1.5 m3獨立C型LNG儲罐蒸發率簡化算法

吳 昊， 林 焰*,2， 葉 超， 張 志 康， 王 慧 嬌,3

( 1.大連理工大學 船舶工程學院, 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室, 遼寧 大連 116024；3.中華人民共和國新港海事局，天津 300211 )

1.5 m3獨立C型LNG儲罐蒸發率簡化算法

吳 昊1， 林 焰*1,2， 葉 超1， 張 志 康1， 王 慧 嬌1,3

( 1.大連理工大學 船舶工程學院, 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室, 遼寧 大連 116024；3.中華人民共和國新港海事局，天津 300211 )

提出一種考慮罐壁、墊木、管路、絕熱層等漏熱因素的1.5 m3獨立C型LNG儲罐蒸發率的簡化計算數值模型，驗證了各漏熱因素的獨立性，建立了計算體系，統計回歸蒸發率與環境溫度之間的關系，提出簡化的計算公式．將罐體溫度場參數化、將漏熱因素簡化并參數化，使用有限元方法對罐體的溫度場進行數值模擬，得到罐體漏熱量．比較罐壁、墊木、管路、絕熱層等對蒸發率的影響，分析得出各漏熱因素溫度場在工程設計情況下不會產生疊加效應這一結論．罐壁對蒸發率影響較大，墊木、管路影響較小．結果表明，該算法可快速有效預報1.5 m3獨立C型LNG儲罐蒸發率，減少建模計算流程，在LNG儲罐方案總體設計階段有著較高的實用價值．

LNG儲罐；漏熱；蒸發率；簡化算法；參數化

0 引 言

液化天然氣(LNG)作為一種清潔能源，燃燒后產生的溫室氣體遠少于石油和煤炭，合理加快使用對環境保護意義重大．但是生產地和消費地不統一的矛盾阻礙著液化天然氣的發展．目前，液化天然氣以陸上管路運輸和海上LNG船運輸為主[1]．

天然氣主要成分為甲烷，在0 ℃及0.1 MPa下，密度為0.717 4 kg/m3；在-163 ℃下液化，體積縮小為1/700．液化天然氣在儲存或者運輸時，儲罐內LNG與外界熱量交換吸熱后變為氣體，此為儲罐內LNG蒸發．每天儲罐內LNG蒸發量與儲罐內LNG液體質量的比值即為蒸發率．

主流LNG運輸船液貨艙形式有薄膜型和獨立球型，其工藝復雜、造價昂貴，一般用于大型LNG運輸船[2]．中小型LNG運輸船通常采用獨立C型液貨艙，LNG動力船采用C型燃料艙．獨立C型液艙采用臥式圓筒的壓力容器形式．

上海船舶研究設計院的劉文華等[3]對中小型LNG 船C型獨立液貨艙蒸發率計算進行了研究，根據IGC規則，對C型獨立液貨艙和138 000 m3LNG運輸船液貨艙的蒸發率進行了計算．結果表明方法有效，可用于液貨艙保溫層的設計．中國科學院力學研究所的章偉星等[4]對138 000 m3LNG運輸船液貨艙維護系統的溫度場進行了分析，開發了數值計算程序，計算8種工況下船體各部分的溫度分布及日蒸發率．中國石油大學(華東)的王武昌等[5]對大型LNG儲罐內壓力及蒸發率的影響因素進行了分析，建立了預測LNG 儲罐內壓力及蒸發率的模型, 經實驗驗證結果較為準確可靠．利用該模型分析了密閉LNG 儲罐內壓力及蒸發率的影響因素．中國石油大學(華東)的喬國發[6]對LNG蒸發率進行了研究，提出了一種三分相蒸發率模型，用理論與實驗研究做對比得到了關于LNG蒸發的規律．西南石油大學的朱學熹[7]對船舶LNG儲罐的罐頂、罐底和罐壁具體分析，得到了罐體不同部位的漏熱規律，可對各種類型的LNG儲罐的穩態漏熱量和蒸發率進行計算．Dimopoulos等[8]設計了LNG儲罐在船舶運輸時發生的蒸發動態模型．該模型采用了氣相和液相非線性的耦合平衡，利用熱力學方程和微分方程描述了液化天然氣隨著蒸發時間的變化產生的成分變化，該模型已經被應用于LNG運輸船罐體的研究．Lukaszewski等[9]比較了兩種逆方法．一種方法是以前開發的優化方法的逆問題，并分析了它的主要特點．另一種方法是基于正常方程的適用于非線性參數估計，解決之前主要限制的方法．這兩種方法可顯著提高液化天然氣存儲模型的預測準確性．上述成果主要集中于對大型LNG運輸船液貨艙的研究，對小型LNG加注船的貨艙和燃料罐研究較少．隨著近些年雙燃料主機和LNG加注船的增多，小型LNG儲罐的應用越來越多，有必要對小型LNG儲罐的蒸發率進行研究．

