浮式液化天然气液货围护系统的失效模式分析

刘婷婷，阮诗伦*，尹江洲，岳前进，谢 彬

(1. 大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室，辽宁 大连 116024；2. 中海油研究总院，北京 100027)

浮式液化天然气液货围护系统的失效模式分析

刘婷婷1，阮诗伦1*，尹江洲1，岳前进1，谢 彬2

(1. 大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室，辽宁 大连 116024；2. 中海油研究总院，北京 100027)

针对浮式液化天然气生产储卸装置(FLNG)中液货围护系统因晃荡引起的结构安全问题，以主流舱型GTT NO96薄膜型液舱围护系统为对象，分别建立了围护系统截面整体和局部有限元模型。采用有限元数值仿真方法系统地分析了准静力加载下液货围护系统可能的失效模式，得到了不同失效模式下的危险区域及对应的极限荷载，为FLNG液舱围护系统结构安全设计提供参考。结果表明：当前设计中的GTT NO96型液舱的主要失效模式是发生在次层木箱顶板与两层木箱加强挡板交叉点处的强度失效，失效载荷为0.38 MPa。

围护系统； 失效模式； 浮式液化天然气生产储卸装置； 晃荡荷载

0 引 言

我国海洋天然气资源十分丰富，但以深海气田、边际小气田和低品位天然气资源为主，因此为了节约开采成本、提高天然气开采效率，需要发展浮式液化天然气生产储卸装置(FLNG)。围护系统是FLNG中低温液化天然气(LNG)储存的主要装置。要实现隔绝热传递及防止LNG泄漏的功能，其结构设计关系整个FLNG装备安全与否。FLNG对围护系统的特殊要求包括更大的舱容、可提供足够甲板空间安装液化工艺系统模块以及适应海上长期作业。现有FLNG设计所采用的围护系统是法国Gaztransport & Technigaz(GTT)公司的GTT系列薄膜型液舱以及日本IHI公司的SPB独立型液舱。从国内工程建造和使用经验上看，GTT NO96薄膜型液舱围护系统目前仍旧是FLNG国产化设计的最佳选择之一。

由于形状和舱壁设计原因，GTT薄膜型液舱内的LNG晃荡荷载非常显著，在晃荡冲击荷载作用下，结构可能发生破坏，使低温LNG液体泄漏，从而导致整个FLNG的灾难性后果。因此对FLNG液舱围护系统的结构失效模式开展研究是有效进行结构设计的重要前提。相关的船级社规范对LNG运输船液舱围护系统的失效模式进行了阐述并提出失效准则和结构分析方法[1-4]，但尚无FLNG液舱结构设计规范。Hirotsugu等[5]分别测试了静态和动态荷载作用下GTT NO96液舱的力学特性，为数值模拟提供了有价值的参考。Arswendy等[6-8]分别采用有限元数值模拟方法研究了GTT NO96型液舱的剪切失效特性和强度极限，并探讨了数值分析方法。

目前已有的液舱围护系统结构研究缺乏从结构设计角度出发、根据FLNG特点对失效模式进行的系统分析。围护系统截面分析结果可以为液舱整体结构设计提供材料特性和整体刚度参数；而有限元方法能够快速提取和分析结构设计变量，全面评估结构特性，并大量节约设计成本，更好地对结构外形和材料进行优化。本文对GTT NO96薄膜型液舱围护系统的结构力学特性进行分析，采用有限元方法模拟木箱截面结构静力失效并对失效模式进行系统分析，以期为FLNG液舱围护系统结构的安全设计提供一定参考。

