超大型液化石油氣船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

液化氣船是國(guó)際上公認(rèn)的設(shè)計(jì)、建造難度最大的船型之一，以高難度、高技術(shù)、高附加值的“三高”著稱[1]，而在液化氣船中以全冷式的超大型液化氣船(very large LPG carrier， VLGC船)設(shè)計(jì)和建造技術(shù)難度最大[2]。VLGC船獨(dú)立液貨艙型分A型獨(dú)立艙、B型獨(dú)立艙、C型獨(dú)立艙三種型式，A型獨(dú)立液貨艙是VLGC船常見(jiàn)的一種形式。

為保證全冷式、A型獨(dú)立艙液化氣運(yùn)輸船的安全性，按《國(guó)際散裝運(yùn)輸液化氣體船舶構(gòu)造和設(shè)備規(guī)則》[3](《IGC規(guī)則》)和法國(guó)船級(jí)社[4](BV)關(guān)于液化石油氣船的要求，對(duì)貨艙區(qū)主船體結(jié)構(gòu)和A型獨(dú)立艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行規(guī)范計(jì)算，確定滿足規(guī)范、規(guī)則對(duì)局部強(qiáng)度、總縱強(qiáng)度、屈曲強(qiáng)度、極限強(qiáng)度等要求的構(gòu)件尺寸。通過(guò)三維有限元模型計(jì)算結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，驗(yàn)證分析貨艙區(qū)主船體、A型獨(dú)立艙強(qiáng)度和細(xì)化網(wǎng)格的應(yīng)力分布，從而評(píng)估貨艙區(qū)主船體、A型獨(dú)立艙主要支撐構(gòu)件的整體強(qiáng)度及高應(yīng)力區(qū)域的變化，優(yōu)化構(gòu)件尺寸，減輕結(jié)構(gòu)重量。

1 規(guī)范計(jì)算

1.1 主船體規(guī)范計(jì)算

根據(jù)《IGC規(guī)則》和BV的要求，運(yùn)用規(guī)范軟件對(duì)中橫剖面的縱向構(gòu)件進(jìn)行計(jì)算，確定構(gòu)件尺寸；再根據(jù)《IGC規(guī)則》和BV對(duì)橫向構(gòu)件要求，確定中橫剖面圖中的橫向構(gòu)件與橫艙壁的構(gòu)件尺寸。

通過(guò)對(duì)規(guī)范計(jì)算結(jié)果應(yīng)有針對(duì)性的選擇結(jié)構(gòu)尺寸，如頂邊艙與底邊艙間的舷側(cè)肋骨，滿足屈服強(qiáng)度、降低重量的有效方法是增加腹板高度，但是根據(jù)檢修通道的要求，肋骨的腹板高度不能取得過(guò)大，否則會(huì)影響到A型獨(dú)立艙的艙容。綜合艙容、強(qiáng)度選擇兩者相匹配的肋骨尺寸。

1.2 A型獨(dú)立艙規(guī)范計(jì)算

根據(jù)《IGC規(guī)則》要求，A型獨(dú)立艙的載荷與常規(guī)船的計(jì)算方式不同。其內(nèi)部壓力Peq為

Peq=P0+Pgd

(1)

式中：P0為設(shè)計(jì)蒸汽壓力，最大不超過(guò)70 kPa；Pgd為內(nèi)部液體壓力，kg/cm2。

Pgd=ραβZβ×10-4。

其中：ρ為設(shè)計(jì)溫度時(shí)的貨物最大密度，kg/m3，本船貨物密度為0.61×103kg/m3；αβ為在任意的β方向上由重力和動(dòng)載荷引起的無(wú)因次加速度(即相對(duì)于重力加速度)，見(jiàn)圖1；Zβ為壓力計(jì)算點(diǎn)沿β方向向上量至液貨艙殼板的最大液柱高度，即內(nèi)部壓頭，m，見(jiàn)圖2。

根據(jù)計(jì)算得到的壓頭，分別運(yùn)用板、加強(qiáng)筋的規(guī)范計(jì)算公式得到構(gòu)件尺寸。

圖1 確定αβ

圖2 確定內(nèi)部壓頭

2 有限元分析

應(yīng)用有限元軟件將船體結(jié)構(gòu)、液艙結(jié)構(gòu)按規(guī)范裝載工況進(jìn)行綜合分析，進(jìn)一步校核結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

2.1 貨艙區(qū)主船體結(jié)構(gòu)

一般主船體區(qū)域有限元模型的縱向范圍應(yīng)覆蓋3個(gè)貨艙和4個(gè)橫艙壁。由于主要構(gòu)件和載荷對(duì)稱于中縱剖面時(shí)，這里取用船體結(jié)構(gòu)的左舷，主船體區(qū)域的粗網(wǎng)格模型見(jiàn)圖3。在做完整體艙段有限元強(qiáng)度分析后，應(yīng)對(duì)局部高應(yīng)力區(qū)進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格有限元分析，從而準(zhǔn)確評(píng)估高應(yīng)力區(qū)域應(yīng)力，某強(qiáng)框的細(xì)網(wǎng)格模型見(jiàn)圖4。

