度分布圖。從圖6中可以看出,在不同的注油溫度下,溫度隨著熱油的注入而升高,升溫速度隨著溫度升高逐漸放緩。在0～2 h,曲線處于線性段,溫度升高較快;2～12 h為彎曲段,升溫速度明顯變慢;到14 h時,溫度達到穩(wěn)定狀態(tài)。相對于注入熱油溫度T=40、50、60 ℃時,穩(wěn)定狀態(tài)下溫度分別為313.17 K(40.02 ℃) 、323.12 K(49.97 ℃) 、333.07 K(59.92 ℃)。相比于加熱棒加熱的情況,注入熱油工況下升溫要快的多,溫度在14 h內(nèi)達到了平衡,遠快于加熱棒加熱工況的200 h。相同的是,各監(jiān)測點曲線幾乎重合,表示溫度在空間內(nèi)的波動較小。在溫度分布圖中,進油口位置處由于存在熱油注入,溫度最高,最高溫度為311.1 K(37.95 ℃)熱油流入后熱量向上方擴散,油艙上部區(qū)域溫度高于底部,溫差為0.4 ℃。

圖7所示為三種注油溫度下點P1O、P2O、P3O溫度變化的時歷曲線,從圖7中可以看出,相同注油溫度下各點的溫度時歷曲線幾乎完全重合,這表示O 處溫度沿y軸方向基本不變。對比不同注油溫度的時歷曲線,發(fā)現(xiàn)各曲線注油溫度與平衡溫度大致相等。且雖然注油溫度不同,平衡狀態(tài)的溫度不同,但其達到平衡狀態(tài)的時間相同,這就要求注油溫度曲線的增長速率要更高。各曲線反映的結(jié)果也是如此,在溫度達到平衡以前,在任何時刻的溫度增長速率均有60 ℃>50 ℃>40 ℃。高注油溫度所保持的高速增長的時間也要長于低注油溫度,60 ℃的曲線在3 h之后增長速度出現(xiàn)明顯下降,而40 ℃曲線在2 h之后就大幅降低。這是由于注油溫度高時,冷熱油的溫差大,熱量交換迅速,油箱內(nèi)重油升溫速度快,但同時大溫差也使得溫差難以在短時間內(nèi)快速減小,高速升溫時間更長。

圖5 各監(jiān)測點溫度的時歷曲線圖和穩(wěn)定時刻溫度分布圖Fig.5 Time curve of temperature at each monitoring point temperature distribution at stable time

為了直觀地反映油艙內(nèi)部的溫度變化,選取2.8 h和14 h兩個時刻,分別表示溫度快速升高時和穩(wěn)定時溫度的空間分布,如圖8所示為不同注油溫度下中截面處流場溫度分布圖,從圖8中可以看出,當(dāng)t=2.8 h時,流場溫度出現(xiàn)了明顯的分層,上方溫度高,下方溫度低,溫差在1 ℃左右。這是因為熱量從注入的熱油流入到油艙內(nèi)的冷油中,造成整個油艙內(nèi)重油溫度升高。而重油的密度隨溫度升高而減小,導(dǎo)致溫度高的部分密度小,上浮于油艙頂部,溫度低的部分下沉于底部,產(chǎn)生了溫度分層現(xiàn)象。當(dāng)t=14 h時,整個油艙熱量交換已趨于平穩(wěn),油艙內(nèi)部各處溫度相差小于0.1 ℃,達到穩(wěn)定時油艙內(nèi)溫度與注油溫度基本一致。

圖6 中截面各監(jiān)測點溫度時歷曲線和穩(wěn)定時刻溫度分布圖Fig.6 Time curve of temperature at each monitoring point at the middle section and temperature distribution diagram at stable time

圖7 三種注油溫度下P1O、P2O、P3O 的溫度時歷曲線Fig.7 Temperature time curve of P1O、P2O、 P3O under three oil filling temperatures

4 結(jié)論

為了比較不同燃油加熱方式的效率,分別對油艙內(nèi)的重油加熱和注入熱油熱分布問題進行數(shù)值模擬,分析了油艙內(nèi)重油的溫度分布特性,得到以下結(jié)論。

(1)采用加熱棒加熱油艙內(nèi)的重油,油艙內(nèi)溫度隨時間的變化是顯著升高后達到穩(wěn)定溫度,當(dāng)溫度達到穩(wěn)定時在空間范圍內(nèi)變化不明顯,沿油艙展向(y向),在穩(wěn)定時間內(nèi)三個平面中心點的最大溫差為0.12 ℃,平均溫差僅為0.04 ℃,各層溫差很小,在展向的三個監(jiān)測平面上,油艙內(nèi)溫度基本呈對稱分布,上方溫度高于下方,兩側(cè)溫度高于中部溫度,但空間內(nèi)整體溫差很小,不超過1 ℃。

圖8 中截面處流場溫度分布圖(y=1.25)Fig.8 Temperature distribution of flow field at middle section(y=1.25)

(2)在注入熱油時,油艙內(nèi)重油溫度隨時間升高速度大于加熱棒加熱的溫度升高速度,重油溫度沿油艙的展向變化非常小,沿展向三個截面中心的最高溫度差分別為0.04、0.06、0.07 ℃,油溫升高階段三個平面內(nèi)會出現(xiàn)小幅溫差,穩(wěn)定后溫度趨于一致。在t<2.8 h 時重油升溫速度較快,溫度出現(xiàn)分層現(xiàn)象,從上到下依次降低,溫差在1 ℃左右;在t>14 h 時油溫達到穩(wěn)定,整個平面內(nèi)的油溫的溫差不超過0.1 ℃,整體油溫趨于一致。

(3)與加熱棒加熱重油相對比,注入熱油后油艙內(nèi)重油的溫度狀況得到明顯改善。一是加熱速度明顯提升,注入熱油后溫度達到穩(wěn)定的時間比加熱棒少186 h;二是穩(wěn)定溫度效果明顯,注入熱油溫度與穩(wěn)定溫度的溫度差不大于0.5 ℃,遠小于加熱棒的溫度差接近26 ℃。三是注入熱油后油艙內(nèi)重油平均流動速度是加熱棒加熱重油平均流動速度的1.36～3.25倍。顯然,采用注入熱油的方式對增加油溫和油的運動速度具有顯著的優(yōu)勢。