(中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海 200011)

目前LPG運(yùn)輸主要采用A型和C型獨(dú)立液貨艙圍護(hù)系統(tǒng)，其中超大型全冷式液化氣船(very large gas carrier, VLGC)采用A型獨(dú)立液貨艙，該類(lèi)貨物圍護(hù)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)溫度由所載運(yùn)的LPG貨品決定，通常不低于-55 °C[1]。VLGC由水密橫艙壁分割成若干貨艙區(qū)域，每個(gè)區(qū)域內(nèi)設(shè)置一個(gè)A型獨(dú)立液貨艙，獨(dú)立液貨艙艙體作為低溫液貨的主屏壁，與其相鄰的主船體殼板作為完整的次屏壁[2]。獨(dú)立液貨艙借助支承結(jié)構(gòu)限制其各自由度上的位移，盡管獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)與主船體相對(duì)獨(dú)立，其參與主船體總變形的程度較低，但由于液貨艙通過(guò)支承結(jié)構(gòu)與主船體連接，三者之間載荷傳遞過(guò)程較為復(fù)雜。本文基于某84 000 m3VLGC，探討采用艙段有限元模型評(píng)估超大型全冷式液化氣船(VLGC)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的方法。

該船設(shè)計(jì)依據(jù)法國(guó)船級(jí)社(BV)規(guī)范，同時(shí)滿(mǎn)足《國(guó)際散裝運(yùn)輸液化氣體船舶構(gòu)造與設(shè)備規(guī)則》(international code for the construction and equipment of ships carrying liquefied gases in bulk，以下簡(jiǎn)稱(chēng)《IGC規(guī)則》)的相關(guān)要求

1 艙段模型建模要求

1.1 模型范圍

VLGC艙段模型評(píng)估中間目標(biāo)貨艙的結(jié)構(gòu)承載能力。采用1+1+1三個(gè)貨艙長(zhǎng)度、整個(gè)船寬的有限元模型，而不采用1/2+1+1/2模型。一方面1+1+1三艙段模型將邊界約束條件對(duì)評(píng)估中部貨艙的不利影響降至最??；另一方面1+1+1三艙段模型端部結(jié)構(gòu)包括橫艙壁，利用平斷面假定，保證三艙段的中間貨艙與在整船分析中有相似的結(jié)構(gòu)變形。

1.2 支承結(jié)構(gòu)的模擬

A型獨(dú)立液貨艙與主船體之間通過(guò)底部垂向支座提供支撐，二者接觸面會(huì)存在摩擦作用，能在一定程度上限制獨(dú)立液貨艙水平方向的運(yùn)動(dòng)。從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)安全性角度出發(fā)，在計(jì)算支承結(jié)構(gòu)系統(tǒng)總體受力分布時(shí)可不計(jì)入該摩擦影響，而僅在校核垂向支座局部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度時(shí)考慮該摩擦作用；同時(shí)分別設(shè)置止橫搖、止縱搖支座限制獨(dú)立液貨艙相對(duì)主船體的橫向、縱向運(yùn)動(dòng)。液貨艙頂部設(shè)有止浮支座防止主船體破損進(jìn)水導(dǎo)致液貨艙上浮與主船體碰撞而發(fā)生損傷。典型的垂向支承結(jié)構(gòu)形式見(jiàn)圖1，上、下部支承結(jié)構(gòu)之間設(shè)置層壓木和環(huán)氧樹(shù)脂連接以形成彈性支撐，進(jìn)而使支承結(jié)構(gòu)的受力分布更加均勻。

圖1 典型支承結(jié)構(gòu)形式

由于支承結(jié)構(gòu)層壓木在受拉時(shí)會(huì)使獨(dú)立液貨艙和主船體分離，而在壓緊的時(shí)候才會(huì)接觸，因此層壓木只能傳遞壓力，不能傳遞拉力。在有限元模型中采用一維彈簧單元或者一維非線(xiàn)性單元GAP模擬。對(duì)于一維彈簧單元定義為雙向受力，分析時(shí)需根據(jù)上次計(jì)算得到的彈簧單元反力結(jié)果將全部受拉彈簧單元?jiǎng)h除后再次對(duì)模型迭代計(jì)算，彈簧單元反力在受拉彈簧單元?jiǎng)h除后重新分布，直至剩余的彈簧單元只承受壓力。而在迭代計(jì)算過(guò)程中被刪除的彈簧單元可能出現(xiàn)重新受壓的情況，可能對(duì)最終的彈簧單元反力分布產(chǎn)生一定的誤差。與彈簧單元相比，非線(xiàn)性GAP單元可同時(shí)定義拉伸剛度、壓縮剛度、剪切剛度等屬性。在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析時(shí)可以只考慮定義GAP單元的壓縮剛度，而使拉伸剛度、剪切剛度為零，令層壓木只有在受壓時(shí)GAP單元才能傳遞有效載荷[3]，而層壓木受拉時(shí)GAP單元傳遞的載荷為零，從而與實(shí)際情況更為接近。因此，本文采用一維非線(xiàn)性GAP單元模擬支承結(jié)構(gòu)連接，見(jiàn)圖2。

