流体机械

区域	第1组	第2组	第3组	第4组	平均温度
Ⅰ	299.65	297.48	297.04	297.44	297.90
Ⅱ	294.92	297.49	297.68	295.98	296.52
Ⅲ	294.14	297.80	297.63	297.11	296.67
Ⅳ	296.07	296.65	297.10	294.41	296.06

区域	第1组	第2组	第3组	第4组	平均温度
Ⅰ	299.65	297.48	297.04	297.44	297.90
Ⅱ	294.92	297.49	297.68	295.98	296.52
Ⅲ	294.14	297.80	297.63	297.11	296.67
Ⅳ	296.07	296.65	297.10	294.41	296.06

部件	参数	数值/mm
内容器	中央罐体内径	850
中央罐体高度	1 450
椭球封头短轴	250
壁厚	5

绝热层	绝热层中央内径	860
绝热层中央高度	1 450
绝热层封头短轴	255
壁厚	30

外壳	中央罐内径	1 050
中央罐体高度	1 990
椭球封头短轴	460
壁厚	3

颈管	颈管直径	30
颈管高度	205

封头	封头直径	80
封头高度	65

部件	参数	数值/mm
内容器	中央罐体内径	850
中央罐体高度	1 450
椭球封头短轴	250
壁厚	5

绝热层	绝热层中央内径	860
绝热层中央高度	1 450
绝热层封头短轴	255
壁厚	30

外壳	中央罐内径	1 050
中央罐体高度	1 990
椭球封头短轴	460
壁厚	3

颈管	颈管直径	30
颈管高度	205

封头	封头直径	80
封头高度	65

风速/（m⋅s^-1）	颈管底部温度/K	颈管顶部温度/K	颈管漏热/W
0.1	149.8	287.2	3.30
0.6	150.6	289.4	3.34
1	151.2	291.3	3.37
5	152.5	294.9	3.42
10	152.8	295.9	3.44

风速/（m⋅s^-1）	颈管底部温度/K	颈管顶部温度/K	颈管漏热/W
0.1	149.8	287.2	3.30
0.6	150.6	289.4	3.34
1	151.2	291.3	3.37
5	152.5	294.9	3.42
10	152.8	295.9	3.44

风速/（m⋅s^-1）	最内层温度/K	最外层温度/K
0.1	144.50	234.68
0.6	146.94	240.11
1	148.56	243.33
5	151.94	249.42
10	152.67	250.82

风速/（m⋅s^-1）	最内层温度/K	最外层温度/K
0.1	144.50	234.68
0.6	146.94	240.11
1	148.56	243.33
5	151.94	249.42
10	152.67	250.82

环境风速对多层绝热低温容器传热特性的影响

姬茹一 ¹ , 刘金武 ² , 叶建军 ² , 董巧莹 ¹ , 贺尧 ² , 邵凯斌 ¹

流体机械 | 设计计算 2026,54(2): 76-86

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流体机械 |设计计算 2026 , 54 (2) : 76 -86

环境风速对多层绝热低温容器传热特性的影响

全屏

姬茹一¹, 刘金武², 叶建军², 董巧莹¹, 贺尧², 邵凯斌¹

作者信息

¹机械工业上海蓝亚石化设备检测所有限公司，上海 201620

²华中科技大学能源与动力工程学院，武汉 430074

通讯作者:

叶建军（1981），男，教授，博士，主要从事流体装备流动及传热问题、低温装备可靠及安全研究，通信地址：430074湖北省武汉市洪山区珞喻路1037号华中科技大学清洁能源大楼，E-mail：hustyjj@hust.edu.cn。

作者简介:

姬茹一（1985），女，高级工程师，主要从特种设备检验检测工作，真空绝热深冷设备绝热性能及检测方法研究，通信地址：021602上海市松江区思贤路3655号A23，E-mail：jiruyi@shlanya.com.cn。

Effect of environmental wind speed on heat transfer characteristics of multi‑layer insulation cryogenic vessel

Ruyi JI¹, Jinwu LIU², Jianjun YE², Qiaoying DONG¹, Yao HE², Kaibin SHAO¹

Affiliations

¹Machinery Industry Shanghai Lanya Petrochemical Equipment Inspection Institute Co.，Ltd.，Shanghai 201620，China

²School of Energy and Power Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China

出版时间: 2026-02-28 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.009

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摘要

收起

针对真空多层绝热结构（MLI）在低温容器应用中，因环境风速诱导外表面流场重构导致绝热性能下降及外壁温度场非均匀化的问题，构建了高真空多层绝热快易冷低温容器的传热模型，系统分析了风速条件对容器温度分布特征及绝热性能的影响规律。通过采用逐层传热数值迭代算法，揭示了MLI内部各绝热夹层的传热特性，明确了多层绝热结构在不同风速下的传热机制变化。研究结果表明：在0~5 m/s风速范围内，MLI内的辐射传热随风速增加显著增强，导致低温容器外壁温度明显上升，比热流增幅达42%；当风速超过5 m/s时，温度及漏热变化趋于平缓，此时辐射传热占比超过50%，成为主导传热机制。研究可为低温容器的漏热无损检测及安装选址提供理论基础与技术支撑。

