船舶LNG供氣單元汽化器結構型式選擇

楊 波,牛志剛

(中海油能源發展股份有限公司 采油服務分公司，天津 300452)

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船舶LNG供氣單元汽化器結構型式選擇

楊 波,牛志剛

(中海油能源發展股份有限公司 采油服務分公司，天津 300452)

考慮到汽化器作為LNG使用的關鍵設備之一，對船舶的布置與性能有著重要影響，結合船用LNG汽化器的特點及選擇的基本要求，在中海油能源發展股份有限公司港作拖船基礎上，介紹汽化器計算的基本方法，為船用LNG汽化器的選擇與計算提供依據。

LNG;供氣單元；汽化器

隨著國家能源結構的調整和對環境保護要求的提高，天然氣的應用越來越廣泛。液化天然氣(LNG)作為船舶燃料的優勢正逐漸被各大航運企業、船東所認識，船舶改用LNG作為燃料已是大勢所趨。但是國內對于船舶LNG燃料氣系統的研究還處于起步階段，該系統的安全性、可靠性已經引起政府監管部門的高度重視。由于LNG存儲狀態下特有的物理特性(0.1 MPa，-162 ℃)，必須經過相應的處理流程才能為發動機所用；船用LNG供氣單元正是為實現這一目的的系統集成，而其中的汽化器是其關鍵設備之一，對發動機的供氣品質起著至關重要的作用。結合中海油能源發展股份有限公司港作拖船(4 800 kW，采用LNG作燃料)為目標船型，進行燃料氣系統的關鍵部件之一汽化器的結構選擇分析。

1 船用汽化器選型分析

1.1 船舶用汽化器的特點

船舶作為一類水上移動的建筑物，其有著甲板以下船艙空間較狹小(非甲板以上)；圍蔽處所、封閉，空氣流動性差；船體易發生搖擺、傾斜、晃蕩；存在鹽霧，腐蝕等特點。因此，對于船用汽化器應具有一定的要求。4 800 kW港作拖輪對船用汽化器要有如下要求。

1)換熱高效，空間緊湊。

2)高可靠性，后期使用與少維護或方便(免維護)。

3)全壽命周期(20～30年)(免更換)。

針對船舶上的特點，并充分利用發動機的廢熱或海水作為熱源，另外考慮到汽化器的工藝過程中溫差較大，熱應力的控制，換熱器的結構等來綜合考慮選型。

管殼式換熱器是常見的一種結構形式，是循環熱水水浴式汽化器的一種，但現有的列管式一般體積也較大，需要進行改進與優化。

1)要求汽化器可靠、高效。

2)能承受汽化的壓力條件；不易結垢，少維護或免維護。

3)材料上有保證，結構設計合理，制造工藝可靠，可達到同船全壽命服役。

4)能充分回收利用發動機廢熱，實現能源的充分利用，達到節能的目的。

5)由于船艙內空間有限，供氣系統設備采取橇裝化設計，各設備必須緊湊、節能、高效，并有效控制危險區域范圍。

1.2 采用纏繞管式換熱器的優勢

針對以上分析，采用纏繞管式換熱器作為汽化器，纏繞管式換熱器是管殼式換熱器的一種，能滿足以下要求。

1)全部采用不銹鋼材料成熟有保證，耐低溫，無腐蝕。

2)管內能承受高壓。

3)繞管避免了拘束結構溫差應力產生的危害，增強了換熱器的可靠性。

4)螺旋狀流動使換熱得到強化，兩側介質的逆流換熱，因而換熱器會更趨緊湊，高效。

5)針對LNG與缸套水換熱，介質結垢傾向低，可達到少維護或免維護。

6)重量輕，便于安裝，設備可直接與管道相連，降低了安裝費用。

7)采用換熱管束最小間隙設計，有效消除了湍流抖振現象，延長了換熱器的使用壽命。

2 汽化器的設計計算

2.1 汽化器的設計參數

對海油發展采油服務公司4 800 kW港作拖船進行汽化器設計分析，具體設計參數見表1。

表1 4 800 kW港作拖船汽化器的設計參數

2.2 汽化器的傳熱計算

纏繞管式汽化器對LNG進行加熱時，其管側流體為LNG，殼側流體為加熱介質，如圖1所示[1]。在傳熱分析時，對LNG的3個加熱過程分段進行計算。

圖1 繞管式汽化器結構示圖

2.2.1 汽化器的吸熱量

在穩定汽化過程中，按熱力學第一定律可得：

(1)

