大型LNG储罐预冷动态模拟

邓文源，田连军，童文龙，李宁，郭开华，黎文锋

（1中山大学工学院，广东 广州510006；2广东珠海金湾液化天然气有限公司，广东 珠海519000）

引 言

液化天然气是由85%～98%的甲烷混合其他烃类所组成的物质。目前，被视为一种相对清洁、低碳的一次能源被多国政府提倡使用，使得天然气生产贸易量不断上升，LNG （液化天然气）产业也随之快速发展起来。国内多个LNG接收站都在建设或者进行二期建设中［1］。大型常压LNG储罐在接收站中是初期投入最大的设备之一，正式启用时对调试技术的要求较高［2］。其中，LNG储罐的冷却是最为重要调试环节之一。低温储罐需要缓慢均匀地进行降温，以防对储罐造成损坏。

本文针对国内LNG接收站常见的16万立方米地上全容式混凝土储罐在预冷过程进行动态模拟计算，分析储罐的压力、温度、BOG排量在预冷过程中的动态变化。为实际大型LNG储罐预冷过程的优化提供理论支持。

1 LNG储罐预冷流程

大型LNG储罐预冷流程如图1所示。预冷LNG经临时搭建的预冷管线从喷淋环进入罐内，通过阀门两端压力表监测喷淋流量，喷淋环上的喷头为螺旋型喷嘴；甲烷混合气体通过蒸发气系统排出控制罐内压力。

图1 储罐预冷简图Fig.1 Process sketch of LNG storage tank

在储罐预冷过程中需控制的参数主要有两个：

（1）温度，计划预冷温度为每小时3℃，最大温度变化不得超过每小时5℃；

（2）压力，通过将过量的气体排向蒸发气系统，将储罐压力控制在约20kPa。

2 LNG储罐预冷动态模型的建立

2.1 基本动态方法

建立160000m3大型LNG储罐预冷过程的集中参数模型，得到LNG储罐平均温度、压力及罐体温度随预冷时间的变化关系。考虑到计算的复杂性，对预冷过程作如下基本假设：

（1）任一时刻，LNG储罐内气相介质具有均一的温度、压力；

图2 储罐预冷计算拓扑图Fig.2 Sketch of topology for calculation process

（2）罐内介质与内罐各壁面的对流传热系数为常数；

（3）忽略储罐侧壁、底部、顶面保温材料的热物理特性随温度的变化；

（4）忽略罐体热角保护层的绝热保护。

图2示出LNG储罐动态模拟的计算拓扑图。LNG喷淋量通过LNG管线与储罐内部压差和阀门开度k决定；同理，BOG排量通过储罐内部与大气压差和阀门开度k决定，根据压力－流量方程，确定流量。其基本形式表述如下

LNG进入储罐之后迅速气化，使得储罐内工质温度下降，当储罐内部温度较低时，LNG并不能完全气化，部分液体沉降到储罐底部形成液位，对某一时刻τ，当前LNG喷淋量的气化率为e（τ），0≤e≤1。

2.2 LNG储罐降温的动态模型

2.2.1 储罐传热模型 LNG储罐预冷过程中有部分的冷量用于冷却罐体，所以，计算罐体传热的精确度对模拟预冷过程时的降温速度有很大影响。本文将对罐体隔热层分成多层进行计算。储罐外罐混凝土壁面与空气换热方式为自然对流换热，传热系数10W·m－2·K－1；甲烷与储罐内表面传热方式为强制对流换热，传热系数为20W·m－2·K－1。储罐隔热层分层及建造材料热力学参数如表1。

对于罐体各面每层温度变化

式中，Ci为第i层隔热层总热容，Ti为第i层温度，Ri为第i层传热热阻。罐体传给储罐内介质的热量

式中，Tsw＿1，Tbw＿1，Ttw＿1分别是罐体侧壁、底部和顶部与罐内介质接触层的温度。Rsw＿0，Rbw＿0，Rtw＿0是对应隔热层的热阻。

表1 大型LNG储罐隔热层材料参数Table1 Material parameters of LNG storage tank

2.2.2 储罐两相容积节点模型 储罐数学模型采用集总参数法处理，节点的压力、工质组成、温度的变化，可分别由质量守恒方程、物料守恒方程、能量方程导出，基本方程如下

对于四元混合工质 （氮气，甲烷，乙烷，丙烷），式 （4）中组分zi的方程共包括3个独立方程。对于罐内压力

压缩因子Zm随着温度和压力的改变而改变，由PR 状态方程［3］求解。

物性参数：密度、焓、内能等均可通过相应的状态方程和理想气体比热方程求得［3］。

2.3 喷淋LNG气化量的确定

系统降温过程共经历了约70h，在储罐预冷开始时，LNG进入储罐后全部气化，但是当温度下降到足够低温时，喷淋的过冷LNG并不能完全气化，一部分液体沉降到储罐底部，导致预冷过程后期，即使加大喷淋量，温度下降速度依然变慢［4］。

