6 500 m3液化气运输船鞍座结构强度分析



6 500 m3液化气运输船鞍座结构强度分析

顾 俊 王凡超 刘奕谦

（中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011）

［摘 要］论述中小型液化气船C型独立液货舱液罐鞍座结构及其作用，根据《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》，采用有限元分析方法对一艘6 500 m3液化气船的鞍座及其附近船体结构在不同工况下进行了结构强度评估。通过计算分析，提出具有一定工程参考价值的修改建议，为确保6 500 m3液化气船在不同工况下的安全性提供技术保证。

［关键词］液化气运输船；C型独立液货舱；鞍座；有限元；强度分析

［修回日期］2015-03-05

引 言

中小型液化气运输船的货舱一般采用独立式液舱。独立液货舱系指自身支持的液货舱，它不构成船体结构的一部分，对船体强度而言不是必需的。独立液货舱分为A型、B型和C型。A型独立液货舱指应用传统的船舶结构分析程序的公认标准进行设计的液货舱，其设计蒸气压力Po应小于0.07 MPa，在大型全冷船上采用该型式较多，工作温度不低于-55℃；B型独立液货舱指采用模型试验、精确分析手段和分析方法确定应力水平、疲劳寿命和裂纹扩展特性进行设计的液货舱。如果这类液货舱主要由平面构成（重力液货舱），则其设计蒸气压力Po应小于0.07 MPa，LNG船用此型式较多，也有一种球罐式B型独立舱适用于全冷式运载-162℃的LNG；C 型独立液货舱（亦称压力容器）指符合压力容器标准，设计蒸气压力可根据IGC规则得出［5-6］。C型独立舱是符合压力容器标准的液货舱，它的设计安全，即使建造时有表面微裂缝，在整个寿命期也不会扩展到泄漏。我国目前建造的全压式和半冷半压式LPG 船皆属于此范畴。该种类型船不需要设置屏蔽，技术状态成熟，本文中分析的目标船型即属于这类船型。

1　鞍座及其作用

鞍座是C型独立液货舱中最常用的支座型式，主要用来承受卧式液货罐体及液货罐体内液货的重量，起到固定罐体并使罐体在船舶六自由度运动中保持稳定的作用。液货舱通过鞍座与主船体结构相连，液货及罐体的重量集中于鞍座上，因此要求鞍座具有足够的强度，以承担罐体内液体的重量以及船舶六自由度运动中产生的惯性力的作用。鞍座包角是指鞍座能够承受罐体重量区域的范围。超出这个范围，鞍座面板将不能承受罐体的重量。一般采用150°鞍座包角以保证在静横倾角30°时仍能对罐体起到合理的支撑作用。液舱外侧在鞍座范围设置覆板，鞍座与货舱间垫有层压木，层压木与鞍座面板之间填满环氧胶泥。此外，为避免装载低温液货时罐体本身的热胀冷缩以及由于罐体及液货重力使罐体产生弯曲变形等原因对货舱引起附加应力，通常每个液罐的鞍座为两个，其中一个为固定式鞍座，另一个为可移动的鞍座，图1和图2分别为固定鞍座和滑动鞍座的结构形式。固定鞍座和滑动鞍座结构的主要区别是，前者设有止移扁钢和支撑止移扁钢的耳板，而后者需保证罐体本身的热胀冷缩量及船舶运动时罐体在船长方向有足够的位移量，故滑动鞍座不能设置止移扁钢。

