LNG運輸船C型獨立液貨罐鞍座加強計算研究

劉玉智

(上海交通大學， 上海 200240)

LNG運輸船C型獨立液貨罐鞍座加強計算研究

劉玉智

(上海交通大學， 上海 200240)

闡述了LNG運輸船C型獨立液貨罐鞍座的結構特點，如何利用有限元分析校核鞍座加強的強度，并以一艘28 000 m3LNG運輸船的C型獨立雙耳液貨罐鞍座加強為例，分析有限元強度計算結果。

LNG C型獨立液貨罐 鞍座 無因次加速度 有限元計算

1 引言

液化天然氣(Liquefied Natural Gas,縮寫LNG)是一種清潔能源，主要成分是甲烷，在常態(tài)下沸點為-161℃,空氣中可燃極限為5%～15% ，是目前地球上最為純凈且方便高效的能源之一，已成為近年來世界上增長速度最快的礦物燃料。隨著LNG海上運輸需求量的日益增大，LNG運輸船的開發(fā)與研究已成為當今船舶制造業(yè)的熱點問題。

一般來說，載貨量在100 000 m3以內的LNG運輸船稱之為中小型LNG運輸船，中小型LNG船液貨艙系統(tǒng)采用C型獨立艙。現(xiàn)階段，國內對于液化氣船的研究主要集中在LPG船，且相關設計和制造的難點問題已經基本解決，而對于開發(fā)難度大的中小型LNG運輸船來說研究工作只是剛剛開始，對于其結構設計的難點——鞍座設計，尚處以摸索階段。

2 C型獨立液貨罐的鞍座結構形式

C型獨立液貨罐的鞍座分前后兩部分組成。一部分為固定支座，典型結構形式見圖1，圖中嵌入層壓木中與液貨本體連接的止移扁鋼用于承受作用于液貨艙上的碰撞力。另一部分為活動支座，典型結構形式見圖2，圖中兩層層壓木之間嵌以不銹鋼薄板，可以允許液貨艙與支座之間有微量的移動，用以承受液貨艙在溫度變化和船體變形時的收縮和膨脹[1]。

如圖1和圖2所示，層壓木位于鞍座頂板上，固定支座的層壓木前后用高腹板扁鐵加以固定，承受液貨罐縱向沖力，活動支座兩層層壓木分別用小腹板扁鐵加以橫向固定，承受的縱向力很小，整個鞍座結構設計得非常強。常用的LPG運輸船都是采用這種鞍座結構，鞍座左舷到右舷橫向布置，鞍座下面固定在內底上，左右舷固定在底邊艙斜板上，并與加大加強的舷側主肋骨固定連接，如圖3、圖4所示。

還有另一種鞍座結構形式，鞍座結構與層壓木反轉，將鞍座與液貨罐本體連接在一起，然后通過層壓木與船體內底連接。鞍座結構似碗狀，兩舷與底邊艙斜板留有間隙，不固定連接，如圖5所示。

鞍座結構同樣分為兩部分，固定支座和活動支座，如圖6、圖7所示。

3 C型獨立液貨罐的鞍座結構加強受力分析

以圖6的鞍座結構形式為例，鞍座與層壓木連接，對于層壓木的屬性，在有限元模型(見圖8)中無法有效地模擬，因此為了計算鞍座下雙層底內結構加強，需要求出層壓木與內底接觸面的垂向支反力及層壓木的橫向固定擋板的縱向支反力。

為了得到層壓木接觸面垂向支反力，有限元模型 (見圖8) 包括整個液罐與其內部結構及鞍座結

構，液貨罐邊界加載垂向壓力，用彈簧單元模擬層壓木，彈簧剛度通過在內底上施加垂向單位力讀取相應位移來得到，在層壓木與內底接觸的位置加垂向線位移約束，層壓木接觸面垂向支反力可通過有限元計算直接讀取。

為了得到層壓木橫向固定擋板縱向支反力，有限元模型(見圖8)包括整個液罐與其內部結構及鞍座結構，用體單元模擬層壓木，液貨罐邊界加載縱向壓力，在層壓木擋板接觸的位置加縱向線位移約束，擋板縱向支反力可通過有限元計算直接讀取。