关键词

低温容器 / 环境风速 / 多层绝热 / 温度分布 / 传热特性

Abstract

收起

To address the issue of degraded insulation performance and non‑uniform temperature field on the outer wall of cryogenic vessels due to flow field reconstruction on the outer surface induced by environmental wind speed during the application of vacuum multi‑layer insulation （MLI），a heat transfer model for a high‑vacuum multi‑layer insulation fast‑fill cryogenic vessel was established.The influence patterns of wind speed conditions on the vessel's temperature distribution characteristics and insulation performance were systematically analyzed.By employing a layer‑by‑layer numerical iterative algorithm for heat transfer，the heat transfer characteristics of each insulation layer within the MLI were revealed，clarifying the changes in the heat transfer mechanism of the multi‑layer insulation structure under different wind speeds.The research results indicate that within the wind speed range of 0~5 m/s，radiative heat transfer within the MLI significantly increases with higher wind speeds，leading to a noticeable rise in the outer wall temperature of the cryogenic vessel，with a 42% increase in specific heat flux.When the wind speed exceeds 5 m/s，the changes in temperature and heat leak tend to level off.At this stage，radiative heat transfer accounts for more than 50%，becoming the dominant heat transfer mechanism.This study provides a theoretical basis and technical support for the non‑destructive testing of heat leak in cryogenic vessels and their installation site selection.

Key words

cryogenic vessel / environmental wind speed / multi‑layer insulation / temperature distribution / heat transfer characteristics

引用本文

姬茹一, 刘金武, 叶建军, 董巧莹, 贺尧, 邵凯斌. 环境风速对多层绝热低温容器传热特性的影响. 流体机械, 2026 , 54 (2) : 76 -86 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.009

Ruyi JI, Jinwu LIU, Jianjun YE, Qiaoying DONG, Yao HE, Kaibin SHAO. Effect of environmental wind speed on heat transfer characteristics of multi‑layer insulation cryogenic vessel[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (2) : 76 -86 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.009

正文

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0　引言

收起

随着现代工业技术的发展，能源、化工、医疗及科研等关键领域对低温流体高效储运提出了更高要求。作为实现超低温介质长期稳定存储的核心装备，低温容器的性能优劣直接关系到相关系统的安全性与运行效率。其中，高真空多层绝热低温容器凭借其卓越的隔热性能，可有效维持液氮（LN₂）、液氧（LO₂）、液化天然气（LNG）、液氢（LH₂）等低温流体在储存过程中的液态稳定性，已成为目前应用最广泛的低温容器类型之一^［1-4］。

在实际服役过程中，低温容器常面临复杂多变的外界环境，其中环境风速是影响其传热性能的关键因素之一。研究表明，风速增大会显著增强容器外壁与周围环境的对流换热强度，从而加速热量向内部传递，导致绝热性能下降^［5］。同时，由环境风速引起的动态热负荷变化还会加剧外壁温度分布的不均匀性，可能干扰红外热像检测的准确性，并对静态漏热测试结果造成明显偏差^［6］。因此，深入探究环境风速对低温多层绝热容器传热的影响机制，不仅可为优化绝热结构设计提供理论依据，也有助于建立更科学的测试标准与方法。

在高真空环境下，夹层内的气体导热及对流传热可基本消除，热量传递主要由辐射屏间的热辐射以及支撑材料引起的固体接触热传导构成。典型的多层绝热结构通常由防辐射屏、间隔层和支撑层共同构成。其中，防辐射屏可反射90%~99%的辐射热量；间隔层和支撑结构则通过选用低导热材料，有效抑制了层间及路径上的固体导热损失^［7-8］。

在多层绝热传热机制的研究方面，学者们通过大量试验揭示了其内部物理过程的演变规律。雷营生等^［9］开展了深空环境下多层绝热组件的性能试验，明确了真空度对传热模式的主导作用。结果表明，当真空度低于10^-3 Pa时，多层绝热组件中绝大部分气体分子被去除，残余气体导热可忽略不计，仅需考虑辐射传热。王宇君^［10］通过对比高真空与真空失效两种极限工况下的储罐漏热试验发现，在高真空状态下，辐射传热占总漏热量的96.4%。

在数值模型预测方面，研究重心已从基础模型构建逐步转向全压力范围内的精度修正。美国国家航空航天局（NASA）早期提出的洛克希德（Lockheed）模型与逐层（layer‑by‑layer）模型为多层绝热结构（multi‑layer insulation，MLI）性能预测奠定了基础^［11］。ZHENG等^［12］分别运用逐层模型和洛克希德模型，推导了真空环境下夹层温度及层间各传热方式漏热量随层数的变化趋势，并通过试验数据对比发现，数值算法在推导绝热夹层热通量方面具有较高准确性，但在逐层温度预测上仍存在较大误差。WANG等^［13］针对粗真空（10² Pa≤p_vac≤10⁵ Pa）和中真空（10^-1 Pa≤p_vac≤10² Pa）环境下，通过引入克努森数（K_n）及分子平均自由程（l），对气体导热项进行了理论修正，改进了逐层法和洛克希德法在全压范围内对MLI绝热性能预测的准确性。试验验证表明，改进后的算法显著提升了全压力工况下MLI绝热性能的预测精度，为低温容器结构优化及复杂服役环境下的性能评估提供了更可靠的计算手段。

