7 500 m3 LNG 加注船結構設計要點

趙家蛟，崔兵兵，莊科挺

（上海船舶研究設計院，上海 201203）

0 前 言

自國際海事組織（IMO）實施限硫令以來，航運業正式步入低硫時代。 LNG 作為清潔高效的燃料受到船舶運輸市場的青睞，中小型LNG 加注兼運輸船訂單量也不斷攀升。 7 500 m3LNG 加注船是上海船舶研究設計院為國外船東設計的一型液化天然氣加注/運輸船，擁有自主知識產權，懸掛馬耳他旗，入級DNV 船級社。

7 500 m3LNG 加注船，總布置圖如圖1 所示，總長約115.80 m、型寬19.00 m、型深11.80 m、設計吃水5.95 m、結構吃水6.20 m、肋骨間距700 mm，滿足1B 級冰區加強要求。采用雙底、雙殼、單凸起甲板結構形式，船體中部設有前后2 個C 型獨立液罐貨艙區，既可滿足LNG 運輸又可為其他船舶或岸上終端提供加注服務。C 型液罐設計壓力為0.45 MPa、最大貨物密度500 kg/m3，貨艙區配備高低位集管區。 機艙緊鄰貨艙后端壁，船尾設置2 臺全回轉定螺距導管推進器作為動力源，推進器前方設置呆木并作為船舶進塢后主要支撐結構。 船首區域配備1 臺隧道式首側推器，提高船舶LNG 加注靠、離泊機動能力。

圖1 7 500 m3 LNG 加注船總布置示意圖

1 結構設計要點

1.1 貨艙骨架形式

該船需滿足1B 級冰區加強要求， 貨艙區采用縱橫混合骨架形式，舷側外板冰區加強區域采用橫骨架式并設區域中間肋骨，貨艙單凸起甲板、頂邊艙、雙層底、內縱壁均為縱骨架式，詳見圖2、圖3，既滿足總縱強度要求， 又便于船體施工。 該船首尾及機艙區域采用橫骨架式。 雙層底為傾斜式內底，船中高度取900 mm，逐步升高至底邊艙桁材高1 100 mm， 滿足船東設置雙層底的特殊需求，最大限度降低液罐及雙層底結構重心高度。

圖2 外板展開圖（貨艙區）

圖3 典型橫剖面

強框的布置需考慮貨艙長度、鞍座、氣室及壓縮機間布置等因素，還需考慮船體縱骨尺寸與強肋骨腹板最小高度匹配、船體橫向強度、最小強框間距（規范通常要求不超過4 檔肋骨間距）等要求。 通過計算不同強框架間距（3 檔和4 檔肋骨間距）結構強度與構件重量， 在不影響船體結構重量的前提下，實船強框架取3 檔肋骨間距。

1.2 大跨度凸起甲板

貨艙區域凸起甲板剛度較弱，當船體受到總縱強度或其他外載荷的作用時，剛度較弱的區域可能會出現較大的局部變形或振動。 采用大跨度單跨強橫梁作為主要支撐結構，滿足規范要求。

凸起甲板氣室開孔及壓縮機間等局部區域，設計初期應考慮壓縮機引起的局部振動、變形、應力集中等因素，適當增加局部加強構件、提高局部板厚和鋼級等措施。 后續還要通過艙段有限元計算校驗氣室開孔處局部變形量是否滿足船體結構與氣室間隙要求和整體強度評估，既要確保該區域結構具有足夠強度與剛度，又要避免過度加強。

1.3 鞍座和止浮結構

C 型獨立液罐采用常規雙鞍座結構形式與船體相連，液罐及液貨的載荷集中通過鞍座傳遞至相鄰船體結構上。 受低溫收縮影響，為保證液罐沿罐體縱向可以小范圍移動， 前端鞍座設計為滑動式，僅對液罐提供法向支撐； 后端鞍座設計為固定式，不僅可以對液罐提供法向支撐，還可以限制其縱向位移。 鞍座主要由鞍座面板、鞍座腹板以及若干沿徑向布置的縱向肘板等組成， 能夠有效將液罐的動、靜載荷傳遞至船體結構。 鞍座面板與液罐間通過墊木和環氧等有效連接，每個鞍座下方至少布置3 道實肋板以便有效承擔鞍座傳遞的載荷，縱向肘板盡可能跨過3 道實肋板進而有效增加鞍座區域局部剛度。

