B型LNG船貨艙結構強度分析

張玉奎，鄭文青

（中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011）

0 引 言

隨著世界天然氣消費量和貿易量的不斷增加，液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）運輸船（以下簡稱“LNG船”）的需求量迅速增加。LNG船的核心是貨物圍護系統，目前大型LNG船的貨物圍護系統有薄膜型[1-2]、MOSS[3]型和IMO B型[4]等3種。與薄膜型和MOSS型相比，IMO B型艙的最大特點是存在內部制蕩艙壁，可大大減輕艙內液貨的晃蕩，裝載液位不受限制且上甲板可自由布置[5]。

本文以170000m3B型LNG船的液貨艙設計為背景，對其結構強度有限元分析工作進行分析。

1 船舶概述

該170000m3LNG船由滬東中華造船（集團）有限公司和中國船舶及海洋工程設計研究院等單位聯合開發設計，采用IMO B型貨物圍護系統，共設有4個貨艙。液貨艙內部設有橫向制蕩艙壁和水密縱艙壁，液貨艙結構和與液貨艙相連的支座結構采用耐低溫的9%鎳鋼，與船體相連的支座結構采用E級高強鋼。液貨艙的結構強度是本文重點研究的內容。

該船的設計和分析參照美國船級社（American Bureau of Shipping，ABS）的相關要求。液貨艙最大設計蒸氣壓力為0.7bar，設計最低溫度為-163°C。該船的基本參數見表1，總布置圖見圖1。

表1 170000m3 LNG船基本參數

圖1 170000m3 LNG船總布置圖

B型圍護系統的一個特點是存在各種類型的支座結構，這些支座限制液貨艙在某個方向上的移動，可分為垂向支座、止橫搖支座、止縱搖支座和止浮支座等4大類，其中：垂向支座、止橫搖支座和止縱搖支座分別限制液貨艙在垂向、橫向和縱向上的位移；止浮支座防止船體破損進水時液貨艙上浮。

2 計算模型

評估目標為設計彎矩最大的No.3貨艙，采用全寬的1/2+1+1/2艙段模型，即包含半長No.2貨艙、全長No.3貨艙和半長No.4貨艙在內的所有主要結構。建模遵循的具體規則為：

1) 船體及貨艙的水密構件和主要支撐構件采用殼單元模擬。

2) 縱骨及水密構件加強筋采用含帶板的非偏心梁單元模擬；非水密構件的加強筋和主要支撐構件的面板等采用桿單元模擬。

3) 沿橫剖面周界，網格大小取骨材間距；橫向強框架間的縱向構件劃分為4個單元；雙層底、強框架、水平桁和垂直桁的單元長寬比盡量接近于1。

4) 支座結構由于網格尺寸的限制，無法模擬其精確的外形，只能盡量準確地模擬其剛度，對貨艙結構強度評估的影響很小，但對支座本身的應力結果影響很大。因此，對各種類型的支座均要至少挑選一個受力最大支座的進行細網格（50mm×50mm）分析，以得到支座結構的詳細應力分布。限于篇幅，細網格計算不展開討論。

5) 層壓木既是液貨艙與船體連接的紐帶，也是力的傳遞途徑，因此需根據實際力的相互作用情況合理地進行模擬。由于各種類型的支座層壓木均設計為受拉時液貨艙與船體會脫開，只有壓緊時二者才會接觸，因此層壓木只能承受壓力而不能承受拉力，采用與層壓木支撐方向剛度相同的桿單元進行模擬。

遵照以上原則建立的艙段有限元模型示意見圖2。

支座和層壓木是獨立型LNG船特有的，圖3給出具有代表性的垂向支座和層壓木有限元模型示意。

圖2 艙段有限元模型示意

圖3 垂向支座和層壓木有限元模型示意

3 計算方法

ABS指南[6]中規定需考慮的工況共有14種，由于砰擊工況LC10只針對No.1貨艙，因此本文計算所關注的貨艙共涉及13種工況，可分為3類，其中：LC1～LC8為海水動載荷工況，主要用以校核貨艙水密構件和主要支撐構件；LC9為港內工況，液貨艙為單邊裝載，主要影響液貨艙的縱艙壁結構；LC11～LC14為事故工況，用以校核支座和層壓木強度。

計算包含的載荷可按作用類型分為靜水載荷、波浪載荷、船體運動慣性載荷和液貨艙內部的蒸氣壓力，其中：靜水載荷通過在艙段兩端施加靜水彎矩和在外板施加靜水壓力得到；波浪載荷通過在艙段兩端施加波浪彎矩和在外板施加波浪動壓力得到；運動慣性載荷根據《國際散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規則》（International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied Gases in Bulk，IGC Code）[7]要求得到，繼而轉換為液艙任意位置的壓力；對于液貨艙而言還需要加上蒸氣壓力。

計算采用疊加法，即首先分別對艙段模型施加船體梁載荷（靜水和波浪彎矩）和局部載荷（其他載荷），隨后結合不同的邊界條件進行求解，其中：船體梁載荷計算模型的邊界條件為船體梁一端剛固，另一端利用多點約束單元在中和軸處施加設計彎矩；局部載荷計算模型的邊界條件為船體梁兩端限制縱向位移，兩道水密橫艙壁處限制橫向位移和垂向位移。

