LNG 组分偏差对LNG 燃料舱蒸发率及双燃料发动机供气的影响研究

郑 健

（中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011）

引 言

随着国际海事组织IMO 对船舶氮氧化物NOX排放、硫氧化物SOX排放以及船舶能效设计指数EEDI 越来越严苛的要求，液化天然气（Liquefied Natural Gas， LNG）作为一种清洁燃料在船舶推广使用的需求越来越旺盛。有必要结合LNG 燃料动力船舶的实际需求，有针对性的对LNG 基础热物性进行研究，以便指导工程设计与应用。

在从事LNG 相关的系统方案设计时，往往首先涉及到LNG 燃料的基础物性参数，如：饱和压力、饱和温度、液体密度、气体密度（或比体积）、焓值、熵值、蒸发热值、自然蒸发气组分、低热值、甲烷值等参数。LNG 为混合物，主要成分为甲烷，还包含氮、乙烷、丙烷及更重烃类，有些场合采用纯甲烷代替LNG 用于工程设计可以起到简化计算的作用，但有时也会产生较大差异，甚至误导设计方案。本文通过结合21 万吨双燃料散货船的具体船型，选取有代表性的不同组分LNG，针对LNG 燃料舱的蒸发率及双燃料发动机的重点供气参数进行对比计算研究，进而得出有益于工程应用的结论。

1 船型概况

20.8 万吨散货船为MARIC 于2009年开发的经典散货船船型，截止2019年上半年设计建造近70 艘，已完工交付23 艘。该船型线型优化突出，日均油耗低，是同类船型中的佼佼者，具体参数见表1。

表1 20.8万吨散货船主要参数

为满足最新的船舶环保要求，MARIC 计划开发最新的21 万吨环保型散货船，若在传统船型方案上进行升级，需要：

（1）加装废气再循环装置EGR 或选择性催化还原装置SCR 来要达到NOXTier III 要求；

（2）加装脱硫装置Scrubber 或采用昂贵的低硫燃油来满足SOX排放要求；

（3）该船型进一步通过船型设计优化并降低航速空间已经非常有限，很难满足EEDI 第三阶段要求。

通过采用LNG 为燃料，配备WinGD 的双燃料低速二冲程发动机作为主机，可在燃气模式下满足最严格的Tier III 氮氧化物排放控制区和0.1%硫氧化物排放控制区要求，同时能达到即将生效的EEDI 第三阶段能效设计指数要求。

该船型主要服务航线为巴西-东亚航线，以运输铁矿石为主，需要携带近9000 m3的LNG 燃料。

LNG 燃料舱和双燃料主机的主要技术参数及要求见表2。

表2 LNG燃料舱和双燃料主机主要参数

2 LNG 典型组分

LNG 主要成分为甲烷，一般还含有一定量的氮、乙烷、丙烷及其他重烃等成分，根据其产地和液化工艺的不同，其组分及含量在一定范围内波动。氮含量偏高的属贫气，重烃含量偏高属富气，氮和重烃的成分比重对LNG 及其蒸发气组分、沸点、密度、燃烧热值、焓值及蒸发热值等热物性参数产生一定程度的偏离影响［1］。

在收集国内外LNG 接收站及岸上LNG 液化工厂的LNG 成分数据，并参考IMO MSC.285（86） 对LNG 设计参考成分的建议后，综合考虑不同组分及所占比例对物性参数的影响，选取4 组有代表性的LNG 组分，对其物性参数进行计算对比，并比较与纯甲烷参数的差异，其各组分参数选取值见表3。

表3 LNG燃料舱及双燃料主机主要参数

3 LNG 热物性参数计算方法

针对低温烃类混合物的热物性参数计算，主要采用实际工程经验总结的各类状态方程（EOS），即物质p-V-T 关系的解析式，如RK、SRK、PR方程等［2］。以模拟烃类气液相状态均十分准确的PR 方程为例，其状态方程如下［3］：

a为两因子的乘积：

式中：ac是与临界参数有关的常数是温度和偏心因子的函数，并规定在临界温度下值为1。

改写为立方形式：

该方程能应用于气相及液相计算，在一定范围内一元三次方程有3 个正实根，最小的根代表液体体积，最大的根代表气体体积，中间的根没有物理意义。而在临界等温线的临界点上有拐点，其压力对摩尔体积的一阶偏导数和二阶偏导数为0，从而可求得ac和b值，算式如下：

以及临界压缩因子：

对于烃类混合物的计算还要引入混合法则［2］，进一步求解LNG 混合物的各项热物性参数。

随着计算机在实际工程中的广泛应用，上述复杂的理论求解过程早已由各类工程应用计算软件所代替，如：美国国家标准与技术研究院发布的NIST REFPROP 软件，Aspen Tech 公司开发的Aspen HYSYS软件等。只需要选取适合的状态方程，就可以方便快捷地分析计算各项热物性参数。