圖2 支承結(jié)構(gòu)有限元模型

非線(xiàn)性GAP單元的相當(dāng)剛度通過(guò)層壓木、環(huán)氧樹(shù)脂的剛度等效計(jì)算[4]。

對(duì)于第i個(gè)層壓木結(jié)構(gòu)，設(shè)Kwood,i為層壓木的壓縮剛度，Kresin,i為環(huán)氧的壓縮剛度，則層壓木和環(huán)氧合成的等效壓縮剛度Ki為

(1)

式中：Ewood,i為層壓木的彈性模量；Eresin,i為環(huán)氧的彈性模量；hwood,i為層壓木厚度；hresin,i為環(huán)氧厚度；Ai為層壓木與支承結(jié)構(gòu)支撐面板的接觸面積。

2 計(jì)算方法

相比常規(guī)船型，VLGC的A型獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)較為特殊?！禝GC規(guī)則》要求評(píng)估A型獨(dú)立液貨艙維護(hù)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度對(duì)應(yīng)于北大西洋海況10-8概率水平下的載荷，同時(shí)《IGC規(guī)則》分別給出了由船體運(yùn)動(dòng)所引起的液貨質(zhì)心在垂向、橫向和縱向加速度的計(jì)算指導(dǎo)公式[5]。對(duì)于BV鋼質(zhì)海船規(guī)范[6]，其設(shè)計(jì)載荷概率水平為10-5，與IGC規(guī)則關(guān)于液貨維護(hù)系統(tǒng)的載荷概率水平要求不同，在BV鋼制海船規(guī)范體系下，無(wú)法實(shí)現(xiàn)對(duì)A型獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)的有限元強(qiáng)度評(píng)估；同時(shí)發(fā)現(xiàn)在BV海洋工程規(guī)范[7]中的設(shè)計(jì)載荷概率水平為10-8，滿(mǎn)足IGC規(guī)則關(guān)于液貨維護(hù)系統(tǒng)的載荷概率水平要求，但BV海洋工程規(guī)范對(duì)VLGC主船體的結(jié)構(gòu)構(gòu)件能力要求較高，不利于控制并減小主船體的結(jié)構(gòu)重量。為解決上述問(wèn)題，并且A型獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)不參與貢獻(xiàn)船體梁總縱強(qiáng)度，提出在VLGC艙段結(jié)構(gòu)有限元強(qiáng)度分析過(guò)程中采用“兩步法”，即第一階段在三艙段模型中施加10-5概率水平的BV鋼制海船規(guī)范設(shè)計(jì)載荷，只評(píng)估主船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度；第二階段在三艙段模型中施加10-8概率水平的BV海洋工程規(guī)范設(shè)計(jì)載荷，且液貨運(yùn)動(dòng)加速度參考IGC規(guī)則要求計(jì)算，只關(guān)注獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及支承結(jié)構(gòu)反力分布情況。

2.1 載荷工況

裝載模式的選擇應(yīng)能覆蓋VLGC在海上航行、港口裝卸等可能出現(xiàn)的各種運(yùn)載狀態(tài)。參照CSR[8]關(guān)于油船、散貨船艙段直接計(jì)算共同設(shè)計(jì)裝載工況的要求和考慮VLGC實(shí)際裝載手冊(cè)，總結(jié)歸納了均勻滿(mǎn)載、正常壓載和隔艙裝載等裝載模式。此外《IGC規(guī)則》要求校核港口工況下獨(dú)立液貨艙隔艙裝載、破艙進(jìn)水狀態(tài)。綜合上述分析，船舯0.4L范圍內(nèi)VLGC艙段直接計(jì)算典型裝載模式見(jiàn)圖3。

