2025, Vol. 47
2. 上海交通大学 海洋装备研究院，上海 200240;
3. 上海交通大学 海洋工程国家重点实验室，上海 200240
2. Institute of Marine Equipment, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China;
3. State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
近年来，随着环境问题的凸显以及天然气产量的不断增加，全球对液化天然气（LNG）的需求呈现持续增长趋势。相对于其他能源而言，液化天然气具有价格相对较低和清洁环保的特点。目前，超过1/4的天然气通过LNG运输船进行运输，LNG运输船的规模和数量也在增加。船上液化天然气温度达到−163 °C，为确保低温条件下LNG货舱的安全性和完整性，采用了独特的货物围护系统[1]。薄膜型围护系统以 GTT 开发的Mark III 和 NO96 型因其空间效率高、重量轻、建造成本低等特点最具竞争力。
在装卸液货和运输途中，围护系统通常会受到低温、静载荷和晃荡载荷的影响[2]。Kim等[3]通过单轴拉伸试验研究304L的非线性硬化行为，并提出基于TRIP现象的本构损伤模型，通过ABAQUS的用户自定义子程序验证模型的有效性。Shim等[4]通过对304L试件沿不同轧制方向开展低温拉伸试验，评估低温环境对304L材料的塑性变形特征和力学性能影响。Cha等[5]考虑温度变化导致的裂纹扩展和材料特性变化，通过纵向、横向和纤维垂直方向的压缩试验，研究不同厚度的MUF层合板在不同温度下的力学性能。Lee等[6]提出各向异性的统一弹塑性-粘弹性-损伤模型，描述R-PUF的材料非线性行为以及损伤/裂纹的发展，通过一系列实验室测试证明模型的有效性。Park等[7]探究了不同测试边界条件对R-PUF标准件压缩和拉伸测试结果的影响，并对现有的测试标准提出改良方案。Sohn等[8]通过非线性有限元分析，研究围护系统在低温条件下的弹塑性挠度特性及晃荡冲击压力下的非线性结构响应。Han等[9]利用全尺寸试验模型模拟实际低温运行条件，发现具有最小承载能力的样本仍有足够的安全系数。
在LNG船建造过程中，通常在底部围护系统上架设施工平台，集中载荷垂直作用于围护系统局部区域，这对围护系统承载能力提出了一定的要求。本文针对建造过程中垫块作用下Mark III Flex型围护系统展开研究，总结围护系统准静态载荷下失效模式，通过比较不同垫块作用面积、树脂绳间距、树脂绳宽度、底层合板厚度、泡沫密度的受力情况，确定不同工况下围护系统的抗压承载能力，指出影响围护系统结构失效的关键因素，并提出最优设计参数。
1 基于试验结果的有限元计算方法验证 1.1 有限元计算方法图1为Mark III围护系统有限元模型的平面尺寸示意图，模型长宽为340 mm×340 mm，高度为400 mm，垫块尺寸为250 mm×280 mm×100 mm。参考DNV规范，建立结构强度分析的有限元模型，其中次屏壁的建模被忽略。主屏壁和树脂绳假定为各向同性材料，层合板和主次绝缘层泡沫假定为各向异性材料。各向同性和各向异性材料属性分别见表1、表2。在围护系统中，聚氨酯泡沫（R-PUF）是关键组成部分，其力学性能直接影响围护系统的承载能力。为考虑泡沫材料性能的波动性，分别选取3种不同力学性能的泡沫进行计算，泡沫的材料参数如表3所示，其中R-PUF-1为实测材料参数，R-PUF-2为参考文献材料参数，R-PUF-3为拟合材料参数。根据实际加载工况，开展泡沫垂向压缩试验，得到R-PUF-1材料曲线如图2所示，除聚氨酯泡沫外，其他材料采用理想弹塑性模型。
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图 1 Mark III围护系统示意图 Fig. 1 Schematic diagram of Mark III cargo containment system |
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表 3 Mark III围护系统各向异性材料失效判断方法[12] Tab.3 Failure assessment methods for anisotropic materials in the Mark III |
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图 2 R-PUF-1应力应变曲线 Fig. 2 R-PUF-1 stress-strain curve |
图3展示了围护系统的载荷边界条件和网格划分情况，与树脂绳相连的船体内壳板底部限制所有方向的位移，模拟固支边界条件，垫块表面施加向下位移以模拟围护系统局部受到脚手架支撑脚的压力，位移从0 mm开始逐渐增加至特定幅值。计算结束后，提取支反力数据，输出载荷位移曲线。本模型主要采用三维六面体实体单元C3D8R，层合板的单元尺寸为5 mm，树脂绳的单元尺寸为10 mm，垫块、聚氨酯泡沫和船体内壳板的单元尺寸为20 mm。为提升计算效率，波纹板采用四节点壳单元S4R，单元尺寸为5 mm。围护系统在建造期间采用胶接方式，在实际加载中较难出现胶水层失效的情况，因此参考DNV指南要求[11]，各部件之间采用Tie约束。采用“Dynamic, Implicit”求解器进行非线性计算。
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图 3 载荷边界条件与网格划分 Fig. 3 Loads and boundary conditions and meshing |
