0 引　言

液化天然气（LNG）燃烧清洁、污染小，现许多发达国家已经广泛应用于工业生产，成为世界上的主要能源。A型罐体菱形液舱的外形设计能充分利用船体货舱内的有效空间，具有舱容最大化的优势^[1]。液化气船在营运过程中，独立舱内的液货处于–163 ℃，与外界空气、周围海水之间存在热交换，同时考虑船体在波浪中的运动和液货舱内部液体运动引起的动载荷，因此在液罐与船体结构之间需要设置一定数量的支座来阻隔低温和支撑罐体。本文采用新型的支座系统，充分发挥它们支撑、滑动、绝缘一体的功能。

1 支座设计结构形式及安装初始位置 1.1 支座初始安装位置

A型液货舱作为独立结构体，不构成船体结构的一部分，而是由支撑系统限制罐体运动。罐底安装防纵摇支座、防横摇支座和滑动支座，罐顶支座安装防横摇支座和止浮支座。在罐顶甲板气室开口处不设置支座，罐顶也不布置防纵摇支座，因为不同于横摇，纵摇的角度一般很小，罐体对两侧的纵舱壁接触可能性为0。支座位置应处于船舶的强框架肋位^[2]，再综合考虑分舱及布置等因素，本文支撑系统的初始布置如图1所示。

1.2 支座结构简介

参考C型的支座型式，结合A型液货舱的实际情况，对支座进行分类。

图2（a）为防纵摇总支座，支承垫块上表面铺了一层不锈钢包覆件，可以加强滑动减小摩擦避免木垫磨坏，支承垫块与镶嵌块用螺栓固定连接，镶嵌块是由层压木或树脂材料制成，在镶嵌块和支撑木垫之间理论预留3 mm，避免限死。使用镶嵌块的优势：1）木垫容易现场加工，厚度可调；2）使用木垫加工后，保证不会点状受力导致局部应力过大，且面对面的受力不会产生局部破损。支撑木垫与上、下金属结构件之间均涂有环氧树脂固定，下金属结构件由键板肘板和挡板组成。图2（b）是罐底的防横摇支座，用来防止罐体横向移动及横摇倾斜。图2（c）是止浮支座结构，A型液货罐和双层船壳相对自由，如果发生船舱区域破损进水，液货罐由于货物比重过轻会产生很大的浮力而脱离船体结构，会对顶部甲板结构带来影响。图2（d）是滑动支座，金属结构件和支承垫块之间可以进行各个方向滑动。图2（e）是罐顶的防横摇支座，不受垂向力，主要限制罐体横向运动。

2 三舱段总体分析 2.1 三舱段分析

本文运用Ansys软件对LNG船进行1/2+1+1/2舱段建模，LNG船的粗网格模型建模要求与常规船型大致相同，网格大小选取为纵骨间距。

2.2 支撑系统的模拟

目前所作的研究中，刘玉智^[4]在研究C型独立液货罐鞍座结构分析受力时，无法有效模拟层压木属性，需要将层压木转换为弹簧单元求出垂向支反力，用体单元模拟层压木有限元读取纵向支反力。刘新宇^[5]在研究独立C型液罐时，用体单元模拟层压木，提出2种非线性有限元分析方案——“罐体+层压木”模型方案和“罐体+层压木+船体”模型方案，层压木和罐体之间采用不同的接触方式处理，可以得到更准确的受力和变形结果，但在工程应用中存在难度。杨青松^[6]将船体和液罐的相互作用力用近似正余弦公式计算来施加给罐体。

综合考虑，本文采用Ansys软件里的combine14一维弹簧单元对层压木进行模拟，在进行计算时，需要循环删除拉应力。弹簧单元刚度计算公式为：

$\frac{1}{k} = \frac{{{H_1}}}{{{E_1}{A_1}}} + \frac{{{H_2}}}{{{E_2}{A_2}}} + \frac{{{H_3}}}{{{E_3}{A_3}}}{\text{。}}$

(1)

式中：H₁，H₂，H₃分别表示不锈钢片、木块、环氧树脂的厚度，mm；E₁，E_2，E₃分别表示不锈钢片、木块、环氧树脂的弹性模量，MPa；A₁，A₂，A₃分别表示不锈钢片、木块、环氧树脂垂直受压方向的截面积，mm²；

