大型LNG船液艙晃蕩結構動響應研究

滕 蓓，祁恩榮，陸 曄，陳小平

(1.江蘇省無錫交通高等職業技術學校，江蘇 無錫 214151;2.中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082)

0 引言

日益強化的環保意識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。在經歷長期穩步增長后，液化天然氣(LNG)市場目前已進入快速成長期，表現在浮式生產和儲存裝置以及LNG運輸概念的重大發展。一方面由于薄膜型LNG船具有優良的航運經濟性，其市場占有率已達54%;另一方面由于船舶大型化帶來經濟效益的規模效應，標準船型的艙容已從125 km3擴大到150 km3(JAPAN MAX)，而準卡塔爾船型(Q－FLEX)和卡塔爾船型(Q－MAX)的艙容已分別高達215 km3和265 km3。此外，新貿易方式和近海裝卸激發了對大型LNG船部分裝載營運的需求。為了研發大型薄膜型LNG船，必須保證液艙支持和圍護結構在準靜態和沖擊晃蕩載荷作用下具有足夠的疲勞和極限強度，在船舶尺度和營運狀態與傳統條件發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帶有自由表面的液體在外界激勵下的運動，當外界激勵頻率接近液體的固有頻率(特別是最低階的固有頻率)時，液體的運動會非常劇烈，并對液艙壁產生強烈的沖擊，嚴重時還會導致結構的失效及破壞，文獻［1－2］報道了由晃蕩沖擊力引起的LNG船結構損傷。液艙晃蕩研究方法可以歸納為理論分析、模型試驗和數值模擬3類［3－4］。挪威船級社是最早發表液化汽船規范的船級社，擁有先進的晃蕩試驗裝置，可以1/20的縮尺比進行直到250 km3艙容的LNG船晃蕩模型試驗［5］。DNV在2007年的JIP計劃中已啟動薄膜型LNG液艙晃蕩實尺度測量研究。美國船級社(ABS)2006年發表了晃蕩載荷作用下薄膜型LNG維護系統強度評估指南，規定了晃蕩模型試驗程序和晃蕩載荷評估方法［6］。Paik(2006)從極限狀態設計和結構動響應的角度對晃蕩載荷評估進行了研究［7］。目前，液艙晃蕩沖擊研究在晃蕩試驗裝置、晃蕩沖擊識別和特性、模型試驗結果的換算、計算流體動力學(CFD)的應用和晃蕩評估方法等方面取得了一些進展［8－9］。國內關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值模擬方面來進行。祁恩榮等將大型LNG船液艙圍護系統結構等效為四邊簡支銅板格，布置在有機玻璃模型中，測量板格在晃蕩沖擊壓力作用下的動態應變，研究大型LNG船液艙圍護系統結構彈性效應對晃蕩沖擊載荷的影響［10］。

本文首先分析了NO96型LNG船液艙圍護結構的特點，然后采用顯示積分方法對晃蕩沖擊載荷作用下液艙圍護系統結構動響應進行研究，比較不同晃蕩壓力峰值和持續時間作用下液艙圍護系統結構的動態響應，得到不同工況下結構的動態失效特性，最后回歸了基于比例極限和突變永久變形的臨界壓力計算公式，并給出了液艙圍護系統結構設計準則和安全性評估方法建議。

1 液艙圍護系統結構特點

NO96型LNG船液艙圍護系統由一個個箱型結構聯接而成，1艘15萬立方LNG船總共需要51444個箱型結構。箱型結構有2層，長度為1 140 mm，寬度為999 mm，高度為530 mm，如圖1所示。首層箱型結構由7根縱向的隔板組成，高度為230 mm;第2層箱型結構由6根橫向的隔板組成，高度為300 mm。箱體內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的木板組成。

文獻［7］給出了不同厚度層合板試件拉伸試驗結果，層合板是各向同性的脆性材料。考慮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;屈服強度取拉伸極限均值的0.75，層合板材料屈服強度σs=25.5 MPa。

圖1 NO96絕緣箱型結構Fig.1 Structure of LNG cargo containment system

2 晃蕩載荷作用下液艙結構動響應

當脈沖持續時間比結構固有周期小時，脈沖持續時間是決定沖擊載荷的主要因素;當脈沖持續時間比結構固有周期長時，脈沖壓力峰值是決定沖擊載荷的主要因素。對于晃蕩載荷，脈沖持續時間與結構固有周期相比較短但不是很小，此時脈沖壓力峰值和持續時間就都應考慮。

圍護系統結構在晃蕩砰擊下的動態失效仿真采用顯示積分方法計算。晃蕩引起的砰擊壓力簡化為三角形載荷，用參數峰值壓力Pmax和時間歷程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和持續時間1 ms工況時的應力和應變分布以及變形時間歷程。圖2是載荷達到峰值時的應力分布，第2層箱型結構最外側橫隔板最先達到屈服強度。圖3和圖4是加載結束后的應力和變形分布，第2層箱型結構中間隔板也到達了屈服強度，最大變形發生在最上層頂板，而第2層箱型結構最外側橫隔板的鼓起不是很明顯。圖5是變形時間歷程，永久變形較小。

