C型独立舱三体罐结构强度有限元分析

郭园园，唐文勇，周 兵，张仁杰

（1. 上海交通大学 海洋工程国家重点实验室，上海 200240；2. 高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240；3. 上海铠韧气体工程有限公司，上海 200441）

0 引 言

近年来，随着海上运输需求迅速攀升，设有C型独立液货舱的液化气船逐渐朝大型化、多元化方向发展。传统的C型独立液罐通常为单圆筒型或双联圆筒型，封头一般为球形封头或蝶型封头。为充分利用船体空间，提高舱容利用率，采用C型独立液货舱三体罐，将3个圆筒形罐组合在一起，从而增大载货量，降低运输成本。作为压力容器，新型三体罐结构的舱容利用率高、总体性能好，但设计和建造难度较大。

根据国际海事组织（International Maritime Organization，IMO）的《国际散装运输液化气体船舶构造和设备规则》（以下简称“IGC规则”）[1]，结合各船级社的规范和钢制压力容器国家标准[2]的要求，现有的针对 C型独立液罐的研究[3-4]大多围绕球罐、单圆筒罐和双圆筒罐，很少提及三体罐。比较不同类型液罐的优缺点[4]，当全船的货舱容积较大时，采用三体罐的液货舱更有优势。目前在对C型独立液罐进行强度校核时都采用粗网格模型进行分析[5-7]，并未考虑结构不连续处的应力集中现象。液罐上有大量的连接结构，在结构连接处使用细化的网格模型，可使计算结果更加准确。在校核衡准方面，已有研究都是直接校核正应力或等效应力，并没有区分薄膜应力和一次加二次应力。与传统的单罐和双罐相比，三体罐增加了罐体和纵隔舱的Y接头及非水密纵隔舱等结构，载荷更大，应力分布更复杂。因此，对三体罐局部连接结构进行细化，分析三体罐的屈服强度，研究三体罐的受力特点，具有实际工程意义。

本文借助ABAQUS非线性有限元分析软件，根据IGC规则的要求，结合钢制压力容器国家标准有关规定，对一艘45000m3液化天然气（Liquefied Natural Gas，LNG）船的独立液货舱三体罐进行强度分析，对高应力水平的局部结构区域网格进行细化，分析几种常见工况下Y接头、加强环、真空环、纵隔舱及其附近局部应力的分布状况，为三体罐的优化设计提供参考。

1 有限元模型的建立

1.1 罐体结构分析参数

以半冷半压式 LNG液化气船为分析对象，货物以低于常温的状态装载于由绝热物包裹的液罐中。三体罐总容积为15000m3；总长为41.5m；总宽为26m；高度为20m；半径为8.1m；封头上部板厚最小，为13.7mm；加强环下端板厚最大，为56.1mm。三体罐外壳由前后球形封头、中间筒体和气室构成，其中：中间筒体两侧有4个止浮耳，防止罐体在船舱破损状况下浮起；气室处有集液井。液罐由与船体连接的固定鞍座和滑动鞍座支承，鞍座上方布置有一定厚度的承压木，液舱筒体板与承压木相接处焊接有一圈重磅板。液舱内部在双鞍座上方设置有加强环，相距20m，两道加强环中间布置有3道真空环，液罐内部纵向有纵隔舱相连，其中2道非水密纵隔舱在上面，另外1道纵隔舱在下面。

液罐承装LNG液货的主要成分为甲烷，沸点为-161.25℃，密度为500kg/m3。

1.2 材料属性与模型网格划分

有限元模型纵向范围取液罐长度，横向范围取液罐止浮耳与承压木的间距，垂向范围从承压木底部到气室最上端。模型具体包括液罐外壳、加强环、真空环、纵隔舱、止移扁钢和承压木，忽略集液井、接管、人孔、气孔和结构上的小圆角等工艺，兼顾准确性和适当简化的原则。液罐钢材和鞍座承压木的材料属性见表1。

表1 液罐钢材和鞍座承压木的材料属性

采用 S4R板单元模拟液罐结构，采用 C3D8R实体单元模拟承压木。根据中国船级社（China Classification Society，CCS）《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》[8]的要求，壳体粗网格模型的单元尺寸一般取为R/30，其中R为液货舱半径。本模型中液罐粗网格取250mm×250mm；承压木网格尺寸取50mm×50mm×50mm；在Y接头、加强环和真空环与壳体纵隔舱的连接处及止移扁钢处等结构较为复杂的高应力区域采用细化网格，网格尺寸为50mm×50mm；在粗细网格区域之间有适当的过渡。三体罐结构有限元模型示意见图1。

