CN110107806B - 一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法，方法包括以下步骤：基于低于额定充满率充灌低温绝热气瓶后，静置第一预定时刻，记录气瓶质量变化m_l，低温绝热气瓶进入测试的第二阶段，其持续第二预定时刻，在第二阶段内测量以下参数，u_g‑‑‑放气阀门气体流速，m/s；T_{amb_2}‑‑‑环境温度，K；P₂‑‑‑环境压力，MPa，并计算实际总传热量Q_{t_l}，

获得低温绝热气瓶在低充满率下的气液传热量比例系数GLA：

计算另一液位下的GLA′数值，基于液相单位面积热阻计算另一液位下的液相传热量，根据GLA′数计算得出另一液位下的总传热量Q_{t_h}，进而得出蒸发率。

Description

一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法

技术领域

本发明属于低温绝热气瓶技术领域，特别是一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法。

背景技术

低温绝热气瓶作为一种载体，用于储存低温液体，例如常见的低温液体液氮、液氧、液氦、液氢以及家用的液化天然气等。在低温绝热气瓶发明之前，用于储存这些气体的多为多层保温材料的高压容器，其结构笨重，不利于运输及工业、家庭使用，而且相对应的绝热性能亦不如低温绝热气瓶，常常会造成较大的低温液体的蒸发损失。而低温液体则拥有着广泛的应用，常用的液化天然气就是现代家庭必不可少的气源，同时也是一些燃气汽车的燃料，而它的储存则是用到各种气瓶来实现；工业上的液氢可作为燃料，为诸如火箭发动机、燃料电池机车等提供动力；医院用到的液氧也是通过气瓶来储存，在急需时为病人提供氧气。这些低温液体的应用虽在不同领域，但都面临着一个共同的问题——安全可靠性。

低温绝热气瓶的绝热性能直接影响了储存低温液体时间的长短。低温液体通常温度都在零下两百摄氏度甚至更低，例如液氮温度为 -196.56℃，液氢温度为-252.78℃，可见低温液体温度相对于环境温度非常低，其蒸发所需热量为外界环境相气瓶内部的漏热量，气瓶内液体吸收这部分漏热量蒸发变为气体，气体增多导致气瓶内压力上升，气瓶内压力超过安全压力时安全阀开始工作(安全阀门打开)，气体则会逸出进而造成蒸发损失。绝热性能越高表明外界向气瓶内漏热热量越小，气瓶内液体蒸发量与漏热量成正比，因而蒸发损失也会相应减少，低温液体得以储存更长的时间。工业上用以衡量低温绝热容器绝热性能的指标就是静态日蒸发率。静态日蒸发率是指在气瓶额定充满率下达到热平衡以后，在24h内由于外界漏热而蒸发引起的蒸发损失量占气瓶总储液量的比例。

低温绝热气瓶在使用过程中存在漏热，一般计算可将这部分漏热笼统地分为气相传热和液相传热。由于气相和液相物性不同，因此两者传热过程定性分析相似，定量分析时不同。前述所提到的静态日蒸发率正是由于漏热引起的，在气瓶内部不同充满率情况下，漏热量同样也会不同。不同充满率对于气瓶传热的影响在于气液两相占比不同，而气液两相传热量因物性差异而不同，最终使得气瓶总传热量因液位不同而异。而气瓶不同液位时气液两相传热存在一定的比例关系，利用该比例关系可实现不同液位之间传热量的计算，最终实现由小液位向额定充满率液位下的传热量推导计算。

检测低温绝热气瓶静态日蒸发率的工作通常由拥有相应资质的检测机构承担，在工业应用上的流程为：(1)将待检测气瓶充至额定充满率(一般充装介质为液氮)，关闭除放空阀门之外的其他阀门，静置48h；(2)静置完成后，测定并记录接下来24h内气瓶放空阀门气体质量流量(或体积流量或气瓶总质量)，计算24h内静态日蒸发率；(3)接着测定并记录另外24h内气瓶静态日蒸发率，测量记录参数同第(2)步；(4)比对第(3)步与上一步检测的静态日蒸发率结果，二者误差在允许范围以内(＜5％)则检测结束，反之重复第(3) (4)步。一般检测完毕后，气瓶内的低温液体是难以回收的，这将造成很大一部分的浪费，发展一种检测低充满率时的蒸发率并向额定充满率推导计算的方法将有助于实现节约低温工质的目的。因此发展一种低温绝热气瓶低液位下的蒸发率检测方法有着重要的意义。