图1　固定鞍座

图2　滑动鞍座

2　鞍座结构有限元计算

2.1 建模规则

本文采用大型通用有限元分析软件Patran/Nastran建立整个NO.1货舱模型。在模型范围内，所有纵向和绝大部分横向主要构件都进行建模。这些构件包括：内壳和外板结构、双层底肋板和桁材系统、横向强框架、边压载舱水平桁材、横舱壁和纵舱壁。构件上所有的板材和骨材、包括腹板加强筋都要模拟。对于强框腹板上少数次要的防屈曲加强筋的模拟可以按划分的网格进行位置的微调。对于强框和纵桁的腹板开孔应进行简化处理或者几何边界模拟。在本模型中，所有加筋板格或非加筋板格均用壳单元模拟，板格上的加强筋用梁单元模拟。为准确模拟鞍座结构几何形状，所要分析的鞍座结构及其附近船体区域网格尺寸为1/6纵骨间距，NO.1货舱段纵骨间距为700 mm，因此鞍座结构及附近船体网格大小为116 mm左右，远离关心区域的网格划分按照骨材间距实际排列方式，即每两相邻纵骨、两相邻肋位、垂直扶强材或水平加强筋之间为一个单元，约700 mm。板单元的长宽比尽可能接近1，并避免使用三角形单元。

2.2 尺寸缩减

按照CCS《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》［1］（ 以下简称规范）要求，舱段有限元模型中所有板材、骨材的腹板和面板不使用缩减尺寸，即采用船舶建造厚度。

2.3 载荷及工况

根据规范说明，分析中应至少包括以下载荷项：

（1）货物载荷——液货舱和液货质量，应计及船舶运动引起的惯性力；

（2）结构自重——模型中的船体结构质量，可由计算程序自动算出；

（3）海水压力——按CCS《油船结构强度直接计算指南》［2］章第4.2节可仅计静水压力；

（4）调平附加载荷——为货物载荷加上结构自重与浮力之差而设，施与船底板并于浮力叠加；

（5）液货舱和货物质量的1/2 向前冲力和1/4向后冲力；

（6）船体静横倾角30°姿态时，各有效质量沿倾斜面产生的重力分量，取1/2 重力值；

对于液货舱的惯性加速度各个分量，是根据船舶在北大西洋中在超越概率水平为10-8波浪载荷下运动响应而获得，且适用于船长超过50 m的船舶。各个惯性加速度分量定义如下：

纵向加速度：横向加速度：垂向加速度：式中：式中：L0为船长按公认标准所定义确定结构尺寸，m；可取垂线间长；Cb为方形系数；B为船舶最大型宽，m；X为船中到装货的液货舱重心之间的纵向距离m；船中前，X为正值，船中后，X为负值；Z为船舶的实际水线到装货的液货舱重心之间的垂向距离，m，水线以上，Z为正值，水线以下，Z为负值；V为营运速度，kn；K为通常为1.0，对于特殊装载情况和船型，K值可按下式确定：K=13 GM/B，此时：K≥1.0，其中GM为静稳心高度，m。

ax、ay、az为相应方向上的最大无因次加速度（即相对于重力加速度）。计算时，可以认为它们分别作用，az不包括静重力分量，ay包括横摇及横荡在横向上引起静载荷分量，ax包括纵摇及纵荡在纵向上引起的静载荷分量。

规范还建议以正弦或余弦函数的分布形式模拟液货舱向鞍座的施载方式，见图3。船舶正浮时，压力按余弦函数分布［4］

图3　液货舱向鞍座的施载方式示意图

根据单个鞍座所受压力的合力等于罐体自重及液货质量之和的一半，即：式中：P0为未知数，N/m2；α为径向力与竖直平面之间的夹角，°；b为层压木宽度，m；R1为鞍座面板的半径，m；G为罐体自重及液货质量之和，N。

