C型LNG液罐與船體的連接結(jié)構(gòu)研究

莊科挺 趙 寅 劉文華

（上海船舶研究設(shè)計(jì)院，上海201203）

0 前言

中小型LNG船一般采用C型獨(dú)立液罐裝載液態(tài)貨物。用于液化氣運(yùn)輸?shù)腃型液罐通常采用圓筒形或雙葉形的獨(dú)立液罐，其縱向軸線沿船只的縱向放置。液罐及所裝載液貨的重力和垂向慣性力由與船體相連的固定鞍座和滑動(dòng)鞍座支撐，同時(shí)縱向、橫向運(yùn)動(dòng)及相應(yīng)慣性力由對(duì)應(yīng)的限位裝置支撐?？紤]到船舶破損進(jìn)水后，空的液罐會(huì)向上浮起而導(dǎo)致船體結(jié)構(gòu)損壞，因此還設(shè)置有限制液罐上浮的裝置。整個(gè)液罐與船體結(jié)構(gòu)相連接的這些裝置，形式復(fù)雜，受力嚴(yán)重，需要對(duì)此進(jìn)行詳細(xì)的設(shè)計(jì)分析。

C型獨(dú)立液罐需要承受零下163℃的低溫，液罐外部包覆有隔熱效能良好的絕緣層，并獨(dú)立放置于船體貨艙內(nèi)，不與船體結(jié)構(gòu)直接接觸，唯一與船體直接連接的部位就是前述的鞍座和限位裝置。因此在該部位存在熱量傳導(dǎo)的現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致船體結(jié)構(gòu)出現(xiàn)低溫區(qū)域。為了能夠隔絕熱量傳導(dǎo)并且能夠承受來自貨艙液罐和裝載液貨的重力及各個(gè)加速度方向的慣性力，在鞍座/限位裝置和液罐之間設(shè)置由環(huán)氧樹脂固定的層壓板構(gòu)成的隔熱支承層，用以傳遞上述的載荷并且隔絕低溫的傳遞。通過對(duì)熱量傳導(dǎo)路徑的計(jì)算和分析，將船體結(jié)構(gòu)溫度控制在零下30℃以內(nèi)，以避免使用低溫鋼材料。因此對(duì)鞍座和相關(guān)的限位裝置進(jìn)行準(zhǔn)確的應(yīng)力分析和溫度分析，對(duì)船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和安全都是具有重要意義的。

本文針對(duì)中小型LNG船特有C型獨(dú)立液罐的形式，對(duì)液罐和船體連接的鞍座以及限位裝置的溫度和強(qiáng)度進(jìn)行分析，得到合理的連接形式，并將溫度控制在零下30℃以內(nèi)，以保證液罐和船體的連接可靠安全。

1 中小型LNG船液罐支座結(jié)構(gòu)組成

中小型LNG船液罐支座主要由鞍座和限位裝置組成。鞍座主要包括鞍座腹板、鞍座面板、各種肘板和面板上鍵板等結(jié)構(gòu)。其中由于固定鞍座需要承受縱向慣性力的作用，其面板上鍵板和肘板設(shè)置要比滑動(dòng)鞍座強(qiáng)，且肘板的設(shè)置方式也有所區(qū)別。固定支座前后兩排鍵板焊接于支座面板上，與鞍座面板形成一個(gè)槽，槽內(nèi)安放層壓墊木，焊接于筒體墊板的鍵板插在墊木之間，而墊木與支座面板上前后鍵板間的空隙用環(huán)氧樹脂等物質(zhì)填充，這樣就限制了容器的前后移動(dòng)（見圖1）。由于前后兩排鍵板需要承受液罐的縱向加速度，因此需要設(shè)置一定數(shù)量的背肘板予以支撐。

圖1 固定支座

滑動(dòng)支座的層壓墊木是上下兩層布置的，焊接于液罐墊板的鍵板由上層墊木夾住;下層層壓墊木放置在焊接于鞍座的前后兩排支座面板鍵板之間，其墊木與鍵板間的空隙也用環(huán)氧樹脂等材料填充。由于在上下兩層墊木之間裝有不銹鋼板，使上下的層壓墊木可相對(duì)地移動(dòng)，從而允許液罐在熱脹冷縮情況及船體變形時(shí)能自由移動(dòng)。這種設(shè)置既允許容器有一定的縱向位移，又限制了容器的前后竄動(dòng)（見圖2）。由于不銹鋼滑板的摩擦因數(shù)小于墊木與結(jié)構(gòu)間填充的環(huán)氧樹脂的摩擦因數(shù)，因此支座面板鍵板不承受縱向的摩擦力作用，可以不設(shè)背肘板支撐。