在背景技术部分中公开的上述信息仅仅用于增强对本发明背景的理解，因此可能包含不构成在本国中本领域普通技术人员公知的现有技术的信息。

发明内容

针对现有技术中存在的问题，本发明提出一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法。

本发明的目的是通过以下技术方案予以实现，一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法包括以下步骤：

第一步骤中，基于低于额定充满率充灌低温绝热气瓶后，静置第一预定时刻，记录气瓶质量变化m_{l_1}，其单位为kg，

第二步骤中，低温绝热气瓶进入测试的第二阶段，其持续第二预定时刻，在第二阶段内测量以下参数，u_g---放气阀门气体流速，m/s； T_{amb_2}---环境温度，K；P₂---环境压力，MPa，并计算实际总传热量Q_{t_l}，其单位为KW，

其中：

为速度测量仪修正系数；

ρ_g---分别为标况下气体和液体的密度，kg/m³；

u_g---放气阀门气体流速，m/s；

A_gage---放气阀门截面积，m²；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

第三步骤中，获得低温绝热气瓶在低充满率下的气液传热量比例系数GLA：

其中，Nu_g，Nu_l---气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ_g，λ_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L_l，L_g---液相、气相的特征尺度，随液位改变，m；

A_g，A_l---气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT_g，ΔT_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

比例系数GLA代表了气相和液相之间传热量的相对大小，利用比例系数GLA结合第二步骤中计算得到的总传热量解出气相、液相各自的传热量，

Q_g+Q_l＝Q_{t_l}，依据该方程解出Q_g和Q_l；

其中，气相区漏热量Q_g，KW；液相区漏热量

KW；

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W，据此解出面积热阻R_l；

第四步骤中，计算不同于第三步骤中的液位的另一液位下的GLA′数值，公式相同，仅改变气液两相的特征尺寸和传热面积，基于第三步骤中的液相单位面积热阻计算另一液位下的液相传热量，根据GLA′数计算得出另一液位下的总传热量Q_{t_h}以得出蒸发率。

所述的方法中，第一步骤，第一预定时刻为48h。

所述的方法中，第二步骤，第二预定时刻为24h。

所述的方法中，第四步骤中，另一目标液位下的GLA′：

其中，Nu′_g，Nu′_l---目标液位下气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ′_g，λ′_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L′_l，L′_g---目标液位下液相、气相的特征尺度，随液位改变， m；

A′_g，A′_l---目标液位下气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT′_g，ΔT′_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

目标液位下液相区瞬时传热量：

KW，

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

A′_l---目标液位下液相传热面积，m²；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W；

目标液位下总瞬时传热量Q_{t_h}可由下式计算：

Q_{t_h}＝Q_l′·(1+GLA′)，

蒸发率α₀为：

其中：α₀---气瓶蒸发率，％；

Q_{t_h}---气瓶目标液位下总瞬时传热量，KW；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

ρ_l---标况下液体的密度，kg/m³；

V---气瓶有效容积，m³；

T_{amb_2}---环境温度，K；

P₂---环境压力，MPa。

所述的方法中，使用红外测温计测量气瓶外表面温度。

所述的方法中，比例系数GLA随着液位高度的变化而变化。

所述的方法中，所述液位等同于充满率。

所述的方法中，第二步骤，第二预定时刻为24h。

所述的方法中，低温绝热气瓶为高真空多层绝热气瓶。

和现有技术相比，本发明具有以下优点：

本方法根据实际低温绝热气瓶漏热蒸发过程中各部漏热量的关系，提出了不同液位(即充满率)下传热量的换算。在实际运用中，可以检测低充满率下的蒸发漏热情况，进而推导额定充满率下的蒸发过程。对比只检测额定充满率下气瓶的蒸发状况，本方法可实现节约检测工质的目的。该方法依据传热学基本理论和低温绝热气瓶相应的设计方法计算和推导蒸发率，具有较高的准确度和可靠性。本方法在缩短低温绝热气瓶检测时间的同时，也减小了低温检测工质(一般为液氮)的蒸发损失，避免了不必要的浪费，实现节能环保的目的。

