0 引　言

随着全球气候变化问题日益严峻，各国政府和企业纷纷寻求可持续的能源解决方案。在这一背景下，甲醇作为一种清洁、可再生的替代燃料，逐渐受到广泛关注。集装箱船作为全球贸易的重要载体，传统燃料的消耗不仅导致能源浪费，还加剧了大气污染，而使用甲醇作为燃料可以在减少能耗和污染方面发挥重要的作用。

针对使用替代燃料运输船的结构设计，刘晓媛等^[1]以一艘超大型集装箱船作为研究对象，对其B型LNG燃料舱的结构强度进行校核。瞿荣泽等^[2]通过研究双燃料船C型独立燃料罐与鞍座之间的受力方式，解决了鞍座及周边结构的设计问题。李闯等^[3]对某型搭载C型LNG燃料舱的双燃料散货船进行直接计算，探讨了不同加强环结构位置对不同鞍座支撑包角对于燃料舱、加强环、鞍座及附近船体结构强度的影响。张祺等^[4]采用有限元方法对Mark III型薄膜舱的LNG燃料动力VLCC船型进行舱段分析，评估了结构的安全性。

总的来说，目前对于使用替代燃料运输船的结构分析，以液化天然气（LNG）为主，缺少针对甲醇燃料舱结构的分析研究。相较于LNG，甲醇在常温常压下为液态，存储和运输要求较低，燃料舱结构较为简单，设备成本和船厂的制造成本较低。但是，甲醇的能量密度较低，意味着相同体积的甲醇能量低于燃油和液化天然气，需要更大的储存空间；同时甲醇可以与钢发生反应，形成酸性环境，导致腐蚀；因而储存甲醇的燃料舱内部需进行特殊涂装。针对以上特点，甲醇燃料舱的结构形式需兼顾舱容利用率最大化、特殊涂料用量最小化以及施工的便利性。

本文侧重于大型集装箱船甲醇燃料舱的结构设计，旨在提出一种安全、高效的结构设计方案，针对甲醇燃料舱和集装箱船的装载特点，提出一种舱段有限元分析工况，对大型集装箱船甲醇燃料舱进行舱段有限元分析，以证明所提出的结构设计方案的可行性和有效性。本文的研究成果将为大型集装箱船使用甲醇燃料的发展提供有价值的参考。

1 方案介绍

甲醇与燃油的密度和热值的对比如表1所示。

根据以上特征值，燃烧产生同等的热量，甲醇所需的舱容是燃油的约2.66倍。

为满足大型集装箱船续航力的要求，本文提出一种甲醇燃料舱布置方案，该方案中，燃料舱位于前岛生活楼下方，同时占用生活楼前部货舱的部分空间，如图1所示。甲醇燃料舱划分为P、C、S三部分，如图2所示。甲醇燃料舱（C）占用货舱部分空间，该区域燃料舱的周边装载有集装箱，如图3所示。生活楼区域的甲醇燃料舱布置如图4所示，为减少甲醇燃料舱周界的特涂面积，同时减少船厂的施工量，甲醇燃料舱3个部分间的公共水密舱壁采用槽型舱壁。另外考虑到垂直式槽型舱壁需设置顶墩和底墩，会损失燃料舱的部分舱容，为使舱容利用率最大化，本文采用水平式槽型舱壁。基于以上布置方案，甲醇燃料舱的舱容达到约11000 m³。

本文提出的布置方案创新式地在集装箱船上设置槽型舱壁，与燃油舱和LNG燃料舱相比，结构形式存在较大区别。槽型舱壁承受的载荷分布、槽型舱壁端部的结构过度型式以及构件尺寸的选取都需要通过强度分析进行研究和验证。

2 槽型舱壁尺寸规范计算

槽型舱壁尺寸的规范计算包括槽条模数校核和板格尺寸校核^[5]。

2.1 槽条模数校核

槽型舱壁槽条的实际模数SM_A计算如下：

$ {S M}_A = t{d^2}/6 + (adt/2)。$

(1)

式中，形状参数定义见图5。

槽条模数的许用值SM计算如下：

$ S M = 7.8kchs{l^2}。$

(2)

式中：$ c = 0.90 $；$ s = a + b $；k为材料系数；l为槽条跨距；h 不小于h₁和h₀，二者计算如下：

$ {h_1} = \rho {h_t} + {h_a}，$

(3)

$ {h_0} = (2/3)(\rho {h_s})。$

(4)

式中：$ \rho $为甲醇密度，ρ=0.791×10³ kg/m³；h_t为舱顶至计算点的垂向距离；h_a为蒸汽压力的额外压头；h_s为溢流管高度至计算点的垂向距离。

2.2 板格尺寸校核

槽型舱壁的板格尺寸t_sh计算如下：

$ {t_{sh}} = (x\sqrt {qh} /{C_1}) + {C_2}。$

(5)

