王慶豐，戴書嫻，繆志剛

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

液化天然氣（LNG）燃燒清潔、污染小，現(xiàn)許多發(fā)達(dá)國家已經(jīng)廣泛應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)，成為世界上的主要能源。A型罐體菱形液艙的外形設(shè)計(jì)能充分利用船體貨艙內(nèi)的有效空間，具有艙容最大化的優(yōu)勢(shì)[1]。液化氣船在營運(yùn)過程中，獨(dú)立艙內(nèi)的液貨處于–163 ℃，與外界空氣、周圍海水之間存在熱交換，同時(shí)考慮船體在波浪中的運(yùn)動(dòng)和液貨艙內(nèi)部液體運(yùn)動(dòng)引起的動(dòng)載荷，因此在液罐與船體結(jié)構(gòu)之間需要設(shè)置一定數(shù)量的支座來阻隔低溫和支撐罐體。本文采用新型的支座系統(tǒng)，充分發(fā)揮它們支撐、滑動(dòng)、絕緣一體的功能。

1 支座設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)形式及安裝初始位置

1.1 支座初始安裝位置

A型液貨艙作為獨(dú)立結(jié)構(gòu)體，不構(gòu)成船體結(jié)構(gòu)的一部分，而是由支撐系統(tǒng)限制罐體運(yùn)動(dòng)。罐底安裝防縱搖支座、防橫搖支座和滑動(dòng)支座，罐頂支座安裝防橫搖支座和止浮支座。在罐頂甲板氣室開口處不設(shè)置支座，罐頂也不布置防縱搖支座，因?yàn)椴煌跈M搖，縱搖的角度一般很小，罐體對(duì)兩側(cè)的縱艙壁接觸可能性為0。支座位置應(yīng)處于船舶的強(qiáng)框架肋位[2]，再綜合考慮分艙及布置等因素，本文支撐系統(tǒng)的初始布置如圖1所示。

1.2 支座結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

參考C型的支座型式，結(jié)合A型液貨艙的實(shí)際情況，對(duì)支座進(jìn)行分類。

圖1 支座安裝初始位置Fig.1 Initial installation position of supports and chocks

圖2（a）為防縱搖總支座，支承墊塊上表面鋪了一層不銹鋼包覆件，可以加強(qiáng)滑動(dòng)減小摩擦避免木墊磨壞，支承墊塊與鑲嵌塊用螺栓固定連接，鑲嵌塊是由層壓木或樹脂材料制成，在鑲嵌塊和支撐木墊之間理論預(yù)留3 mm，避免限死。使用鑲嵌塊的優(yōu)勢(shì)：1）木墊容易現(xiàn)場(chǎng)加工，厚度可調(diào)；2）使用木墊加工后，保證不會(huì)點(diǎn)狀受力導(dǎo)致局部應(yīng)力過大，且面對(duì)面的受力不會(huì)產(chǎn)生局部破損。支撐木墊與上、下金屬結(jié)構(gòu)件之間均涂有環(huán)氧樹脂固定，下金屬結(jié)構(gòu)件由鍵板肘板和擋板組成。圖2（b）是罐底的防橫搖支座，用來防止罐體橫向移動(dòng)及橫搖傾斜。圖2（c）是止浮支座結(jié)構(gòu)，A型液貨罐和雙層船殼相對(duì)自由，如果發(fā)生船艙區(qū)域破損進(jìn)水，液貨罐由于貨物比重過輕會(huì)產(chǎn)生很大的浮力而脫離船體結(jié)構(gòu)，會(huì)對(duì)頂部甲板結(jié)構(gòu)帶來影響。圖2（d）是滑動(dòng)支座，金屬結(jié)構(gòu)件和支承墊塊之間可以進(jìn)行各個(gè)方向滑動(dòng)。圖2（e）是罐頂?shù)姆罊M搖支座，不受垂向力，主要限制罐體橫向運(yùn)動(dòng)。

2 三艙段總體分析

2.1 三艙段分析

2.2 支撐系統(tǒng)的模擬

目前所作的研究中，劉玉智[4]在研究C型獨(dú)立液貨罐鞍座結(jié)構(gòu)分析受力時(shí)，無法有效模擬層壓木屬性，需要將層壓木轉(zhuǎn)換為彈簧單元求出垂向支反力，用體單元模擬層壓木有限元讀取縱向支反力。劉新宇[5]在研究獨(dú)立C型液罐時(shí)，用體單元模擬層壓木，提出2種非線性有限元分析方案——“罐體+層壓木”模型方案和“罐體+層壓木+船體”模型方案，層壓木和罐體之間采用不同的接觸方式處理，可以得到更準(zhǔn)確的受力和變形結(jié)果，但在工程應(yīng)用中存在難度。楊青松[6]將船體和液罐的相互作用力用近似正余弦公式計(jì)算來施加給罐體。

