基于墊木和環(huán)氧保護(hù)的85000m3 VLEC 吊裝工藝評(píng)估

謝繼光，洪 偉，陶 暉

（上海繹凱船舶設(shè)計(jì)有限公司，上海 200030）

0 引 言

超大型乙烷乙烯運(yùn)輸船（Very Large Ethane Carrier, VLEC）獨(dú)立液貨罐在貨艙內(nèi)通過(guò)鞍座支撐，為與液罐內(nèi)的低溫環(huán)境隔絕，液罐與鞍座之間設(shè)置有層壓墊木。墊木作為彈性構(gòu)件，在具有絕緣功能的同時(shí)，能起到傳遞、緩沖液罐載荷的作用，因此在液罐外殼、墊木和鞍座之間澆注環(huán)氧樹(shù)脂來(lái)彌補(bǔ)結(jié)構(gòu)表面的不平度，確保三者之間完全接觸。

為提高生產(chǎn)效率，船廠常采用船塢串并聯(lián)造船法對(duì)半環(huán)形底部總段進(jìn)行水上吊罐和吊主甲板，或在半船吊罐之后先起浮再移位落墩[1]。吊裝之后，經(jīng)常檢測(cè)到固定座環(huán)氧局部有裂縫或墊木局部變色，且試航時(shí)無(wú)法自然愈合，嚴(yán)重影響著船舶的正常交付。環(huán)氧有裂縫和墊木變色表明該區(qū)域的環(huán)氧可能存在空鼓或斷檔問(wèn)題，此時(shí)墊木無(wú)法正常傳遞液罐壓力，可能會(huì)改變鞍座的應(yīng)力分布，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)遭到破壞。因此，無(wú)論是固定座還是滑動(dòng)座，在建造過(guò)程中都應(yīng)確保其環(huán)氧澆注質(zhì)量。相比之下，若環(huán)氧在船舶運(yùn)營(yíng)過(guò)程中被撕裂，由于液罐在內(nèi)部貨物壓力的作用下會(huì)向外擴(kuò)張，墊木與鞍座之間始終為正壓，可限制裂紋擴(kuò)展，且撕裂的環(huán)氧仍在鞍座內(nèi)，仍能保持其功能性。因此，提高環(huán)氧的建造質(zhì)量對(duì)保障船舶后期正常運(yùn)營(yíng)具有重要意義。

有船廠認(rèn)為采用船臺(tái)吊裝的方式可較好地避免環(huán)氧撕裂，但未提供相關(guān)依據(jù)；有研究認(rèn)為層壓墊木中的拉應(yīng)力是導(dǎo)致墊木出現(xiàn)局部裂縫的主因[2]，并提出采用較小黏度的膠水等改進(jìn)措施。從船廠的實(shí)踐來(lái)看，小黏度的膠水（環(huán)氧）雖然能避免墊木拉裂，但可能造成膠水撕裂，只是將故障點(diǎn)從墊木上轉(zhuǎn)移到了膠水上。若要從根本上消除該故障，需對(duì)鞍座和液罐進(jìn)行受力和變形分析，確定拉應(yīng)力產(chǎn)生的根源，對(duì)比各工藝的優(yōu)劣，提出優(yōu)化方案并驗(yàn)證其可行性。

鑒于墊木與環(huán)氧組合受壓不受拉的特性，其受力分析可歸結(jié)為非線性接觸問(wèn)題[3]。目前針對(duì)接觸分析的方法主要有基于直接約束的接觸（CONTACT）單元法[4-5]和基于變剛度的間隙（GAP）單元法[6]。采用這2種非線性算法都可得出間隙、滑移和壓力等位移或受力結(jié)果，但對(duì)于相對(duì)滑動(dòng)較大的場(chǎng)景而言，更適宜采用CONTACT 單元法。由于液灌與鞍座之間的相對(duì)滑動(dòng)較小，為簡(jiǎn)化建模工作，本文采用GAP 單元法模擬液罐外殼與鞍座之間的連接（墊木和環(huán)氧），對(duì)液罐吊裝和甲板總段吊裝之后下部總段的變形進(jìn)行有限元計(jì)算，并比較幾種吊裝方案下墊木間隙和滑移的大小，評(píng)估不同位置的撕裂風(fēng)險(xiǎn)，選出最優(yōu)方案。

