基于墊木和環氧保護的85000m3 VLEC 吊裝工藝評估

謝繼光，洪 偉，陶 暉

（上海繹凱船舶設計有限公司，上海 200030）

0 引 言

超大型乙烷乙烯運輸船（Very Large Ethane Carrier, VLEC）獨立液貨罐在貨艙內通過鞍座支撐，為與液罐內的低溫環境隔絕，液罐與鞍座之間設置有層壓墊木。墊木作為彈性構件，在具有絕緣功能的同時，能起到傳遞、緩沖液罐載荷的作用，因此在液罐外殼、墊木和鞍座之間澆注環氧樹脂來彌補結構表面的不平度，確保三者之間完全接觸。

為提高生產效率，船廠常采用船塢串并聯造船法對半環形底部總段進行水上吊罐和吊主甲板，或在半船吊罐之后先起浮再移位落墩[1]。吊裝之后，經常檢測到固定座環氧局部有裂縫或墊木局部變色，且試航時無法自然愈合，嚴重影響著船舶的正常交付。環氧有裂縫和墊木變色表明該區域的環氧可能存在空鼓或斷檔問題，此時墊木無法正常傳遞液罐壓力，可能會改變鞍座的應力分布，導致結構遭到破壞。因此，無論是固定座還是滑動座，在建造過程中都應確保其環氧澆注質量。相比之下，若環氧在船舶運營過程中被撕裂，由于液罐在內部貨物壓力的作用下會向外擴張，墊木與鞍座之間始終為正壓，可限制裂紋擴展，且撕裂的環氧仍在鞍座內，仍能保持其功能性。因此，提高環氧的建造質量對保障船舶后期正常運營具有重要意義。

有船廠認為采用船臺吊裝的方式可較好地避免環氧撕裂，但未提供相關依據；有研究認為層壓墊木中的拉應力是導致墊木出現局部裂縫的主因[2]，并提出采用較小黏度的膠水等改進措施。從船廠的實踐來看，小黏度的膠水（環氧）雖然能避免墊木拉裂，但可能造成膠水撕裂，只是將故障點從墊木上轉移到了膠水上。若要從根本上消除該故障，需對鞍座和液罐進行受力和變形分析，確定拉應力產生的根源，對比各工藝的優劣，提出優化方案并驗證其可行性。

鑒于墊木與環氧組合受壓不受拉的特性，其受力分析可歸結為非線性接觸問題[3]。目前針對接觸分析的方法主要有基于直接約束的接觸（CONTACT）單元法[4-5]和基于變剛度的間隙（GAP）單元法[6]。采用這2種非線性算法都可得出間隙、滑移和壓力等位移或受力結果，但對于相對滑動較大的場景而言，更適宜采用CONTACT 單元法。由于液灌與鞍座之間的相對滑動較小，為簡化建模工作，本文采用GAP 單元法模擬液罐外殼與鞍座之間的連接（墊木和環氧），對液罐吊裝和甲板總段吊裝之后下部總段的變形進行有限元計算，并比較幾種吊裝方案下墊木間隙和滑移的大小，評估不同位置的撕裂風險，選出最優方案。

1 吊裝工藝

本文以某85000m3VLEC 為例進行分析。該船共有4 個獨立液貨罐，從船首到船尾依次編號為1～4 號罐，每個液罐都坐落在2 個鞍座上，其中，后座為固定座，前座為滑動座。固定座墊木布置見圖1，液罐外殼設有一對止移扁鋼，并相應鋪設有一對層壓墊木，墊木與液罐殼體和鞍座間均澆注環氧；環氧厚度根據船廠的工藝要求確定，或由船東指定。總段和液罐分若干次吊裝并最終合攏，以3 號罐、4 號罐及相關底部總段和主甲板總段為例，吊裝主要步驟如下：

1) 將液罐吊到鞍座上方1m 高度處，并檢查縱傾角；

2) 鞍座上每隔2m 安裝一個黏土球；

3) 預吊裝，直至墊木下方與鞍座表面之間的距離為20mm，即重新吊升至艙口上方；

4) 測量各黏土球的厚度，以確定后續澆注環氧的厚度，測量完畢之后移除黏土球；

5) 根據船廠的標準混合環氧樹脂，同時在鞍座內安裝尺寸為20mm×20mm×460mm 的小木條（防止頂部環氧流到底部）；

6) 向鞍座內注入環氧；

7) 液罐吊入鞍座，并一次性對齊；

8) 清理溢出的環氧；

9) 液罐吊裝完畢，繼續吊裝主甲板總段。

2 計算工況和模型

2.1 計算工況

以3 號貨艙和4 號貨艙下部總段為例，根據上述吊罐和吊甲板工藝，可將計算工況分為船臺吊罐、船臺吊甲板、水上吊罐和水上吊甲板等4 個。對于吊裝主甲板工藝，吊裝結束但未焊接合攏時船體變形最大，因此只考慮焊接合攏之前的工況。根據上述工況的計算結果提出3種改進方案。

