Mark-III型圍護系統(tǒng)模擬艙低溫試驗及數(shù)值仿真

王慶豐，徐 驍，章 瑤，祁 斌

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 鎮(zhèn)江 212100)

LNG船是用于海上遠洋運輸超低溫液化天然氣的專用船舶．這種類型的船舶都配備了專門的液貨圍護系統(tǒng)(cargo containment system，CCS)[1]．經(jīng)過近60年的發(fā)展，國際液化天然氣航運市場確立了3種主流的LNG圍護系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)型式，即球罐型、薄膜型和SPB型[2]．市場上運營的大多數(shù)LNG運輸船都是采用薄膜型液貨艙結(jié)構(gòu)形式，LNG運輸船在實際航行與運營過程中，因為液貨艙內(nèi)的溫度極低，與外界環(huán)境的巨大溫差導致熱量通過貨物圍護系統(tǒng)向液貨艙流動，艙內(nèi)的液貨吸收外界流入熱量自然蒸發(fā)產(chǎn)生蒸發(fā)氣．蒸發(fā)的氣體如果無法及時排出，會在艙內(nèi)積累使得艙內(nèi)壓力逐漸升高，不僅影響到船舶運營的經(jīng)濟性，還對船舶結(jié)構(gòu)的安全性造成極大威脅．因此，對其圍護系統(tǒng)的絕熱性能進行驗證是此類船舶建造技術(shù)中的重要部分[3]．文獻[4-5]以低溫容器的漏熱問題為研究目標，分別從底部和側(cè)面對LNG儲罐加熱時熱量傳遞和流動規(guī)律，建立了LNG運輸船海上運輸過程中動態(tài)蒸發(fā)模型．文獻[6]以試驗測量和數(shù)值計算方法對液氮充滿容器時液氮容器頸管壁的溫度場分布．并從各個角度比較分析了利用2種不同方法得到的溫度分布．文獻[7]以薄膜型LNG運輸船圍護系統(tǒng)為研究對象，對其絕緣行為的影響因素進行了實驗研究，分析了不同環(huán)境和結(jié)構(gòu)變量對圍護系統(tǒng)絕緣行為的影響．文獻[8-11]考慮船體構(gòu)件、骨材、空腔對流、表面熱輻射對換熱的影響，利用有限元計算軟件ANSYS分別模擬并計算了NO.96型LNG船和全容式LNG儲罐溫度分布、溫度應(yīng)力，并以此為基礎(chǔ)進行了溫度場分析．結(jié)果顯示，外界環(huán)境的溫度對罐壁的熱泄漏影響較大．文獻[12]對其邊界條件和載荷進行施加，計算液貨艙4種裝載情況下的應(yīng)力場和溫度場分布，得到了相應(yīng)工況下的應(yīng)力和溫度分布圖，并對優(yōu)化液貨艙結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布情況提出了改善方案．

1 模擬倉

Mark -Ⅲ型LNG模擬艙結(jié)構(gòu)形式為全封閉的混合式結(jié)構(gòu)，采用了外骨架和雙層船體結(jié)合的形式，其中在模擬艙7個面中的頂面、舷側(cè)與舭部以及一個橫艙壁采用了雙層船體結(jié)構(gòu)，而其他幾個面則采用外骨架式結(jié)構(gòu)．文中模擬艙在實船的標準液貨艙切取了一部分，容積設(shè)計為135 m3，主尺度示意如圖1，圖2為實際建造，圍護系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖3，模擬艙的主尺度大小見表1．

圖1 Mark-III型LNG模擬艙主尺度示意Fig.1 Main scale of Mark-III LNG simulation

圖2 Mark- III型LNG船模擬艙實際建造Fig.2 Mark- III LNG ship simulation cabin actual construction renderings

圖3 Mark-III型貨艙結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Mark-III Enclosure System Structure

