C型獨立雙體罐縱艙壁的骨架型式設計

鄭文青,高明星,邱吉廷,李闖

(1.中國船舶及海洋工程設計研究院,上海 200011;2.上海交通大學,上海 200240)

C型獨立罐在液化氣船運輸領域已有較長的應用歷史,由于其具有結構安全、可靠性高、建造方便、綜合成本低等優勢,得到了業主的青睞。C型獨立雙體罐可視作經典的單圓筒罐的衍生形態,當可容納罐體的船體空間具有寬扁特征或單艙容積需求偏大時較為適用。較早時候,C型獨立雙體罐在船舶領域主要應用于2萬～4萬m3級別左右的中小型氣體運輸船的液貨艙,近年來隨著LNG雙燃料船型的興起,C型獨立雙體罐開始作為LNG燃料艙使用。

根據《國際散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規則》(IGC規則)[1]的要求,C型獨立罐應滿足壓力容器設計準則。C型獨立雙體罐由2瓣圓弧筒體和中間縱艙壁構成,縱艙壁對2瓣圓弧筒體起支撐作用;對于具有水密要求的縱艙壁,會受到側向載荷的作用。因此在雙體罐結構的設計中,縱艙壁是較為特殊的部位[2],其受力機制不同于一般壓力容器構件,比普通的C型罐回轉型結構更為復雜。中國船級社發布的《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范》[3]對雙體罐縱艙壁結構的尺寸計算給出了較為原則性的推薦,有一定參考意義,但具體的計算分析需要設計人員投入深入的研究[4]。

針對橫骨架式和縱骨架式2種典型骨架形式的縱艙壁設計方案,基于理論方法分析了其受力特點;基于有限元模型方法對2種骨架形式設計方案開展了進一步研究:通過較粗網格尺寸的有限元模型方法對2種骨架形式縱艙壁應力分布和變形特點進行了對比,分析了針對縱艙壁不同設計用途時骨架形式的在強度、剛度、重量、建造等方面的利弊;通過細化網格的有限元模型對縱艙壁關鍵區域作了詳細的計算分析并給出優化方案。

1 縱艙壁結構概述

具有橫骨架式縱艙壁及縱骨架式縱艙壁的C型獨立雙體罐的結構形式分別見圖1、2,縱艙壁連接左右兩瓣筒體的上下相交處(Y形接頭),將筒體和封頭分割為左右對稱的2部分。罐體內部設有前后2道較大的環形結構(加強環),主要用來承擔罐外鞍座結構的支撐作用[5];罐體內每隔一定間距通常還會設置較小的環形結構(真空環),主要用于抵御罐體在外壓或罐內真空狀態下的屈曲失穩。加強環和真空環結構一般設計成與縱艙壁上的垂向結構連成一體,以增強包括筒體和縱艙壁在內的罐體橫向強度和穩定性。

圖1 橫骨架式縱艙壁的C型獨立雙體罐

當縱艙壁為水密邊界時,設計上通常考慮縱艙壁從單側受到載荷的情況,為了保證縱艙壁在側向載荷下的強度和穩定性,在上述加強環和真空環這些主要支撐結構之間還設有更小間距的加強筋。有時出于運營操作需要,縱艙壁也可能設計為非水密艙壁,此時,縱艙壁上也需要設置加強筋以提高艙壁板的穩定性以及抵御液體晃蕩載荷。見圖1,如果沿縱艙壁高度方向布置加強筋(垂向筋),則由罐體上下Y形接頭附近結構提供支撐,所形成的板架型式稱為橫骨架式;見圖2,如果沿縱艙壁長度方向布置加強筋(縱向筋),則由加強環和真空環結構為其提供支撐,所形的板架形式稱為縱骨架式。由于2種縱艙壁的板架形式不同、加強筋構件的邊界條件也不同,因此2種縱艙壁受力機理和受力后形態都有著很大的不同。

圖2 縱骨架式縱艙壁的C型獨立雙體罐

2 縱艙壁結構的受力分析

2.1 縱艙壁的基本受力

圓筒結構在內壓的作用下會產生周向拉力,存在如下關系:

