12 000 m3 LNG加注船液貨艙熱分析

韓宇，鄭坤，牛志剛，李萌，楊靜

(中海油能源發展股份有限公司 采油服務分公司，天津 300452)

LNG需要低溫存儲，罐內貨物溫度較低，與罐外環境溫度存在較大溫差，雖然罐體采取了絕熱措施，但罐內的貨物仍會因漏熱而蒸發。為避免液貨罐內貨品超壓排放，LNG船舶需要計算貨品的蒸發量，并據此設計合適的蒸發氣(BOG)處理裝置[1-4]，液貨艙定量熱分析尤其重要?？紤]對12 000 m3LNG加注船液貨艙進行熱分析，計算不同環境溫度和不同的LNG組分下的儲罐熱性能，為后續BOG處理裝置選型提供基礎。

1 計算內容與方法

計算對象為12 000 m3LNG加注船，配置有2個6 000 m3的獨立C型LNG儲罐，罐內裝載的貨品為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、氮氣0.009 7。

分別計算儲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、下部滑動端鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮裝置和氣室，采用有限元計算軟件ANSYS建立有限元計算模型[5]，計算各部分的漏熱量，以及液貨罐的總漏熱量和液貨的蒸發量。

2 材料屬性及熱邊界條件

在漏熱量計算中，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，用作罐體及相關組件的絕熱層[6]；③木質材料，用作鞍座和止浮裝置中的部分組件；④膠，用于粘接木質材料與鋼材。各材料導熱系數見表1。

表1 材料的導熱系數 W/(m·K)

液貨罐內的壓力為標準大氣壓100 kPa，罐內的溫度為對應的液貨在大氣壓下的飽和溫度，為-164 ℃。計算中，罐內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組件外空氣溫度取為45 ℃，甲板以下的罐體及相關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 漏熱計算

針對液貨罐罐體、下部固定端鞍座、下部滑動端鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮裝置和氣室進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，艙內外罐體所處的環境溫度不同，艙內外罐體單位面積的漏熱量不同，需分別計算。計算罐體漏熱時，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，分艙內與艙外計算得到模型部分的漏熱量后，計算單位面積漏熱量，再計算總面積下的漏熱量。計算罐體的面積時，扣除了鞍座、上部支撐、縱向支撐、止浮和氣室所占的面積。

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

3)上部支撐。儲罐設有2個上部支撐，上部支撐沿罐體軸向及周向對稱。對上部支撐的1/4進行建模。

4)縱向支撐。儲罐設有2個縱向支撐，縱向支撐沿罐體軸向及周向對稱。對縱向支撐的1/4進行建模。

5)通過止浮裝置漏熱。儲罐設置有4個止浮裝置。對縱向支撐的1/2部分進行建模。

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1/4氣室建立建模分析。

對液貨罐進行有限元熱分析，得到各結構漏熱量，同時計算儲罐初始充滿率為95%時LNG的蒸發量和生成的BOG量，見表2，各結構溫度分布見圖1。

表2 液貨罐的漏熱量、LNG蒸發量、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 環境溫度對漏熱量的影響

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

據表3數據分別擬合2個關系式。

表3 艙內外部件分別處于不同溫度下的漏熱量

1)儲罐艙外部分漏熱量隨大氣環境溫度的變化。

Q=18 048+121.9T

2)儲罐艙內部分漏熱量隨艙內環境溫度的變化。

Q=14 117+88.3T

式中:T為溫度,℃；Q為漏熱量，W。

在已知罐內液貨成分時即可求得儲罐不同環境條件下的LNG蒸發量。

5 LNG組分對儲罐漏熱性能的影響

液化天然氣船在使用過程中，會裝載不同來源的液化天然氣，LNG的組分會有變化，為此計算并比較儲罐裝載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組分基礎上，更改組分，計算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組分及計算得到的漏熱量和生成的BOG量等關鍵參數見表4。假設儲罐的初始充滿率為95%。

表4 不同LNG組分下液貨罐的漏熱量和生成的BOG量等關鍵參數

甲烷含量增加時，對應的大氣壓下的飽和溫度升高2.52%，罐內外溫差下降，因此總漏熱量會略降低，下降2.00%。隨著甲烷含量從低到高變化時，氣化潛熱有較大降低，下降22.90%，變化百分比遠大于漏熱量的變化百分比。因此LNG的蒸發量有較大上升，增加21.13%。甲烷含量增加時，LNG的密度降低，下降10.20%，裝載的總質量下降10.21%。表4中，3種組分LNG下，若維持儲罐內壓力不變，則經過1 d后，需要排出的BOG質量增加18.00%。

6 結論

1)各漏熱環節中，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，其他部分如支撐結構、止浮結構等的漏熱量占比較小，因此液貨艙保溫設計優化時可慮簡化計算流程重點分析罐體與鞍座部分。

2)擬合得到儲罐艙外部分漏熱量隨大氣環境溫度的變化規律和儲罐艙內部分漏熱量隨艙內環境溫度的變化規律，可供在已知罐內液貨成分時，迅速求得儲罐在不同環境溫度下的LNG蒸發量。

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，對應的大氣壓下的飽和溫度升高2.52%，罐內外溫差下降，因此總漏熱量會略降低，下降2.00%。隨著甲烷含量從低到高變化時，氣化潛熱有較大降低，下降22.9%，變化百分比遠大于漏熱量的變化百分比，因此LNG的蒸發量有較大上升。