圖3 典型裝載模式

2.1.1 第一階段載荷工況

根據(jù)BV鋼制海船規(guī)范關(guān)于強(qiáng)度評(píng)估動(dòng)載荷工況的規(guī)定，選擇a、b、c和d 4種動(dòng)載荷工況。其中，a、b為迎浪狀態(tài)，c、d為橫傾狀態(tài)。具體a分為舯拱a1、舯垂a2。并且每一動(dòng)載荷工況下的慣性載荷分量和用于計(jì)算舷外水動(dòng)壓力的船舶垂蕩運(yùn)動(dòng)參考值不同。由于VLGC主船體甲板不存在類(lèi)似集裝箱船的大開(kāi)口結(jié)構(gòu)形式，故在艙段有限元分析中忽略船體梁轉(zhuǎn)矩的影響，參考規(guī)范要求，用于強(qiáng)度評(píng)估第一階段的有限元?jiǎng)虞d荷工況的船體梁動(dòng)載荷和局部動(dòng)載荷，見(jiàn)表1。

表1 船體梁動(dòng)載荷和局部動(dòng)載荷

注：MWV為垂向波浪彎矩，MWH為水平波浪彎矩，QWV為垂向波浪剪力，ax、ay、az分別為縱向、橫向、垂向運(yùn)動(dòng)加速度，h1、h2為海面相對(duì)船舷的垂蕩運(yùn)動(dòng)參考值

強(qiáng)度評(píng)估第一階段需考慮5種裝載模式，不同裝載模式下的有限元載荷組合計(jì)算工況見(jiàn)表2。

表2 強(qiáng)度評(píng)估第一階段計(jì)算工況

注：√為每種計(jì)算工況所對(duì)應(yīng)的載荷情況，共13種計(jì)算工況；T為結(jié)構(gòu)吃水；TB為船中最小設(shè)計(jì)正常壓載吃水；D為型深；MSW,H為許用設(shè)計(jì)中拱靜水彎矩；MSW,S為許用設(shè)計(jì)中垂靜水彎矩

由于僅考核VLGC主船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，船體運(yùn)動(dòng)加速度的計(jì)算可參考BV鋼制海船規(guī)范要求。其中，破艙進(jìn)水狀態(tài)為橫艙壁校核工況，假設(shè)主船體破損進(jìn)水至0.8D，此時(shí)獨(dú)立液貨艙周界仍保持為完整主屏壁，只校核主船體橫艙壁及其相關(guān)支撐結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

2.1.2 第二階段載荷工況

因BV海洋工程規(guī)范設(shè)計(jì)載荷概率水平10-8與《IGC規(guī)則》關(guān)于獨(dú)立液貨艙的要求相同，參考其關(guān)于動(dòng)載荷工況的要求，具體為a、b、c 、d 4種，每一動(dòng)載荷工況下局部動(dòng)載荷的慣性載荷分量組合因子與BV鋼制海船規(guī)范相同。在強(qiáng)度評(píng)估第二階段僅關(guān)注A型獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及支承結(jié)構(gòu)反力分布情況，具體到三艙段模型，所考慮的有限元計(jì)算工況應(yīng)對(duì)位于評(píng)估目標(biāo)區(qū)域的中部獨(dú)立液貨艙模型周界施加局部動(dòng)載荷，即目標(biāo)液貨艙處于裝滿(mǎn)狀態(tài)；而同時(shí)施加的船體梁動(dòng)載荷對(duì)主船體構(gòu)件的影響不是本階段強(qiáng)度評(píng)估所考慮的。綜合上述分析，對(duì)強(qiáng)度評(píng)估第二階段的裝載模式及動(dòng)載荷工況組合進(jìn)行篩選，以減少計(jì)算工況的數(shù)量，提高分析效率。裝載模式選擇均勻裝載、隔艙裝載中垂；動(dòng)載荷工況a不考慮慣性加速度分量，動(dòng)載荷工況c與d相比減小了慣性加速度分量的載荷組合因子(見(jiàn)表1)，故該階段可只選擇動(dòng)載荷工況b、d進(jìn)行獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評(píng)估，同時(shí)須注意此時(shí)三艙段有限元模型中獨(dú)立液貨艙的運(yùn)動(dòng)慣性加速度應(yīng)根據(jù)《IGC規(guī)則》規(guī)定的加速度指導(dǎo)公式計(jì)算，并與設(shè)計(jì)蒸汽壓力疊加，進(jìn)而得到獨(dú)立液貨艙模型周界任意位置的壓力。

