C型獨立艙液貨罐熱分析

石玉美，沈菊華，鄒蕩平，秦天怡

（1. 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200240；2. 上海鎧韌氣體工程股份有限公司，上海 200441）

0 引 言

近年來，隨著經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展，加上污染物排放法規(guī)日益嚴(yán)格，液化天然氣（Liquefied Natural Gas,LNG）、乙烯和乙烷等清潔能源及化工原料的需求與日俱增。這些氣體在常壓下的飽和溫度均較低，一般采用全冷式或半冷半壓式運輸方式來運輸。

在采用半冷半壓式運輸方式過程中，貨物通常采用獨立C型罐儲運。獨立C型罐能承受一定的壓力，可根據(jù)容積的大小設(shè)計成單體罐、雙體罐和三體罐。獨立C型罐一般采用5Ni鋼或9Ni鋼建造，無需設(shè)置次屏蔽層，船型結(jié)構(gòu)相對簡單；罐體與船體可同時施工，建造完成之后統(tǒng)一吊裝，能大大縮短建造周期，從而降低建造成本。因此，中小型液化氣船普遍采用獨立C型罐[1-3]。

罐內(nèi)貨物的溫度通常較低，與罐外環(huán)境存在較大的溫差。雖然罐體通常會采取絕熱措施，但罐內(nèi)的貨物仍會因漏熱而蒸發(fā)。文獻(xiàn)[3]對獨立C型罐進(jìn)行了定性熱分析，而對其進(jìn)行定量熱分析也很重要，這是由于，為避免儲罐內(nèi)的貨物超壓排放，需計算其蒸發(fā)量，并據(jù)此設(shè)計合適的再液化裝置。

本文以32000m3半冷半壓式液化氣船1號液貨罐為研究對象（見圖1），以裝載乙烯為例進(jìn)行熱分析，計算中除了管道以外，其他裝置均采用ANSYS建模[4-5]。

圖1 32 000 m3半冷半壓式液化氣船1號液貨罐

1 計算內(nèi)容和計算方法

該液化氣船裝載的液貨為乙烯，在大氣壓下的飽和溫度為169.06K，液相密度為567.1kg/m3，潛熱為476.21kJ/kg。

本文對該船1號罐裝載乙烯時的漏熱量進(jìn)行計算，漏熱量包括通過液貨罐筒體、液貨罐封頭、固定端鞍座、滑動端鞍座、止浮裝置、氣室和管路的漏熱量。對于通過液貨罐筒體、液貨罐封頭、固定端鞍座、滑動端鞍座、止浮裝置和氣室的漏熱量，通過采用有限元計算軟件ANSYS12.1建立有限元模型來計算；對于通過管路的漏熱量，采用導(dǎo)熱公式來計算。得到各部分的漏熱量之后，計算液貨罐的總漏熱量和液貨的蒸發(fā)量，進(jìn)而計算得到液貨罐的蒸發(fā)率。

2 材料屬性

在漏熱量計算中，涉及到的材料有：

1) 5Ni鋼，用作罐體、止浮裝置和氣室組件；

2) 60kg/m3的絕熱層，用作罐體及相關(guān)組件的內(nèi)層絕熱；

3) 40kg/m3的絕熱層，用作罐體及相關(guān)組件的外層絕熱；

4) 硬木，用作鞍座和止浮裝置中的一些組件，導(dǎo)熱系數(shù)為0.21W/(m·K)；

5) 膠，用于粘接硬木和鋼材，導(dǎo)熱系數(shù)為0.684W/(m·K)；

6) 316L，用作氣室中的接管材料，在100K溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)為15.1W/(m·K)，在300K溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)為 18.4W/(m·K)。

表1為5Ni鋼和2種絕熱層材料的導(dǎo)熱系數(shù)。

表1 5Ni鋼和2種絕熱層材料的導(dǎo)熱系數(shù)

3 熱邊界條件

液貨罐內(nèi)的壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓1.01325×105Pa，罐內(nèi)的溫度為對應(yīng)的液貨在大氣壓下的飽和溫度。液貨罐外最高海水溫度為305.15K，最高環(huán)境溫度為318.15K。在計算中，甲板以上的罐體及相關(guān)組件外壁的溫度取318.15K，甲板以下的罐體及相關(guān)組件外壁的溫度取最高海水溫度與最高環(huán)境溫度的平均值311.65K。外表面與空氣的自然對流換熱系數(shù)取5W/(m2·K)。

由于罐體對稱，下面所述漏熱量為圖1所示液貨罐的1/2罐體的漏熱量。

4 漏熱分析

下面對通過液貨罐筒體、液貨罐封頭、固定端鞍座、滑動端鞍座、止浮裝置、氣室和管路的漏熱量進(jìn)行計算，給出采用ANSYS計算得到的漏熱量和溫度分布圖，其中溫度的單位為K。

4.1 通過液貨罐筒體的漏熱量

在計算通過液貨罐筒體的漏熱量時，先計算單位面積的漏熱量，再計算總面積下的漏熱量。筒體絕熱層由罐體外50mm厚的60kg/m3絕熱層和150mm厚的40kg/m3絕熱層組成。