(1)

式中:Tcylin為圓筒殼體中的單位長度拉力,N/mm;pin為設計內壓,MPa;Ri為圓筒殼體的內半徑,mm;tcylin為筒體板厚,mm。

雙體罐縱艙壁與兩側的圓筒殼體相交形成Y形接頭,構件受力平衡見圖3,可見,縱艙壁在罐體受到內壓時將承受垂向拉力作用。

圖3 筒體及縱艙壁的受力

Y形接頭處受力平衡關系如下。

(2)

式中:Tbhd為縱艙壁中的單位長度受力,N/mm;e為左右圓筒圓心間距離,mm。

由式(1)和(2)可得:

(3)

2.2 橫骨架式板架的受力分析

橫骨架式的艙壁板架由垂向筋和相連的艙壁板構成,可視為一包含加強筋面板和腹板以及艙壁帶板的垂向布置的工字截面型式梁,并由上下兩端的Y形連接處提供支撐。罐體筒體板由于受到內壓而受到式(3)所述的拉力作用,受拉方向與加強筋長度方向一致。由于垂向筋一般僅布置于艙壁的一側,因此拉力作用點偏離結構形心。根據移軸定理,受力可等效為拉力作用于工字形結構的形心處并同時產生一個附加彎矩。根據初步受力分析,在罐體筒體受到內壓作用下,縱艙壁結構將發生偏向一側的彎曲變形,彎曲方向為由加強筋面板指向艙壁帶板。

Faxial=Tbhds

(4)

Ma=Faxialc

(5)

式中:Faxial為垂向加強筋(含帶板)受到的拉力,N;s為垂向加強筋的間距,mm;Ma為附加彎矩,N·mm;c為加強筋(含帶板)的中和軸距帶板的距離,mm;。

由于縱艙壁垂向加強筋的端部通常采用削斜設計且僅與一較小的水平加強筋連接,其端部轉角約束較弱,因此可近似理想化為兩端簡支條件的整個跨度內受到分布載荷的單跨梁模型。

疊加考慮罐體受內壓作用及縱艙壁受側向壓力作用,由式(4)和式(5)可知:加強筋面板或帶板中的合成應力分別為

(6)

式中:Astiff為包含帶板的加強筋的截面積,mm2;Mlateral為縱艙壁垂向加強筋受到的由側向載荷引起的計算點的彎矩,N·mm;為加強筋(含帶板)的位于帶板或面板處的剖面模數,mm3。

2.3 縱骨架式板架的受力分析

縱骨架式的艙壁板架由縱向加強筋和相連的艙壁板構成,同樣可視為一包含加強筋面板和腹板及艙壁帶板的縱向布置的工字截面形式梁,由前后真空環框或加強環框提供支撐。不同于橫骨架式的是,由于加強筋長度方向與式(3)所述的縱艙壁拉力方向垂直,因此縱艙壁垂向拉力不會形成式(5)所述的附加彎矩作用。

由于橫向構件剛度通常遠大于縱向加強筋,從而可以為其提供良好的端部支撐作用,因此縱向加強筋可近似理想化為兩端剛固條件的整個跨度內受到分布載荷的單跨梁模型。

3 縱艙壁骨架形式

3.1 研究方案描述

對橫骨架式和縱骨架式2種縱艙壁板架設計方案進行研究,分別建立有限元模型進行分析。2種設計方案縱艙壁上的加強筋具有相似的骨材間距,初始尺寸根據局部強度要求及工程慣例設計。液罐結構除縱艙壁加強筋外,其余構件的形式及尺寸完全相同。見圖4、5,用于橫骨架式與縱骨架式縱艙壁結構研究的有限元模型包括:筒體、封頭、縱艙壁板、縱艙壁加強筋、加強環和真空環等較完整的液罐主體結構。模型網格大小約150～200 mm左右,除加強筋面板用梁單元模擬外,其余結構均用板單元模擬;對于局部細化模型,網格大小不大于50 mm,細化區域內的結構均用板單元模擬。模型邊界條件:加強環處設彈性支撐以模擬層壓木對罐體的支撐作用。模型載荷:①當縱艙壁設計為非水密艙壁時,包括液罐筒體和封頭在內的所有密閉周界施加設計蒸汽壓力P0與由IGC規定的液體載荷壓力,而縱艙壁上無側向載荷;②當縱艙壁作為水密艙壁時,考慮一邊艙滿一邊艙空的情況,液罐兩側的筒體和封頭均承受蒸氣壓力p0,同時,僅滿載的一側筒體、封頭及縱艙壁承受液體載荷。

