LNG動力船舶儲罐穩壓過程

李 超, 吳桂濤, 杜太利

(大連海事大學 輪機工程學院, 遼寧 大連 116026)

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LNG動力船舶儲罐穩壓過程

李 超, 吳桂濤, 杜太利

(大連海事大學 輪機工程學院, 遼寧 大連 116026)

為研究LNG動力船舶儲罐的穩壓供液過程，首先對整個增壓及穩壓過程中參數的變化情況進行分析計算，得到增壓及穩壓過程中儲罐內壓力和氣液溫度隨時間的變化曲線。隨后，對比分析環境溫度、初始液位以及不同供液率對增壓速度的影響。最后，分析連續穩壓過程中增壓速度加快的原因。

船舶工程； LNG動力； 穩壓系統； 壓力調節

隨著石油資源日益減少，以及國際社會對油氣排放的要求日益嚴格，船舶采用經濟性和清潔性較好的替代能源已經成為必然，其中液化天然氣(Liquified Natural Gas, LNG)作為清潔能源的代表已經越來越受到人們的關注。目前LNG動力船發展勢頭迅猛，但是國內相關技術還比較落后，推廣應用受到了限制，迫切需要加快LNG動力船的研究步伐。

1 儲罐穩壓供氣原理

與一般的以燃油為燃料的船舶不同，LNG動力船舶的燃料供給系統中沒有供液用的循環泵，LNG燃料的供給是靠儲罐自身的壓力驅動完成的。LNG儲罐的穩壓系統主要由儲罐及自增壓單元構成，自增壓單元包括氣化器和增壓管路。儲罐內的LNG進入增壓氣化器并在其中吸熱氣化，氣化得到的天然氣返回到儲罐中，為儲罐增壓。圖1為儲罐穩壓系統簡圖，研究涉及到的對象包括儲氣罐、氣化器及相關管路。

圖1 穩壓系統簡圖

目前，穩壓系統的壓力控制策略通常是:當儲罐內壓力低于設定的壓力下限時，增壓閥開啟，系統開始增壓；當壓力達到設定的壓力上限時，增壓閥關閉，從而使儲罐內壓力保持在設定的壓力范圍內。若管路中不裝設流量控制閥，其中的流量則將由管路系統的總壓差與流動阻力決定，總壓差與阻力壓降相等時的流量即為當前的增壓流量。

2 系統數學模型簡介

由于數學模型占用篇幅較多，此處不進行詳述，只作簡要概括，具體公式可在相關文獻中查找。

1. 對于低溫儲罐內部傳熱傳質過程，應用最普遍的是三區分層模型，需要進行以下假設：

(1) 低溫儲罐內分為三層，分別為上部氣體空間(過熱層)、中部氣液飽和相和下部液體空間(過冷層)，各層之間存在溫度梯度；

(2) 氣化后回流的增壓氣體與儲罐內原有的氣體能夠迅速混合，并且分布均勻，即氣相空間內氣體的溫度分布均勻一致；

(3) 氣液飽和相厚度不計，因此可忽略其體積和質量。

在以上假設的基礎上利用質量守恒和能量守恒得出所需的數學方程。[1-2]

2. 假設儲罐增壓過程中的熱量均來自空溫式氣化器，儲罐漏熱及絕熱管路吸熱均忽略不計。氣化器換熱管外圍與空氣自然對流換熱；氣化器內分為單相區和沸騰區，單相區以管內強制對流換熱計算，沸騰區按核態沸騰與強制對流的加和計算。[3-5]

3. 管路系統及氣化器部分的阻力主要包括沿程摩擦阻力和局部阻力。其中沸騰段的摩擦阻力較為復雜，此處按照兩相流中的均相流模型進行求取。[6]

3 系統結構參數及初始條件

所選儲罐為某內河雙燃料船LNG儲罐，有效容積為15.79 m3，圓筒直徑為2 000 mm，長4 310 mm，直邊高度為25 mm，采用橢圓標準封頭，高真空多層絕熱結構。

氣化器前液相管段長度約為1 m，管路內徑為20 mm；氣化器后氣相管段長度約為3 m，管路內徑為40 mm。空溫式氣化器為星型翅片結構，長度為6 m，內徑為20 mm，壁厚3 mm；翅片高80 mm，厚2 mm，為8翅片結構。編程計算時，假設氣化器前后管路部分不進行換熱，即增壓過程中的全部熱量均來自于空溫式氣化器與外界環境的熱交換。

假設環境溫度為293 K，儲罐內初始壓力為0.2 MPa，儲罐內液體初始溫度為110 K，氣腔氣體初始溫度為121 K，初始液位為1.6 m。

4 穩壓過程理論計算及分析

首先,根據假設的初始條件對儲罐自增壓過程進行理論計算，計算過程中假設每60 s為一個穩態過程，對系統中所有的相關參數進行一次計算。增壓過程中儲罐壓力從初始值0.2 MPa升至0.5 MPa，穩壓工作過程設定的壓力在0.4～0.5 MPa，當壓力降至0.4 MPa時增壓開啟，達到0.5 MPa后關閉。