采用ANSYS建模計算，建模時筒體長度方向取1m，周向取5°。得出漏熱量之后，先將其除以ANSYS模型中5Ni鋼外表面對應(yīng)的面積，得到單位面積的漏熱量，再將該漏熱量乘以1號液貨罐1/2筒體對應(yīng)的5Ni鋼外表面面積，即可得到筒體的漏熱量。

圖2為采用ANSYS計算得到的液貨罐筒體溫度分布圖。采用ANSYS計算得到的漏熱量為8.93W，模型對應(yīng)5Ni鋼外表面的面積為0.668 m2，則單位面積的漏熱量為13.368 W/m2；筒體的面積為869.5 m2，則筒體的漏熱量為11623.8 W。

4.2 通過液貨罐封頭的漏熱量

1號液貨罐后封頭由半徑為12.24m的部分球體和半徑為2.356m的部分球體組成；1號液貨罐前封頭由半徑為7.655m的部分球體組成。

在采用ANSYS建模時，建立1°球體的模型。圖3為采用半徑為2.356m的球體計算得到的液貨罐封頭溫度分布圖。

圖2 液貨罐筒體溫度分布圖

圖3 液貨罐封頭溫度分布圖

通過建模計算得到的1號液貨罐前封頭和后封頭的漏熱量見表2。

表2 1號液貨罐前封頭和后封頭的漏熱量

4.3 通過固定端鞍座的漏熱量

固定端鞍座的弧度為110°。鞍座兩側(cè)的絕熱結(jié)構(gòu)與筒體不同，在計算中分別對固定端鞍座及一側(cè)的不規(guī)則絕熱層進(jìn)行建模。建模時，建立弧度為1°的模型，乘以總弧度110°，即可得到總漏熱量。

圖4為采用固定端鞍座弧度為1°的ANSYS模型計算得到的固定端鞍座溫度分布圖。采用ANSYS模型計算得到的漏熱量為21.676W，整個固定端鞍座的漏熱量為2384.390W。

圖5為采用固定端鞍座一側(cè)不規(guī)則絕熱層弧度為1°的ANSYS模型計算得到的固定端鞍座一側(cè)絕熱層溫度分布圖。采用 ANSYS模型計算得到的漏熱量為 3.156W，整個固定端鞍座兩側(cè)不規(guī)則絕熱層的漏熱量為694.35W。

圖4 固定端鞍座溫度分布圖

圖5 固定端鞍座一側(cè)絕熱層溫度分布圖

4.4 通過滑動端鞍座的漏熱量

滑動端鞍座的弧度為 81°。計算中取 1/2滑動端鞍座及一側(cè)的不規(guī)則絕熱層建模。建模時，建立弧度為1°的模型，先乘以總弧度81°，再乘以2，即可得到滑動端鞍座及兩側(cè)不規(guī)則絕熱層的總漏熱量。

圖6為采用弧度為1°的ANSYS模型計算得到的1/2滑動端鞍座及一側(cè)絕熱層溫度分布圖。采用ANSYS模型計算得到的漏熱量為7.417W，滑動端鞍座總漏熱量為1201.590W。

4.5 通過止浮裝置的漏熱量

圖7為采用止浮裝置的ANSYS模型計算得到的止浮裝置溫度分布圖。采用ANSYS模型計算得到的1個止浮裝置的漏熱量為239.684W，2個止浮裝置的漏熱量為479.367W。

圖6 1/2滑動端鞍座及一側(cè)絕熱層溫度分布圖

圖7 止浮裝置溫度分布圖

4.6 通過氣室的漏熱量

對通過氣室的漏熱量進(jìn)行計算，建模時圓周方向取5°。圖8為采用氣室的ANSYS模型計算得到的氣室溫度分布圖。采用ANSYS模型計算得到的漏熱量為6.907W，整個氣室的漏熱量為497.300W。

4.7 通過管路及氣室支撐的漏熱量

在液貨罐中，通過管路及氣室支撐的總漏熱量為257.9W。

4.8 1號液貨罐總漏熱量和靜態(tài)日蒸發(fā)率

由第4.1～4.7節(jié)的計算分析得到通過罐體、固定端鞍座、滑動端鞍座、止浮裝置、氣室和管路的漏熱量，匯總數(shù)據(jù)見表3，其中罐體漏熱量包括液貨罐筒體的漏熱量和前后封頭的漏熱。

圖8 氣室溫度分布圖

表3 1號液貨罐的漏熱量、液貨蒸發(fā)量、蒸發(fā)率

從表3中可看出：罐體漏熱量占液貨罐總漏熱量的75.1%，通過鞍座及兩側(cè)不規(guī)則絕熱層的漏熱量占19.4%，其他部分的漏熱量占比均較小。

5 結(jié) 語

本文對32000m3液化氣船C型獨立艙中的1號液貨罐進(jìn)行了熱分析，對通過1號液貨罐的筒體、封頭、固定端鞍座、滑動端鞍座、止浮裝置、氣室和管路的漏熱量進(jìn)行了計算，得到了1號液貨罐的漏熱量為44.24kW，1d的液貨蒸發(fā)量為8025.7kg，蒸發(fā)率為0.15%/d。在各漏熱環(huán)節(jié)中，罐體漏熱量所占比例最大（為75.1%）；其次為通過鞍座及兩側(cè)不規(guī)則絕熱層的漏熱量（為19.4%），其他部分的漏熱量占比均較小。