除多层绝热材料自身的结构特性外，外部环境风速也是显著影响低温容器性能的关键因素。在风速对绝热保温结构传热影响的研究方面，李兆慈等^［14］以全容式LNG储罐为对象，建立了三维数值仿真模型，研究了0~12.5 m/s环境风速范围内储罐各区域温度场的变化规律。结果表明，储罐顶部的漏热量受风速波动影响较为显著，是热防护的薄弱环节。周亮等^［15］通过建立热力管道的流固耦合模型发现，当风速在0~5 m/s范围内时，管道漏热量随风速增加而急剧上升；当风速超过5 m/s后，漏热量逐渐趋于稳定，不再随风速变化而显著改变。陈华等^［16］搭建了双流程微通道蒸发器性能试验台，研究了不同风速下蒸发器表面温度分布及传热系数的变化规律，发现随风速增大，蒸发器表面温度均匀度先变差后趋于稳定。程励辉^［17］通过对比分析0~6 m/s风速下中空玻璃的换热方式，发现环境风速提升会增强玻璃外壁面的对流换热强度，进而显著提高其当量导热系数。

目前，针对高真空条件下MLI的传热机理研究已较为成熟，但环境风速对其绝热性能的影响机制仍有待深入探究。特别是在户外或通风等非静止环境中，外部对流与内部辐射、导热的耦合作用可能会显著改变热泄漏特性，而现有模型对此考虑尚不充分。为此，本文构建考虑风速影响的低温容器三维传热数值模型，结合改进的逐层算法与交替隐式方法，系统分析风速对容器温度分布及层间热流的影响规律，旨在提升动态环境下低温容器绝热性能的预测精度，为新型低温容器漏热测试方法的建立提供理论指导。

1　多层绝热容器流动传热数值方法

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1.1　三维几何模型及网格

在工业生产过程中，具有良好绝热性能的高真空多层绝热低温容器被广泛应用于液氮等低温液化气体的储运。由于小型立式多层绝热低温容器（以下简称“快易冷容器”）具有较大的比表面积，其外壁温度分布对环境风速变化通常更为敏感。因此，文中选取充装率为70%的液氮快易冷容器作为研究对象，探究环境风速对其传热特性的影响。立式低温容器实物及三维剖视图如图1所示。

文中利用模型的几何对称性，建立了轴对称数值模型。在计算域的空间离散方面，针对厚度较小的内容器、颈管及外壳等部件，采用精度较高的结构化网格；而对于厚度较大的绝热层、真空层及环境空气等区域，则采用非结构化网格，具体网格划分如图2所示。

图3示出网格无关性验证结果：当网格数量增加至900万以上时，外壳壁面温度偏差小于1%。为兼顾计算速度与精度，最终采用2 000万网格开展后续计算。

1.2　多层绝热容器三维传热模型

在低温介质存储过程中，外部环境热量主要通过外壳、法兰等结构件以热传导方式进入真空绝热层，并最终传递至容器内壁，与低温介质发生热交换，其传热路径如图4所示。

在高真空环境下，真空层内的热量主要通过辐射形式传递。而在绝热夹层内部，热量主要通过两种路径传递至内壁：一是间隔层两侧金属防辐射屏之间的辐射传热，二是防辐射屏与间隔层接触位置的固体导热。为简化夹层内复杂的传热过程并提升计算效率，研究中常采用表观导热系数对多层绝热结构内部的传热特性进行等效描述，进而构建多层绝热容器的三维等效传热模型。