式中：Q——單位時間的吸熱量，kW；

m——單位時間內汽化器的質量流量，按進口與出口相等，kg/s；

hg——在汽化器出口壓力、溫度狀態下氣體的焓，kJ/kg；

hL——在汽化器進口壓力、溫度狀態下液體的焓，kJ/kg。

天然氣在加熱管中進行加熱，從-162 ℃液態天然氣最終變成30 ℃的氣態天然氣，共經歷3個熱力學過程[2]，分別為：

1)液態升溫過程。液化天然氣從液態飽和溫度-162 ℃，焓值-286.92 kJ/kg被加熱到飽和溫度-130 ℃，焓值-186.7 kJ/kg[3]，此過程吸熱量Q1為顯熱。

Q1=m(H2-H1)=12.56kW

(2)

式中：m——管內LNG流量；

H1——-162 ℃時液態飽和天然氣焓值；

H2——-130 ℃時液態飽和天然氣焓值。

2)氣液相變過程。天然氣從-130 ℃，焓值-286.92 kJ/kg的液態被加熱為-130 ℃，焓值267.002 kJ/kg的氣態[3]，此過程吸熱量Q2為潛熱。

Q2=m(H3-H2)=56.9kW

(3)

式中：H2——-130 ℃時液態飽和天然氣焓值；

H3——-130 ℃時氣態天然氣焓值。

3)氣態升溫過程。氣態天然氣從-130 ℃，被加熱到30 ℃，焓值從267.002變為629.308 kJ/kg[3]，屬無相變的升溫過程，吸熱量Q3為顯熱。

Q3=m(H4-H3)=45.53kW

(4)

式中：H3——-130 ℃氣態天然氣焓值；

H4——30 ℃出氣時氣態天然氣焓值。

天然氣汽化的吸熱量Q為3種加熱過程的熱量總和，即

Q=Q1+Q2+Q3=115kW

(5)

2.2.2 計算管外介質的出口溫度

管外介質對LNG進行液態溫升、氣液相變、氣態溫升3個階段的加熱[1-3]。由熱平衡方程可知，管外介質損失的熱量與LNG 3個階段吸收的熱量相同，即分別為Q1、Q2、Q3。通過流體放熱方程分別計算3個加熱階段的出水溫度t2、t3、t4[4-5]

(6)

(7)

(8)

式中：t1——入口溫度，取36 ℃；

ρ——密度，取1 079 kg/m3；

cp——比定壓熱容，取3 380 J/(kg·℃)；

V——流量，取20 m3/h。

2.2.3 對數平均溫差

由于所計算的汽化器其冷熱流體的比熱容、流量，以及傳熱系數在整個換熱面上都基本不變，因此采用對數平均溫差法進行溫差計算。本文汽化器為逆向加熱形式，各介質的溫度變化見圖2，不同加熱階段各介質的溫度值見表2。

圖2 介質溫度變化示意

加熱水/℃t4t3t2t130.3230.9433.7536天然氣/℃T1T2T3T4-162-130-13030

根據對數平均溫差法分別計算3個加熱階段的平均溫差。

2.2.4 管內換熱系數計算

1)液態天然氣溫升段。在液態天然氣溫升段，管內吸熱，管外介質放熱降溫，管內為單相液態流動。根據《冷換工藝計算手冊》可知，對流換熱系數hL為[6]

(12)

式中：λL——液態燃料的導熱系數，W/(m·K)；

PrL——普朗特準數；

ReL——雷諾準數;

di——管內徑，m。

2)天然氣相變階段。管內介質蒸發段換熱系數，按對流傳熱與池內核態傳熱兩種基理疊加方法求取流動沸騰的膜傳熱系數[6]。

(13)

式中：hjc——對流換熱系數,

hjb——池內核態換熱系數，

其中：λL——液態燃料的導熱系數，W/(m·K)；

σ——液態燃料的表面張力，N·m；

p——壓力，Pa；

ρL,ρg——飽和溫度下液態與氣態燃料的密度，kg/m3。

3)氣體加熱段。氣體加熱段在管內吸熱過熱，管外介質繼續放熱降溫，管內為單相氣體流動，對流換熱系數hg為

(14)