1 吊裝工藝

本文以某85000m3VLEC 為例進(jìn)行分析。該船共有4 個(gè)獨(dú)立液貨罐，從船首到船尾依次編號(hào)為1～4 號(hào)罐，每個(gè)液罐都坐落在2 個(gè)鞍座上，其中，后座為固定座，前座為滑動(dòng)座。固定座墊木布置見(jiàn)圖1，液罐外殼設(shè)有一對(duì)止移扁鋼，并相應(yīng)鋪設(shè)有一對(duì)層壓墊木，墊木與液罐殼體和鞍座間均澆注環(huán)氧；環(huán)氧厚度根據(jù)船廠的工藝要求確定，或由船東指定?？偠魏鸵汗薹秩舾纱蔚跹b并最終合攏，以3 號(hào)罐、4 號(hào)罐及相關(guān)底部總段和主甲板總段為例，吊裝主要步驟如下：

1) 將液罐吊到鞍座上方1m 高度處，并檢查縱傾角；

2) 鞍座上每隔2m 安裝一個(gè)黏土球；

3) 預(yù)吊裝，直至墊木下方與鞍座表面之間的距離為20mm，即重新吊升至艙口上方；

4) 測(cè)量各黏土球的厚度，以確定后續(xù)澆注環(huán)氧的厚度，測(cè)量完畢之后移除黏土球；

5) 根據(jù)船廠的標(biāo)準(zhǔn)混合環(huán)氧樹(shù)脂，同時(shí)在鞍座內(nèi)安裝尺寸為20mm×20mm×460mm 的小木條（防止頂部環(huán)氧流到底部）；

6) 向鞍座內(nèi)注入環(huán)氧；

7) 液罐吊入鞍座，并一次性對(duì)齊；

8) 清理溢出的環(huán)氧；

9) 液罐吊裝完畢，繼續(xù)吊裝主甲板總段。

2 計(jì)算工況和模型

2.1 計(jì)算工況

以3 號(hào)貨艙和4 號(hào)貨艙下部總段為例，根據(jù)上述吊罐和吊甲板工藝，可將計(jì)算工況分為船臺(tái)吊罐、船臺(tái)吊甲板、水上吊罐和水上吊甲板等4 個(gè)。對(duì)于吊裝主甲板工藝，吊裝結(jié)束但未焊接合攏時(shí)船體變形最大，因此只考慮焊接合攏之前的工況。根據(jù)上述工況的計(jì)算結(jié)果提出3種改進(jìn)方案。

1) 方案1：船臺(tái)吊裝時(shí)，舭部附近增設(shè)塢墩[1]，改變邊界條件，見(jiàn)圖2 中的云線標(biāo)記；

2) 方案2：水上吊裝時(shí)向底部總段的雙層底部壓載艙打水，減小重量分布的不均勻程度；

3) 方案3：水上吊罐之后向液罐打水，一方面通過(guò)液罐內(nèi)部壓力使其外殼變形并壓緊鞍座表面，另一方面增加吃水，從而增大舷外海水的壓力，限制舷側(cè)外板的擴(kuò)張變形。

圖2 塢墩布置圖

由于第3種方案需拆除罐內(nèi)的腳手架，對(duì)于大型液罐來(lái)說(shuō)成本太高，不具備可操作性，故本文只對(duì)前2種方案進(jìn)行驗(yàn)證。增加改進(jìn)方案之后，共得到8 個(gè)工況。各計(jì)算工況相對(duì)獨(dú)立，若吊罐和吊甲板2 道工序分開(kāi)進(jìn)行，則可對(duì)這8 個(gè)工況進(jìn)行組合，從而獲得2 道工序各自的變形和接觸情況。

