液氫容器內(nèi)外容器間支撐結構的受力及漏熱計算分析

妙叢，張振揚，解輝，張震

（北京航天試驗技術研究所，北京 100074）

0 引言

如何延長存儲時間，如何減小漏熱量，并降低低溫液體靜態(tài)日蒸發(fā)率？這些是低溫液體容器研發(fā)永遠逃避不了的問題。相比于其它低溫液體，液氫的飽和溫度更低，更容易汽化，更不易被保存。由于氫氣具有易燃易爆的特性，從1896年第一個液氫生產(chǎn)裝置誕生以來，全球所產(chǎn)液氫基本都被用在軍事領域，尤其是用在液氫-液氧發(fā)動機火箭上，少數(shù)用在了科研領域，但僅限于實驗室使用，在民用領域基本沒有相關報道[1]。隨著近年來碳達峰、碳中和的呼吁聲越來越強烈，國家也相應制定了“3060目標”。氫能作為清潔能源因此獲得越來越多的重視，然而其高昂的制取成本注定了其將在曲折中發(fā)展[2]。

液氫在軍事領域的應用有著用時生產(chǎn)、短時存儲的特點，所以早期研發(fā)的液氫容器并沒有特別考慮漏熱的問題，也不會存在大量蒸發(fā)浪費的情況，但液氫在民用領域的應用則截然不同，它需要像汽油或者柴油那樣存儲起來隨時備用。本文從降低液氫存儲成本角度，介紹了一種典型的內(nèi)外容器間支撐結構，對該支撐結構進行了結構強度及漏熱量計算分析，并通過有限元分析軟件對計算結果進行了仿真計算校核，結合仿真結果對結構進行了合理化調(diào)整，結果表明調(diào)整后的支撐結構強度滿足使用需求，且漏熱量和液氫靜態(tài)日蒸發(fā)量較小，適宜液氫儲存，可以有效降低液氫存儲成本[3]。

1 一種典型內(nèi)外容器間支撐結構型式

1.1 滑動端支撐

圖1為內(nèi)外容器間滑動支撐，內(nèi)支撐7焊接在內(nèi)容器上，外支撐套筒4和內(nèi)支撐7之間裝有滑塊6，滑塊6被蓋板5固定于外支撐套筒上，外支撐套筒4焊接在加強圈9上，補強蓋板1與外容器2和加強圈9焊接，堵板3焊接在加強圈9上。

圖1 內(nèi)外容器間滑動端支撐

1.2 固定端支撐

圖2為內(nèi)外容器間固定端支撐，該支撐數(shù)量一般為1～4個，具體由容器大小決定。

圖2 內(nèi)外容器間固定端支撐

安裝時先將加強板2和支撐鋼管3焊接在一起，然后焊接到內(nèi)容器1上，焊接支撐套筒4至外容器7，并焊接補強蓋板8，之后將封頭6和支撐鋼管3焊接在一起，最后焊接堵板5，使支撐套筒和封頭形成密閉空間。需要注意的是，為了使內(nèi)外容器間抽空時支撐套筒內(nèi)不形成大氣壓力，應在加強板2和支撐套筒4上打小孔排氣。

1.3 運輸（徑向）支撐

當立式容器容積較大（大于10 m3）時，或者容器為臥式容器時，需要安裝運輸（徑向）支撐，其常用結構型式如圖3所示。

圖3 內(nèi)外容器間運輸（徑向）支撐

2 支撐結構強度計算

本文按照幾何容積10 m3液氫容器進行計算，輸入具體參數(shù)條件如表1所示。

表1 結構強度計算輸入條件

2.1 滑動端支撐結構強度計算

由于滑動端在立式工作狀態(tài)下不受力，所以本文只校核運輸工況下的結構強度，這時滑動支座簡化為一根鋼管，選用φ219×4。在運輸工況下，高度方向共2g載荷，滑動支座承受一半，即1g載荷，及由此產(chǎn)生的彎矩。剪切應力為

2.2 固定端支撐強度計算

內(nèi)容器下封頭和外容器下封頭之間的支柱參考NBT 47065.4-2018第202面的2號B型支承式支座，但Dr按照1060[6]，如圖4所示。支柱為φ108×4鋼管，支座高度按上限550 mm，支座數(shù)量為3個。底板采用φ250×16圓形板，與外支柱φ159×4.5鋼管焊接連接。內(nèi)支柱采用S30403不銹鋼，底板和外支柱采用S30408不銹鋼。按照NB/T 47065.4-2018附錄A校核[6]：