Chun等[13]对Mark III围护系统进行了准静态压缩试验，基于其试验工况开展仿真计算，验证有限元计算方法的准确性。仿真模型底部限制所有方向位移，顶部沿Z负方向施加85 mm位移以模拟试验加载过程。采用材料参数见表1、表2，选取3种聚氨酯泡沫材料参数进行有限元仿真分析，与实际试验结果对比如图4所示，其中计算结果1、2、3分别对应3种泡沫材料参数。可以看出，计算结果3与论文试验结果拟合较好，而计算结果1、2则有较大的偏差。提取12.8 mm位移处的载荷值进行对比，计算结果1、2分别比参考文献试验结果高16.3%和19.5%，计算结果3基本拟合。对比发现，泡沫的弹性模量和屈服强度分别对模型载荷位移曲线弹性阶段的斜率和屈服阶段的拐点影响较大。
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图 4 有限元分析结果与试验结果对比 Fig. 4 Comparison of finite element analysis results with test results |
通过与参考文献试验结果对比发现，在材料参数相近的情况下，有限元模型在相同工况下的载荷位移曲线趋势相近。参考DNV计算标准，考虑参考文献试验结果的波动性，采用实测泡沫数据R-PUF-1开展有限元计算。
1.3 模型失效与承载能力判定在垂直压力作用下，围护系统可能发生屈服失效。关键失效位置主要包括：1）主绝缘层泡沫压溃失效；2）树脂绳支撑区域与底层合板连接处的次绝缘层泡沫压溃失效；3）树脂绳支撑区域的底层合板剪切失效；4）树脂绳未支撑区域的底层合板弯曲失效[11]。此外，当围护系统顶部受到集中载荷时，还应考虑顶层合板的压溃失效。
层合板和聚氨酯泡沫属于各向异性材料，其力学性能与方向有关，因此需根据聚氨酯泡沫和层合板的最大法向压缩应力和剪切应力评估每个方向的相应强度。对于各向同性材料，根据最大 von Mises 应力准则评估结构强度。表3总结了ABS船级社各向异性材料失效判断方法，结合围护系统垂向受压工况，顶层合板、主次绝缘层泡沫主要考虑垂向压溃失效，底层合板主要考虑剪切失效。在本工况下，主屏壁平直区域变形对围护系统承载能力影响较小，树脂绳未发生失效，因此忽略其分析。
为避免围护系统建造过程的结构损伤，可基于表3的许用应力衡准提出其抗压承载能力的判断方法：1）当最薄弱部件达到许用应力衡准时，认为围护系统达到临界承载能力；2）当载荷位移曲线达到曲率最大点时，结构变形速度显著加快，认为围护系统达到极限承载能力。
2 围护系统承载能力的主要影响因素分析 2.1 垫块作用面积对围护系统承载能力的影响脚手架垫块作用面积受到波纹板平整区域的限制，经测量平整区域最大可接受尺寸为250 mm×280 mm。为研究垫块作用面积对结构受力情况的影响，分别对200 mm×200 mm、210 mm×210 mm、220 mm×220 mm、230 mm×230 mm、240 mm×240 mm、250 mm×250 mm和250 mm×280 mm垫块作用下的工况进行计算。
根据有限元计算，得到的载荷位移曲线如图5所示。当垫块作用面积为200 mm×200 mm时，载荷位移曲线由弹性阶段向屈服阶段转变，非线性特征逐渐显现。随着垫块作用面积的增大，非线性特征表现更为突出，转变过程更加快速。图6比较了不同尺寸垫块作用面积下围护系统结构失效情况，A点和B点代表底层合板剪切失效和次绝缘层泡沫压溃失效的临界载荷，可以看出，垫块作用面积变化对其影响较小。C点和D点代表主绝缘层泡沫和顶层合板压溃失效的临界载荷，随着垫块作用面积增大，两者相应提高，这表明围护系统受压区域的应力集中现象减弱。E点为围护系统极限承载能力，随着垫块作用面积的增大呈近似线性提升。
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图 5 不同垫块作用面积下的载荷位移曲线 Fig. 5 Load-displacement curves for different pad contact areas |
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图 6 不同垫块作用面积下的关键位置失效临界载荷 Fig. 6 Critical location failure load under different pad contact areas |
图7对比了200 mm×200 mm和250 mm×280 mm垫块作用面积下，顶层合板与主绝缘层泡沫达到失效临界载荷的应力云图。垫块作用面积增大时，局部区域内的应力分布更为明显。结合模型载荷位移曲线与失效情况可以看出，受压区域应力集中现象在一定程度上影响了载荷位移曲线中的非线性特征表现。此外，当垫块尺寸长宽大于220 mm时，底层合板最先发生失效。
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图 7 典型失效位置应力分布情况对比 Fig. 7 Comparison of stress distribution at typical failure locations |
底层合板的较早失效直接影响围护系统的承载能力，因此需深入探讨底层合板失效的影响因素。围护系统底部树脂绳以固定间距对称分布，底层合板因受到局部支撑而导致受力分布不均匀，承受较大的剪力和弯矩。为研究树脂绳间距对结构受力情况的影响，选取间距为90 mm、100 mm、110 mm、120 mm、130 mm和140 mm进行计算。当间距为90 mm和100 mm时，围护系统由4条树脂绳支撑。当间距增大至110 mm及以上时，树脂绳数量减少为3条。由图8可知，在90 mm和100 mm间距下，曲线基本一致。当树脂绳数量减少为3条时，底层合板两侧受到较大的剪力，110 mm间距下的载荷位移曲线有较为明显的下降。随着间距继续增大，底层合板的支撑情况得到改善，载荷位移曲线有相应的提升。
