滕蓓，陸曄，祁恩榮

（1．江蘇省無(wú)錫交通高等職業(yè)技術(shù)學(xué)校，江蘇無(wú)錫214151; 2．中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇無(wú)錫 214082）

0 引言

過去10年間，在LNG船運(yùn)輸過程中晃蕩成為一個(gè)非常重要的實(shí)用性問題。生產(chǎn)的大量LNG運(yùn)輸船與典型的LNG運(yùn)輸船相比，其貨艙艙容成倍增加（從138 000 m3到266 000 m3）。LNG運(yùn)輸船最通用的是膜型結(jié)構(gòu)，利用膜型結(jié)構(gòu)的主要原因是LNG運(yùn)輸船能在很低的溫度（－163℃）下利用一種復(fù)雜的附屬在船體結(jié)構(gòu)上絕緣系統(tǒng)來(lái)保存液體［1］。

隨著LNG運(yùn)輸船尺寸增加，其操作要求也越來(lái)越嚴(yán)格。一般來(lái)講，LNG運(yùn)輸船只允許在滿載和空艙情況下營(yíng)運(yùn)，但是目前有時(shí)需要允許部分裝載［2－3］。這在設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)于控制系統(tǒng)和船體連接結(jié)構(gòu)顯得相當(dāng)困難，美國(guó)船級(jí)社［4］和國(guó)際船級(jí)社協(xié)會(huì)［5］對(duì)LNG運(yùn)輸船也有不同的設(shè)計(jì)要求。劇烈的晃蕩會(huì)直接導(dǎo)致各種沖擊影響［6－8］，當(dāng)增至結(jié)構(gòu)極限載荷時(shí)，控制系統(tǒng)和船體結(jié)構(gòu)會(huì)遭到毀滅性破壞［9］。因此，對(duì)LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)極限狀態(tài)的研究顯得尤為重要。

1 大型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

1.1 艙室結(jié)構(gòu)特征

在LNG運(yùn)輸時(shí)，LNG始終處在常壓和－163℃左右的低溫條件下，超低溫貨物要求與貨物接觸的船舶結(jié)構(gòu)材料具有抵抗低溫的能力，因此須采用具有較低熱膨脹率的特殊鋼材作為船艙內(nèi)壁建造材料。大型LNG船液艙根據(jù)儲(chǔ)罐系統(tǒng)不同可分為獨(dú)立球罐型（MOSS）、SPB型船棱柱型（IHI）和薄膜型（Membrane）3種類型。本論文討論的是LNG薄膜型圍護(hù)結(jié)構(gòu)。

薄膜型LNG船的貨艙結(jié)構(gòu)見圖1，為低溫內(nèi)壁直接由雙層外殼支撐，內(nèi)壁由2層材料相同的金屬膜和2個(gè)獨(dú)立的泡沫絕熱層組成，包括內(nèi)薄膜層、絕熱層、次屏障薄膜層、絕熱層及船體內(nèi)殼板。薄膜層覆蓋的貨艙被絕熱層、次屏障薄膜層和絕熱層包圍，并直接與雙層船體相連，泡沫絕熱層中充滿氮?dú)?，裝有監(jiān)控器以監(jiān)控溫度和壓力。薄膜型船的液貨艙按其采用絕熱材料和施工方式的不同可分為2種:一種是GTT No．96型，一般使用殷鋼為內(nèi)壁結(jié)構(gòu)，厚度僅為0.7 mm;另一種是MK－Ⅲ型，有絕熱層，使用波紋狀不銹鋼薄膜片為內(nèi)壁結(jié)構(gòu)，厚度為1 mm。艙內(nèi)貨物重量直接作用在薄膜層上并傳遞給船舶結(jié)構(gòu)承擔(dān)，同時(shí)薄膜層還要不斷受到LNG貨物的晃蕩沖擊，容易發(fā)生破損。目前，液艙的裝載率可以在艙容的10%以下或70%以上，設(shè)置上下限主要是為防止過大的晃蕩載荷。

圖1 LNG薄膜型液艙典型結(jié)構(gòu)Fig.1Typical LNG structure of member type

1.2 NO．96型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

以NO．96型LNG船絕緣層箱型結(jié)構(gòu)承受晃蕩沖擊載荷為例，液艙由箱型圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)聯(lián)接而成，1艘15萬(wàn)t LNG船總共需要51 444個(gè)箱型結(jié)構(gòu)。

圍護(hù)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)有2層，長(zhǎng)度為1 200 mm，寬度為999 mm，高度為530 mm，如圖2所示。分別由2種不同的層合板箱型結(jié)構(gòu)組成。內(nèi)薄膜層箱型結(jié)構(gòu)有7根縱向隔板，高度為230 mm;第2層箱型結(jié)構(gòu)有6根橫向隔板，高度為300 mm。箱體內(nèi)充滿處理過的硅膠絕緣粘體。每種厚度的層合板都由不同層數(shù)的板組成，如表1所示。