表1 Mark-III型模擬艙主尺度表Table 1 Main scale table of Mark-IIILNG simulation cabin

2 模擬艙保溫層低溫實驗

2.1 蒸發(fā)率測試方法

首先通過小流量不斷的噴灑液氮對模擬艙的液貨艙進行降溫預冷，注入液氮的速度要保證液貨艙溫度下降的速度保持在一個恒定較小數(shù)值．待模擬艙預冷結(jié)束以后，對模擬艙進行大流量的液氮加注，直到充滿率達到98%時，靜置模擬艙達到熱平衡以后，開始測試蒸發(fā)率．其核心分為預冷時模擬艙絕熱層沿厚度方向的溫度分布變化規(guī)律以及模擬艙的蒸發(fā)率．試驗采用流量計法對模擬艙的蒸發(fā)率進行測量．為了保證試驗的順利開展和數(shù)據(jù)的有效采集．測試的主要分為氮氣置換、模擬艙預冷、液氮加注、蒸發(fā)率測試、液氮卸載5個步驟．通過計算公式將實測蒸發(fā)率轉(zhuǎn)換為標況下的蒸發(fā)率，計算公式為：

(1)

式中：α為實測蒸發(fā)率；α1為標況下液貨的蒸發(fā)率；h為試驗環(huán)境下液貨的汽化潛熱；hfg為標況液貨的汽化潛熱；T1為試驗的環(huán)境平均溫度；T2為試驗時段液貨飽和溫度；T3為標況液貨的飽和溫度．

2.2 模擬艙低溫測試系統(tǒng)

測試系統(tǒng)主要由模擬艙系統(tǒng)和低溫管路系統(tǒng)兩部分構(gòu)成．為了標識傳感器的分布，將模擬艙的各個面進行命名，具體溫度測點布置如圖4.

圖4 溫度傳感器布置Fig.4 Arrangement diagram for temperature sensors

對于每個溫度測點，在絕熱層橫截面垂直方向，從內(nèi)到外共布置4個溫度感器，分別安裝于液貨艙艙體外表面、次絕緣層、主絕緣層、艙室內(nèi)表面．具體安裝及管路設(shè)計如圖5．

圖5 溫度傳感器安裝Fig.5 Installation diagram of temperature sensors

2.3 模擬艙溫度測試結(jié)果

2.3.1 預冷過程溫度分布

預冷過程通過在模擬艙布置的溫度傳感器監(jiān)測在溫度降低過程中液艙沿著絕熱層的溫度變化．選取10 min為周期對絕緣層的平均溫度數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計，具體數(shù)據(jù)見表2．

表2 預冷過程絕緣層平均溫度表Table 2 Average temperature table of insulatinglayer during pre-cooling

取6個溫度傳感器測點位置的圍護系統(tǒng)同厚度的平均溫度數(shù)據(jù)作為基礎(chǔ)，為了更加直觀地觀察模擬艙在預冷過程中圍護系統(tǒng)溫度變化的趨勢和特點，繪制模擬艙絕緣層不同位置平均溫度隨著預冷時間的變化曲線(圖6)．

圖6 預冷過程平均溫度變化曲線Fig.6 Average temperature change curve during pre-cooling

圖6為液貨艙絕熱層在溫度變化過程中沿厚度方向平均溫度的變化趨勢，模擬艙絕緣層溫度下降的速度較小，沿絕緣層厚度方向的溫度梯度也較小，艙室外殼的溫度變化較小，基本與外界環(huán)境的溫度保持一致．因此可以得到模擬艙的圍護系統(tǒng)具有良好的絕熱性能，由溫度產(chǎn)生的應(yīng)力也較小．

2.3.2 蒸發(fā)率測試結(jié)果

在整個過程中應(yīng)該時刻關(guān)注對模擬艙內(nèi)的壓力變化，在試驗進行過程中必須要保持艙內(nèi)壓力變化較小且保持穩(wěn)定，以此消除因氮氣積累對蒸發(fā)率結(jié)果的影響．

當液氮的充注率達到額定充注率的98%且達到熱平衡時，開始采集數(shù)據(jù)．研究模擬艙24 h(每2 h作為一個時段)蒸發(fā)率的變化情況，表3為實驗數(shù)據(jù)計算得出的蒸發(fā)率結(jié)果．

表3 蒸發(fā)率結(jié)果

圖7、8為模擬艙液氮蒸發(fā)率和實船液化天然氣蒸發(fā)率的變化趨勢．由圖可知，在蒸發(fā)率測試時間內(nèi)，模擬艙和實船的蒸發(fā)率均呈現(xiàn)先減少，最后增大的趨勢，其變化趨勢符合環(huán)境溫度和艙內(nèi)壓力等外部條件變化對蒸發(fā)率的影響，而轉(zhuǎn)化的實船液化天然氣蒸發(fā)率始終保持在0.15%/d以下．