1) 方案1：船臺吊裝時，舭部附近增設塢墩[1]，改變邊界條件，見圖2 中的云線標記；

2) 方案2：水上吊裝時向底部總段的雙層底部壓載艙打水，減小重量分布的不均勻程度；

3) 方案3：水上吊罐之后向液罐打水，一方面通過液罐內部壓力使其外殼變形并壓緊鞍座表面，另一方面增加吃水，從而增大舷外海水的壓力，限制舷側外板的擴張變形。

圖2 塢墩布置圖

由于第3種方案需拆除罐內的腳手架，對于大型液罐來說成本太高，不具備可操作性，故本文只對前2種方案進行驗證。增加改進方案之后，共得到8 個工況。各計算工況相對獨立，若吊罐和吊甲板2 道工序分開進行，則可對這8 個工況進行組合，從而獲得2 道工序各自的變形和接觸情況。

2.2 載荷

2.2.1 船臺吊罐工況

該工況只考慮船體和液罐的重力載荷。對于主甲板吊裝工況，將主甲板總段重量等效為均布線載荷，并將其加載到下部總段頂端節點上；由于機艙前端壁剛度較弱，加載之后與主甲板脫離，故該處節點不施加載荷。

2.2.2 水上吊罐工況

考慮重力和浮力并調節模型的浮態，使邊界支反力和彎矩趨近于零。對于后續吊裝主甲板工況，同樣將主甲板總段重量等效為線載荷，并將其施加到模型頂端的所有相關節點上（不包括機艙前端壁），同時調節總段的浮態，使邊界支反力和彎矩趨近于零。

2.3 模型范圍和邊界

對于吊罐工藝，以3 號貨艙和4 號貨艙下部分段合成的總段為例，船體和液罐結構左右基本對稱，且水上吊罐和船臺吊罐工況均無需考慮動載荷。因此，可認為船體和液罐沿中縱剖面鏡像對稱，只建立半邊模型（見圖3）。設置邊界條件如下：

圖3 吊裝計算有限元模型

1) 考慮縱桁和液罐縱艙壁等板架的面外彎曲，只對船體和液罐的橫向連續構件位于中縱剖面上的節點作鏡面對稱約束，即約束橫向位移Ty、繞縱向轉動Rx和繞垂向轉動Rz；

2) 總段前端外底與中縱剖面相交節點約束縱向位移Tx；

3) 水上吊罐工況，總段前端和后端外底與中縱剖面相交節點約束垂向位移Tz；

4) 船臺吊罐工況，底部布塢墩處約束節點垂向位移Tz；

由于液罐沿各方向有墊木和擋板約束，故對液罐無需另行設置約束。

2.4 單元類型和尺寸

有限元網格尺寸設為肋距×縱骨間距。主船體強框架結構與液罐外殼、縱壁和橫壁板采用殼單元模擬；縱骨、加強筋和液罐真空環等骨材及扶強材采用偏心梁單元模擬；艙壁垂直桁和液罐肋板選用殼單元腹板和梁單元面板進行組合模擬；液罐絕緣，密度小，對結構強度和剛度幾乎沒有影響，故模型中將其忽略[7]。墊木和環氧采用GAP 單元模擬，參數設置如下。

2.4.1 固定座

環氧的厚度相對墊木可忽略不計，因此只基于墊木參數建模。GAP 單元基本參數為壓縮剛度Kc、拉伸剛度Ke和摩擦因數μ。

式(1)中：E為層壓墊木的彈性模量，與樹種、膠水成分和材料方向等多種因素有關，需注意木紋方向與層壓方向正交，該船墊木沿液罐徑向的彈性模量取23.3 GPa；A為墊木單元的等效橫截面積，A=l×b，對于鞍座兩端（頂端和靠近中縱端）的墊木單元，接觸面積相對減半；l和b分別對應墊木單元中性軸的弧長和寬度，典型的b=680mm，l≈1300mm；t為墊木的厚度，t=390mm。因此，典型的徑向承壓GAP 單元的壓縮剛度Kc=5.28×107N/mm。拉伸剛度Ke原則上為零，但為避免剛度矩陣奇異并導致計算終結，將Ke設為極小值，取Ke=Kc×10-10，即Ke=5×10-3N/mm。在止移扁鋼與鞍座擋板之間設置縱向止推GAP 單元，采用類似的方法得出軸向止推剛度

