雙燃料油船LNG C 型艙鞍座區域溫度場分析

邱吉廷，喬薛峰，吳兆年

(中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011)

0 引 言

在全球能源轉型的背景下，伴隨著LNG 作為船用主機燃料技術的成熟，其在航運業的應用也愈加普遍。對于雙燃料油船而言，基于LNG C 型罐自持性、裝載靈活和安全性高的特點，C 型罐屬于獨立的壓力容器結構，無需再設“次屏壁”，制造工藝簡單，在不影響人行通道和貨油主管布置的前提下可布置于主船體上甲板面，降低危險區域要求的影響，有效減少船舶建造成本。將LNG C 型罐布置于主船體上甲板已經成為油船燃料維護系統設計的最優方案。

LNG C 型燃料艙需裝載零下165℃低溫液體，為防止因主船體變形發生相對位移，并承載因船體運動引起的慣性力，LNG C 型艙的一端設計為滑動鞍座，另一端設計為固定鞍座，因LNG C 型燃料艙布置于油船上甲板面上，考慮結構強度需要，鞍座結構應與主船體上甲板強橫梁/橫艙壁等橫向結構對齊。此外，在LNG C 型燃料艙外部包覆有隔熱效能良好的絕緣層，不與上甲板面直接接觸，低溫C 型燃料罐體主要通過鞍座與船體結構之間發生熱傳遞，因此，為保證主船體結構安全，需確定LNG C 型燃料艙鞍座區域結構的溫度場分布情況。

目前國內關于LNG C 型艙作為液貨維護系統進行的溫度場研究較多，但是針對LNG C 型燃料圍護系統的溫度場分析較少，本文以某型雙燃料油船為例，采用三維有限元直接計算方法對C 型燃料艙鞍座區域溫度場分布進行探討，確保主船體材料溫度位于安全范圍內，并進一步結合鞍座加強結構有限元強度分析方法，為雙燃料油船LNG C 型艙鞍座區域的船體結構材料設計選擇提供參考。

1 基本原理

本文溫度場分析基于三維空間定常穩態傳熱，在穩定溫度場中，溫度只是位置坐標的函數，系統溫度不隨時間而改變，并且船體結構材料特性和邊界不隨溫度變化。只要溫度載荷及邊界條件確定，就可以確定LNG C 型燃料艙鞍座區域結構的溫度分布情況。

不同于LNG 運輸船，LNG C 型罐僅作為油船的燃料圍護系統而非液貨圍護系統，因此《國際散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規則》（簡稱IGC 規則）對其已經不再適用。雙燃料油船LNG C 型燃料艙溫度場計算參考的主要規范要求如下：

1）《使用氣體或其他低閃點燃料船舶國際安全規則》（簡稱IGF 規則）；

2）《散貨船和油船共同結構規范》（簡稱CSR 規范），即適用于船長為150 m 及以上的雙殼油船結構。

另外，根據雙燃料油船LNG C 型燃料圍護系統的特點：C 型燃料艙內裝載的-165℃ LNG 為低溫冷源，C 型燃料艙及所位于上甲板結構的外界大氣環境為高溫熱源，低溫液體、外界大氣環境共同構成C 型燃料圍護系統的傳熱介質，以實現系統熱平衡。系統內存在溫度差就會發生熱傳遞，熱傳導是固體中熱傳遞的主要方式，微觀上因物體中大量的分子熱運動互相撞擊，從而實現熱能傳遞的過程；熱對流是液體介質和氣體介質中熱傳遞的主要方式，宏觀上因液體或氣體的流動來傳遞熱能。同時，作為非封閉系統，即不考慮C 型燃料艙與主船體上甲板結構之間的輻射傳熱。