过冷LNG进入储罐后的传热过程可看作多个分散液滴表面蒸发的过程。由于传热过程受到气液相间的物理作用影响，这些互相作用非常复杂，而且包含许多因素，如温度、压力、湍流、液滴在气相中的扩散、液滴与液滴之间的相互作用［5］，参考燃油液滴蒸发过程的传热机理［5－7］、甲烷沸腾传热研究［8－10］和喷嘴雾化特性研究［11－12］。本文建立一个弱化物理模型的考虑，针对预冷过程影响因素，并且通过因次分析得到的关于喷淋预冷过程的总换热系数h（W·K－1）关联式

式中，P为储罐压力，˙min为该时刻喷淋LNG的流量，dn为喷淋口直径，λ为天然气的热导率，SMD为索太尔平均半径。

喷淋LNG后，LNG的雾化情况与传热面积呈正相关关系，液雾由大小不等的液滴颗粒组成，为了可以量化考虑雾化质量和表示其雾化特性，需要一个既可以表示颗粒直径大小又适用于传热计算的表达式，即液滴尺寸分布表达式［11］。目前常用的液滴特征直径表达式都是经验公式，至今还没有从理论上推导出量化液体颗粒分布的表达式，比较流行的方法是用索太尔平均直径 （SMD）作为液滴出口特征直径，其物理意义为液雾内全部液滴的总体积与总表面积的比值，如式 （7）所示［11－14］

预冷过程中，喷淋环上的喷头为螺旋式喷嘴，共有18个喷嘴，喷嘴内径为5.6mm，因此对于LNG液雾的索太尔平均直径，采用螺旋喷嘴液滴平均直径dn的拟合式［13］

式中，We、Ren为 Weber数和喷头出口LNG的Reynolds数，ρG、ρL为天然气的气相和液相密度，vL、σ、μL为LNG的喷射速度、表面张力系数和液体的动力黏度。

另外，SMD决定了LNG液雾的初始直径，但是在蒸发过程中液雾的碰撞和下落会对平均蒸发面积有一定影响，而且，随着喷淋量的增大，液雾碰撞概率会明显增加，所以定义为换热过程的液滴平均直径

式中，δ为关于平均直径的修正系数，为一经验参数，可根据实测数据确定，一般取δ＝0.8。对于传热过程，采用广泛使用的Ranz－Marshall关联式［11］

式中，μG为罐内气相介质的动力黏度，v为液滴相对气相介质的速度，由于液滴半径非常小，喷射后阻力和重力会迅速达到平衡，g为重力加速度，所以式 （13）中，v由斯托克斯定律求得［11］

综上，大型储罐预冷喷淋传热系数的表达式为

式中，N为液雾的特征数量，由喷淋量和液雾的扩散特性决定，所以对任一时刻τ

进入储罐LNG蒸发量可由式 （19）求出

式中，γLNG为喷淋LNG的蒸发潜热。

对τ时刻，喷淋LNG蒸发率可表示为

若e≥1，则进入的LNG全部蒸发；若0≤e＜1，则有一部分液体沉降至储罐底部，使得液位上升。其液位L的函数为

式中，D为储罐内径。

3 动态模拟计算结果

储罐预冷过程约需要70h，预冷开始前，储罐充满室温下的甲烷，预冷工质组成如表2，预冷模拟的初始温度及压力条件如表3。

表2 预冷喷淋LNG组成Table 2 Composition of LNG

表3 储罐预冷计算初始条件Table3 Initial conditions of pre－cooling simulation

以某LNG接收站的一次储罐预冷的喷淋量作为对比喷淋量，通过建立的仿真系统以稳定的降温速度为优化目标，计算出一个LNG喷淋量的优化策略。动态模拟储罐预冷的对比工况的喷淋量和优化工况的喷淋量如图3所示。

图4为对比工况值与优化工况值的压力值，可以看出，在预冷开始时，储罐压力会上升约0.3kPa，优化工况下，较大的喷淋量会使得储罐压力上升较快，但是通过调整BOG流量，可以使得储罐压力维持在设计压力之内，预冷时间大于45h后，储罐压力开始缓慢下降，主要是因为喷淋的LNG有部分开始沉降到罐底，使得BOG量变小。预冷过程中，储罐压力波动不大，较为稳定。

图3 对比工况与优化工况的喷淋量Fig.3 LNG inject rates of experimental and optimized processes

图4 对比工况与优化工况的压力变化Fig.4 Pressure variation of experimental and optimized processes

图5 对比工况与优化工况的温度变化曲线Fig.5 Temperature variation of experimental and optimized processes

图5为对比工况与优化工况的温度变化曲线，图中可以看出，优化的喷淋量温度下降速率较为平稳，在储罐温度下降至135K前，降温速率都维持在3.8K·h－1左右；而对比值降温速率变化较大，数值变化范围从0.5K·h－1到4.8K·h－1，降温速率波动较大，将会对预冷所需时间、储罐安全等造成不确定的影响，由图5可以看出，优化工况下，储罐在60h左右已经完成预冷。储罐内部温度下降至130K之后，降温速度逐渐变慢，这是由于在低温下，喷淋的LNG不能完全蒸发造成的，温度越低，蒸发量越小。