綜合考慮，本文采用Ansys軟件里的combine14一維彈簧單元對(duì)層壓木進(jìn)行模擬，在進(jìn)行計(jì)算時(shí)，需要循環(huán)刪除拉應(yīng)力。彈簧單元?jiǎng)偠扔?jì)算公式為：

圖2 各支座結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Diagrammatic sketch of each support structure

式中：H1，H2，H3分別表示不銹鋼片、木塊、環(huán)氧樹脂的厚度，mm；E1，E2，E3分別表示不銹鋼片、木塊、環(huán)氧樹脂的彈性模量，MPa；A1，A2，A3分別表示不銹鋼片、木塊、環(huán)氧樹脂垂直受壓方向的截面積，mm2；

2.3 邊界條件

本文在前后端面分別施加端面邊界條件，中和軸高度建立獨(dú)立點(diǎn)，對(duì)獨(dú)立點(diǎn)施加彎矩及位移、轉(zhuǎn)角約束。

表1 整體模型的邊界條件設(shè)置Tab.1 Boundary conditions of the global model

3 載荷及組合工況

載荷中應(yīng)包括船體梁總縱彎矩、液艙內(nèi)部壓力（包括液體靜動(dòng)壓力和液貨艙蒸汽壓力）、舷外水壓力等局部載荷，以及船舶運(yùn)動(dòng)慣性力及船體、罐體的自重[7]。

3.1 液貨罐體、船體自重

船體材料為Q235鋼，罐體材料為耐低溫且較低熱膨脹系數(shù)的奧氏體鋼。

我國雖然是一個(gè)發(fā)展中國家，但是在公路施工期噪聲的應(yīng)對(duì)過程中，正保持高度關(guān)注，監(jiān)測(cè)方法主要是表現(xiàn)在以下幾項(xiàng)內(nèi)容：第一，監(jiān)測(cè)手段的開展必須進(jìn)行多個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的有效布置。例如，部分地方的公路施工期噪聲監(jiān)測(cè)，之所以沒有取得理想的成績，很大一部分原因在于，監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)量非常少，得到的結(jié)果和數(shù)據(jù)等，并不具備高度的準(zhǔn)確性，由此產(chǎn)生的缺失較為嚴(yán)重。第二，監(jiān)測(cè)工作的進(jìn)行，要求進(jìn)行不同時(shí)間點(diǎn)的針對(duì)性監(jiān)測(cè)。從目前所掌握的情況來看，公路施工期噪聲的出現(xiàn)是必然現(xiàn)象，但是由于受到施工時(shí)間的限制，以及周邊環(huán)境的限制，在噪聲的強(qiáng)度上會(huì)出現(xiàn)階段性的變化，通過對(duì)不同時(shí)間段開展有效的監(jiān)測(cè)，能夠?qū)ξ磥矸乐喂ぷ?，提供更多的參考和指?dǎo)。

3.2 船體梁彎矩

船體梁總縱彎矩分為總縱垂向彎矩和總縱水平彎矩，總縱垂向彎矩由垂向靜水彎矩和垂向波浪彎矩組成，垂向波浪彎矩又分為中垂波浪彎矩和中拱波浪彎矩[8]。

3.3 液貨載荷

在有限元強(qiáng)度評(píng)估中，內(nèi)部壓力用來表征施加在液貨艙或壓載艙內(nèi)部的瞬時(shí)最大壓力值[10]。

3.4 船體舷外壓力

外部壓力指LNG船在航行過程中由于自重或載重使海水對(duì)船外殼水線以下部分造成的壓力。

3.5 組合工況

根據(jù)ABS rules，本文選取對(duì)支座影響較大的工況進(jìn)行計(jì)算，其中，LC3為單純垂向運(yùn)動(dòng)、LC5為有橫向加速度的垂向工況、LC6為三向加速度聯(lián)合作用工況，LC12為破艙浸水工況，LC13為碰撞工況，LC15為靜橫傾30°工況。

摩擦因數(shù)0.1指的是在有限元模型下，包覆件與層壓木之間的摩擦力系數(shù)。但對(duì)于獨(dú)立的支座摩擦力計(jì)算，摩擦系數(shù)取0.3。本文計(jì)算滑動(dòng)支座水平載荷的摩擦系數(shù)取0.3。

表2 常規(guī)設(shè)計(jì)工況Tab.2 Conventional design load case

表3 特殊意外工況Tab.3 Special accidental load case

3.6 層壓木各項(xiàng)應(yīng)力計(jì)算

支座位置的調(diào)整，需要考慮到層壓木的承載情況，本文分別對(duì)層壓木的壓應(yīng)力、彎曲應(yīng)力、切應(yīng)力進(jìn)行校核。

