多海況下船用C 型LNG 燃料罐強度分析

曾小林，牛 錚，姚佐權，李家樂，鄭 健

（1.上海船舶設備研究所，上海 200031；2.合肥通用機械研究院有限公司，合肥 230031）

0 引言

隨著國家對節能減排的大力推廣，船舶動力來源逐漸升級，傳統燃料動力已難以為繼。液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）作為一種新興能源，具有存量大、排放少和使用便捷的優點，經過一段時間的推廣和發展，LNG動力船舶已在一定范圍內應用于我國的海洋運輸企業，將LNG作為船舶動源帶來的經濟效益和環保紅利也逐漸引起了行業重視[1]。

相比于國外，我國LNG燃料船主要來源于內河航道的柴油船舶改造。2010年，“武輪拖302”號LNG-柴油混合動力船試航成功，實現我國在這個領域零的突破[2]。船用C型LNG燃料罐作為一種獨立型儲罐，特別適用于中小型船舶的應用。總體看來，LNG船用起步較晚[3-4]，相關研究薄弱，存在較多工程問題有待解決[5]。

在江海聯運的大背景下，開展多海況下船用C型LNG燃料罐的強度研究[6-7]，可以保障船舶動力系統長周期安全運行[8]，有利于加快目前為數眾多適用性船舶“油改氣”的升級改造，從而提高運輸經濟效益[9]，提升我國海洋運輸行業競爭力[10]。

1 船用C 型LNG 燃料罐

作為基于壓力容器分析方法設計的設備，船用C型LNG燃料罐具有承壓特種設備的獨特屬性，主要表現為事故危害大、容易涉及人民財產損失等。同時，出于泄露安全性考慮，通常會采用雙層臥式結構，在復雜海況的作用下，外罐和內罐之間的連接結構往往成為設計分析的熱點及難點。

以1臺8 m3船用C型LNG燃料罐為例，如圖1所示。

圖1 8 m3 船用C 型LNG 燃料罐

這臺LNG燃料罐采用S30408材質，內罐體規格為Ф1 600 mm×8 mm×3 400 mm，外罐體規格為Ф1 800 mm×8 mm×3 800 mm，內外罐封頭均為標準橢圓結構。內外罐通過2組共8個45°分布的玻璃鋼支撐管連接，即8點支撐形式，前方向4個1組玻璃鋼支撐管設置為滑動支撐，后方向4個1組玻璃鋼支撐管設置為固定支撐，這種約束形式可以通過有效位移來釋放海況外載引起的附加應力。同理，采用2個150°包角鞍座對結構進行整體支撐，前端鞍座滑動，后端固定。考慮到貯存LNG的低溫屬性，內罐外壁表面鋪設鋁箔復合紙進行保冷處理；同時，對外罐內部進行抽真空以進一步保證結構的絕熱性能。燃料罐后端處的冷箱，包含了工藝和管路集成系統；冷箱內部壓力較小，可采用結構鋼框架，通過熱墊層與船體甲板連接。LNG燃料罐主要設計參數見表1。

表1 LNG 燃料罐主要設計參數

LNG燃料罐的強度計算采用壓力容器分析方法，根據相應數據，主體材質所用的S30408板材的材料性能見表2所示。

表2 S30408 性能數據

2 海況條件

針對在復雜海洋環境下航行的船舶，海況可等效為各個方向的慣性力條件。《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范》中對此有過詳細規定，但參與計算的參數較多，例如船舶長度、液貨艙與船舶的相對尺寸等，這些參數往往在設備設計階段難以準確得出，這也為各方向慣性力的計算帶來了諸多不確定性。

然而，CB/T 4453—2016《船用液化天然氣燃料儲罐》中規定，在各方向慣性力難以準確取得的情況下，可對海船采用如下慣性力取值：1）運動方向2g慣性力；2）與運動方向成直角的水平方向1.5g慣性力；3）重力方向向上1g慣性力；4）重力方向向下2g慣性力。

此外，參考《散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規范》中內容，增加側向傾斜30°的海況，以分析強烈橫浪沖擊造成船體傾斜的載荷工況。

需要指出的是，在設計方無法獲知燃料罐的放置方向與船首方向關系的情況下，本著保守分析的原則，運動方向2g慣性力不僅體現在燃料罐的軸向，還應考慮其側向的影響。

主要海況載荷參數見表3。

表3 主要海況載荷參數

3 溫度場分析

選取內罐、保冷材料（鋁箔復合紙）和外罐進行溫度場分析，在計入82%的LNG充裝率的前提下，主要分析LNG（?196 ℃）與內罐金屬材料的熱對流，空氣（保守環境溫度50 ℃）與外罐金屬材料的熱對流作用，外罐內壁與保冷材料之間輻射以及不同材料的熱傳導。內外罐的有限元溫度場計算結果如圖2和圖3所示。

