裴軼群 陸 晟 劉文華

（上海船舶研究設(shè)計(jì)院，上海 201203）

1 C型獨(dú)立液艙簡(jiǎn)介

1.1 液艙特點(diǎn)

根據(jù)IMO的《國(guó)際散裝運(yùn)輸液化氣體船舶和設(shè)備規(guī)則》（International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied Gases in Bulk，以下簡(jiǎn)稱“IGC規(guī)則”），液艙形式主要分為4大類：整體型液艙（Integral tanks）、薄膜型液艙（Membrane tanks）、半薄膜型液艙（Semi-membrane tanks）以及獨(dú)立型液艙（Independent tanks）。

薄膜型液艙和Moss式球形獨(dú)立液艙，已被廣泛地應(yīng)用于大型LNG船的建造。但是它們工藝復(fù)雜，造價(jià)昂貴。如果使用在小型LNG船上，會(huì)造成經(jīng)濟(jì)性降低，運(yùn)營(yíng)成本過(guò)高的問(wèn)題。

小型LNG船貨艙容積小，符合高設(shè)計(jì)壓力對(duì)船體尺寸的要求，選擇C型獨(dú)立液艙是該船型的最佳方案。在設(shè)計(jì)過(guò)程中，針對(duì)船型以及貨艙大小，選用單圓筒或雙圓筒形式，并在液艙外部設(shè)置絕緣結(jié)構(gòu)。這樣既保證了液貨容量達(dá)到要求值，又降低了液艙制造成本，從而使得其運(yùn)輸靈活方便，經(jīng)濟(jì)性能提高。

1.2 液艙材料

C型獨(dú)立液艙要求能夠滿足溫度極低的載運(yùn)環(huán)境，故而液艙材料必須具有抗低溫脆性破壞的能力。因此只能使用低溫鎮(zhèn)靜鋼作為液艙生產(chǎn)的材料。

另外，在載運(yùn)過(guò)程中，隨著液艙內(nèi)部溫度的升高，壓力不斷增加。如果壓力增加范圍在液艙允許的壓力范圍內(nèi)，那么液艙整體是安全的。若配合使用再液化裝置，則循環(huán)系統(tǒng)下的液艙更為安全可靠。德國(guó)某公司曾對(duì)一個(gè)30000 m3半冷半壓式液艙的內(nèi)部壓力隨時(shí)間的變化進(jìn)行過(guò)預(yù)測(cè)［1］。結(jié)果如下：采用奧氏體鋼304L材料，能夠使得液艙內(nèi)部壓力在40天內(nèi)才達(dá)到設(shè)計(jì)壓力；而9%鎳鋼材料則可以延長(zhǎng)至50天。

目前各國(guó)研制最多的是鎳系低溫鋼，含鎳量0.5%～9.0%。其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1和表2所示。鎳在合金鋼中的作用主要是強(qiáng)化鐵素體基體，降低鋼的臨界點(diǎn)，抑制粗大的先析出相鐵素體，降低脆性轉(zhuǎn)變溫度，改善鋼的低溫韌性和焊接性能。其中9%鎳鋼應(yīng)用較為廣泛。

表1 鎳系低溫鋼化學(xué)成分［2］

表2 鎳系低溫鋼交貨狀態(tài)和力學(xué)性能［2］

1.3 液艙絕緣保溫層

設(shè)計(jì)絕緣保溫層的目的，是為了抑制由對(duì)流、傳導(dǎo)和輻射等各種傳熱方式引起的散熱效應(yīng)，以維持低溫系統(tǒng)的正常工作，減少運(yùn)輸過(guò)程中LNG的蒸發(fā)，控制其日蒸發(fā)率以及罐體的熱脹冷縮，保證船體結(jié)構(gòu)不受液艙低溫的損害［3］。此外，絕緣層還可以維持罐體外表面的溫度，避免在外表面上結(jié)露或者結(jié)霜，以及人的皮膚與之接觸時(shí)被“灼傷”，以改善工作條件和防止意外事故的發(fā)生。

小型LNG船的液艙外設(shè)絕緣保溫層，一般采用厚度為300～400 mm的聚苯乙烯保溫板，通過(guò)特種黏合劑覆在罐體外表面。然后再在聚苯乙烯保溫板的最外層設(shè)置0.25～0.5 mm的薄層鍍鋅鋼板，保護(hù)聚苯乙烯，如圖1所示。小型LNG船在運(yùn)輸過(guò)程中的蒸發(fā)率高于大型LNG船，且其絕緣層結(jié)構(gòu)的保溫效果也不如大型LNG船，然而綜合考慮其運(yùn)輸量小、運(yùn)轉(zhuǎn)周期短等因素，設(shè)置上述保溫層是可以保證其運(yùn)輸?shù)慕?jīng)濟(jì)性和安全性的。