4.1自增壓過程中參數的變化規律及分析

增壓過程中最主要的參數為儲罐的壓力，圖2為根據計算結果做出的儲罐內壓力的變化曲線。

圖2 儲罐內壓力變化曲線

從圖2可以看出，隨著增壓過程的進行，儲罐內壓力逐漸上升，達到目標壓力0.5 MPa后停止。此外還可以發現，壓力增加過程中，速度逐漸變緩。

儲罐內氣、液及飽和界面的溫度變化情況見圖3。

圖3 儲罐內溫度變化曲線

從圖3可以看出，增壓過程中，液體溫度(Tl)僅有微小的升高，這是因為液體質量太大，來源于氣腔內的熱量及冷凝液不足以引起T1大幅度升高；飽和層溫度(Ts)隨儲罐內壓力的變化而變化，從圖中可以看出其變化趨勢與儲罐內壓力變化趨勢相同；氣體溫度(Tg)的變化最為明顯，從圖中可以看出，在增壓開始階段，Tg急劇上升，并很快達到最高值，之后變化開始趨于平緩，且存在小幅度的下降。Tg之所以急劇上升，是因為在增壓初期，儲罐內氣體密度小、增壓氣體溫度較高，兩者快速混合使得氣腔內Tg迅速升高。隨著增壓過程的進行，儲罐內氣體的密度快速上升，同時，增壓氣體的溫度逐漸下降，從而導致Tg上升趨勢變緩。此外，由于氣體與氣液界面間的傳熱傳質過程的進行，Tg上升的趨勢變得更加緩慢，甚至出現小幅度下降。

4.2初始液位及環境溫度對增壓過程的影響

增壓過程進行的快慢受諸多因素的影響，此處主要對不同初始液位和環境溫度對增壓過程的影響進行分析計算。

圖4中，初始液位為1.7 m時增壓速度最快，液位為1.5 m時最慢。原因在于，儲罐內液位越高，管路系統的壓差越大，增壓流量也因此越大；同時，液位越高，氣體空間越小，達到目標壓力時所需增加的氣體質量也越小，因此可以更快地達到需要的增壓壓力。

圖4 不同液位下儲罐增壓速率對比

圖5顯示了不同溫度下儲罐的增壓時間。從圖中可以看出，環境溫度越高，增壓過程進行越快。這主要是因為環境溫度高時，氣化器換熱量升高，增壓氣體的過熱度隨之增大，即進入儲罐的氣體的溫度變高，從而使儲罐內氣體溫度、壓力更快地上升。

圖5 不同環境溫度下儲罐增壓速率對比

4.3穩壓工作過程的理論計算及分析

經過前面的分析，已經對整個增壓過程中參數的變化情況有所了解。進行自增壓過程的目的是便于儲罐正常排液，當達到設定的目標壓力后即可對外供液。假設儲罐的供液速率為0.02 kg/s，根據參數變化繪制的曲線見圖6。

圖6顯示在該供液速率下儲罐內壓力的變化情況，圖中的3條曲線分別為不增壓供液(Gout=0.02 kg/s，G=0)、達到壓力下限時既增壓又供液(Gout=0.02 kg/s，Ggt;0)以及達到壓力下限時僅增壓不供液(Gout=0，Ggt;0)的曲線。可以看出，在不增壓供液時，儲罐內壓力急劇下降，并迅速達到壓力下限。在到達壓力下限時，增壓閥開啟，儲罐壓力逐漸上升。通過對比可以發現，邊供液邊增壓達到目標壓力所用的時間要多于僅增壓不供液過程，這是由于供液導致儲罐液位下降、增壓量減小。同時可以看到，儲罐壓力從0.4 MPa升至0.5 MPa的時間明顯少于從0.2 MPa升至0.5 MPa的時間，這也說明初始壓力對儲罐的增壓速率有很大影響。

圖6 儲罐穩壓供液過程壓力變化曲線

4.4不同供液速率對穩壓過程的影響

前面提到的影響增壓過程的因素在穩壓供氣時仍然適用，下面主要分析在不同供液速率下儲罐穩壓過程的變化情況(見圖7)。

圖7 不同供液速率下的增壓過程對比

從圖中可以看出，雖然供液速率不同，但是儲罐內壓力的下降過程基本一致，這也充分說明儲罐內壓力的下降主要是因傳熱傳質過程使氣體的溫度及質量下降引起的，供液率對其影響很小。不過對于達到壓力下限后的增壓過程，三者有很大的差別。此外，供液速率增大后，儲罐的增壓時間明顯延長，這主要是因為與較小供液速率相比，供液速率增大時液位降低，管路系統總壓差減小，增壓量也隨之減小，同時，氣體體積相對增加導致增壓速率下降。從圖中還可以看出，如果供液速率繼續增大，則增壓時間將繼續延長，甚至永遠達不到設定的最高壓力值。換言之，系統的穩壓能力是有限的，不能滿足所有供液速率下的穩壓工況。

