陳金峰，張玉奎，鄭文青

(1.中國船級社 上海分社，上海 200135；2.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011)

0 引言

隨著人們對環(huán)境污染的日益重視，作為清潔能源的天然氣日益被全球能源市場看好，導致用來運輸液化天然氣的LNG船的需求量相應增加。貨物圍護系統(tǒng)是LNG船的核心所在，目前市場上用于大型LNG運輸船的圍護系統(tǒng)主要有GTT薄膜型(NO96型和MARK III型)[1-2]、球罐型(MOSS型)[3]和SPB型[4]，但其專利技術均被國外公司所壟斷，建造采用其圍護系統(tǒng)需要額外支付昂貴的專利費。我國能源結構的調整帶動了我國LNG產(chǎn)品鏈尤其是LNG運輸船和浮式LNG裝置需求的增加，開發(fā)具有我國自主知識產(chǎn)權的具有成本優(yōu)勢的大型LNG船圍護系統(tǒng)十分必要。

IMO B型獨立艙是重要的貨物圍護系統(tǒng)類型，相比薄膜型艙具有晃蕩載荷小，制造、檢驗、維護成本相對較低等優(yōu)勢，且相比C型或MOSS型獨立艙具有較高的艙容利用率，可通過調整折角線位置與主船體結構形狀高度匹配，以實現(xiàn)艙容利用最大化。獨立艙作為圍護系統(tǒng)的主屏壁，其結構安全設計對整個貨物圍護系統(tǒng)的安全至關重要。結合IGC規(guī)則[5]及相關船級社規(guī)范要求，本文利用有限元模型計算方法對B型獨立艙結構強度進行計算分析，得到其結構應力分布特點，為關鍵區(qū)域的結構設計提供了依據(jù)。同時結合艙段結構應力分布特點對液貨艙所受支座反力分布特點進行研究，對減小局部結構受力的方案進行了探討。

1 B型獨立艙結構設計

1.1 結構特點

本文研究的B型獨立艙為自身支承的由平面結構組成的棱形液貨艙，橫剖面形式如圖1所示。獨立艙由縱向殼體和端部橫艙壁構成其周界，內(nèi)部設有中縱艙壁和橫向制蕩艙壁。殼體及艙壁板采取骨材與強框架相組合的結構支撐形式。

圖1 B型獨立艙橫剖面形式

B型獨立艙與主船體間由垂向支座提供支撐，同時設置橫向及縱向限位支座以限制液貨艙與主船體間的相對位移，船舶航行時的貨物和液艙重量及運動附加載荷將通過支座結構傳遞至主船體結構當中。液貨艙頂部設有止浮支座，防止在船體破損進水時液貨艙上浮與主船體碰撞造成損傷。

支座結構的設計是該型船結構設計的特點和難點：液貨艙應得到布局合理且數(shù)量充足的支座結構的支持，使液貨艙結構及支座結構均滿足強度要求；但過多的支座結構將不利于液貨艙在吊裝時的精度控制，同時也將造成物料和人工成本的增加。

1.2 尺寸設計

B型獨立艙的初始結構尺寸可參考相關船級社規(guī)范關于深艙結構的規(guī)定，同時也應考慮本船型相關的特殊要求。

1.2.1材料

裝載LNG的液貨艙結構材料應能滿足設計溫度為-163 ℃超低溫要求，同時具有良好的耐腐蝕性，對介質無污染，具有足夠的強度和良好的焊接性能和加工性能。鑒于國內(nèi)鋼廠已經(jīng)具備較為成熟的9%鎳鋼板的生產(chǎn)和應用經(jīng)驗，經(jīng)綜合考慮材料的許用應力、最低設計壓力、材料質量、力學性能和價格等因素，所開發(fā)的B型獨立艙選用9%鎳鋼制造，其材料強度參數(shù)見表1。

表1 9%鎳鋼材料強度參數(shù)

1.2.2內(nèi)部設計壓力

液貨艙滿載下的內(nèi)部設計壓力Peq由設計蒸氣壓力P0和內(nèi)部液體壓力Pgd組成：

Peq=P0+Pgd，max

(1)

Pgd=αβZβρ/(1.02×105)

(2)

式中：P0為設計蒸氣壓力，取0.07 MPa；Pgd為由重力和動力加速度聯(lián)合作用引起的內(nèi)部液體壓力，MPa；αβ為在任意的β方向上由重力和動載荷引起的無因次加速度(相對于重力加速度)；Zβ為從所確定的壓力點沿β方向向上量至液貨艙殼板的最大液柱高度，m；ρ為設計溫度下的貨物最大密度，LNG取500 kg/m3。

1.2.3液貨艙周界結構尺寸

根據(jù)相關船級社規(guī)范對液貨艙周界板尺寸提供的基于深艙要求的公式計算方法，以中國船級社《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規(guī)范》要求為例，周界板厚t按下式計算：

(3)

式中：s為骨材或扶強材間距，m；K為材料系數(shù)。

扶強材剖面模數(shù)W按下式計算：

W=800sPeql2ξ

(4)

另外，中國船級社與美國船級社的相關規(guī)范均有額外加強的要求：位于垂向支座、止橫搖支座及止縱搖支座處的液貨艙骨材模數(shù)需在規(guī)范要求值基礎上再增加25%。