1.4 液艙鞍座

C型獨(dú)立液艙主要通過(guò)鞍座與船體相連。貨物與液艙的重量集中作用于鞍座上，因此要求鞍座部分具有足夠的強(qiáng)度，以承擔(dān)較大的載荷。

從液艙角度出發(fā)，可以將臥式筒型液艙視作一根梁。為了使該梁上受到的最大彎矩的值較小，根據(jù)單跨梁彎矩分布可以得出：應(yīng)分別在距離梁的兩端1/4梁長(zhǎng)位置處設(shè)立支點(diǎn)。在此基礎(chǔ)上，配合船體橫向構(gòu)件的設(shè)置，最終才能確定鞍座的位置。

鞍座包角一般采用150°以保證在靜橫傾角30°時(shí)仍能對(duì)液艙有合理支撐。液艙與鞍座之間墊硬木或者層壓木［4］。此外，為了防止由于貨物重力使得筒體彎曲等原因引起的附加應(yīng)力以及熱膨脹效應(yīng)，雙鞍座中常常將一個(gè)設(shè)置成固定支座，另一個(gè)設(shè)置成沿船長(zhǎng)方向可移動(dòng)支座。

2 C型獨(dú)立液艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究

IGC規(guī)則中對(duì)C型獨(dú)立液艙的壓力計(jì)算、構(gòu)件尺寸以及校核標(biāo)準(zhǔn)都提出了指導(dǎo)性意見(jiàn)和相關(guān)方法。具體的設(shè)計(jì)流程如圖2所示。

2.1 設(shè)計(jì)壓力計(jì)算

C型獨(dú)立液艙是符合壓力容器標(biāo)準(zhǔn)的罐狀液貨艙，適用于半冷凍加壓方式或者常溫壓力方式裝運(yùn)液化天然氣。因此，C型獨(dú)立液艙的最大特點(diǎn)是耐壓性能必須滿足壓力容器標(biāo)準(zhǔn)要求。其在運(yùn)輸過(guò)程中，將受到外部壓力和內(nèi)部壓力的作用。

外部設(shè)計(jì)壓力應(yīng)根據(jù)最小內(nèi)部壓力和液艙任何部分可能同時(shí)承受的最大外部壓力之間的差值予以確定。對(duì)常溫壓力式C型獨(dú)立液艙，外部壓力通常不予考慮；而對(duì)半冷凍加壓式，則需計(jì)及。外部壓力通?？扇?0.025～0.070 MPa［5］。

內(nèi)部壓力的計(jì)算較為復(fù)雜，可分為兩部分：設(shè)計(jì)蒸汽壓力以及液貨壓力。

1）IGC規(guī)則規(guī)定，設(shè)計(jì)蒸汽壓力P0是液艙頂部的最大表壓。在任何情況下，P0不能低于液艙內(nèi)安全閥的最大壓力釋放值（MARVS），并給出了P0的計(jì)算公式：

式中：C——液艙特征尺度，取下列值中的最大值：h（沿船高量取的液艙高度），0.75b（沿船寬量取的液艙寬度的 0.75 倍），0.45L′（沿船長(zhǎng)量取的液艙長(zhǎng)度的 0.45倍）；

ρ——設(shè)計(jì)溫度下液貨密度，kg/m3；

σm——使用材料的許用應(yīng)力，MPa；

σA——使用材料的許用動(dòng)應(yīng)力，MPa

2）液體貨物具有自由液面，隨著船體的運(yùn)動(dòng)，自由液面對(duì)液艙的影響很大：當(dāng)液艙裝載量接近滿艙時(shí)，自由液面相對(duì)較小，此時(shí)液貨由于船體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的附加慣性力的大小決定著液艙板厚及加強(qiáng)環(huán)的設(shè)計(jì)；當(dāng)液艙裝載量在40%～70%時(shí)，液貨晃蕩對(duì)液艙影響較大，將決定是否需要使用防蕩艙壁。本文主要研究液貨接近滿艙時(shí)，因船體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的附加慣性力。

因此在計(jì)算裝載液貨壓強(qiáng)時(shí)，應(yīng)考慮由于船舶橫向運(yùn)動(dòng)以及縱向運(yùn)動(dòng)引起的液貨質(zhì)心加速度變化所產(chǎn)生的附加壓強(qiáng)?，F(xiàn)采用北大西洋海況10－8概率水平下船舶運(yùn)動(dòng)在三個(gè)方向上的無(wú)因次加速度分量：