同時(shí)，《IGC規(guī)則》還規(guī)定用于A型獨(dú)立液貨艙強(qiáng)度評(píng)估的特殊工況，具體包括碰撞工況、30°靜橫傾工況、在港工況和破艙起浮工況等。碰撞工況包括碰撞向前縱向加速度取0.5g和碰撞向后縱向加速度取0.25g，用于校核液貨艙端部艙壁結(jié)構(gòu)及縱向限位支座結(jié)構(gòu)；30°靜橫傾工況用于校核液貨艙頂部和底部橫向限位支座結(jié)構(gòu)；在港工況假設(shè)在港狀態(tài)下液貨艙橫向一側(cè)裝載，另一側(cè)空艙，用于校核液貨艙中縱艙壁結(jié)構(gòu)，此時(shí)液貨艙蒸汽壓力考慮最大值；破艙起浮工況用于校核止浮裝置，此時(shí)主船體破損進(jìn)水至結(jié)構(gòu)吃水T。綜上所述，強(qiáng)度評(píng)估第二階段不同裝載模式下的有限元載荷組合計(jì)算工況見(jiàn)表3。

表3 強(qiáng)度評(píng)估第二階段計(jì)算工況

注：√為每種計(jì)算工況所對(duì)應(yīng)的載荷情況，共12種計(jì)算工況

2.2 邊界載荷調(diào)整

位于三艙段模型前、后端部剖面的縱向構(gòu)件節(jié)點(diǎn)的線(xiàn)位移應(yīng)與剖面中心線(xiàn)上中和軸處的獨(dú)立點(diǎn)剛性關(guān)聯(lián)，使變形后橫截面仍保持為平面[8]。模型后端的獨(dú)立點(diǎn)約束y，z方向的線(xiàn)位移，模型前端的獨(dú)立點(diǎn)約束x，y，z方向的線(xiàn)位移和x方向的角位移。

評(píng)估結(jié)構(gòu)構(gòu)件應(yīng)力水平采用直接法，對(duì)于船舯0.4L范圍內(nèi)貨艙，在不同強(qiáng)度評(píng)估階段均通過(guò)在三艙段有限元模型前、后端剖面中和軸處的獨(dú)立點(diǎn)施加所要求的附加彎矩調(diào)整值，使三艙段有限元模型中部艙中心處的彎矩值達(dá)到目標(biāo)彎矩值以及中部艙橫艙壁處的剪力值達(dá)到目標(biāo)剪力值，目標(biāo)載荷值參照BV規(guī)范具體要求；并且不建議采用分別對(duì)艙段模型施加船體梁載荷和局部載荷再將二者應(yīng)力計(jì)算結(jié)果相疊加的方法，其可操作性與結(jié)果準(zhǔn)確性均不及直接法。

2.3 分析衡準(zhǔn)

構(gòu)件尺度的分析衡準(zhǔn)基于工作應(yīng)力設(shè)計(jì)(WSD)法，不同強(qiáng)度評(píng)估階段的相應(yīng)分析衡準(zhǔn)與設(shè)計(jì)載荷的概率水平相聯(lián)系。強(qiáng)度評(píng)估第一階段主船體結(jié)構(gòu)屈服屈曲衡準(zhǔn)依據(jù)BV鋼質(zhì)海船規(guī)范具體要求，而強(qiáng)度評(píng)估第二階段A型獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)應(yīng)力評(píng)估衡準(zhǔn)采用〈IGC規(guī)則》要求。

(2)

式中:Rm為標(biāo)定的室溫下抗拉強(qiáng)度下限值，MPa；Re為標(biāo)定的室溫下屈服應(yīng)力下限值，MPa，如在應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上無(wú)明顯的屈服應(yīng)力，則可采用0.2%條件的屈服應(yīng)力。

液貨艙結(jié)構(gòu)屈曲強(qiáng)度評(píng)估參考BV海洋工程規(guī)范具體要求。

3 結(jié)果分析

例如84 000 m3VLGC，對(duì)位于船舯0.4L范圍內(nèi)目標(biāo)貨艙結(jié)構(gòu)建立三艙段有限元模型，并采用“兩步法”在不同強(qiáng)度評(píng)估階段進(jìn)行了有限元分析。因VLGC結(jié)構(gòu)布置左右對(duì)稱(chēng)，此處三艙段有限元模型僅顯示左舷結(jié)構(gòu)，見(jiàn)圖4。

