原油發(fā)電機排煙噴射裝置的數值模擬與應用

葉作霖，歐宇鈞，蔣健，朱沫，林海英，張建飛

(1．中海油能源發(fā)展裝備技術有限公司 深圳分公司，廣東 深圳 518054；2．中海石油(中國)有限公司 深圳分公司，廣東 深圳 518054；3．北京航空航天大學，北京 100191)

原油發(fā)電機在工作中會產生的大量煙氣，在無風或風速較小的情況下彌漫在平臺周圍，在一定程度上對生活區(qū)和飛行甲板造成影響，同時會影響人員健康。為使煙氣盡可能遠離平臺，目前一般采取延長排煙管或使用水噴淋的方法。延長排煙管可能增加主機背壓，水噴淋系統(tǒng)在高溫下易出現海水結晶，維護保養(yǎng)困難。而排煙噴射裝置因結構簡單、易維護，在降低煙霧對海洋平臺的影響中起到了至關重要的作用。噴射系統(tǒng)安裝在主機排煙管尾部，風機產生強氣流與發(fā)電機組產生的尾氣在煙道前端混合后，高速噴射至平臺外側，流道設計是整個裝置的核心。考慮用數值模擬的方法，對噴射裝置煙道進行模擬，分析主要影響因素，調整噴射裝置的設計參數，為排煙噴射裝置設計制供根據。

1 研究對象

以原油發(fā)電機的排煙噴射裝置為基礎模型，為了便于網格繪制和數值計算，對整個裝置流道進行簡化，取消法蘭接口和內部短小支撐板，三維模型見圖1。

圖1 簡化后的排煙噴射裝置模型

2 物理模型及數值計算

2.1 計算模型及網格劃分

繪制簡化模型管道內流場的混合網格，網格數約500萬量級，模型表面網格見圖2。

圖2 模型表面網格示意

遠場網格見圖3，為了更好地捕捉噴射流場特性和提高計算的精度，對遠場網格的中心流動區(qū)域進行適當加密，周圍區(qū)域網格逐漸由密到疏逐漸展開，以期在滿足計算精度的情況下減少數值計算的時間。

圖3 遠場網格示意

2.2 數值計算及邊界條件設置

使用Ansys Fluent軟件進行計算，選擇3D模型，氣體采用理想氣體，湍流格式選擇S-A方程，速度入口，壓力出口，無滑移絕熱壁面。以試驗記錄參數為設置基準，簡化入口邊界條件，以不同的入口速度等效風機不同轉速下流量輸入，分別模擬在25%、50%、75%和100%主機負荷狀態(tài)下的流場特性，初始方案輸入條件見表1。

表1 初始方案輸入條件

3 初始方案計算分析

分別提取出口體積流量、出口平均速度和出口溫度參數作為輸出數據。主機在不同負荷下數值模擬結果見表2。

表2 初始方案數值模擬結果(出口處)

對比出口速度可以看出，數值模擬結果較試驗測試數據整體偏小，分析認為偏差主要有以下幾個原因。

1)計算模型簡化。減少了部分非重要的細節(jié)，計算模型管壁為無滑移絕熱壁面，不參與熱傳導；而真實情況下，煙道金屬壁面存在熱交換和擴散，影響不同區(qū)域氣體溫度和氣體密度，從而帶來結果偏差。

2)輸入條件簡化。試驗中風機入口的真實流場為非定常有旋流，而計算時采用勻速的速度入口，僅用環(huán)境溫度和入口速度模擬風機真實氣流，入口環(huán)境的不同對出口流場特性會對模擬結果產生一定程度的影響。

3)試驗數據偏差。數值模擬狀態(tài)下，可以準確計算空間流域中每個截面的平均速度，溫度變化。而試驗狀態(tài)下，主要對某些位置的數據點進行測量，通過對采集點的數據平均得到速度、溫度、壓力的試驗參數，由于測量點位置選取的不同和數據讀取偏差，無法得到真實的截面平均速度。

對比數值模擬結果和試驗數據可以看出，計算數據與試驗數據變化趨勢基本一致，不同的入口條件下，出口的計算結果差量穩(wěn)定，一方面說明該計算模型的數值模擬結果可以反映出試驗條件下不同入口條件下的管道流場變化特性；另一方面說明在初始方案的基礎上，可以使用該計算模型對初始方案進行優(yōu)化改進。

對管道內流場進行數據處理，得到管道內流剖面的速度云圖、溫度云圖和空間流線圖，見圖4、5。

從圖4、5可見，煙道內、溫度、速度基本不變，但在煙道出口處，由于煙氣與風機入口來風混合，前端速度明顯增大。

圖4 管道縱剖面速度云圖和流線圖

圖5 管道縱剖面溫度云圖和壓力云圖

4 方案設計優(yōu)化

4.1 方案設計

在初始方案基礎上，根據現有外形尺寸的約束，對管道方案進行優(yōu)化設計，并針對不同方案的噴射效果進行數值模擬，對比分析管道內流場特性及遠場流場變化。

如圖6中圓圈區(qū)域所示，初始方案在該處形成死水區(qū)，造成入口能量的消耗，導致風機功率消耗，且該處結構冗余，增加了不必要的結構重量。

圖6 初始方案管道內流場

對初始方案的氣流流道進行平滑處理，減少流道內直角和死水區(qū)的存在，盡量避免因氣體在流動過程中形成漩渦而導致能量損失，改善高速氣流流通環(huán)境，形成3種設計方案，見圖7。