1 LNG儲罐溫度場計算原理

1.1 熱傳導[10]微分方程

(1)

當物體處于絕熱狀態：

(2)

記絕熱溫度為φ，得到熱傳導微分方程：

(3)

1.2 熱傳導問題的初始條件和邊界條件以及有限元溫度場解法

熱傳導初始條件和邊界條件：

(4)

(5)

當t=0時，有

(6)

邊界條件1：

θ(t)=q(t)

(7)

文中絕熱層外壁溫度為環境溫度，內壁溫度為LNG罐體設計溫度-164 ℃．

邊界條件2：

(8)

文中外界熱量由絕熱層傳入罐內，q(t)<0，數值由絕熱層表面積、厚度和分布均勻程度決定．

邊界條件3：

(9)

其中θ1表示大氣的溫度．文中散熱系數β主要由絕熱層邊界的粗糙度、空氣的導熱系數、黏滯系數、流速和流向等因素決定，數值由絕熱層設計參數直接給出．

(10)

I(θ)=∑Ie(θ)

(11)

Ie為單元內的積分值，其公式為

(12)

式(12)中的ΔR為單元e所包括的區域，Δc為表面c上的面積，由式(12)微分得

從泛函數的極值條件可得

(14)

代入式(13)可得各節點的溫度．由式(11)可得儲罐溫度場．

2 LNG儲罐參數及溫度場參數化

2.1 LNG儲罐結構設計參數和計算參數

大連理工大學在國內首次采用國產9鎳鋼和焊接工藝技術，研制了1.5 m3LNG C型試驗罐體，并通過中國船級社的產品檢驗[11]．表1給出1.5 m3LNG儲罐結構形式和尺寸．

表1 1.5 m3 LNG儲罐結構參數

將1.5 m3LNG儲罐結構簡化，建立數值模擬模型．表2給出1.5 m3LNG儲罐計算參數．

表2 1.5 m3 LNG儲罐計算參數

2.2 溫度場參數化

溫度場參數化[12]是溫度場模型加入影響因素的約束關系，并將能控制溫度場特征的數據提取出來作為參數，允許通過人機交互的方式修改這些參數，通過計算平臺的參數化機制維護設定的影響元素之間的約束關系，從而實現整個溫度場模型的關聯的一種方法．經過分析，溫度場由罐體參數約束，是罐體直徑、長度、壁厚、絕熱層函數、墊木函數、管路函數的函數，θ=θ(Dw,Lw,pw,I(ρ,χ,ζ,pi),S(B,Lt,pt,d),P(Dp,pp))．其中，Dw、Lw、pw分別是罐體直徑、長度、壁厚；I(ρ,χ,ζ,pi) 是絕熱層函數，是絕熱層材料性質ρ、絕熱層不均勻系數χ、絕熱層接縫系數ζ、絕熱層厚度pi的函數；S(B,Lt,pt,d)是墊木函數，是墊木寬度B、長度Lt、厚度pt、間距d的函數；P(Dp,pp)是管路函數，是管路直徑Dp、壁厚pp的函數．溫度場函數作為溫度場的約束關系，從參數類別和數值上約束溫度場．

3 LNG儲罐蒸發率數值模擬及影響因素分析

3.1 LNG儲罐蒸發率數值模擬計算原理

LNG儲罐自然蒸發率計算，其實質為LNG儲罐溫度場漏熱量的計算．漏熱量與蒸發率之間的關系如下式所示：

(15)