式中：λg——氣態燃料的導熱系數，W/(m·K)。

考慮流體在繞管內的螺旋流動，離心力的作用使流體沿圓周形成“二次流”，二次流與沿管軸向的主流運動相互疊加改變了管內流動的速度場與溫度場，從而使傳熱得到了強化。工程上采用螺旋管的修正系數對計算出的換熱系數進行修正。修正系數為

(15)

式中：R——螺旋管的圓心半徑, m 。

2.2.5 殼側換熱系數計算

按《冷換設備工藝計算手冊》的介紹，針對管外的傳熱，根據以下換熱關聯式[6-7]。

Fi——管子傾斜修正系數，其指導公式為

其中：β——實際流動方向偏離盤管中心線方向的角度，見圖3，其指導公式為

其中：k——盤管的特性數，左纏和右纏管層交替布置時取1，此時β為0 ；僅一個方向纏繞時，取0；

α——熱管的傾斜角度,

圖3 流體與傾斜管錯流流動

其中：n——流動方向一條直線上的管排數,當n>10，可以認為Fn=1。

2.2.6 傳熱系數計算

傳熱系數K為各熱阻和的倒數，其計算公式為[6]

(17)

(18)

式中：K——傳熱系數；

ho——以基管外表面積為基準的管內膜傳熱系數，W/(m2·K)；

ri——管內壁結垢熱阻，m2·K/W；

ro——管外壁結垢熱阻，m2·K/W；

do——外徑，mm；

di——內徑，mm。

2.2.7 面積計算

傳熱面積F的計算公式為[6,8]

(19)

(20)

F=F1+F2

(21)

式中：Q——吸熱量；

K——換熱系數；

θm——平均溫差。

2.2.8 汽化器傳熱分析結果

對采油服務公司的4 800 kW港作拖船所用汽化器進行傳熱分析，其結果見表3～5。

表3 汽化器熱力設計結果

表4 汽化器的理論設計結果

表5 汽化器的結構參數

2.3 壓力損失的計算

2.3.1 殼程壓力損失

殼側壓力損失計算指導公式為[1,7]

(22)

式中：Δpo——殼側壓力損失，Pa；

ρo——殼側流體的密度，kg/m3；

n——流動方向的管排數(即每一根傳熱管的纏繞數)；

Ci——傳熱管傾斜修正系數，

Ci=(cosβ)-1.8(cosφ)1.355；

Cn——管排數修正系數，

2.3.2 管程壓力損失

管內側壓力損失計算指導公式為[1]

(29)

式中：fi——摩擦系數；

Δpi——管內側壓力損失，Pa；

ρi——管側流體的密度，kg/m3；

l——傳熱管長，m。

通過以上計算，采用螺旋管設計，材料選用304；加裝中心管，增加水流對管束的沖擊，增強換熱效果。同時多股流設計可以提高換熱面積，增加汽化器工作的穩定性。

3 結論

由于汽化器的換熱過程比較復雜，工程上可分為液態加熱段、蒸發段與氣態加熱段3個階段，分析時應分別對3個階段進行換熱計算。該設計、計算對繞管式汽化器應用于船舶LNG供氣系統有參考價值。

[1] 尾花英朗.熱交換器設計手冊[M].徐中權,譯.東京：烴加工出版社,1987.

[2] 汪榮順,徐芳,顧安忠,等.低溫容器穩壓供氣研究[J].中國造船,2001(4):48-49.

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On Selection of Structural Form for the Marine LNG Supply Unit Vaporizer

YANG Bo, NIU Zhi-gang

(CNOOC Energy Technology & Service-Oil Production Services Co., Tianjin 300452, China)

A vaporizer has significant influence on the arrangement and performance of ship as one of the key devices when using LNG. For?this?reason, it’s important to design a marine LNG vaporizer reasonably. The characteristics, basic selection requirements and design method of a marine LNG vaporizer were described based on tug boats of CNOOC Energy Technology & Service-Oil Production Services Corporation. The basis for selection and calculation of a marine LNG carburetor was provided.

LNG; LNG supply unit; vaporizer

10.3963/j.issn.1671-7953.2016.05.002

2016-07-10

工信部項目(工信部聯裝[2014]498號)

楊波(1981—)，男，碩士，工程師

U664

A

1671-7953(2016)05-0006-05

修回日期：2016-08-10

研究方向:輪機

E-mail:yangbo8@cnooc.com.cn