萬 忠，王佳穎，劉 濤

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

LNG船用于軸系校中的船體變形計算分析

萬 忠，王佳穎，劉 濤

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

以某液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船為研究對象，運用有限元方法計算分析該船在不同裝載工況下機艙區(qū)域軸系中心線處的船體變形，從而為該船進行軸系校中設計時考慮船體變形提供參考。分析結(jié)果表明：在不同裝載工況下，中間軸承處的船體變形較大；此外，艉尖艙的裝載狀態(tài)對艉管首端軸承和1#中間軸承處的船體變形具有較大的影響。

船舶、艦船工程；LNG船；軸系校中；船體變形

0 引 言

隨著船舶逐漸大型化，為滿足大功率推進的需要，大直徑軸系不斷被應用，而軸系剛度的增加導致軸承負荷對船體變形的敏感度提高。此外，船舶主尺度的增加和高強度鋼的采用使得船體變得相對“柔軟”，在不同吃水狀態(tài)下會產(chǎn)生較大的變形。越來越多的研究都表明，在進行軸系校中分析時需考慮不同裝載工況下船體變形的影響，未考慮該因素的軸系校中計算會導致軸承破壞等一系列嚴重的后果[1-3]。特別是對于艉機型、大直徑、短軸系船舶而言，由于其軸系剛性很大，船體變形對軸系校中的影響更不容忽視。目前在進行大型船舶的軸系校中計算時首先是對軸系區(qū)域的船體變形進行預報，求取軸承處船體相對位置的變化數(shù)據(jù)，供后續(xù)軸系校中計算使用。因此，在新船設計階段對艉部軸系布置區(qū)域的船體變形進行準確的分析預報具有一定的工程實踐意義。

在早期的研究[4-5]中，船體被視為彈性梁，根據(jù)裝載狀態(tài)判斷船體變形方向，并按照線性關系估算船體變形值，這種方法過于簡化和粗糙。國外部分船級社[6]通過測量大量實船船體變形數(shù)據(jù)建立船體變形數(shù)據(jù)庫，從而為軸系校中提供參考，這種方法在大型散貨船和油船的軸系校中計算中應用比較廣泛。但是，由于不同船型的軸系變形趨勢并不相同，且對所要研究的大型液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船缺少足夠的測量樣本，因此該方法不具可行性。有些研究者[7]通過建立機艙和艉部有限元模型來求解船體局部變形，但結(jié)果表明船體模型的范圍和邊界條件對計算結(jié)果影響較大，且目前還未對適用于軸系對中船體變形分析的艉部模型提出一個合適的邊界條件。

這里以滬東中華造船（集團）有限公司（以下簡稱滬東中華）自主研發(fā)的17.4萬m3LNG船為研究對象，通過建立全船有限元模型分析該船在不同裝載工況下的船體變形規(guī)律，從而為該船軸系校中設計時考慮船體變形提供依據(jù)。提出的用于軸系校中設計的船體變形計算方法和所得結(jié)論可為雙艉鰭船型的軸系校中相關的船體變形分析提供參考。

1 軸系布置概況

該船的主尺度參數(shù)為：總長290m，型寬45.6m，型深26.5m，設計吃水11.7m，設計航速19.5kn。為提高推進效率、改善操縱性并滿足港口吃水的要求，該船采用雙尾鰭形式。與滬東中華此前建造的LNG船不同的是，該船首次采用電力推進方式，在機艙區(qū)域左右舷對稱布置一套相同型號的電力推進動力系統(tǒng)。圖1為左舷電力推進系統(tǒng)軸系布置示意圖，推進電機布置在機艙前部并通過彈性聯(lián)軸節(jié)與減速齒輪箱相連，自齒輪箱往艉部依次布置中間軸（包含1#中間軸和2#中間軸）、艉軸和螺旋槳，在FR28和FR38處分別布置2個中間軸承，在FR8和FR18處分別布置前后艉管軸承。根據(jù)軸系校中的分析要求，主要對各個裝載工況齒輪箱與艉管軸系之間的船體變形進行計算分析。

圖1 電力推進系統(tǒng)軸系布置示意（左舷）

2 有限元模型建立

采用MSC.PATRAN軟件建立全船有限元模型，船體外板、甲板、艙壁、肋板和桁材腹板等采用三節(jié)點或四節(jié)點板單元模擬，桁材面板、扶強材、加強筋和立柱等采用梁單元模擬，網(wǎng)格大小采用縱骨間距×肋距，以便真實地反映實際結(jié)構(gòu)形式。對于管系、電纜和居住艙室敷料等分布較分散的質(zhì)量，按照空船重量統(tǒng)計表，通過調(diào)整區(qū)域材料密度進行模擬。對于船上安裝的機械、電氣和舾裝等質(zhì)量集中的設備，按照質(zhì)量、重心等效的原則對這些設備采用質(zhì)心質(zhì)量點進行模擬，并用多點約束（Multi Point Constraints, MPC）與設備基座范圍內(nèi)的船體結(jié)構(gòu)節(jié)點進行關聯(lián)。