圖4 固定端支撐參數(shù)

式中：Q為支座承受的載荷，kN；D為支座安裝尺寸，對A型支座，D=Dr，此處為1060 mm；g為重力加速度；Ge為偏心載荷（包括管道推力引起的當量荷載），N；Se為偏心距（包括管道推力引起的當量偏心距），mm；H為水平力作用點至底板高度，mm；k為不均勻系數(shù)，3個支座時取1，3個以上時取0.83；m0為設備總質(zhì)量，m0=2400 kg；n為支座數(shù)量，此處為3；p為水平力，取pe+0.25pw和pw的大值，N。

其中，容器總高較矮，且風載和雪載作用在外容器上，不直接作用在內(nèi)容器上，內(nèi)容器承受風載視為0。地震載荷pe的計算見GB/T 50761-2018標準[7]。

按照GB/T 50761-2018標準，內(nèi)容器支撐在外容器上，外容器與內(nèi)容器質(zhì)量比大于2，內(nèi)容器的水平地震力按下式計算[7]：

式中：Km為地震作用放大系數(shù)，一層為1.2；η為設備抗震重要度系數(shù)，按表3.1.2選用，II類容器為1.0；RE為設備地震作用調(diào)整系數(shù)，按表4.3.1-1選用，立式圓筒形容器為0.40；α1為相應于設備基本自振周期的水平地震影響系數(shù)，設計基本地震加速度為0.30g，水平地震影響系數(shù)最大值為0.68；meq為設備的等效總質(zhì)量，1700+700=2400 kg；g為重力加速度。

計算得Fhk=7685 N。

所有夾層管路采用自然補償，減少管道對設備的作用力。φ45×3管道內(nèi)介質(zhì)靜壓力（0.8 MPa）產(chǎn)生的推力為800000×3.14×0.0195×0.0195=955 N，Ge按m0g的10%考慮，Se按1000 mm計算，H按3300 mm計算。計算出Q=26.8 kN＜[Q]=49 kN，滿足支座承載要求。

2.3 運輸（徑向）支撐結構強度計算

該方向的支撐強度只校核玻璃鋼管的強度就可以，由表1可知，其尺寸為φ108×4 mm，所以截面積A=0.0013 m2，支撐數(shù)量為2，運輸工況下施加的壓力取3g，所以玻璃鋼管所受應力為

3 支撐結構漏熱分析

3.1 固定端支撐漏熱

3.2 滑動端支撐漏熱

滑動端支撐可簡化為1根600 mm長的φ219×4不銹鋼管，所以漏熱量為

3.3 運輸（徑向）支撐漏熱

由上述公式計算這部分漏熱非常小，相較于固定端和滑動端支撐可以忽略不計。

3.4 靜態(tài)日蒸發(fā)率

以上靜態(tài)日蒸發(fā)率計算過程并沒有將管路和絕熱層漏熱考慮在內(nèi)，如果考慮管路和絕熱層漏熱的話，容器靜態(tài)日蒸發(fā)率保守估計也要在2%以上，這對于10 m3液氫容器來說，漏熱量過大了，需要對容器支撐結構進行調(diào)整。

4 支撐結構調(diào)整

首先更改滑動端支撐結構，將滑塊6結構更改為與內(nèi)支撐7成凸起環(huán)接觸，由于起到支撐作用的仍然可簡化為鋼管，所以強度不需要重新校核，如圖5所示。由于接觸面積減半，漏熱量Q2粗略估計一般可以減小至6.865 W。

圖5 修改后滑動端支撐

固定端支撐由3根簡化為1根，位置調(diào)整到容器正中心，這時支座強度校核可以簡化為

靜態(tài)日蒸發(fā)率降低明顯，在可以接受的范圍內(nèi)。

5 結論

通過對液氫容器內(nèi)外容器支撐結構強度和漏熱量的計算分析得到如下結論：應盡量減小內(nèi)外容器滑動端支撐接觸面積，采用凸起接觸對減小漏熱有一定的效果；對于小型液氫容器，可以使用單根固定端支撐配合徑向支撐的方法以減小漏熱量；徑向支撐使用玻璃鋼管材質(zhì)漏熱量很小，推薦使用。