圖6～圖9是峰值壓力3 MPa和持續時間3 ms工況的應力和應變分布以及變形時間歷程。圖6是載荷達到峰值時的應力分布，第2層箱型結構最外側橫隔板最先達到屈服強度。圖7和圖8是加載結束后的應力和變形分布，第2層箱型結構中間隔板應力較小，最大變形發生在第2層箱型結構最外側橫隔板，而最上層頂板的變形不大。圖9是變形時間歷程，永久變形較大。

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

3 液艙圍護系統結構設計準則和安全性評估方法

由液艙圍護系統結構在沖擊晃蕩載荷下的動響應分析可以得到如圖14～圖17的各持續時間的峰值壓力與永久變形關系曲線。基于比例極限和突變永久變形，可以得到臨界壓力Pol和Poc。圖18給出了臨界壓力與持續時間的關系，由回歸分析可得針對NO96型液艙圍護系統的臨界壓力公式如下:

式中:Pc為液艙圍護系統極限承載能力;τ為壓力脈沖持續時間。隨著持續時間的增加，液艙圍護系統結構臨界壓力也隨之減少。

結構設計和強度評估一般基于許用應力方法和極限狀態方法這2種方法。對于許用應力方法，設計應保證工作應力不超過有一定儲備的許用應力，工作應力可由結構力學方法計算，而許用應力可由材料屈服強度的分數確定，雖然并不總是可以直接確定相關的許用應力值;對于極限狀態方法，結構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時間，承載能力可定義為極限狀態下結構承受的臨界載荷，如圖19所示，可以考慮2種臨界載荷Pol和Poc。為了保證液艙圍護系統結構安全性，必須滿足以下準則:

式中:σw為液艙圍護系統結構在晃蕩沖擊作用下的工作應力;σa為相應的許用應力;Pol為在晃蕩沖擊作用下結構達到比例極限狀態的承載能力;Poc為在晃蕩沖擊作用下結構最終承載能力;Po為峰值壓力;ηa，ηl和ηc分別為對應許用應力方法、比例極限狀態方法和最終極限狀態方法的考慮計算模型和其他不確定性的安全系數。工作應力和結構能力的計算必須考慮晃蕩沖擊特性，安全系數通常由載荷和相應承載能力的局部安全系數的乘積確定。

4 結語

本文采用有限元方法對晃蕩沖擊載荷作用下液艙圍護系統結構的極限強度和動響應進行研究，并對液艙圍護系統結構設計準則和安全性評估方法進行分析，得出以下結論:

1)當晃蕩持續時間固定，結構的塑性變形隨峰值壓力的增大而增大。峰值壓力較小導致結構彈性變形，峰值壓力較大致使結構直接進入塑性變形，并且有明顯的永久變形。

2)當載荷大小固定，結構的永久變形隨晃蕩時間增大而增大，并且結構的失效模式也有所不同:持續時間較短時，圍護系統結構頂板的損害程度最大;當載荷持續時間較長時，第2層箱型結構最外側橫向隔板的變形則最大。

3)液艙圍護系統結構設計和安全性評估必須考慮晃蕩沖擊特性。

［1］BASS R L，BOWLES E B，COX P A.Liquid dynamic loads in LNG cargo tanks［J］.Trans SNAME，1980，88:103 －126.

［2］BV.Sloshing damages known dada-partial fillings analysis［Z］.BV Technical Note，1999.

［3］王德禹，金咸定，李龍淵.液艙流體晃蕩的模型試驗［J］.上海交通大學學報，1998，32(11):114 －117.WANG De-yu，JIN Xian-ding，LI Long-yuan.The model test of fluid in tanks［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，1998，32(11):114 －117.

［4］朱仁慶.液體晃蕩及其與結構的相互作用［D］.中國船舶科學研究中心，2001，B2001－02－04.ZHU Ren-qing.The sloshing of fluid and its interconnection with structure［D］.Wuxi:China Ship Sciemtific Research Center，2001，B2001 －02 －04.

［5］VALSGARD S，TVEITNES T.LNG technological developments and innovations-Challenges with sloshing model testing［R］.Det Norske Veritas AS Paper Series，2003 －P005.

［6］ABS. Strength assessment of membrane-type LNG containment systemsundersloshingloads［S］.ABS Guidance Notes，2006.

［7］PAIK J K.Limit state design technology for a membrane type liquid natural gas cargo containment system under sloshing impacts［J］.Marine Technology，2006，43(3):126－134.

［8］ISSC.Report of Committee I.2:Loads［A］.Proc of 16th International Ship and Offshore Structures Congress，St John's，2006，1:87 －179.

［9］ISSC.Report of Committee II.2:Dynamic Response［A］.Proc of 16th International Ship and Offshore Structures Congress，St John's，2006，1:267 －367.

［10］祁恩榮，徐春，汪雪良，等.大型LNG船晃蕩載荷模型試驗報告［R］.無錫:中國船舶科學研究中心，2010.QI En-rong，XU Chun，WANG Xue-liang，et al.The test report of sloshing loads of large LNG carriers［R］.China Ship Scientific Research Center，2010.