新型独立B型液化天然气船围护系统及蒸发率计算

李国隆，巨永林，傅允准

（1上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海200240；2上海工程技术大学机械工程学院，上海201620）

引 言

LNG船是天然气贸易的重要运输工具，随着天然气在全球能源消费中的比重不断增长，国际能源市场对LNG运输船的需求也将不断增加。根据伦敦权威海运业咨询公司克拉克森统计，2012年全球有超过40艘LNG船新订单。商船三井认为未来10年LNG船需求将超过100艘。而LNG船是目前世界范围内公认的高技术、高难度、高附加值的 “三高”船舶，目前只有美国、中国、韩国、日本和少数欧洲国家的几家船厂能够建造。中国是一个 “缺气”的国家，而中国的天然气消费总量却以每年两位数的速度增长，根据BP世界能源统计年鉴2014的数据，2013年中国的天然气消费量为1616亿立方米，较2012年增长了10.8%。巨大的天然气缺口需要通过进口来填补，因此积极进行LNG船的技术研究对中国的未来发展有重要意义。

液货围护系统是LNG船的核心，LNG船围护系统主要可分为薄膜型和独立型。薄膜型围护系统的典型代表为法国GTT公司设计的NO 96型和MarkⅢ型。这两种类型的围护系统技术已经很成熟，目前被广泛采用。独立型的典型代表为MOSS球型、SPB型和C型液货舱。

LNG船的运载货物为－162℃的LNG，航行过程中液货与外界环境的温差高达近190℃，因此围护系统的绝热性能非常重要。研究LNG船围护系统与外界的换热规律可以为设计和建造新的LNG船提供技术参考。国内外有关薄膜型围护系统的研究比较多，相关学者［1－20］针对薄膜型围护系统的主屏壁结构、绝热板的低温特性、胶黏剂的低温特性、围护系统的绝热性能、围护系统的温度场等进行了理论和实验研究。但是，由于目前独立B型围护系统的实船应用还不是很广泛，相关研究的报道较少。

本项研究以一艘由沪东中华造船 （集团）有限公司最新设计的17万立方米新型独立B型LNG船为研究对象，表1所示为该船的设计主尺度，包括总长 （LOA）、垂线间长 （LBP）、型宽 （B）、型深 （D）、设计吃水 （d）和设计航速 （uship）。本文将新型独立B型围护系统与薄膜型和MOSS球型围护系统进行对比，突出新型独立B型液货舱的优点，说明该型围护系统在将来建造新LNG船时的广阔应用前景。针对这艘大型LNG船的一个典型液货舱，提供了一种很全面地建立传热计算模型的方法，使用ANSYS Fluent软件进行数值模拟计算，研究液货舱蒸发率的变化规律。

表1 新型独立B型LNG船的主尺度Table 1 Main dimensions of new independent type B LNG carrier

1 新型独立B型围护系统的特点

图1所示为薄膜型LNG船的典型横剖面图，该型围护系统为非自支撑型，绝热层与船体内壳直接接触，液货舱的质量由绝热层传递给内船壳，内船壳为整个液货舱提供支撑。

图2所示为MOSS独立球型LNG船的典型横剖面图，MOSS型属于B型独立舱，为自支撑型，船体与液货舱的结构分别独立，液货舱的质量由支撑结构传递给船壳。

图3所示为本项研究所针对的新型独立B型LNG船的典型横剖面图，其液货舱为棱柱形，也是自支撑型，绝热层的外表面与内船壳之间有一段检测和维修空间。

与薄膜型系统相比较，新型独立B型系统有以下特点。

（1）薄膜型系统的绝热层是承重系统，绝热层需承受液货舱质量以及液货晃动产生的冲击力；而独立型液货舱由支撑结构支撑质量，绝热层不是承重系统；因此，薄膜型系统的绝热层结构比独立型系统的绝热层结构更加复杂。薄膜型系统绝热层外侧与内船壳通过具有黏性的树脂绳粘接。内船壳本身是不平坦的，如果绝热板安装不平整，会导致主、次屏壁与绝热板的粘接部位产生剥离应力［6］。

图2 MOSS独立球型LNG船典型横剖面图Fig.2 Typical transverse section plan of independent MOSS spherical type LNG carrier