1.3 边界及约束条件

模型中的固定端承压木和滑动端承压木下表面节点限制3个方向上的平动自由度。固定端的止移扁钢插在承压木卡槽内，能限制罐体与固定端承压木之间的纵向移动；止移扁钢与液罐筒体相连的一列节点能限制长度方向的自由度。

在有限元模型中，将固定端的液罐壳体下表面与承压木上表面之间的接触设置为面与面接触。滑动端上层承压木与液罐筒体之间将采用自由度Tie耦合在一起。滑动端上下两层承压木之间设置为面与面接触。固定端鞍座边界条件见图2。

图1 C型独立液货舱三体罐结构有限元模型示意

图2 固定端鞍座边界条件示意

1.4 温度场

空舱时，液罐和承压木处于室温状态（20℃）。充满液货之后，罐体温度与液货温度一致，为-161℃；鞍座处的承压木根据设计不需要采用专用低温钢，其温度设置为-30℃。温度场直接在软件中设置，可计算温度应力。

1.5 计算工况

按照CCS规范的要求，主要选取静横倾、横摇和碰撞等3个计算工况（见表2）[8]。

表2 C型独立液货舱结构强度有限元直接计算工况

表2中根据IGC规则计算的设计蒸汽压力为0.43MPa，液货动压力为液货随船舶运动产生的载荷。采用IGC规则中的加速度椭圆法计算，可得到横摇0°/10°/20°/30°时的合成相对加速度分别为1.49g，1.46g，1.37g和1.16g（g为重力加速度）；在软件中采用场函数的方法，可将加速度引起的液货压力随高度变化施加在罐体内表面。

2 应力分类及强度评定

IGC规则将液舱结构的应力分为总体主膜应力、局部主膜应力、主弯曲应力和二阶应力，衡准条件为

式(1)～式(4)中：σm为等效总体主膜应力，N/mm2；σL为等效主弯曲应力，N/mm2；σb为等效局部主膜应力，N/mm2；σg为等效二阶应力，N/mm2；f=min(Re/A， Rb/B)，对于镍钢，A=1.5，B=3.0，得f=226.7 MPa 。

弯曲应力分量由连接边界（结构局部变形协调）引起的弯曲应力分量与弯曲外载荷引起的不随边界距离增大而衰减的弯曲应力分量2部分组成，而bσ实际上是弯曲应力分量中由外载荷引起的弯曲分量部分。由于bσ数值一般较小，可略去bσ项[9]，即可略去式（3）对应的衡准要求。

总体薄膜应力是由圆筒或球壳中的内压引起的，膜应力沿壳体均匀分布，因此可利用远离结构约束区的中面应力作为等效总体膜应力，许用值为226.7MPa。

局部一次膜应力是由压力或其他机械载荷引起的，与结构不连续相联系。利用中面数据作为σL，利用最大表面总应力数据作为σL+σb+σg应力强度是可行的，且有足够的计算精度[9]。因此，加强环附近壳体、支撑构件及Y接头结构连接区域的中面力为局部主膜应力，许用值为340MPa。上下表面力为主膜应力、主弯曲应力及二阶应力之和，许用值为680MPa。

参照CCS规范[8]，鞍座承压木的许用应力为70MPa。

3 计算结果与分析

利用上述有限元模型，计算并输出液罐外表面、中面和内表面的等效应力，对液货舱壳体、Y接头及液货舱的附属构件进行强度分析。纵隔舱下部分有一侧加强材，其余结构都为对称布置，当左倾和右倾相同角度时，液罐受力结果差异不大。选取静横倾工况和横摇工况中的倾斜 0°及左倾 10°，20°，30°进行分析。在碰撞工况中，向前冲的惯性载荷比向后冲的更大，故选取向前冲工况为典型工况进行分析。

3.1 总体主膜应力

在筒体和封头上，由内压引起的薄膜应力为总体主膜应力，根据有限元计算结果，对板中面的等效应力进行校核，并将各工况下的计算结果与仅加载蒸汽压力时的计算结果相对比，结果见表 3。液罐壳体的等效总体主膜应力都小于许用值226.7MPa。

表3 不同工况下筒体和封头的等效总体主膜应力 MPa

3.2 局部应力

局部结构包括液货舱与其鞍座连接处的壳体、固定支撑环、滑动支撑环、真空环、纵隔舱、筒体Y接头、封头Y接头及鞍座承压木。液货舱连接处细网格的中面Mises应力见表4。液货舱结构连接处上下表面Mise应力的最大值见表5。鞍座承压木的Mises应力结果见表6。