1 FLNG液舱围护系统的结构特点

薄膜型液舱是当前LNG运输船的主流舱型，在船型性能方面优于MOSS型和SPB型。按隔热材料和施工方式的不同，代表性的薄膜型液舱主要有GTT NO96、MarkIII以及CS1等，其中，GTT NO96液舱采用木箱隔热，结构如图1所示。其主体结构由两层36%殷瓦钢金属层和两个独立的木箱隔热层组成。殷瓦钢构成的内壁结构厚度仅为0.7 mm，因此围护系统的主要承载结构为木箱隔热层。木箱的隔热功能通过填充密实的珍珠岩粉末实现；采用特殊螺栓设计连接将木箱固定，次层隔热木箱底板与内部船壳通过树脂绳达到平整度设计要求；木箱由不同厚度层合板钉装而成，包括上顶板、下底板、侧面封板以及用于加强木箱截面弯曲刚度的加肋挡板。层合板几何参数设计关系到木箱截面结构强度，在液舱整体设计中根据荷载分布在薄弱环节进行加强设计。殷瓦钢采用舌型设计与木箱隔热层连接，然后高标准焊接在隔热木箱顶板防止LNG液体泄漏。在FLNG运行过程中，隔热层中充满了氮气并装有传感器对温度和压力进行监测。

图1 GTT NO96薄膜型围护系统结构示意图Fig. 1 Schematic drawing of GTT NO96 containment system structure

2 液舱围护系统截面有限元模型

根据结构特点，GTT NO96型围护系统截面的有限元模型需要进行一定的简化，以提高分析效率。其中，两层殷瓦钢对整体结构法向刚度的影响可以忽略；树脂绳作用是保证平整度，对木箱力学特性影响较小；珍珠岩粉末在静力加载中对木箱极限强度没有影响[5]。木箱结构由不同厚度、不同尺寸的层合板组成，几何参数可由文献[3]获得。目前FLNG液舱的木箱设计基本沿用的是LNG运输船设计，其中层合板厚度、挡板高度和数量等参数设计决定了木箱结构强度。GTT公司提出了四种木箱类型，分别是标准型、加强型、超级加强型和终极加强型，通过对液舱内木箱排布的设计可以针对舱内荷载作用分布调整液舱整体强度。本文数值计算所采用的木箱为标准型。

首先采用壳体单元建立木箱截面的整体有限元模型，如图2所示。首层隔热木箱与次层隔热木箱之间可以细微运动，可用LINK 8杆单元进行连接模拟。对于层合板，采用SHELL163各向同性壳单元模拟整体木箱截面。该单元可以分析薄的及中等厚度的板壳结构，支持线性、大变形和变厚度非线性分析，密度为710 kg/m3，弹性模量为7 000 MPa，泊松比为0.17。次层隔热木箱直接固定在船体内壳，在木箱底板法线方向施加位移约束，木箱四角均被螺栓直接固定在内壳上，在底板的四角施加全约束；另外，根据实际情况，木箱截面侧边界的首层木箱底板和次层木箱顶板采用与外围封板相同的法向位移约束[9]。

图2 GTT NO96型液舱木箱有限元模型和几何尺寸Fig. 2 Finite element model and geometry for box structure segment of GTT NO96 containment system

由以上壳单元模型可以得到层合板弯曲应力和挡板屈曲模拟，但无法直接反映沿板厚分布的剪切应力以及两层木箱挡板交叉点的压应力分布，不能全面预测包括剪切失效在内的木箱结构失效模式。采用实体单元的有限元模型就可以直接获得剪应力，反映木箱局部应力响应。为了避免交点处应力集中，分别截取首层和次层木箱内挡板间中点建立实体有限元模型，如图3所示。

图3 GTT NO96型液舱木箱局部有限元模型尺寸Fig. 3 Geometry of local finite element model of GTT NO96 containment system

在局部有限元模型中，采用SOLID185实体单元对木箱顶板、挡板和底板进行模拟，在局部模型的截面施加对称边界条件，其他约束条件与整体木箱模型相同。

隔热木箱是GTT NO96型液舱的主要承载结构，舱内LNG晃荡所产生的冲击荷载直接作用于隔热层并传递到船壳。晃荡冲击荷载具有很强的随机性，通常采用模型试验方法进行测量。为了降低非线性对相似率的影响，反映出冲击荷载对液舱结构的作用，压力传感器设计为可测量到1 m2面积内平均压力的点阵布局[2]，因此在木箱结构分析中就可以认为冲击荷载均布于木箱顶板表面。