式中：Q為進入LNG儲罐總熱量，W；γ為LNG汽化熱，5.11×105J/kg；V為液貨艙容積，m3；ρ為LNG密度，kg/m3．

由漏熱量與蒸發率之間的關系可知，計算LNG儲罐漏熱量是準確計算蒸發率的基礎和關鍵．

C型LNG儲罐自然蒸發計算采用工程常用的穩態溫度場模型，將環境輻射進罐體內的熱量均用于LNG蒸發，初始假定C型LNG儲罐內所有介質溫度都相等，環境熱輻射作為LNG蒸發唯一熱源．邊界及荷載設置為：絕熱層內壁溫度為罐體設計溫度-164 ℃，外壁溫度為環境溫度5～45 ℃，網格尺寸為0.1 m．數值模擬從外壁到內壁的熱流量，即罐體漏熱量，計算1.5 m3獨立C型LNG儲罐蒸發率．

影響LNG儲罐蒸發率的因素很多，如罐壁漏熱、墊木漏熱、管路漏熱、絕熱層接縫漏熱、絕熱層不均勻等．但罐壁漏熱、墊木漏熱和管路漏熱為主要漏熱因素．針對這3種主要漏熱因素，利用參數化建模，計算不同參數儲罐蒸發率，對罐壁、墊木和管路對蒸發率的影響進行統計分析．參數化建模信息如圖1所示．

3.2 罐壁對蒸發率的影響

改變絕熱層厚度，數值模擬光壁罐體蒸發率，結果如圖2所示．

由圖2可得：

(1)絕熱層厚度增大，LNG儲罐蒸發率減?。h境溫度為5～45 ℃，400、300、200 mm絕熱層，蒸發率分別為1.958 5%～2.422 1%、2.376 3%～2.938 7%、3.208 1%～3.967 4%．

圖1 1.5 m3 C型LNG儲罐參數化模型

圖2 光壁罐體不同絕熱層厚度蒸發率

(2)LNG儲罐蒸發率隨環境溫度升高而增大，增大趨勢近似為線性關系．400、300、200 mm絕熱層罐體蒸發率隨環境溫度變化線性系數分別為0.011 6、0.014 1、0.019 0．

(3)絕熱層厚度從200 mm增加到300 mm，和絕熱層厚度從300 mm增加到400 mm對蒸發率的影響程度不同．絕熱層厚度較小，增大絕熱層厚度能有效減小蒸發率，且外界環境溫度越高，效果越明顯；絕熱層厚度達到一定程度，增大絕熱層厚度可以減小蒸發率，但減少程度比較小絕熱層厚度時小，且外界環境溫度對蒸發率的改變近似為線性．

3.3 墊木對蒸發率的影響

改變絕熱層厚度，數值模擬考慮墊木漏熱的罐體蒸發率，結果如圖 3所示．

由圖3可得：

圖3 帶墊木罐體不同絕熱層厚度蒸發率

(1)絕熱層厚度減小，LNG儲罐蒸發率增大，且絕熱層厚度減小幅度與蒸發率增加幅度不是線性關系．

(2)環境溫度升高，LNG儲罐蒸發率增大，且環境溫度升高與蒸發率增大幅度近似是線性關系，但線性系數隨絕熱層厚度的不同而不同．400、300、200 mm絕熱層罐體蒸發率隨環境溫度變化線性系數分別為0.013 7、0.016 7、0.022 7．絕熱層厚度越小，線性系數越大，保溫性能越差．

墊木的位置和大小會對罐體蒸發率產生影響．本文通過改變墊木間距和寬度，計算罐體蒸發率．3.3.1 絕熱層厚度400 mm，改變LNG儲罐墊木間距，計算罐體蒸發率 墊木寬度0.05 m，墊木間距為兩墊木中心距離，不同墊木間距下蒸發率結果如圖4所示．不同環境溫度下蒸發率結果如圖5所示．

圖4 不同墊木間距的罐體蒸發率

圖5 不同環境溫度的罐體蒸發率

由圖4、5可得：

(1)當墊木間距不等于墊木寬度時，墊木間距對蒸發率的影響小于0.05%．當墊木間距接近墊木寬度時，蒸發率才有較大幅度的減小．

(2)墊木溫度場影響蒸發率，墊木在大部分相對位置時，兩塊墊木溫度場之間沒有相互影響．只有兩塊墊木非常接近，溫度場的疊加效應使得漏熱減少，并在兩塊墊木相互并靠時漏熱量達到最?。疁囟葓霪B加效應開始顯現時兩塊墊木間距很小，此間距不滿足工程實際需求．在工程設計中確定的墊木間距一般相距較遠，此時不會產生墊木溫度場的疊加效應，可按兩塊墊木漏熱處理．