2.2 載荷

2.2.1 船臺(tái)吊罐工況

該工況只考慮船體和液罐的重力載荷。對(duì)于主甲板吊裝工況，將主甲板總段重量等效為均布線載荷，并將其加載到下部總段頂端節(jié)點(diǎn)上；由于機(jī)艙前端壁剛度較弱，加載之后與主甲板脫離，故該處節(jié)點(diǎn)不施加載荷。

2.2.2 水上吊罐工況

考慮重力和浮力并調(diào)節(jié)模型的浮態(tài)，使邊界支反力和彎矩趨近于零。對(duì)于后續(xù)吊裝主甲板工況，同樣將主甲板總段重量等效為線載荷，并將其施加到模型頂端的所有相關(guān)節(jié)點(diǎn)上（不包括機(jī)艙前端壁），同時(shí)調(diào)節(jié)總段的浮態(tài)，使邊界支反力和彎矩趨近于零。

2.3 模型范圍和邊界

對(duì)于吊罐工藝，以3 號(hào)貨艙和4 號(hào)貨艙下部分段合成的總段為例，船體和液罐結(jié)構(gòu)左右基本對(duì)稱，且水上吊罐和船臺(tái)吊罐工況均無(wú)需考慮動(dòng)載荷。因此，可認(rèn)為船體和液罐沿中縱剖面鏡像對(duì)稱，只建立半邊模型（見(jiàn)圖3）。設(shè)置邊界條件如下：

圖3 吊裝計(jì)算有限元模型

1) 考慮縱桁和液罐縱艙壁等板架的面外彎曲，只對(duì)船體和液罐的橫向連續(xù)構(gòu)件位于中縱剖面上的節(jié)點(diǎn)作鏡面對(duì)稱約束，即約束橫向位移Ty、繞縱向轉(zhuǎn)動(dòng)Rx和繞垂向轉(zhuǎn)動(dòng)Rz；

2) 總段前端外底與中縱剖面相交節(jié)點(diǎn)約束縱向位移Tx；

3) 水上吊罐工況，總段前端和后端外底與中縱剖面相交節(jié)點(diǎn)約束垂向位移Tz；

4) 船臺(tái)吊罐工況，底部布?jí)]墩處約束節(jié)點(diǎn)垂向位移Tz；

由于液罐沿各方向有墊木和擋板約束，故對(duì)液罐無(wú)需另行設(shè)置約束。

2.4 單元類型和尺寸

有限元網(wǎng)格尺寸設(shè)為肋距×縱骨間距。主船體強(qiáng)框架結(jié)構(gòu)與液罐外殼、縱壁和橫壁板采用殼單元模擬；縱骨、加強(qiáng)筋和液罐真空環(huán)等骨材及扶強(qiáng)材采用偏心梁?jiǎn)卧M；艙壁垂直桁和液罐肋板選用殼單元腹板和梁?jiǎn)卧姘暹M(jìn)行組合模擬；液罐絕緣，密度小，對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度幾乎沒(méi)有影響，故模型中將其忽略[7]。墊木和環(huán)氧采用GAP 單元模擬，參數(shù)設(shè)置如下。

2.4.1 固定座

環(huán)氧的厚度相對(duì)墊木可忽略不計(jì)，因此只基于墊木參數(shù)建模。GAP 單元基本參數(shù)為壓縮剛度Kc、拉伸剛度Ke和摩擦因數(shù)μ。

