液氢容器内外容器间支撑结构的受力及漏热计算分析

妙丛，张振扬，解辉，张震

（北京航天试验技术研究所，北京 100074）

0 引言

如何延长存储时间，如何减小漏热量，并降低低温液体静态日蒸发率？这些是低温液体容器研发永远逃避不了的问题。相比于其它低温液体，液氢的饱和温度更低，更容易汽化，更不易被保存。由于氢气具有易燃易爆的特性，从1896年第一个液氢生产装置诞生以来，全球所产液氢基本都被用在军事领域，尤其是用在液氢-液氧发动机火箭上，少数用在了科研领域，但仅限于实验室使用，在民用领域基本没有相关报道[1]。随着近年来碳达峰、碳中和的呼吁声越来越强烈，国家也相应制定了“3060目标”。氢能作为清洁能源因此获得越来越多的重视，然而其高昂的制取成本注定了其将在曲折中发展[2]。

液氢在军事领域的应用有着用时生产、短时存储的特点，所以早期研发的液氢容器并没有特别考虑漏热的问题，也不会存在大量蒸发浪费的情况，但液氢在民用领域的应用则截然不同，它需要像汽油或者柴油那样存储起来随时备用。本文从降低液氢存储成本角度，介绍了一种典型的内外容器间支撑结构，对该支撑结构进行了结构强度及漏热量计算分析，并通过有限元分析软件对计算结果进行了仿真计算校核，结合仿真结果对结构进行了合理化调整，结果表明调整后的支撑结构强度满足使用需求，且漏热量和液氢静态日蒸发量较小，适宜液氢储存，可以有效降低液氢存储成本[3]。

1 一种典型内外容器间支撑结构型式

1.1 滑动端支撑

图1为内外容器间滑动支撑，内支撑7焊接在内容器上，外支撑套筒4和内支撑7之间装有滑块6，滑块6被盖板5固定于外支撑套筒上，外支撑套筒4焊接在加强圈9上，补强盖板1与外容器2和加强圈9焊接，堵板3焊接在加强圈9上。

图1 内外容器间滑动端支撑

1.2 固定端支撑

图2为内外容器间固定端支撑，该支撑数量一般为1～4个，具体由容器大小决定。

图2 内外容器间固定端支撑

安装时先将加强板2和支撑钢管3焊接在一起，然后焊接到内容器1上，焊接支撑套筒4至外容器7，并焊接补强盖板8，之后将封头6和支撑钢管3焊接在一起，最后焊接堵板5，使支撑套筒和封头形成密闭空间。需要注意的是，为了使内外容器间抽空时支撑套筒内不形成大气压力，应在加强板2和支撑套筒4上打小孔排气。

1.3 运输（径向）支撑

当立式容器容积较大（大于10 m3）时，或者容器为卧式容器时，需要安装运输（径向）支撑，其常用结构型式如图3所示。

图3 内外容器间运输（径向）支撑

2 支撑结构强度计算

本文按照几何容积10 m3液氢容器进行计算，输入具体参数条件如表1所示。

表1 结构强度计算输入条件

2.1 滑动端支撑结构强度计算

由于滑动端在立式工作状态下不受力，所以本文只校核运输工况下的结构强度，这时滑动支座简化为一根钢管，选用φ219×4。在运输工况下，高度方向共2g载荷，滑动支座承受一半，即1g载荷，及由此产生的弯矩。剪切应力为

2.2 固定端支撑强度计算

内容器下封头和外容器下封头之间的支柱参考NBT 47065.4-2018第202面的2号B型支承式支座，但Dr按照1060[6]，如图4所示。支柱为φ108×4钢管，支座高度按上限550 mm，支座数量为3个。底板采用φ250×16圆形板，与外支柱φ159×4.5钢管焊接连接。内支柱采用S30403不锈钢，底板和外支柱采用S30408不锈钢。按照NB/T 47065.4-2018附录A校核[6]：

图4 固定端支撑参数

式中：Q为支座承受的载荷，kN；D为支座安装尺寸，对A型支座，D=Dr，此处为1060 mm；g为重力加速度；Ge为偏心载荷（包括管道推力引起的当量荷载），N；Se为偏心距（包括管道推力引起的当量偏心距），mm；H为水平力作用点至底板高度，mm；k为不均匀系数，3个支座时取1，3个以上时取0.83；m0为设备总质量，m0=2400 kg；n为支座数量，此处为3；p为水平力，取pe+0.25pw和pw的大值，N。

其中，容器总高较矮，且风载和雪载作用在外容器上，不直接作用在内容器上，内容器承受风载视为0。地震载荷pe的计算见GB/T 50761-2018标准[7]。

按照GB/T 50761-2018标准，内容器支撑在外容器上，外容器与内容器质量比大于2，内容器的水平地震力按下式计算[7]：

式中：Km为地震作用放大系数，一层为1.2；η为设备抗震重要度系数，按表3.1.2选用，II类容器为1.0；RE为设备地震作用调整系数，按表4.3.1-1选用，立式圆筒形容器为0.40；α1为相应于设备基本自振周期的水平地震影响系数，设计基本地震加速度为0.30g，水平地震影响系数最大值为0.68；meq为设备的等效总质量，1700+700=2400 kg；g为重力加速度。

计算得Fhk=7685 N。

所有夹层管路采用自然补偿，减少管道对设备的作用力。φ45×3管道内介质静压力（0.8 MPa）产生的推力为800000×3.14×0.0195×0.0195=955 N，Ge按m0g的10%考虑，Se按1000 mm计算，H按3300 mm计算。计算出Q=26.8 kN＜[Q]=49 kN，满足支座承载要求。

2.3 运输（径向）支撑结构强度计算

该方向的支撑强度只校核玻璃钢管的强度就可以，由表1可知，其尺寸为φ108×4 mm，所以截面积A=0.0013 m2，支撑数量为2，运输工况下施加的压力取3g，所以玻璃钢管所受应力为

3 支撑结构漏热分析

3.1 固定端支撑漏热

3.2 滑动端支撑漏热

滑动端支撑可简化为1根600 mm长的φ219×4不锈钢管，所以漏热量为

3.3 运输（径向）支撑漏热

由上述公式计算这部分漏热非常小，相较于固定端和滑动端支撑可以忽略不计。

3.4 静态日蒸发率

以上静态日蒸发率计算过程并没有将管路和绝热层漏热考虑在内，如果考虑管路和绝热层漏热的话，容器静态日蒸发率保守估计也要在2%以上，这对于10 m3液氢容器来说，漏热量过大了，需要对容器支撑结构进行调整。

4 支撑结构调整

首先更改滑动端支撑结构，将滑块6结构更改为与内支撑7成凸起环接触，由于起到支撑作用的仍然可简化为钢管，所以强度不需要重新校核，如图5所示。由于接触面积减半，漏热量Q2粗略估计一般可以减小至6.865 W。

图5 修改后滑动端支撑

固定端支撑由3根简化为1根，位置调整到容器正中心，这时支座强度校核可以简化为

静态日蒸发率降低明显，在可以接受的范围内。

5 结论

通过对液氢容器内外容器支撑结构强度和漏热量的计算分析得到如下结论：应尽量减小内外容器滑动端支撑接触面积，采用凸起接触对减小漏热有一定的效果；对于小型液氢容器，可以使用单根固定端支撑配合径向支撑的方法以减小漏热量；径向支撑使用玻璃钢管材质漏热量很小，推荐使用。