圖2 滑動(dòng)支座

為了防止液罐的變形，在受支座支承處的液罐內(nèi)壁上還設(shè)有加強(qiáng)環(huán)，外壁也有厚度較大的墊板做保護(hù)。C型獨(dú)立液罐由船體獨(dú)立支撐，液罐與船體結(jié)構(gòu)是相對(duì)自由的，這樣就可以允許液罐或船體承受因溫度變化或運(yùn)動(dòng)狀態(tài)變化所產(chǎn)生的變形而不至于出現(xiàn)過大的應(yīng)力，威脅到船舶安全。然而由于這樣設(shè)置，如果發(fā)生貨艙區(qū)域破損進(jìn)水，液罐就會(huì)受到很大的浮力作用而脫離船體結(jié)構(gòu)，從而損壞上部的船體結(jié)構(gòu)，因此這種船型的液貨艙還設(shè)有止浮裝置（見圖3）。止浮裝置應(yīng)設(shè)在液罐加強(qiáng)環(huán)處，必須能承受液貨艙進(jìn)水至夏季載重線吃水時(shí)，液罐引起的向上浮力，而不致產(chǎn)生可能危及船體結(jié)構(gòu)的影響［1］。

鞍座有支承貨艙液罐的作用，同時(shí)固定端鞍座還具有承受縱搖和縱蕩時(shí)的縱向慣性力，以防止液罐發(fā)生縱向移動(dòng)的作用。船舶在橫搖和橫傾時(shí)液罐會(huì)受到橫向慣性力和重力分量作用，有發(fā)生橫向移動(dòng)和周向轉(zhuǎn)動(dòng)的趨勢(shì)，因此在液罐底部和液罐頂部還設(shè)置有抗橫搖裝置，以承受橫向慣性力和船舶傾斜時(shí)的重力分量，以防止容器發(fā)生周向轉(zhuǎn)動(dòng)和橫向移動(dòng)。通?？箼M搖裝置采用凹凸榫形結(jié)構(gòu)。為了避免低溫下結(jié)構(gòu)收縮帶來的額外熱應(yīng)力，受低溫影響顯著的罐體一側(cè)采用凸形榫頭的形狀，船體一側(cè)采用凹形卡槽的形狀。兩者之間放置兩層墊木，分別由底座面板上的鋼質(zhì)圍框固定，并用環(huán)氧樹脂等材料填充間隙。

圖3 止浮裝置

2 鞍座處船體結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分布計(jì)算

溫度對(duì)鋼材的主要力學(xué)指標(biāo)產(chǎn)生很大影響，伴隨溫度降低，鋼材屈服強(qiáng)度σy和抗拉強(qiáng)度σu升高，鋼材的塑性指標(biāo)截面收縮率降低，屈強(qiáng)比σy/σu增加，也就是說鋼材本身變脆，鋼構(gòu)件材料的破壞強(qiáng)度σp隨著溫度的降低也逐漸降低。通常把鋼結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在低溫下的脆性破壞稱之為“低溫冷脆現(xiàn)象”，研究表明，鋼材的厚度對(duì)其脆性破壞的臨界轉(zhuǎn)變溫度影響很大，構(gòu)件的長(zhǎng)度和寬度的影響比較?。?］。

因此，為了避免船舶結(jié)構(gòu)出現(xiàn)低溫冷脆現(xiàn)象，IGC（國(guó)際散裝運(yùn)輸液化氣體船舶構(gòu)造與設(shè)備規(guī)則）對(duì)鋼材在厚度和溫度確定的情況下如何選擇鋼級(jí)進(jìn)行了規(guī)定。根據(jù)IGCcode的規(guī)定，為了能夠避免大量采用低溫鋼，需要通過層壓板/樹脂膠合板構(gòu)成的隔熱/支承層保證液罐下方的船體結(jié)構(gòu)溫度在零下30℃以內(nèi)。

為了能夠在設(shè)計(jì)較早期對(duì)鞍座附近船體構(gòu)件的布置和材料規(guī)格的選取進(jìn)行評(píng)估，需要有一個(gè)方便和可靠的計(jì)算方法。為了達(dá)到這個(gè)目的，對(duì)有限元方法對(duì)溫度場(chǎng)分布的計(jì)算結(jié)果與簡(jiǎn)易計(jì)算方法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

