超大型液化石油氣船結構強度分析

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

液化氣船是國際上公認的設計、建造難度最大的船型之一，以高難度、高技術、高附加值的“三高”著稱[1]，而在液化氣船中以全冷式的超大型液化氣船(very large LPG carrier， VLGC船)設計和建造技術難度最大[2]。VLGC船獨立液貨艙型分A型獨立艙、B型獨立艙、C型獨立艙三種型式，A型獨立液貨艙是VLGC船常見的一種形式。

為保證全冷式、A型獨立艙液化氣運輸船的安全性，按《國際散裝運輸液化氣體船舶構造和設備規則》[3](《IGC規則》)和法國船級社[4](BV)關于液化石油氣船的要求，對貨艙區主船體結構和A型獨立艙結構進行規范計算，確定滿足規范、規則對局部強度、總縱強度、屈曲強度、極限強度等要求的構件尺寸。通過三維有限元模型計算結構強度，驗證分析貨艙區主船體、A型獨立艙強度和細化網格的應力分布，從而評估貨艙區主船體、A型獨立艙主要支撐構件的整體強度及高應力區域的變化，優化構件尺寸，減輕結構重量。

1 規范計算

1.1 主船體規范計算

根據《IGC規則》和BV的要求，運用規范軟件對中橫剖面的縱向構件進行計算，確定構件尺寸；再根據《IGC規則》和BV對橫向構件要求，確定中橫剖面圖中的橫向構件與橫艙壁的構件尺寸。

通過對規范計算結果應有針對性的選擇結構尺寸，如頂邊艙與底邊艙間的舷側肋骨，滿足屈服強度、降低重量的有效方法是增加腹板高度，但是根據檢修通道的要求，肋骨的腹板高度不能取得過大，否則會影響到A型獨立艙的艙容。綜合艙容、強度選擇兩者相匹配的肋骨尺寸。

1.2 A型獨立艙規范計算

根據《IGC規則》要求，A型獨立艙的載荷與常規船的計算方式不同。其內部壓力Peq為

Peq=P0+Pgd

(1)

式中：P0為設計蒸汽壓力，最大不超過70 kPa；Pgd為內部液體壓力，kg/cm2。

Pgd=ραβZβ×10-4。

其中：ρ為設計溫度時的貨物最大密度，kg/m3，本船貨物密度為0.61×103kg/m3；αβ為在任意的β方向上由重力和動載荷引起的無因次加速度(即相對于重力加速度)，見圖1；Zβ為壓力計算點沿β方向向上量至液貨艙殼板的最大液柱高度，即內部壓頭，m，見圖2。

根據計算得到的壓頭，分別運用板、加強筋的規范計算公式得到構件尺寸。

圖1 確定αβ

圖2 確定內部壓頭

2 有限元分析

應用有限元軟件將船體結構、液艙結構按規范裝載工況進行綜合分析，進一步校核結構強度、優化結構設計。

2.1 貨艙區主船體結構

一般主船體區域有限元模型的縱向范圍應覆蓋3個貨艙和4個橫艙壁。由于主要構件和載荷對稱于中縱剖面時，這里取用船體結構的左舷，主船體區域的粗網格模型見圖3。在做完整體艙段有限元強度分析后，應對局部高應力區進行細化網格有限元分析，從而準確評估高應力區域應力，某強框的細網格模型見圖4。

圖3 貨艙區三艙段粗網格模型

圖4 強框細網格模型

通過有限元計算，結果分析如下。

1)外板。船中處船底板應力在艙中較大，靠近橫艙壁逐漸減小；舷側肋骨區域的外板應力在靠近橫艙壁處較大，遠離橫艙壁時逐漸減小，應力極值由剪應力引起，在高應力區域增加板厚來滿足強度要求。

2)雙層底縱桁。雙層底縱桁主要是由于隔艙裝載引起屈服應力不夠，通過在高應力區域增加板厚或采用高強度鋼來滿足強度要求。

3)肋板。通道孔處承受較大剪應力，需通過增大剪切面積且將開孔偏離支承裝置來滿足強度要求。

4)橫艙壁。因破艙進水工況引起橫艙壁板、垂直扶強材端部都不滿足規范要求，需通過增加板厚、增設水平加強筋兩者相結合的方法滿足板強度要求；同時將垂直扶強材下端處原設置的強橫梁改為實肋板、上端處增設甲板短縱桁行并優化兩端部節點形式滿足垂直扶強材的強度要求。

5)橫艙壁水平桁。橫艙壁設置兩道水平桁，一方面可以增加橫艙壁的強度；另一方面與縱向檢修通道形成完整檢修通道。縱向檢修通道與橫向檢修通道相交處應力極高，需通過增加腹板板厚、加大面板尺寸、增大轉圓弧半徑及兩水平桁間增設短水平桁來滿足規范要求。

