加注躉船用LNG燃料罐有限元計算分析與評定

楊陽，張疆平，楊凡，馬金華

加注躉船用LNG燃料罐有限元計算分析與評定

楊陽，張疆平，楊凡，馬金華

（張家港中集圣達因低溫裝備有限公司， 江蘇 蘇州 215632）

基于CCS—2021《液化天然氣燃料加注躉船規范》，以加注躉船用250方LNG燃料罐為例，對其在使用過程中受到慣性載荷作用下，內外容器間的支撐結構以及鞍座等結構的應力水平進行了詳細的有限元計算與評價，計算結果滿足船級社審查要求。

CCS； 躉船用LNG燃料罐； 有限元計算； 強度計算

加注躉船用LNG燃料罐有別于其他的船用LNG罐產品，疲勞強度不再作為產品安全的主要評價依據，其安全評價指標主要以靜強度計算為主。根據CCS—2021《液化天然氣燃料加注躉船規范》，針對非受壓結構件的評價方法不在依據IGF中的相關規定進行，而是以《內河散裝運輸液化氣體船舶建造于設備規范》、《鋼制內河船舶建造規范》以及《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范》為依據進行評價。根據上述標準對250 m3加注躉船用LNG燃料罐產品進行詳細的應力分析和計算，以滿足船級社審查要求。

1 產品介紹

250 m3加注躉船用LNG燃料罐產品，其罐體基本結構是以內、外圓筒為主的雙層殼結構，內容器用于貯存LNG介質，內外罐夾層通過纏繞絕熱材料且抽真空實現貯存低溫介質的目的。另外內外罐之間通過八組環氧玻璃鋼管件支撐，外殼則通過鞍座結構與船體連接以方便使用。

2 計算條件

250 m3加注躉船用LNG燃料罐的主要設計條件和船舶及其航行參數等見表1。

表1 250 m3加注躉船用LNG燃料罐產品的主要設計條件

3 設計蒸汽壓力核算

正首先根據內散歸4.17.1.校核蒸汽壓力計算：

1）C型獨立液貨艙的設計依據為經修訂納入斷裂力學和裂紋擴展衡準的壓力容器衡準。4.17.1（2）中規定的最小設計壓力旨在確保動應力足夠低，從而在液貨艙使用壽命期間，初始表面裂紋不會擴展超過外殼厚度的一半。

2）設計蒸氣壓力應不小于：

o= 0.2 + AC(ρr)1.5 (MPa)

= 0.2 + 0.001 85×(147/55)2 ×C(ρr)1.5

= 0.248 MPa

故o為0.248 MPa小于圖紙中設計蒸汽壓力1.0 MPa，滿足規范要求。

4 有限元計算分析

4.1 有限元模型的建立

計算采用ANSYS軟件做前后處理與分析計算。主體結構采用三維實體單元建立，內外加強圈結構采用板殼單元計算，另外玻璃管支撐結構件與內外罐主體結構采用接觸單元建立。在罐體支撐結構位置處壁厚方向網格不少于3份（實體結構）；加強圈結構網格尺寸為18 mm×18 mm，鞍座主體結構網格尺寸為25 mm×25 mm。另外有限元建模時均選擇有效厚度或最小成型厚度建立，相關模型可參考圖1、圖2所示。

4.2 載荷類別

針對產品特點，有限元計算至少要考慮下述載荷：外罐殼體承受的大氣壓力外、內容器介質壓力內、內外罐罐體結構自重（包括附件重量）、內容器充裝的低溫LNG液體重量（即靜壓頭）靜以及考慮躉船用燃料罐產品在船舶航行過程中組合加速度產生的組合液體壓力gd。