縱向分量：

橫向分量：

垂向分量：

式中：A=（0.7－L0/1200+5z/L0）（0.6/Cb）

L0——船體垂線間長(zhǎng)，m；

K=1；

B——船寬，m；

x——艙體重心至船體中心的縱向距離，m；

Cb——方形系數(shù)；

V——服務(wù)航速，kn；

z——艙體重心至基線的垂向距離，m

在計(jì)算附加壓強(qiáng)時(shí)，可以運(yùn)用二維加速度橢圓合成的方法，從而可得到垂向橫向以及垂向縱向兩種加速度的無(wú)因次合成?，F(xiàn)以垂向橫向合成為例，如圖 3 所示：在 Y-Z（橫向-垂向）平面，ay、az與 1.0（相對(duì)于g）的聯(lián)合作用下，液艙在橫向任意β角度上的合成加速度 aβ（g）。

橢圓方程為：

直線方程為：

在垂向運(yùn)動(dòng)與橫向運(yùn)動(dòng)的聯(lián)合作用下，合成加速度最大角度為βmax

從而可以得到，合成加速度角度變化范圍是（0，βmax）?，F(xiàn)在該變化區(qū)間內(nèi)，以1°為步長(zhǎng)，在每個(gè)角度情況下，分析其液貨壓強(qiáng)。

式中：d——雙圓筒中心間距，若為單圓筒，d取0 m；

D——液艙筒體內(nèi)徑，m

利用式（10）的結(jié)果，可以找出橫向情況下最大的液貨壓強(qiáng)值 Pβmax；

同理可得在垂向縱向聯(lián)合作用下，在θ角度下合成加速度的壓強(qiáng)：

式中：αθ——垂向縱向合成無(wú)因次加速度；

Zθ——縱向高度差，m

利用式（13）的結(jié)果，可以得出縱向情況下最大的液貨壓強(qiáng)值（Pθ）max。

綜上所述，液艙設(shè)計(jì)內(nèi)部壓力為：

2.2 設(shè)計(jì)構(gòu)件尺寸

1）確定筒體板厚。根據(jù)鋼制壓力容器國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)或各船級(jí)社規(guī)范，液艙筒體部分板厚δ1的計(jì)算公式可表示為：

式中：P——設(shè)計(jì)內(nèi)部壓力，MPa；

D——筒體內(nèi)徑，m；

e——焊接效率系數(shù)，取1；

σ——材料許用應(yīng)力，MPa；

t——腐蝕余量，取0.5～1

2）確定封頭板厚。根據(jù)鋼制壓力容器國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)或者各船級(jí)社規(guī)范，球形封頭板厚δ2的計(jì)算公式可表示為：

式中：y——形狀系數(shù)，球形封頭取0.55

3）確定筒體加強(qiáng)環(huán)形式。由于液艙通過(guò)鞍座與船體連接，并通過(guò)鞍座傳遞載荷，因而液艙在鞍座附近的結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生較大應(yīng)力，故而需要額外的加強(qiáng)。此時(shí)可以在鞍座位置繞筒體設(shè)置加強(qiáng)環(huán)，以緩解應(yīng)力集中。若液艙主尺度較大，經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)液艙強(qiáng)度不夠的時(shí)候，還會(huì)在艙內(nèi)布置多道加強(qiáng)環(huán)。

加強(qiáng)環(huán)的形式主要有扁鋼、T材或者工字鋼等。一般布置在艙內(nèi)，但也可以繞筒體布置在艙外以避免晃蕩沖擊。

對(duì)于加強(qiáng)環(huán)的尺寸，DNV給出其剖面慣性矩的指導(dǎo)計(jì)算公式為：

式中：L——加強(qiáng)環(huán)間有效長(zhǎng)度，m；

Ds——加強(qiáng)環(huán)中和軸直徑，m；

E——彈性模量

4）確定中縱艙壁板厚。設(shè)立中縱艙壁的目的是為了防止液貨的橫向晃蕩沖擊。對(duì)于單圓筒形液艙，由于液貨橫向晃蕩對(duì)艙體的影響相對(duì)較小，故一般不設(shè)立縱向艙壁。而對(duì)于雙圓筒形液艙，由于其橫向尺度較大，且要考慮雙圓筒連接處的強(qiáng)度，所以一般會(huì)在雙圓筒連接處設(shè)置中縱艙壁。

