液氦铁路槽车储槽热响应数值研究

王玉柱，贾文龙，赵建彬， 张财功

液氦铁路槽车储槽热响应数值研究

王玉柱1，贾文龙2，赵建彬1， 张财功2

（1. 塔里木油田分公司油气工程研究院，新疆 库尔勒 841000； 2. 西南石油大学 石油与天然气工程学院，四川 成都 610500）

以某85 m3液氦铁路槽车储槽为研究对象，考虑液氦及氦气物性的变化，采用有限体积法进行了非稳态热响应数值研究，得到了不同时刻的储槽压力、温度及流速分布，分析了蒸发率和充装率对储槽压升、温升规律的影响。研究表明：随着模拟时间的增加，液氦出现了热分层，压力呈上部小、下部大的阶梯式分布，而气相空间压力分布较为均匀；近壁区液氦受热后，在浮升力作用下沿壁面上升至自由液面后流入液氦主流区；随着蒸发率的增加，储槽气相空间的温升及压升速率增加，而充装率对储槽的温升及压升速率影响较小。

液氦；储槽；热响应；数值研究

随着航天、军工、科研等领域的不断进步，氦的应用越来越广泛，目前主要采用低温绝热储槽进行液相运输，但液氦温度低至4.2 K，储槽漏热量大，导致储槽内液氦升温至饱和温度后在相界面蒸发，储槽气相空间压力上升，为液氦的安全储运带来隐患。因此，有必要开展液氦储槽热响应规律的研究。

目前，国内沈漪等[1]研究发现液氦储罐气相压力以线性规律变化；满满等[2]对100 L超临界氦储罐进行了憋压试验；R.T.Swim[3]对液氦杜瓦中液氦和氦气的温度分布进行了实验研究；Bora M.S.等[4]对200 L液氦杜瓦进行了实验研究，得到了储罐颈管内氦气的温度分布规律；Stephen等[5]对试验测试了12 L球形液氦杜瓦的蒸发率。但是，以上实验无法对储槽内流场、温度场及压力场分布进行深入分析，而国内外针对液氦储槽热响应进行数值研究的文献未见报道。本文考虑液氦及气氦物性的变化，采用CFD方法研究液氦储槽的热响应过程。

1 物理模型

图1 液氦储槽几何模型

本文研究的85 m3铁路液氦槽车储槽结构如图1所示，长度14 m（不含封头），与内容器内径2.8 m（直径）差异较大，因此，将三维模型简化为二维，即圆形。

2 数学模型

2.1 基本控制方程

液氦储槽中液氦与氦气的流动过程遵循质量、动量及能量守恒，控制方程见式（1）。

式中：—密度，kg/m3；

m—质量源项；

—静压，Pa；

i—方向的重力体积力；

—导热系数，W/（m·K）；

p—定压比热，J/（kg·K）；

h—能量源项。

2.2 湍流模型

考虑本文储槽模型含弯曲壁面，选择Realizable−ε模型，方程如式（2）所示。

式中：k—由层流速度梯度产生的湍流动能；

b—浮力产生的湍流动能；

m—可压缩湍流中扩散产生的波动；

2，1e—常量，

k和e—方程和方程的湍流Prandtl数。

2.3 两相流模型

选择VOF模型为两相流模型，方程[6]见式（3）。

式中：和—代表不同相；

q—单元中第相流体的容积比率；

q=0—单元中无第相流体；

αq=1—单元中全是第相流体；

0＜q＜1—单元中部分包含第相流体；

—密度，kg/m3。

2.4 相变模型

采用Lee模型[6]描述液氦蒸发过程，液氦的饱和温度选用文献[7]的数据，Lee模型见式（4）。

式中：—传质强度因子，表1为不同学者采用的值，本文用0.1；

—相体积分数；

—密度，kg/m3；

、—液、气相；

sat—饱和温度，K；

fg—蒸发潜热，J/kg；

m—质量源项；

h—能量源项。

表1 传质强度因子应用情况

3 数值模拟参数设置

3.1 网格划分

采用ICEM进行网格划分及局部加密。图2所示为网格划分结果，图3所示为壁面网格加密效果。

图2 流场网格划分

图3 网格无关性验证

3.2 边界及初始条件

假设壁面为无滑移均匀热流壁面边界，设定5种蒸发率及充装率进行研究，蒸发率和充装率下设定见表2。流体初始速度为0 m/s，初始温度为4.2 K。

表2 漏热量及液氦自由液面高度

3.3 计算模型设置

采用Fluent软件进行压力基非稳态数值模拟，连续性方程、动量方程及能量方程采用二阶迎风格式，压力-速度耦合采用PISO算法。考虑液氦和氦气物性的变化，液氦和氦气的物性参数取文献[7]和文献［12］中的值。此外，基于Zhan Liu[13]、Juan Fu[14]等的研究成果，仅在微重力下表面张力会影响低温液体热分层，因此，不考率表面张力的影响。

3.4 网格无关性验证

图3所示为网格无关性验证，以气相温度变化为判据。当网格数目由151 380增至198 005，计算结果无明显变化，因此，采用的计算网格为151 380。

4 模拟结果分析与讨论

4.1 流场分析

4.1.1 流场热分层

图4 20、100 min时的温度分布

图4所示为充装率90%、蒸发率0.484%工况下20、100 min时的流场温度云图。分析可知，储槽在热响应过程中出现了热分层，气相空间的温度梯度较液相区域的大。随着热量的进入，气相空间温度上升。在气液界面两侧靠近壁面处，两侧温度相对较高。在同一等温线上，从壁面到中间位置的温度呈现由小到大、由大到小的变化规律。随着仿真时间的增加，温度分层逐渐形成。