如图6所示，两种预冷策略对BOG流量的控制区别较大。在对比工况下，预冷前期喷淋量较小，产生BOG量不多，但是预冷时间到了34h后，喷淋量维持在较高水平，此时为了维持罐内压力，增大BOG流量。在优化工况下，预冷开始储罐内部的降温速率就维持在比较合理的数值，喷淋量较大，所以BOG流量一直较为稳定，在47h后，由于储罐内部温度足够低，喷淋的LNG有较多部分沉降至罐底，于是BOG流量可以维持在较低水平。储罐达到115K时，两种工况分别排出BOG气体239.3t（对比工况）和240t（优化工况），但对比工况在后期排出较多低温BOG，这对冷量造成了一定的浪费。

图6 对比工况与优化工况的BOG流量Fig.6 BOG flow rates of experimental and optimized processes

图7为两个工况下的液位高度。在优化工况下，其降温速率较快而且稳定，所以会更早形成液位，产生液位的时间比较对比工况提早12h。实际操作中，当储罐的液位有一定高度时，可以使用进液管对储罐进行大流量进液。采用优化的储罐预冷策略有利于加快预冷工作的完成。

图7 对比工况与优化工况的液位高度Fig.7 Liquid levels of experimental and optimized processes

4 结 论

建立了对大型LNG储罐的气液两相容积节点模型的储罐预冷动态模拟的方法，基于模型，搭建了动态模拟计算平台，对储罐预冷过程中的喷淋流量和BOG流量操作策略进行了研究，得出如下结论：

（1）在储罐预冷开始时，储罐压力会有明显的上升，根据不同的操作策略，调节BOG流量，基本可以维持储罐压力的稳定。

（2）在预冷过程前期，过于谨慎的预冷策略会导致储罐降温速度不稳定、预冷时间延长和预冷后期BOG流量过大而导致冷量的浪费问题。

（3）优化工况和对比工况在70h内的LNG喷淋量分别是967t和700t，排出的BOG分别是265t和245t。在排出的BOG相差不足10%的情况下，采用经过系统优化的预冷策略，可以保证储罐快速稳定地降至目标温度，减少冷量的浪费。优化工况下产生液位的时间比对比工况提前了约12h，大流量进液过程也相应提前，加快预冷后续工作的完成。

（4）所建立的气液两相容积节点LNG储罐和喷淋LNG蒸发模型以及动态模拟方法可以较准确地模拟LNG储罐的预冷降温规律，可为实际系统预冷过程的调试优化、设计冷却策略，提供科学和准确的预测手段。

［1］ Dweck J，Wochner D，Brooks M.Liquefied natural gas（LNG）litigation after the energy policy act of 2005：state powers in LNG terminal siting ［J］.EnergyLJ，2006，27：473.

［2］ Zhang Chuanquan，Yang Xiaodong.Discussion on nitrogen purge and dryout of 10，000m3LNG tank ［C］.Shanghai：Second China LNG Forum，2009.

［3］ Poling B E，Prausnitz J M，O'connell J.The Properties of Gases and Liquids［M］.New York：McGraw－Hill，2001.

［4］ Cheng Yongqiang，Tian shizhang，Wei Nianying.Problems related to storage tank cooling in the commissioning and test running of LNG terminal［J］.OilandGasStorageand Transportation，2013，32 （5）：517－520.

［5］ Sergei S S.Advanced models of fuel droplet heating and evaporation［J］.Prog.Energ.Combust，2006，32 （2）：162－214.

［6］ Beck J C，Watkins A P.The droplet number moments approach to spray modeling：the development of heat and mass transfer sub－models ［J］.InternationalJournalof HeatandFluidFlow，2003，24：242－259.

［7］ Su Lingyu，Liu Weidong.Theoretical analysis of heat and mass transfer of moving droplet during evaporation ［J］.JournalofNationalUniversityofDefenseTechnology，2008，30 （5）：10－14.

［8］ Jung Dongsoo，Kim Youngil，Ko Younghwan，etal.Nucleate boiling heat transfer coefficients of pure halogenated refrigerants ［J］.InternationalJournalof Refrigeration，2004，27：409－414.

［9］ Lee J，Kim Y，Jeong S.Transient thermodynamic behavior of cryogenic mixed fluid thermo siphon and its cool－down time estimation［J］.Cryogenics，2010，50 （5）：352－358.

［10］ Ma Jia，Gong Maoqiong，Wu Jianfeng.Nucleate pool boiling heat transfer of pure methane ［J］.Journalof EngineeringThermophysics，2008，29 （3）：465－468.

［11］ Ranz W E，Marshall W R.Evaporation from drops［J］.Chem.Eng.Prog.，1952，48 （3）：141－146.

［12］ Yu Minggao，Li Xilin.Analysis on nozzle design parameters affected to spraying site features ［J］.CoalScienceand Technology，2007，35 （6）：55－59.

［13］ Liu Nailin，Zhang Xu.Distribution of droplet diameters and the spline of their empirical equation for spiral nozzle［J］.JournalofExperimentsinFluidMechanics，2009，20（3）：8－12.

［14］ Batchelor G K.An Introduction to Fluid Dynamics［M］.London：Cambridge University Press，2000.