容器内外流体运动及热量传递过程遵循以下流动控制方程^［18-19］：

∂ ρ E ∂ t + ∇ ν ⃗ ρ E + p = ∇ k e f f ∇ T + S h

（1）

∂ ρ ∂ t + ∇ ρ ν ⃗ = 0

（2）

式中，

ρ

为氮气密度，kg/m³；

E

为单位质量流体的能量，J/kg；

t

为时间，s；

v ⃗

为流体速度矢量，m/s；

p

为压强，Pa；

k e f f

为有效导热系数，W/（m⋅K）；

T

为温度，K；

S h

为包括化学反应热及其他定义的体积热源项，W/m³。

第n层绝热层的热流量

q t, n

可表示为^［20-22］：

q t, n = q r, n + q s, n

（3）

q r, n = σ T n + 1 4 - T n 4 1 / ε n + 1 + 1 / ε n - 1

（4）

q s, n = c 2 f k d T n + 1 - T n

（5）

式中，

q r, n

为第n层绝热层的辐射热流量，W/m²；

q s, n

为第n层绝热层的固体传导热流量，W/m²；

σ

为Stephan-Boltsman常数，其值为5.67×10^-8 W/（m²⋅K⁴）；

T n

为第n层反射屏的温度，K；

ε n

为第n层反射屏的发射率；d为相邻两层之间的距离，m；

c 2

为与间隔材料有关的经验系数，文中采用涤纶间隔物，其

c 2

=0.008；

f

为间隔材料的稀松程度；

k

为间隔材料的导热系数，W/（m⋅K）。

涤纶间隔物的热导率可采用下式计算：

k = 0.017 + 7 × 10 - 6 × 800 - T n + 1 + T n 2 + 0.022 8 × l n T n + 1 + T n 2

（6）

忽略绝热夹层中各物质的热容，假设通过各层的热流量相等^［23］，则：

Q t = q t, 1 = q t, 2 = ⋯ = q t, n + 1

（7）

根据傅里叶导热定律，真空多层绝热层的整体导热性能可采用表观热导率来表征：

k e f f = Q t l n d 0 / d i 2 π L T 0 - T c

（8）

式中，Q_t为绝热层比热流，W；d₀为绝热层内壁面直径，m；d_i为绝热层外壁直径，m；L为罐体长，m；T₀为绝热层内壁面温度，K；T_c为绝热层外壁面温度，K。

图5示出文中低温容器数值传热迭代模型的求解流程。首先，基于前期对多层绝热结构综合传热性能及稀薄气体导热特性的研究成果，构建了多层绝热低温容器的三维等效传热模型。随后，通过仿真计算获得真空层冷端温度T_c、热端温度T_h及气体物性参数，进而推算出低温容器的漏热量；同时，处理仿真结果得到绝热层最内层温度T₀和最外层温度T₄₂，并据此初步估算夹层内的格拉晓夫数（G_r）和克努森数（K_n），以判断夹层的传热方式。最后，以各层漏热量相同为初始条件，采用交替方向隐式法（alternating direction implicit method，ADI）对绝热夹层各层温度进行求解，并对照数值计算结果，迭代更新每一层的气体分子状态，直至计算得到的第42层温度与T₄₂一致。

2　低温容器流动传热数值方法验证

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鉴于MLI厚度极薄且层数众多，直接建立全尺寸三维模型会导致网格规模过大且难以收敛。为此，文中采用等效均质化方法，在保持总热阻不变的前提下，将复杂的MLI区域简化为均质固体材料，并引入高真空条件下的表观导热系数构建数值仿真模型。随后，利用低温量热试验台架（见图6）测量了10^-3 Pa真空、无风状态下的外壳温度分布，以验证该模型的准确性。

在模型验证过程中，将液氮容器置于305 K恒温环境中。在70%充装率下，对外壳壁面温度进行了4次重复测量（见表1），实测平均温度为296.79 K。仿真计算结果（297.12 K）与试验值的偏差仅为0.33 K。该一致性结果验证了等效均质化模型在描述全尺寸低温容器温度场演变规律时的可靠性。

在完成静态环境下温度场验证的基础上，为进一步验证文中数值模型及计算方法在处理动态环境风场影响时的有效性，选取周亮等^［15］研究的采用多层绝热材料缠绕的DN600管道为对象，采用本文所提出的数值方法，对2 m/s风速下的管道传热性能进行了仿真验证。

如图7所示，仿真计算与试验测得的保温层外表面温度沿垂直方向均呈现线性递减趋势。在-0.3~0.3 m的垂直距离内，仿真值与试验值的变化趋势高度一致，相对平均误差仅为1.6%。该误差远低于GB/T 1094.7—2024《电力变压器第7部分：油浸式电力变压器负载导则》规定的工程计算误差限值（≤5%），充分表明文中提出的数值仿真方法在处理多层绝热结构低温容器温度场模拟时具有较高的计算精度，有效验证了传热模型及数值算法的准确性与适用性。

文中快易冷容器各部件几何参数见表2。

综上所述，文中对传热模型的验证主要分为2个阶段：首先通过实测数据确保内部绝热结构的物性模拟准确可靠，再借助传热机理一致的管道模型验证外部环境风场耦合计算的可靠性。验证结果充分证明了文中所提仿真方法在研究全尺寸低温设备换热问题时的科学性与适用性。

3　结果与讨论

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环境风速通过改变空气与容器外壁之间的对流换热强度，进而影响外壳温度分布、漏热量及容器内部的传热特性。基于此，文中首先分析了外壳温度及传热特性随风速变化的规律，随后深入探讨了容器内部多层绝热结构传热特性随风速变化的机制。为系统揭示环境风速与低温容器传热特性之间的定量关系，设定环境风温为305 K（约32 ℃），选取0.1，0.6，1，5，10 m/s五种典型风速工况，在高真空条件下以液氮（77 K）低温容器为对象开展传热特性的仿真研究。

3.1　低温容器外流场传热特性分析

环境风速的增加显著增强了周围空气与低温容器外壳之间的对流换热强度，导致环境向容器内部传递的热量增加，进而使得外壳壁面温度明显高于无风工况。如图8所示，在无风工况下，低温容器上封头以下的中部罐体区域温度分布较为均匀，稳定在297.12 K，明显低于305 K的环境风温，这体现了高真空多层绝热系统良好的隔热性能。而在有风工况下，受外部流场扰动影响，中部罐体区域呈现出明显的非均匀温度分布，并形成了两个显著的低温区，分别位于容器左侧的“迎风侧”和容器右侧的“背风侧”。下文将结合容器外侧空气流场的分布规律，对外壳表面温度分布差异的成因进行深入剖析。

