浮式液化天然氣液貨圍護系統的失效模式分析

劉婷婷，阮詩倫*，尹江洲，岳前進，謝 彬

(1. 大連理工大學工業裝備結構分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；2. 中海油研究總院，北京 100027)

浮式液化天然氣液貨圍護系統的失效模式分析

劉婷婷1，阮詩倫1*，尹江洲1，岳前進1，謝 彬2

(1. 大連理工大學工業裝備結構分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；2. 中海油研究總院，北京 100027)

針對浮式液化天然氣生產儲卸裝置(FLNG)中液貨圍護系統因晃蕩引起的結構安全問題，以主流艙型GTT NO96薄膜型液艙圍護系統為對象，分別建立了圍護系統截面整體和局部有限元模型。采用有限元數值仿真方法系統地分析了準靜力加載下液貨圍護系統可能的失效模式，得到了不同失效模式下的危險區域及對應的極限荷載，為FLNG液艙圍護系統結構安全設計提供參考。結果表明：當前設計中的GTT NO96型液艙的主要失效模式是發生在次層木箱頂板與兩層木箱加強擋板交叉點處的強度失效，失效載荷為0.38 MPa。

圍護系統； 失效模式； 浮式液化天然氣生產儲卸裝置； 晃蕩荷載

0 引 言

我國海洋天然氣資源十分豐富，但以深海氣田、邊際小氣田和低品位天然氣資源為主，因此為了節約開采成本、提高天然氣開采效率，需要發展浮式液化天然氣生產儲卸裝置(FLNG)。圍護系統是FLNG中低溫液化天然氣(LNG)儲存的主要裝置。要實現隔絕熱傳遞及防止LNG泄漏的功能，其結構設計關系整個FLNG裝備安全與否。FLNG對圍護系統的特殊要求包括更大的艙容、可提供足夠甲板空間安裝液化工藝系統模塊以及適應海上長期作業。現有FLNG設計所采用的圍護系統是法國Gaztransport & Technigaz(GTT)公司的GTT系列薄膜型液艙以及日本IHI公司的SPB獨立型液艙。從國內工程建造和使用經驗上看，GTT NO96薄膜型液艙圍護系統目前仍舊是FLNG國產化設計的最佳選擇之一。

由于形狀和艙壁設計原因，GTT薄膜型液艙內的LNG晃蕩荷載非常顯著，在晃蕩沖擊荷載作用下，結構可能發生破壞，使低溫LNG液體泄漏，從而導致整個FLNG的災難性后果。因此對FLNG液艙圍護系統的結構失效模式開展研究是有效進行結構設計的重要前提。相關的船級社規范對LNG運輸船液艙圍護系統的失效模式進行了闡述并提出失效準則和結構分析方法[1-4]，但尚無FLNG液艙結構設計規范。Hirotsugu等[5]分別測試了靜態和動態荷載作用下GTT NO96液艙的力學特性，為數值模擬提供了有價值的參考。Arswendy等[6-8]分別采用有限元數值模擬方法研究了GTT NO96型液艙的剪切失效特性和強度極限，并探討了數值分析方法。

目前已有的液艙圍護系統結構研究缺乏從結構設計角度出發、根據FLNG特點對失效模式進行的系統分析。圍護系統截面分析結果可以為液艙整體結構設計提供材料特性和整體剛度參數；而有限元方法能夠快速提取和分析結構設計變量，全面評估結構特性，并大量節約設計成本，更好地對結構外形和材料進行優化。本文對GTT NO96薄膜型液艙圍護系統的結構力學特性進行分析，采用有限元方法模擬木箱截面結構靜力失效并對失效模式進行系統分析，以期為FLNG液艙圍護系統結構的安全設計提供一定參考。

