2.10 傳熱計算

2.10.1 傳熱機理的設計計算

當管道內有溫度不同于周圍環境溫度的工質流動時，管內流體就要通過管壁與管外的保溫層向外發散熱量。若閥門泄漏量不變，一段時間后傳熱趨于穩定，散發熱量與管壁溫度維持為一定值。其傳熱機理如圖2-9所示。圖中，，分別為工質、管道內壁、管道外壁、保溫層外壁及環境空氣的溫度。熱量沿徑向從管內流體以對流換熱方式傳遞給管道內壁，然后以導熱方式從內壁傳遞至管外壁，再以導熱方式從管外壁傳遞至保溫層外壁，最后以對流換熱方式傳遞給周圍空氣。傳遞熱量的大小與工質的溫度和流速有關。

由于沿工質流動方向（圖2-9中的y方向）溫度逐漸下降，因此沿管壁和保溫層縱向也存在導熱熱量傳遞。對管壁縱向溫度梯度最大的進口段的壁溫測試結果表明：沿管道縱向的管壁導熱熱量很小，在計算中可以忽略。如某工況下，主汽溫度為538℃，距進口2.5m與7.5m處的管壁溫度測試值分別為425℃與337℃。由于鋼材的熱導率較大，壁厚11mm的鋼管內外壁的溫差僅0.1℃，取鋼管內外壁溫度近似相等。以進口處5m為控制體進行計算，由管壁縱向導熱而散發的熱量為，而總的放熱熱量為，僅為的0.085%。沿軸向，管壁前后溫度梯度逐漸減小。若管內泄漏量增大，工質對管壁的傳熱量增加，管道的軸向溫度梯度減小，縱向導熱量更小。由于縱向導熱量更小，可忽略不計。保溫層的熱導率也可不計。

管內工質通過管壁和保溫層以對流-導熱-導熱-對流4種方式向外傳熱，忽略管壁和保溫層的縱向導熱后，上述4種方式長度的熱量相等，即，由于工質對管壁的放熱系數與工質流速成正比，所以可根據閥前管道外壁溫度、周圍環境溫度、管內流體壓力P和進口工質溫度來近似計算管道的散熱量，從而計算管內流體的流動速度與流量，得到閥門的泄漏量。

管道縱向溫度梯度不大，當所取計算控制體足夠短時，壁面溫度可取其平均值，則管壁與保溫層的散熱近似為單層均質圓筒壁導熱問題，熱量傳遞的計算公式為：

　　（2-71）

式中 —管壁或保溫層的熱導率，；

—內外壁的溫度差，℃；

—管壁或保溫層的內徑，m；

—管壁或保溫層的外徑，m；

—管壁或保溫層的長度，m。

對流換熱傳遞熱量計算公式為：

　　（2-72）

式中 —流體的熱導率，；

—管道的當量直徑，m；

F —換熱面積，m2；

—傳熱溫差，℃；

Nu —努塞爾數。

工質為蒸汽或水時，對管道內壁的傳熱為管內受迫對流放熱，其努塞爾特數關系式如式（2-73）所示。

層流時采用Hausen方程：

　　

（2-73）

湍流時采用Sieder-Tate方程：

　　（2-74）

當閥門泄漏量較小時，靠近閥門管段內工質降至飽和溫度，蒸汽開始凝結，管內蒸汽不完全凝結時平均努塞爾特數關系式為：

　　（2-75）

　　（2-76）

式中 —飽和水的密度，kg/m3；

—飽和水的熱導率；

—飽和水的普朗特數；

—飽和蒸汽的密度，kg/m3；

x1、x2 —計算控制體進出口的蒸汽干度。

為減少散熱損失，關閉窗戶后室內風速極低，保溫層外壁向周圍環境傳遞熱量是以自然對流的方式進行。反應流動特性的準則數在的范圍。其水平與豎直圓柱自然對流換熱的準則方程式為：

當時：

　　（2-77）

當時：

　　（2-78）

2.10.2 保冷層的設計計算

保冷層的絕熱方式采用高真空多層絕熱，所選用的材料性能如表2-3所示。

根據工藝要求確定保冷計算參數，當無特殊工藝要求時，保冷厚度應采用最大允許冷損失量進行計算并用經濟厚度調整，保冷的經濟厚度必須用防結露厚度校核。

2.10.2.1 按最大允許冷損失量進行計算

此時，絕熱層厚度計算中，應使其外徑D1滿足式（2-79）要求：

　　（2-79）

式中 [Q] —以每平方米絕熱層外表面積為單位的最大允許冷損失量（為負值），W/m2；保溫時，[Q]應按附錄取值；保冷時，[Q]為負值；當Ta-Td≤4.5時，[Q]=-(Ta-Td)αs；當Ta-Td＞ 4時，[Q]=-4.5αs；

λ —絕熱材料在平均溫度下的熱導率，W/(m·℃)，取0.05 W/(m·℃)；

αs —絕熱層外表面向周圍環境的放熱系數，W/(m2·℃)；

T0 —管道或設備的外表面溫度，℃；

Ta —環境溫度，℃；

D1 —絕熱層外徑，m；

D0 —閥體外徑，m。

由GB 50264—1997查得：蘭州市內最熱月平均相對濕度ψ=61%，最熱月環境溫度T=30.5℃，Td為當地氣象條件下最熱月的露點溫度（℃）。Td的取值應按GB 50264—97的附錄C提供的環境溫度和相對濕度查有關的環境溫度相對濕度露點對照表（Ta、ψ、Td表）而得到，查h-d圖知，露點溫度Td=22.2℃，當地環境溫度Ta=30.5℃，Ta-Td=8.3℃。所以Ta-Td＞4.5℃，[Q]=-4.5αs。