图3 新型独立B型LNG船典型横剖面图Fig.3 Typical transverse section plan of new independent type B LNG carrier

而新型独立B型围护系统的液货舱和绝热层与船壳分离，不分担船体强度，液货舱和绝热层的变形和温度应力不会直接影响船体，因此新型独立B型舱的绝热层安装更简单。

（2）薄膜型系统中，MarkⅢ型系统的主屏壁为1.2mm的不锈钢，NO 96型系统的主屏壁为0.7mm的Invar钢膜，薄膜型的主屏壁都不具备强度在液货舱内部安装内部隔壁，因此薄膜型液舱内的晃荡将非常明显，使得围护系统结构承受过度的载荷，从而容易引起液货舱的疲劳。而新型独立B型系统的液货舱内部增加了分隔舱壁，有效抑制了晃荡影响。

（3）新型独立B型舱的绝热层与内船壳之间留有一段可以容纳维护人员进入的检修通道，当液货舱或者绝热层出现破损等问题时，可以很方便地拆除绝热层进行维修。而薄膜型系统的绝热层封装在内船壳与液货舱之间，检测和维修都很困难。

与同是独立型系统的MOSS独立球型相比较，新型独立B型系统有以下特点。

（1）新型独立B型的液货舱为棱柱形，与船体形状相称，而球形舱与船形不相称，因此造成球形舱对主甲板以下的空间利用效率很低，布置不如新型独立B型舱紧凑，从而造成球形舱的船体尺寸比新型独立B型船体要大很多。

（2）MOSS球型舱伸出主甲板之上部分的高度约为15m，新型独立B型舱伸出主甲板之上部分的高度为7.7m，球形舱伸出部分过高导致船舶重心升高，影响船舶航行稳定性。

（3）新型独立B型舱的上甲板宽而平，可以布置装卸货物的管路等装置，球形舱则很受限制。另外，伸出较少、宽而平的上甲板也减小了风阻，从而减少了功率损耗。

（4）由于球形舱伸出主甲板之上部分的高度太高，遮挡了更多船舶驾驶控制台的视线，也会一定程度影响到船舶的航行。

从上面的对比中可得，新型独立B型围护系统相对于薄膜型系统和MOSS型系统都有其突出的优点，随着一些关键技术问题得到解决，该型围护系统在将来建造新LNG船时将有很广阔的应用前景。这些关键技术问题包括：船型研究、围护系统结构强度、晃荡研究、围护系统操作与维护、绝热材料研制、绝热层安装等内容。

2 液货舱蒸发率的数值模拟计算

2.1 围护系统传热模型

LNG船航行过程中，低温液货与外界环境之间通过围护系统和船体进行热量传递，如图4所示，水线以下的船体外壳与海水之间存在对流换热；水线以上的船体外壳及甲板则与空气之间存在对流换热，同时吸收阳光的辐射热量。船舶外壳与内壳之间的各个分隔舱室中为空气自然对流传热；绝热层外侧与船体内壳之间的检修通道中也为空气自然对流传热。而在绝热层和支撑结构中则是纯导热。

图4 新型独立B型舱的传热模型Fig.4 Heat transfer model for new independent type B tank

在本项研究中，选取新型独立B型LNG船的4个独立舱中的一个作为研究对象，该舱所处的位置为80号站位至95号站位之间。为了减少数值模拟计算的计算量，根据船舶设计资料图纸，考虑到液货舱的对称性，选取1／4舱模型进行数值计算，所建的模型如图5所示。所选取的液货舱的满载舱容 （Vtank）为49657m3，充装率 （η）为98%。

图5 新型独立B型舱三维模型Fig.5 3Dmodel of new independent type B tank

2.2 对流传热系数计算

在围护系统的传热计算模型中，外边界上存在船壳与流体的对流换热，在船壳层各个封闭舱室和绝热层外的检修通道中则存在空气自然对流，因而准确地计算对流传热系数是围护系统传热计算的关键，工程应用中使用实验关联式计算传热系数。