附图说明

通过阅读下文优选的具体实施方式中的详细描述，本发明各种其他的优点和益处对于本领域普通技术人员将变得清楚明了。说明书附图仅用于示出优选实施方式的目的，而并不认为是对本发明的限制。显而易见地，下面描述的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。而且在整个附图中，用相同的附图标记表示相同的部件。

在附图中：

图1是根据本发明一个实施例的基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法的步骤示意图；

图2是根据本发明一个实施例的实施基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法的流程示意图。

以下结合附图和实施例对本发明作进一步的解释。

具体实施方式

下面将参照附图更详细地描述本发明的具体实施例。虽然附图中显示了本发明的具体实施例，然而应当理解，可以以各种形式实现本发明而不应被这里阐述的实施例所限制。相反，提供这些实施例是为了能够更透彻地理解本发明，并且能够将本发明的范围完整的传达给本领域的技术人员。

需要说明的是，在说明书及权利要求当中使用了某些词汇来指称特定组件。本领域技术人员应可以理解，技术人员可能会用不同名词来称呼同一个组件。本说明书及权利要求并不以名词的差异来作为区分组件的方式，而是以组件在功能上的差异来作为区分的准则。如在通篇说明书及权利要求当中所提及的“包含”或“包括”为一开放式用语，故应解释成“包含但不限定于”。说明书后续描述为实施本发明的较佳实施方式，然所述描述乃以说明书的一般原则为目的，并非用以限定本发明的范围。本发明的保护范围当视所附权利要求所界定者为准。

为便于对本发明实施例的理解，下面将结合附图以具体实施例为例做进一步的解释说明，且各个附图并不构成对本发明实施例的限定。

为了更好地理解，图1是根据本发明一个实施例的基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法的步骤示意图，如图1所示，一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法，所述方法包括以下步骤：

第一步骤(S1)中，基于低于额定充满率充灌低温绝热气瓶后，静置第一预定时刻，记录气瓶质量变化m_{l_l}，其单位为kg，

第二步骤(S2)中，低温绝热气瓶进入测试的第二阶段，其持续第二预定时刻，在第二阶段内测量以下参数，u_g---放气阀门气体流速，m/s；T_{amb_2}---环境温度，K；P₂---环境压力，MPa，并计算实际总传热量Q_{t_l}，其单位为KW，

其中：

为速度测量仪修正系数；

ρ_g---分别为标况下气体和液体的密度，kg/m²；

u_g---放气阀门气体流速，m/s；

A_gage---放气阀门截面积，m²；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

第三步骤(S3)中，获得低温绝热气瓶在低充满率下的气液传热量比例系数GLA：

其中，Nu_g，Nu_l---气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ_g，λ_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L_l，L_g---液相、气相的特征尺度，随液位改变，m；

A_g，A_l---气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT_g，ΔT_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

比例系数GLA代表了气相和液相之间传热量的相对大小，利用比例系数GLA结合第二步骤中计算得到的总传热量解出气相、液相各自的传热量，

Q_g+Q_l＝Q_{t_l}，依据该方程解出Q_g和Q_l；

其中，气相区漏热量Q_g，KW；液相区漏热量

KW；

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W，据此解出面积热阻R_l；

第四步骤(S4)中，计算不同于第三步骤(S3)中的液位的另一液位下的GLA′数值，公式相同，仅改变气液两相的特征尺寸和传热面积，基于第三步骤(S3)中的液相单位面积热阻计算另一液位下的液相传热量，根据GLA′数计算得出另一液位下的总传热量Q_{t_h}以得出蒸发率。