由于機艙雙層底區(qū)域是關注的重點，故艉部軸系及其附近船體結(jié)構(gòu)的建模是計算分析的重點。對減速齒輪箱基座、中間軸承基座及其附近船體結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格細化；對中間軸和艉軸采用一維梁單元模擬，截面形狀及尺寸與軸系實際尺寸相同；對螺旋槳采用點單元模擬。參考此前類似產(chǎn)品的經(jīng)驗，將中間軸的首端和減速齒輪箱基座通過MPC對3個自由度方向（x, y, z）進行關聯(lián)。盡管軸承與軸之間存在一定的間隙，但與船體變形的量級相比相對較小，軸承與軸之間接觸的初始非線性剛度段相對結(jié)構(gòu)變形較為有限，因此兩者之間的油膜具有較大的剛度傳遞作用。影響船體結(jié)構(gòu)與軸變形關系的主要因素是船體結(jié)構(gòu)與軸本身的剛度耦合關系，分析中不考慮油膜的相對變形。因此，在中間軸承與艉管軸承處利用MPC將軸與軸承對x和y自由度方向進行關聯(lián)。

通過調(diào)整區(qū)域材料密度分布和局部添加質(zhì)量點使有限元模型的質(zhì)量及重心參數(shù)與實船參數(shù)基本一致，以滿足工程計算的需要。全船有限元模型共包括263210個節(jié)點、480266個單元（其中點單元673個、一維單元186320個、二維單元293273個）和38個MPC，全船有限元模型、機艙軸系區(qū)域模型和左舷軸系區(qū)域模型見圖2～圖4。

圖2 LNG船全船有限元模型

圖3 LNG船機艙軸系區(qū)域模型

圖4 LNG船左舷軸系區(qū)域模型

3 計算工況選取

一般而言，船舶建造過程中有以下2種軸系校中的時點選擇。

1) 主機吊裝、艉軸鏜孔和軸系預埋均在船塢階段完成，軸承位置調(diào)整和法蘭連接等軸系校中工作在碼頭舾裝階段進行。在進行軸系校中作業(yè)時，應考慮船舶在其他裝載工況下的船體變形相對于其在碼頭進行軸系校中操作時船體變形的變化。

2) 待船舶主機吊裝和艉軸鏜孔等工作完成之后直接在船塢階段進行軸系校中，該方式主要應用于小型船舶或船塢周期相對寬裕的船舶軸系校中。船舶在船塢階段的底部支撐結(jié)構(gòu)是廣泛分布的塢墩，其受力方式與船舶漂浮在水中時的受力方式完全不同。因此，在進行軸系校中設計時應考慮船舶在各種裝載工況下的船體變形相對于其在船塢階段船體變形的變化。

由于有大量貨物維護系統(tǒng)建造工作需要在碼頭舾裝階段進行，LNG船的碼頭舾裝周期相對較長（通常達到12～15個月）而船塢周期相對較短，且在碼頭進行軸系對中可更大程度地消除船塢建造階段校中精度的不確定性，因此該船的軸系校中安排在碼頭舾裝階段進行。在進行軸系校中計算時，需考慮該船在各種裝載工況下的船體變形相對于碼頭舾裝階段的船體變形的變化。此外，考慮到液貨艙晃蕩因素，LNG船日常運營過程中一般只有滿載和壓載2種狀態(tài)。同時，綜合考慮艉部壓載艙布置、吃水深淺及軸系校中工藝流程，船體變形分析考慮以下5種計算工況。

(1) 工況 1：漂浮工況，即船舶出塢后?？看a頭進行舾裝的階段，此時船舶結(jié)構(gòu)主體和推進電機、齒輪箱及螺旋槳等所有重要設備已建造或安裝完成，這是該船進行軸系校中操作狀態(tài)。

(2) 工況2：壓載狀態(tài)（艉尖艙空載），根據(jù)裝載手冊，此時4個液貨艙幾乎空載（裝載率為1.5%），通過壓載水保持9.36m船舶吃水。

(3) 工況3：壓載狀態(tài)（艉尖艙滿載），裝載狀態(tài)與工況2基本一致，區(qū)別在于考慮艉部壓載狀態(tài)對軸系區(qū)域船體變形的影響，故艉尖艙裝滿壓載水，該工況下吃水為9.625m。

