0 引　言

液化天然气（LNG）已成为目前最成熟的低碳船型替代燃料^[1]。LNG燃料围护系统是作为双燃料船型的低温燃料储运装置，为该船型核心的组成部分，为了保证其结构安全，规范规则提出了高于一般船舶系统的设计制造要求。已实船应用的LNG燃料围护系统有独立型和薄膜型^[2]，从形状上，独立型LNG燃料舱分为B型舱（棱形舱）和C型舱（回转体舱）。B型舱采用平面结构形式，相比传统的C型舱，能更充分地利用船上的有限空间，为船舶提供更好的经济性；同时相比薄膜型舱，设置的中纵舱壁能有效避免液舱晃荡问题，且舱体结构能与船体结构并行建造，缩短船厂建造周期^{[3 − 4]}。因B型舱具有舱容利用率高、耐晃荡、围护便利等优势，常作为中大型船舶的燃料舱。B型舱属于一种自身支持式结构，依靠设于燃料舱和主船体之间的支座系统提供支持，并限制燃料舱在运营过程中发生较大位移。因此，B型燃料舱支座系统作为燃料舱与主船体之间载荷传递的枢纽，其强度分析是该船型结构设计的重点。

本文提出一套针对B型燃料舱支座结构强度分析的标准流程，并以自主设计的B型燃料舱支座系统为研究对象，通过计算垂向支座结构和顶部止横摇支座结构的强度，探究摩擦力和压力对其应力分布的影响。

1 支座系统设计 1.1 支座系统的布置

研究对象为7000 TEU双燃料集装箱船的B型LNG燃料舱，由舱体结构和支座系统组成，如图1所示。支座系统包括垂向支座、止横摇支座、止纵摇支座和止浮支座4种限位装置，设于主船体和舱体结构之间以约束燃料舱在各方向上的位移。燃料舱支座系统的布置如图2所示。其中，垂向支座设于燃料舱底部，为燃料舱提供支撑作用；止横摇支座同时设于燃料舱底部和顶部，用于限制燃料舱因横摇产生的横向位移；止纵摇支座设于燃料舱底部，用于限制燃料舱因纵摇产生的纵向位移；止浮支座位于燃料舱顶部，用于防止破舱后燃料舱因上浮与主船体结构发生碰撞事故。

1.2 垂向支座和止横摇支座的结构型式

图3和图4分别为垂向支座和顶部止横摇支座的结构型式，2种支座类型通常与横向强框布置在同一平面内，且均分为舱体侧支座、层压木和船体侧支座。舱体侧支座与燃料舱周界板焊接，船体侧支座与船体内底或内甲板焊接，两侧支座通过与层压木的面接触实现载荷传递。垂向支座通常包含横向支撑肘板、纵向支撑肘板、水平支撑面板、三角支撑板、层压木等局部组件，共同为燃料舱提供稳固支撑，其中横向支撑肘板和纵向支撑肘板的趾端均采用圆弧形设计，具有较高的抗疲劳性能；纵向支撑肘板应与纵桁或纵骨布置在同一平面内。止横摇支座关于船中对称，通常包含横向支撑肘板、垂向支撑面板、水平支撑肘板、三角支撑板、横向端肘板、层压木等局部组件，其中水平支撑肘板与横向支撑肘板主要承受横向载荷的作用，可将船体侧横向支撑肘板设计成圆弧形，并在端部设有圆弧形端肘板。由于止浮支座与垂向支座的结构特征相似，止纵摇支座与止横摇支座的结构特征相似，这2类支座类型不再展开讨论。

2 计算方法 2.1 支座结构强度计算原理

图5为B型燃料舱支座结构强度的分析流程。首先，开展B型燃料舱结构的强度分析，在相关工况内基于计算结果筛选出支撑力最大的各类型支座，作为开展强度校核的目标支座；其次，对目标支座结构进行细化，施加目标支座决定工况的支撑力和摩擦力，采用子模型技术从舱段模型中继承边界位移和局部载荷，并执行细网格分析；最后根据衡准校核目标支座的结构强度，对于不满足强度要求的支座结构，需重新优化设计。

2.2 燃料舱结构强度耦合分析

采用包括集成B型燃料舱的货舱、2个边界货舱和上层建筑的三舱段模型作为总体分析模型，如图6所示（主船体结构仅显示左舷部分）。参考相关规范^{[5 − 6]}，计算工况包括压载出港、满载出港、港内试验、事故工况和破舱工况，其中事故工况考虑了碰撞工况（0.5g前冲、0.25g后冲）和静横倾30°这3种事故工况。

两侧支座通过与层压木的面接触实现作用力的传递，即层压木只能承受压力而不能受拉，此外由于垂向支座的层压木始终处于压紧状态，层压木与支座面板间还会产生水平摩擦力，因此合理地模拟层压木至关重要。基于DNV的GeniE软件平台，对于垂向支座，采用仅有抗压刚度的Truss单元模拟其层压木；对于其他类型支座，采用Beam单元模拟其层压木，采用Point-point Connection约束类型模拟层压木与船体侧支座间的初始间隙，其中，Point-point Connection约束属性仅保留轴向自由度。采用舱段强度耦合分析原理对B型燃料舱结构开展强度分析，如图7所示，通过综合考虑垂向支座层压木的压力与摩擦力作用，进而真实地模拟出燃料舱与主船体结构之间的载荷传递。