圖4 橫骨架式縱艙壁分析模型

圖5 縱骨架式縱艙壁分析模型

3.2 2種骨架型式的對比

縱艙壁設計為非水密艙壁時,2種骨架形式的縱艙壁變形及應力分布見圖6、7。結果表明:橫骨架式縱艙壁在僅受垂向拉力而未受到任何側向載荷作用時就已經發生了側向彎曲變形,而縱骨架式縱艙壁在此條件下幾乎沒有發生側向變形。這進一步證明了2.2與2.3中根據基本受力分析所作的判斷,即由于縱艙壁板內垂向拉力的作用以及垂向筋的偏置效應所形成的附加彎矩使得縱艙壁發生彎曲變形;由于縱艙壁的拉力方向與縱向加強筋方向垂直,拉力作用不會形成附加彎矩作用以及側向變形。總體而言,在此設計條件下,二者最高應力水平相差不大,應力分布也有相似之處,艙壁下端應力水平均較高,主要為垂向拉應力。

圖6 橫骨架式非水密縱艙壁的變形與應力分布

圖7 縱骨架式非水密縱艙壁的變形與應力分布

縱艙壁設計為水密艙壁時,2種骨架形式的縱艙壁變形及應力分布分別見圖8、9。由于受到側向載荷的作用,相比作為非水密艙壁而言,2種骨架形式的縱艙壁均呈現較明顯的側向變形。橫骨架式縱艙壁結構的高應力主要位于垂向筋的端部、真空環的端部轉圓處,以及真空環位于縱艙壁區域的垂向跨中處;縱骨架式縱艙壁結構的高應力主要位于真空環的端部轉圓處,以及真空環位于縱艙壁區域的垂向跨中處。分析原因為:真空環位于縱艙壁區域的部分兼做主要支撐構件,根據單跨梁受力分析可知,當縱艙壁的一側受到載荷時,受載一側的真空環的跨兩端面板受拉,而未受載一側的真空環的跨中面板也同時受拉,在疊加既有的由筒體內壓導致的縱艙壁垂向拉力時,此2處的合成拉應力呈現峰值。

圖8 橫骨架式水密縱艙壁的變形與應力分布

圖9 縱骨架式水密縱艙壁的變形與應力分布

2種骨架形式縱艙壁的應力與變形數據對比見表1。當縱艙壁設計為非水密艙壁時,采用橫骨架式的側向變形較大,而采用縱骨架式不僅側向變形較小,加強筋的應力水平也較低,說明加強筋設計尺寸還可進一步減小,端部甚至可采用削斜設計。因此,當縱艙壁設計為非水密艙壁時,采用縱骨架式相比橫骨架式具有更好的結構穩定性與更小的結構重量,建造便利性也更好。當縱艙壁設計為水密艙壁時,采用橫骨架式的側向變形較大,且加強筋端部應力水平較高,需要特別關注端部結構形式突變導致的應力集中影響;采用縱骨架式的側向變形相對較小,加強筋的應力水平相對較低,但由于真空環對縱向加強筋起主要支撐作用,其應力水平較高,有必要適當增大尺寸或改進設計。同時,縱骨架式的縱向加強筋需要穿越真空環橫向腹板,真空環腹板上需要開設與縱向筋剖面型式相匹配的穿越孔以便建造組裝,如有必要還需設置補板,這使得建造工藝要求和施工量較橫骨架式有較大增加。可見,當縱艙壁設計為水密艙壁時,橫骨架式與縱骨架式各有利弊,實際工程中需要結合液罐形狀尺寸、裝載操作需求、制造廠建造工藝等具體情況綜合判斷選擇合適的骨架形式。