4.5連續穩壓過程的計算機分析

前兩節僅描繪了一個穩壓工作過程，實際情況是無數個穩壓過程在循環進行，直到雙燃料發動機停止運行。為了解不同循環間的壓力變化過程，對供液速率為0.1 kg/s時的連續兩個工作過程進行計算，結果見圖8。從圖中可以看出，第二個穩壓工作循環中，壓力下降的速度略有變緩(延長1 min)，而增壓過程卻明顯加快。但是隨著增壓過程的進行，儲罐液位緩慢下降，增壓流量緩慢降低，增壓過程越來越緩慢。分析出現這一結果的可能原因，只能歸結于液體溫度的上升，即隨著液體溫度緩慢升高，氣液界面傳遞到液體的熱量減少，氣體的冷凝量隨之下降，并且減小幅度大于增壓流量的減少量。

圖8 連續穩壓過程壓力變化曲線

圖9為兩個穩壓過程中氣體和液體溫度的變化曲線。從圖中可以看出，液體溫度(Tl)均勻上升，氣體溫度(Tg)僅在供液階段由于對流換熱以及冷凝作用而迅速下降，增壓后又逐漸上升并最終趨于穩定，與前面所述的自增壓階段相同。

圖9 連續穩壓過程氣液溫度變化曲線

圖10為穩壓過程中增壓流量和冷凝量的變化曲線。從圖中可以看出，兩次增壓過程中增壓量(G)與冷凝量(Gf)之間的差值變大了，從而解釋了增壓過程為什么會越來越快。僅供液時，增壓過程停止，因此增壓量的變化曲線存在間斷現象。

圖10 連續穩壓過程中增壓/冷凝量變化曲線

5 結 語

針對具體算例，編寫了自增壓及穩壓供氣過程的計算程序，并對計算結果進行了分析，得出增壓及穩壓過程中儲罐內壓力、氣液溫度的變化規律曲線；對比了環境溫度、初始液位以及不同供液速率對增壓過程的影響，并重點分析了連續穩壓過程中增壓速率加快的原因。

為便于船舶的管理，在理論基礎之上提出以下兩方面的建議：

5.1操作方面

對比分析發現，當初始液位、環境溫度及初始壓力不同時，增壓時間也不同，初始液位、環境溫度及初始壓力越高，增壓所用時間越短。這些數據在船上都可進行檢測，因此船舶管理人員應根據這些條件的不同，在備車時適當調整增壓閥的開啟時間。

5.2氣化器選擇方面

從增壓過程中儲罐內壓力的變化趨勢(越來越平緩)可以看出，系統的增壓能力是有限的，并且當初始液位及環境溫度過低或供液速率過大時，增壓時間明顯延長，甚至可能永遠無法達到設定的壓力值。為避免出現這種狀況，保證任何情況下都能快速增壓，需合理選擇氣化器的大小，使其具備足夠的換熱能力，從而提高系統的增壓能力。選擇標準包括：

1) 在船舶的航區內，按照冬季低溫環境工況進行設計計算，保證冬季時系統的增壓能力。

2) 增壓流量與管路阻力密切相關，阻力降低，流量增加。

通過分析發現，相對于氣化器的其他參數，氣化器直徑的大小對管路阻力的影響很大，因此設計時應適當增大氣化器管路直徑，以提高增壓流量，從而提高系統的增壓能力。

[1] 王貴仁.低溫容器內壓力變化規律的研究[D].蘭州:蘭州理工大學,2008.

[2] MOMENTHY A M. Propellant Tank Pressurization System Analysis[J].Advances in Cryogenic Engineering， 1964(19):273-283.

[3] 岳丹婷.工程熱力學和傳熱學[M].大連:大連海事大學出版社,2002.

[4] 昌錕.低溫翅片管換熱器的設計計算研究[D].蘭州:蘭州理工大學,2006.

[5] 錢濱江,武貽文,常家芳,等.簡明傳熱手冊[M].北京:高等教育出版社,1983.10.

[6] [美]W.M.羅森諾.傳熱學手冊[M].北京:科學出版社,1987.

[7] 閻昌琪.氣液兩相流[M].哈爾濱:哈爾濱工業大學出版社,2010.

中國航海

中國科學引文數據庫來源期刊中國科技論文統計與分析來源期刊

PressureRegulationProcessofLNGTanksonLNGPowerShips

LIChao,WUGuitao,DUTaili
(Marine Engineering College, Dalian Maritime University, Dalian 116026， China)

The parameter variations of LNG tanks in the whole self-pressurization and constant pressure gas-supply process is calculated and analyzed, and the curves of tank pressure vs gas/water temperature in the process are given. The effects of ambient temperature, initial liquid level, and gas-supply rate to the pressurization process are compared and analyzed. The reason why the pressurization speeds up in continuous pressurization process is studied.

ship engineering; LNG power; pressurization system; pressure regulation

2014-01-22

李 超(1987-)，男，河北安國人，碩士生，主要研究方向為現代輪機工程。E-mail:li_chao321@163.com.

1000-4653(2014)02-0027-04

TB658； U674.92

A

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