綜上所述，雙燃料油船LNG C 型燃料艙系統的熱傳遞具體過程包括：

1）低溫LNG 液體以自然對流方式與C 型燃料罐體板（主屏壁）傳遞熱量，并假定主屏壁處于LNG 燃料的溫度；

2）C 型燃料罐體板（主屏壁）以熱傳導方式通過層壓木與支撐鞍座間進行熱傳遞；

3）假定空氣為靜止狀態，無強制對流，外界空氣以自然對流方式與上甲板及支撐鞍座區域結構進行熱交換。

固定鞍座傳熱過程如圖1 所示。

圖1 溫度場分析的邊界條件Fig.1 Boundary condition of analysis

在傳導換熱時，傳熱速率與溫度的變化梯度呈線性關系，即傅里葉定律：

式中：為傳熱速率，W/m；為導熱系數，W/(m·K)；為溫度梯度，K/m。

在對流換熱時，傳熱速率與物體的表面和環境之間的溫度差呈線性關系，即牛頓冷卻定律：

式中：為對流換熱系數，W/(m· K)；為固體表面與流體的溫差，K。

2 溫度場分析

2.1 有限元模型

以某型雙燃料油船為例，利用MSC.Patran 建立LNG C 型燃料艙溫度場計算的有限元模型，分析模型包括主船體結構、C 型燃料艙、層壓木及鞍座支撐等。船體模型縱向范圍取覆蓋C 型燃料艙鞍座前后各3 個強框間距，高度方向由舷側2 號水平桁至上甲板，考慮船體結構沿中縱剖面左右對稱，僅選取左舷上甲板面上的C 型燃料艙進行溫度場分析。

有限元模型中主船體所有主要縱向和橫向結構均應建模，板應使用殼單元（SHELL）模擬，所有的骨材采用一維梁單元（BEAM）模擬。對于LNG C 型艙，其罐體及鞍座支撐結構均采用殼單元（SHELL）模擬，層壓木結構采用體單元（SOLID）模擬，且一般采用6 面體單元。溫度場計算有限元模型和鞍座局部有限元模型分別如圖2 和圖3 所示。

圖2 溫度場分析有限元模型Fig.2 FEM model of temperature analysis

圖3 鞍座局部有限元模型Fig.3 FEM model of saddle

對于雙燃料油船，當船體溫度場分析是用于鋼材選取時，需滿足以下外部環境工況：

1）對于全球航行的船舶，一般采用IGF 環境工況；

2）對于船長為150 m 及以上的雙殼油船，需滿足CSR 環境工況。CSR 規范對船體強力構件的結構評估設計溫度，即最低日平均空氣溫度的平均值為-10℃。

綜上所述，溫度場計算的外界環境工況的參數如表1 所示。

表1 環境條件Tab.1 Environmental conditions

考慮LNG 低溫特性，LNG C 型燃料艙需采用耐低溫且具有較低熱膨脹系數的奧氏體鋼，如9Ni 鋼。LNG C 型燃料艙與支撐鞍座之間設置層壓木材料，層壓木的設計需滿足絕熱能力要求。由于層壓木材料的導熱系數在不同的溫度下是變化的，為了準確模擬層壓木的絕熱性能，通過建立場函數的方式模擬層壓木在不同溫度下的導熱系數，其具體數值可根據溫度分布線性插值確定。根據生產廠家提供的資料，溫度場有限元分析所需要的相關材料計算參數如表2 和表3所示。

表2 材料導熱系數Tab.2 Material parameter

表3 材料對流換熱系數Tab.3 Material parameter

2.2 計算結果

2.2.1 環境溫度5℃下溫度場計算結果

通過上述邊界和溫度載荷輸入參數，計算得到模型的溫度場分布云圖，如圖4～圖8 所示。可以發現，對于主船體結構而言，鞍座與上甲板船體結構接觸的部位溫度較低，達到4.44℃。層壓木起到熱屏壁的關鍵作用，而且其自身的溫度梯度變化很大。隨著遠離支撐結構，船體結構溫度迅速升高，達到環境溫度。鞍座附近結構詳細溫度場計算結果如表4 所示。

表4 環境溫度5℃下溫度場計算結果Tab.4 Temperature results under environment 5℃

圖4 整體模型的溫度場分布Fig.4 Temperature distribution for total model

圖5 層壓木的溫度場分布Fig.5 Temperature distribution for woods

圖6 鞍座的溫度場分布Fig.6 Temperature distribution for saddle

圖7 上甲板的溫度場分布Fig.7 Temperature distribution for upper deck

圖8 鞍座加強結構的溫度場分布Fig.8 Temperature distribution on deck transverse located under saddle

