韓宇，鄭坤，牛志剛，李萌，楊靜

(中海油能源發(fā)展股份有限公司 采油服務(wù)分公司，天津 300452)

LNG需要低溫存儲(chǔ)，罐內(nèi)貨物溫度較低，與罐外環(huán)境溫度存在較大溫差，雖然罐體采取了絕熱措施，但罐內(nèi)的貨物仍會(huì)因漏熱而蒸發(fā)。為避免液貨罐內(nèi)貨品超壓排放，LNG船舶需要計(jì)算貨品的蒸發(fā)量，并據(jù)此設(shè)計(jì)合適的蒸發(fā)氣(BOG)處理裝置[1-4]，液貨艙定量熱分析尤其重要。考慮對(duì)12 000 m3LNG加注船液貨艙進(jìn)行熱分析，計(jì)算不同環(huán)境溫度和不同的LNG組分下的儲(chǔ)罐熱性能，為后續(xù)BOG處理裝置選型提供基礎(chǔ)。

1 計(jì)算內(nèi)容與方法

計(jì)算對(duì)象為12 000 m3LNG加注船，配置有2個(gè)6 000 m3的獨(dú)立C型LNG儲(chǔ)罐，罐內(nèi)裝載的貨品為LNG，組分為甲烷0.918 6、乙烷0.056 1、丙烷0.011 2、異丁烷0.001 3、正丁烷0.002 2、異戊烷0.000 3、正戊烷0.000 6、氮?dú)?.009 7。

分別計(jì)算儲(chǔ)罐通過各漏熱途徑漏入液貨罐的熱量。漏熱途徑有通過罐體、下部固定端鞍座、下部滑動(dòng)端鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮裝置和氣室，采用有限元計(jì)算軟件ANSYS建立有限元計(jì)算模型[5]，計(jì)算各部分的漏熱量，以及液貨罐的總漏熱量和液貨的蒸發(fā)量。

2 材料屬性及熱邊界條件

在漏熱量計(jì)算中，涉及到的材料如下。①9%Ni鋼，用作罐體、鞍座、支撐、止浮和氣室組件；②聚氨酯泡沫，用作罐體及相關(guān)組件的絕熱層[6]；③木質(zhì)材料，用作鞍座和止浮裝置中的部分組件；④膠，用于粘接木質(zhì)材料與鋼材。各材料導(dǎo)熱系數(shù)見表1。

表1 材料的導(dǎo)熱系數(shù) W/(m·K)

液貨罐內(nèi)的壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓100 kPa，罐內(nèi)的溫度為對(duì)應(yīng)的液貨在大氣壓下的飽和溫度，為-164 ℃。計(jì)算中，罐內(nèi)壁的溫度取為液貨的溫度，即-164 ℃。罐外，最高海水溫度為32 ℃，最高空氣溫度為45 ℃。甲板以上的罐體及相關(guān)組件外空氣溫度取為45 ℃，甲板以下的罐體及相關(guān)組件外空氣溫度為海水溫度和大氣溫度的平均值，即38.5 ℃。

罐外與空氣的換熱系數(shù)取值如，甲板以上和以下分別為18.93和3.4 W/(m2·K)。

3 漏熱計(jì)算

針對(duì)液貨罐罐體、下部固定端鞍座、下部滑動(dòng)端鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮裝置和氣室進(jìn)行有限元熱分析得出漏熱量。

1)罐體。由于罐徑大，在罐體壁厚和絕熱層材料和厚度相同的情況下，封頭的單位面積漏熱量與筒體單位面積漏熱量幾乎相同，因此筒體與封頭合并計(jì)算。罐體絕熱層為450 mm厚的聚氨酯泡沫。罐體9%Ni鋼的厚度為25 mm。由于罐體有一部分在艙外，有一部分在艙內(nèi)，艙內(nèi)外罐體所處的環(huán)境溫度不同，艙內(nèi)外罐體單位面積的漏熱量不同，需分別計(jì)算。計(jì)算罐體漏熱時(shí)，筒體長度方向取為0.5 m，周向取5°，得到建模部分的漏熱量，分艙內(nèi)與艙外計(jì)算得到模型部分的漏熱量后，計(jì)算單位面積漏熱量，再計(jì)算總面積下的漏熱量。計(jì)算罐體的面積時(shí)，扣除了鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮和氣室所占的面積。

2)下部固定端和滑動(dòng)端鞍座。下部固定端和滑動(dòng)端鞍座的弧度均為122°。建模時(shí)，均建立弧度為5°的模型，然后再計(jì)算鞍座總的漏熱量。

3)上部支撐。儲(chǔ)罐設(shè)有2個(gè)上部支撐，上部支撐沿罐體軸向及周向?qū)ΨQ。對(duì)上部支撐的1/4進(jìn)行建模。

4)縱向支撐。儲(chǔ)罐設(shè)有2個(gè)縱向支撐，縱向支撐沿罐體軸向及周向?qū)ΨQ。對(duì)縱向支撐的1/4進(jìn)行建模。

5)通過止浮裝置漏熱。儲(chǔ)罐設(shè)置有4個(gè)止浮裝置。對(duì)縱向支撐的1/2部分進(jìn)行建模。

6)通過氣室漏熱。氣室本體的外直徑4 m，壁厚為25 mm，高度為3.155 m。絕熱層厚度為360 mm。對(duì)1/4氣室建立建模分析。

對(duì)液貨罐進(jìn)行有限元熱分析，得到各結(jié)構(gòu)漏熱量，同時(shí)計(jì)算儲(chǔ)罐初始充滿率為95%時(shí)LNG的蒸發(fā)量和生成的BOG量，見表2，各結(jié)構(gòu)溫度分布見圖1。