2.3 支座结构强度分析模型

采用50 mm×50 mm的网格尺寸创建目标支座结构的细网格模型，以便较为准确地模拟其真实形状，细化区域包括支座结构及其下加强结构。根据规范要求，校核支座强度时，需同时考虑层压木压力和摩擦力的作用。各类型支座的校核工况及施加的压力和摩擦力详见表1，其中，μ_max和μ_min分别为静摩擦系数和滑动摩擦系数。

2.4 校核衡准

舱体侧支座结构采用耐-163℃的9Ni钢，船体侧支座结构采用EH32高强钢。针对B型燃料舱的细网格分析，DNV规范规定了不同工况类型的细网格强度衡准，如表2所示。校核的位置应包括舱体侧支座结构、船体侧支座结构以及其连接区域。

3 结果分析

基于计算结果筛选出支撑力最大的各类型支座，并以最危险的垂向支座和顶部止横摇支座为例，给出支座结构强度分析结果。

3.1 支座最大支撑力分布分析

底部和顶部支座在所有计算工况下的最大支撑力分布示意图如图8和图9所示。结果显示：1）对于垂向支座，角点位置的4个垂向支座支撑力最大，其决定工况为垂向加速度最大的压载工况；最外侧两端垂向支座的最大支撑力约为中间的1.35倍，表明其受力分布较为均匀，垂向支座的设计方案较为合理；内侧支座的最大支撑力约为最外侧支座最大支撑力的0.6倍，设计时可选用截面积更小的层压木。2）对于止横摇支座，最大支撑力的决定工况为静横倾30°的事故工况，其中顶部靠前的止横摇支座支撑力最大，约为底部止横摇支座最大支撑力的2.2倍。3）止纵摇支座最大支撑力的决定工况为前冲0.5g碰撞工况。4）对于止浮支座，最大支撑力的决定工况为燃料舱破损工况，且端部支座所承受的支撑力最大，约为中间支座的2.7倍，后期可通过优化止浮支座的布置、刚度等方式改善支座支撑力的分布。

3.2 垂向支座

垂向支座结构细网格强度的决定工况为垂向加速度最大的压载工况，4种摩擦力方向下的计算结果见表3，表中给出的是舱体侧支座摩擦力方向，船体侧支座取相反的摩擦力方向，止横摇支座与之类似；Von Mises 应力云图见图10。结果显示：1）垂向支座结构及下加强结构的强度均满足细网格衡准；2）两侧支座结构的强度由圆弧形支撑肘板和三角支撑板的强度决定，圆弧形支撑肘板的强度由摩擦力方向和大小决定，中间位置三角支撑板强度由层压木压力的大小决定，这是由于支座中间位置刚度弱产生较大变形所致；3）内侧三角支撑板可改用圆弧形设计，以缓解应力集中。4）对比4个摩擦力方向的舱体支座结构强度，发现横向支撑肘板的最大应力小于纵向支撑肘板约60 MPa，可适当降低其板厚。

3.3 止横摇支座

顶部止横摇支座结构细网格强度的决定工况为静横倾30°的事故工况，2种摩擦力方向下的计算结果见表4，Von Mises 应力云图见图11。结果显示：1）顶部止横摇支座结构及下加强结构的强度均满足细网格衡准；2）在摩擦力和层压木压力的联合作用下，支座结构发生一定程度的扭转变形；3）两侧支座结构的强度由垂向支撑肘板和横向端肘板的强度决定，垂向支撑肘板的最大应力出现在受拉侧，其强度主要由摩擦力的大小决定，横向端肘板在压力作用下发生面内拉伸变形，其强度主要由压力的大小决定；4）船体侧支座的横向支撑肘板尾端刚度较弱，其应力不容忽视。

4 结　语

1）提出一套针对B型燃料舱支座结构强度分析的标准流程，为相关船型支座结构的设计与分析提供参考，并以自主设计的B型燃料舱支座系统为例，通过综合考虑层压木压力和摩擦力的作用，对其垂向支座结构和顶部止横摇支座结构开展细化分析。

2）垂向支座的极限工况是垂向加速度最大的压载工况，根据经验亦可能是0.5g前冲工况，其中，圆弧形支撑肘板和三角支撑板的趾端是其典型高应力区，设计时应视作关键的节点形式。

3）止横摇支座的极限工况为静横倾30°的事故工况，在摩擦力和压力的联合作用下，支座结构会发生扭转变形，其结构强度由垂向支撑肘板和横向端肘板的强度决定，此外船体侧支座横向支撑肘板的尾端也是高应力区，设计时应特别关注。