劉華山，孫明宇，吳貝尼，鄭 藝，吳仁豪，肖凱隆

(中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海 200011)

0 引 言

隨著綠色環(huán)保觀念日益深入人心，作為新興清潔能源，天然氣在全球能源市場(chǎng)越來越受歡迎，雙燃料船隨之大行其道。B型獨(dú)立燃料艙作為一種重要的液貨圍護(hù)系統(tǒng)，具有維護(hù)便利、耐晃蕩及艙容利用率高等優(yōu)點(diǎn)[1]。然而由于國(guó)內(nèi)獨(dú)立型液貨艙尤其是B型艙的實(shí)船項(xiàng)目較少，相關(guān)研究起步較晚，研究成果十分有限。劉曉媛等[2]對(duì)超大型集裝箱船的B型LNG燃料艙及其支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了強(qiáng)度分析，為相關(guān)船型設(shè)計(jì)提供參考；Wen Dong等[3]研究了晃蕩載荷下B型獨(dú)立艙支座肘板的應(yīng)力分布及特性；呂立偉等[4]提出一種確定獨(dú)立型液貨艙鞍座處液罐內(nèi)加強(qiáng)環(huán)尺寸的方法。目前對(duì)獨(dú)立艙及其支撐結(jié)構(gòu)的研究相對(duì)較為深入，而對(duì)主船體結(jié)構(gòu)的研究較少。

本文基于DNV GL船級(jí)社規(guī)范[5]要求對(duì)一艘16000TEU雙燃料集裝箱船的B型LNG燃料艙主船體結(jié)構(gòu)展開艙段分析，通過屈服和屈曲強(qiáng)度計(jì)算，得到各工況下船體受力特點(diǎn)及高應(yīng)力區(qū)域分布，在此基礎(chǔ)上對(duì)燃料艙與主船體的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行改進(jìn)與優(yōu)化。

1 研究對(duì)象

1.1 結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

本文研究對(duì)象為雙燃料集裝箱船的B型LNG獨(dú)立燃料艙主船體結(jié)構(gòu)。LNG燃料艙位于Fr233～Fr259肋位，前后分布貨艙，左右兩側(cè)分布4個(gè)燃油艙。船體布置為雙層底、雙舷側(cè)和燃料艙雙層甲板形式。燃油艙內(nèi)分布多檔水平桁和垂直桁結(jié)構(gòu)。

1.2 燃料艙及支座結(jié)構(gòu)

燃料艙中間設(shè)置橫向制蕩艙壁，水平方向設(shè)置3個(gè)平臺(tái)。在燃料艙底部和頂部設(shè)有垂向支座、止縱搖支座、止橫搖支座及止浮支座，支座布置如圖1所示。止浮支座位于艙體左上和右上兩角，連接在2個(gè)三角斜撐板（止浮毗連結(jié)構(gòu)）上，進(jìn)而支撐于艙頂。

圖1 燃料艙支座布置Fig.1 Support arrangement of fuel tank

由于液化天然氣溫度極低，為了保證低溫狀態(tài)下結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，燃料艙及與其相連的支座材料都選用9鎳鋼。

2 艙段計(jì)算

2.1 艙段有限元模型

采用DNV GL船級(jí)社的規(guī)范軟件Poseidon進(jìn)行完整的艙段分析過程，包括有限元建模、邊界和載荷施加、計(jì)算和后處理等。建模內(nèi)容包括燃料艙結(jié)構(gòu)、主船體結(jié)構(gòu)以及支座結(jié)構(gòu)，以考慮燃料艙和主船體間的相互作用。艙段有限元模型見圖2。Poseidon中采用chock單元模擬連接主船體和獨(dú)立艙的層壓木[6]，chock單元只承受壓力不承受拉力，且能設(shè)置間隙，如圖3所示。

圖2 燃料艙有限元模型Fig.2 Finite element model of fuel tank

圖3 Chock單元模擬層壓木Fig.3 Chock element simulating laminated wood

2.2 計(jì)算工況

根據(jù)DNV GL規(guī)范要求，選取幾個(gè)典型工況進(jìn)行艙段有限元計(jì)算。LNG艙左右兩側(cè)分布4個(gè)燃油艙，為了考慮其裝載情況對(duì)艙段計(jì)算的影響，令LC1，LC2和LC3每個(gè)工況包括4個(gè)子工況，見表1。以LC1-a表示LC1的a號(hào)子工況，其他工況編號(hào)依此類推。