3 FLNG液舱围护系统失效模式分析

3.1 液舱围护系统失效模式概述

围护系统结构失效模式研究是进行结构设计的重点，在其基础上能够更有针对性地进行液舱结构设计。许多设计规范及报告都对GTT NO96型液舱可能发生的破坏位置和形式进行了阐述[1,3]。主要失效模式可以总结为：(1)木箱结构强度失效，即木箱结构应力超过强度极限；(2)屈曲失效，可能发生在两层木箱封板及挡板位置，是超过屈曲压力而产生的结构失稳；(3)剪切失效，挡板对顶板及底板会产生剪切作用，同时挡板与封板的交叉点也会发生剪切失效；(4)殷瓦钢失效，厚度为0.7 mm的殷瓦钢紧贴于平整的木箱顶板表面，一旦顶板发生断裂破坏，殷瓦钢发生破损，将会导致低温LNG泄漏，造成灾难性后果。

3.2 木箱强度失效分析

为了研究木箱结构达到极限强度时的晃荡荷载以及最先发生强度破坏的位置，在整体壳体单元木箱有限元模型顶部加载持续增加的准静态均布荷载，一直达到结构强度极限，如图4所示。层合板材料强度极限为20 MPa，此时的均布压力为0.38 MPa。

图4 达到强度极限时木箱的结构应力状态Fig. 4 Von Mises stress distribution of box structure at extreme state

通过比较，应力最大位置发生在次层木箱顶板与首层和次层加强挡板的交叉位置处，如图5(a)所示，此时次层木箱顶板由于压力产生结构压溃失效。同时，首层木箱顶板以及木箱外围挡板也会形成较大应力，可能发生弯曲失效。

图5 强度极限时木箱层合板应力状态Fig. 5 Von Mises stress distribution of the primary and secondary boxes at extreme state

3.3 木箱屈曲失效分析

GTT NO96隔热木箱采用了挡板进行结构加强，因而也带来了挡板及封板屈曲失效问题。采用特征值屈曲分析方法能够初步预测发生静态屈曲时结构达到屈曲极限时的晃荡荷载，如图6所示。此时，屈曲临界应力为1.48 MPa，最大位移为9.98 mm，出现在截面次层木箱外层封板位置。美国船级社于2006年进行了大型LNG运输船围护结构强度试验[2]。试验结果表明，当箱型结构承受垂向压力时，下层木箱外围封板首先发生屈曲失效，进而进入塑性变形并崩溃。该试验能够验证屈曲失效发生位置，但由于强度失效位置是木箱内部层合板，难以进行观察测量，因此强度失效及屈曲失效的定量分析还需进行深入研究和比较。

图6 GTT NO96木箱结构屈曲失效状态Fig. 6 Bulking failure of GTT NO96 box structure

3.4 木箱剪切失效分析

如上所述，由于壳单元有限元模型的限制，需要采用实体单元构建的木箱局部模型分析结构剪切破坏状态及具体位置。在木箱顶部施加持续增加的准静态均布荷载直到剪切应力达到极限强度。当均布压力达到0.53 MPa时，围护系统截面结构达到许用剪切应力2.8 MPa[2]。如图7所示，首先达到许用剪切应力的是次层木箱顶板。

图7 达到剪切极限时结构的剪应力状态Fig. 7 Shearing stress distribution of box structure at extreme state

3.5 殷瓦钢失效分析

殷瓦钢薄膜是液舱围护系统的主要部分，构成了装载低温LNG的完整界面，并与绝热层一起保证船体结构不受低温侵害而产生脆性破坏[10]。殷瓦钢具有良好的低温冲击韧性，难以在晃荡荷载作用下直接发生破坏，但是殷瓦钢仅0.7 mm厚，不能单独承担晃荡荷载，因此判断殷瓦钢失效应该以木箱顶板发生破坏为准。