3.3.2 絕熱層厚度400 mm，改變LNG儲罐墊木寬度，計算罐體蒸發率 保持墊木間距0.96 m不變，蒸發率結果如圖6所示．

圖6 不同墊木寬度的罐體蒸發率

由圖6可得：

(1)墊木寬度減小，蒸發率減?。@是因為墊木寬度減小，漏熱量減小，蒸發率減?。?/p>

(2)墊木寬度減小，對蒸發率的影響是線性的．可認為寬度減小對溫度場的影響是線性的，對墊木寬度溫度場進行簡化時可以線性考慮墊木寬度對蒸發率的影響．

(3)墊木寬度變化對罐體蒸發率影響不大，寬度減小一半，蒸發率變化小于0.5%．

3.4 罐體管路對蒸發率的影響

考慮罐體管路對蒸發率的影響．由墊木間距對蒸發率的影響可知，管路間距對蒸發率影響甚微，可不考慮．

分別在400、300、200 mm絕熱層厚度下，通過光壁罐體蒸發率、帶墊木的罐體蒸發率和帶墊木以及管路的罐體蒸發率數值模擬結果，比較罐壁漏熱、墊木漏熱和管路漏熱對整個罐體蒸發率的影響，結果如圖7～12所示．

從圖7～12可得罐壁、墊木和管路漏熱對整個罐體蒸發率的影響，各因素貢獻百分比如圖13～15所示．

圖7 400 mm絕熱層厚度下考慮不同漏熱因素蒸發率

Fig.7 Evaporation rate with considering different heat leakage factors under 400 mm thickness of heat insulating layer

圖8 400mm絕熱層厚度下墊木和管路引起的蒸發率

Fig.8 Evaporation rate caused by piping and sole timber factors under 400 mm thickness of heat insulating layer

圖9 300mm絕熱層厚度下考慮不同漏熱因素蒸發率

Fig.9 Evaporation rate with considering different heat leakage factors under 300 mm thickness of heat insulating layer

圖10 300mm絕熱層厚度下墊木和管路引起的蒸發率

Fig.10 Evaporation rate caused by piping and sole timber factors under 300 mm thickness of heat insulating layer

圖11 200mm絕熱層厚度下考慮不同漏熱因素蒸發率

Fig.11 Evaporation rate with considering different heat leakage factors under 200 mm thickness of heat insulating layer

圖12 200mm絕熱層厚度下墊木和管路引起的蒸發率

Fig.12 Evaporation rate caused by piping and sole timber factors under 200 mm thickness of heat insulating layer

不同絕熱層厚度下罐壁、墊木和管路漏熱占整個蒸發率百分比見圖16～18，可以看出：

(1)絕熱層厚度減小，罐壁漏熱占整個蒸發率的百分比減少，墊木和管路漏熱占整個蒸發率的百分比增加．從絕對值看，絕熱層厚度對罐壁漏熱、墊木漏熱和管路漏熱占整個蒸發率的百分比影響很微?。髀嵋蛩貙φ麄€蒸發率的貢獻近似保持穩定．

圖13 400mm絕熱層厚度下罐壁、墊木和管路對蒸發率的影響

Fig.13 Effect of hull, sole timber and piping on evaporation rate under 400 mm thickness of heat insulating layer

圖14 300mm絕熱層厚度下罐壁、墊木和管路對蒸發率的影響

Fig.14 Effect of hull, sole timber and piping on evaporation rate under 300 mm thickness of heat insulating layer

圖15 200mm絕熱層厚度下罐壁、墊木和管路對蒸發率的影響

Fig.15 Effect of hull, sole timber and piping on evaporation rate under 200 mm thickness of heat insulating layer

圖16 不同絕熱層厚度下罐壁對蒸發率的影響

Fig.16 Effect of hull on evaporation rate under different thickness of heat insulating layer

