17.5萬m3方薄膜型FSRU溫度場分析

劉劍楠，夏華波，趙會軍，韋曉強，吳昊

(中海油能源發展股份有限公司采油服務分公司，天津 300452)

近年來，FSRU(floating storage and regasification unit)由于其在投資額度和建造周期等方面的優勢，愈加受到廣泛關注。根據FSRU的作業特點，其貨艙中存儲的液化天然氣與外界的溫度差可達200 ℃以上，溫度場的分布對于船體材料等級選擇和船體結構強度有很大影響。同時，不同于LNG運輸船，FSRU在作業中貨艙液位變化大，貨物蒸發產生的BOG更難控制，對日蒸發率有更嚴格的要求。通過有限元分析的方法，分析確定17.5萬m3FSRU貨艙段的溫度場分布。預期得到幾種典型工況下的穩定的貨艙段溫度場分布和日蒸發率。

1 數學模型

1.1 問題描述

某17.5萬m3薄膜型FSRU設置4個法國GTT公司MARK III型液貨艙，貨物圍護系統按照-163 ℃設計，液貨艙最大設計壓力是0.04 MPa。每個液貨艙之間相互獨立，相鄰貨艙之間設置隔離空艙，FSRU貨艙段的艙室設置見圖1。

圖1 17.5萬m3FSRU液貨艙示意

貨艙段的船體結構由內外船殼組成。船體內外殼與水密縱絎構成3個獨立的封閉空間，見圖2中的C1～C3。

圖2 薄膜型FSRU貨艙區橫剖面

船體內殼板與LNG液貨之間有絕熱層隔絕，存在熱交換，絕熱層由多層絕熱材料組成[1]；船體底部及舷側的雙層底和雙層殼結構形成封閉的空間，由于外板與內板之間溫度不同，故空間內部存在熱對流；船體底部和舷側外板水線面以下的部分與海水接觸，和海水之間存在熱交換；船體舷側水線面以上部分與大氣接觸，同時受到太陽照射，同時存在與大氣的熱交換以及太陽輻射換熱。

船舶長期系泊于近岸棧橋進行氣化作業，故僅考慮穩態換熱特性。沿船長方向，溫度場的分布隨船體結構的改變而不同。所以熱交換狀況為穩態導熱與自然對流換熱以及輻射換熱共同疊加的多維導熱問題[2-3]。

1.2 建立有限元模型

1.2.1模型分析范圍

溫度場計算的有限元模型包括FSRU貨艙區的船體結構和主次屏蔽。在船長方向上，有3個貨艙艙容為5萬m3，1個貨艙艙容為2.5萬m3。選取較為典型的5萬m3艙容的貨艙進行分析。給船長方向，艏艉方向上均設有隔離空艙，結構對稱。所以，在船長方向選取半個貨艙，包含一側的橫艙壁作為建立模型的對象。在船高方向上，由于船底部結構與頂部穹頂甲板處結構不盡相同，不存在對稱性，所以選取船底至主甲板的所有構件作為建立模型的對象。在船寬方向上，由船中線面至舷側[4]左舷與右舷結構對稱，故選取型寬的一半作為建立模型的對象即可。綜上，充分考慮到船體結構和邊界條件的對稱性，僅選取1/4個貨艙建立有限元模型，以減少不必要的重復計算，見圖3。

圖3 薄膜型FSRU溫度場計算有限元模型

1.2.2 材料物理性質

GTT Mark III Flex+薄膜型液貨艙的絕熱層是由主屏壁與次屏壁構成，分別由一級絕緣和二級絕緣支撐，固定在船體內部。所有薄膜型液貨艙材料根據GTT的建議和推薦，并滿足相關的規范、規則要求。液貨艙主屏壁和船體內壁、橫向隔斷、雙層底和雙層甲板之間的空間稱為內部屏蔽空間，包括主屏壁與次屏蔽之間的主絕緣空間和次屏蔽與船體內殼間的二次絕緣空間。此2處空間應用氮氣保持干燥。其壓力應略高于大氣壓力，以防止任何空氣進入[5]。

船體結構材料采用船用鋼板。液貨艙的絕熱層由四層絕熱材料組成，自內至外分別為：①由1.2 mm波紋不銹鋼構成的主屏蔽；②以100 mm厚增強聚氨脂泡沫為材料的一級絕緣支撐；③三重膜加固的次屏蔽；④380 mm厚以加強型聚氨脂噴涂泡沫為材料的二級絕緣支撐。以上各層絕熱材料的導熱系數及厚度見表1。

表1 材料熱物理性能

絕熱層整體的導熱系數采用各層疊加按厚度加權的等效導熱系數ke。

(1)

式中：δi為第i層絕熱材料的厚度，m；ki為第i層絕熱材料的導熱系數，W/(m·K)。

1.2.3 單元類型

船體舷側內外殼和船底內外底板應選用板單元；板構件上的主要骨材應選用梁單元。若計算過程中出現嚴重失真的情況，則需考慮選用其他適用的單元形式；模型中液貨艙主、次屏蔽應采用六面體單元[6]。

1.2.4 網格劃分

薄膜型FSRU的液貨艙段進行有限元分析計算單元選取時，應避免單元過大。在船寬方向和船高方向上建議選取縱骨間距作為1個單元。在船長方向上建議選取1個肋位作為1個單元，同時單元長度不應大于2個縱骨間距。