1.2.4主要支撐構件尺寸

由于液貨艙主要支撐構件具有非典型的邊界支撐形式，故一般基于單跨梁的規(guī)范公式不再適用，需通過直接強度計算方法予以確定。

1.2.5支座結構尺寸

支座結構尺寸需依據(jù)其實際受力大小來確定。支座受力存在狀態(tài)非線性特征，即在某些工況下受力而某些工況下不受力，需通過有限元方法對其真實受力狀態(tài)進行評估。

2 結構分析模型

2.1 有限元模型

采用MSC/PATRAN軟件建立艙段模型。有限元模型包含完整的主船體結構、液貨艙結構及支座結構，其模型圖如圖2所示。板結構采用shell單元模擬，網(wǎng)格大小采用縱骨間距；加強筋及強框面板采用梁單元模擬，支座層壓木采用rod單元模擬。由于在實際受力情況中，支座層壓木只可能存在承壓或脫離的狀態(tài)，因此，當rod單元出現(xiàn)受拉時將其刪除并重新模擬運算，依此迭代直到全部rod單元均為受壓為止。其分析流程如圖3所示。

圖2 液貨艙及主船體有限元模型

圖3 分析流程

2.2 載荷工況

設計載荷是由船體裝載手冊中的實際裝載工況決定。為分析結構強度，載荷包括舷外靜水載荷、波浪載荷，以及獨立艙內(nèi)的內(nèi)部蒸氣壓力和內(nèi)部液貨壓力等。主要裝載工況見表2。載荷不同導致艙段邊界條件不同，主要包括船體梁載荷、對稱局部載荷和非對稱載荷對應的邊界。計算過程中根據(jù)載荷施加相應的邊界條件。

表2 載荷工況

3 分析結果

3.1 支座反力分布

通過艙段有限元計算模型分析方法能夠得到載荷工況下的支座反力分布情況。本文以底部垂向支座最大垂向支反力為例，其分布如圖4所示。位于四個角點處的支反力顯著高于其他位置，支座反力最大值位于左舷首部角點處，高達22 900 kN。

圖4 底部支座垂向受力分布

3.2 液貨艙結構應力分布

液貨艙的水密殼體應力水平總體較容易滿足結構強度要求。由應力分布圖發(fā)現(xiàn)，位于所受支座反力較大的區(qū)域，例如端部橫向強框與底部垂向支座連接處等，具有較高的應力水平；橫向強框和水平強框端部過渡區(qū)域應力水平一般較高，在結構設計中也應予以特別關注。

4 減小支座反力的措施研究

液貨艙通過支座與船體相連，貨物及液艙的重量集中于支座上，因此要求支座具有足夠的強度和剛度，以承擔容器內(nèi)液體的重量以及各種沖擊力的作用。過大的支座反力將導致液貨艙局部結構和支座結構都難以滿足結構強度要求，為結構設計帶來一定困難。因此,應盡可能使各支座反力趨于平均，以避免局部結構受力過大的情況導致局部結構尺寸過大。本文以左舷首部角點處垂向支座為例，探討如何從支座布置的角度減小其支反力的措施。

4.1 增加局部支座

在左舷首部角點支座的縱向及橫向相鄰支座之間，分別增設一個垂向支座，新的支座反力分布如圖5與圖6所示。結果顯示:兩種方案的角點處支座反力均有一定程度下降。但由于增加的縱向支座位于主船體的強框上，縱向支座比橫向支座具有更好的支撐剛度，因此與增加縱向相鄰支座相比，增加橫向相鄰支座的方案對于減小角點支反力的效果略為明顯。顯而易見的是，當同時增加縱向與橫向相鄰支座時，角點處支座反力將進一步下降。

圖5 縱向增加一支座后支反力分布

圖6 橫向增加一支座后支反力分布

4.2 調節(jié)支座位置

將與左舷首部角點處支座橫向相鄰的支座P2向角點處P3移動，角點處P3、角點橫向相鄰處P2以及角點橫向相鄰的相鄰處P1的支座反力變化如圖7所示。當P2往P3方向靠近時，P3與P1處支座反力逐漸降低，而P2處支座反力逐漸增加。

圖7 相鄰支座挪動位置與支座反力關系

4.3 調節(jié)層壓木剛度

支撐結構由層壓木和金屬支座組成。根據(jù)層壓木剛度的變化與支座反力關系曲線顯示，支座反力在層壓木剛度變化較大的區(qū)間內(nèi)變化不十分明顯，只有當層壓木剛度調至極小時支座反力才出現(xiàn)明顯的下降。

5 結論

(1)由于內(nèi)部載荷作用，液貨艙橫向強框與水平強框的端部過渡區(qū)域應力水平較高，結構設計中可采取增加局部板厚以及設置良好的結構過渡形式等措施以改善結構應力水平。

(2)由于支座反力作用，液貨艙橫向強框與支座結構相連的部分區(qū)域具有較高的應力，結構設計中可能需要增加局部板厚和加強結構，同時應盡量避免支座區(qū)域強框腹板上的通孔以及毗鄰的縱骨穿越孔。

(3)不同區(qū)域的支座反力大小差異十分顯著，通常位于液貨艙角點處的支座反力最大。結構設計中可針對不同的受力級別對支座結構的具體形式和尺寸作針對性設計。

(4)為降低角點處支座反力，可在其相鄰區(qū)域增設新的支座結構；對相鄰支座間距作合理的布局調整，也能在一定程度上降低目標點處支座反力；而在一定范圍內(nèi)調整層壓木剛度對減小其支反力的作用十分有限。