根據GB 50264查得，αs=8.141W/(m2·℃)，所以[Q]=-4.5×8.141=-36.63W/(m2·℃)，則

得

所以保溫層的厚度為：

2.10.2.2 按防止絕熱層外表面結露進行計算

單層防止絕熱層外表面結露的絕熱層厚度計算中應使絕熱層外徑D1滿足式（2-80）的要求：

　　（2-80）

式中 λ —絕熱材料在平均溫度下的熱導率，W/(m·℃)，取0.05 W/(m·℃)；

αs —絕熱層外表面向周圍環境的放熱系數，W/(m2·℃)；

T0 —管道或設備的外表面溫度，℃；

Ta —環境溫度，℃；

D1 —絕熱層外徑，m；

D0 —內筒體外徑，m；

Td —當地氣象條件下最熱月的露點溫度，°C。

得，則保溫層的厚度為：

綜上所述，保冷層厚度取整得δ=20mm。所選保溫材料的層密度為50/20層/mm，故保溫層的層數為50/20×20=50，取50層。

2.10.3 蝶閥最小泄放面積計算

取蝶閥的動作壓力等于設計壓力，即p=4.6MPa，容器超壓限度為4700kPa。

根據GB 150附錄B及壓力容器安全技術監察規程附件五安全閥和爆破片的設計計算，有完善的絕熱保溫層的液化氣體壓力容器的安全泄放量按式（2-81）計算：

　　（2-81）

式中 Ws —壓力容器安全泄放量，kg/h；

q —在泄放壓力下液化氣體的汽化潛熱，kJ/kg，查表得：

λ —常溫下絕熱材料的熱導率，kJ/(m·h·℃)；

δ —保溫層厚度，m；

t —泄放壓力下的飽和溫度，℃取-120℃，即153.15K；

Ar —內容器受熱面積，m2，對于橢圓形封頭的臥式容器。

　　（2-82）

式中 D0 —內容器的外徑，m；

L —壓力容器總長，m。

代入式（2-82）中得

2.10.4 爆破片的設計計算

內容器的爆破片需要并聯安裝兩只。爆破片的最小排放面積如式（2-83）計算：

　　

（2-83）

式中 C —氣體特性系數，由氣體絕熱指數k=1.4可查得；

K′ —爆破片的額定泄放系數，取平齊式接管，K′=0.73；

A —爆破片的最小排放截面積，mm2；

pb —爆破片的設計爆破壓力，MPa；確定一個高于容器工作壓力pw的“最低標定爆破壓力”pbmin，爆破片的設計壓力pb等于pbmin加所選爆破片制造范圍下限0.065；

T —爆破片排放時的液化天然氣溫度，K；

Z —液化天然氣在操作溫度壓力下的壓縮系數，查圖可得Z=0.825，所以

取爆破片的最小幾何流道直徑d=8mm。

由于LNG是易燃易爆的介質，因此爆破片選用爆破不會產生火花的正拱形槽型爆破片，材料選用0Cr18Ni9，夾持器選用LJC型夾持器。其安裝使用如圖2-10所示。

2.10.5 測溫裝置的選型

槽車的設計壓力為1.1MPa，由此可得罐內LNG的最大可能工作溫度區間為-162.3～-120.85℃，由手冊查得鎳鉻-考銅熱電偶溫度計的測溫范圍為70～300K，即為-203～27℃。此槽車選用鎳鉻-考銅熱電偶溫度計作為溫度測量裝置，并采用自動電子電位差計測量熱電偶的熱電勢。熱電偶溫度計具有體積小，結構簡單，安裝使用方便，便于遠距離測量和集中控制等優點。其安裝使用如圖2-11所示。

2.10.6 液位測量裝置的選型

液位計需在低溫下工作，所用的液位計必須滿足低溫工況的要求，可以選用差壓計液面指示儀，差壓計液面指示儀是以容器內低溫液體液面升降時產生的液柱高度，等于容器氣相空間和底部液相靜壓力之差為原理，通過測量靜壓力差的大小，來確定被測液體液面的高低。由于蝶閥閥體完全充滿LNG時所產生的液柱靜壓力為：

所以選用型號為CGS-50的差壓計液面指示儀。

2.10.7 滴水盤的安裝位置

滴水盤表面結露后，冷凝水會流入保冷層，加快保冷層的腐蝕和破壞，因此，為了保證滴水盤表面不結露，要求滴水盤表面的溫度高于空氣中水蒸氣的露點溫度。根據滴水盤的溫度場函數可以看出，滴水盤表面的溫度在徑向的方向逐漸增高，故此，為了滿足這一條件，只需保證滴水盤的基部溫度與空氣中水蒸氣的露點溫度相等即可，即當，，>時得：

　

　（2-84）

移項整理得：

　

令作變量替換，解上式得：

　

　（2-85）

其中，負號在實例計算中將會使得滴水盤的安裝位置高于閥蓋的最小長度，與實際不符，故舍去，最終得到滿足滴水盤表面不結露的條件時，滴水盤在閥蓋上的安裝位置為：

　　（2-86）

其中

　　

（2-87）