1 FLNG液艙圍護系統的結構特點

薄膜型液艙是當前LNG運輸船的主流艙型，在船型性能方面優于MOSS型和SPB型。按隔熱材料和施工方式的不同，代表性的薄膜型液艙主要有GTT NO96、MarkIII以及CS1等，其中，GTT NO96液艙采用木箱隔熱，結構如圖1所示。其主體結構由兩層36%殷瓦鋼金屬層和兩個獨立的木箱隔熱層組成。殷瓦鋼構成的內壁結構厚度僅為0.7 mm，因此圍護系統的主要承載結構為木箱隔熱層。木箱的隔熱功能通過填充密實的珍珠巖粉末實現；采用特殊螺栓設計連接將木箱固定，次層隔熱木箱底板與內部船殼通過樹脂繩達到平整度設計要求；木箱由不同厚度層合板釘裝而成，包括上頂板、下底板、側面封板以及用于加強木箱截面彎曲剛度的加肋擋板。層合板幾何參數設計關系到木箱截面結構強度，在液艙整體設計中根據荷載分布在薄弱環節進行加強設計。殷瓦鋼采用舌型設計與木箱隔熱層連接，然后高標準焊接在隔熱木箱頂板防止LNG液體泄漏。在FLNG運行過程中，隔熱層中充滿了氮氣并裝有傳感器對溫度和壓力進行監測。

圖1 GTT NO96薄膜型圍護系統結構示意圖Fig. 1 Schematic drawing of GTT NO96 containment system structure

2 液艙圍護系統截面有限元模型

根據結構特點，GTT NO96型圍護系統截面的有限元模型需要進行一定的簡化，以提高分析效率。其中，兩層殷瓦鋼對整體結構法向剛度的影響可以忽略；樹脂繩作用是保證平整度，對木箱力學特性影響較小；珍珠巖粉末在靜力加載中對木箱極限強度沒有影響[5]。木箱結構由不同厚度、不同尺寸的層合板組成，幾何參數可由文獻[3]獲得。目前FLNG液艙的木箱設計基本沿用的是LNG運輸船設計，其中層合板厚度、擋板高度和數量等參數設計決定了木箱結構強度。GTT公司提出了四種木箱類型，分別是標準型、加強型、超級加強型和終極加強型，通過對液艙內木箱排布的設計可以針對艙內荷載作用分布調整液艙整體強度。本文數值計算所采用的木箱為標準型。

首先采用殼體單元建立木箱截面的整體有限元模型，如圖2所示。首層隔熱木箱與次層隔熱木箱之間可以細微運動，可用LINK 8桿單元進行連接模擬。對于層合板，采用SHELL163各向同性殼單元模擬整體木箱截面。該單元可以分析薄的及中等厚度的板殼結構，支持線性、大變形和變厚度非線性分析，密度為710 kg/m3，彈性模量為7 000 MPa，泊松比為0.17。次層隔熱木箱直接固定在船體內殼，在木箱底板法線方向施加位移約束，木箱四角均被螺栓直接固定在內殼上，在底板的四角施加全約束；另外，根據實際情況，木箱截面側邊界的首層木箱底板和次層木箱頂板采用與外圍封板相同的法向位移約束[9]。

圖2 GTT NO96型液艙木箱有限元模型和幾何尺寸Fig. 2 Finite element model and geometry for box structure segment of GTT NO96 containment system

由以上殼單元模型可以得到層合板彎曲應力和擋板屈曲模擬，但無法直接反映沿板厚分布的剪切應力以及兩層木箱擋板交叉點的壓應力分布，不能全面預測包括剪切失效在內的木箱結構失效模式。采用實體單元的有限元模型就可以直接獲得剪應力，反映木箱局部應力響應。為了避免交點處應力集中，分別截取首層和次層木箱內擋板間中點建立實體有限元模型，如圖3所示。

圖3 GTT NO96型液艙木箱局部有限元模型尺寸Fig. 3 Geometry of local finite element model of GTT NO96 containment system

在局部有限元模型中，采用SOLID185實體單元對木箱頂板、擋板和底板進行模擬，在局部模型的截面施加對稱邊界條件，其他約束條件與整體木箱模型相同。

隔熱木箱是GTT NO96型液艙的主要承載結構，艙內LNG晃蕩所產生的沖擊荷載直接作用于隔熱層并傳遞到船殼。晃蕩沖擊荷載具有很強的隨機性，通常采用模型試驗方法進行測量。為了降低非線性對相似率的影響，反映出沖擊荷載對液艙結構的作用，壓力傳感器設計為可測量到1 m2面積內平均壓力的點陣布局[2]，因此在木箱結構分析中就可以認為沖擊荷載均布于木箱頂板表面。