液罐主要靠自身重量坐落在鞍座上，當發生意外情況導致貨艙進水時，受浮力影響液罐會慢慢浮起，需在各鞍座上方設置止浮結構，保證船體結構不遭受損害。 止浮結構通常與鞍座設置在同一橫剖面內，其結構形式和大小基于液罐止浮結構布置位置及艙內空間等因素確定。

鞍座與止浮結構的構件尺寸、鋼級等依據溫度場計算結果確定，并按照規范要求進行局部強度評估。

1.4 橫艙壁

貨艙區橫艙壁為平面艙壁，艙壁水平桁與舷側平臺對齊，垂直桁與凸起甲板縱桁、內底桁材對齊，垂直扶強材與凸起甲板縱骨、內底縱骨對齊，形成縱橫交錯的強力支撐結構，有利于提高橫艙壁結構在貨艙進水狀態下的剛度和強度。 艙壁水平桁布置要注意避開液罐球頭結構，同時可兼做檢修通道使用，充分利用貨艙空間，有效控制貨艙長度。

機艙前端壁采用階梯型水密橫艙壁結構形式，在距基線3 100 mm 與6 400 mm 兩處各形成一條折角線，3 100 mm 以下部分艙壁整體前移兩個肋位，既解決了機艙區設備布置和檢修通道難題，也充分利用貨艙區C 型液罐下方空間。

2 計算分析

2.1 溫度場計算

根據IMO《國際散裝運輸液化氣體船舶構造與設備規則》（IGC Code，2016）要求：“所承載的液貨溫度低于-10 ℃時，一般應進行船體溫度場分析；當液貨溫度低于-55 ℃時， 一般應進行船體熱應力分析。 ”該船貨物系統設計溫度為-163 ℃，罐體外設置適當的絕熱層，以確保船體結構不會因溫度過低發生脆性斷裂。 溫度場分析可以采用有限元分析法或船級社認可的簡化計算方法。 工程設計上以采用簡化計算方法為主，即采用將船體及液罐系統的三維傳熱簡化為一維傳熱方式進行溫度場計算，計算評估時考慮的傳熱方式僅包括傳導、對流和輻射。 從設計和建造角度看，將船體結構溫度控制在-30 ℃以內，對材料選擇較為有利。

基于船東特殊要求的環境溫度（即空氣溫度-5 ℃、海水溫度0 ℃），采用簡化計算方法進行溫度場分析。 考察對象主要有兩個區域： 一是與液灌隔離的貨艙處所結構， 如凸起甲板、 內殼板及內底板等； 二是與液罐直接連接的特殊結構， 如鞍座結構等。 計算結果表明：各計算區域船體溫度均低于-30 ℃，如表1 所示。

表1 溫度場計算結果

2.2 強度計算

2.2.1 貨艙區強度計算

該船有前后兩個貨艙，計算僅選取后貨艙作為屈服、屈曲強度評估對象，前貨艙等同加強。 采用DNV 的Genie 軟件建立有限元計算模型，模型范圍自機艙后端壁至前貨艙前端壁，并包含液罐及支撐結構。 鞍座與止浮結構等均需正確模擬，保證液罐載荷能夠通過鞍座傳遞至船體。 計算模型如圖4 所示。 計算工況分為靜態工況、海上航行工況及事故工況等3 類，每一類工況根據不同裝載情況分為若干子工況。 計算載荷主要考慮船體梁總縱彎矩、液艙內部壓力（包括液體靜動壓力和液罐蒸汽壓力）、船體外水壓力、船舶運動慣性力及船體（含液罐）自重等。 載荷計算加載通過DNV 的Nauticus Hull 軟件自動生成，典型計算工況載荷如圖5 所示。 模型邊界條件及衡準按照DNV 規范要求確定。

圖4 艙段有限元計算模型

圖5 載荷示意圖

計算結果表明：船體結構屈服及屈曲強度基本可以滿足規范要求，應力較高的區域主要在氣室開孔及其周圍甲板過渡區域、貨艙區內殼端部過渡區域等結構，如圖6 所示。 上述高應力區域主要是應力集中引起，設計時在氣室開孔、內殼等主要構件端部，需合理設計過渡結構形式。