表1 艙段有限元計(jì)算工況Tab.1 Loadcases of Finite element calculation of hull section

2.3 屈服強(qiáng)度分析

在LC1-a工況中，靠近15324縱艙壁處雙層底肋板孔邊緣應(yīng)力水平較高（見圖4），因?yàn)榇颂帪長(zhǎng)NG燃料艙到舷側(cè)燃油艙的過渡區(qū)域，結(jié)構(gòu)有突變。在LC1-b工況中，燃油艙裝滿會(huì)使相應(yīng)燃油艙中的水平桁和垂直桁應(yīng)力水平有所增大（見圖7）；但會(huì)使雙層底肋板應(yīng)力水平略下降，降幅為10～30 MPa（見圖5）。原因是：此工況最終表現(xiàn)為中垂，兩邊燃油艙裝滿產(chǎn)生重力，相當(dāng)于使中間雙層底部分受到一個(gè)向上的彎矩，使得其中垂有減小趨勢(shì)，故雙層底肋板應(yīng)力有所降低（見圖8），且4個(gè)燃油艙都裝滿的工況（LC1-b）比2種對(duì)角裝工況（LC1-c和LC1-d）雙層底肋板應(yīng)力更小。

圖4 雙層底應(yīng)力云圖（LC1-a）Fig.4 Von mises stress of double bottom LC1-a LC1-b

圖5 雙層底肋板應(yīng)力云圖對(duì)比（MPa）Fig.5 Comparison of von mises stress of double bottom floor

圖6 燃油艙應(yīng)力云圖對(duì)比Fig.6 Comparison of von mises stress of oil tank

圖7 底縱桁應(yīng)力云圖Fig.7 Von Mises stress of longitudinal girder of double bottom

圖8 燃油艙裝載對(duì)雙層底肋板受力影響示意Fig.8 Influence of fuel tank loading on von mises stress of double bottom floor

LC2是中垂工況，底縱桁孔邊緣應(yīng)力水平最大，因?yàn)槠涑惺芸偪v彎曲（見圖7），其次是雙層底肋板。LC2-b工況中，燃油艙裝滿同樣會(huì)使相應(yīng)燃油艙中的水平桁和垂直桁應(yīng)力水平有所增大，且使得靠近舷側(cè)的雙層底肋板應(yīng)力下降，同LC1，但其對(duì)底縱桁幾乎無影響。

LC3是中拱工況，同樣是底縱桁孔邊緣應(yīng)力水平最大（見圖7），其次是雙層底肋板。在LC3-b工況中，燃油艙裝滿同樣會(huì)使相應(yīng)燃油艙中的水平桁和垂直桁應(yīng)力水平有所增大，也會(huì)使靠近舷側(cè)的雙層底肋板應(yīng)力增大，因?yàn)殡p層底所受的向上的彎矩作用加劇了中拱效果（見圖8）。其對(duì)底縱桁也無影響。LC1～LC3工況中，LC3是最危險(xiǎn)工況，底縱桁應(yīng)力水平較大，但仍滿足應(yīng)力衡準(zhǔn)要求。

LC4是破艙工況，燃料艙上浮，頂部止浮支座附近三角斜撐結(jié)構(gòu)（止浮毗連結(jié)構(gòu)）應(yīng)力水平較大。由于橫傾角的存在，左右兩舷三角斜撐受力不均勻，左舷三角斜撐受力較大，其上方肋板應(yīng)力水平也相應(yīng)較高，且燃料艙首尾兩端止浮支座對(duì)應(yīng)的位置應(yīng)力最大，分別是Fr239和Fr255，但都滿足應(yīng)力衡準(zhǔn)要求（見圖9）。

圖9 LC4和LC5工況中止浮支座附近結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.9 Von mises stress of structure near anti-floating support in LC4 & LC5

LC5同為破艙工況，燃料艙上浮。雖然橫傾角為0°，左右兩三角斜撐受力均勻，但由于燃料艙上浮至艙頂，浮力較大，三角斜撐及其正上方相應(yīng)的肋板應(yīng)力很大，超出衡準(zhǔn)要求，且同樣是燃料艙首尾兩端止浮支座對(duì)應(yīng)的位置應(yīng)力最大。對(duì)原設(shè)計(jì)進(jìn)行改進(jìn)：改變相應(yīng)位置的板厚和鋼級(jí)，減小三角斜撐的開孔尺寸，取消三角斜撐正上方肋板開孔，最終滿足要求（見圖9）。

在LC6工況中，尾部貨艙破艙進(jìn)水，使得燃料艙尾部橫艙壁受壓力產(chǎn)生向船首的位移，橫艙壁中靠近底部的垂直桁和水平桁應(yīng)力水平較高（見圖10），超出衡準(zhǔn)的區(qū)域作取消開孔或增加板厚處理，最終滿足應(yīng)力衡準(zhǔn)要求。在LC7工況中，首部貨艙破艙進(jìn)水，與LC6同理。

圖10 LC6和LC7工況中橫艙壁位移和應(yīng)力云圖Fig.10 Displacement and von mises stress of bulkheads in LC6 & LC7

