C型獨立艙三體罐結構強度有限元分析

郭園園，唐文勇，周 兵，張仁杰

（1. 上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2. 高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海 200240；3. 上海鎧韌氣體工程有限公司，上海 200441）

0 引 言

近年來，隨著海上運輸需求迅速攀升，設有C型獨立液貨艙的液化氣船逐漸朝大型化、多元化方向發展。傳統的C型獨立液罐通常為單圓筒型或雙聯圓筒型，封頭一般為球形封頭或蝶型封頭。為充分利用船體空間，提高艙容利用率，采用C型獨立液貨艙三體罐，將3個圓筒形罐組合在一起，從而增大載貨量，降低運輸成本。作為壓力容器，新型三體罐結構的艙容利用率高、總體性能好，但設計和建造難度較大。

根據國際海事組織（International Maritime Organization，IMO）的《國際散裝運輸液化氣體船舶構造和設備規則》（以下簡稱“IGC規則”）[1]，結合各船級社的規范和鋼制壓力容器國家標準[2]的要求，現有的針對 C型獨立液罐的研究[3-4]大多圍繞球罐、單圓筒罐和雙圓筒罐，很少提及三體罐。比較不同類型液罐的優缺點[4]，當全船的貨艙容積較大時，采用三體罐的液貨艙更有優勢。目前在對C型獨立液罐進行強度校核時都采用粗網格模型進行分析[5-7]，并未考慮結構不連續處的應力集中現象。液罐上有大量的連接結構，在結構連接處使用細化的網格模型，可使計算結果更加準確。在校核衡準方面，已有研究都是直接校核正應力或等效應力，并沒有區分薄膜應力和一次加二次應力。與傳統的單罐和雙罐相比，三體罐增加了罐體和縱隔艙的Y接頭及非水密縱隔艙等結構，載荷更大，應力分布更復雜。因此，對三體罐局部連接結構進行細化，分析三體罐的屈服強度，研究三體罐的受力特點，具有實際工程意義。

本文借助ABAQUS非線性有限元分析軟件，根據IGC規則的要求，結合鋼制壓力容器國家標準有關規定，對一艘45000m3液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船的獨立液貨艙三體罐進行強度分析，對高應力水平的局部結構區域網格進行細化，分析幾種常見工況下Y接頭、加強環、真空環、縱隔艙及其附近局部應力的分布狀況，為三體罐的優化設計提供參考。

1 有限元模型的建立

1.1 罐體結構分析參數

以半冷半壓式 LNG液化氣船為分析對象，貨物以低于常溫的狀態裝載于由絕熱物包裹的液罐中。三體罐總容積為15000m3；總長為41.5m；總寬為26m；高度為20m；半徑為8.1m；封頭上部板厚最小，為13.7mm；加強環下端板厚最大，為56.1mm。三體罐外殼由前后球形封頭、中間筒體和氣室構成，其中：中間筒體兩側有4個止浮耳，防止罐體在船艙破損狀況下浮起；氣室處有集液井。液罐由與船體連接的固定鞍座和滑動鞍座支承，鞍座上方布置有一定厚度的承壓木，液艙筒體板與承壓木相接處焊接有一圈重磅板。液艙內部在雙鞍座上方設置有加強環，相距20m，兩道加強環中間布置有3道真空環，液罐內部縱向有縱隔艙相連，其中2道非水密縱隔艙在上面，另外1道縱隔艙在下面。

液罐承裝LNG液貨的主要成分為甲烷，沸點為-161.25℃，密度為500kg/m3。

1.2 材料屬性與模型網格劃分

有限元模型縱向范圍取液罐長度，橫向范圍取液罐止浮耳與承壓木的間距，垂向范圍從承壓木底部到氣室最上端。模型具體包括液罐外殼、加強環、真空環、縱隔艙、止移扁鋼和承壓木，忽略集液井、接管、人孔、氣孔和結構上的小圓角等工藝，兼顧準確性和適當簡化的原則。液罐鋼材和鞍座承壓木的材料屬性見表1。

表1 液罐鋼材和鞍座承壓木的材料屬性

采用 S4R板單元模擬液罐結構，采用 C3D8R實體單元模擬承壓木。根據中國船級社（China Classification Society，CCS）《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范》[8]的要求，殼體粗網格模型的單元尺寸一般取為R/30，其中R為液貨艙半徑。本模型中液罐粗網格取250mm×250mm；承壓木網格尺寸取50mm×50mm×50mm；在Y接頭、加強環和真空環與殼體縱隔艙的連接處及止移扁鋼處等結構較為復雜的高應力區域采用細化網格，網格尺寸為50mm×50mm；在粗細網格區域之間有適當的過渡。三體罐結構有限元模型示意見圖1。

