滕 蓓，祁恩榮，陸 曄，陳小平

(1.江蘇省無錫交通高等職業(yè)技術(shù)學(xué)校，江蘇 無錫 214151;2.中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082)

0 引言

日益強(qiáng)化的環(huán)保意識(shí)和不斷減少的石油長期可利用性突出了天然氣作為主要能源的重要性。在經(jīng)歷長期穩(wěn)步增長后，液化天然氣(LNG)市場目前已進(jìn)入快速成長期，表現(xiàn)在浮式生產(chǎn)和儲(chǔ)存裝置以及LNG運(yùn)輸概念的重大發(fā)展。一方面由于薄膜型LNG船具有優(yōu)良的航運(yùn)經(jīng)濟(jì)性，其市場占有率已達(dá)54%;另一方面由于船舶大型化帶來經(jīng)濟(jì)效益的規(guī)模效應(yīng)，標(biāo)準(zhǔn)船型的艙容已從125 km3擴(kuò)大到150 km3(JAPAN MAX)，而準(zhǔn)卡塔爾船型(Q－FLEX)和卡塔爾船型(Q－MAX)的艙容已分別高達(dá)215 km3和265 km3。此外，新貿(mào)易方式和近海裝卸激發(fā)了對(duì)大型LNG船部分裝載營運(yùn)的需求。為了研發(fā)大型薄膜型LNG船，必須保證液艙支持和圍護(hù)結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)和沖擊晃蕩載荷作用下具有足夠的疲勞和極限強(qiáng)度，在船舶尺度和營運(yùn)狀態(tài)與傳統(tǒng)條件發(fā)生很大變化的情況下晃蕩研究顯得尤為重要。

所謂晃蕩是指部分裝載的液艙內(nèi)帶有自由表面的液體在外界激勵(lì)下的運(yùn)動(dòng)，當(dāng)外界激勵(lì)頻率接近液體的固有頻率(特別是最低階的固有頻率)時(shí)，液體的運(yùn)動(dòng)會(huì)非常劇烈，并對(duì)液艙壁產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的失效及破壞，文獻(xiàn)［1－2］報(bào)道了由晃蕩沖擊力引起的LNG船結(jié)構(gòu)損傷。液艙晃蕩研究方法可以歸納為理論分析、模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬3類［3－4］。挪威船級(jí)社是最早發(fā)表液化汽船規(guī)范的船級(jí)社，擁有先進(jìn)的晃蕩試驗(yàn)裝置，可以1/20的縮尺比進(jìn)行直到250 km3艙容的LNG船晃蕩模型試驗(yàn)［5］。DNV在2007年的JIP計(jì)劃中已啟動(dòng)薄膜型LNG液艙晃蕩實(shí)尺度測量研究。美國船級(jí)社(ABS)2006年發(fā)表了晃蕩載荷作用下薄膜型LNG維護(hù)系統(tǒng)強(qiáng)度評(píng)估指南，規(guī)定了晃蕩模型試驗(yàn)程序和晃蕩載荷評(píng)估方法［6］。Paik(2006)從極限狀態(tài)設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)的角度對(duì)晃蕩載荷評(píng)估進(jìn)行了研究［7］。目前，液艙晃蕩沖擊研究在晃蕩試驗(yàn)裝置、晃蕩沖擊識(shí)別和特性、模型試驗(yàn)結(jié)果的換算、計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)的應(yīng)用和晃蕩評(píng)估方法等方面取得了一些進(jìn)展［8－9］。國內(nèi)關(guān)于液艙晃蕩問題的研究起步較晚，主要還是從理論分析和數(shù)值模擬方面來進(jìn)行。祁恩榮等將大型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)等效為四邊簡支銅板格，布置在有機(jī)玻璃模型中，測量板格在晃蕩沖擊壓力作用下的動(dòng)態(tài)應(yīng)變，研究大型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)彈性效應(yīng)對(duì)晃蕩沖擊載荷的影響［10］。

本文首先分析了NO96型LNG船液艙圍護(hù)結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，然后采用顯示積分方法對(duì)晃蕩沖擊載荷作用下液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行研究，比較不同晃蕩壓力峰值和持續(xù)時(shí)間作用下液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，得到不同工況下結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)失效特性，最后回歸了基于比例極限和突變永久變形的臨界壓力計(jì)算公式，并給出了液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和安全性評(píng)估方法建議。