2.1 有限元方法計(jì)算

應(yīng)用MSC/Patran軟件對(duì)一艘30000m3的C型液罐LNG船的結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模、計(jì)算與分析。模型縱向范圍包含鞍座區(qū)域前后兩個(gè)強(qiáng)框，橫向?yàn)榘雽捘Ｐ停叨确较蚓嗷€6 700 mm，有限元模型包含所有主要的縱向和橫向構(gòu)件（見圖4）。該方法全面考慮了雙層底縱橫構(gòu)件的熱傳導(dǎo)作用，較為真實(shí)地反映了鞍座下船體結(jié)構(gòu)的等溫線分布情況（見圖5），并且真實(shí)地反映了鞍座端部靠近底邊艙的溫度場(chǎng)分布情況。

圖4 溫度場(chǎng)計(jì)算有限元模型

圖5 溫度場(chǎng)有限元分析的等溫線分布情況

2.2 簡(jiǎn)化方法計(jì)算

考慮到罐體鞍座與船體之間的熱傳遞，是以結(jié)構(gòu)熱傳導(dǎo)方式為主要傳遞方式，因此忽略其他熱傳遞方式，建立基于熱傳導(dǎo)的計(jì)算模型（見圖6）。罐體鞍座與船體之間的絕熱體主要是層壓墊木，在確定層壓墊木塊厚度的條件下，采用溫度阻抗的計(jì)算模型能夠進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算。

圖6 鞍座及鞍座下層壓墊木的溫度場(chǎng)分布的熱流手工計(jì)算模型

在設(shè)計(jì)過程中根據(jù)實(shí)船鞍座結(jié)構(gòu)和船體結(jié)構(gòu)分別采用了有限元計(jì)算方法和簡(jiǎn)化手工計(jì)算方法計(jì)算得到了鞍座下船體結(jié)構(gòu)的溫度分布（見表1）。對(duì)比可知，簡(jiǎn)化手工計(jì)算方法具有相當(dāng)?shù)臏?zhǔn)確性，可以在設(shè)計(jì)初期采用。

表1 液貨艙固定鞍座處的船體結(jié)構(gòu)溫度分布

對(duì)于低碳鋼和低碳合金鋼，當(dāng)其構(gòu)件厚度在10～40 mm范圍內(nèi)時(shí)，任何一個(gè)低冷脆性結(jié)構(gòu)形式構(gòu)件的臨界轉(zhuǎn)變溫度與其厚度成正比。因此為了避免船舶結(jié)構(gòu)出現(xiàn)低溫冷脆現(xiàn)象，IGC對(duì)鋼材在厚度和溫度確定的情況下如何選擇鋼級(jí)進(jìn)行了規(guī)定，如表2所示。

計(jì)算結(jié)果表明，通過優(yōu)化后的連接結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)將船體結(jié)構(gòu)局部低溫區(qū)控制在－30℃以內(nèi)的目標(biāo)，從而避免了采用特殊鋼材的情況。

3 液罐限位裝置強(qiáng)度計(jì)算

應(yīng)用MSC/PATRAN軟件對(duì)液罐的限位裝置按照縱向、橫搖、抗浮的類別進(jìn)行建模、計(jì)算與分析。計(jì)算載荷的選取和強(qiáng)度評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)按照ABS《獨(dú)立液貨艙液化氣體運(yùn)輸船入級(jí)與建造指南2011》的相關(guān)內(nèi)容［3］。

根據(jù)船體不同的結(jié)構(gòu)形式，分3個(gè)工況對(duì)各個(gè)止移裝置的強(qiáng)度進(jìn)行了分析：

工況1：船底縱向止移裝置受指向－X方向的作用力、橫向止移裝置受指向?yàn)閅方向的作用力；

工況2：艙甲板下橫向止移裝置受指向Y方向的作用力；

工況3：頂邊艙垂向防浮裝置受指向Z方向的作用力。

表2 IGC船體結(jié)構(gòu)板材和型材的鋼級(jí)要求

3.1 固定鞍座的前后兩排鍵板和船底的抗橫搖結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度計(jì)算

考慮到船底處抗縱向力的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)與船底抗橫搖的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)域重疊，互相影響，在同一個(gè)模型中同時(shí)加載進(jìn)行計(jì)算。通過貨艙結(jié)合液罐的兩艙段有限元模型，根據(jù)規(guī)范要求的工況，計(jì)算得到貨艙結(jié)構(gòu)與液罐之間的作用力的大小和分布。從圖7中可以看到船底處縱向力沿船寬方向分布的情況。

圖7 船底處液罐作用力在船寬方向的分布

在分析得到液罐與船體之間相互作用力的基礎(chǔ)上，對(duì)船底的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)域建立網(wǎng)格大小為1/8骨材間距的細(xì)網(wǎng)格模型，如圖8所示。

