小型液化气船C型独立液舱内鞍座处加强环设计研究

吕立伟忻 迪郑文青

（1.上海交通大学 上海200030；2. 中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011；3.乌斯坦船舶系统商贸(上海)有限公司 上海200030）

小型液化气船C型独立液舱内鞍座处加强环设计研究

吕立伟1，2忻 迪3郑文青2

（1.上海交通大学 上海200030；2. 中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011；3.乌斯坦船舶系统商贸(上海)有限公司 上海200030）

C型独立舱型式的小型液化气船，其液货系统（含液货罐）的设计是难点。液货罐的自身质量和液货质量由与船体相连的两道鞍座来承受，罐体内部的加强环则承载了鞍座处的支反力，因此鞍座处加强环的强度尤为重要。文中提出了一种在设计初期确定鞍座处液罐内加强环尺寸的方法，并采用有限元分析法验证了该方法的可行性。

小型液化气船；C型独立舱；鞍座；加强环

引 言

小型液化气船根据所装载的货物，通常可分为LPG、LEG和LNG运输船，其液舱一般采用单圆筒型或者双联圆筒型的C型独立舱。国内很多设计单位都有小型液化气船的设计经验，但液货系统一般都由国外公司承包完成，国内很少自行设计，特别是小型LNG船的液货系统，目前国内还没有设计公司能自主设计。近年来，越来越多的设计单位开始关注小型LNG船的液货系统设计，也有很多工程师进行了C型独立舱结构设计研究［1］，中国船级社也推出了相应的规范［2］。

关于C型独立舱的内部压力、蒸气压力、止摇止浮装置、开孔加强等都已达成比较一致的认识；然而，在设计初期如何确定鞍座处加强环的尺寸，各船级社以及IGC规则都没有一个明确的规定，仅仅是提出后期的应力校核衡准，因此，设计者在设计初期进行液罐内加强环设计时就缺少依据。而液罐鞍座处的加强环由于承载着液货和罐体的质量，尺寸通常都非常大。因此，我们希望通过研究分析，找出一种可以在设计初期确定加强环尺寸的方法，从而避免在详细设计过程中出现较多修改。

1 设计方法简介

根据CCS《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》［2］，鞍座处所承受的液货舱载荷以正弦（余弦）函数的分布形式模拟，如图1所示，其中Pz和Py分别为液货舱的纵向力分量和横向力分量，考虑动载荷，加速度按照二维椭圆原则合成［3］。

图1 鞍座处受力模拟示意图

因此，若能计算出液货舱作用在鞍座上的分布力，再将这些支反力施加到加强环上，则可根据加强环的应力分析初步确定其尺寸。

1.1 正弦（余弦）函数的确定

由图1可知，垂向载荷分量Pz引起的分布力可按正弦函数模拟，横向载荷分量Py引起的分布力可按余弦函数模拟，加强环上某点A的压力线密度表达式为：

式中：a和b为修正系数，根据层压木支撑范围按式（3）和式（4）确定：

α为位置A点与水平面的夹角，x为层压木支撑的起始角，见图2所示。

图2 计算参数示意图

1.2 计算模型及载荷施加

如前所述，本方法的目的为在方案设计阶段，能较快地确定鞍座处的加强环的尺寸，因此要求快速建立模型。推荐采用梁系模型来模拟，带板的有效宽度对结果影响不大，建议取为加强环腹板高度的2倍左右，为了便于载荷的施加，建议用36根梁来模拟加强环，即每10°范围内设置一根梁。

边界条件准确与否对计算结果影响很大，经过大量的计算分析及变形控制，推荐按以下方式设置边界条件：在止摇装置的位置横向线位移约束，在止浮装置的位置垂向线位移约束；除此之外，还应在中部位置设横向线位移约束，以保证模型的变形符合实际，如下页图3所示。

垂向载荷和横向载荷包括动载荷、静载荷，可按式（5）和式（6）计算：

式中：β为合成角度，需考虑0°、10°、20°、30°和40°（如存在）；

αβ为在任意β方向上由重力和动载荷引起的无因次合成加速度，见参考文献［3］；

PC为液罐满载时液货的质量，t；

PT为液罐自身的质量，t。

计算出垂向载荷和横向载荷引起的压力线密度后，再将其分别拆成法向分量和切向分量后叠加，由于液罐设有止摇装置，同时液罐和层压木之间通过填料粘合，摩擦力很大，故切向载荷可不予考虑。因此，加载到位置点A的线载荷为：

1.3 校验衡准

根据参考文献［2，4］，鞍座处加强环的许用合成应力为0.57σB和0.85σF中的较小值，许用剪切应力为0.53σF，其中σB为材料抗拉强度（N/mm2），σF为材料屈服强度（N/mm2）。