采用四邊形單元來對板單元進行模擬，其長寬比應控制在2以下。對于舭部與舷頂列板等應力較高的結構區域，板單元的長寬比應該接近1。結構相交處、結構變化處和熱載荷變化處，應使網格更加密集。

1.2.5 邊界條件

LNG液貨艙內表面與液貨直接接觸，此處兩者做對流換熱，選取LNG溫度即-163 ℃作為邊界條件；船底外板與船舷外板水線面以下部分與海水直接接觸，與海水之間做對流換熱，選取海水溫度0 ℃為邊界條件；船舷外板水線面以上部分與大氣直接接觸，與大氣之間做對流換熱，選取大氣溫度5 ℃(IGC工況)作為邊界條件。不同計算工況條件下，相應調整海水和大氣溫度。

2 溫度場數值計算

2.1 假設條件

船體結構鋼材和主次屏蔽絕熱層的材料參數和船體周邊環境的邊界條件不隨溫度變化而變化；計算過程中，只考慮溫度場變化對船體結構的影響，忽略結構變化對溫度場的影響；海水、大氣僅以熱對流方式和船體外板進行熱交換[7]，船體結構內部各構件之間僅以熱傳導的方式進行換熱，忽略輻射熱交換形式。

2.2 計算工況

根據IGC規則，需對FSRU船體在最危險情況下(主屏蔽破損)的溫度場分布進行計算。選取IGC規則和USCG規則(除阿拉斯加)2種情況。

1)在主屏蔽完全失效，低溫LNG直接作用在次屏蔽內表面，計算船體結構最低溫度分布。

2)考慮赤道工況，主、次屏蔽完整，低溫LNG直接作用在主屏蔽內表面，計算薄膜型FSRU圍護系統的蒸發率。

各工況具體環境參數見表2。

表2 各種環境工況

2.3 計算流程

熱流密度的計算以熱傳導、自然對流和熱輻射理論為理論基礎。

熱傳導的熱流密度，即單位時間內通過單位面積傳遞的熱量p為

(2)

式中：λ為導熱系數；δ為厚度。

自然對流的的熱流密度為

p=α(T1-T2)5/4

(3)

式中：α為與板厚方向有關的系數，對垂直板，α=1.6W/(m2K5/4)；對水平板，α=2.49 W/(m2K5/4)(熱流向上)，α=1.31 W/(m2K5/4)(熱流向下)。

通常2個表面之間的輻射換熱符合“斯特藩-玻爾茨曼定律”，熱流密度按下式計算：

(4)

式中：C為系數，空氣對鋼板，C=3.969×10-8W/(m2K5/4)；

其他，C=3.053×10-8W/(m2K5/4)。

某艙室內的空氣溫度為

(5)

式中：te為艙室內的空氣溫度，℃；hi為對流系數，W/(m2·K)；Ai為鋼板傳熱面積，m2；tsi為鋼板的溫度，℃。

在上述工況環境條件下，以分區求解和邊界耦合的方法進行溫度場計算。流程見圖4。

圖4 計算流程

首先，建立模型，并輸入大氣、海水和LNG液貨溫度等邊界條件。假設初始值：鋼板壁面溫度為toi，船體內外板之間空艙艙室溫度為thoi。代入邊界條件溫度和假定初始值進行計算，得出對流換熱系數，并計算出船體各板的溫度分布ti。如果前后2次計算的鋼板溫度之差|ti-ti+1|小于0.01 ℃，說明此處溫度分布趨近于穩定，可按照流程進行下一步計算，若不符合上述條件，則應重復以上計算，直至符合條件為止。然后，以溫度穩定的各鋼板溫度來計算船體內外板之間各空艙的艙內空氣溫度。如果前后2次計算所得的艙室空氣溫度之差|thoi-thoi+1|小于0.001 ℃，說明空艙艙室內部空氣溫度趨于穩定，可得出計算結果；若不符合，則重復上述計算過程直至符合條件。按照此方法進行計算，最終得出常態穩定的貨艙區船體結構的溫度場。

2.4 日蒸發率的計算

赤道工況下，主、次屏蔽完整，液貨艙內的LNG和艙室的溫度差導致LNG氣化[8-9]，日蒸發率BOR為

(6)

式中：Q為穩態條件下液貨艙內的LNG與外界熱交換的總熱流量，W；γ為LNG液貨的蒸發潛能，J/kg；ρ為LNG液貨的密度，kg/m3；V為液貨艙實際的最大裝載艙容，m3。

3 計算結果

3.1 溫度場計算結果

根據所建立的有限元模型，分別對IGC規則工況和USCG(除阿拉斯加)規則工況ANSYS迭代計算，得出各部位的溫度場分布見表3。

表3 溫度場計算結果 ℃

3.2 日蒸發率計算結果

由軟件可計算內壁面各單元的熱流密度qi和各單元的面積Ai。兩者的乘積即為該單元上的熱流量Qi，即Qi=qiAi。總換熱量為各單元換熱量之和，即Q=∑Qi。

在赤道工況條件下，液貨艙的總換熱量為17 799 W，日蒸發率為0.068 5%，顯著低于0.15%的要求。

4 結論

針對17.5萬m3薄膜型FSRU貨艙段溫度場分布的問題，采用IGC和USCG規則同時計算，FSRU溫度場分析結果能夠適用于全球海況，增強了本船型FSRU的作業靈活性和實用性。計算結果表明，船體鋼材等級在可用范圍，日蒸發率遠低于行業要求0.15%，該FSRU的貨艙圍護系統能夠很好地適應FSRU進行長期靠泊氣化作業的功能要求。