圖8 船底加強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)域的有限元模型

3.2 甲板下的抗橫搖結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度計(jì)算

在分析得到液罐與船體之間相互作用力的基礎(chǔ)上，對(duì)甲板下的抗橫搖結(jié)構(gòu)區(qū)域建立網(wǎng)格大小為1/4～1/8骨材間距的細(xì)網(wǎng)格模型（圖9）。從兩艙段有限元模型分析結(jié)果中可以看到上抗橫搖裝置和下抗橫搖裝置共同承擔(dān)了液罐橫向加速度和橫向重力分量的載荷，而其分配比例和船體結(jié)構(gòu)及液罐加強(qiáng)環(huán)結(jié)構(gòu)的剛度有關(guān)，因此為了得到比較準(zhǔn)確的受力結(jié)果，不僅需要詳細(xì)的船體結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)還需要詳細(xì)的液罐加強(qiáng)環(huán)和底座的結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)。

圖9 甲板下抗橫搖加強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)域的有限元模型

3.3 頂邊艙下的抗浮結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度計(jì)算

根據(jù)規(guī)范要求，液貨艙的止浮裝置應(yīng)能承受當(dāng)某一貨艙處所進(jìn)水至船舶夏季載重吃水時(shí)對(duì)一個(gè)空液貨艙引起的向上浮力，而不會(huì)產(chǎn)生可能危及船體結(jié)構(gòu)的塑性變形。根據(jù)液罐在船舶夏季載重吃水時(shí)的排水量和液罐的空重可以計(jì)算得到液罐的浮力，作為液貨艙的止浮裝置強(qiáng)度計(jì)算的載荷。對(duì)頂邊艙下的抗浮結(jié)構(gòu)區(qū)域建立網(wǎng)格大小為1/4～1/8骨材間距的細(xì)網(wǎng)格模型（圖10）。

圖10 頂邊艙下抗浮結(jié)構(gòu)區(qū)域的有限元模型

3.4 液罐限位裝置計(jì)算結(jié)果

根據(jù)各個(gè)工況下的計(jì)算結(jié)果，調(diào)整相應(yīng)的支撐結(jié)構(gòu)，優(yōu)化結(jié)構(gòu)形式，最終計(jì)算表明所有船體加強(qiáng)結(jié)構(gòu)和基座的強(qiáng)度符合規(guī)范要求。船體加強(qiáng)結(jié)構(gòu)和止移基座結(jié)構(gòu)的最大單元應(yīng)力匯總見表3～表4和圖11～圖13。

表3 船體結(jié)構(gòu)最大單元應(yīng)力N·mm－2

表4 基座最大單元應(yīng)力N·mm－2

圖11 工況1有限元計(jì)算結(jié)果

圖12 工況2有限元計(jì)算結(jié)果

圖13 工況3有限元計(jì)算結(jié)果

根據(jù)IGC對(duì)鋼材等級(jí)的說明（表2），厚度是影響鋼級(jí)選擇的另一個(gè)主要因數(shù)。通過優(yōu)化液罐和船體之間的連接結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)將構(gòu)件厚度控制在40 mm以內(nèi)的目標(biāo)，避免采用更高級(jí)別的鋼材。

4 結(jié)語

通過對(duì)C型液罐與船體的連接結(jié)構(gòu)的分析和計(jì)算，對(duì)連接區(qū)域的溫度場(chǎng)分布采用了不同的計(jì)算方法進(jìn)行了分析和比較。在設(shè)計(jì)前期可以采用簡(jiǎn)便的計(jì)算方法確定溫度場(chǎng)的分布、構(gòu)件規(guī)格和材料等級(jí)，結(jié)果安全可靠。在后期可以采用有限元方法對(duì)各限位裝置處的溫度分布進(jìn)行詳細(xì)的計(jì)算。

采用有限元分析的手段對(duì)連接區(qū)域的船體支撐結(jié)構(gòu)和基座進(jìn)行了強(qiáng)度分析，優(yōu)化結(jié)構(gòu)形式。計(jì)算結(jié)果對(duì)結(jié)構(gòu)形式、構(gòu)件規(guī)格和材料級(jí)別的選取具有決定性的意義。

［1］楊青松.中小型LNG船C型獨(dú)立液貨艙支座設(shè)計(jì)研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，2010.

［2］武延民，王元清，王曉哲.低溫對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與韌性指標(biāo)影響分析［J］.低溫建筑技術(shù)，2002（87）：1-3

［3］ABS.LIQUEFIED GASCARRIERSWITH INDEPENDENT TANKS［S］.2011.