图5 气相空间的温度变化曲线

图5所示为储槽气相空间温度变化曲线，竖直方向温度梯度小，气相空间顶部氦气温度略高于其下方氦气的温度。

4.1.2 流场压力分布

图6 50min时的压力分布

图6所示为充装率90%，蒸发率0.648%工况下50 min时储槽的压力云图。分析可知，气相压力分布较均匀，在95 500 Pa左右。而液相区压力分布呈现上低下高的阶梯式分布规律。

4.1.3 速度分布

图7 近壁液相区（左）及核心液相区（右）速度矢量局部

图7所示为充装率90%，蒸发率为0.484%工况下50 min流场速度云图及100 min时储槽自由液面附近的液相区、气相区及液相区中部的流场速度矢量图局部。

对比发现，壁面处液氦受热后，在浮升力作用下产生了沿壁面向上流动的自然对流，上升到自由液面后流入液氦核心区，如图7（左）所示。随着模拟进行，对流液氦脱离壁面流入液氦核心区的时机不断提前，这是因为流场温度升高，浮升力不足以维持液氦流动到自由液面。这部分液氦在流入液氦核心区后，向储槽底部流动以补偿液氦，如图7（右）所示。由于液氦及氦气的对流，在气相区和液相区产生了对流循环。图8所示为该工况下20、100 min流场流动轨迹图。

图8 20、100min流场流动轨迹图

随着模拟进行，气相和液相区的对流循环逐渐不稳定，液氦核心区及氦气核心区出现了二次循环。

4.2 储槽温升、压升规律分析

图9所示为充装率90%时，不同蒸发率下的气相温升及压升曲线，图10所示为蒸发率0.484%时，不同充装率下的气相温升及压升曲线。

对比温升曲线可知，随着模拟进行，气相空间的压力及温度近似呈线性规律升高。蒸发率越大，储槽气相空间的压升速率与温升速率越大。因此，提高储槽绝热性能是液氦安全储运的关键。

图9 不同蒸发率下气相压升曲线（左）与温升曲线（右）

图10 不同充装率下气相压升曲线（左）与温升曲线（右）

对比压升曲线可知，气相空间的压力基本呈线性规律升高，不同充装率下的压升速率基本相同。气相空间的温度随模拟时间呈近似线性规律升高，但充装率对储槽气相空间的温升规律影响不大。

5 结 论

（1）热量漏入使储槽内液氦逐渐形成热分层，等温线随模拟进行逐渐平缓；液氦区的压力呈上部小、下部大的阶梯式分布，气氦区压力均匀。

（2）储槽受热后，近壁区的温度首先升高，密度减小，在浮升力的作用下沿着壁面缓慢上升到自由液面，产生湍流自然对流。模拟时间越长，近壁区上升的液氦流入液氦区域的时机越早。

（3）蒸发率越大，其温升及压升速率越大；充装率对储槽温升规律影响不大，对压升速率影响也较小，充装率越大，储槽气相空间起始压力越小。

[1] 沈漪，蒋宁，余建平，等.超临界氦的储存及排放[J].低温工程，2001（4）:48-53.

[2] 满满，张立强，帅彤，等.超临界氦贮罐实验研究及漏热分析[J].低温工程，2013（4）：33-37.

[3] R. T. Swim .Temperature distribution in liquid and vapor phases of helium in cylindrical dewars[J].1960,7:498-503.

[4] Bora M.S. Rugaiganisa etc.Experimental investigation on heat leak into a liquid helium dewar[J].,1990,30:942-946.

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[6] Abdullah Saleem，Shamsuzzaman Farooq etc A CFD simulation study of boiling mechanism and BOG generation in a full-scale LNG storage tank[J].,2018（115）:112-120.

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[13] Zhan Liu,Cui Li.Influence of slosh baffles on thermodynamic performance in liquidhydrogen tank[J], 2018（346）:253-262.

[14] Juan Fu，Bengt Sunden. Analysis of Self-Pressurization Phenomenon in A Cryogenic Fluid Storage Tank With VOF Method[C].Proceedings of the ASME 2013 International Mechanical Engineering Congress and Exposition,2013.

Numerical Study on Thermal Response of Liquid Helium Railway Tank

1,2,1,2

（1.Oil and Gas Engineering Research Institute, PetroChina Tarim Oilfield Company, Xinjiang Korla 841000, China；2. School of Petroleum Engineer, Southwest Petroleum University, Sichuan Chengdu 610500, China）

Taking a 85 m3liquid helium railway storage tank as the research object, the finite volume method was used to study the non-steady-state thermal response under considering the change of liquid helium and helium properties. Thus the tank pressure, temperature and flow rate distribution at different times were obtained, and the effect of evaporation rate and filling rate on the pressure rise and temperature rise of the storage tank was analyzed. The research showed that with the increase of simulation time, the liquid helium showed thermal stratification. In addition, the pressure was distributed in a stepwise manner which was lower in the upper part, and higher in the lower part, while the pressure distribution in the gas phase space was more uniform; After the liquid helium in the near wall area was heated, it rised along the wall surface to the free liquid surface under buoyancy lift, and then flowed into the main flow area of the liquid helium; As the evaporation rate increased, the temperature rise and pressure rise rate in the gas phase space of the storage tank increased, while the filling rate had less influence on the temperature rise and pressure rise rate.

liquid helium; storage tank; thermal response; numerical study

2019-11-01

王玉柱（1989-），男，硕士，工程师，2015年毕业于中国石油大学（华东），现主要从事前期设计管理工作。

张财功（1992-），男，硕士研究生，研究方向: 低温流体传热。

TQ053.2

A

1004-0935（2020）02-0186-04