(2)罐壁漏熱、墊木漏熱、管路漏熱分別占整個蒸發率的64%～65%、12%～13%、23%～24%．環境溫度升高，罐壁漏熱和墊木漏熱占整個蒸發率的百分比有些許減少，且減少幅度很小；管路漏熱占整個蒸發率的百分比有所增加，管路漏熱對環境溫度的變化較敏感．罐壁漏熱對整個蒸發率的貢獻最大，在罐體設計時，需注意此漏熱因素對蒸發率的影響．

圖17 不同絕熱層厚度下墊木對蒸發率的影響

Fig.17 Effect of sole timber on evaporation rate under different thickness of heat insulating layer

圖18 不同絕熱層厚度下管路對蒸發率的影響

Fig.18 Effect of piping on evaporation rate under different thickness of heat insulating layer

(3)從罐體設計角度來講，可以從各漏熱因素對于整個罐體的蒸發率的貢獻入手，細化對蒸發率貢獻較大的漏熱因素的設計，從而更有效地減少漏熱，減小蒸發率．

3.5 管路壁厚和直徑對蒸發率的影響

考慮罐體管路壁厚和直徑對蒸發率的影響．管路壁厚和直徑改變了與外界環境的接觸面積，對罐體內外的熱交換產生影響．

在400mm絕熱層厚度條件下，管路壁厚增大2、4、6mm，管路直徑增大5、10、15mm，計算罐體蒸發率，與原管路壁厚和直徑的罐體蒸發率進行對比，比較管路壁厚和直徑的改變對整個罐體蒸發率的影響，結果如圖19、20所示．由于結果相似，不列出300、200mm絕熱層厚度的蒸發率結果．

從圖19、20可以看出：

(1)管路壁厚和直徑的增加使罐體的蒸發率增大，增大幅度近似于線性，且隨著絕熱層厚度減小，蒸發率起始點增大．

圖19 400mm絕熱層厚度下不同管路壁厚罐體蒸發率

Fig.19 Evaporation rate of tank under 400 mm thickness of heat insulating layer with changing thickness of pipe wall

圖20 400mm絕熱層厚度下不同管路直徑罐體蒸發率

Fig.20 Evaporation rate of tank under 400 mm thickness of heat insulating layer with changing diameter of piping

(2)相同絕熱層厚度，管路壁厚的增加使蒸發率變化程度小于4.5%，對應壁厚增加了6mm；相同絕熱層厚度，管路直徑的增加使蒸發率變化程度小于4.5%，對應直徑增加了15mm，壁厚和直徑的改變對蒸發率的影響較?。苈繁诤窈椭睆綄φw蒸發率的貢獻不大，儲罐設計時可不優先考慮此漏熱因素．

4 LNG儲罐蒸發率回歸公式及簡化算法

根據參數化建模結果，對200～400 mm絕熱層罐體蒸發率(R，%)與環境溫度(θe，℃)之間的關系進行統計回歸．

400、300、200 mm絕熱層厚度LNG儲罐蒸發率回歸公式分別為

R400= 0.018 0θe+ 2.941 0

(16)

R300= 0.022 0θe+ 3.593 6

(17)

R200= 0.030 0θe+ 4.883 6

(18)

該回歸公式以統計的形式表征了蒸發率與環境溫度是線性關系，漏熱因素以斜率和截距的形式表征，即初始漏熱量和單位增加量影響蒸發率的具體數值．參考上文漏熱因素對蒸發率影響規律以及數據統計結果的回歸公式，根據圓球和直筒等規則形狀物體的熱交換模型，提出一種簡化的考慮罐體罐壁漏熱、墊木漏熱、管路漏熱、絕熱層接縫漏熱、絕熱層不均勻等復雜的漏熱因素耦合作用的LNG儲罐蒸發率算法．通過參數化建模數值模擬，回歸出漏熱因素對蒸發率的影響系數范圍．簡化的漏熱量Q計算公式為

(19)