图9示出305 K环境风自左向右横向吹过初始温度约为290 K的低温容器时的外流场分布。在迎风侧，高温气流抵达罐体左侧时受壁面阻滞，局部流速大幅降低，单位时间内与外壳碰撞的高温气体分子数量显著减少，从而抑制了该区域的漏热增长，使得升温幅度受限。在背风侧，气流绕过罐体侧壁后，仅少量气体因惯性作用回流至右侧，较低的换热强度同样限制了该区域的温升。相比之下，顶部封头与底部区域由于曲率半径较小，对气流的扰动较弱，局部流速较高，较强的对流换热导致这两处的壁温明显高于迎风侧与背风侧。

可以看出，外壳上封头与颈管连接区域的温度显著低于其他部位，温差约为10 K。经测算，颈管处的漏热量约占容器总漏热的50%^［24-25］。这一现象的主要原因在于颈管采用不锈钢材质，其导热系数约为16 W/（m⋅K），远高于绝热层约6.01×10^-5 W/（m⋅K）的导热系数。这种显著的导热性能差异使得颈管区域表现出较强的导热特性。为进一步探究颈管区域漏热量随风速的变化规律，表3示出不同工况下颈管的温度分布与漏热特征。

由表3可知，当环境风速从0.1 m/s增至10 m/s时，颈管底部温度由149.8 K升至152.8 K，升温幅度仅为3.0 K；相比之下，颈管顶部温度则由287.2 K升至295.9 K，升温幅度达到8.7 K。显然，风速波动对颈管顶部温度的影响较底部更为显著。同时，随风速在上述范围内升高，颈管漏热量仅从约3.30 W增至3.44 W，增幅仅为0.14 W。这表明，环境风速的变化虽然会引起颈管各部位温度场的重新分布，但对整体漏热量的影响相对有限。

为进一步探究环境风速对低温容器外壳整体温度分布的影响规律，图10示出0.1~10 m/s风速范围内壁面温度场的演变情况。

随着环境风速的提升，外壳壁面温度整体呈上升趋势；在不同风速工况下，容器上封头区域的温度始终高于其他部位。为定量表征风速对关键部位温度场的影响，文中在容器外壳顶部、迎风侧中心、中央罐体中心及背风侧中心分别设置了温度监测点H1，H2，H3，H4，如图11所示。由图10及图12（a）的仿真结果可知，环境风速对外壳温度场的影响呈现明显的阶段性变化规律。当环境风速处于0.1~5 m/s的低速区间时，外壳各区域温度随风速增大而显著上升；而当风速超过5 m/s的临界值后，外壳温度几乎不再随风速增加而发生明显变化。

不同区域对风速波动的敏感程度存在显著差异。其中，背风区域温度对风速变化最为敏感，而封头区域最不敏感。具体而言，在0.1~5 m/s的低风速工况下，监测点H1~H4的温度变化率依次为1.96，3.14，3.90，4.08 K/（m⋅s^-1）；而在5~10 m/s的高风速工况下，4个监测点的温度变化率分别降至0.12，0.60，0.40，0.92 K/（m⋅s^-1）。可以看出，低风速工况下容器外壁面各区域的温度变化率明显高于高风速工况，其中背风区域变化率最高，封头区域变化率最低。这表明封头区域温度受风速波动影响较小，适宜作为温度监测点。

基于外壳温度分布计算结果，获得了不同风速下通过对流换热进入容器MLI的比热流，其随风速的变化曲线如图12（b）所示。结果表明，当风速为0.1 m/s时，比热流仅为2.98 W/m²；而当风速提高至10 m/s时，比热流增长至4.34 W/m²，总增幅约为45%。

值得注意的是，比热流的增速随风速提升而逐渐减缓。具体而言，在0.1~5 m/s的低风速区间内，比热流增长率高达42%；而当风速进一步提升至5~10 m/s的较高区间时，增长率则降至2%。这表明，随着风速增大，低温容器漏热的增速逐渐减缓，环境风速最终将不再是影响容器漏热的主要因素。

针对图12所示的外壳温升在低风速下波动剧烈、而在高风速下趋于平稳的现象，其本质在于容器外侧热边界层的发展状态直接制约了换热强度的变化。热边界层是指在流固换热过程中发生主要温降的薄层区域，其厚度及稳定性直接决定了壁面的换热强度。如图13所示，当风速在0.6~1 m/s范围内提升时，热边界层的覆盖范围随之逐渐缩小；而当风速进一步提升至5 m/s时，热边界层受动压作用被显著压缩，换热强度的增长受到抑制，导致比热流随风速增加的增长趋势明显放缓。