2.3 边界条件

本文在前后端面分别施加端面边界条件，中和轴高度建立独立点，对独立点施加弯矩及位移、转角约束。

3 载荷及组合工况

载荷中应包括船体梁总纵弯矩、液舱内部压力（包括液体静动压力和液货舱蒸汽压力）、舷外水压力等局部载荷，以及船舶运动惯性力及船体、罐体的自重^[7]。

3.1 液货罐体、船体自重

船体材料为Q235钢，罐体材料为耐低温且较低热膨胀系数的奥氏体钢。

3.2 船体梁弯矩

船体梁总纵弯矩分为总纵垂向弯矩和总纵水平弯矩，总纵垂向弯矩由垂向静水弯矩和垂向波浪弯矩组成，垂向波浪弯矩又分为中垂波浪弯矩和中拱波浪弯矩^[8]。

3.3 液货载荷

在有限元强度评估中，内部压力用来表征施加在液货舱或压载舱内部的瞬时最大压力值^[10]。

3.4 船体舷外压力

外部压力指LNG船在航行过程中由于自重或载重使海水对船外壳水线以下部分造成的压力。

3.5 组合工况

根据ABS rules，本文选取对支座影响较大的工况进行计算，其中，LC3为单纯垂向运动、LC5为有横向加速度的垂向工况、LC6为三向加速度联合作用工况，LC12为破舱浸水工况，LC13为碰撞工况，LC15为静横倾30°工况。

摩擦因数0.1指的是在有限元模型下，包覆件与层压木之间的摩擦力系数。但对于独立的支座摩擦力计算，摩擦系数取0.3。本文计算滑动支座水平载荷的摩擦系数取0.3。

3.6 层压木各项应力计算

支座位置的调整，需要考虑到层压木的承载情况，本文分别对层压木的压应力、弯曲应力、切应力进行校核。

4 45 000 m³ A型罐LNG船的相关参数计算 4.1 相关计算参数

计算结构船长L_SC=182.910 m，船宽B=30 m，型深D=20 m，结构吃水=10.3 m。本文计算的45 000 m³ A型LNG船是1艘多用途船，主要装载LNG、LEG和LPG液货，乙烷的比重大于LNG的比重，因此本文主要用乙烷密度来校核层压木强度。

4.2 结构模型 4.2.1 层压木相关参数计算

计算的总刚度数值需要平均到每一个弹簧单元，如表4所示。

4.2.2 有限元模型

高度方向取整个型深，宽度方向取整个船宽，长度方向以FR127为中心，向首至FR183强框架，向尾至FR69强框架。

4.3 计算结果 4.3.1 各支座垂向受力图

图5 显示了罐底第1，2，4，5行的支座垂向受力结果，图6显示了罐体中线面上的支座垂向受力结果，由于船体模型及载荷对称，图7仅显示一侧止浮支座垂向受力结果，由于弹簧单元受压不受拉，各支座的垂向力结果均为负值。

4.3.2 防横摇支座横向及防纵摇纵向受力图 4.3.3 支座各项应力校核

层压木的许用应力值如表5所示。

可推出滑动支座的层压木许用垂向压力为–8 160 kN。在罐底肋位FR103处，第1，5行的滑动支座受力均已超过许用压力值，因此，在罐底第1，5行的肋位FR106处分别增设一个滑动支座分担受力。止浮支座的层压木许用垂向压力为8 160 kN，在罐顶肋位FR127处，罐顶的止浮支座垂向受力已超过许用压力值，因此在罐顶FR130处，两侧均增设一个止浮支座。

由表5可知，除了滑动支座和止浮支座的垂向受力不足外，其他肋位的支座在最危险工况下的各项应力值均满足强度衡准。

优化前后受力对比如图10所示。

5 结　语

1）船体梁弯矩是中拱还是中垂，对不同位置的支座垂向受力影响很大。船体在中垂状态下，罐底沿罐长方向的两端滑动支座垂向受力远大于中间其他肋位的支座。船体在中拱状态下，罐底中间肋位的防纵摇支座垂向受力远大于其他肋位的支座。

2）无论罐底还是罐顶，在罐中及靠近罐首尾的肋位附近，支座各向受力在不同工况下一般受力都很大，应重点注意，为后续的支座金属结构件的优化奠定了基础。

3）当某一支座受力超出许用应力值时，在临近肋位增设支座数量，可以削弱原两侧支座受力，但对其他肋位处的支座受力无明显影响。说明本文的支座安装位置优化方案可行。