3 FLNG液艙圍護系統失效模式分析

3.1 液艙圍護系統失效模式概述

圍護系統結構失效模式研究是進行結構設計的重點，在其基礎上能夠更有針對性地進行液艙結構設計。許多設計規范及報告都對GTT NO96型液艙可能發生的破壞位置和形式進行了闡述[1,3]。主要失效模式可以總結為：(1)木箱結構強度失效，即木箱結構應力超過強度極限；(2)屈曲失效，可能發生在兩層木箱封板及擋板位置，是超過屈曲壓力而產生的結構失穩；(3)剪切失效，擋板對頂板及底板會產生剪切作用，同時擋板與封板的交叉點也會發生剪切失效；(4)殷瓦鋼失效，厚度為0.7 mm的殷瓦鋼緊貼于平整的木箱頂板表面，一旦頂板發生斷裂破壞，殷瓦鋼發生破損，將會導致低溫LNG泄漏，造成災難性后果。

3.2 木箱強度失效分析

為了研究木箱結構達到極限強度時的晃蕩荷載以及最先發生強度破壞的位置，在整體殼體單元木箱有限元模型頂部加載持續增加的準靜態均布荷載，一直達到結構強度極限，如圖4所示。層合板材料強度極限為20 MPa，此時的均布壓力為0.38 MPa。

圖4 達到強度極限時木箱的結構應力狀態Fig. 4 Von Mises stress distribution of box structure at extreme state

通過比較，應力最大位置發生在次層木箱頂板與首層和次層加強擋板的交叉位置處，如圖5(a)所示，此時次層木箱頂板由于壓力產生結構壓潰失效。同時，首層木箱頂板以及木箱外圍擋板也會形成較大應力，可能發生彎曲失效。

圖5 強度極限時木箱層合板應力狀態Fig. 5 Von Mises stress distribution of the primary and secondary boxes at extreme state

3.3 木箱屈曲失效分析

GTT NO96隔熱木箱采用了擋板進行結構加強，因而也帶來了擋板及封板屈曲失效問題。采用特征值屈曲分析方法能夠初步預測發生靜態屈曲時結構達到屈曲極限時的晃蕩荷載，如圖6所示。此時，屈曲臨界應力為1.48 MPa，最大位移為9.98 mm，出現在截面次層木箱外層封板位置。美國船級社于2006年進行了大型LNG運輸船圍護結構強度試驗[2]。試驗結果表明，當箱型結構承受垂向壓力時，下層木箱外圍封板首先發生屈曲失效，進而進入塑性變形并崩潰。該試驗能夠驗證屈曲失效發生位置，但由于強度失效位置是木箱內部層合板，難以進行觀察測量，因此強度失效及屈曲失效的定量分析還需進行深入研究和比較。

圖6 GTT NO96木箱結構屈曲失效狀態Fig. 6 Bulking failure of GTT NO96 box structure

3.4 木箱剪切失效分析

如上所述，由于殼單元有限元模型的限制，需要采用實體單元構建的木箱局部模型分析結構剪切破壞狀態及具體位置。在木箱頂部施加持續增加的準靜態均布荷載直到剪切應力達到極限強度。當均布壓力達到0.53 MPa時，圍護系統截面結構達到許用剪切應力2.8 MPa[2]。如圖7所示，首先達到許用剪切應力的是次層木箱頂板。

圖7 達到剪切極限時結構的剪應力狀態Fig. 7 Shearing stress distribution of box structure at extreme state

3.5 殷瓦鋼失效分析

殷瓦鋼薄膜是液艙圍護系統的主要部分，構成了裝載低溫LNG的完整界面，并與絕熱層一起保證船體結構不受低溫侵害而產生脆性破壞[10]。殷瓦鋼具有良好的低溫沖擊韌性，難以在晃蕩荷載作用下直接發生破壞，但是殷瓦鋼僅0.7 mm厚，不能單獨承擔晃蕩荷載，因此判斷殷瓦鋼失效應該以木箱頂板發生破壞為準。