2.2.2 環境溫度-10℃下溫度場計算結果

通過上述邊界和溫度載荷輸入參數，計算得到模型的溫度場分布云圖，如圖9～圖13 所示。可以發現，對于主船體結構而言，鞍座與上甲板船體結構接觸的部位溫度較低，達到-10.5℃，層壓木起到熱屏壁的關鍵作用，而且其自身的溫度梯度變化很大。隨著遠離支撐結構，船體結構溫度迅速升高，達到環境溫度。鞍座附近結構詳細溫度場計算結果如表5 所示。

表5 環境溫度-10℃下溫度場計算結果Tab.5 Temperature results under environment-10℃

圖9 整體模型的溫度場分布Fig.9 Temperature distribution for total model

3 船體結構材料確定

圖10 層壓木的溫度場分布Fig.10 Temperature distribution for woods

圖11 鞍座的溫度場分布Fig.11 Temperature distribution for saddle

圖12 上甲板的溫度場分布Fig.12 Temperature distribution for upper deck

圖13 鞍座加強結構的溫度場分布Fig.13 Temperature distribution on deck transverse located under saddle

雙燃料油船LNG C 型燃料艙鞍座區域結構構件尺寸可利用艙段模型有限元分析方法確定，選擇目標鞍座所在的貨油艙作為中間艙。由于雙燃料油船C 型燃料艙布置于主船體上甲板面，船體梁總縱應力較高，在分析C 型燃料艙鞍座加強結構局部強度時，需疊加船體梁總縱彎矩的影響。同時，參考IGF 規則，有限元強度計算的環境載荷還包括C 型燃料艙內部壓力及其自重、舷外海水壓力和甲板上浪載荷等，并考慮基于滿載工況下的C 型燃料艙碰撞事故載荷。

艙段有限元強度模型的邊界條件可按懸臂梁處理，即將艙段模型一端剛固，一端施加船體梁總縱彎矩。另外，C 型燃料艙鞍座沿船長方向布置，對于固定鞍座和滑動鞍座位于不同貨油艙上甲板面的情況，可分別選取目標鞍座所在的貨油艙作為中間艙，在相應的艙段模型中加載目標鞍座位置處的船體梁總縱彎矩。

因船舶運動所引起的C 型燃料艙內部壓力參考IGF規則計算，舷外海水壓力和甲板上浪載荷基于CSR 規范計算。綜合以上分析，參考規范要求，C 型燃料艙鞍座加強結構有限元分析載荷組合工況如表6 所示。

表6 載荷組合工況Tab.6 Loading condition

可以發現，施加的船體梁總縱彎矩隨著船舶運動加速度的變化而變化，當船舶處于正浮狀態時，橫向和縱向加速度相對較小，考慮的船體梁總縱彎矩值最大。而在碰撞事故工況下，則不考慮疊加船體梁總縱彎矩。其中固定鞍座下甲板強橫梁的有限元應力計算結果如圖14 所示。

圖14 固定鞍座下甲板強橫梁應力計算結果Fig.14 Stress for deck transverse located under fix saddle

IGC 規則關于低溫材料等級的規定要求對燃料圍護系統的主船體結構已不適用，雙燃料油船船體低溫材料等級需參考相應的船級社規范確定。基于ABS《rules for building and classing marine vessels》，LNG C 型燃料艙鞍座及暴露于低氣溫下的船體結構材料要求如表7 所示。

表7 結構材料的等級及厚度Tab.7 Material class and thickness

4 結 語

本文對某雙燃料油船LNG C 型燃料艙鞍座區域船體結構進行溫度場分析，并結合鞍座有限元強度分析方法，確定船體結構材料，得到以下結論：

1）LNG C 型艙作為油船的燃料圍護系統，溫度場計算傳熱模型、邊界環境及船體結構材料低溫等級的規定要求與C 型艙作為液貨圍護系統時存在一定的區別，在設計時需予以關注。

2）三維有限元溫度場計算方法可以準確評估燃料圍護系統的溫度場分布，位于C 型燃料艙鞍座正下方附近區域的主船體上甲板結構溫度最低，借助于合理設置層壓木，主船體上甲板結構選擇AH 鋼即可滿足規范要求，有效降低了船廠建造成本，該方法可供實船設計借鑒。