4 45 000 m3 A型罐LNG船的相關(guān)參數(shù)計(jì)算

4.1 相關(guān)計(jì)算參數(shù)

計(jì)算結(jié)構(gòu)船長LSC=182.910 m，船寬B=30 m，型深D=20 m，結(jié)構(gòu)吃水=10.3 m。本文計(jì)算的45 000 m3A型LNG船是1艘多用途船，主要裝載LNG、LEG和LPG液貨，乙烷的比重大于LNG的比重，因此本文主要用乙烷密度來校核層壓木強(qiáng)度。

4.2 結(jié)構(gòu)模型

4.2.1 層壓木相關(guān)參數(shù)計(jì)算

計(jì)算的總剛度數(shù)值需要平均到每一個(gè)彈簧單元，如表4所示。

4.2.2 有限元模型

高度方向取整個(gè)型深，寬度方向取整個(gè)船寬，長度方向以FR127為中心，向首至FR183強(qiáng)框架，向尾至FR69強(qiáng)框架。

表4 層壓木剛度計(jì)算參數(shù)Tab.4 Calculated parameters of rigidity of laminated wood

圖3 A型LNG船及獨(dú)立艙有限元模型Fig.3 Finite element model of A-type LNG and independent tank

4.3 計(jì)算結(jié)果

4.3.1 各支座垂向受力圖

圖5 顯示了罐底第1，2，4，5行的支座垂向受力結(jié)果，圖6顯示了罐體中線面上的支座垂向受力結(jié)果，由于船體模型及載荷對(duì)稱，圖7僅顯示一側(cè)止浮支座垂向受力結(jié)果，由于彈簧單元受壓不受拉，各支座的垂向力結(jié)果均為負(fù)值。

圖4 支座彈簧細(xì)節(jié)圖Fig.4 Detail diagram of springs

4.3.2 防橫搖支座橫向及防縱搖縱向受力圖

4.3.3 支座各項(xiàng)應(yīng)力校核

層壓木的許用應(yīng)力值如表5所示。

可推出滑動(dòng)支座的層壓木許用垂向壓力為–8 160 kN。在罐底肋位FR103處，第1，5行的滑動(dòng)支座受力均已超過許用壓力值，因此，在罐底第1，5行的肋位FR106處分別增設(shè)一個(gè)滑動(dòng)支座分擔(dān)受力。止浮支座的層壓木許用垂向壓力為8 160 kN，在罐頂肋位FR127處，罐頂?shù)闹垢≈ё瓜蚴芰σ殉^許用壓力值，因此在罐頂FR130處，兩側(cè)均增設(shè)一個(gè)止浮支座。

由表5可知，除了滑動(dòng)支座和止浮支座的垂向受力不足外，其他肋位的支座在最危險(xiǎn)工況下的各項(xiàng)應(yīng)力值均滿足強(qiáng)度衡準(zhǔn)。

優(yōu)化前后受力對(duì)比如圖10所示。

5 結(jié) 語

1）船體梁彎矩是中拱還是中垂，對(duì)不同位置的支座垂向受力影響很大。船體在中垂?fàn)顟B(tài)下，罐底沿罐長方向的兩端滑動(dòng)支座垂向受力遠(yuǎn)大于中間其他肋位的支座。船體在中拱狀態(tài)下，罐底中間肋位的防縱搖支座垂向受力遠(yuǎn)大于其他肋位的支座。

圖5 罐底第1，2，4，5行支座垂向受力折線圖Fig.5 Vertical force on 1，2，4，5 row of supports at bottom of tank

圖6 罐底中線面支座的垂向受力圖Fig.6 Vertical force of supports at the center line of tank bottom

圖7 止浮支座垂向受力折線圖Fig.7 Line chart of vertical force acting on anti-float supports

表5 層壓木各項(xiàng)許用應(yīng)力Tab.5 Various allowable stress of laminated wood

表6 層壓木各項(xiàng)計(jì)算應(yīng)力Tab.6 Various allowable stress of laminated wood

圖8 防橫搖支座橫向受力折線圖Fig.8 Line chart of transverse force acting on anti-roll supports

圖9 防縱搖縱向受力折線圖Fig.9 Line chart of longitudinal force acting on anti-pitch supports

圖10 支座受力前后對(duì)比

2）無論罐底還是罐頂，在罐中及靠近罐首尾的肋位附近，支座各向受力在不同工況下一般受力都很大，應(yīng)重點(diǎn)注意，為后續(xù)的支座金屬結(jié)構(gòu)件的優(yōu)化奠定了基礎(chǔ)。

3）當(dāng)某一支座受力超出許用應(yīng)力值時(shí)，在臨近肋位增設(shè)支座數(shù)量，可以削弱原兩側(cè)支座受力，但對(duì)其他肋位處的支座受力無明顯影響。說明本文的支座安裝位置優(yōu)化方案可行。