然而IGC規(guī)則未對(duì)雙圓筒形液艙的中縱艙壁做出明確規(guī)定。但是經(jīng)過(guò)初步受力分析，不難發(fā)現(xiàn)，中縱艙壁主要是一個(gè)受拉構(gòu)件：它在與液艙筒壁的上、下連接處，承受著由液艙殼板受壓擴(kuò)張所引起的薄膜拉應(yīng)力。因此，中縱艙壁與液艙殼板的交接處，是一個(gè)很重要的節(jié)點(diǎn)。

遵循“縱向艙壁薄膜應(yīng)力不得大于液艙殼板的薄膜應(yīng)力”這一條件，BV提出了計(jì)算中縱艙壁板厚δ3的指導(dǎo)性公式：

另外，中縱艙壁上需要布置扶強(qiáng)材，其剖面模數(shù)應(yīng)滿足CCS對(duì)船體艙壁部分的要求。

5）筒體開孔補(bǔ)強(qiáng)。由于氣室、儲(chǔ)液槽以及管路的布置要求，液艙殼體需要開孔。對(duì)于開孔部分筒體板厚的加強(qiáng)，壓力容器設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)與各船級(jí)社規(guī)范都有詳細(xì)說(shuō)明。在制造加工工藝上，主要采取的加強(qiáng)方式有：接管加強(qiáng)、墊板加強(qiáng)、接管與墊板聯(lián)合加強(qiáng)等方式。雖然氣室開孔較大，然而氣室位于液艙筒體頂部，故其受到的壓力較小。

3 C型獨(dú)立液艙屈服強(qiáng)度校核

3.1 LNG船液艙主要設(shè)計(jì)參數(shù)

本文根據(jù)某30000 m3LNG船設(shè)計(jì)C型雙圓筒液艙和某16000 m3LNG船設(shè)計(jì)C型單圓筒液艙，液艙內(nèi)部壓力值如表3和表4所示。

表3 雙圓筒型液艙壓力值

表4 單圓筒型液艙壓力值

3.2 液艙強(qiáng)度校核

根據(jù)表3及表4內(nèi)各參數(shù)，建立液艙有限元模型如圖4和圖5所示。

本文對(duì)液艙計(jì)算分為最大縱向角和最大橫向角兩種工況，載荷分布如圖6～圖9所示。

根據(jù)IGC規(guī)則，對(duì)于C型液貨艙構(gòu)件尺寸的最大許用應(yīng)力取下式結(jié)果：

式中：Rm——材料極限強(qiáng)度，MPa；

Re——材料屈服強(qiáng)度，MPa；

表5 雙圓筒型液艙結(jié)構(gòu)板單元應(yīng)力情況

對(duì)于鎳鋼，A=3，B=2，σ=213 MPa。

經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算，可以得出液艙的載荷分布情況，結(jié)果如表5和表6所示。

圖10～圖15給出計(jì)算結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布云圖。

表6 單圓筒型液艙結(jié)構(gòu)板單元應(yīng)力情況

4 結(jié)語(yǔ)

從有限元計(jì)算結(jié)果來(lái)看，兩種C型獨(dú)立液艙板單元結(jié)構(gòu)的正應(yīng)力以及相當(dāng)應(yīng)力都未超過(guò)最大許用應(yīng)力值，因此液艙總體強(qiáng)度是滿足要求的。

在此基礎(chǔ)上，也可以進(jìn)一步的對(duì)液艙結(jié)構(gòu)優(yōu)化提出幾點(diǎn)可行的方案。例如：在封頭和筒體之間設(shè)置板厚過(guò)渡區(qū)域；在加強(qiáng)環(huán)區(qū)域加大筒體板厚；在中縱艙壁與筒體交接處加大艙壁板厚等?？梢?jiàn)在生產(chǎn)制造過(guò)程中，基于設(shè)計(jì)結(jié)果而給出的優(yōu)化建議將是合理有效的。

本文不但對(duì)于C型獨(dú)立液艙的基本結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了可靠的理論依據(jù)，并且也是后期晃蕩研究和屈曲分析的基礎(chǔ)及參照。

［1］Dr.Klaus Dieter Gerdsmeyer，Economic design concept for small LNG carrier［M/OL］.

［2］中國(guó)船級(jí)社.材料與焊接規(guī)范［S］.北京：人民交通出版社，2009.

［3］ANON.LPG carrier with internal tank insulation ［J］.Motor Ship，2000（5）：115-116.

［4］李偉，王錦國(guó).液化氣船液罐支承技術(shù)［J］.船舶工程，2002（4）：70-73.

［5］中國(guó)船舶工業(yè)總公司.船舶實(shí)用設(shè)計(jì)手冊(cè)結(jié)構(gòu)分冊(cè)［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2000.