文中所涉及的低温容器流动传热过程可近似为圆柱绕流模型。具有一定流速的空气沿外壳表面流动时，会产生显著的边界层分离现象。迎风侧分离区域的面积以及背风侧的尾流状态，均会对表面对流换热效果产生影响。当环境风开始流动后，气流从容器中央区域开始分离，此时迎风面和背风面的热边界层受来流影响差异较大，导致两侧换热不均匀。而随着风速不断增大，雷诺数逐渐升高，边界层分离后的尾迹变窄，分离影响区域不断缩小，使得外壳表面两侧受环境风影响趋于均匀。因此，单位时间内空气向容器外表面各区域的传热更加均匀，外壁温度沿周向的分布也趋于稳定。

3.2　环境风速影响下多层绝热结构漏热特性

为定量分析不同风速对MLI绝热性能的影响，文中通过对低温容器三维等效传热模型的仿真结果进行后处理，得到了MLI最内层及最外层温度随风速的变化规律，如表4所示。可以看出，MLI温度随风速的提升整体呈上升趋势。在0.1~1 m/s的低风速工况下，内外层温度随风速提升的变化率最大，分别为4.51，9.61 K/（m⋅s^-1）；在1~5 m/s风速范围内，内外层温度增速减缓，变化率分别降至0.85，1.52 K/（m⋅s^-1）；当风速高于5 m/s时，内外层温度受风速变化影响较小，变化率仅为0.15，0.28 K/（m⋅s^-1）。

将各风速工况下MLI最内层及最外层的温度代入文中建立的高真空状态下传热特性数值算法，通过迭代计算得到各风速工况下的逐层温度分布，如图14所示。

图14中第0层和第42层分别代表MLI的最内层（与内容器接触区域）和最外层。在不同风速下，MLI温度在低温区域层级上升较快，在高温区域层级上升较慢，整体呈现“上凸下凹”的半抛物线形分布。在0.1~10 m/s风速范围内，绝热层径向温度随环境风速升高而逐渐增大，但升温幅度逐渐减缓。0.1~0.6 m/s、0.6~1 m/s、1~5 m/s、5~10 m/s四个风速区间内，绝热夹层的平均升温幅度依次为4.55，2.75，5.41，1.17 K，对应的温度变化率分别为9.10，6.87，1.35，0.23 K⋅s⋅m^-1。可见，在0.1~5 m/s的较低风速工况下，绝热结构温度随风速的变化较为显著；而当风速超过5 m/s时，各层绝热结构温度随风速提升的变化幅度明显减小。

为进一步探究MLI各层传热特性随风速的变化规律，在假定相邻层间热流量相等的条件下，结合图14所示的绝热夹层温度分布及各层内气体状态参数，推导得到了不同风速下逐层传热特性的变化情况，如图15所示。

在不同风速下，辐射传热比热流随层数增加呈现增速逐渐减缓的增长趋势，而固体导热比热流则随层数增加呈降速逐渐减缓的趋势。以0.1 m/s风速为例，辐射所传递的比热流由第1层的1.23 W/m²增长至第42层的2.25 W/m²，增幅约为83%；固体导热比热流则由第1层的1.76 W/m²下降至第42层的0.74 W/m²，降幅约为58%。

绝热夹层内部的传热特性也随环境风速的变化而改变。当环境风速在0.1~1 m/s范围内时，固体导热与辐射传热沿层数增加交替成为主导传热方式，且两者比热流相等的位置随风速升高逐渐向低温区移动。当风速高于5 m/s时，辐射传热成为各层热量传递的主要方式，辐射比热流的最小占比由0.1 m/s时的31%增至10 m/s时的52%。结合1.2节中辐射与固体导热公式可知，辐射传热量随温度升高的增长率高于导热。因此，随着环境风速提升，容器绝热结构温度升高，辐射在总传热中所占比重不断增大。

4　结论

收起

（1）在0~5 m/s风速范围内，低温容器外壁温度及漏热量随风速增加呈显著上升趋势；其中上封头区域受风速影响较小，可作为温度测量的优选位置。当风速超过5 m/s后，各区域温度梯度及漏热量趋于稳定，此时进行绝热性能测试可有效降低因温度分布不均导致的测量误差。

（2）在0.1~5 m/s的较低风速工况下，绝热结构温度随风速变化较为显著；当风速超过5 m/s时，温度随风速提升的幅度明显减小。MLI内部辐射传热增强是导致漏热量随风速增加的主要原因。当风速高于5 m/s时，绝热夹层内各层间的辐射传热量均超过固体导热，占总体传热量的50%以上。

（3）为获得准确可靠的测试数据，低温性能测试推荐在室内无风环境（风速接近0 m/s、温度恒定）中进行，以最大限度降低环境风速对绝热性能的影响。若受限于试验条件必须在室外进行，则建议选择环境风速稳定在5 m/s及以上的工况开展测试。

参考文献

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文献

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参考文献引证文献

排序方式：

朱祖超，崔宝玲，张光，等.LNG储运安全保障技术发展与展望［J］.流体机械，2024，52（9）：84-97.

ZHU Z C，CUI B L，ZHANG G，et al.Current development and prospect of LNG storage and transportation and safety protection technology［J］.Fluid Machinery，2024，52（9）：84-97.