2.4.2 滑動座

滑動座只設徑向承壓GAP 單元，不設縱向止推GAP 單元。徑向承壓GAP 單元參數設置方法與固定座類似，并根據滑動座墊木參數取Kc=5.0×107N/mm。

3 計算結果與討論

3.1 間隙和滑移

各工況下鞍座與墊木的接觸表面均存在不同程度的間隙和相對滑動，以4 號罐為例，對接觸面算點（見圖4）的間隙和滑移的計算結果見表1。由表1 可知：

圖4 算點位置示意

1) 在各工況下，墊木與鞍座靠近頂端的接觸面的間隙和相對滑移較大；

2) 甲板總段吊裝完畢之后間隙明顯變大，但滑移量變化較小或幾乎不變；

3) 僅就吊罐工藝而言，原塢墩設計下的船臺吊裝方案間隙范圍和數值均最大，重新布置塢墩之后得到明顯改善，與打壓載水的水上吊裝方案同為最優；

4) 水上吊罐有微小間隙，底部壓載艙打水之后有所改善；

5) 就后續甲板總段吊裝而言，原塢墩設計下的船臺吊裝方案最差，但重新布置塢墩之后得到了很好的控制，為甲板總段吊裝的最優方案；

6) 水上吊裝甲板總段間隙明顯，底部壓載艙打水之后間隙仍明顯，但最大值可縮小約40%；

7) 各工況下的最大滑移量均為1mm 左右，若環氧的厚度大于等于10mm，考慮環氧具備20°～40°的抗剪切變形能力，相對滑移導致墊木或環氧破壞的可能性很小,滑移主要發生在鞍座頂部附近，鞍座底部和靠船體中心線附近的滑移很小，可忽略不計。

表1 墊木與固定鞍座間相對位移（4號罐） 單位：mm

3.2 船體和鞍座變形

1) 在水上吊裝工況下，滑動座和固定座頂部都向兩舷擴張。由船體結構變形（見圖5a）可知，擴張的主要原因是液罐重量全部由鞍座承擔，重力載荷沿船長方向分布不均，重力與浮力之間的差值導致鞍座與橫艙壁處船體下垂，其余船體拱起，進而引起鞍座變形；中間艙壁的鞍座間跨距最大，拱起最明顯。此外，水上吊罐工況吃水小，舷側水壓小，這也是舷側擴張變形的部分原因（見圖6）。

圖5 水上吊裝工況船體結構變形

2) 在水上吊裝甲板工況下，中拱在船體總變形中占有很大比例（如圖5b 所示），可見船體中拱彎矩的形成是舷側外板向外進一步擴張的重要原因。此外，由于吃水增加，局部載荷引起的局部變形更大，此時上總段與下總段之間較大的相對變形會影響兩者間的焊接。

3) 在船臺原塢墩布置工況下，鞍座與墊木之間的間隙較大，主甲板吊裝之后間隙進一步增大，且塢墩支反力明顯向舷側轉移，最外側塢墩支反力可達1253kN。若在舭部附近增加一列塢墩，可有效減小最大支反力至823kN，且鞍座頂端的擴張變形可明顯減小。

4) 塢墩的支反力計算結果見圖7，可見僅少數支反力為負值，且數值很小，可忽略不計，說明模型中約束方法的計算誤差很小，邊界條件設置方法是可行的。

圖6 水上液罐吊裝工況下的海水壓力及船體變形

圖7 船臺吊裝甲板總段工況下的塢墩支反力計算結果

3.3 縱向止推間隙

墊木與止推擋板之間也存在非線性接觸問題，計算結果表明，各工況下最大間隙僅0.1mm，故無需考慮前后擋板間環氧縱向拉裂的問題。

4 結 語

本文通過進行非線性接觸計算，得出了固定座環氧裂縫和滑動座間隙的分布規律，該規律不包含因初始缺陷不確定造成的裂縫和間隙左舷、右舷不對稱。結合吊裝工藝分析，得出了吊裝后和試航時環氧撕裂及墊木變色的主要原因，并提出了應對建議，具體如下：

1) 吊罐后未等環氧完全固化便進行主甲板總段吊裝，舷側擴張變形過大，拉裂環氧。因此，吊罐結束之后，應在環氧完全固化之后再進行主甲板總段吊裝。

2) 吊罐時鞍座擴張，墊木與鞍座局部間隙過大，接觸壓力不足，液態環氧配方下流，頂部幾檔澆注區上層可能有空鼓或斷檔。

3) 水上吊裝時，重力分布不均，與浮力的差值形成的船體梁載荷是導致鞍座變形的主要原因。可考慮在貨艙底部中間壓載艙打水，以減小中拱引起的船體變形。

4) 船臺吊裝時，合理布置塢墩可減小（甚至基本消除）墊木與鞍座的間隙。這是由于塢墩提供的支反力隨重力載荷自適應分布，因此不會形成明顯的船體梁載荷。

5) 環氧厚度的設計不應僅考慮加工精度，還應考慮自身剪切強度。各工況下的最大滑移量均為1mm左右，當環氧厚度大于等于10mm 時，考慮環氧具備20°～40°的抗剪切變形能力，環氧剪切破壞的可能性很小。

6) 由于縱向止推力較小，吊裝工況無需考慮前后擋板間環氧的縱向拉裂問題。

此外，因各吊裝工況的最大滑移量僅有1mm 左右，GAP 單元的傾斜度相比文獻[5]中的計算結果小得多，可忽略不計。因此，采用GAP 單元法計算吊裝工況是可行的。