2.4 屈曲強(qiáng)度分析

屈曲計(jì)算同樣在Poseidon軟件中進(jìn)行，計(jì)算結(jié)果表明：

在LC1，LC2和LC3工況中，內(nèi)底板、底縱桁和橫艙壁垂直桁上的部分區(qū)域不滿足屈曲要求，增加相關(guān)區(qū)域板格厚度或增加加強(qiáng)筋，屈曲強(qiáng)度滿足要求。

在LC5工況中，三角斜撐板上方靠近15324縱艙壁的部分肋板板格不滿足屈曲要求。由于燃料艙兩端止浮支座三角斜撐及上方肋板在Fr239和Fr255肋位處通過屈服計(jì)算結(jié)果，進(jìn)行了增加板厚和鋼級(jí)的結(jié)構(gòu)加強(qiáng)，屈曲強(qiáng)度滿足要求，故肋板板格不滿足屈曲要求的情況集中在中間各肋位。在各相應(yīng)板格增加加強(qiáng)筋，即滿足屈曲要求。而LC4工況中屈曲強(qiáng)度都滿足要求。

在LC6工況中，F(xiàn)r233橫艙壁（燃料艙艉部橫艙壁）靠近底部的板格屈曲超出規(guī)范要求，增加橫艙壁靠近底部位置的板厚，再增加加強(qiáng)筋后即滿足要求。LC7同理，增加Fr259橫艙壁（燃料艙首部橫艙壁）靠近底部位置的板厚，再增加加強(qiáng)筋后即滿足要求。

3 結(jié)構(gòu)形式優(yōu)化

考慮工況LC4，由于橫傾角的存在，左右兩側(cè)止浮支座及其毗連結(jié)構(gòu)受力不均，毗連結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力為237 MPa（見圖11）。艙頂和艙底的止橫搖支座受力也不均，艙底的止橫搖支座層壓木所受壓力遠(yuǎn)小于艙頂止橫搖支座，如表2所示，材料利用效率較低。

表2 改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式前后止橫搖支座層壓木支反力對(duì)比Tab.2 Comparison of reaction force of laminated wood of antirolling support before and after improvement of structure

圖11 改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式前后的燃料艙典型橫剖面應(yīng)力云圖（LC4）Fig.11 Von mises stress of typical cross section of fuel tank before and after improvement of structure

針對(duì)LNG艙三角斜撐板，對(duì)結(jié)構(gòu)形式作出改進(jìn)。去掉三角斜撐板結(jié)構(gòu)，止浮支座直接頂在艙頂板上，燃料艙頂拉平。施加LC4工況進(jìn)行艙段計(jì)算，結(jié)果表明：在改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)中，艙頂和艙底的止橫搖支座層壓木受力大小相近，受力均勻（見表2）。左右兩側(cè)止浮支座附近的肋板也受力均勻，最大應(yīng)力為160 MPa，應(yīng)力水平小于原始設(shè)計(jì)中止浮毗連結(jié)構(gòu)的單側(cè)較大應(yīng)力。考慮工況LC5，改進(jìn)設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度也能滿足應(yīng)力衡準(zhǔn)要求。

此外，艙頂三角斜撐結(jié)構(gòu)繁瑣，建造施工困難。改進(jìn)的結(jié)構(gòu)形式避免了這些問題，且在滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求的前提下節(jié)省了材料，使結(jié)構(gòu)重量減輕了115.4 t，與此同時(shí)，燃料艙艙容增加了3.85%。

4 結(jié) 語

本文對(duì)16000TEU雙燃料集裝箱船的B型LNG燃料艙主船體結(jié)構(gòu)展開艙段分析，研究各工況下船體結(jié)構(gòu)受力特點(diǎn)和屈服、屈曲特性，并對(duì)燃料艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，得出如下結(jié)論：

1) 在正常運(yùn)營(yíng)工況中，B型LNG獨(dú)立艙主船體高應(yīng)力區(qū)域主要集中在雙層底肋板和縱桁上，兩側(cè)燃油艙的裝載對(duì)雙層底肋板應(yīng)力略有影響；在燃料艙破損上浮工況中，止浮支座附近結(jié)構(gòu)應(yīng)力較大，橫傾角和三角斜撐（止浮毗連結(jié)構(gòu)）的存在使左右兩側(cè)受力不均；在首尾貨艙破艙工況中，相應(yīng)橫艙壁底部因受力較大，局部需作結(jié)構(gòu)加強(qiáng)。

2) 改進(jìn)的燃料艙結(jié)構(gòu)形式避免了原有結(jié)構(gòu)單側(cè)受力過大和受力不均的現(xiàn)象，避免了三角斜撐（止浮毗連結(jié)構(gòu)）復(fù)雜繁瑣的施工，且節(jié)省材料，減重了115.4 t，燃料艙艙容增加3.85%。