加注趸船用LNG燃料罐有限元计算分析与评定

杨阳，张疆平，杨凡，马金华

加注趸船用LNG燃料罐有限元计算分析与评定

杨阳，张疆平，杨凡，马金华

（张家港中集圣达因低温装备有限公司， 江苏 苏州 215632）

基于CCS—2021《液化天然气燃料加注趸船规范》，以加注趸船用250方LNG燃料罐为例，对其在使用过程中受到惯性载荷作用下，内外容器间的支撑结构以及鞍座等结构的应力水平进行了详细的有限元计算与评价，计算结果满足船级社审查要求。

CCS； 趸船用LNG燃料罐； 有限元计算； 强度计算

加注趸船用LNG燃料罐有别于其他的船用LNG罐产品，疲劳强度不再作为产品安全的主要评价依据，其安全评价指标主要以静强度计算为主。根据CCS—2021《液化天然气燃料加注趸船规范》，针对非受压结构件的评价方法不在依据IGF中的相关规定进行，而是以《内河散装运输液化气体船舶建造于设备规范》、《钢制内河船舶建造规范》以及《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》为依据进行评价。根据上述标准对250 m3加注趸船用LNG燃料罐产品进行详细的应力分析和计算，以满足船级社审查要求。

1 产品介绍

250 m3加注趸船用LNG燃料罐产品，其罐体基本结构是以内、外圆筒为主的双层壳结构，内容器用于贮存LNG介质，内外罐夹层通过缠绕绝热材料且抽真空实现贮存低温介质的目的。另外内外罐之间通过八组环氧玻璃钢管件支撑，外壳则通过鞍座结构与船体连接以方便使用。

2 计算条件

250 m3加注趸船用LNG燃料罐的主要设计条件和船舶及其航行参数等见表1。

表1 250 m3加注趸船用LNG燃料罐产品的主要设计条件

3 设计蒸汽压力核算

正首先根据内散归4.17.1.校核蒸汽压力计算：

1）C型独立液货舱的设计依据为经修订纳入断裂力学和裂纹扩展衡准的压力容器衡准。4.17.1（2）中规定的最小设计压力旨在确保动应力足够低，从而在液货舱使用寿命期间，初始表面裂纹不会扩展超过外壳厚度的一半。

2）设计蒸气压力应不小于：

o= 0.2 + AC(ρr)1.5 (MPa)

= 0.2 + 0.001 85×(147/55)2 ×C(ρr)1.5

= 0.248 MPa

故o为0.248 MPa小于图纸中设计蒸汽压力1.0 MPa，满足规范要求。

4 有限元计算分析

4.1 有限元模型的建立

计算采用ANSYS软件做前后处理与分析计算。主体结构采用三维实体单元建立，内外加强圈结构采用板壳单元计算，另外玻璃管支撑结构件与内外罐主体结构采用接触单元建立。在罐体支撑结构位置处壁厚方向网格不少于3份（实体结构）；加强圈结构网格尺寸为18 mm×18 mm，鞍座主体结构网格尺寸为25 mm×25 mm。另外有限元建模时均选择有效厚度或最小成型厚度建立，相关模型可参考图1、图2所示。

4.2 载荷类别

针对产品特点，有限元计算至少要考虑下述载荷：外罐壳体承受的大气压力外、内容器介质压力内、内外罐罐体结构自重（包括附件重量）、内容器充装的低温LNG液体重量（即静压头）静以及考虑趸船用燃料罐产品在船舶航行过程中组合加速度产生的组合液体压力gd。