1.3 邊界及約束條件

模型中的固定端承壓木和滑動端承壓木下表面節點限制3個方向上的平動自由度。固定端的止移扁鋼插在承壓木卡槽內，能限制罐體與固定端承壓木之間的縱向移動；止移扁鋼與液罐筒體相連的一列節點能限制長度方向的自由度。

在有限元模型中，將固定端的液罐殼體下表面與承壓木上表面之間的接觸設置為面與面接觸。滑動端上層承壓木與液罐筒體之間將采用自由度Tie耦合在一起。滑動端上下兩層承壓木之間設置為面與面接觸。固定端鞍座邊界條件見圖2。

圖1 C型獨立液貨艙三體罐結構有限元模型示意

圖2 固定端鞍座邊界條件示意

1.4 溫度場

空艙時，液罐和承壓木處于室溫狀態（20℃）。充滿液貨之后，罐體溫度與液貨溫度一致，為-161℃；鞍座處的承壓木根據設計不需要采用專用低溫鋼，其溫度設置為-30℃。溫度場直接在軟件中設置，可計算溫度應力。

1.5 計算工況

按照CCS規范的要求，主要選取靜橫傾、橫搖和碰撞等3個計算工況（見表2）[8]。

表2 C型獨立液貨艙結構強度有限元直接計算工況

表2中根據IGC規則計算的設計蒸汽壓力為0.43MPa，液貨動壓力為液貨隨船舶運動產生的載荷。采用IGC規則中的加速度橢圓法計算，可得到橫搖0°/10°/20°/30°時的合成相對加速度分別為1.49g，1.46g，1.37g和1.16g（g為重力加速度）；在軟件中采用場函數的方法，可將加速度引起的液貨壓力隨高度變化施加在罐體內表面。

2 應力分類及強度評定

IGC規則將液艙結構的應力分為總體主膜應力、局部主膜應力、主彎曲應力和二階應力，衡準條件為

式(1)～式(4)中：σm為等效總體主膜應力，N/mm2；σL為等效主彎曲應力，N/mm2；σb為等效局部主膜應力，N/mm2；σg為等效二階應力，N/mm2；f=min(Re/A， Rb/B)，對于鎳鋼，A=1.5，B=3.0，得f=226.7 MPa 。

彎曲應力分量由連接邊界（結構局部變形協調）引起的彎曲應力分量與彎曲外載荷引起的不隨邊界距離增大而衰減的彎曲應力分量2部分組成，而bσ實際上是彎曲應力分量中由外載荷引起的彎曲分量部分。由于bσ數值一般較小，可略去bσ項[9]，即可略去式（3）對應的衡準要求。

總體薄膜應力是由圓筒或球殼中的內壓引起的，膜應力沿殼體均勻分布，因此可利用遠離結構約束區的中面應力作為等效總體膜應力，許用值為226.7MPa。

局部一次膜應力是由壓力或其他機械載荷引起的，與結構不連續相聯系。利用中面數據作為σL，利用最大表面總應力數據作為σL+σb+σg應力強度是可行的，且有足夠的計算精度[9]。因此，加強環附近殼體、支撐構件及Y接頭結構連接區域的中面力為局部主膜應力，許用值為340MPa。上下表面力為主膜應力、主彎曲應力及二階應力之和，許用值為680MPa。

參照CCS規范[8]，鞍座承壓木的許用應力為70MPa。

3 計算結果與分析

利用上述有限元模型，計算并輸出液罐外表面、中面和內表面的等效應力，對液貨艙殼體、Y接頭及液貨艙的附屬構件進行強度分析。縱隔艙下部分有一側加強材，其余結構都為對稱布置，當左傾和右傾相同角度時，液罐受力結果差異不大。選取靜橫傾工況和橫搖工況中的傾斜 0°及左傾 10°，20°，30°進行分析。在碰撞工況中，向前沖的慣性載荷比向后沖的更大，故選取向前沖工況為典型工況進行分析。

3.1 總體主膜應力

在筒體和封頭上，由內壓引起的薄膜應力為總體主膜應力，根據有限元計算結果，對板中面的等效應力進行校核，并將各工況下的計算結果與僅加載蒸汽壓力時的計算結果相對比，結果見表 3。液罐殼體的等效總體主膜應力都小于許用值226.7MPa。