表1 2種骨架形式縱艙壁變形與應力對比

4 關鍵區域的設計

4.1 垂向筋的端部連接

如前文所述,縱艙壁在受到側向載荷時,垂向筋的端部應力水平較高,是設計人員需要重點關注的區域之一[6-8]。實際工程中常用的設計方案見圖10,垂向加強筋端部腹板削斜并與一較小的水平縱向加強筋連接,腹板削斜范圍不設面板。見圖11,對加強筋端部細化分析表明面板結束位置及未設面板的腹板自由邊區域應力水平較高,加強筋的端部模數損失較為突然是形成高應力的主要原因。

圖10 垂向筋端部原設計方案

圖11 垂向筋端部原設計方案的應力分布

為降低應力水平,對該區域結構形式作一定改進,修改方案見圖12,將面板繼續延伸直至基本覆蓋加強筋的腹板削斜區域,修改方案應力水平得到了明顯改善,見圖13。

圖12 垂向筋端部修改方案

圖13 垂向筋端部修改方案的應力分布

4.2 縱向筋的端部連接

當縱向筋設計為穿越橫向加強環和真空環時,橫向腹板上需要開設相應的穿越孔。穿越孔型式見圖14,腹板與加強筋腹板焊接連接,通過剪切提供支撐。由于橫向結構中存在既有的拉力作用,當垂向拉應力通過穿越孔邊緣時容易形成應力集中。見圖15,對加強筋穿越真空環的端部細化分析表明穿越孔轉圓處存在較明顯的應力集中現象,因此建議增設補板進行補強。圖16顯示設置部分補板后的應力分布,加強筋面板附近的穿越孔轉圓處應力水平改善較為有限。圖17顯示了設置全補板后的應力分布,應力水平大幅下降,應力集中現象明顯改善。因此,建議穿越孔設計采用全補板或至少是能覆蓋加強筋面板區域穿越孔的補板類型。

圖14 縱向筋穿越孔

圖15 縱向筋穿越孔區域的應力分布

圖16 穿越孔部分補板型式的應力分布

圖17 穿越孔全補板型式的應力分布

4.3 真空環的形式

真空環結構在實際項目中常用的型式見圖18,該方案的結構關于縱艙壁左右對稱,縱向筋只穿越其中一側的腹板。當縱艙壁一側受到載荷時,真空環應力分布情況見圖19,未受載一側的跨中面板的應力水平較高。見圖20,若將真空環縱艙壁上的腹板全部偏置于設有縱向加強筋的一側,根據慣性矩原理,由于縱艙壁帶板的參與,相同的總腹板高度下能夠形成更大的剖面慣性矩和剖面模數,從而降低真空環的彎曲應力。修改方案的真空環應力分布見圖21,真空環跨中應力大幅改善,總體最大應力相比原設計方案也有較明顯下降。由于修改方案省去了一側真空環的垂直部分的面板結構,因此構件重量、施工焊接量也較原設計方案有所優化。

圖18 真空環原設計方案

圖19 真空環原設計方案的應力分布

圖20 真空環修改方案

圖21 真空環修改方案的應力分布

5 結論

對C型獨立雙體罐兩種骨架型式的縱艙壁結構受力特點、結構響應及關鍵區域設計進行了研究,得到以下結論。

1)縱艙壁設計為非水密艙壁時,縱骨架式相比橫骨架式在結構變形、應力水平、結構重量、生產建造等方面具有優勢。

2)縱艙壁設計為水密艙壁時,縱骨架式板架整體側向剛度高于橫骨架式,但縱骨架式的建造工藝要求和施工量較橫骨架式有所增加。

3)在側向載荷的作用下,橫骨架式垂向筋的端部及縱骨架式加強筋穿越孔邊緣處易出現高應力,通過設計改進問題可以得到改善。

4)縱骨架式縱艙壁真空環結構,相比采用對稱布置設計,偏置一側的設計能有效降低真空環的應力水平,同時結構重量和焊接量也能有所減少。