所述的方法的一个实施方式中，第一步骤(S1)，第一预定时刻为48h。

所述的方法的一个实施方式中，第二步骤(S2)，第二预定时刻为24h。

所述的方法的一个实施方式中，第四步骤(S4)中，另一目标液位下的GLA′：

其中，Nu′_g，Nu′_l---目标液位下气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ′_g，λ′_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L′_l，L′_g---目标液位下液相、气相的特征尺度，随液位改变， m；

A′_g，A′_l---目标液位下气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT′_g，ΔT′_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

目标液位下液相区瞬时传热量：

KW，

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

A′_l---目标液位下液相传热面积，m²；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W；

目标液位下总瞬时传热量Q_{t_h}可由下式计算：

Q_{t_h}＝Q_l′·(1+GLA′)，

蒸发率α₀为：

其中：α₀---气瓶蒸发率，％；

Q_{t_h}---气瓶目标液位下总瞬时传热量，KW；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

ρ_l---标况下液体的密度，kg/m³；

V---气瓶有效容积，m³；

T_{amb_2}---环境温度，K；

P₂---环境压力，MPa。

所述的方法的一个实施方式中，使用红外测温计测量气瓶外表面温度。

所述的方法的一个实施方式中，第三步骤S3中，比例系数GLA随着液位高度的变化而变化。

所述的方法的一个实施方式中，其中，所述液位等同于充满率。

所述的方法的一个实施方式中，第二步骤S2，第二预定时刻为 24h。

所述的方法的一个实施方式中，低温绝热气瓶为高真空多层绝热气瓶。

为了进一步理解本发明，在一个实施例中，图2是根据本发明一个实施例的实施低温绝热气瓶低充满率下蒸发率检测方法的流程示意图。为便于叙述本发明方法的实施过程，现以某一型号的低温绝热气瓶(高真空多层绝热，充满率为50％)为例进行叙述。

首先按照规定的方法对待检测气瓶充灌检测工质，拟定充满率为 50％，在气瓶内低温液体质量读数达到额定容量的50％时停止充装，充装完毕后进入本发明方法的实施阶段。

该阶段数据处理方式如下(以高真空多层绝热气瓶为例)：

(1)记录静置48h后的气瓶质量，依此作为初始充满率，并计算该状态下的液位高度、气液两相各自的传热面积等参数。记此时的液位高度为L_l，气相高度为L_g，对于立式气瓶，二者之和为气瓶内总高度，对于卧式气瓶，二者之和为气瓶简体内径。气液两相的传热面积A_g和A_l计算可分为三部分：一筒体和两端封头。对于椭圆形封头，其两相的传热面积可由液位高度积分获得。

(2)由测试阶段的24h数据计算初始充满率下的总传热量Q_{t_l}，

其中：

为速度测量仪修正系数；

ρ_g---分别为标况下气体和液体的密度，kg/m³；

u_g---放气阀门气体流速，m/s；

A_gage---放气阀门截面积，m²；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

(3)根据相关文献，气液两相与各自接触的气瓶内壁之间的换热可认为是对流换热，可据此计算二者相对大小即GLA，

其中，Nu_g，Nu_l---气相、液相努赛尔数，Nu＝C(Gr Pr)ⁿ；

λ_g，λ_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L_l，L_g---液相、气相的特征尺度，随液位改变，m；

A_g，A_l---气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT_g，ΔT_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

式中无量纲数有努赛尔数Nu、格拉晓夫数Gr、普朗特数Pr， Nu＝C(Gr·Pr)ⁿ，

Pr可查物性获得，

其中，l---特征尺寸，分别对应于L_l和L_g，m；

α_v---体积膨胀系数，可近似认为1/T，T为对应相温度，K；

Δt---壁面温度与流体温度之差，对应于ΔT_g和ΔT_l，K；

v---流体的运动粘度，m²/s；

Nu，Gr分别为努赛尔数和格拉晓夫数；Pr为普朗特数，可根据物性表查出；

C，n---为相应系数，根据Gr值大小取值，如下表所示

根据总传热量和GLA数，计算液相区单位面积热阻R_l：

(4)推算气瓶额定充满率下的传热量和蒸发率

额定充满率下气瓶总漏热量按下式计算：

蒸发率α₀：

尽管以上结合附图对本发明的实施方案进行了描述，但本发明并不局限于上述的具体实施方案和应用领域，上述的具体实施方案仅仅是示意性的、指导性的，而不是限制性的。本领域的普通技术人员在本说明书的启示下和在不脱离本发明权利要求所保护的范围的情况下，还可以做出很多种的形式，这些均属于本发明保护之列。