表3 不同工況下筒體和封頭的等效總體主膜應力 MPa

3.2 局部應力

局部結構包括液貨艙與其鞍座連接處的殼體、固定支撐環、滑動支撐環、真空環、縱隔艙、筒體Y接頭、封頭Y接頭及鞍座承壓木。液貨艙連接處細網格的中面Mises應力見表4。液貨艙結構連接處上下表面Mise應力的最大值見表5。鞍座承壓木的Mises應力結果見表6。

表4 不同工況下液貨艙結構連接處的等效局部主膜應力 MPa

表5 不同工況下液艙結構連接處的上下表面等效應力 MPa

表6 鞍座承壓木的等效壓應力 MPa

圖3～圖7為計算結構應力分布云圖，其中：圖3為向左橫傾30°中真空環的中面等效應力云圖，在中真空環與縱隔艙連接的Y接頭處應力最高；圖4為向左橫搖20°加強環表面應力云圖，在加強環下端與筒體連接處出現應力集中現象；圖5為向左橫搖30°縱隔艙應力云圖，在縱隔艙與中真空環連接處的Y接頭應力最高；圖6為向左橫搖30°封頭的中面等效應力云圖，受力最大點在3個球形封頭的連接中心；圖7為向左橫搖30°鞍座承壓木的等效壓應力云圖，承壓木下端受力最大；圖8為液罐整體位移云圖，位移最大的位置在液罐中真空環頂部，約為46.5mm，變形方向朝左舷向下。

圖3 向左橫傾30°中真空環中面等效應力云圖

圖4 向左橫搖20°加強環表面應力云圖

圖5 向左橫搖30°縱隔艙應力云圖

圖6 向左橫搖30°封頭中面等效應力云圖

圖7 向左橫搖30°鞍座承壓木應力云圖

圖8 向左橫搖30°液罐整體位移變形云圖

3.3 結果分析

罐體的等效總體主膜應力和上下表面等效應力均小于許用值，液罐結構總體上是安全的。在靜橫傾工況和橫搖工況下，隨著傾斜角度的增大，加強環附近殼體、加強環端部、真空環及筒體Y接頭處的局部結構應力總體上呈增大趨勢。

靜橫傾角度的變化對罐體結構的影響很小，對鞍座承壓木的受力影響很大。在相同傾斜角度下，橫搖產生的動載荷使結構受力增大。在向前碰撞工況下結構的受力要小于其他工況，說明碰撞慣性載荷對液罐結構的影響不大。蒸汽壓力對結構的應力水平影響較大。

在不同工況下液罐危險點出現的位置基本上相同，例如加強環下端與筒體連接處、中真空環與縱隔艙連接的Y接頭處、縱隔艙端部與加強環和筒體連接處、筒體Y接頭與加強環連接處及3個球形封頭的連接中心和封頭與筒體連接處。本液罐是單層結構，損傷后有泄漏風險，可對加強環端部、縱隔艙與筒體連接處及筒體Y接頭處的局部結構進行加強，增大其強度，以保證結構更安全。

與單罐和雙罐相比，三體罐的結構和應力分布更加復雜。在以上研究的基礎上，可進一步對液貨艙結構優化提出建議。例如：重磅板向中間延伸至與縱隔艙相連；在封頭與筒體之間設置板厚的過渡區域；在縱隔艙與筒體連接處的Y接頭處增加板厚。

4 結 語

本文通過對 LNG船三體罐的靜橫傾工況、橫搖工況及碰撞工況等進行有限元模擬計算分析，梳理了三體罐結構強度方面的特點，得到以下結論：

1) 液罐在局部結構不連續處有應力集中現象。液罐殼體及附屬構件上的最大應力危險點都出現在結構連接處。在對加強環端部、縱隔艙與筒體連接處及筒體Y接頭處進行設計時，需特殊考慮。

2) 靜橫傾角度和橫搖角度對加強環及筒體 Y接頭部位的應力影響較大，尤其是在有動壓的情況下。同時，鞍座承壓木受傾斜角度的影響較大。

3) 延長重磅板的寬度和長度，在縱隔艙與筒體連接處的Y接頭處增加板厚，可使結構得到進一步優化，同時建議對Y接頭采用更安全的焊接形式。

【 參 考 文 獻 】

[1] IMO. International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied Gases in Bulk (IGC CODE)[S]. 2016.

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