2.2.1 封闭舱室和检修通道内自然对流传热系数

在计算中，封闭舱室和检修通道按照有限空间内的自然对流来处理，计算出以夹层二壁面的温差（ΔT）定义的自然对流传热系数 （hδ）或者计算出考虑夹层流体导热和对流换热综合影响的等效热导率 （keff）。根据传热学［21］，流过厚度为δ的夹层的总的热通量 （q″）可表达为

描述夹层中自然对流的特征数为Nusselt数（Nuδ）和 Rayleigh数 （Raδ）

针对竖直夹层，推荐使用以下实验关联式计算Nusselt数

针对水平夹层，推荐使用以下关联式

2.2.2 外边界上船壳与流体对流传热系数 计算流体与船壳的对流传热系数时，按照流体纵掠平壁时的湍流强迫对流传热来处理。描述强迫对流的特征数为Nusselt数 （NuL）和Reynolds数 （ReL），计算特征数时使用船舶主尺度水线长 （LWL）和总长 （LOA）作为特征尺寸。

计算船壳与海水的对流传热系数 （hwater）时推荐使用以下关联式计算

计算船壳与空气的对流传热系数 （hair）时推荐使用以下关联式计算

2.3 其他参数及日蒸发率计算公式

支撑结构分为两段，与液货舱连接的一段为层压木，与船体连接的一段为低碳钢。蒸发率计算中，除了对流传热系数以外，还需要的其他材料和液化天然气的热物性参数包括船体外板的辐射率 （ε）、层压木的热导率 （kwood）、低碳钢的热导率 （ksteel）、LNG的汽化潜热 （γLNG）和密度 （ρLNG）见表2。

表2 其他材料热物性参数Table 2 Other thermo－physical properties of materials

计算得到液货舱的总漏热量 （Q），即可使用式 （11）计算出液货舱的日蒸发率 （BOR）

2.4 计算工况

根据有关LNG船舶航行的国际规范和船舶的航行特点，选取以下3个工况进行计算，其中工况1为国际海事组织规定的液化气体船舶正常营运的最高环境设计温度。计算工况的定义中包括空气温度 （Tair）、海水温度 （Twater）、风速 （uwind）和海水流速 （uwater）。计算工况见表3。

表3 计算工况Table 3 Description of working conditions of LNG carrier

新型独立B型LNG船采用450mm厚的增强型硬质聚氨酯泡沫 （RPUF）作为绝热材料。绝热材料是整个围护系统的核心，热导率是衡量RPUF的绝热性能的指标。根据已有的RPUF的热导率数据［9］，在－160～20℃温度范围内，聚氨酯泡沫的热导率变化范围大致为0.02～0.04W·m－1·K－1，为了研究RPUF热导率变化对蒸发率的影响，本计算例中，每个计算工况下，都选取以下5个RPUF的热导率数值进行计算：0.02、0.025、0.03、0.035、0.04。

2.5 建立计算模型与划分网格

根据实船的设计图纸与数据资料，使用CAD软件建立围护系统1／4舱的三维模型，然后将三维模型导入ANSYS ICEM CFD软件中进行网格划分。因为船舱系统模型的结构比较复杂，所以使用非结构化网格。由于可预测到绝热层里面的温度梯度会远远大于其他计算域里的温度梯度，应当对绝热层区域里的网格进行加密处理，以保证计算的精度，网格划分结果如图6所示。

图6 传热模拟计算网格划分结果Fig.6 Mesh for heat transfer simulation

2.6 Fluent软件模拟计算的边界条件设置及求解器设置

由于本计算例只考虑稳态传热问题，所以在Fluent软件中选用基于压力的稳态求解器进行求解。打开能量方程，输入各个通过关联式计算所得的或是已知的各计算域的材料物性参数，设置边界条件后进行求解计算。

边界条件设置为：（1）水线以下的船壳上为对流换热壁面，需要给定传热系数和海水温度；（2）水线以上的船壳上为外部辐射换热和对流换热结合的混合壁面条件，需要给定传热系数、空气温度、辐射率和辐射温度；（3）横舱壁上的边界条件假定为恒温壁面条件，不同计算工况时横舱壁温度（TBHD）取值为工况1时取30℃，工况2时取－5℃，工况3时取－15℃； （4）液货舱内侧与LNG直接接触，为恒温壁面，温度为－162℃；（5）两个对称面设置为对称边界条件。