张卫义，李星波，姚欣，等.LNG卧式储罐拉带式支撑应力分析及结构优化［J］.压力容器，2022，39（8）：40-49.

ZHANG W Y，LI X B，YAO X，et al.Stress analysis and structure optimization of tension band support for LNG horizontal storage tank［J］.Pressure Vessel Technology，2022，39（8）：40-49.

WAN C C，ZHU S L，SHI C Y，et al.Numerical simulation on pressure evolution process of liquid hydrogen storage tank with active cryogenic cooling［J］.International Journal of Refrigeration，2023，150：47-58.

徐敬，秦超，徐理善，等.新型车载液氢容器绝热结构设计与分析［J］.压力容器，2025，42（1）：43-53.

XU J，QIN C，XU L S，et al.Design and analysis of thermal insulation structure of new on‑board liquid hydrogen vessel［J］.Pressure Vessel Technology，2025，42（1）：43-53.

马晓勇，陈叔平，金树峰，等.低温容器用多层绝热材料的绝热性能研究进展［J］.材料导报，2024，38（1）：238-248.

MA X Y，CHEN S P，JIN S F，et al.Advance in research on thermal insulation performance of multilayer insulation materials for cryogenic vessels［J］.Materials Reports，2024，38（1）：238-248.

余鹏飞，石玉美.低温容器夹层材料放气速率研究［J］.真空科学与技术学报，2020，40（11）：1044-1049.

YU P F，SHI Y M.Outgassing behavior from interlayer walls in cryogenic container：An analytical and experimental study［J］.Chinese Journal of Vacuum Science and Technology，2020，40（11）：1044-1049.

石顺宝，陈叔平，朱鸣，等.高真空多层绝热低温容器绝热夹层真空度对内容器压升率的影响［J］.压力容器，2021，38（10）：16-22.

SHI S B，CHEN S P，ZHU M，et al.Influence of the annular space vacuum degree of high vacuum multilayer insulation cryogenic vessels on the pressure rise rate of the inner vessel［J］.Pressure Vessel Technology，2021，38（10）：16-22.

ZHOU Q，WANG P，WU K D，et al.Performance of high‑temperature lightweight multilayer insulations［J］.Applied Thermal Engineering，2022，211：118436.

雷营生，徐红艳，谢荣建，等.空间用多层绝热组件隔热特性的试验研究［J］.红外，2018，39（3）：13-17.

LEI Y S，XU H Y，XUE R J，et al.Experimental study of heat insulation capability of MLI assembly in space［J］.Infrared，2018，39（3）：13-17.

王宇君.测井仪保温瓶的传热分析及真空失效快速检测［D］.武汉：华中科技大学，2022.

WANG Y J.The research of the heat transfer analysis and rapid vacuum failure detection of vacuum flask for logging tools［D］.Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2022.

FESMIRE J E，JOHNSON W L.Cylindrical cryogenic calorimeter testing of six types of multilayer insulation systems［J］.Cryogenics，2018，89：58-75.

ZHENG J，CHEN L，CUI C，et al.Experimental study on composite insulation system of spray on foam insulation and variable density multilayer insulation［J］.Applied Thermal Engineering，2018，130：161-168.

WANG B，HUANG Y H，LI P，et al.Optimization of variable density multilayer insulation for cryogenic application and experimental validation［J］.Cryogenics，2016，80：154-163.

李兆慈，郭保玲，严俊伟.LNG储罐温度场计算及影响因素分析［J］.油气储运，2015，34（3）：244-247.

LI Z C，GUO B L，YAN J W.Calculation and influencing factors of temperature field in LNG tank［J］.Oil and Gas Storage and Transportation，2015，34（3）：244-247.

周亮，苏苗印.环境风速对管道绝热效果影响的数值模拟和研究［J］.化工设备与管道，2020，57（4）：76-81.

ZHOU L，SU M Y.Numerical simulation of effects of environmental wind velocity to insulation of pipeline［J］.Process Equipment & Piping，2020，57（4）：76-81.

陈华，钱涛，赵松田，等.空气侧风速对双流程微通道蒸发器传热特性的影响［J］.低温工程，2021（1）：75-80.

CHEN H，QIAN T，ZHAO S T，et al.Effect of airvelocity on heat transfer performance of double‑pass micro‑channel evaporator［J］.Cryogenics，2021（1）：75-80.

程励辉.室外温度及风速对中空玻璃传热的影响分析［J］.福建理工大学学报，2023，21（6）：517-522.

CHENG L H.Analysis of influence of outdoor temperature and wind speed on heat transfer in insulated glass［J］.Journal of Fujian University of Technology，2023，21（6）：517-522.

张瀚月，陈建业，李军，等.液氧罐晃动时防波板对罐体受力的影响［J］.真空与低温，2022，28（2）：147-156.

ZHANG H Y，CHEN J Y，LI J，et al.The effect of baffle on stress of sloshing liquid oxygen tank［J］.Vacuum and Cryogenics，2022，28（2）：147-156.