式(1)中：E為層壓墊木的彈性模量，與樹(shù)種、膠水成分和材料方向等多種因素有關(guān)，需注意木紋方向與層壓方向正交，該船墊木沿液罐徑向的彈性模量取23.3 GPa；A為墊木單元的等效橫截面積，A=l×b，對(duì)于鞍座兩端（頂端和靠近中縱端）的墊木單元，接觸面積相對(duì)減半；l和b分別對(duì)應(yīng)墊木單元中性軸的弧長(zhǎng)和寬度，典型的b=680mm，l≈1300mm；t為墊木的厚度，t=390mm。因此，典型的徑向承壓GAP 單元的壓縮剛度Kc=5.28×107N/mm。拉伸剛度Ke原則上為零，但為避免剛度矩陣奇異并導(dǎo)致計(jì)算終結(jié)，將Ke設(shè)為極小值，取Ke=Kc×10-10，即Ke=5×10-3N/mm。在止移扁鋼與鞍座擋板之間設(shè)置縱向止推GAP 單元，采用類似的方法得出軸向止推剛度

2.4.2 滑動(dòng)座

滑動(dòng)座只設(shè)徑向承壓GAP 單元，不設(shè)縱向止推GAP 單元。徑向承壓GAP 單元參數(shù)設(shè)置方法與固定座類似，并根據(jù)滑動(dòng)座墊木參數(shù)取Kc=5.0×107N/mm。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 間隙和滑移

各工況下鞍座與墊木的接觸表面均存在不同程度的間隙和相對(duì)滑動(dòng)，以4 號(hào)罐為例，對(duì)接觸面算點(diǎn)（見(jiàn)圖4）的間隙和滑移的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。由表1 可知：

圖4 算點(diǎn)位置示意

1) 在各工況下，墊木與鞍座靠近頂端的接觸面的間隙和相對(duì)滑移較大；

2) 甲板總段吊裝完畢之后間隙明顯變大，但滑移量變化較小或幾乎不變；

3) 僅就吊罐工藝而言，原塢墩設(shè)計(jì)下的船臺(tái)吊裝方案間隙范圍和數(shù)值均最大，重新布置塢墩之后得到明顯改善，與打壓載水的水上吊裝方案同為最優(yōu)；

4) 水上吊罐有微小間隙，底部壓載艙打水之后有所改善；

5) 就后續(xù)甲板總段吊裝而言，原塢墩設(shè)計(jì)下的船臺(tái)吊裝方案最差，但重新布置塢墩之后得到了很好的控制，為甲板總段吊裝的最優(yōu)方案；

6) 水上吊裝甲板總段間隙明顯，底部壓載艙打水之后間隙仍明顯，但最大值可縮小約40%；

7) 各工況下的最大滑移量均為1mm 左右，若環(huán)氧的厚度大于等于10mm，考慮環(huán)氧具備20°～40°的抗剪切變形能力，相對(duì)滑移導(dǎo)致墊木或環(huán)氧破壞的可能性很小,滑移主要發(fā)生在鞍座頂部附近，鞍座底部和靠船體中心線附近的滑移很小，可忽略不計(jì)。

表1 墊木與固定鞍座間相對(duì)位移（4號(hào)罐） 單位：mm

3.2 船體和鞍座變形

1) 在水上吊裝工況下，滑動(dòng)座和固定座頂部都向兩舷擴(kuò)張。由船體結(jié)構(gòu)變形（見(jiàn)圖5a）可知，擴(kuò)張的主要原因是液罐重量全部由鞍座承擔(dān)，重力載荷沿船長(zhǎng)方向分布不均，重力與浮力之間的差值導(dǎo)致鞍座與橫艙壁處船體下垂，其余船體拱起，進(jìn)而引起鞍座變形；中間艙壁的鞍座間跨距最大，拱起最明顯。此外，水上吊罐工況吃水小，舷側(cè)水壓小，這也是舷側(cè)擴(kuò)張變形的部分原因（見(jiàn)圖6）。