式中：A1為圓筒壁面積；A2為球形封頭面積；A3為圓筒壁上管系投影簡化面積；A4為鞍座與保溫層基礎面積；ζ為絕熱層接縫系數，取值范圍1.01～1.20；σ為溫度場面積增強系數，一般取120%；χ為絕熱層不均勻系數，根據絕熱層不均勻程度取值1.01～1.50；λi為材料的導熱系數；r為罐體半徑，ri為熱交換材料內表層半徑，ri+1為熱交換材料外表層半徑；θm1為熱交換材料外表層溫度，θm2為熱交換材料內表層溫度；δ為熱交換材料厚度；α2為空氣熱對流系數；r1為保溫層內表層半徑；r2為保溫層外表層半徑．

求得漏熱量后，由漏熱量Q與蒸發率R之間的關系式(15)可求得LNG儲罐蒸發率．有限元數值模擬和簡化算法計算漏熱量結果對比如圖21所示．

圖21 400 mm絕熱層厚度有限元數值模擬和簡化算法計算漏熱量

Fig.21 Heat leakage amount under 400 mm thickness of heat insulating layer calculated by finite element simulation and simplified algorithm

與有限元數值模擬結果進行對比，簡化算法誤差在8%以內．認為此簡化算法可以較準確預報獨立C型LNG儲罐蒸發率，可快速準確地支持罐體總體設計以及罐體液貨系統的匹配．

5 結 論

(1)儲罐蒸發率隨著外界環境溫度的升高而增大，增大幅度近似為線性．200～400mm絕熱層厚度罐體的蒸發率隨環境溫度變化線性系數為0.018 0～0.030 0．

(2)絕熱層厚度對于罐壁漏熱、墊木漏熱和管路漏熱占整個蒸發率的百分比影響很微小，各漏熱因素對于整個蒸發率的貢獻近似保持穩定．

(3)罐壁漏熱占整個蒸發率的64%～65%，墊木漏熱占整個蒸發率的12%～13%，管路漏熱占整個蒸發率的23%～24%．隨著環境溫度的升高，罐壁漏熱和墊木漏熱占整個蒸發率的百分比有些許減少，管路漏熱占整個蒸發率的百分比有所增加．罐壁漏熱對整個蒸發率的貢獻最大，罐體設計時，需注意此漏熱因素對蒸發率的影響．

(4)墊木間相對位置和墊木寬度對蒸發率影響較?。苈繁诤窈椭睆綄φ舭l率影響較小．

(5)從罐體設計角度來講，可以從各漏熱因素對于整個罐體的蒸發率的貢獻入手，細化對蒸發率貢獻較大的漏熱因素的設計，從而更有效地減少漏熱，減小蒸發率．

[1]LINYan,YUYanyun,GUANGuan.Researchonenergyefficiencydesignindexforsea-goingLNGcarriers[J].JournalofMarineScienceandApplication, 2014, 13(4):430-436.

[2] 丁 玲. 中小型LNG船C型獨立液罐設計關鍵技術研究[D]. 大連:大連理工大學, 2009.

DINGLing.DesigntechnologyresearchonseparatedC-typeliquefiedtankofthesmallandmediumLNGcarriers[D].Dalian:DalianUniversityofTechnology, 2009. (inChinese)

[3] 劉文華,陸 晟. 中小型LNG船C型獨立液貨艙蒸發率計算[J]. 船舶設計通訊, 2012(1):25-28.

LIUWenhua,LUSheng.BoiloffrateoftypeCindependentliquidcargotankforsmallandmedium-sizedLNGcarriers[J].JournalofShipDesign, 2012(1):25-28. (inChinese)

[4] 章偉星,周 昊,蔡洙一,等. 138 000m3LNG運輸船液貨艙維護系統的溫度場分析 [J]. 中國造船, 2008, 49(1):77-83.

ZHANGWeixing,ZHOUHao,CAIZhuyi, et al.Thetemperaturefieldanalysisforthetankinsulationsystemof138 000m3LNGcarrier[J].ShipBuildingofChina, 2008, 49(1):77-83. (inChinese)

[5] 王武昌,李玉星,孫法峰,等. 大型LNG儲罐內壓力及蒸發率的影響因素分析[J]. 天然氣工業, 2010, 30(7):87-92.

WANGWuchang,LIYuxing,SUNFafeng, et al.ControllingfactorsofinternalpressureandevaporationrateinahugeLNGstoragetank[J].NaturalGasIndustry, 2010, 30(7):87-92. (inChinese)

[6] 喬國發. 影響LNG儲存容器蒸發率因素的研究[D]. 青島:中國石油大學(華東), 2007.