2 实例分析及验证

本节以某小型LNG船为例，采用上述方法来确定液罐鞍座处加强环的尺寸，并通过有限元方法加以验证。

2.1 输入参数

本液罐型式为单圆筒形壳体，球型封头，设计参数如下：

液罐直径 16.0 m

液罐筒体板厚 25 mm

液罐封头板厚 13 mm

材料特性（9镍钢） σB=640 N/mm2σF=490 N/mm2

液货（LNG）密度 0.5 t/m3

液罐质量 320 t

液罐容积 ～7 000 m3

无因次加速度分量az0.775

无因次加速度分量ay0.713

层压木支撑角度 160°

2.2 计算分析

（1）确定模拟函数

由上式可得，a=0.08，b=0.204。

（2）计算垂向载荷和横向载荷

垂向载荷及横向载荷的线密度表达式为

式中：最大β角为48.4°，计算时考虑0°、10°、20°、30°和40°。计算得到的输入载荷见下页表1。

（3）建立模型及加载

采用3D-Beam软件建立模型，沿法向施加线载荷，梁属性及载荷示意图见图4 ～图5，以β=0°和β=30°为例：

图3 计算模型及边界条件

表1 输入法向设计载荷×103kg/m

图4 梁属性及模型立体示意图

图5 β=0°及β=30°时线载荷分布

（4）结果分析

计算结果见表2。

表2 加强环应力计算结果N/mm2

由结果可见，本加强环尺寸的设计可行，而且尚有很大的优化空间，但是为了验证本计算方法的可靠性，将采用有限元分析的方法进行复核。

2.3 有限元方法验证

目前，关于采用有限元方法进行液罐强度校核的规范尚未正式出台，但分析原理已经确定：建立有限元模型，包括整个液罐及其附加结构，在鞍座处根据实际情况设置边界，内部载荷按IGC规则的相关规定计算［5］，考虑设计蒸气压力和船舶在海上运动产生的附加动压力，在这里不再赘述。有限元分析模型及计算结果见图6和图7。

图6 液货舱有限元模型

有限元的计算结果与网格大小有很大关系，本分析中网格大小为R/15，约为530 mm，这也是CCS的推荐值。由结果可见，最大合成应力为248 N/mm2，和采用3D-Beam分析的结果非常接近。作者还对网格尺寸的影响进行了分析，调整网格大小至400 mm和320 mm， 得出的最大合成应力分别为264 N/mm2以及274 N/mm2。由此可见，本文介绍的分析方法是可行的。

图7 鞍座处加强环上最大合成应力（N/mm2）

按文中介绍的方法可以非常便捷地进行设计优化，表3是几种设计方案的结果对比。由于目前国内对该类型液货舱有限元分析的相关规范、网格大小等还不是十分成熟，如晃荡载荷是否考虑，鞍座处层压木在有限元计算中如何模拟等，因此建议在设置鞍座处加强环的应力许用值时，应考虑10%的余量。方案3虽然也满足要求，但应力水平较高，实际设计中并不采用。

表3 加强环不同方案结果对比N/mm2

3 结 论

本文介绍的用于初步确定鞍座处加强环尺寸的计算方法，证明是可行的。在方案设计阶段采用该方法可减少有限元建模的工作量，而且方案的优化更为便捷，该方法同样适用于双联圆筒形液货舱。

文中给出了一种求解鞍座处支反力的方法，以及二维梁系模型的边界条件处理方法。鞍座处加强环结构非常重要，在设计时必须充分重视，在应力评估时作者也建议在规范规定的许用值基础上考虑10%的余量。

［1］ 裴轶群，陆晟，刘文华.小型LNG船C型独立液舱结构设计与研究［J］.船舶设计通讯，2012（2）：28-34.

［2］ 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，2005.

［3］ 吴嘉蒙，吕立伟，蔡诗剑.液化天然气船货舱内部压力研究［J］.上海造船，2011（1）：37-42.

［4］ DNV. Rules for Classification of Ships/High Speed, Light Craft and Naval Surface Craft［S］. January 2007.

［5］ 吴嘉蒙，吕立伟.薄模型液化天然气船结构规范计算的比较和研究［J］.船舶，2012（4）：38-44.

Research on design of rings at saddle inside of independent tank C in small LNG carrier

LÜ Li-wei1,2XIN Di3ZHENG Wen-qing2
(1. Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200030, China; 2. Marine Design & Research Institute of China, Shanghai 200011, China; 3. Ulstein Marine Enterprises Ltd., Co.(Shanghai), Shanghai 200030, China)

For LNG carrier with C type independent tank, the design of the liquid cargo system (including liquid cargo tank) is a difficulty. The weights of liquid cargo and tank are supported by two saddles, and the ring inside the tank bears the counterforce from the saddle. Therefore the strength of the ring at saddle is very important. This paper proposes a method to calculate the scantling of the rings at the saddle in the beginning of the design, which is verified by FEM analysis.

small LNG carrier; C type independent tank; saddle; ring

U663.7

A

1001-9855（2014）02-0044-05

2013-06-03；

2013-06-28

吕立伟（1982-），男，工程师，主要从事船舶设计与研究工作。忻 迪（1979-），男，工程师，主要从事船舶设计与研究工作。郑文青（1986-），男，工程师，硕士，主要从事船舶设计与研究工作。