圖7 模擬艙蒸發(fā)率曲線Fig.7 Evaporation rate curve of simulation cabin

圖8 實船蒸發(fā)率曲線Fig.8 Real ship evaporation rate curve

最后，將測試時間內(nèi)得到的液氮總蒸發(fā)量轉(zhuǎn)化為模擬艙的蒸發(fā)率，以試驗過程中艙室內(nèi)平均壓力和溫度為標準計算出平均綜合校正系數(shù)，將模擬艙的蒸發(fā)率修正以后得到實船的蒸發(fā)率．計算的相應(yīng)數(shù)據(jù)和結(jié)果見表4、5．

表5中數(shù)據(jù)表明，模擬艙溫度試驗測得的日平均蒸發(fā)率為1.416 5%/d，轉(zhuǎn)化為標況下的模擬艙蒸發(fā)率為1.555%/d，通過修正得到的實船在正常工作狀態(tài)下的液化天氣日均蒸發(fā)率為0.110%/d，測試得到的實船日均蒸發(fā)率小于0.15%/d，滿足原設(shè)計要求．

表5 平均蒸發(fā)率

3 模擬艙預冷溫度場仿真模擬計算

為了進一步驗證試驗結(jié)果的準確性以及仿真

計算方法的適用性．在針對低溫試驗中的預冷過程的溫度分布和靜置下的蒸發(fā)率以Ansys Fluent進行數(shù)值仿真計算，并將計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行比較分析．

3.1 物理模型

根據(jù)實際情況，對于模擬艙液艙預冷物理模型做出合理的簡化與假設(shè)．建模時，對其外部骨架進行了簡化處理．并設(shè)置模擬艙液艙在縱向上為對稱，模擬艙的網(wǎng)格模型如圖9．

圖9 模擬艙網(wǎng)格模型Fig.9 Grid model diagram of simulation cabin

3.2 邊界與初始條件

根據(jù)對模擬艙預冷問題的描述，在求解計算過程中如果想要得到得到唯一解，需要對求解的邊界條件進行設(shè)定，而且瞬態(tài)問題的研究必須保證其初始條件為確定量．具體針對該問題的求解，包含二類邊界條件：流動邊界條件以及熱邊界條件．

如圖10，淺色區(qū)域為速度入口，深色區(qū)域為壓力出口．模擬艙在進行預冷前，必須對艙內(nèi)的混合氣體進行置換．本試驗中采用氮氣作為置換氣體．

圖10 模擬艙進出口局部示意Fig.10 Partial schematic diagram of entrance and exit of simulation cabin

3.3 模擬艙預冷數(shù)值仿真結(jié)果

在整個預冷工作中，持續(xù)的時間約為5 h，為了研究在整個預冷過程中模擬艙的溫度變化，分別以1 h為時間間隔，截取典型截面溫度分布云圖．溫度t分布云圖如圖11．

圖11 不同預冷時間模擬艙溫度分布Fig.11 Temperature distribution of simulation cabin with different precooling time

圖11為模擬艙液艙典型剖面在整個預冷過程中每半個小時的溫度分布．模擬艙圍護系統(tǒng)每半個小時時刻的溫度預報結(jié)果都從絕緣層I、絕緣層II、船體內(nèi)殼方向沿著厚度方向溫度值逐漸增高，為了研究模擬艙在預冷過程中艙室內(nèi)溫度值的具體變化情況，在計算時設(shè)置了溫度監(jiān)測點，如圖12．

圖12 溫度監(jiān)測點設(shè)置Fig.12 Setting diagram of temperature monitoring point

如圖12，分別在絕緣層垂直高度上選取JI、J2、J3 3個位置沿絕緣層厚度方向按照一定的距離布置四個溫度監(jiān)測點．在整個模擬艙的典型橫截面的垂直高度上一共選取了3個位置，并在每個位置沿絕緣層厚度方向選取了4個溫度監(jiān)測點，監(jiān)測其溫度隨預冷時間的變化，為了便于研究，將開氏溫度轉(zhuǎn)化為了攝氏溫度，溫度變化曲線如圖13．

圖 13 不同位置溫度變化規(guī)律曲線Fig.13 Curves of temperature change law at different locations