在Fluent软件计算过程中，为了观察计算的收敛情况，应在计算过程中监测计算残差的变化情况，其次，应在Fluent计算模型内任意定义若干位置点，在计算过程中监测这些位置点上的温度值随迭代时间步的变化情况，当计算残差小于指定标准并且所有位置点上的温度都达到定常状态时，即可认为计算已经收敛。

2.7 蒸发率计算结果

图7所示为不同工况下液货舱的日蒸发率随聚氨酯绝热材料热导率的变化情况。从计算结果可得：绝热层热导率对液货舱蒸发率的影响很大，为了满足在绝热层厚度为450mm和在最高营运环境温度 （工况1）条件下日蒸发率不能超过0.1%的限定要求，所选用的聚氨酯泡沫绝热材料的热导率应当小于或等于0.03W·m－1·K－1。

图7 蒸发率计算结果Fig.7 BOR calculation results

3 结 论

（1）通过将新型独立B型围护系统与传统的薄膜型和MOSS球型围护系统在绝热层结构与安装、晃荡特性、检测与维修、货舱布置、甲板空间利用和航行稳定性等方面进行对比，突出了新型独立B型舱的优势，说明该舱型在将来有很好的应用前景。

（2）通过对船体结构和舱室进行合理简化后，提供了一种计算液货舱换热的方法，包括建立模型、计算有关参数、数值模拟的方法，并通过一个计算例验证了该方法的可行性。

（3）从数值模拟计算的结果可得，绝热层厚度为450mm时，为了满足日蒸发率不能超过0.1%的限定要求，所选用的聚氨酯泡沫绝热材料的热导率应当小于或等于0.03W·m－1·K－1。

符 号 说 明

B——船舶型宽，m

BOR——日蒸发率，%

D——船舶型深，m

d——船舶吃水，m

g——重力加速度，m·s－2

H——夹层高度，m

hair，hwater——分别为船体与空气、海水的对流传热系数，W·m－1·K－1

hδ——以夹层二壁面的温差ΔT定义的封闭夹层自然对流传热系数，W·m－2·K－1

kair，kwater，ksteel，kwood——分别为干空气、海水、低碳钢、层压木的热导率，W·m－1·K－1

keff——封闭夹层中，考虑夹层流体导热和自然对流换热综合影响的等效热导率，W·m－1·K－1

LBP，LOA，LWL——分别为垂线间长、总长、水线长，m

Nuδ——以夹层宽度为特征尺寸的Nusselt数

NuL，1，NuL，2——分别为以船舶水线长、总长为特征尺寸的Nusselt数

Prair，Prwater—— 分 别 为 干 空 气、 海 水 的Prandtl数

Q——液货舱总漏热量，W

q″——热通量，W·m－2

Raδ——夹层宽度为特征尺寸的Rayleigh数

ReL，1，ReL，2——分别为以船舶水线长、总长为特征尺寸的Reynolds数

Tair，Twater，TBHD——分别为空气、海水、横舱壁温度，℃

ΔT——夹层两壁面温差，℃

uship，uwater，uwind——分别为船速、海水流速、风速，knots

Vtank——液货舱单罐满载容积，m3

β——干空气体积膨胀系数，K－1

γLNG——LNG的汽化潜热，kJ·kg－1

δ——夹层宽度，m

ε——船体外板的辐射率

η——液货舱充装率，%

νair，νwater——分别为干空气、海水运动黏度，m2·s

ρLNG——LNG的密度，kg·m－3

［1］ Choe J，Kim K，Lee D，Bang C，Lee D.Glass composite vibration isolating structure for the LNG cargo containment system ［J］.CompositeStructures，2014，107：469－475.

［2］ Yu Y，Choi I，Nam S，Lee D.Cryogenic characteristics of chopped glass fiber reinforced polyurethane foam ［J］.CompositeStructures，2014，107：476－481.

［3］ Lee C，Lee J.Failure analysis of reinforced polyurethane foam－based LNG insulation structure using damage－coupled finite element analysis ［J］.CompositeStructures，2014，107：231－245.