式中：x为图5中的a或c；$ {C_1} = 254 $；$ {C_2} = 2.5 $；$ q = 235/Y $，Y为屈服极限。同时，板格尺寸t_sh不小于6.5 mm和（$ x/150 + {C_2} $）mm的较大值。

根据以上规范校核，槽型舱壁如图6所示。

3 有限元分析

大型集装箱船甲醇燃料舱舱段结构强度的分析流程如图7所示。首先根据船体的结构设计方案建立包含甲醇燃料舱结构的有限元模型，并对模型施加载荷和边界条件进行分析，根据初步结构筛选高应力区域进行细化分析。

3.1 舱段有限元计算

舱段有限元模型的范围包括甲醇燃料舱以及首尾各一个货舱，舱段模型包含所有水密结构、主要支撑构件、纵向构件、纵骨和扶强材，主要构件采用板单元、梁单元和杆单元进行模拟，网格大小取纵骨间距，如图8所示。

综合考虑船体运动、货舱集装箱装载以及燃料舱的装载情况，确定舱段有限元分析的设计工况，见表2。

表2中被用于结构评估的动载荷工况为等效设计波，定义如下：

1）HSM-1和HSM-2分别为垂向波浪弯矩在船中处最小和最大的迎浪等效设计波。

2）HSA-1和HSA-2分别为垂向加速度在首垂线处最大和最小的迎浪等效设计波。

3）FSM-1和FSM-2分别为垂向波浪弯矩在船中处最小和最大的随浪等效设计波。

经过甲醇燃料舱舱段有限元计算分析，Von Mises合成应力包络值分布见图9。可以看出，后部的高应力区域位于横舱壁平台与槽型舱壁的十字交叉处，此处结构的连续性较差，结构形式发生突变，应力集中现象较为突出，后端壁的变形见图10；槽型舱壁前部的高应力区域位于纵向平台与槽型舱壁的十字交叉处，以及槽型舱壁底部区域。甲醇燃料舱侧壁的变形见图11，可以看出，甲醇燃料舱水密纵壁首尾部分的变形趋势有较大变化，这是由于槽型舱壁和普通平板结构的刚度有较大区别，在刚度变化处，出现应力分布较为集中的区域。

针对舱段有限元粗网格的计算分析结果，选择DET.A、DET.B、DET.C和DET.D等4个区域作为细化区域进行分析评估，具体位置见图9。

3.2 高应力区域细化计算

高应力区域细化模型的网格尺寸为50 mm×50 mm，细化模型以及计算结果应力分布见图12。通过多次迭代计算以及优化结构形式，最终的计算结果汇总见表4。

针对50 mm×50 mm细网格有限元计算，Von Mises合成应力应满足以下要求：

临近焊缝区域单元应力

$ \sigma_v\leqslant1.5\cdot q，$

(6)

远离焊缝区域单元应力：

$ {\sigma _v} \leqslant 1.7 \cdot q 。$

(7)

式中：$ {\sigma _v} $为Von Mises合成应力；q定义见2.2节。不同钢级的细网格有限元计算衡准汇总见表5。

经过校核，高应力区域细化节点的应力水平均能满足衡准要求。

4 槽型舱壁端部节点设计

从高应力区域细化计算中可以看出，槽型舱壁后端与横舱壁平台的交叉处，以及槽型舱壁的槽条折弯处应力水平较高，本节侧重于槽条折弯处与平台的相对位置对应力水平的影响。参与对比的2个结构设计方案见图13和图14。其中，方案1槽条折弯处与横舱壁平台的距离为450 mm，方案2槽条折弯处与横舱壁平台的距离为150 mm，2种方案的构件尺寸均相同。

选择槽型舱壁与某个横舱壁平台交叉处进行高应力区域细化计算，方案1和方案2相同单一工况的应力云图见图15和图16，应力峰值对比见表6。

经过对比方案1的应力峰值比方案2小约24%，且峰值周边的网格应力水平普遍较低，与方案1相比，方案2的应力集中现象较为严重。因而，在槽型舱壁端部节点设计中，应避免出现槽条折弯处与横舱壁平台距离较小的情况。

5 结　语

以一艘大型集装箱船作为研究对象，提出一种满足舱容要求的甲醇燃料舱设计方案，分别从规范计算、舱段有限元计算以及高应力区域细化计算对甲醇燃料舱区域的结构强度进行校核，得到结论如下：

1）甲醇燃料舱舱段有限元计算工况能够较好地模拟实际运营过程中的此区域的承载情况，计算方法合理可靠；

2）槽型舱壁在前后端部处的应力集中现象较为明显，结构突变处的应力水平较高，应对主要支撑结构进行合理的设计；

3）槽条折弯处与横舱壁平台距离较小时，应力集中影响叠加，结构强度不能满足要求，结构设计应避免此情况。

针对大型集装箱船的甲醇燃料舱的结构设计，船体结构安全可靠，可为同类集装箱船的研发和设计提供参考。