4 計算實例與分析

下面以筆者所做的28 000 m3LNG運輸船的鞍座加強計算為例，分析鞍座加強的受力情況。

4.1 計算相關參數

本船計算船長164.415 m，型寬27.60 m，型深18.50 m，設計吃水7.80 m，結構吃水8.00 m。

貨艙結構典型普通肋位橫剖面如圖9所示，肋距0.8 m，內底厚度12 mm，雙層底縱骨間距750 mm，內底縱骨型號HP240×11,管弄寬度3 m，距船中1 500 mm管弄側壁厚度15.5 mm，距船中5 250 mm和9 750 mm雙層底旁縱桁厚度13.5 mm。 全船3個貨艙，每個貨艙一個雙耳型液貨罐，計算以NO.2貨艙液貨罐固定鞍座為例，鞍座中心位于FR102。NO.2液貨罐體自重750 t，罐體容積10 412 m3，液貨密度0.46 t/m3,液貨艙半徑7.5 m，液貨艙中心距基線10.1 m，距船中距離7.2 m。鞍座形式如圖5所示。

根據《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規(guī)范》，液貨艙重心的無因次加速度計算結果如下：

a0=0.4498，A=0.5361,az=0.4877,ay=0.5891,ax=0.2077。

建立有限元模型包括整個液罐與其內部結構及鞍座結構，液貨罐邊界加載垂向壓力P1，用彈簧單元模擬鞍座層壓木，共有57個節(jié)點，層壓木接觸面垂向支反力可通過有限元計算直接讀取。計算結果見圖10。

建立有限元模型包括整個液罐與其內部結構及鞍座結構，液貨罐邊界加載縱向壓力P2，用體單元模擬層壓木，共有57個節(jié)點，擋板縱向支反力可通過有限元計算直接讀取。計算結果見圖11。

橫向總載荷F=(液貨重量+液罐重量)·ay·g=(750+0.46×10 412)×0.5891×9.81=32 000kN,固定支座上端橫向支撐點承受載荷7 900kN, 固定支座下端橫向支撐點承受載荷8 200kN。

鞍座處雙層底內設5檔實肋板，肋板間距0.8m，鞍座處內底加厚至40mm，并以22mm板過渡到12mm，肋板厚度取20mm，1 500旁桁材加厚至26mm，5 250mm和9 750mm旁桁材在鞍座處加厚至20mm，距中3 000，7 500，8 250和9 000mm增加局部旁桁材，厚度16mm。具體結構見圖12～圖15。

4.2 結構有限元模型及其邊界條件

有限元模型：高度方向取整個型深，寬度方向取整個船寬，長度方向以FR102鞍座為中心，向艏至FR109強框架，向艉至FR96強框架，如圖16所示。

邊界條件見表1。

4.3 載荷及組合工況

承受的載荷主要有：由4.1計算的X、Y、Z方向的載荷， 載荷分布如圖17～圖19所示； 結構重量，即模型中船體結構的重量，由有限元程序自動算出；考慮的載荷組合工況如下：

(1) 工況1，縱搖ax+垂蕩az；

(2) 工況2，橫搖ay+垂蕩az；

(3) 80%縱搖ax+80%橫搖ay+90%垂蕩az。4.4 計算結果及分析

各個工況下鞍座下船體構件的應力表如表2所示。

內底板應力最大處位于船中管弄處；鞍座下桁材應力很大，桁材上開孔需取消；鞍座正下方FR102肋板最舷邊處應力較大，其余肋板應力不大；鞍座下縱骨在靠近舷側處需改為局部桁材，因為此處的垂向載荷非常大。

5 結論

通過實例計算可以看出，鞍座區(qū)域船體承受的局部載荷較大，整體應力水平較高，構件規(guī)格加大很多，設計中應設置良好的過渡，以防止結構突變帶來的應力集中。本文是基于規(guī)范對鞍座加強的研究探討，希望對LNG鞍座加強研究的同仁有幫助。

[1] 中國造船工程學會，中國船舶重工集團公司，中國船舶工業(yè)集團公司.船體設計實用手冊結構分冊[M].北京：國防工業(yè)出版社，2013.

[2] 中國船級社.散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規(guī)范[S].北京：人民交通出版社，2005.

Research for Calculation of LNG Carrier C Type Independent Tank Saddle Seating Reinforcement

LIU Yu-zhi

(Shanghai Jiao Tong University， Shanghai 200240, China)

Taking the reinforcement of one 28 000 m3LNG carrier as an example, this article mainly introduces the structure characteristic of LNG carrier C type independent tank saddle seating, researches the reinforcement of saddle seating with FEM, then analysis the FEM result.

LNG C type independent tank Saddle seating Dimensionless acceleration FEM

劉玉智(1983-)，男，工程師。

U663

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