圖7 優(yōu)化方案模型

方案一，考慮到結構設計及制造成本，將轉角部分簡化為直線轉角，同時考慮到海上安裝空間等因素，將排煙道的外部管道直徑縮減為1.4 m，內部煙道直徑相應縮減為0.85 m。

方案二，保留初始方案中煙道直徑1.016 m，僅對引射排煙段的管道外壁進行相應壓縮。相比方案一，對管道出口直徑有相應的放大。

方案三，考慮到現場安裝情況及主機背壓，將管道可用外徑擴充至1.5 m，內部煙道直徑仍為1.016 m。

4.2 數值計算及對比

3個方案煙道入口條件與初始方案相同，考慮所選用的國產風機可用能力增強，對風扇入口條件進行適當修改，增加風機功率，以期能夠得到更好的噴射效果，結合裝置使用區(qū)域環(huán)境溫度范圍，對外場的環(huán)境溫度進行修改，由原始的15.0 ℃改為24.0 ℃，輸入條件見表3。

表3 優(yōu)化方案輸入條件

3個方案各狀態(tài)數值模擬結果見表4。

表4 優(yōu)化方案數值模擬結果統(tǒng)計出口處

從表4可見，方案一的出口速度最大，主要原因在于出口截面積的減小，使得在相同流量的情況下，出口平均速度更大，噴射距離也更遠。數值模擬中的輸入條件為速度入口，即入口流量各方案均相同，在方案一出口面積相對方案二在縮小近40%的情況下，相同出口流量時，出口平均速度平均增加接近60%。

方案二和方案三的出口速度和體積流量相近，數據偏差較小。這主要是因為管道中氣流速度較小，屬于低速氣流，流體可視為不可壓縮流，且這兩個方案的入口條件相同，出口截面積也相同，僅有外壁尺寸的差異，故方案二和方案三最終得到的數值模擬出口數據平均值相差不大。

4.3 無風條件下噴射效果

分析速度云圖和管道噴射流線，對比遠場速度分布和流線的擴散范圍，對應解釋噴射后氣體可能噴射的距離和影響范圍。后處理過程中分別對初始方案與3個方案主機75%運行工作狀態(tài)的空間流場速度云圖和噴射流線剖面進行提取見圖8、9。

圖8 不同方案數值模擬結果速度云

如圖8所示，初始方案及3個方案在30.0 m的距離，均能保持1.0 m/s以上的速度趨勢，所以單以噴射距離來看，各方案都基本可以滿足15.0 m以上噴射距離的要求。但在相同的距離位置，方案一氣體的流動速度>方案二/方案三>初始方案，這與4個方案出口的平均速度變化趨勢一致。

從圖9可見：方案一的煙道集束效果最好，能夠在較遠的距離依然保持較小的煙氣擴散半徑。方案二和方案三的空間速度場雖然有較大的“開叉”，但整體煙流的擴散趨勢和擴散范圍并不大，方案三略優(yōu)于方案二。

圖9 不同方案數值模擬結果流線

4.4 側風6級噴射效果

按6級側風對3個方案進行側風影響的計算。6級風的風速范圍約為10.8～13.8 m/s，計算中選取中間值12.0 m/s作為計算輸入條件，其余輸入條件見表5。

表5 側風6級輸入條件

計算結果見表6，與表4相比，側風對煙道出口的體積流量、速度和溫度影響都較小，對排煙的速率的影響不明顯。

表6 側風6級數值模擬結果(出口處)

6級側風下，空間流場剖面的速度云圖見圖10。從煙道遠場的速度云圖可以看出，由于遠場噴射氣流的速度衰減，在側風的影響下，當噴射距離達到10.0 m左右后，氣流的整體走向被側風主導，在有限空間內，不會達到更遠的距離。

圖10 6級側風不同方案數值模擬結果速度

5 現場試驗驗證

根據數值模擬結果，結合主機背壓要求和現場安裝空間大小，在滿足噴射效果的情況下，采取方案三進行設備制造、陸地和海上安裝試驗。

陸地試驗過程中，在環(huán)境風速為1.0 m/s左右，主機空載情況時，打開噴射裝置，煙霧噴射距離為20.0 m左右，出口速度為18.0 m/s左右，測試速度較計算結果偏小，但仍可滿足噴射距離要求。

在海上進行試驗，由于海上季風，試驗未能在無風條件下進行。5級側向時，主機空載時噴射距離為6.0～7.0 m，但當側向來風大于6級時，煙霧基本被側向來風主導，與計算趨勢基本一致。

6 結論

1)根據數值模擬結果，當風量一定，引射排煙段內筒管徑縮小40%時，出口噴射速度平均增加接近60%，內筒直徑對出口噴射速度影響顯著，而外筒直徑大小對出口噴射速度的影響不明顯。理論上認為可通過減小內筒直徑以提高噴射效果，但需要考慮到內筒直徑減小后對主機背壓的影響。

2)在6級側風，主機75%運行狀態(tài)下，側風對排煙的出口速度產生明顯的影響較小，但當噴射距離達到10.0 m左右之后，氣流的整體走向開始被側風主導，在有限空間內，不會噴射達到更遠的距離。與現場試驗趨勢基本一致，說明側風是影響噴射距離的主要因素，但當風速較大時，煙霧也隨之被吹散。

3)海洋平臺的主機數一般為3～6臺，排煙管較多。在設計時，如何做到統(tǒng)籌規(guī)劃，實現以最少的裝置解決所有排煙管道煙氣問題是研究的重點。