圖2 LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.2LNG cargo containment system structure

表1 不同厚度層合板對(duì)應(yīng)的木板層數(shù)Tab．1Ply of different thickness plywood

1.3 層合板材料力學(xué)性能

薄膜型LNG船的液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)中的層合板的材質(zhì)是樺木，屬于各向異性脆性材料。由于層合板的層數(shù)多，故在拉伸試驗(yàn)中表現(xiàn)出的力學(xué)性能有所不同（見表2）。彈性范圍內(nèi)材料為正交各向同性，拉伸極限狀態(tài)時(shí)各個(gè)方向極限應(yīng)力有所不同，但斷裂應(yīng)變基本相同，彈性模量亦基本相同。試驗(yàn)表明，單個(gè)木材極限破壞之前局部已經(jīng)有塑性變形，因此結(jié)合工程實(shí)際情況，本文將層合板均簡(jiǎn)化為各向同性的彈塑性材料。

表2 層合板材料力學(xué)性能Tab．2Mechanical properties of plywood material obtained by tensile coupon test

215.68萬(wàn)立方LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度

本文利用非線性有限元法計(jì)算圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在靜態(tài)壓力下的極限強(qiáng)度。并且計(jì)算不同邊界條件的極限強(qiáng)度進(jìn)行對(duì)比分析。

2.13 種邊界條件計(jì)算結(jié)果比較分析

液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度采用非線性分析，涉及到幾何非線性（大變形）與材料非線性（塑性）。圖3為該結(jié)構(gòu)在Ansys中的有限元模型。所有板都采用shell 181殼單元，共劃分21 008個(gè)單元，最終每個(gè)板單元的邊長(zhǎng)比接近1，為20.812 5×20.357 1 mm。

圖3 NO96型圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3Ansys finite element model for the NO．96 type insulation box structure

在Ansys有限元建模中，材料的彈性模量為E= 7 937 MPa，層合板材料屈服強(qiáng)度σs=25.5 MPa。圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)底面由船體內(nèi)底板支撐，將其作為剛性板處理，上層板四邊界條件為四邊自由、四邊簡(jiǎn)支和四邊固定。

Ansys的非線性分析類型選為Static（靜力/穩(wěn)態(tài)求解），在非線性設(shè)置選項(xiàng)中打開Large deform effects （大變形效應(yīng)）選項(xiàng)，Equation Solver（求解器類型）選為由系統(tǒng)自動(dòng)選擇，激活arc‐length method（弧長(zhǎng)法），在計(jì)算過程中施加均布載荷3 MPa，子步設(shè)為300步。

圖4顯示的是四邊自由邊界條件下箱型結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)時(shí)隔板的失效模式，第2層箱型結(jié)構(gòu)縱向最外層封板已達(dá)到塑性變形，最大位移為9.495 mm，而中間隔板變形很小;最大應(yīng)力區(qū)主要分布在第2層箱型結(jié)構(gòu)的最外層封板上，最大位移出現(xiàn)在第2層箱型結(jié)構(gòu)最外層橫隔板上。圖5顯示的是四邊簡(jiǎn)支邊界條件下箱型結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)時(shí)隔板的失效模式，第2層箱型結(jié)構(gòu)縱向最外層封板已達(dá)到塑性變形，最大位移為9.266 mm，中間隔板也發(fā)生屈曲變形;最大應(yīng)力區(qū)主要分布在第2層箱型結(jié)構(gòu)的最外層封板上。最大位移出現(xiàn)在第2層箱型結(jié)構(gòu)最外層橫隔板上。圖6顯示的是四邊固定邊界條件下箱型結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)時(shí)隔板的失效模式，第2層箱型結(jié)構(gòu)縱向最外層封板已和中間隔板均發(fā)生較大的塑性變形，且最中間隔板的變形最大，為2.527 mm。圖7為3種邊界條件下壓力與頂板中心位移關(guān)系圖。表3為3種邊界條件下液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度比較。

圖7 壓力與頂板中心位移關(guān)系圖Fig．7Pressure versus deflection at the center of the top plywood panel

表3 不同邊界條件下液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度比較Tab．3Compare with ultimate strength of insulation box structure under different conditions

由此可見:不同邊界條件下分析圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)靜態(tài)壓力極限強(qiáng)度，第2層箱型結(jié)構(gòu)在承受垂向壓力時(shí)會(huì)首先破壞;由于邊界條件的不同會(huì)直接影響結(jié)構(gòu)的最終失效模式。