(4) 工況4：滿載狀態(tài)（艉尖艙空載），根據(jù)裝載手冊，此時4個液貨艙幾乎滿載（裝載率為98.5%），壓載水艙空載，該工況下吃水為11.70m。

(5) 工況5：滿載狀態(tài)（艉尖艙滿載），裝載狀態(tài)與工況4基本一致，區(qū)別在于考慮艉部壓載狀態(tài)對軸系區(qū)域船體變形的影響，故艉尖艙裝滿壓載水，該工況下吃水為11.95m。

4 載荷模擬和邊界條件

船舶的裝載狀態(tài)對軸系校中的影響[8]最大，故在計算分析時主要考慮重力和浮力共同作用下的船體變形，計算分析過程中所采用的載荷主要按照以下方法模擬：

1) 在不同的裝載工況下，對于貨物、壓載水等裝載質(zhì)量（除艉尖艙和冷卻水艙），根據(jù)質(zhì)量重心數(shù)據(jù)，采用質(zhì)量點的方式模擬，分布于艙室邊界液面高度以下的單元節(jié)點上；

2) 對整船模型施加-9.8m/s2的垂向加速度，模擬重力的作用；

3) 在不同的裝載工況下，外板靜水壓力通過場函數(shù)以壓強的形式加載在船體外板的單元上；

4) 考慮到艉尖艙和艉部冷卻水艙的裝載狀態(tài)對艉部校中區(qū)域的船體局部變形影響較大，這2個艙室的壓載水靜水壓力與外板靜水壓力類似，同樣以壓強的形式加載至艙室邊界單元上。

在作靜力分析時需保證結(jié)構(gòu)沒有剛性位移，否則程序無法進行求解計算。但是，船舶是漂浮在水中的自由體，施加任何約束都會影響到其變形狀態(tài)，因此采用慣性釋放的方法進行船舶結(jié)構(gòu)變形計算[9]。MSC.NASTRAN中提供有2種慣性釋放的加載方式，其中：INREL-1需要手動定義虛約束點，作為位移的參考點；而INREL-2則由程序以結(jié)構(gòu)質(zhì)量加權(quán)平均位移為零為準則進行位移計算，自動得到參考點。這里采用第2種方式定義慣性釋放，在提交計算時通過編寫指令語句調(diào)取INREL-2慣性釋放功能，由程序進行計算，自動確定位移參考點，然后進行后續(xù)的計算分析。

5 計算結(jié)果分析

船體雙層底通過各軸承和減速齒輪箱與軸系相連，軸系區(qū)域的雙層底變形直接影響到軸系的校中狀態(tài)，因此主要考察軸系中心線處的雙層底上方艉管軸承、中間軸承和減速齒輪箱前后端面的船體變形值。由于軸系中心線處的橫向變形很小，船體垂向變形是影響軸系校中的主要因素，因此只考慮軸系中心線處船體的垂向變形。

統(tǒng)計各個軸承處的船體結(jié)構(gòu)在不同裝載工況下相對于參考點的垂向位移值（見圖5）。由圖5可知：船舶在滿載工況下的艉部下沉變形小于其在漂浮工況下的艉部下沉變形；而在壓載工況下的垂向下沉變形則大于其在漂浮工況下的垂向下沉變形。

雖然在不同裝載工況下整個軸系是通過軸承隨船體一起變形的，但在軸系范圍內(nèi)船體并不是按同樣的曲率產(chǎn)生變形，局部的船體變形將引起軸承相對位置的變化。因此，在進行軸系校中時需考慮軸系軸承處的船體垂向相對變形。為更好地分析軸系各支撐位置的垂向相對變形狀態(tài)并滿足軸系校中分析軟件對船體變形數(shù)據(jù)格式的需要，以艉管軸承中心和減速齒輪箱首端連線為參考線，得到各個軸承在不同裝載工況下相對于參考線的垂直相對變形（見圖6）。

圖5 不同裝載工況下船體不同位置的相對參考點的變形值

圖6 不同裝載工況下船體不同位置的相對參考線的變形值

通過分析圖 6中不同裝載工況下各軸承處的船體結(jié)構(gòu)相對于參考線的變形數(shù)據(jù)可知：

1) 在漂浮工況下，軸系中心線處船體相對變形呈“凹”形曲線；而在壓載和滿載工況下，軸系中心線處的船體相對變形呈“凸”形曲線，減速齒輪箱尾端、中間軸承和艉管首端軸承發(fā)生不同程度的上移，且滿載工況相對于壓載工況上凸更為明顯。從中可以看出，吃水對軸系變形有決定性影響，且隨著吃水增加，局部所受浮力變大，導致上凸更為明顯。