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图 8 不同树脂绳间距下的载荷位移曲线 Fig. 8 Load-displacement curves for different mastic rope spacings |
由图9可知，当树脂绳数量减少、分布间距增大时次绝缘层泡沫和底层合板失效临界载荷相应下降，间距由100 mm增至110 mm时，模型极限承载能力降低，之后随着树脂绳间距增大而增大。与100 mm间距相比，130 mm和140 mm间距时模型的极限承载能力基本一致，但对应的位移分别增加了1.6 mm与3.2 mm。这表明随着树脂绳间距的增加，载荷位移曲线由弹性阶段向塑性阶段的转变进一步加快。
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图 9 不同树脂绳间距下的关键位置失效临界载荷 Fig. 9 Critical failure load for different mastic rope spacings |
由图10可知，在次绝缘层泡沫中，高应力区集中在树脂绳支撑位置。由于树脂绳数量的减少，110 mm间距下的次绝缘层泡沫应力集中现象更加明显。对于底层合板，失效发生在树脂绳支撑边缘，该区域主要受到剪切力的影响。
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图 10 典型失效位置应力分布情况对比 Fig. 10 Comparison of stress distribution at typical failure locations |
树脂绳的排布是影响底层合板受力情况的关键，除树脂绳间距外，还应考虑其宽度的影响。固定树脂绳间距为100 mm，分别对25 mm、30 mm、35 mm、40 mm树脂绳宽度的结构受力情况开展分析。
由图11可知，树脂绳宽度的变化对围护系统载荷位移曲线影响不大。由图12可知，随着宽度增加，围护系统底部的剪力和弯矩分布情况得到改善，底层合板和次绝缘层泡沫失效对应载荷逐渐提高。在4种树脂绳宽度的基础上，分析38 mm树脂绳宽度时的模型受力情况，次绝缘层泡沫失效临界载荷为113 kN，底层合板的失效临界载荷为113.7 kN，此时围护系统临界承载能力由次绝缘层泡沫决定。
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图 11 不同树脂绳宽度下的载荷位移曲线 Fig. 11 Load-displacement curves for different mastic rope widths |
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图 12 不同树脂绳宽度下的关键位置失效临界载荷 Fig. 12 Critical failure load for different mastic rope widths |
在树脂绳分布情况固定时，考虑通过调整底层合板厚度提升围护系统承载能力。假定树脂绳支撑间距为100 mm，宽度为25 mm，将底层合板厚度调整为12 mm、15 mm、18 mm进行计算，并进一步分析14 mm、16 mm厚度的情况。为保持围护系统整体厚度不变，次绝缘层泡沫厚度随底层合板增加而减小。
由图13可知，不同厚度下的曲线基本一致。进一步分析结果如图14所示，随着底层合板厚度的增加，底层合板剪切失效和次绝缘层泡沫压溃失效的临界载荷均有所提高，而顶层合板与主绝缘层泡沫受到的影响较小。当底层合板厚度增加至14 mm及以上时，次绝缘层泡沫失效对应载荷提升有限，说明此时模型底部应力分布不均问题不再是影响其失效的关键因素。底层合板厚度与其剪切失效临界载荷呈近似线性关系，然而，这种变化并未显著提升围护系统整体极限承载能力。
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图 13 不同底层合板厚度下的载荷位移曲线 Fig. 13 Load-displacement curves for different backplywood thicknesses |
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图 14 不同底层合板厚度下的关键位置失效临界载荷 Fig. 14 Critical failure load for different backplywood thicknesses |
当底层合板厚度为15 mm时，主绝缘层失效临界载荷为115.8 kN，次绝缘层和底层合板的失效临界载荷为117.6 kN，此时主绝缘层泡沫成为决定围护系统临界承载能力的关键。
2.5 泡沫密度对围护系统承载能力的影响当垫块作用面积固定时，改善围护系统底部应力分布不均问题能够提升底层合板和次绝缘层泡沫的结构性能，但对围护系统极限承载能力的提升作用有限。泡沫作为主要承载结构，其性能对围护系统力学表现有显著影响，因此有必要进一步分析采用不同密度泡沫时围护系统的结构力学性能。目前应用在围护系统上的聚氨酯泡沫密度主要为125 kg/m3、170 kg/m3和210 kg/m3，材料参数如表4所示。随着密度的增加，泡沫的力学性能有所增强，但保温性能有所下降[14]。Mark III Flex围护系统所采用的泡沫密度为125 kg/m3，忽略保温性能的影响，分析更高泡沫密度对承载能力的影响。