1 液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

NO96型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)由一個(gè)個(gè)箱型結(jié)構(gòu)聯(lián)接而成，1艘15萬立方LNG船總共需要51444個(gè)箱型結(jié)構(gòu)。箱型結(jié)構(gòu)有2層，長度為1 140 mm，寬度為999 mm，高度為530 mm，如圖1所示。首層箱型結(jié)構(gòu)由7根縱向的隔板組成，高度為230 mm;第2層箱型結(jié)構(gòu)由6根橫向的隔板組成，高度為300 mm。箱體內(nèi)充滿硅化處理過的珠光體。每種厚度的層合板都由不同層數(shù)的木板組成。

文獻(xiàn)［7］給出了不同厚度層合板試件拉伸試驗(yàn)結(jié)果，層合板是各向同性的脆性材料?？紤]到組成層合板的木板是彈塑性材料，將層合板簡化為各向同性彈塑性材料，彈性模量取層合板試件拉伸試驗(yàn)得到的彈性模量均值，層合板材料彈性模量E=7 937 MPa;屈服強(qiáng)度取拉伸極限均值的0.75，層合板材料屈服強(qiáng)度σs=25.5 MPa。

圖1 NO96絕緣箱型結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of LNG cargo containment system

2 晃蕩載荷作用下液艙結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)

當(dāng)脈沖持續(xù)時(shí)間比結(jié)構(gòu)固有周期小時(shí)，脈沖持續(xù)時(shí)間是決定沖擊載荷的主要因素;當(dāng)脈沖持續(xù)時(shí)間比結(jié)構(gòu)固有周期長時(shí)，脈沖壓力峰值是決定沖擊載荷的主要因素。對(duì)于晃蕩載荷，脈沖持續(xù)時(shí)間與結(jié)構(gòu)固有周期相比較短但不是很小，此時(shí)脈沖壓力峰值和持續(xù)時(shí)間就都應(yīng)考慮。

圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在晃蕩砰擊下的動(dòng)態(tài)失效仿真采用顯示積分方法計(jì)算?；问幰鸬呐閾魤毫喕癁槿切屋d荷，用參數(shù)峰值壓力Pmax和時(shí)間歷程Tduration表示。有限元模型既不包括殷鋼也不包括硅化處理的珠光體，總共有21 008個(gè)板殼單元，邊界條件取為底部固支，最上層板四周簡支。

圖2～圖5是峰值壓力3 MPa和持續(xù)時(shí)間1 ms工況時(shí)的應(yīng)力和應(yīng)變分布以及變形時(shí)間歷程。圖2是載荷達(dá)到峰值時(shí)的應(yīng)力分布，第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫隔板最先達(dá)到屈服強(qiáng)度。圖3和圖4是加載結(jié)束后的應(yīng)力和變形分布，第2層箱型結(jié)構(gòu)中間隔板也到達(dá)了屈服強(qiáng)度，最大變形發(fā)生在最上層頂板，而第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫隔板的鼓起不是很明顯。圖5是變形時(shí)間歷程，永久變形較小。

圖6～圖9是峰值壓力3 MPa和持續(xù)時(shí)間3 ms工況的應(yīng)力和應(yīng)變分布以及變形時(shí)間歷程。圖6是載荷達(dá)到峰值時(shí)的應(yīng)力分布，第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫隔板最先達(dá)到屈服強(qiáng)度。圖7和圖8是加載結(jié)束后的應(yīng)力和變形分布，第2層箱型結(jié)構(gòu)中間隔板應(yīng)力較小，最大變形發(fā)生在第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫隔板，而最上層頂板的變形不大。圖9是變形時(shí)間歷程，永久變形較大。