［4］ Yu Y，Kim B，Lee D.Cryogenic reliability of composite insulation panels for liquefied natural gas （LNG）ships ［J］.CompositeStructures，2012，94：462－468.

［5］ Yu Y，Kim B，Lee D.Cryogenic reliability of the sandwich board for LNG ship ［J］.CompositeStructures，2013，95：547－556.

［6］ Yoon S，Kim K，Lee D.Improvement for the adhesive peel strength of the secondary barrier with level difference for LNG containment system ［J］.CompositeStructures，2013，95：528－538.

［7］ Bang C，Park C，Lee D.Optimum glass fiber volume fraction in the adhesive for the Al－SUS adhesively bonded joints at cryogenic temperatures ［J］.CompositeStructures，2014，108：119－128.

［8］ Choi I，Yu Y，Lee D.Cryogenic sandwich－type insulation board composed of E－glass／epoxy composite and polymeric foams ［J］.CompositeStructures，2013，102：61－71.

［9］ Choi S，Roh J，Kim M，Lee W.Analysis of two main LNG CCS （cargo containment system）insulation boxes for leakage safety using experimentally defined thermal properties［J］.AppliedOceanResearch，2012，37：72－89.

［10］ Chun M，Kim M，Kim W，Kim S，Lee J.Experimental investigation on the impact behavior of membrane－type LNG carrier insulation system ［J］.JournalofLossPreventionin theProcessIndustries，2009，22：901－907.

［11］ Cho J R，Park S W，Kim H S，Rashed S.Hydroelastic analysis of insulation containment of LNG carrier by globallocal approach ［J］.InternationalJournalforNumerical MethodsinEngineering，2008，76：749－774.

［12］ Roh S，Son G，Song G，Bae J.Numerical study of transient natural convection in pressurized LNG storage tank ［J］.AppliedThermalEngineering，2013，52：209－220.

［13］ Shi Guangzhi（时 光 志），Sheng Sujian （盛 苏 建）.Heat transfer analysis and boil off rate calculation of independent type C cargo tank ［J］.ShipandOceanEngineering（船海工程），2013，42 （1）：65－69.

［14］ Zhang Weixing （章伟星），Zhou Hao （周昊），Cai Zhuyi（蔡洙一），Chen Yingqiu（陈映秋），Liu Chuntu（柳春图）.The temperature field analysis for the tank insulation system of 138000m3LNG carrier ［J］.ShipbuildingofChina（中国造船），2008，49 （1）：77－82.

［15］ Li Boyang （李 博 洋）.FE analysis on temperature field of cavity of membrane type LNG carrier based on ANSYS ［J］.ShipEngineering（船舶工程），2008，30 （Z1）：29－32.

［16］ Yu Xianghu （余祥虎）.Research on the LNG carrier tank’s thermal transfer and stress finite element analysis ［D］.Wuhan：Wuhan University of Technology，2009.

［17］ Ding Shifeng（丁仕风），Tang Wenyong （唐文勇），Zhang Shengkun （张 圣 坤 ）.A research on temperature field and stress field of large－scale LNG ship ［J］.ShipEngineering（船舶工程），2008，30 （5）：16－19.

［18］ Chen Bozhen （陈伯真），Hu Yuren （胡毓仁）.The temperature distribution and thermal stress analysis of ship structures［J］.JournalofShanghaiJiaoTongUniversity（上海交通大学学报），1995，29 （3）：33－41.

［19］ Ten Xiaoqing （滕 晓 青），Gu Yongning （顾 永 宁）.Steady temperature distribution and thermal stress analysis for double hull structure ［J］.ShipbuildingofChina（中国造船），2000，41 （2）：58－65.

［20］ Xia Huabo（夏华波），Sun Kecheng （孙恪成），Shi Guangzhi（时光志），Lin Jianhui（林建辉），Peng Wenjun （彭文君），Wu Shuzhong （吴树忠）.Analysis of liquid cargo tank heat transfer on 30000m3LNG ship ［J］.ShipEngineering（船舶工程），2014，36 （2）：34－36.

［21］ Faghri A，Zhang Yuwen，Howell J R.Advanced Heat and Mass Transfer［M］.Columbia：Global Digital Press，2010：555－569.