圖13為模擬艙高度方向上位置在貨物圍護系統(tǒng)各層結(jié)構(gòu)的平均溫度隨預冷時間的變化規(guī)律．在整個預冷的過程中，艙內(nèi)壁面、絕緣層I、II的溫度變化趨勢基本保持一致，溫度下降的速度都經(jīng)歷由開始預冷時的較小逐漸增大、最后趨于平緩的過程．而模擬艙外殼的溫度基本保持不變化．

為了進一步研究數(shù)值仿真計算得溫度分布結(jié)果，在模擬艙的典型橫截面上，通過在絕熱層典型截面上創(chuàng)建沿厚度方向的溫度監(jiān)測線AB，標記該線上各點的溫度，如此便可以獲得模擬艙絕熱層在典型截面上沿厚度方向上的溫度變化趨勢．變化趨勢曲線如圖14．

圖14 模擬艙內(nèi)壁到絕熱層外壁的溫度曲線Fig.14 Temperature curve from outer side to tank body

從圖14中可以看出，沿AB方向，即從模擬艙液貨艙內(nèi)壁到模擬艙外殼方向，溫度曲線斜率基本保持穩(wěn)定，在外殼上的溫度與環(huán)境溫度基本相同，溫度的分布具有很高的一致性．這說明而從絕熱層內(nèi)壁到外壁面的換熱方式只有一維的熱傳導換熱，由于等效導熱系數(shù)設(shè)為常數(shù)0.028 W/(m·K)，故溫度曲線呈直線且斜率較大．此外可看出，圍護系統(tǒng)具有良好的絕熱性能．

4 模擬艙蒸發(fā)率計算

4.1 模擬艙傳熱方式

由于的模擬艙的結(jié)構(gòu)和實際工作狀態(tài)很復雜，為了對其進行傳熱計算分析與建模，做簡化假設(shè)：① 模擬艙在進行低溫試驗時采用液氮作為冷去介質(zhì)，所以將液氮的蒸發(fā)率看做模擬艙的蒸發(fā)率．② 在進行蒸發(fā)率測試時模擬艙的充注率為98 %，因此假設(shè)艙內(nèi)氣體與液氮之間不存在熱量傳遞．③ 模擬艙內(nèi)與外界環(huán)境氣壓都為標準大氣壓．④ 簡化傳熱過程，認為模擬艙與外界環(huán)境的換熱為其每個面上由液貨艙內(nèi)壁到外界大氣的一維傳熱．模擬艙低溫試驗熱量傳遞方式如圖15．

圖15 Mark-III型模擬艙試驗熱傳遞示意圖Fig.15 Schematic diagram of heat transfer of Mark-III simulation cabin test

4.2 網(wǎng)格模型和邊界條件

通過采用Ansys-Workbench中穩(wěn)態(tài)熱分析(steady-state thermal)模塊對模擬艙進行溫度場分布和蒸發(fā)率的仿真計算．由于模擬艙的設(shè)計特點及其結(jié)構(gòu)對稱的特點，首先利用Design Modeler軟件建立模擬艙1/2艙的實體模型，然后將模擬艙的簡化模型(圖16)直接導入穩(wěn)態(tài)熱分析模塊中劃分網(wǎng)格．模擬艙網(wǎng)格劃分三維模型的結(jié)果如圖17．

圖16 模擬艙模型

圖17 模擬艙網(wǎng)格模型

在進行具體模擬計算前．軟件中對模擬艙結(jié)構(gòu)材料的物性參數(shù)和計算邊界條件進行設(shè)置，設(shè)為恒定壁溫(-196 ℃)．艙室空氣和船體內(nèi)殼自然對流換熱和船體外板和外界空氣的自然對流換熱，對流換熱系數(shù)設(shè)置為12W/(m2·℃)．待所有計算參數(shù)設(shè)置結(jié)束后，選取溫度分布等求解結(jié)果即可進行求解．

4.3 蒸發(fā)率工況選取

在低溫測試過程中，模擬艙絕熱層外側(cè)為環(huán)境空氣，為了計算和模擬不同環(huán)境溫度下模擬艙的蒸發(fā)率情況，依據(jù)一天內(nèi)環(huán)境溫度的合理變化范圍，選取表6中的5個計算工況進行傳熱計算．

表6 蒸發(fā)率計算工況

4.4 模擬艙蒸發(fā)率計算結(jié)果

圖18為5個工況的溫度分布及熱通量分布.