圖6 高應力區示意圖

貨艙區各水密橫艙壁、鞍座及止浮裝置等結構計算結果滿足DNV 規范要求。

2.2.2 局部結構強度計算

集管區平臺通過圓管支撐結構與船體甲板相連， 集管區支撐結構分別采用φ200、φ300、φ350 等3 種規格， 建立典型區域計算模型并完整模擬圓管支撐結構（含圓管墊板），見圖7。當加注作業時受船體自身運動影響，圓管支撐結構會承受不同方向的力與彎矩， 不僅需要考慮支撐結構向下壓應力，還需要考慮其與甲板間焊縫所承受的向上拉應力。將圓管支撐與甲板間焊縫簡化模擬為板單元評估其受向上拉應力的方式得到船級社的認可， 圓管墊板與甲板間保留一定高度并通過板單元連接，高度值取圓管墊板與連接甲板厚度各1/2，連接板單元板厚取支撐甲板的1.25 倍。集管區平臺強度評估結果，滿足SIGTTO《液化氣體運輸船管匯的技術要 求》（Recommendations for Liquefied Gas Carrier Manifolds）相關要求。

圖7 集管區支撐結構計算示意圖

呆木呈倒梯形結構， 位于船尾部中心線處，因船舶進塢時尾部大部分重量由呆木結構承擔并傳遞至相鄰船體結構，船東提出2 倍結構安全因數要求，需要對呆木及相鄰區域進行局部強度校核。

計算模型包括主甲板下整個船體尾部， 如圖8所示，上建結構以質量點形式均布在相應主甲板平面；計算載荷除船體結構自重外，還需考慮進塢時燃油艙、壓載艙等殘余重量；計算載荷以面載荷形式施加在呆木結構底平面。 通過計算，對不滿足強度要求的構件如機艙前端壁垂直桁等通過增加構件尺寸、提高鋼級等措施予以解決。

圖8 呆木結構計算示意圖

2.3 振動噪聲計算

居住處所布置在機艙上方， 靠近尾推進器、主發電機組等主要設備，且需要滿足COMF（V-3）振動要求，因而有必要進行振動和噪聲計算評估。

2.3.1 振動計算

采用MSC.Patran 軟件建立全船計算模型（見圖9），計算主要考察航行和滿載兩個典型工況下船體總振動，確保在考核范圍內船體固有頻率與尾推進器、主發電機組等激振源頻率完全錯開并滿足規范頻率儲備要求。 計算結果表明，船體固有頻率完全避開各考察激振源頻率，且滿足規范要求的頻率儲備，總振動計算評估結果良好。 圖10 為滿載工況三階垂向振型圖。

圖9 總振動計算模型

圖10 滿載工況下三階垂向振型

計算結果見圖10，船體固有頻率完全避開各考察激振源頻率，且滿足規范要求的頻率儲備，總振動計算評估結果良好。

壓縮機間置于后貨艙單凸起甲板上方，艙室內除壓縮機等設備外還布置大量管系，在壓縮機間主要結構處選取若干典型位置作為振動響應計算考核點，如圖11 所示，壓縮機激振力作為激振源，采用與總振動計算相同的全船計算模型，計算結構固有頻率。壓縮機間考核點振動響應計算結果如圖12所示，滿足ISO 6954:2000《機械振動客船和商船適居性振動測量、報告和評價準則》要求。 首制船海試振動測試結果也進一步驗證計算結果， 振動指標優良。

圖11 壓縮機間振動響應考核點示意圖

圖12 振動響應計算結果

2.3.2 噪聲計算

采用經驗公式與統計能量法相結合的方法對上層建筑各艙室噪聲進行預報，模型利用全船總振動計算模型，將模型簡化處理，保留艙壁等主要結構滿足聲學預報模型要求， 噪聲計算模型如圖13所示。 噪聲源主要考慮主推進器與主發電機組，其相關參數主要由廠商提供，其他參數通過經驗公式計算。

圖13 噪聲計算模型

噪聲預報值與海試實測值較為接近，滿足IMO《船上噪聲等級規則》要求，預報值與首制船海試實測數據及IMO 標準值對比如圖14 所示。

圖14 噪聲計算結果對比

3 結 語

7 500 m3LNG 加注船貨艙區結構采用縱橫混合骨架形式，滿足1B 級冰區加強要求。 凸形甲板參與總縱強度，結構剛度比常規甲板形式低，中縱剖面液罐氣室開口處需特殊加強。 C 型液罐通過鞍座與船體結構連接，鞍座、止浮結構以及周圍的船體結構是主要承力構件，根據溫度場計算和局部強度評估結果確定。 為了保證結構安全和船員舒適性要求，需進行艙段、局部強度有限元計算分析和振動噪聲評估，進一步優化結構設計。 希望以上總結的LNG 加注船結構設計要點能對類似船型設計具有一定的參考作用。