QIAOGuofa.Thestudyontheinfluentialfactorsofevaporationrateoftheliquefiednaturalgastank[D].Qingdao:ChinaUniversityofPetroleum(EastChina), 2007. (inChinese)

[7] 朱學熹. 大型LNG儲罐漏熱分析及模擬研究[D]. 成都:西南石油大學, 2012.

ZHUXuexi.LargeLNGtankheatleakageanalysisandnumericalstudy[D].Chengdu:SouthwestPetroleumUniversity, 2012. (inChinese)

[8]DIMOPOULOSGG,FRANGOPOULOSCA.Adynamicmodelforliquefiednaturalgasevaporationduringmarinetransportation[J].InternationalJournalofThermodynamics, 2008, 11(3):123-131.

[9]LUKASZEWSKIMW,ZIMMERMANWBJ,TENNANTMT, et al.Applicationofinversemethodsbasedalgorithmstoliquefiednaturalgas(LNG)storagemanagement[J].ChemicalEngineeringResearchandDesign, 2013, 91(3):457-463.

[10] 陳 罕,周昆穎. 應用有限單元法計算瞬時溫度場的基本原理[J]. 北京化工學院學報, 1987, 14(2):63-72.CHENHan,ZHOUKunying.Theprincipleofsolvingthetransienttemperatureproblemsbyusingthefiniteelementmethod[J].JournalofBeijingInstituteofChemicalTechnology, 1987, 14(2):63-72. (inChinese)

[11] 大連理工大學. 用于LNG加注船獨立C型貨艙的阻尼式阻蕩艙壁: 201410003470.3 [P]. 2014-04-09.DalianUniversityofTechnology.DampingtypeoscillationpreventioncabinwallforindependentC-typecargoholdofLNGinjectionship: 201410003470.3 [P]. 2014-04-09. (inChinese)

[12] 于雁云. 船舶與海洋平臺三維參數化總體設計方法研究[D]. 大連:大連理工大學, 2009.

YUYanyun.Studyonthemethodofshipandplatform3Dparametricgeneraldesign[D].Dalian:DalianUniversityofTechnology, 2009. (inChinese)

Simplified algorithm of evaporation rate for 1.5 m3independent and C-type LNG storage tank

WU Hao1, LIN Yan*1,2, YE Chao1, ZHANG Zhikang1, WANG Huijiao1,3

( 1.School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China； 2.State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China； 3.Xingang Maritime Safety Administration of the People′s Republic of China, Tianjin 300211, China )

Considering heat leakage factors of hull, sole timber, piping and heat insulating layer, a simplified numerical model for calculating evaporation rate of 1.5 m3independent and C-type LNG storage tank is put forward. The independence of all heat leakage factors is proved, and the calculation system is established. The relationship between the evaporation rate and the environmental temperature is obtained by statistical regressive method, and a simplified calculation formula is proposed. The temperature field of tank is parameterized, and heat leakage factors are simplified and parameterized. Finite element method is used to numerically simulate temperature field of tank and obtain the value of heat leakage. The effects of hull, sole timber, piping and heat insulating layer on evaporation rate are compared. The calculation results show that temperature field of each heat leakage factor does not produce superposition effect in engineering design. Hull has a great effect on evaporation rate, but the effects of sole timber and piping are little. The results show that this algorithm can rapidly and effectively predict evaporation rate of 1.5 m3independent and C-type LNG storage tank, and simplify modeling calculation process. It has a great practical value in the overall design phase of LNG storage tank.

LNG storage tank; heat leakage; evaporation rate; simplified algorithm; parameterization

1000-8608(2017)01-0037-09

2016-03-01；

2016-10-07．

高技術船舶科研計劃項目(工信部聯裝[2014]498號)；廣東省科技計劃項目(2015B090904010，2016B090918092)；海洋可再生能源專項資金項目(QDME2013ZB01).

作者簡介: 吳 昊(1989-)，男，博士生，E-mail:wuhao@mail.dlut.edu.cn；林 焰*(1963-)，男，教授，博士生導師，E-mail:linyanly@dlut.edu.cn.

TG454

A

10.7511/dllgxb201701006