圖10是持續(xù)時(shí)間為1 ms以及峰值壓力分別為2～9 MPa工況的變形時(shí)間歷程。圖11～圖13是持續(xù)時(shí)間為2 ms，3 ms和5 ms以及峰值壓力分別為2～7 MPa工況的變形時(shí)間歷程。計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)載荷持續(xù)時(shí)間不變，而峰值壓力增加時(shí)永久變形值越來越大;當(dāng)峰值壓力較小時(shí)，結(jié)構(gòu)在平衡位置有明顯的振蕩;當(dāng)峰值壓力較大時(shí)，結(jié)構(gòu)直接進(jìn)入塑性變形，并且有明顯的殘余變形。當(dāng)固定載荷，改變持續(xù)時(shí)間時(shí)，隨著持續(xù)時(shí)間的增大，結(jié)構(gòu)的變形明顯增大;另外，結(jié)構(gòu)的失效模式也有所不同，持續(xù)時(shí)間較短時(shí)，最上層頂板的損害程度最大;當(dāng)載荷持續(xù)時(shí)間較長時(shí)，第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫隔板的變形則最大。

3 液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和安全性評(píng)估方法

由液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在沖擊晃蕩載荷下的動(dòng)響應(yīng)分析可以得到如圖14～圖17的各持續(xù)時(shí)間的峰值壓力與永久變形關(guān)系曲線?；诒壤龢O限和突變永久變形，可以得到臨界壓力Pol和Poc。圖18給出了臨界壓力與持續(xù)時(shí)間的關(guān)系，由回歸分析可得針對(duì)NO96型液艙圍護(hù)系統(tǒng)的臨界壓力公式如下:

式中:Pc為液艙圍護(hù)系統(tǒng)極限承載能力;τ為壓力脈沖持續(xù)時(shí)間。隨著持續(xù)時(shí)間的增加，液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)臨界壓力也隨之減少。

結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和強(qiáng)度評(píng)估一般基于許用應(yīng)力方法和極限狀態(tài)方法這2種方法。對(duì)于許用應(yīng)力方法，設(shè)計(jì)應(yīng)保證工作應(yīng)力不超過有一定儲(chǔ)備的許用應(yīng)力，工作應(yīng)力可由結(jié)構(gòu)力學(xué)方法計(jì)算，而許用應(yīng)力可由材料屈服強(qiáng)度的分?jǐn)?shù)確定，雖然并不總是可以直接確定相關(guān)的許用應(yīng)力值;對(duì)于極限狀態(tài)方法，結(jié)構(gòu)安全性由承載能力與載荷的比值確定。如果已知晃蕩沖擊載荷的持續(xù)時(shí)間，承載能力可定義為極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)承受的臨界載荷，如圖19所示，可以考慮2種臨界載荷Pol和Poc。為了保證液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)安全性，必須滿足以下準(zhǔn)則:

式中:σw為液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在晃蕩沖擊作用下的工作應(yīng)力;σa為相應(yīng)的許用應(yīng)力;Pol為在晃蕩沖擊作用下結(jié)構(gòu)達(dá)到比例極限狀態(tài)的承載能力;Poc為在晃蕩沖擊作用下結(jié)構(gòu)最終承載能力;Po為峰值壓力;ηa，ηl和ηc分別為對(duì)應(yīng)許用應(yīng)力方法、比例極限狀態(tài)方法和最終極限狀態(tài)方法的考慮計(jì)算模型和其他不確定性的安全系數(shù)。工作應(yīng)力和結(jié)構(gòu)能力的計(jì)算必須考慮晃蕩沖擊特性，安全系數(shù)通常由載荷和相應(yīng)承載能力的局部安全系數(shù)的乘積確定。

4 結(jié)語

本文采用有限元方法對(duì)晃蕩沖擊載荷作用下液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度和動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行研究，并對(duì)液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和安全性評(píng)估方法進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論:

1)當(dāng)晃蕩持續(xù)時(shí)間固定，結(jié)構(gòu)的塑性變形隨峰值壓力的增大而增大。峰值壓力較小導(dǎo)致結(jié)構(gòu)彈性變形，峰值壓力較大致使結(jié)構(gòu)直接進(jìn)入塑性變形，并且有明顯的永久變形。

2)當(dāng)載荷大小固定，結(jié)構(gòu)的永久變形隨晃蕩時(shí)間增大而增大，并且結(jié)構(gòu)的失效模式也有所不同:持續(xù)時(shí)間較短時(shí)，圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)頂板的損害程度最大;當(dāng)載荷持續(xù)時(shí)間較長時(shí)，第2層箱型結(jié)構(gòu)最外側(cè)橫向隔板的變形則最大。

3)液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和安全性評(píng)估必須考慮晃蕩沖擊特性。

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