图1 加注趸船用LNG燃料罐主体结构三维示意简图

图2 加注趸船用LNG燃料罐主体结构的网格示意图

各载荷数值及处理过程如下：

1) 外壳承受的大气压力外= 0.1 MPa，以均压方式加在外壳外壁表面。

2）内容器介质压力内=1.0+0.1=1.1 MPa，以均压方式加在内容器内壁表面。

3）内外罐结构自重（包括附件重量）以及组合加速度G组 以惯性力的方式加载。

4）静倾0°静压头静以及静倾10°静压头静’。

5）船舶运动所引起的货物中心加速度所产生的对于由重力和动力加速度的联合作用所引起的内部液体压力gd，根据散规4.28.1.2内容gd计算过程如下：

即：

以上：a=0.4 g ，a=0.2g ，=1.75

此外根据内散规附录2中4.4小节表1设置β分为0°，5°及10°分别计算，计算过程见表2内容，Z选取参照图3-图4。

表2 各角度下加速度计算过程

图3 单体罐几何参数

图4 单体罐几何参数

4.2 计算工况的设置

为了方便对有限元各种载荷计算结果的分析与比较，按照内散规4.4小节规范规定，该型船用燃料罐的有限元计算共设置了如下7种载荷计算工况，详见下面表3说明。

4.3 边界条件

不考虑鞍座底部与船体结构连接细节，只在滑动端鞍座设置简支约束，在固定端鞍座设置固支约束。

表3 有限元计算载荷工况的设置

5 主体结构的静强度评定

5.1 受压元件评定

主要输出第四强度当量应力（用符号σxd4 表示，应力单位：MPa）、各方向应力分量σy、σz、τyz（针对鞍座结构）。玻璃钢支撑管件额外输出若干计算载荷工况下的最大剪应力，如τyz方向剪应力等。根据该型燃料罐产品内外罐主体结构等主要受压元件在七种计算工况下的应力计算结果，采用应力分类的方法进行产品主体结构的强度极限评定，计算于评价结果列于表4。

表4 计算结果及评定

注:=147 MPa为S30408在设计温度下的许用应力。

5.2 非受压元件评定

根据该型燃料罐产品鞍座等非受压元件在七种计算工况下的应力计算结果及评价结果列于表5。

表5 计算结果及评定

注：表格中剪切应力用*表示，玻璃钢需用应力为140 MPa，许用剪切应力为20 MPa。

另外，鞍座结构需根据船体方向评价，在设置的7种载荷工况下，鞍座船宽方向上的最大应力为87.7 MPa，型深方向最大应力为118.1 MPa，最大中面应力为148.1 MPa，最大剪应力为68.3 MPa，根据《内河散装运输液化气体船舶建造于设备规范》中4.5.2小节以及《钢制内河船舶建造规范》第一篇1.9.7.7和1.9.4.2内容规定：支座与支座防倾肘板应满足与其在同一平面内的实肋板或底纵桁的强度标准，即船宽和型深方向上的中面应力以及板上的剪应力应分别小于175/K =141.8 MPa、91/K=73.8 MPa；另外当网格大小不大于50 mm×50 mm时，细化网格单元处应力不应大于1.6×235/K=304.9 MPa，合格。

上文中K依据散化规A4.2.2.1取值，即S30408奥氏体不锈钢的材料转化系数为K=235/ReHT=1.233 (其中ReHT= -40ln(T) + 127+Rp0.2 =190.52)。

图5 内支撑位置在横摇10°工况下的σxd4云图

图6 内加强圈在横摇10°工况下的σxd4云图

图7 玻璃钢在横摇10°工况下的σxd4云图

图8 玻璃钢在横摇10°工况下的σxd4云图

图9 鞍座在横摇10°工况下的σxd4云图

6 结 论

参照CCS船级相关规范，该型加注趸船用LNG燃料罐产品内外罐主体结构等的计算模型在设置的7种载荷计算工况下，所选定的内外罐主体及鞍座结构等若干个局部应力较大位置(最危险)上的应力评定是满足于各自的许用极限值（或许用极限范围）；说明该型船用燃料罐产品主体结构等的强度极限评定合格。

［1］CCS-2021.液化天然气燃料加注趸船规范[S].

［2］CCS-2018.内河散装运输液化气体船舶构造与设备规范[S].

［3］CCS-2018.散装运输液化气体船舶构造与设备规范[S].

［4］CCS-2016. 钢质内河船舶建造规范[S].

［5］钱红华，杨阳，李晓晨. 基于BV船级社规范船用燃料罐有限元分析及计算[J]. 辽宁化工，2019，11 (1)：1160-1162．

［6］李晓晨，杨阳. 船用LNG储罐的防波板设计[J]. 辽宁化工，2019，2 (6)：28-32．

FEM CalculationandEvaluationof LNG Fuel Tank for Bunkering Pontoons

,,,

（Zhangjiagang CIMC Sanctum Cryogenic Equipment Co., Ltd., Suzhou Jiangsu 215632, China）

Based on CCS-2021, taking 250 m3LNG fuel tank as an example, the stress evaluation and FEM calculation for internal and external support structure between the container and the saddle structure of tank with inertial load under the normal operation life were carried out. The calculation results meet the requirements of classification society for review.

CCS; LNG fuel tank for bunkering pontoons; FEM calculation; Stress calculation

2021-11-4

杨阳（1988-），女，工程师，硕士，内蒙古赤峰市人，2014年毕业于南京工业大学动力工程专业，研究方向：低温压力容器有限元计算工作

TQ051.4

A

1004-0935（2022）03-0402-04