Claims (8)

1.一种基于不同充满率的低温绝热气瓶蒸发率检测方法，所述方法包括以下步骤：

第一步骤(S1)中，基于低于额定充满率充灌低温绝热气瓶后，静置第一预定时刻，记录气瓶质量变化m_{l_1}，其单位为kg，

第二步骤(S2)中，低温绝热气瓶进入测试的第二阶段，其持续第二预定时刻，在第二阶段内测量以下参数：u_g---放气阀门气体流速，m/s；T_{amb_2}---环境温度，K；P₂---环境压力，Mpa；并计算实际总传热量Q_{t_l}，其单位为KW，

其中：

为速度测量仪修正系数；

ρ_g---分别为标况下气体和液体的密度，kg/m³；

u_g---放气阀门气体流速，m/s；

A_gage---放气阀门截面积，m²；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

第三步骤(S3)中，获得低温绝热气瓶在低充满率下的气液传热量比例系数GLA：

其中，Nu_g，Nu_l---气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ_g，λ_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L_l，L_g---液相、气相的特征尺度，随液位改变，m；

A_g，A_l---气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT_g，ΔT_l---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

比例系数GLA代表了气相和液相之间传热量的相对大小，利用比例系数GLA结合第二步骤中计算得到的总传热量解出气相、液相各自的传热量，

Q_g+Q_l＝Q_{t_l}，依据该方程解出Q_g和Q_l；

其中，气相区漏热量Q_g，KW；液相区漏热量

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W，据此解出面积热阻R_l；

第四步骤(S4)中，计算不同于第三步骤(S3)中的液位的另一液位下的GLA′数值，公式相同，仅改变气液两相的特征尺寸和传热面积，基于第三步骤(S3)中的液相单位面积热阻计算另一液位下的液相传热量，根据GLA′数计算得出另一液位下的总传热量Q_{t_h}以得出蒸发率。

2.根据权利要求1所述的方法，其中，第一步骤(S1)，第一预定时刻为48h。

3.根据权利要求1所述的方法，其中，第二步骤(S2)，第二预定时刻为24h。

4.根据权利要求1所述的方法，其中，第四步骤(S4)中，另一目标液位下的GLA′：

其中，Nu′_g，Nu′_l---目标液位下气相、液相努赛尔数，无量纲；

λ′_g，λ′_l---气相、液相的导热系数，W/(m·K)；

L′_l，L′_g---目标液位下液相、气相的特征尺度，随液位改变，m；

A′_g，A′_l---目标液位下气相、液相传热面积，随液位改变，m²；

ΔT′_g，ΔT_l′---气相、液相主体温度与其各自接触的壁面温度的差值，℃；

目标液位下液相区瞬时传热量：

式中：T_{amb_2}---环境温度，K；

T_sat---对应气瓶压力下的饱和温度，K；

A′_l---目标液位下液相传热面积，m²；

R_l---液相区单位面积热阻，m²K/W；

目标液位下总瞬时传热量Q_{t_h}可由下式计算：

Q_{t_h}＝Q_l′·(1+GLA′)，

蒸发率α₀为：

其中：α₀---气瓶蒸发率，％；

Q_{t_h}---气瓶目标液位下总瞬时传热量，KW；

r---环境压力下的汽化潜热，kJ/kg；

ρ_l---标况下液体的密度，kg/m³；

V---气瓶有效容积，m³；

T_{amb_2}---环境温度，K；

P₂---环境压力，MPa。

5.根据权利要求1所述的方法，其中，使用红外测温计测量气瓶外表面温度。

6.根据权利要求1所述的方法，其中，第三步骤(S3)中，比例系数GLA随着液位高度的变化而变化。

7.根据权利要求1所述的方法，其中，所述液位等同于充满率。

8.根据权利要求1所述的方法，其中，低温绝热气瓶为高真空多层绝热气瓶。

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