采用准静态均布压力加载到整体木箱有限元模型。当加载到1.49 MPa时，首层木箱的顶板会发生强度破坏，此时可能导致首层木箱的殷瓦钢破坏并造成低温LNG直接泄漏。

4 结 论

采用有限元数值分析方法对GTT NO96薄膜型液舱围护系统木箱失效模式进行研究，得到如下结论：

(1) 采用准静力均布压力作用于液舱截面，随着压力增加依次出现的失效模式为强度失效、剪切失效、屈曲失效以及殷瓦钢薄膜失效，所对应的木箱位置分别为次层木箱顶板两层木箱挡板交叉点、次层木箱顶板、次层木箱外围封板以及首层木箱殷瓦钢。

(2) 强度失效是GTT NO96木箱结构的首要失效模式，其中次层木箱顶板是整个结构强度最薄弱环节，需要在FLNG围护系统设计中特别注意。如不满足FLNG晃荡荷载要求，则可以采取对顶板加强、改变挡板形式及重新设计荷载传递路径等措施。

(3) 本文对液舱围护系统失效模式的研究结论主要基于准静力分析，实际情况中，在晃荡荷载冲击荷载作用下，围护系统的结构响应还会产生动力放大效应，因此还需要继续深入进行动态冲击荷载下的结构失效模式研究。

[1] Det Norske Veritas. Classification notes No. 30.9. Sloshing analysis of LNG membrane tanks[S]. Oslo: Det Norske Veritas, 2006.

[2] American Bureau of Shipping. Guidance notes on strength assessment of membrane-type LNG containment systems under sloshing loads[S]. Houston: American Bureau of Shipping, 2009.

[3] Det Norske Veritas. Strength assessment of LNG membrane tanks under sloshing loads[S]. Oslo: Det Norske Veritas, 2011.

[4] Lloyd’s Register. Sloshing assessment guidance document for membrane tank LNG operations[S]. London: Lloyd’s Register, 2009.

[5] Dobashi H, Usami A. Structural response of the insulation box on NO96 membrane containment system [C]. 20th International Offshore and Polar Engineering Conference, 2010: 26.

[6] Arswendy A, Liasjoe O, Moan T. Comparative study of FE models of LNG containment system NO. 96 [C]. 20th International Offshore and Polar Engineering Conference, 2010: 62.

[7] 庄志鹏，刘 俊，唐文勇. 薄膜型LNG船晃荡冲击局部强度分析建模方法研究[J]. 船舶工程, 2011, 33(3): 17.

[8] 陆 晔，滕 蓓，祁恩荣. LNG船液舱围护系统结构极限承载力研究[J]. 舰船科学技术, 2012, 34(2): 36.

[9] 滕 蓓，祁恩荣，陆 晔, 等. 大型LNG船液舱晃荡结构动响应研究[J]. 船舶科学技术，2012, 34(4): 7.

[10] Grazyk M, Berget K, Allers J. Experimental investigation of invar edge effect in membrane LNG tanks[J]. J Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 2012, 134(3): 031801.

FailureModesAnalysisofBoxStructureoftheContainmentSysteminFLNG

LIU Ting-ting1， RUAN Shi-lun1， YIN Jiang-zhou1， YUE Qian-jin1， XIE Bin2

(1.StateKeyLaboratoryofStructuralAnalysisforIndustrialEquipment，DalianUniversityofTechnology，Dalian,Liaoning116024，China；2.CNOOCResearchInstitute，Beijing100027，China)

The global and local finite element models of the mainstream containment system GTT NO96 of the floating liquid natural gas unit (FLNG) are established to evaluate the structural safety of tanks under the sloshing load. The failure modes of the models under quasi-static loading are systematically simulated by finite element method. The failure zones and extreme loads for different failure modes are obtained, which could provide a reference for the design of FLNG containment system. The results suggest that the main failure mode of the current design of FLNG container is the strength failure of the cover plate of the secondary insulation box at the intersection between the bulkheads of the primary and secondary boxes, and the extreme load is 0.38 MPa.

containment system； failure mode； floating liquid natural gas unit； sloshing load

TE88

A

2095-7297(2014)01-0050-05

2014-02-21

国家科技重大专项(2011ZX05026-006-06)、工业装备结构分析国家重点实验室自主研究课题(S13207)

刘婷婷(1981—)，女，博士后，主要从事海洋工程结构分析和流体晃荡冲击方面的研究。

*通信作者