此外，国际和国家标准化组织，如：ISO、EN、ASTM、GB 等发布了LNG 及天然气相关的计算方法及参数数据标准，国内标准如：GBT 21068-2007《液化天然气密度计算模型规范》［4］、GB/T 24962-2010《冷冻烃类流体静态测量计算方法》［5］、GB/T 11062-2014《天然气发热量、密度、相对密度和沃泊指数的计算方法》［6］等，可以作为热物性手动计算的方法。

4 LNG 燃料舱蒸发率影响研究

LNG 燃料舱的蒸发率主要通过以下公式计算：

式中：Q为LNG 燃料舱漏热量，kW；k为LNG 燃料舱平均换热系数，见表2，取0.095 W/（m2·℃）；A为LNG 燃料舱换热面积，取2479 m2；Tambient为LNG 燃料舱周围平均环境温度，海水温度32℃，空气温度45℃，此处近似取平均温度38.5℃；TLNG为LNG 在标准大气压下饱和状态温度，℃；Δhvap为LNG 蒸发热值，kJ/kg；MBOG为LNG 燃料舱产生BOG 流量，kg/h；αBOR为LNG 燃料舱日蒸发率，%/d；LL为LNG 燃料舱装载极限，取90%；V为LNG 燃料舱舱 容，取9154 m3；ρLNG为LNG在标准大气压下饱和状态密度，kg/m3。其中部分数据来源于21 万吨双燃料散货船的设计原始数据。

上述计算公式中，LNG 蒸发热值对于纯物质而言为其气化潜热，为常数；但对于混合物定压蒸发而言，沸点较低的组分氮会优先蒸发，随着LNG 的不断蒸发，其液相组分也发生变化，其液体温度也逐渐升高，蒸发热值也随着蒸发量比例变化而变化。

如图1 所示，通过利用Aspen HYSYS 软件建立如下计算模型：LNG 表示标准大气压下的饱和状态LNG 液体；q表示外部环境的漏热量，kJ/h；过程2 表示吸收外部环境漏热后的气液混合状态；TK 表示气液分离模型；BOG 表示气液分离后的BOG 状态，对应mBOG表示BOG 的质量流量，kg/h；过程4 表示气液分离后的LNG 液体状态。通过将过程2 的蒸发摩尔分数作为自变量，可研究漏热量q与产生的BOG 流量mBOG的关系，即可求出液体在不同蒸发摩尔分数的比例下蒸发热值的数值：

图1 LNG蒸发热值HYSYS软件计算模型

图2 和图3 分别为针对设计组分的LNG，随着液体蒸发比例的变化，LNG 液体温度与蒸发热值的变化曲线。

图2 LNG液体蒸发过程温度变化计算结果

图3 LNG液体蒸发过程蒸发热值变化计算结果

在LNG 燃料动力船实际运营周期内，LNG 蒸发比例有限，以0.25%/d 的日蒸发率为例，在40天内液体蒸发总量仅为10%。在此期间，由于主要利用LNG 液体作为燃料，燃料舱的液体早已大量消耗，因此在实船运营过程中，不必考虑上述完整的曲线，主要关注10%以内的液体蒸发量即可，参见图4 和下页图5。

图4 10% LNG液体蒸发过程温度变化计算结果

图5 10% LNG液体蒸发过程蒸发热值变化计算结果

从图2 和图4 也可以看出，相比于纯甲烷的恒温蒸发过程，外部环境的漏热对LNG 混合物产生了两部分的作用：产生蒸发气BOG 和液体升温，从而在图3 和图5 中表现在纯甲烷的蒸发热值更低，相同漏热量会产生更多BOG；LNG 混合物则会导致产生BOG 和液体升温，产生BOG 量要少于纯甲烷。

根据上述计算方法，针对LNG 燃料动力船的特点，取10 mol.%的LNG 液体蒸发时的蒸发热值作为计算LNG 燃料舱的蒸发率值，其计算结果见表4。

通过对不同LNG 组分下的LNG 燃料舱日蒸发率计算，可以了解掌握到实际船舶运行中船舶产生的BOG 流量变化及其规律，从而指导BOG 压缩机排量的设计选型，同时也有助于BOG 管理设计及双燃料发动机燃料系统的设计工作。

5 双燃料发动机供气影响研究

在利用上一节的Aspen HYSYS 计算模型对LNG 燃料舱的BOG 蒸发量的同时，还同时也对BOG 的蒸发气成分及热值进行了计算，计算结果见下页表5。

表4 不同LNG组分对应LNG燃料舱日蒸发率结果

图6 和下页图7 分别为针对21 万吨双燃料散货船主机WinGD 6X72DF 机型在已选定工况点CMCR 下，燃气甲烷值和燃气低热值对发动机功率输出和供气压力要求的影响曲线。图6 中，DCC（dynamic combustion control）指发动机的动态燃烧控制；图7 中GVU（gas valve unit）指发动机燃气供给的供气阀组单元。