圖1 加注躉船用LNG燃料罐主體結構三維示意簡圖

圖2 加注躉船用LNG燃料罐主體結構的網格示意圖

各載荷數值及處理過程如下：

1) 外殼承受的大氣壓力外= 0.1 MPa，以均壓方式加在外殼外壁表面。

2）內容器介質壓力內=1.0+0.1=1.1 MPa，以均壓方式加在內容器內壁表面。

3）內外罐結構自重（包括附件重量）以及組合加速度G組 以慣性力的方式加載。

4）靜傾0°靜壓頭靜以及靜傾10°靜壓頭靜’。

5）船舶運動所引起的貨物中心加速度所產生的對于由重力和動力加速度的聯合作用所引起的內部液體壓力gd，根據散規4.28.1.2內容gd計算過程如下：

即：

以上：a=0.4 g ，a=0.2g ，=1.75

此外根據內散規附錄2中4.4小節表1設置β分為0°，5°及10°分別計算，計算過程見表2內容，Z選取參照圖3-圖4。

表2 各角度下加速度計算過程

圖3 單體罐幾何參數

圖4 單體罐幾何參數

4.2 計算工況的設置

為了方便對有限元各種載荷計算結果的分析與比較，按照內散規4.4小節規范規定，該型船用燃料罐的有限元計算共設置了如下7種載荷計算工況，詳見下面表3說明。

4.3 邊界條件

不考慮鞍座底部與船體結構連接細節，只在滑動端鞍座設置簡支約束，在固定端鞍座設置固支約束。

表3 有限元計算載荷工況的設置

5 主體結構的靜強度評定

5.1 受壓元件評定

主要輸出第四強度當量應力（用符號σxd4 表示，應力單位：MPa）、各方向應力分量σy、σz、τyz（針對鞍座結構）。玻璃鋼支撐管件額外輸出若干計算載荷工況下的最大剪應力，如τyz方向剪應力等。根據該型燃料罐產品內外罐主體結構等主要受壓元件在七種計算工況下的應力計算結果，采用應力分類的方法進行產品主體結構的強度極限評定，計算于評價結果列于表4。

表4 計算結果及評定

注:=147 MPa為S30408在設計溫度下的許用應力。

5.2 非受壓元件評定

根據該型燃料罐產品鞍座等非受壓元件在七種計算工況下的應力計算結果及評價結果列于表5。

表5 計算結果及評定

注：表格中剪切應力用*表示，玻璃鋼需用應力為140 MPa，許用剪切應力為20 MPa。

另外，鞍座結構需根據船體方向評價，在設置的7種載荷工況下，鞍座船寬方向上的最大應力為87.7 MPa，型深方向最大應力為118.1 MPa，最大中面應力為148.1 MPa，最大剪應力為68.3 MPa，根據《內河散裝運輸液化氣體船舶建造于設備規范》中4.5.2小節以及《鋼制內河船舶建造規范》第一篇1.9.7.7和1.9.4.2內容規定：支座與支座防傾肘板應滿足與其在同一平面內的實肋板或底縱桁的強度標準，即船寬和型深方向上的中面應力以及板上的剪應力應分別小于175/K =141.8 MPa、91/K=73.8 MPa；另外當網格大小不大于50 mm×50 mm時，細化網格單元處應力不應大于1.6×235/K=304.9 MPa，合格。

上文中K依據散化規A4.2.2.1取值，即S30408奧氏體不銹鋼的材料轉化系數為K=235/ReHT=1.233 (其中ReHT= -40ln(T) + 127+Rp0.2 =190.52)。

圖5 內支撐位置在橫搖10°工況下的σxd4云圖

圖6 內加強圈在橫搖10°工況下的σxd4云圖

圖7 玻璃鋼在橫搖10°工況下的σxd4云圖

圖8 玻璃鋼在橫搖10°工況下的σxd4云圖

圖9 鞍座在橫搖10°工況下的σxd4云圖

6 結 論

參照CCS船級相關規范，該型加注躉船用LNG燃料罐產品內外罐主體結構等的計算模型在設置的7種載荷計算工況下，所選定的內外罐主體及鞍座結構等若干個局部應力較大位置(最危險)上的應力評定是滿足于各自的許用極限值（或許用極限范圍）；說明該型船用燃料罐產品主體結構等的強度極限評定合格。

［1］CCS-2021.液化天然氣燃料加注躉船規范[S].

［2］CCS-2018.內河散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范[S].

［3］CCS-2018.散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范[S].

［4］CCS-2016. 鋼質內河船舶建造規范[S].

［5］錢紅華，楊陽，李曉晨. 基于BV船級社規范船用燃料罐有限元分析及計算[J]. 遼寧化工，2019，11 (1)：1160-1162．

［6］李曉晨，楊陽. 船用LNG儲罐的防波板設計[J]. 遼寧化工，2019，2 (6)：28-32．

FEM CalculationandEvaluationof LNG Fuel Tank for Bunkering Pontoons

,,,

（Zhangjiagang CIMC Sanctum Cryogenic Equipment Co., Ltd., Suzhou Jiangsu 215632, China）

Based on CCS-2021, taking 250 m3LNG fuel tank as an example, the stress evaluation and FEM calculation for internal and external support structure between the container and the saddle structure of tank with inertial load under the normal operation life were carried out. The calculation results meet the requirements of classification society for review.

CCS; LNG fuel tank for bunkering pontoons; FEM calculation; Stress calculation

2021-11-4

楊陽（1988-），女，工程師，碩士，內蒙古赤峰市人，2014年畢業于南京工業大學動力工程專業，研究方向：低溫壓力容器有限元計算工作

TQ051.4

A

1004-0935（2022）03-0402-04