圖3 貨艙區(qū)三艙段粗網(wǎng)格模型

圖4 強(qiáng)框細(xì)網(wǎng)格模型

通過(guò)有限元計(jì)算，結(jié)果分析如下。

1)外板。船中處船底板應(yīng)力在艙中較大，靠近橫艙壁逐漸減?。幌蟼?cè)肋骨區(qū)域的外板應(yīng)力在靠近橫艙壁處較大，遠(yuǎn)離橫艙壁時(shí)逐漸減小，應(yīng)力極值由剪應(yīng)力引起，在高應(yīng)力區(qū)域增加板厚來(lái)滿足強(qiáng)度要求。

2)雙層底縱桁。雙層底縱桁主要是由于隔艙裝載引起屈服應(yīng)力不夠，通過(guò)在高應(yīng)力區(qū)域增加板厚或采用高強(qiáng)度鋼來(lái)滿足強(qiáng)度要求。

3)肋板。通道孔處承受較大剪應(yīng)力，需通過(guò)增大剪切面積且將開孔偏離支承裝置來(lái)滿足強(qiáng)度要求。

4)橫艙壁。因破艙進(jìn)水工況引起橫艙壁板、垂直扶強(qiáng)材端部都不滿足規(guī)范要求，需通過(guò)增加板厚、增設(shè)水平加強(qiáng)筋兩者相結(jié)合的方法滿足板強(qiáng)度要求；同時(shí)將垂直扶強(qiáng)材下端處原設(shè)置的強(qiáng)橫梁改為實(shí)肋板、上端處增設(shè)甲板短縱桁行并優(yōu)化兩端部節(jié)點(diǎn)形式滿足垂直扶強(qiáng)材的強(qiáng)度要求。

5)橫艙壁水平桁。橫艙壁設(shè)置兩道水平桁，一方面可以增加橫艙壁的強(qiáng)度；另一方面與縱向檢修通道形成完整檢修通道?？v向檢修通道與橫向檢修通道相交處應(yīng)力極高，需通過(guò)增加腹板板厚、加大面板尺寸、增大轉(zhuǎn)圓弧半徑及兩水平桁間增設(shè)短水平桁來(lái)滿足規(guī)范要求。

2.2 A型獨(dú)立艙結(jié)構(gòu)

應(yīng)用有限元軟件對(duì)A型獨(dú)立艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算分析，圖5、圖6分別為獨(dú)立艙的粗網(wǎng)格模型與水平桁細(xì)網(wǎng)格模型。

圖5 A型獨(dú)立艙粗網(wǎng)格模型

圖6 A型獨(dú)立艙水平桁細(xì)網(wǎng)格模型

通過(guò)有限元計(jì)算，結(jié)果分析如下。

1)獨(dú)立艙邊界板。屈服強(qiáng)度、屈曲強(qiáng)度滿足IGC、船級(jí)社規(guī)范要求，屈服強(qiáng)度的最大應(yīng)力出現(xiàn)在隔艙裝載工況下橫艙壁與下層水平桁相交處。

2)中縱艙壁。由于自身板薄中縱艙壁的應(yīng)力已處于臨界值，作為橫艙壁水平桁端部約束端時(shí)無(wú)法起到對(duì)水平桁約束，為了滿足水平桁強(qiáng)度必須在靠近前后艙壁處及橫艙壁水平桁趾端處增加板厚。

3)強(qiáng)框架。強(qiáng)框架高應(yīng)力區(qū)主要出現(xiàn)在如圖7所示的“a” “b” “c” “d” “e”位置。由于獨(dú)立艙的特殊性，每個(gè)強(qiáng)框的受力情況都有所不同，如靠近尾部橫艙壁強(qiáng)框架在b、c位置應(yīng)力值較高；靠近艙長(zhǎng)中心位置強(qiáng)框架在e位置應(yīng)力值較高。

圖7 強(qiáng)框架應(yīng)力分布

4)水平桁：水平桁高應(yīng)力區(qū)主要集中在圓弧過(guò)渡區(qū)，需通過(guò)增加腹板板厚、加大面板尺寸兩者相結(jié)合來(lái)滿足要求。

3 A型獨(dú)立艙支承和制動(dòng)裝置載荷

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)設(shè)計(jì)人員對(duì)超大型全冷式液化氣船不僅開展了整船的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析研究[5]，而且對(duì)A型液貨艙支承結(jié)構(gòu)局部強(qiáng)度也進(jìn)行研究[6]。A型液貨艙為滿足《IGC規(guī)則》以下要求設(shè)置支承裝置、防縱搖裝置、防橫搖裝置、止浮裝置。

1)A型液貨艙在受到靜、動(dòng)載荷作用下，應(yīng)能防止液貨艙本體的移動(dòng)，同時(shí)滿足液貨艙在溫度變化和船體變形時(shí)可以收縮和膨脹而不引起船體和液貨艙的過(guò)大應(yīng)力。