圖2 整體溫度場分析結果

圖3 局部溫度場分析結果

內罐整體溫度非常均勻，幾乎不存在溫差。由于內外罐相對位置并不是前后對稱，因此受熱輻射影響，外罐整體存在有限溫差，溫差僅為2.7 ℃。結構溫差主要體現在保冷材料上，由內向外溫度從?195.81 ℃升至46.84 ℃。

由此可見：保冷材料有效控制了金屬結構的溫度梯度，避免較大熱應力的產生，對內、外罐的熱保護作用明顯。

4 強度分析

根據溫度場的計算結果可見：內外罐各自的溫差均較小，保冷材料的絕熱性能使得內部熱應力問題得到有效規避。在對C型燃料罐進行強度分析時，主要考慮壓力和慣性力引起的載荷對結構支撐件的影響。

在某些海況條件下，載荷不具有對稱性，因此計算模型總體采用全模型。個別海況載荷具備對稱性條件，亦可采用1/2模型以合理提高分析效率。

在海況1下，C型燃料罐的整體應力強度云圖如圖4所示。由圖4可以看出：在結構受到橫向慣性力和重力慣性力聯合作用時，結構固定端鞍座的側面受影響最大，此處結構應力極值為387.11 MPa。

圖4 燃料罐應力強度云圖（海況1）

同時，內外罐也相應受到慣性力的影響。由圖5可知：內罐大部分區域在內壓的影響下，受力較為均勻，但是在固定端的玻璃鋼支撐點處，局部應力較大，較內罐平均應力存在2倍應力的波動。外罐受力亦然，在固定端的玻璃鋼支撐點處應力水平局部達到了239.55 MPa。

圖5 燃料罐內外罐應力強度云圖（海況1）

由圖4和圖5可知，海況1下，結構受力熱點主要集中在受慣性力影響較大的支撐件上，包括外罐鞍座和內外罐的玻璃鋼支撐加強件附近；內壓引起的非自限性應力響應并不是造成結構失效可能性的關鍵因素。

海況2下的結構應力強度云圖如圖6和圖7所示。模型應力最大值出現在固定鞍座底板處，此處產生了范圍很小的局部高應力區，區域最大值為241.08 MPa。內罐結構，前后封頭應力水平較高，尤其是前封頭，應力極值為218.90 MPa。外罐結構整體應力水平較低，應力較高區域主要分布在內外罐支撐件的加強墊板附近，應力最大值為92.42 MPa。

圖7 燃料罐內外罐應力強度云圖（海況2）

與海況1不同，慣性力引起的應力擾動并沒有影響到壓力載荷帶來的整體應力分布趨勢，內罐前后封頭處的應力極值水平仍然由內壓主導。海況2的慣性力對外罐和鞍座相同部位的應力響應也不及海況1。

在海況1～海況5下，結構各部位的應力強度最大值及相關關系如圖8所示，圖8中內罐應力強度最大值除海況1出現在內罐的支撐加強件上，其余海況下均出現在封頭上。外罐和鞍座在各海況下的應力強度最大值位置相同。

圖8 不同海況下各部件應力強度最大值比較

由于船用C型燃料罐在長度方向尺寸較大，首先造成附加的液柱靜壓上升，內罐的薄膜應力較大：另一方面，鞍座和玻璃鋼支撐結構都是一端固定、一端滑動，在前后方向2g慣性力作用下，長度方向的大力臂會不可避免地產生附加高彎矩，考慮到固定端約束較強，其附近局部結構受彎矩影響而生成高應力區域，從而形應力熱點。因此，海況1下的結構應力水平普遍偏高。

其余海況中，受到慣性力方向尺寸和慣性力大小的限制，附加彎矩對結構受力環境的影響較為有限，尤其是內罐封頭處，應力極值的產生主要還是由內壓引起的，外罐結構的應力水平也較小。需要注意的是：在海況5下，結構整體受到偏心重力作用而產生的附加彎矩也處于高位，與偏心方向相背的鞍座作用點附近的應力水平也不容忽視。

由于此次分析的船用C型燃料罐已成功應用于工程實際當中，采用壓力容器強度校核方法的應力分類與評定過程受到篇幅影響，再此不作贅述。根據分析結果，各類海況條件下，海況1無疑是較為危險的工況，對結構的合理設計乃至后期的優化分析都提出了較高的要求。

5 結論

1）通過對1臺船用C型LNG燃料罐進行的整體溫度場分析發現，內罐表面由鋁箔復合紙組成的保冷材料是結構最重要的絕熱部件，在很大程度上減緩了內外罐金屬結構的溫度分布，保證了溫度均勻性，從而規避了熱應力對結構失效的影響。

2）在船用C型LNG燃料罐的強度分析中，相較于其他海況而言，海況一中的運動方向2g慣性力對結構應力水平影響較大，尤其是鞍座固定端和內罐支撐加強件附近，這對結構設計和優化分析提出了較高的要求。因此海況一也是整個海況分析中的重點與難點，應在設計過程中首要考慮并謹慎對待。