由于層壓木在實際情況下只能承受壓力而不能承受拉力，因此在計算時需對各局部載荷工況進行迭代。刪除受拉的層壓木桿單元之后重新計算，直到所有的單元均受壓為止。針對垂向支座，還考慮層壓木摩擦力，通過在迭代完成之后額外加上摩擦力來實現，摩擦系數取為0.1。

最后將船體梁載荷模型和局部載荷模型的計算結果相疊加并與衡準相比較，做進一步的分析。

4 結果分析

液貨艙結構所用9%鎳鋼材料的設計屈服強度為400MPa，設計抗拉強度為655MPa。ABS指南[6]針對不同類型的結構規定了不同的許用應力。根據ABS的量綱，應力單位為kgf/cm2。

4.1 水密構件

對于水密構件，需校核的工況為LC1～LC9，合成應力許用值為2673kgf/cm2。

從計算結果來看，根據規范計算得到的水密構件尺寸可較好地滿足艙段有限元計算衡準，整體應力水平較低，計算結果匯總見表2。

表2 水密構件最大應力計算結果 單位：kgf/cm2

在水密構件中，由于縱艙壁前端和后端處的垂向支座受力較大，對該區域結構進行加強。縱艙壁的應力云圖及需關注區域見圖4。

4.2 主要支撐構件

對于主要支撐構件，需校核的工況也是LC1～LC9，合成應力許用值為2915kgf/cm2。

4.2.1 橫向強框架

橫向強框架結構的整體應力水平不高，但在液貨艙中縱艙壁垂直桁和底部桁材的過渡區域應力結果超出許用值，需進行加強。此外，對下折角區域和垂向支座相鄰的結構進行加強。橫向強框架應力云圖及需關注區域見圖5。

4.2.2 水平桁

水平桁位于端部過渡區域，應力水平偏高，部分單元的應力超過許用值，需進一步加強。水平桁應力云圖及需關注區域見圖6。

圖4 縱艙壁應力云圖及需關注區域

圖5 橫向強框架應力云圖及需關注區域

4.2.3 垂直桁和底縱桁

垂直桁和底縱桁的總體應力水平不高，二者連接過渡部分需適當加強。垂直桁和底縱桁應力云圖及需關注區域見圖7。

圖6 水平桁應力云圖及需關注區域

圖7 垂直桁和底縱桁應力云圖及需關注區域

4.2.4 制蕩艙壁

制蕩艙壁的應力滿足衡準，無明顯應力集中區域，應力云圖見圖8。

由水密構件和主要支撐構件的計算結果可知：根據規范計算得到的水密構件尺寸能很好地滿足有限元計算衡準；主要支撐構件在不同類型構件連接處、垂向支座支撐區域都存在一定程度的應力集中，需進行局部的加強處理。

4.3 支座

各種類型的支座在計算工況下的最大支撐力及決定工況見表3。

圖8 制蕩艙壁應力云圖

表3 各種類型支座在計算工況下的支撐力及決定工況

從表3中可看出，除底部止橫搖支座以外，其他支座都是在事故工況下（LC11～LC14）支撐力達到最大，其中又以垂向支座的支撐力為最大，這里重點對其進行討論。圖9為垂向支座布置圖，其中：橫向框線內為止橫搖兼做垂向支座；縱向框線內為止縱搖兼做垂向支座；其余為獨立垂向支座。圖 10為垂向支座支撐力分布示意。

圖9 垂向支座布置圖

圖10 垂向支座支撐力分布示意

從圖10可看出：對于獨立垂向支座，液貨艙角隅的4個點支撐力最大，約是相鄰同類型支座最大值的2.3倍；止橫搖兼做垂向支座前后兩端支撐力最大，約是相鄰同類型支座最大值的4.8倍；止縱搖兼做垂向支座左右兩端支撐力最大，約是相鄰同類型支座最大值的3.5倍。

因此，若同類型支座結構采用相同的設計，從設計的角度應使同類型各支座受力相差不大，從而簡化結構設計和提高材料利用率。在保證通行需求、降低液貨艙吊裝精度控制難度及減輕結構重量的前提下，支座數量往往受到限制，有必要對支座本身的剛度對支撐力分布的影響加以研究。

選取船首左舷角隅支撐力最大的一個獨立垂向支座，將其結構板厚增加1倍，其余的條件不變，重新進行計算。結果表明，在支座的剛度增加1倍后，受力由2290t增加到2482t，增幅只有8.4%，因此支座結構的應力水平可顯著降低。支撐力減小較明顯的是橫向和縱向與考察支座相鄰的2個支座，其余支座支撐力基本沒有變化。由此可知，支撐力更多地受支座布置的影響，支座本身的剛度變化對支撐力的影響有限。

5 結 語

B型艙強度計算與常規船貨艙強度計算最大的不同在于支撐結構和層壓木的合理模擬及由此而來的迭代計算。本文針對目標船，首先根據其結構和載荷作用特點建立艙段有限元模型，然后參照 ABS指南進行加載和計算，最后得到液貨艙結構的應力結果和支座支撐力的分布特點。通過分析，得到以下結論：

1) 液貨艙水密構件應力水平不高，主要支撐構件中的結構過渡區域易出現高應力，需重點優化。

2) 支座附近的支撐結構局部需做加強，特別是在某一類型支座邊緣位置附近，由于受力較大，通常需額外考慮；增大支座板厚可有效減小應力。

3) 支座本身的剛度對支撐力的影響較小，若需減小最大支撐力，應多從支座布置上入手。