联合式（4）和式（5）可解出未知数P0，进而得到船舶正浮时，压力的分布函数为：

船体静横倾角30°姿态时，鞍座包角θ减小60°，同理可得出压力的分布函数为：

船舶发生垂荡时，可按船舶正浮时的压力分布函数得到垂荡工况下的压力分布：

船舶发生横摇时，鞍座面板仅有一侧受力，压力分布为［3］：

船舶发生纵摇时，纵向惯性力主要由固定鞍座面板上的止移扁钢承受，即固定鞍座面板上一侧的止移扁钢承受全部的纵向惯性力。

1/2（舱＋货）向前冲力、1/4（舱＋货）向后冲力也是由固定鞍座面板上一侧的止移扁钢全部承受。

具体的工况组合见表1，固定鞍座分析全部六个工况，滑动鞍座分析工况1、工况2、工况3、工况6四个工况。

表1　载荷工况

2.4 模型范围及边界条件

按规范要求，模型纵向范围取1/2+1+1/2舱，横向范围为整个船宽，垂向范围为整个型深。本文分析的NO.1货舱内设置两个鞍座结构，前端为滑动鞍座，后端为固定鞍座。局部模型的边界条件设置见表2。对于支承构件（鞍座），应注意每一个固定支座和活动支座对线位移的约束作用。该作用将影响液货舱（包括液货）载荷水平分量在鞍座上的分配量。

表2　边界条件

2.5 许用应力

按规范要求，许用应力衡准见下页表3。

表3　许用应力衡准

3　计算示例

3.1 6 500 m3液化气船主要参数

本船为6 500 m3液化气船，为钢质单甲板双壳船，采用C 型独立液货舱。本船设有两个独立的罐体，容积可以不相等；设有装卸货设备，可装载一种货品或同时装载两种货品，是半冷半压式LPG专用运输船，适于装载的货品为乙烯、乙烷、丙烯、丙烷等石油气。本船适于国际航行，也可以在长江航行。相关计算参数见表4。

表4　6 500 m3液化气运输船主要参数

3.2 鞍座模型及载荷施加

鞍座及附近船体结构有限元模型如图4 -图5所示，典型工况下鞍座载荷施加示意图如图6 -图9所示。

图4　NO.1货舱模型（含固定鞍座和滑动鞍座）

图5　NO.1货舱半宽模型

图6　船体静横倾角30°姿态时鞍座面板受力图

图7　垂荡时鞍座面板受力图

图8　横摇时鞍座面板受力图

图9　1/2（舱＋货）向前冲力施加示意图

3.3 计算结果及分析

固定鞍座和滑动鞍座在各个工况下计算分析结果如表5所示，鞍座及船体结构均采用普通钢，板单元对应的许用应力为［σ］，σs=211.5 MPa。

表5　固定鞍座（NO.1货舱后部）和滑动鞍座（NO.1货舱前部）及船体结构强度分析结果

由表5可知，6 500 m3液化气船固定鞍座和滑动鞍座在各个工况下的强度均满足规范强度衡准。以滑动鞍座处最危险工况2为例，滑动鞍座结构及附近船体结构应力云图如图10和图11。滑动鞍座结构最大合成应力发生在鞍座肘板趾端，此处存在应力集中现象，设计时应注意肘板的面板削斜端应力集中的释放［7］，如设置圆弧型肘板，带软趾的直边型肘板等。滑动鞍座附近船体结构最大合成应力发生在鞍座处强框与外板相交处，为210 MPa，非常接近许用应力，设计时应特别注意。

图10　工况2下滑动鞍座结构应力云图

图11　工况2下滑动鞍座附近船体结构应力云图

提取该单元在工况2下的应力分量，其中沿船长方向的正应力为-36.3 MPa，沿型深方向的正应力为-209 MPa，剪应力为-47.3 MPa。工况2为横摇加垂荡，因此垂荡工况是导致趾端处应力较大的原因。为了改善此处的应力集中，把原先的直角肘板改为圆弧肘板，保持肘板的边长一致。重新计算工况2下的圆弧肘板趾端应力，发现仅为91 MPa（见下页图12），这说明支撑鞍座的直角肘板改为圆弧肘板将有利于改善应力集中程度。

图12　修改后工况2下滑动鞍座肘板应力云图

3.4 鞍座处型线变化对应力分布的影响

目标船设置的固定鞍座位于NO.1货舱的后部，滑动鞍座位于NO.1货舱的前部，计算结果见3.3节表5。由于目标船NO.1货舱在滑动鞍座处有船体线型的收缩，滑动鞍座处处结构不如固定鞍座处结构丰满，会导致滑动鞍座及其附近船体结构的应力峰值普遍比固定鞍座结构处应力峰值大。