2.2 A型獨立艙結構

應用有限元軟件對A型獨立艙結構進行計算分析，圖5、圖6分別為獨立艙的粗網格模型與水平桁細網格模型。

圖5 A型獨立艙粗網格模型

圖6 A型獨立艙水平桁細網格模型

通過有限元計算，結果分析如下。

1)獨立艙邊界板。屈服強度、屈曲強度滿足IGC、船級社規范要求，屈服強度的最大應力出現在隔艙裝載工況下橫艙壁與下層水平桁相交處。

2)中縱艙壁。由于自身板薄中縱艙壁的應力已處于臨界值，作為橫艙壁水平桁端部約束端時無法起到對水平桁約束，為了滿足水平桁強度必須在靠近前后艙壁處及橫艙壁水平桁趾端處增加板厚。

3)強框架。強框架高應力區主要出現在如圖7所示的“a” “b” “c” “d” “e”位置。由于獨立艙的特殊性，每個強框的受力情況都有所不同，如靠近尾部橫艙壁強框架在b、c位置應力值較高；靠近艙長中心位置強框架在e位置應力值較高。

圖7 強框架應力分布

4)水平桁：水平桁高應力區主要集中在圓弧過渡區，需通過增加腹板板厚、加大面板尺寸兩者相結合來滿足要求。

3 A型獨立艙支承和制動裝置載荷

近年來，國內設計人員對超大型全冷式液化氣船不僅開展了整船的結構強度分析研究[5]，而且對A型液貨艙支承結構局部強度也進行研究[6]。A型液貨艙為滿足《IGC規則》以下要求設置支承裝置、防縱搖裝置、防橫搖裝置、止浮裝置。

1)A型液貨艙在受到靜、動載荷作用下，應能防止液貨艙本體的移動，同時滿足液貨艙在溫度變化和船體變形時可以收縮和膨脹而不引起船體和液貨艙的過大應力。

2)設置適當的支承構件以承受作用在液貨艙上的碰撞力，此力相當于1/2液貨艙和貨物重量的向前沖力，以及1/4液貨艙和貨物重量的向后沖力，不至于產生危及液貨艙結構的變形。

各裝置都布置了用來隔熱的承壓木。由于其彈性模量與鋼材相比較小，承壓木對結構起到了緩沖作用，使得結構受力更為均勻，對結構不正常的變形有一定的修正作用。由于支承構件布置的局限性，所以在設計支承構件時首先應知道各裝置所采用承壓木厚度(該厚度主要由貨物溫度、承壓木的導熱系數決定)，再合理布置支撐構件，通過有限元分析確定支承裝置、防縱搖裝置、防橫搖裝置、止浮裝置的尺度。

1)支承裝置。根據BV要求，液艙底部支承結構的力需從三艙段模型讀出；三艙段模型中，液艙底部支承結構采用非線性gap單元模擬。

選擇4種計算工況，見表1。

表1 各個工況下的波浪載荷

其中a工況與b工況為船舶向上垂蕩運動，h1為正值，貨艙加速度ax1朝向X軸正方向，貨艙加速度az1朝向Z軸負方向。c工況與d工況為船舶負橫搖運動，h2在Y軸正向區域為正值，在Y軸負向區域為負值，貨艙加速度ay2朝向Y軸正方向；貨艙加速度az2在Z軸正向區域朝向Z軸負方向，在Z軸正向區域朝向Z軸負方向。

各工況下作用在船體梁上的波浪載荷見表2，其中Mwv為垂向波浪彎矩，Qwv為波浪剪力，MWH為水平波浪彎矩，Mr為扭矩。

根據裝載手冊和設計要求，各載荷工況見表3，其中A1、A2、B為迎浪狀態，C、D為橫浪狀態，裝載示意于圖8。

表2 各工況下作用在船體梁上波浪載荷

表3 艙段分析載況及外載荷工況

注：X為每種工況對應的載荷情況，共計18種工況。LC7與LC4類似，吃水為裝載手冊中實際吃水。

圖8 裝載示意

根據所有工況計算得到的各個支承裝置的受力最大值，作為單個裝置的有限元分析的載荷依據，值得注意的是不同位置的支承裝置受力各有不同，并存在一定的規律。

2)防橫搖裝置。根據船級社的指導手冊[7]計算得到防橫搖裝置的受力pRB。

(2)

式中:λ為系數，底部防橫搖裝置取0.8，頂部防橫搖裝置取0.5；G0+G0為A型獨立貨艙自重與滿載貨物重量之和；θ為船舶橫搖狀態時的靜橫傾角；f為液貨艙與底部支承結構的摩擦系數，取0.1；n為每個獨立液貨艙頂部/底部防橫搖裝置的數量；Aw為防橫搖裝置中木塊與結構的接觸面積。

(3)

式中：λ為系數，計算防縱搖裝置受到朝向船首的力，取0.5，朝向船尾的力取0.25；n為每個獨立液貨艙底部防縱搖裝置的數量；Aw為防縱搖裝置中木塊與結構的接觸面積。

4)止浮裝置。船舶在正常航行狀態時，止浮裝置與主船體的設計是要保留一定間隙的，止浮裝置的受力可根據船級社的指導手冊直接得出：

(4)

支承裝置與制動裝置載荷的確定，為各裝置的有限元計算提供了充分依據。值得注意的是，與主船體和獨立液貨艙相連的裝置應分別計算，載荷大小相同方向相反。有限元模型的建立區別于艙段分析，采用獨立模型、細網格分析以達到較為準確的計算結果。