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表 4 泡沫材料参数[15] Tab.4 Foammaterial parameters |
由图15可知，170 kg/m3和210 kg/m3密度泡沫时的载荷位移曲线在弹性和塑性阶段均明显提升。由图16可知，随着泡沫密度的增加，围护系统承载能力显著提高。相较于125 kg/m3的泡沫密度，170 kg/m3和210 kg/m3密度的主绝缘层泡沫压溃失效临界载荷分别提升88%和151%，次绝缘层泡沫压溃失效临界载荷分别提升85%和138%。同时，围护系统极限承载能力分别提升81%和134%。以上结果表明，泡沫密度的提升对围护系统的结构力学性能具有关键性影响。
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图 15 不同泡沫密度下的载荷位移曲线 Fig. 15 Load-displacement curves for different foam densities |
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图 16 不同泡沫密度下的关键位置失效临界载荷 Fig. 16 Critical failure load for different foam densities |
在LNG运输船建造中，围护系统脚手架支撑脚的最大压力需控制在一定范围内。以250 mm×280 mm垫块作用面积为标准，根据实际情况将最大许用载荷定义为0.2 MPa、0.25 MPa、0.3 MPa、0.35 MPa四种工况。将不同设计参数中最薄弱部件的失效载荷与最大许用载荷的比值定义为安全系数，得到的安全系数方案如表5所示。
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表 5 围护系统安全系数方案 Tab.5 Foam material parameters |
根据表中数据，可提出围护系统最优设计准则，即在相同安全系数下材料用量最少。最终选定的设计参数为：树脂绳间距90 mm，树脂绳宽度38 mm，底层合板厚度12 mm，并将最大垫块作用面积250 mm×280 mm作为标准。由图17可知，当泡沫密度为125 kg/m3时，底层合板与次绝缘层泡沫的失效临界载荷分别提高43.4%和14.2%，围护系统临界承载能力提升22.7%，极限承载能力提升0.2%。当泡沫密度增至170 kg/m3和210 kg/m3时，主次绝缘层泡沫与顶层合板的失效临界载荷显著提高，但底层合板提升有限，围护系统临界承载能力分别提升46.2%和46.7%，极限承载能力分别提升81.3%和136.8%。因此，在提高泡沫密度的同时，还应改善模型底部受力不均问题，以进一步加强围护系统的临界承载能力。
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图 17 不同设计参数下的关键位置失效临界载荷 Fig. 17 Critical failure load for different design parameters |
1）垫块作用面积与围护系统抗压承载能力呈现一定线性关系。随着垫块作用面积增大，顶层合板和主绝缘层泡沫失效临界载荷逐渐提高。
2）减小树脂绳间距、增加树脂绳宽度可有效提升局部失效临界载荷，从而增强整体结构的承载能力。当树脂绳间距不变时，树脂绳宽度的增加对围护系统极限承载能力影响很小。
3）增厚底层合板能够提高其剪切失效临界载荷，但对围护系统整体极限承载能力的提升效果有限。当底层合板厚度超过15 mm时，次绝缘层泡沫成为限制围护系统临界承载的主要因素。
4）提高泡沫密度能显著增强围护系统极限承载能力。相比125 kg/m3的泡沫，170 kg/m3和210 kg/m3密度泡沫分别使围护系统极限承载能力提升81%和134%。
5）根据同一安全系数下材料用量最少确定最优设计参数：树脂绳间距为90 mm、宽度为38 mm、底层合板厚度为12mm，垫块作用面积为250 mm×280 mm。当泡沫密度不变时，围护系统临界承载能力提升22.7%。
| [1] |
张玉奎, 郑文青, 高明星, 等. 大型薄膜型LNG船疲劳强度分析[J]. 舰船科学技术, 2024, 46(15): 9-15. ZHANG Y K, ZHENG W Q, GAO M X, et al. Fatigue strength analysis of a large membrane LNG carrier[J]. Ship Scienceand Technology, 2024, 46(15): 9-15. |
| [2] |
张济, 刘在良, 何海华, 等. 大型LNG动力船液舱晃荡耦合作用下运动响应计算[J]. 舰船科学技术, 2024, 46(5): 1-5. ZHANG J, LIU Z L, HE H H, et al. Calculation of motion response of large LNG powered ship tank under swaying coupling[J]. Ship Scienceand Technology, 2024, 46(5): 1-5. |
| [3] |