圖7 各軸承處船體相對于漂浮工況時的極限變形值

2) 對比分析艉尖艙空載和滿載工況下的相對變形曲線可知，艉尖艙的裝載工況對2#中間軸承和減速齒輪箱尾端的變形影響較小，但對艉管首端軸承及 1#中間軸承的變形影響較大，艉尖艙的裝載會造成艉管首端軸承下移和 1#中間軸承上移，說明在選擇計算工況時應考慮距離軸系較近的艉尖艙的裝載工況。

為評估船體變形對各軸承相對位置變化的影響程度，統(tǒng)計各軸承位置處船體在5種裝載工況下相對于參考線的極限差值（見圖7）。在不同裝載工況下，減速齒輪箱尾端處的船體相對于參考線的位移變化的極限差值為0.74mm，1#中間軸承處的船體位移變化的極限差值為3.75mm，2#中間軸承處的船體位移變化的極限差值為4.15mm，艉管首端軸承處的船體位移變化的極限差值為2.34mm。

6 結(jié) 語

針對雙尾鰭、電力推進型船舶，研究影響其軸系校中狀態(tài)的船體變形計算預報問題。以某LNG船為研究對象，通過建立全船有限元模型，重點計算分析艉部軸系區(qū)域的船體在不同裝載工況下的變形規(guī)律，從而為該船和其他同類船舶進行軸系校中設計時考慮船體變形提供參考?；谟嬎惴治鼋Y(jié)果，得出以下結(jié)論。

1) 相對于空船漂浮工況，減速齒輪箱尾端、中間軸承和艉管首端軸承在不同的裝載工況下會發(fā)生不同程度的上移，且滿載工況上移比壓載工況更明顯。

2) 通過分析不同裝載工況下各軸承位置處的船體相對參考線的變形值可知：1#中間軸承和2#中間軸承處的船體變形值較大，裝載工況下的變化對中間軸承處船體變形的影響較大；同時，艉尖艙的裝載狀態(tài)對2#中間軸承和減速齒輪箱尾端船體變形的影響較小，但對艉管首端軸承及1#中間軸承處船體變形的影響較大。

3) 由于LNG船通常只有滿載和壓載2種裝載狀態(tài)，因此應綜合考慮滿載工況和壓載工況下軸系處的船體變形影響，進行相關軸系校中設計計算分析。計算得到的船體變形數(shù)據(jù)已在該LNG船的軸系校中設計中得到應用，但還未進行試航測試，需作進一步的跟蹤。

[1] 王西丁，鐘濤，武玉增. 船體變形對軸系校中的影響與分析[J]. 上海造船，2005 (2): 61-63.

[2] 周瑞平. 超大型船舶推進軸系校中理論研究[D]. 武漢理工大學，2005.

[3] 蔣平，朱漢華，嚴新平，等. 船體大變形對軸系校中的影響[J]. 船舶工程，2013, 35 (1): 35-38.

[4] 耿厚才，鄭雙燕，陳建平. 大型船舶船體變形對軸系校中的影響分析[J]. 船舶工程，2010, 32 (5): 7-9.

[5] MURAWSKI L. Shaft line alignment analysis taking ship construction flexibility and deformation into consideration[J]. Marine Structures, 2005 , 18 (1): 62-84.

[6] American Bureau of Shipping. Guidance notes on propulsion shafting alignment[S]. 2006.

[7] 日本海事協(xié)會. 軸系校中指南[S]. 2006.

[8] 石磊，薛東新，宋希庚. 計入船體變形影響的軸系動態(tài)校中研究[J]. 大連理工大學學報，2011, 51 (3): 375-380.

[9] 張少雄，楊永謙. 慣性釋放在油船結(jié)構(gòu)強度直接計算中的應用[J]. 船海工程，2004 (4): 4-6.

Analysis of LNG Carrier's Hull Deformation for Shafting Alignment

WAN Zhong, WANG Jia-ying, LIU Tao

（Hudong-Zhonghua Shipbuilding Group Co.,Ltd., Shanghai 200129, China）

FEM analysis is used for a Liquefied Natural Gas (LNG) carrier to analyze the hull deformation of shaft-line area in the engine room under different loading conditions so as to offer a reference for the shafting alignment design. The result shows that the deformation of the hull at inter-bearing area is large. Besides, the loading condition of the aft peak tank has significant effect on the hull deformation near the head-end bearing of stern tube and the No.1 inter-bearing.

ship and naval architecture; LNG carrier; shafting alignment; hull deformation

U664.2

A

2095-4069 (2016) 06-0016-06

2015-12-09

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃（863計劃）課題（2012AA112601）

萬忠，男，工程師，1988年生。2010年畢業(yè)于上海交通大學船舶與海洋工程專業(yè)，現(xiàn)從事船舶結(jié)構(gòu)設計與計算分析工作。

10.14056/j.cnki.naoe.2016.06.004