2)設(shè)置適當(dāng)?shù)闹С袠?gòu)件以承受作用在液貨艙上的碰撞力，此力相當(dāng)于1/2液貨艙和貨物重量的向前沖力，以及1/4液貨艙和貨物重量的向后沖力，不至于產(chǎn)生危及液貨艙結(jié)構(gòu)的變形。

各裝置都布置了用來(lái)隔熱的承壓木。由于其彈性模量與鋼材相比較小，承壓木對(duì)結(jié)構(gòu)起到了緩沖作用，使得結(jié)構(gòu)受力更為均勻，對(duì)結(jié)構(gòu)不正常的變形有一定的修正作用。由于支承構(gòu)件布置的局限性，所以在設(shè)計(jì)支承構(gòu)件時(shí)首先應(yīng)知道各裝置所采用承壓木厚度(該厚度主要由貨物溫度、承壓木的導(dǎo)熱系數(shù)決定)，再合理布置支撐構(gòu)件，通過(guò)有限元分析確定支承裝置、防縱搖裝置、防橫搖裝置、止浮裝置的尺度。

1)支承裝置。根據(jù)BV要求，液艙底部支承結(jié)構(gòu)的力需從三艙段模型讀出；三艙段模型中，液艙底部支承結(jié)構(gòu)采用非線性gap單元模擬。

選擇4種計(jì)算工況，見(jiàn)表1。

表1 各個(gè)工況下的波浪載荷

其中a工況與b工況為船舶向上垂蕩運(yùn)動(dòng)，h1為正值，貨艙加速度ax1朝向X軸正方向，貨艙加速度az1朝向Z軸負(fù)方向。c工況與d工況為船舶負(fù)橫搖運(yùn)動(dòng)，h2在Y軸正向區(qū)域?yàn)檎担赮軸負(fù)向區(qū)域?yàn)樨?fù)值，貨艙加速度ay2朝向Y軸正方向；貨艙加速度az2在Z軸正向區(qū)域朝向Z軸負(fù)方向，在Z軸正向區(qū)域朝向Z軸負(fù)方向。

各工況下作用在船體梁上的波浪載荷見(jiàn)表2，其中Mwv為垂向波浪彎矩，Qwv為波浪剪力，MWH為水平波浪彎矩，Mr為扭矩。

根據(jù)裝載手冊(cè)和設(shè)計(jì)要求，各載荷工況見(jiàn)表3，其中A1、A2、B為迎浪狀態(tài)，C、D為橫浪狀態(tài)，裝載示意于圖8。

表2 各工況下作用在船體梁上波浪載荷

表3 艙段分析載況及外載荷工況

注：X為每種工況對(duì)應(yīng)的載荷情況，共計(jì)18種工況。LC7與LC4類似，吃水為裝載手冊(cè)中實(shí)際吃水。

圖8 裝載示意

根據(jù)所有工況計(jì)算得到的各個(gè)支承裝置的受力最大值，作為單個(gè)裝置的有限元分析的載荷依據(jù)，值得注意的是不同位置的支承裝置受力各有不同，并存在一定的規(guī)律。

2)防橫搖裝置。根據(jù)船級(jí)社的指導(dǎo)手冊(cè)[7]計(jì)算得到防橫搖裝置的受力pRB。

(2)

式中:λ為系數(shù)，底部防橫搖裝置取0.8，頂部防橫搖裝置取0.5；G0+G0為A型獨(dú)立貨艙自重與滿載貨物重量之和；θ為船舶橫搖狀態(tài)時(shí)的靜橫傾角；f為液貨艙與底部支承結(jié)構(gòu)的摩擦系數(shù)，取0.1；n為每個(gè)獨(dú)立液貨艙頂部/底部防橫搖裝置的數(shù)量；Aw為防橫搖裝置中木塊與結(jié)構(gòu)的接觸面積。

(3)

式中：λ為系數(shù)，計(jì)算防縱搖裝置受到朝向船首的力，取0.5，朝向船尾的力取0.25；n為每個(gè)獨(dú)立液貨艙底部防縱搖裝置的數(shù)量；Aw為防縱搖裝置中木塊與結(jié)構(gòu)的接觸面積。

4)止浮裝置。船舶在正常航行狀態(tài)時(shí)，止浮裝置與主船體的設(shè)計(jì)是要保留一定間隙的，止浮裝置的受力可根據(jù)船級(jí)社的指導(dǎo)手冊(cè)直接得出：

(4)

支承裝置與制動(dòng)裝置載荷的確定，為各裝置的有限元計(jì)算提供了充分依據(jù)。值得注意的是，與主船體和獨(dú)立液貨艙相連的裝置應(yīng)分別計(jì)算，載荷大小相同方向相反。有限元模型的建立區(qū)別于艙段分析，采用獨(dú)立模型、細(xì)網(wǎng)格分析以達(dá)到較為準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。