表4 不同工况下液货舱结构连接处的等效局部主膜应力 MPa

表5 不同工况下液舱结构连接处的上下表面等效应力 MPa

表6 鞍座承压木的等效压应力 MPa

图3～图7为计算结构应力分布云图，其中：图3为向左横倾30°中真空环的中面等效应力云图，在中真空环与纵隔舱连接的Y接头处应力最高；图4为向左横摇20°加强环表面应力云图，在加强环下端与筒体连接处出现应力集中现象；图5为向左横摇30°纵隔舱应力云图，在纵隔舱与中真空环连接处的Y接头应力最高；图6为向左横摇30°封头的中面等效应力云图，受力最大点在3个球形封头的连接中心；图7为向左横摇30°鞍座承压木的等效压应力云图，承压木下端受力最大；图8为液罐整体位移云图，位移最大的位置在液罐中真空环顶部，约为46.5mm，变形方向朝左舷向下。

图3 向左横倾30°中真空环中面等效应力云图

图4 向左横摇20°加强环表面应力云图

图5 向左横摇30°纵隔舱应力云图

图6 向左横摇30°封头中面等效应力云图

图7 向左横摇30°鞍座承压木应力云图

图8 向左横摇30°液罐整体位移变形云图

3.3 结果分析

罐体的等效总体主膜应力和上下表面等效应力均小于许用值，液罐结构总体上是安全的。在静横倾工况和横摇工况下，随着倾斜角度的增大，加强环附近壳体、加强环端部、真空环及筒体Y接头处的局部结构应力总体上呈增大趋势。

静横倾角度的变化对罐体结构的影响很小，对鞍座承压木的受力影响很大。在相同倾斜角度下，横摇产生的动载荷使结构受力增大。在向前碰撞工况下结构的受力要小于其他工况，说明碰撞惯性载荷对液罐结构的影响不大。蒸汽压力对结构的应力水平影响较大。

在不同工况下液罐危险点出现的位置基本上相同，例如加强环下端与筒体连接处、中真空环与纵隔舱连接的Y接头处、纵隔舱端部与加强环和筒体连接处、筒体Y接头与加强环连接处及3个球形封头的连接中心和封头与筒体连接处。本液罐是单层结构，损伤后有泄漏风险，可对加强环端部、纵隔舱与筒体连接处及筒体Y接头处的局部结构进行加强，增大其强度，以保证结构更安全。

与单罐和双罐相比，三体罐的结构和应力分布更加复杂。在以上研究的基础上，可进一步对液货舱结构优化提出建议。例如：重磅板向中间延伸至与纵隔舱相连；在封头与筒体之间设置板厚的过渡区域；在纵隔舱与筒体连接处的Y接头处增加板厚。

4 结 语

本文通过对 LNG船三体罐的静横倾工况、横摇工况及碰撞工况等进行有限元模拟计算分析，梳理了三体罐结构强度方面的特点，得到以下结论：

1) 液罐在局部结构不连续处有应力集中现象。液罐壳体及附属构件上的最大应力危险点都出现在结构连接处。在对加强环端部、纵隔舱与筒体连接处及筒体Y接头处进行设计时，需特殊考虑。

2) 静横倾角度和横摇角度对加强环及筒体 Y接头部位的应力影响较大，尤其是在有动压的情况下。同时，鞍座承压木受倾斜角度的影响较大。

3) 延长重磅板的宽度和长度，在纵隔舱与筒体连接处的Y接头处增加板厚，可使结构得到进一步优化，同时建议对Y接头采用更安全的焊接形式。

【 参 考 文 献 】

[1] IMO. International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied Gases in Bulk (IGC CODE)[S]. 2016.

[2] 钢制压力容器-分析设计标准：JB 4732—2005[S]. 中国标准出版社，2005.

[3] 柳梦源，胡楠，柳卫东. C型独立液货舱设计和重量快速估算技术研究[J]. 船舶工程，2014 (6)： 9-12.

[4] 陈瑞权，陆晟. C型LNG液货舱设计研究[J]. 船舶工程，2013 (S1)： 11-13.

[5] 叶峰，章晟. 双燃料船C型独立罐的强度分析[J]. 大科技，2015 (17)： 241-242.

[6] 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.

[7] 赵帅，陈章兰. 液化气船C型液罐有限元分析[J]. 江苏船舶，2010, 27 (2)： 23-24.

[8] 中国船级社. 散装运输液化气体船舶和设备规范[S]. 2016.

[9] 郭崇志，陈文昕，纪昌盛. 大型薄壁压力容器Shell 51单元模型的应力线性化分析[J]. 化工机械，2005, 32 (5)： 275-278.