表2 液貨罐的漏熱量、LNG蒸發(fā)量、生成的BOG

圖1 溫度分布

分析得出罐體漏熱量占最大的比重，78.4%，其次為通過下部鞍座支撐漏熱，15.7%，兩者的漏熱量之和占比為94.1%，其他部分的漏熱量占比較小。

4 環(huán)境溫度對(duì)漏熱量的影響

液化天然氣船在使用過程中，隨著季節(jié)和地點(diǎn)的不同，將處于不同的環(huán)境溫度下，大氣環(huán)境溫度不同和海水溫度不同，則儲(chǔ)罐所處的艙內(nèi)溫度也不同。通過計(jì)算分析不同的環(huán)境溫度下艙外部分的漏熱量并擬合漏熱量和環(huán)境溫度之間的關(guān)系，同時(shí)分析不同的艙內(nèi)溫度下儲(chǔ)罐艙內(nèi)部分的漏熱量并擬合漏熱量和艙內(nèi)溫度之間的關(guān)系。不同環(huán)境下工況及計(jì)算得到的漏熱量見表3。

據(jù)表3數(shù)據(jù)分別擬合2個(gè)關(guān)系式。

表3 艙內(nèi)外部件分別處于不同溫度下的漏熱量

1)儲(chǔ)罐艙外部分漏熱量隨大氣環(huán)境溫度的變化。

Q=18 048+121.9T

2)儲(chǔ)罐艙內(nèi)部分漏熱量隨艙內(nèi)環(huán)境溫度的變化。

Q=14 117+88.3T

式中:T為溫度,℃；Q為漏熱量，W。

在已知罐內(nèi)液貨成分時(shí)即可求得儲(chǔ)罐不同環(huán)境條件下的LNG蒸發(fā)量。

5 LNG組分對(duì)儲(chǔ)罐漏熱性能的影響

液化天然氣船在使用過程中，會(huì)裝載不同來源的液化天然氣，LNG的組分會(huì)有變化，為此計(jì)算并比較儲(chǔ)罐裝載3種不同LNG組分下液貨罐漏熱和生成的BOG量。

在12 000 m3LNG加注船額定LNG組分基礎(chǔ)上，更改組分，計(jì)算2種工況：①甲烷組分下降6%，其他組分按比例共增加6%；②甲烷組分增加6%，其他組分按比例共減少6%。更改后的LNG組分及計(jì)算得到的漏熱量和生成的BOG量等關(guān)鍵參數(shù)見表4。假設(shè)儲(chǔ)罐的初始充滿率為95%。

表4 不同LNG組分下液貨罐的漏熱量和生成的BOG量等關(guān)鍵參數(shù)

甲烷含量增加時(shí)，對(duì)應(yīng)的大氣壓下的飽和溫度升高2.52%，罐內(nèi)外溫差下降，因此總漏熱量會(huì)略降低，下降2.00%。隨著甲烷含量從低到高變化時(shí)，氣化潛熱有較大降低，下降22.90%，變化百分比遠(yuǎn)大于漏熱量的變化百分比。因此LNG的蒸發(fā)量有較大上升，增加21.13%。甲烷含量增加時(shí)，LNG的密度降低，下降10.20%，裝載的總質(zhì)量下降10.21%。表4中，3種組分LNG下，若維持儲(chǔ)罐內(nèi)壓力不變，則經(jīng)過1 d后，需要排出的BOG質(zhì)量增加18.00%。

6 結(jié)論

1)各漏熱環(huán)節(jié)中，罐體漏熱量占了最大的比重，其次為通過下部鞍座支撐漏熱，其他部分如支撐結(jié)構(gòu)、止浮結(jié)構(gòu)等的漏熱量占比較小，因此液貨艙保溫設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)可慮簡化計(jì)算流程重點(diǎn)分析罐體與鞍座部分。

2)擬合得到儲(chǔ)罐艙外部分漏熱量隨大氣環(huán)境溫度的變化規(guī)律和儲(chǔ)罐艙內(nèi)部分漏熱量隨艙內(nèi)環(huán)境溫度的變化規(guī)律，可供在已知罐內(nèi)液貨成分時(shí)，迅速求得儲(chǔ)罐在不同環(huán)境溫度下的LNG蒸發(fā)量。

3)通過分析3種不同LNG組分下的漏熱量和生成的BOG量可知，甲烷含量增加時(shí)，對(duì)應(yīng)的大氣壓下的飽和溫度升高2.52%，罐內(nèi)外溫差下降，因此總漏熱量會(huì)略降低，下降2.00%。隨著甲烷含量從低到高變化時(shí)，氣化潛熱有較大降低，下降22.9%，變化百分比遠(yuǎn)大于漏熱量的變化百分比，因此LNG的蒸發(fā)量有較大上升。