(a) 工況GK1

(b) 工況GK2

(c) 工況GK3

(d) 工況GK4

(e) 工況GK5

通過對模擬艙圍護系統(tǒng)各面的熱流量數(shù)值匯總可以得到模擬艙的總熱流量，即漏熱量，插入reaction probe可以得到5個工況的漏熱總能量分別為3 291.2、3 308.4、3 342.4、3 368.0、3 393.6 W．

根據(jù)數(shù)值仿真計算得到的漏熱量可以對模擬艙的日平均靜態(tài)蒸發(fā)率(BOR)進行計算，計算公式為：

(2)

式中：Q為液貨的總漏熱量；hln為液氮的汽化潛能，取199.2 kJ/kg；V為模擬艙的容積，取130 m3；ρln為液氮的密度，取810 kg/m3；η為模擬艙的液氮充注率，取98%．

最后根據(jù)式(2)可以得出蒸發(fā)率數(shù)值．蒸發(fā)率計算結(jié)果見表7．

表7 模擬艙日平均蒸發(fā)率計算結(jié)果

由表7可以得到，隨著外界環(huán)境溫度的不斷增加，模擬艙的漏熱量和日平均蒸發(fā)率也在不斷的增加．

4.5 計算與試驗結(jié)果對比分析

4.5.1 預冷溫度分布比較

根據(jù)測試結(jié)果和數(shù)值仿真結(jié)果可以得到預冷過程平均溫度測試值和計算值，根據(jù)溫度和預冷時間的變化，得到平均溫度的變化曲線．測試和仿真平均溫度比較見圖19．

圖19 平均溫度變化對比Fig.19 Comparison graph of average temperature change

為了對2種方法得到的溫度分布情況進行定量的分析，分別選取2種方法中8個溫度點，比較其圍護系統(tǒng)各層的溫度．

由表8可以得到，在預冷過程中，試驗測試值和數(shù)值計算得到的溫度值在絕熱層厚度方向上的基本保持一致．說明了數(shù)值仿真計算對于此類問題的研究具有很高的適用性，進一步說明模擬艙圍護系統(tǒng)的絕熱效果較佳．

表8 測試值和計算值對比表

4.5.2 蒸發(fā)率比較

根據(jù)數(shù)值仿真和試驗方法分別對模擬艙的蒸發(fā)率進行計算和測量，結(jié)果如表9.

表9 蒸發(fā)率結(jié)果對比

從計算結(jié)果與測試結(jié)果的對比中可以看出，測試結(jié)果略大于數(shù)值模擬結(jié)果，相對誤差為3.64%．因此可以認為，通過采用模擬仿真計算得到的模擬艙蒸發(fā)率數(shù)值接近真實條件下模擬艙的蒸發(fā)率．造成兩種計算方法存在差異的原因為模擬艙三維模型的簡化、軟件內(nèi)部換熱關(guān)聯(lián)式的差異以及仿真精度的誤差．綜合來說，對于此類問題的研究，模擬仿真計算能提供具有精度較高的結(jié)果．

5 結(jié)論

(1) 模擬艙在預冷過程中，沿著絕緣層的降溫幅度較小且速率緩慢，船體內(nèi)殼板的溫度基本與外界環(huán)境溫度保持一致，因此，可以推測出模擬艙圍護系統(tǒng)的絕熱性能良好，同時在預冷過程中，船體結(jié)構(gòu)不會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力．

(2) 根據(jù)模擬艙蒸發(fā)率的測試結(jié)果，并通過修正公式轉(zhuǎn)換成了實船的蒸發(fā)率，結(jié)果顯示實船的蒸發(fā)率為0.11%/d，能夠滿足實際設(shè)計中船舶實際日均蒸發(fā)率0.15%/d的原始設(shè)計要求，同時也驗證了模擬艙良好的絕熱性能．

(3) 根據(jù)模擬艙低溫測試結(jié)果，與ANSYS Fluent數(shù)值仿真計算結(jié)果相比較分析，測試結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果的誤差較小，發(fā)現(xiàn)預冷過程中的絕熱層的溫度變化趨勢基本保持一致，蒸發(fā)率計算值和測試值基本保持一致，其誤差為3.6%．再次印證模擬艙具有良好的絕熱性能．也說明了有限元方法對于此類問題研究具有一定的適用性．