采用準靜態均布壓力加載到整體木箱有限元模型。當加載到1.49 MPa時，首層木箱的頂板會發生強度破壞，此時可能導致首層木箱的殷瓦鋼破壞并造成低溫LNG直接泄漏。

4 結 論

采用有限元數值分析方法對GTT NO96薄膜型液艙圍護系統木箱失效模式進行研究，得到如下結論：

(1) 采用準靜力均布壓力作用于液艙截面，隨著壓力增加依次出現的失效模式為強度失效、剪切失效、屈曲失效以及殷瓦鋼薄膜失效，所對應的木箱位置分別為次層木箱頂板兩層木箱擋板交叉點、次層木箱頂板、次層木箱外圍封板以及首層木箱殷瓦鋼。

(2) 強度失效是GTT NO96木箱結構的首要失效模式，其中次層木箱頂板是整個結構強度最薄弱環節，需要在FLNG圍護系統設計中特別注意。如不滿足FLNG晃蕩荷載要求，則可以采取對頂板加強、改變擋板形式及重新設計荷載傳遞路徑等措施。

(3) 本文對液艙圍護系統失效模式的研究結論主要基于準靜力分析，實際情況中，在晃蕩荷載沖擊荷載作用下，圍護系統的結構響應還會產生動力放大效應，因此還需要繼續深入進行動態沖擊荷載下的結構失效模式研究。

[1] Det Norske Veritas. Classification notes No. 30.9. Sloshing analysis of LNG membrane tanks[S]. Oslo: Det Norske Veritas, 2006.

[2] American Bureau of Shipping. Guidance notes on strength assessment of membrane-type LNG containment systems under sloshing loads[S]. Houston: American Bureau of Shipping, 2009.

[3] Det Norske Veritas. Strength assessment of LNG membrane tanks under sloshing loads[S]. Oslo: Det Norske Veritas, 2011.

[4] Lloyd’s Register. Sloshing assessment guidance document for membrane tank LNG operations[S]. London: Lloyd’s Register, 2009.

[5] Dobashi H, Usami A. Structural response of the insulation box on NO96 membrane containment system [C]. 20th International Offshore and Polar Engineering Conference, 2010: 26.

[6] Arswendy A, Liasjoe O, Moan T. Comparative study of FE models of LNG containment system NO. 96 [C]. 20th International Offshore and Polar Engineering Conference, 2010: 62.

[7] 莊志鵬，劉 俊，唐文勇. 薄膜型LNG船晃蕩沖擊局部強度分析建模方法研究[J]. 船舶工程, 2011, 33(3): 17.

[8] 陸 曄，滕 蓓，祁恩榮. LNG船液艙圍護系統結構極限承載力研究[J]. 艦船科學技術, 2012, 34(2): 36.

[9] 滕 蓓，祁恩榮，陸 曄, 等. 大型LNG船液艙晃蕩結構動響應研究[J]. 船舶科學技術，2012, 34(4): 7.

[10] Grazyk M, Berget K, Allers J. Experimental investigation of invar edge effect in membrane LNG tanks[J]. J Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 2012, 134(3): 031801.

FailureModesAnalysisofBoxStructureoftheContainmentSysteminFLNG

LIU Ting-ting1， RUAN Shi-lun1， YIN Jiang-zhou1， YUE Qian-jin1， XIE Bin2

(1.StateKeyLaboratoryofStructuralAnalysisforIndustrialEquipment，DalianUniversityofTechnology，Dalian,Liaoning116024，China；2.CNOOCResearchInstitute，Beijing100027，China)

The global and local finite element models of the mainstream containment system GTT NO96 of the floating liquid natural gas unit (FLNG) are established to evaluate the structural safety of tanks under the sloshing load. The failure modes of the models under quasi-static loading are systematically simulated by finite element method. The failure zones and extreme loads for different failure modes are obtained, which could provide a reference for the design of FLNG containment system. The results suggest that the main failure mode of the current design of FLNG container is the strength failure of the cover plate of the secondary insulation box at the intersection between the bulkheads of the primary and secondary boxes, and the extreme load is 0.38 MPa.

containment system； failure mode； floating liquid natural gas unit； sloshing load

TE88

A

2095-7297(2014)01-0050-05

2014-02-21

國家科技重大專項(2011ZX05026-006-06)、工業裝備結構分析國家重點實驗室自主研究課題(S13207)

劉婷婷(1981—)，女，博士后，主要從事海洋工程結構分析和流體晃蕩沖擊方面的研究。

*通信作者