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年第一個液氫生產裝置誕生以來，全球所產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、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整，結果表明調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 一種典型內外容器間支撐結構型式

1.1 滑動端支撐

圖1為內外容器間滑動支撐，內支撐7焊接在內容器上，外支撐套筒4和內支撐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 內外容器間滑動端支撐

1.2 固定端支撐

圖2為內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，為了使內外容器間抽空時支撐套筒內不形成大氣壓力，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，及由此產生的彎矩。剪切應力為

2.2 固定端支撐強度計算

內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，不直接作用在內容器上，內容器承受風載視為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，內容器支撐在外容器上，外容器與內容器質量比大于2，內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管道內介質靜壓力（0.8 MPa）產生的推力為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，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整。

4 支撐結構調整

首先更改滑動端支撐結構，將滑塊6結構更改為與內支撐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。

5 結論

通過對液氫容器內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漏熱量很小，推薦使用。