2.2 ABS試驗(yàn)中箱型結(jié)構(gòu)的失效模式

美國(guó)船級(jí)社（ABS）在2006年做了有關(guān)大型LNG船液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)，如圖8所示。該實(shí)驗(yàn)表明:箱型結(jié)構(gòu)在承受垂向壓力時(shí)的失效模式為第二箱型結(jié)構(gòu)外側(cè)縱向封板首先進(jìn)入塑性階段并且崩潰。因此對(duì)比本文有限元計(jì)算結(jié)果，邊界條件應(yīng)選為四邊簡(jiǎn)支最符合實(shí)際情況。

圖8 ABS試驗(yàn)中箱型結(jié)構(gòu)失效模式Fig.8Deformed shape of the insulation box in ABS test

2.3 各向異性材料板極限強(qiáng)度的理論計(jì)算

各向異性材料板的屈服應(yīng)力公式為:

其中，L為板的長(zhǎng)度;B為板的寬度;t為板的厚度;當(dāng)Ex和μx為x方向板的彈性模量和因x方向伸長(zhǎng)在y方向收縮的泊松比，Ey和μy為y方向板的彈性模量和因y方向伸長(zhǎng)在x方向收縮的泊松比時(shí)，Dx表示板在x方向的彎曲剛度;Dy=表示板在y方向的彎曲剛度;H=表示板的扭轉(zhuǎn)剛度，E1=μx·Ey=μy·Ex;m為屈曲半波數(shù)，由1）2決定。

由上式可以看出，當(dāng)Dx=Dy即材料各向同性時(shí)，式（1）有最小值，因此有限元計(jì)算采用各向同性材料是可靠的。

3 結(jié)語(yǔ)

1）通過對(duì)圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)壓力之下極限強(qiáng)度的計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)，第2層箱型結(jié)構(gòu)在承受垂向壓力時(shí)首先破壞。

2）分析了不同邊界條件下的圍護(hù)系統(tǒng)極限強(qiáng)度，邊界條件的不同直接影響了結(jié)構(gòu)最終的失效模式:頂板不受約束達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，第2層箱型結(jié)構(gòu)縱向外側(cè)封板首先進(jìn)入塑性變形，中間隔板變形很小;頂板四周簡(jiǎn)支達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，第2層箱型結(jié)構(gòu)縱向封板和中間隔板均破壞，但是外側(cè)封板變形比隔板大;當(dāng)頂板四周固定達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，第2層箱型結(jié)構(gòu)中間隔板最先崩潰。

3）與理論計(jì)算項(xiàng)比較可知:將液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的材料簡(jiǎn)化為各向同性彈塑性材料后計(jì)算出的結(jié)果比實(shí)際的各向異性材料更保守，偏于安全，可為液艙圍護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供必要依據(jù)。

［1］PAIK J K．Limit state design technology for a membrane type liquid natural gas cargo containment system under sloshing impacts［J］．Marine Technology，2006，43（3）:126－134．

［2］ISSC．REPORT of Committee I．2:Loads［A］．Proc of 16 th Int．Ship and Offshore Structures Congress，St John's，2006，1:87－179．

［3］ISSC．REPORT of Committee II．2:Dynamic Response［A］．Proc of 16 th Int．Ship and Offshore Structures Congress，St John's，2006，1:267－367．

［4］ABS．STRENGTHassessmentofmembrane-typeLNG containment systemsundersloshingloads［S］．ABS Guidance Notes，2006．

［5］IACS．COMMON structural rules for double hull oil tanker［S］．IACS Common Structural Rules，2006．

［6］朱仁慶．液體晃蕩及其與結(jié)構(gòu)的相互作用［D］．無(wú)錫:中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，2001．

ZHU Ren-qing．The interaction between sloshing of liquid and structure［D］．Wuxi:China Ship Scientific Research Center，2001．

［7］王德禹，金咸定，李龍淵．液艙流體晃蕩的模型試驗(yàn)［J］．上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1998，32（11）:114－117．

WANG De-yu，JIN Xian-ding，LI Long-yuan．On model experiment of sloshing intanks［J］．Journal of Shanghai Jiaotong University，1998，32（11）:114－117．

［8］王德禹，李龍淵，施其．三自由度晃蕩模擬裝置及其模態(tài)分析［J］．海洋工程，2000，18（4）:94－96．

WANG De-yu，LI Long-yuan，SHI Qi．Three freedom solshing simulator and its model analysis［J］．Ocean Engineering，2000，18（4）:94－96．

［9］祁恩榮，崔維成．破損船體極限強(qiáng)度非線性有限元分析［J］．船舶力學(xué)，2005，9（5）:83－91．

QI En-rong，CUI Wei-cheng．Nonlinear finite element analysis of ultimate strength of damaged ship hulls［J］．Journal of Ship Mechanics，2005，9（5）:83－91．