基于Fluent的液化石油气钢瓶焚烧炉结构优化研究*

邱兴全,杨 棚,李湘岳,赖伟雄,谢源居,林德生

（1广东省特种设备检测研究院汕尾检测院，广东 汕尾 516600；2华南理工大学机械与汽车工程学院，安全科学与工程研究所，广东 广州 510640）

根据GB8334-2011《液化石油气钢瓶定期检验与评定》的规定,民用液化石油气钢瓶应逐只回收钢瓶内残液和残气。最初采用蒸汽吹扫方式清理瓶内残气,该方法的缺点是:瓶内残气被空气置换出来后无法再次利用,并且在置换过程中会造成环境污染,并使整个钢瓶检验站工人的职业健康受到很大威胁[1]。

近年来,国内对液化石油气钢瓶检验技术进行不断探索和改进,部分气瓶检验站已采取焚烧方式来代替传统的蒸汽吹扫方式。焚烧方式处理钢瓶不仅有效避免残气污染问题,也可高效清理环氧树脂粉末喷涂的防腐漆层,极大提高了检验速度与质量[2-3]。但当前对钢瓶焚烧工艺参数的设置还在摸索阶段,在现有结构参数优化研究中[4-5],均采用经验性的定性研究方法。为此,本文通过CFD软件Fluent模拟焚烧过程中的流场分布[6-7],优化了设计参数,为合理选择焚烧炉的结构参数提供新思路。

1 数学模型和求解方法

1.1 数学模型

本文使用标准k-ε双方程模型,遵守质量、动量和能量等守恒定律[8]。具体的控制方程为:

(1）质量守恒方程

所有流体运动均需要满足式(1）所示质量守恒方程,即连续性方程。

式中:ρ为密度；t为时间；u、v、w为速度矢量在x、y、z方向上的分量。

因本文模拟的介质为丙烷和空气的混合物,密度ρ为常数,故式(1）可转换为:

(2）动量守恒方程

式(3）～(5）分别有x、y、z方向上的动量守恒方程。

式中:p为流体微元上的压力；τxx、τyy、τzz是微元体表面粘性力τ的分量；fx、fy、fz是微元体的体力；u为速度矢量。

(3）能量守恒方程

牛顿流体的能量守恒方程如下:

式中:k为流体传热系数；cp为比热容；ST为流体的粘性耗散项；u为速度矢量。

1.2 CFD物理模型和网格划分

物理模型建立依据为陆丰市液化石油气钢瓶检测站焚烧炉,实际场景如图1所示。

为了保证计算结果收敛,将模型适当简化,具体为将焚烧炉炉体简化为一个圆筒,省去钢瓶传送装置和支架,将液化石油气钢瓶简化为 “胶囊”状。简化后的模型如图2所示。

网格划分采用hyper mesh生成面网格,再由fluent自带的mesh功能,产生体网格,网格划分后数量为575344,划分网格后形成的焚烧炉网格示意图如图3所示。

图1 实际场景的焚烧炉模型Fig.1 Actual scene of incinerator model

图2 简化后的焚烧炉模型Fig.2 Simplified incinerator model

图3 焚烧炉网格示意图Fig.3 Incinerator grid diagram

1.3 边界条件

边界条件是指在求解域的边界上求解的变量或其一阶导数随地点及时间变化的规律。只有给定合理的边界条件,才有可能计算出流场的解。Fluent中提供了多种边界条件,根据本次模拟内容,各边界条件具体如下:

(1）进口边界(速度入口）:速度:17.4 m/s；湍流强度:5%；水力直径:0.13 m；(进口速度根据不同直径来确定,保证流量为定值,流量设定为0.294πm3/s。）

(2）出口边界(压力出口）:出口压力:-1000 Pa；湍流强度:5%；水力直径为0.56 m；

(3）壁面边界:由于本模拟考虑了流体的粘性,故壁面边界采用无渗透、无滑移条件的标准壁面函数。

1.4 求解方法

由于本次模型尺寸较大,网格数量较多,在充分利用计算机资源的前提下,为尽可能提高求解速度和精度,同时保证求解的稳定性,Fluent中的求解方法和求解控制参数具体设置如表1所示。

表1 数值计算相关设置情况Table 1 Numerical calculation related settings

1.5 工况设置

表2 模拟工况总结表Table 2 Simulation case summary table

根据实际场景的两个关键结构参数值,实际场景中,燃烧喷嘴直径为130 mm,焚烧炉炉筒直径为560 mm,本次模拟的工况如表2所示。

2 数值模拟结果讨论与分析

为了度量液化石油气钢瓶表面流场分布的均匀度,引入一个无量纲参数相对标准偏差CV来表征钢瓶表面的均匀度。相对标准偏差CV表征相对变异的度量,可以用来比较均值不同的总体离散性,也可以比较流场均匀性的改善程度,CV的计算公式如式(7）、式(8）所示:

式中:S为标准偏差；Vj为第j个采样点的速度值；为所有采样点的平均速度；n为采样点个数。通过比较不同工况下的CV值来评判罐面上流场的均匀性,CV值越小,流场均匀度越高。

根据模拟计算得到钢瓶表面的平均速度及速度的标准偏差,并得到不同工况下的钢瓶表面相对标准偏差值,如表3所示。

表3 不同工况下钢瓶表面相对标准偏差Table 3 Relative standard deviation of cylinder surface under different working conditions

绘制不同直径燃烧喷嘴受焚烧炉炉筒直径影响曲线图如图4所示。

图4 不同工况下钢瓶表面速度相对标准偏差Fig.4 Relative standard deviation of cylinder surface speed under different working conditions

由图4可以看出:

(1）钢瓶表面速度相对标准偏差在炉筒直径为560 mm时达到最小值,在炉筒直径小于560 mm时,随着炉筒直径的增大而减小,当炉筒直径大于560 mm时,随着炉筒直径的增大而增大,在炉筒直径为560 mm时取得最小值；

(2）在炉筒直径小于560 mm时燃烧喷嘴直径减小的影响大于炉筒直径大于560 mm燃烧喷嘴直径增大的影响。即在炉筒直径小于560 mm时钢瓶表面速度相对标准偏差的变化率小于炉筒直径大于560 mm时钢瓶表面速度相对标准偏差的变化率；

(3）在相同焚烧炉炉筒直径下,钢瓶表面速度相对标准偏差随着燃烧喷嘴直径先增大后减小,并在燃烧喷嘴直径在150 mm取得最小值；

(4）燃烧喷嘴直径对钢瓶表面速度相对标准偏差的影响小于焚烧炉炉筒直径对钢瓶表面速度相对标准偏差的影响。

3 结 论

本文首先建立了焚烧炉内液化石油气钢瓶火烧过程的数值模型,然后基于该模型对焚烧炉内液化石油气钢瓶在焚烧过程中的流场特性影响因素进行了分析,研究结果表明:相对于燃烧喷嘴直径,钢瓶表面速度相对标准偏差对焚烧炉炉筒直径更加敏感；钢瓶表面速度相对标准偏差随着燃烧喷嘴直径的增大先减小后增大,在燃烧喷嘴直径为150 mm时取得最小值；钢瓶表面速度相对标准偏差随着焚烧炉炉筒直径的增大先减小后增大,在焚烧炉炉筒直径为560 mm时,取得最小值。