为验证鞍座处型线变化对应力分布的影响，将NO.1货舱固定鞍座和滑动鞍座的位置对调，对调后固定鞍座位于NO.1货舱的前部，滑动鞍座位于NO.1货舱的后部，重新计算固定鞍座和滑动鞍座在各个工况下的分析结果，如表6所示。

表6　固定鞍座（NO.1货舱前部）和滑动鞍座（NO.1货舱后部）及船体结构强度分析结果

综合表5和表6的结果可以看出，两种方案中滑动鞍座结构均比固定鞍座结构大，与所在船体处线型胖瘦无关。瘦削船体线型处的船体结构应力水平比丰满船体线型处的船体结构应力水平大。由此可见，鞍座处型线变化对应力分布有影响，瘦削船体线型将减弱鞍座处船体的结构刚度，会对此处应力水平造成不利影响。

4　结 论

本文采用大型有限元计算软件对6 500 m3液化气船固定鞍座和滑动鞍座进行有限元计算，并以中国船级社《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》为依据进行强度校核。这种方法可以较准确地计算出固定鞍座和滑动鞍座结构的应力水平，可供类似船舶鞍座结构设计作依据和验证。

（1）滑动鞍座结构的应力峰值普遍比固定鞍座结构处应力峰值大，究其原因，滑动鞍座面板上没有止移扁钢及耳板，此外鞍座处型线变化对鞍座附近船体结构应力分布有影响，瘦弱的船体线型将减弱鞍座处船体结构刚度，会对鞍座附近船体结构应力水平造成不利影响。若滑动鞍座结构应力过大，可考虑在滑动鞍座面板下设置圆弧肘板以替代直角肘板，以便改善滑动鞍座结构的应力分布。

（2）在不同工况的校核下，工况2（横摇＋垂荡）联合作用时，固定鞍座和滑动鞍座结构最危险，设计时需特别注意，可设置圆弧肘板来支撑鞍座结构。

［参考文献］

［1］中国船级社.散装运输液化气体船舶构造与设备规范［M］.北京：人民交通出版社， 2006.

［2］中国船级社.油船结构强度直接计算指南［M］.北京：人民交通出版社， 2006.

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［5］吴嘉蒙，吕立伟.薄膜型液化天然气船结构规范计算的比较和研究［J］.船舶， 2012（2）：32-37.

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［7］吕立伟，忻迪，郑文青.小型液化气船C型独立液舱内鞍座处加强环设计研究［J］.船舶， 2014（2）：49-53.

Strength analysis of saddle for 6 500 m3liquefi ed gas carrier

GU Jun WANG Fan-chao LIU Yi-qian

(Marine Design & Research Institute of China, Shanghai 200011, China)

Abstract:The paper discusses the structure and the functions of the saddle on independent type-C liquid cargo tank for the small and medium liquefi ed gas carriers.The structural strength of the saddle on a 6 500 m3liquefi ed gas carrier and the hull structure around it is assessed by the fi nite element method according to the “Rules for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefi ed Gas in Bulk”.Several practical suggestions are proposed through calculation and analysis, which could provide technical supports for the safety of the 6 500 m3liquefi ed gas carrier under different operation conditions.

Keywords:liquefi ed gas carrier; independent type-c liquid cargo tank; saddle; fi nite element; strength analysis

［收稿日期］2014-11-07；

［文章编号］1001-9855（2015）04-0077-07

［文献标志码］A

［中图分类号］U663.7

［作者简介］顾 俊（1986-），男，工程师，硕士，研究方向：船舶结构设计与研究。王凡超（1987-），男，工程师，硕士，研究方向：船舶结构设计与研究。刘奕谦（1983-），男，工程师，硕士，研究方向：船舶结构和总体设计。