圖5 水上吊裝工況船體結(jié)構(gòu)變形

2) 在水上吊裝甲板工況下，中拱在船體總變形中占有很大比例（如圖5b 所示），可見(jiàn)船體中拱彎矩的形成是舷側(cè)外板向外進(jìn)一步擴(kuò)張的重要原因。此外，由于吃水增加，局部載荷引起的局部變形更大，此時(shí)上總段與下總段之間較大的相對(duì)變形會(huì)影響兩者間的焊接。

3) 在船臺(tái)原塢墩布置工況下，鞍座與墊木之間的間隙較大，主甲板吊裝之后間隙進(jìn)一步增大，且塢墩支反力明顯向舷側(cè)轉(zhuǎn)移，最外側(cè)塢墩支反力可達(dá)1253kN。若在舭部附近增加一列塢墩，可有效減小最大支反力至823kN，且鞍座頂端的擴(kuò)張變形可明顯減小。

4) 塢墩的支反力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7，可見(jiàn)僅少數(shù)支反力為負(fù)值，且數(shù)值很小，可忽略不計(jì)，說(shuō)明模型中約束方法的計(jì)算誤差很小，邊界條件設(shè)置方法是可行的。

圖6 水上液罐吊裝工況下的海水壓力及船體變形

圖7 船臺(tái)吊裝甲板總段工況下的塢墩支反力計(jì)算結(jié)果

3.3 縱向止推間隙

墊木與止推擋板之間也存在非線性接觸問(wèn)題，計(jì)算結(jié)果表明，各工況下最大間隙僅0.1mm，故無(wú)需考慮前后擋板間環(huán)氧縱向拉裂的問(wèn)題。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文通過(guò)進(jìn)行非線性接觸計(jì)算，得出了固定座環(huán)氧裂縫和滑動(dòng)座間隙的分布規(guī)律，該規(guī)律不包含因初始缺陷不確定造成的裂縫和間隙左舷、右舷不對(duì)稱。結(jié)合吊裝工藝分析，得出了吊裝后和試航時(shí)環(huán)氧撕裂及墊木變色的主要原因，并提出了應(yīng)對(duì)建議，具體如下：

1) 吊罐后未等環(huán)氧完全固化便進(jìn)行主甲板總段吊裝，舷側(cè)擴(kuò)張變形過(guò)大，拉裂環(huán)氧。因此，吊罐結(jié)束之后，應(yīng)在環(huán)氧完全固化之后再進(jìn)行主甲板總段吊裝。

2) 吊罐時(shí)鞍座擴(kuò)張，墊木與鞍座局部間隙過(guò)大，接觸壓力不足，液態(tài)環(huán)氧配方下流，頂部幾檔澆注區(qū)上層可能有空鼓或斷檔。

3) 水上吊裝時(shí)，重力分布不均，與浮力的差值形成的船體梁載荷是導(dǎo)致鞍座變形的主要原因?？煽紤]在貨艙底部中間壓載艙打水，以減小中拱引起的船體變形。

4) 船臺(tái)吊裝時(shí)，合理布置塢墩可減?。ㄉ踔粱鞠|木與鞍座的間隙。這是由于塢墩提供的支反力隨重力載荷自適應(yīng)分布，因此不會(huì)形成明顯的船體梁載荷。

5) 環(huán)氧厚度的設(shè)計(jì)不應(yīng)僅考慮加工精度，還應(yīng)考慮自身剪切強(qiáng)度。各工況下的最大滑移量均為1mm左右，當(dāng)環(huán)氧厚度大于等于10mm 時(shí)，考慮環(huán)氧具備20°～40°的抗剪切變形能力，環(huán)氧剪切破壞的可能性很小。

6) 由于縱向止推力較小，吊裝工況無(wú)需考慮前后擋板間環(huán)氧的縱向拉裂問(wèn)題。

此外，因各吊裝工況的最大滑移量?jī)H有1mm 左右，GAP 單元的傾斜度相比文獻(xiàn)[5]中的計(jì)算結(jié)果小得多，可忽略不計(jì)。因此，采用GAP 單元法計(jì)算吊裝工況是可行的。