图6 燃气甲烷值MN对主机输出功率影响

从表5 和图6 可以看出，LNG 甲烷值计算最小值为67.3，高于WinGD 主机要求的65，LNG 成分差异导致燃气甲烷值的变化对主机几乎没有影响；但当LNG 中的重烃含量更高时，甲烷值可能低于65，导致主机降功率运行。

而BOG 成分由于含惰性气体氮，甲烷值超过100，当利用BOG 作为主机燃料时，对提高甲烷值，降低对主机的影响有改善作用。

表5 LNG及BOG燃料热物性参数计算结果

图7 燃气低热值LHV对主机输出功率及供气压力要求的影响

我们同时注意到，不少四冲程双燃料发动机要求甲烷值高于80，上次选取代表成分中，富气成分甲烷值过低会导致双燃料发电机组降功率使用。

21 万吨双燃料散货船还采用了四冲程双燃料发电机组，在实船设计中，应优先使用甲烷值更高的自然蒸发气作为燃料供四冲程发电机组使用，避免富气成分LNG 直接作为燃料时可能导致发电机组降功率运行。

从表5 可以看出BOG 的低热值LHV 在29～36 MJ/Nm3之间，LNG 液体燃料的低热值LHV 在36～ 41.5 MJ/Nm3之间。根据本项目主机选取的CMCR 点，主机最小供气压力与燃气低热值之间的关系见表6。

表6 主机GVU前最小供气压力要求与燃气低热值LHV关系

若全部使用BOG 作为主机燃料，为保证主机不发生降功率使用的可能性，需要保证GVU 前供气压力高于1.29 MPa。BOG 压缩机排压选型时还要考虑管道阻力损失及换热器压降损失等因素进一步提高排压，但经调研部分厂家BOG 压缩机组型号，当压缩机排压超过1.3 MPa 时，需要从两级压缩增加到三级压缩，这样无疑会增加大量额外成本。

根据第2 节主机耗气量数据，主机CMCR 下最大耗气量约2300 kg/h，而LNG 燃料舱的BOG蒸发量不足340 kg/h，BOG 压缩机的排量选型依据主要考虑后者，因此实际使用过程中不可能出现全部利用BOG 作为主机燃料的现象。

通过进一步对BOG 压缩机最大排量下的自然蒸发气NBOG 和补足部分的LNG 强制蒸发气FBOG的混合比例及其混合气的燃气低热值计算，其混合比例不超过1 ： 4，各种LNG 组分下NBOG 和FBOG 的混合气低热值最小值为35 MJ/Nm3，远高于NBOG 的最小低热值28 MJ/Nm3，具体计算结果见表7 和下页表8。

表7 NBOG与FBOG最小混合比例计算

表8 NBOG与FBOG最小低热值LHV计算

通过上述计算，主机在CMCR 点时燃气低热值最小为35 MJ/Nm3，对应主机所需供气压力低于1.2 MPa，在进一步充分考虑燃气冷却器及管道阻力因素的前提下，经论证可选取两级压缩排压为1.3 MPa 的BOG 压缩机，从而大幅度降低成本。

同时结合第4 节对LNG 燃料舱的日蒸发率计算数据，选取BOG 压缩机排量：

（1）当LNG 燃料舱压力为0.1 MPa（表压）时，达到BOG 压缩机最大排量490 kg/h，高于LNG 舱的日蒸发率，可有效降低LNG 燃料舱压力；

（2）当LNG 燃料舱压力降低至约0.02 MPa（表压）时，BOG 压缩机排量约340 kg/h，与LNG 舱的日蒸发率基本达到平衡状态，可维持LNG 燃料舱压力。

6 结 语

随着LNG 作为船舶燃料的广泛应用，对LNG燃料特性的深入研究，有助于加深广大船舶工程人员的LNG 燃料供气系统的理解与掌握，从而采取合理的应对措施。

从上述对不同组分的LNG 以及与纯甲烷的蒸发过程、蒸发气成分、温度、密度、低热值、甲烷值等热物性参数的计算，可以发现不同LNG 组分的偏差范围及其规律，并结合具体船型的设计工作，定量计算LNG 组分差异对LNG 燃料舱蒸发率和双燃料发动机供气的影响程度，在BOG 压缩机排量和排压选型、双燃料供气系统设计等方面都得出有指导意义的结论，对其他类似的LNG 燃料动力船型的设计工作也有参考借鉴作用。