KIM J H, KIM S K, KIM M H, et al. Numerical model to predict deformation of corrugated austenitic stainless steel sheet under cryogenic temperatures for design of liquefied natural gas insulation system[J]. Materials & Design, 2014, 57: 26-39. |
| [4] |
SHIM H B, YOON I S. Fatigue Life assessment of KC-1 membrane considering the effects of cryogenic temperature and plastic deformation[J]. Int J Precis Eng Manuf, 2020, 21(5): 905-914. DOI:10.1007/s12541-019-00273-z |
| [5] |
CHA S J, KIM J D, KIM S K, et al. Effect of temperature on the mechanical performance of plywood used in membrane-type LNG carrier insulation systems [J]. Journal of Wood Science, 2020, 66(1).
|
| [6] |
LEE C-S, LEE J-M. Failure analysis of reinforced polyurethane foam-based LNG insulation structure using damage-coupled finite element analysis[J]. Composite Structures, 2014, 107: 231-245. DOI:10.1016/j.compstruct.2013.07.044 |
| [7] |
PARK K B, KIM H T, HER N Y, et al. Variation of mechanical characteristics of polyurethane foam: effect of test method[J]. Materials, 2019, 12(17): 20. |
| [8] |
SOHN J M, BAE D M, BAE S Y, et al. Nonlinear structural behaviour of membrane-type LNG carrier cargo containment systems under impact pressure loads at−163 °C[J]. Ships and Offshore Structures, 2017, 12(5): 722-733. DOI:10.1080/17445302.2016.1218111 |
| [9] |
HAN S, RIM C W, CHO H, et al. Experimental study on the structural behavior of secondary barrier of Mark-III LNG CCS[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. 2009, 43413: 101−107.
|
| [10] |
JEON S G, KIM J H, KIM J D, et al. Impact failure characteristics of LNG carrier cargo containment system [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2023(240): 107938.
|
| [11] |
DNV. Sloshing analysis of LNG membrane tanks [S]. 2016.
|
| [12] |
ABS. Strength assessment of membrane-type LNG containment systems under sloshing loads [S]. 2006.
|
| [13] |
CHUN M S, KIM M H, KIM W S, et al. Experimental investigation on the impact behavior of membrane-type LNG carrier insulation system[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2009, 22(6): 901-907. DOI:10.1016/j.jlp.2008.09.011 |
| [14] |
KIM D H, KIM J H, KIM H T, et al. Evaluation of PVC-type insulation foam material for cryogenic applications [J]. Polymers, 2023, 15(6): 20.
|
| [15] |
SONG H C. Assessment of cryogenic material properties of R-PUF used in the CCS of an LNG carrier[J]. Journal of Ocean Engineering and Technology, 2022, 36(4): 217-231. DOI:10.26748/KSOE.2022.023 |