谢高峰.高真空多层绝热低温容器完全真空丧失实验及传热机理研究［D］.上海：上海交通大学，2011.

XIE G F.The research of the experiment and the heat transfer mechanism on the high‑vacuum‑multilayer‑insulation （HVMLI） cryogenic tank after catastrophic loss of insulating vacuum［D］.Shanghai：Shanghai Jiao Tong University，2011.

WANG H R，WANG B，PAN Q W，et al.Modeling and thermodynamic analysis of thermal performance in self‑pressurized liquid hydrogen tanks［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2022，47（71）：30530-30545.

陈杰，张家骐，欧吉辉.气体稀薄效应对热流计算的影响［J］.空气动力学学报，2019，37（5）：691-697.

CHEN J，ZHANG J Q，OU J H.Influence of rarefied gas effect on the computation of heat flux［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2019，37（5）：691-697.

程进杰，朱建炳，李正清.低温容器高真空多层绝热性能分析［J］.低温与超导，2013，41（2）：11-14.

CHENG J J，ZHU J B，LI Z Q.Analysis on the performance of high vacuum multilayer insulation for cryogenic storage vessel［J］.Cryogenics and Superconductivity，2013，41（2）：11-14.

张尚武，陈叔平，陈联，等．真空失效下变密度多层绝热传热性能试验研究［J］．压力容器，2024，41（9）：23-30．

ZHANG S W，CHEN S P，CHEN L，et al．Experimental study on the insulation performance of variable density multilayer insulationunder vacuum failure［J］.Pressure Vessel Technology，2024，41（9）：23-30．

TONG R C，ZHANG A K，GUO S L，et al.Investigation of heat leakage calculations and experiments for a wide‑mouth liquid nitrogen tank［J］.Energy Sources，Part A：Recovery，Utilization，and Environmental Effects，2024，46（1）：14077-14088.

李延娜，邓育轩，匡春燕，等.绝热层漏热造成液化天然气储罐蒸发损失分析研究［J］.中国石油和化工标准与质量，2021，41（9）：9-10.

LI Y N，DENG Y X，KUANG C Y，et al.Study on evaporation loss of liquefied natural gas storage tanks caused by heat leakage of insulation layer［J］.China Petroleum and Chemical Standard and Quality，2021，41（9）：9-10.

2026年第54卷第2期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.009

接收时间：2025-12-03
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-02-28

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收稿日期：2025-12-03
修回日期：2026-02-10

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¹机械工业上海蓝亚石化设备检测所有限公司，上海 201620

²华中科技大学能源与动力工程学院，武汉 430074

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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区域	第1组	第2组	第3组	第4组	平均温度
Ⅰ	299.65	297.48	297.04	297.44	297.90
Ⅱ	294.92	297.49	297.68	295.98	296.52
Ⅲ	294.14	297.80	297.63	297.11	296.67
Ⅳ	296.07	296.65	297.10	294.41	296.06

区域

第1组

第2组

第3组

第4组

平均温度

Ⅰ

299.65

297.48

297.04

297.44

297.90

Ⅱ

294.92

297.49

297.68

295.98

296.52

Ⅲ

294.14

297.80

297.63

297.11

296.67

Ⅳ

296.07

296.65

297.10

294.41

296.06

部件	参数	数值/mm
内容器	中央罐体内径	850
中央罐体高度	1 450
椭球封头短轴	250
壁厚	5

绝热层	绝热层中央内径	860
绝热层中央高度	1 450
绝热层封头短轴	255
壁厚	30

外壳	中央罐内径	1 050
中央罐体高度	1 990
椭球封头短轴	460
壁厚	3

颈管	颈管直径	30
颈管高度	205

封头	封头直径	80
封头高度	65

部件

参数

数值/mm

内容器

中央罐体内径

850

中央罐体高度

1 450

椭球封头短轴

250

壁厚

绝热层

绝热层中央内径

860

绝热层中央高度

1 450

绝热层封头短轴

255

壁厚

外壳

中央罐内径

1 050

中央罐体高度

1 990

椭球封头短轴

460

壁厚

颈管

颈管直径

颈管高度

205

封头

封头直径

封头高度

风速/（m⋅s^-1）	颈管底部温度/K	颈管顶部温度/K	颈管漏热/W
0.1	149.8	287.2	3.30
0.6	150.6	289.4	3.34
1	151.2	291.3	3.37
5	152.5	294.9	3.42
10	152.8	295.9	3.44

风速/（m⋅s^-1）

颈管底部
温度/K

颈管顶部
温度/K

颈管漏热/W

0.1

149.8

287.2

3.30

0.6

150.6

289.4

3.34

151.2

291.3

3.37

152.5

294.9

3.42

152.8

295.9

3.44

风速/（m⋅s^-1）	最内层温度/K	最外层温度/K
0.1	144.50	234.68
0.6	146.94	240.11
1	148.56	243.33
5	151.94	249.42
10	152.67	250.82

风速/（m⋅s^-1）

最内层温度/K

最外层温度/K

0.1

144.50

234.68

0.6

146.94

240.11

148.56

243.33

151.94

249.42

152.67

250.82