圖4 三艙段有限元模型

3.1 第一階段主船體計(jì)算結(jié)果

1)甲板氣室開(kāi)口角隅處結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平較高，存在較為明顯的應(yīng)力集中，見(jiàn)圖5，應(yīng)進(jìn)一步通過(guò)細(xì)網(wǎng)格有限元進(jìn)行評(píng)估。在滿(mǎn)足總強(qiáng)度要求的前提下，可通過(guò)優(yōu)化角隅形狀或局部嵌厚板的方式以滿(mǎn)足該處的強(qiáng)度要求。

圖5 甲板應(yīng)力云圖包絡(luò)值(單位：MPa)

2)雙層底縱桁、肋板及頂邊艙強(qiáng)框因分別受到來(lái)自獨(dú)立液貨艙底部垂向支座、止浮支座的集中力作用，部分區(qū)域應(yīng)力水平較高，應(yīng)結(jié)合強(qiáng)度評(píng)估第二階段得到的液貨艙支座支撐反力進(jìn)行綜合分析。

3)因主船體無(wú)中縱艙壁結(jié)構(gòu)，雙層底橫向跨度較大，在隔艙裝載a1舯拱工況下，外底板屈曲現(xiàn)象較為明顯，見(jiàn)圖6，可通過(guò)增加板厚或屈曲筋的方式進(jìn)行加強(qiáng)。

圖6 外底板屈曲利用因子

4)橫艙壁結(jié)構(gòu)由于其板格垂向高度較大以及受橫艙壁橫向變形的影響，存在一定程度的屈曲問(wèn)題，可通過(guò)設(shè)置水平屈曲筋的方式予以加強(qiáng)。

3.2 第二階段液貨艙計(jì)算結(jié)果

3.2.1 水密周界結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果

根據(jù)IGC規(guī)則規(guī)范計(jì)算得到的獨(dú)立液貨艙水密周界尺寸基本能滿(mǎn)足有限元計(jì)算衡準(zhǔn)要求，但下列關(guān)鍵區(qū)域需在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)注意。

1)遠(yuǎn)離液貨艙頂部止橫搖支座區(qū)域結(jié)構(gòu)經(jīng)有限元計(jì)算應(yīng)力水平較低，其板材尺寸可由規(guī)范最小厚度決定；而位于液貨艙首尾端部頂部止橫搖支座區(qū)域內(nèi)的板材應(yīng)力水平較高，見(jiàn)圖7，該區(qū)域板厚應(yīng)由有限元直接計(jì)算決定。

圖7 液貨艙艙頂板應(yīng)力云圖包絡(luò)值(單位：MPa)

2)遠(yuǎn)離液貨艙底部支座區(qū)域結(jié)構(gòu)經(jīng)有限元計(jì)算應(yīng)力水平較低，其板材尺寸可由規(guī)范最小厚度決定;而位于液貨艙底部止橫搖、止縱搖支座及垂向支座所在區(qū)域應(yīng)力水平較高，尤其在止縱搖支座區(qū)域，見(jiàn)圖8，相應(yīng)底部支承結(jié)構(gòu)區(qū)域內(nèi)的板材尺寸應(yīng)由有限元直接計(jì)算決定。

圖8 液貨艙艙底板應(yīng)力云圖包絡(luò)值(單位：MPa)

3)液貨艙中縱艙壁與水平桁連接處應(yīng)力水平較高，決定工況為碰撞工況，板厚尺寸應(yīng)局部加強(qiáng)。

3.2.2 主要支撐構(gòu)件計(jì)算結(jié)果分析

1)獨(dú)立液貨艙橫向強(qiáng)框作為最重要的主要支撐構(gòu)件，不僅需要承載縱骨等局部構(gòu)件，還需要承受各種支座處較大的集中受力，橫向強(qiáng)框尺寸主要通過(guò)有限元直接強(qiáng)度計(jì)算來(lái)驗(yàn)證。其中位于液貨艙前后端部的強(qiáng)框架垂向支座附近區(qū)域應(yīng)力較高，見(jiàn)圖9。破艙起浮工況下止浮支座附近應(yīng)力水平較高，見(jiàn)圖10，位于支承結(jié)構(gòu)處的橫向強(qiáng)框腹板厚度應(yīng)結(jié)合細(xì)網(wǎng)格分析結(jié)果確定。

圖9 液貨艙強(qiáng)框應(yīng)力云圖包絡(luò)值(單位：MPa)

圖10 液貨艙強(qiáng)框破艙起浮工況應(yīng)力云圖(單位：MPa)

2)獨(dú)立液貨艙水平桁用于支撐端部艙壁及制蕩艙壁上的扶強(qiáng)材，以及與橫向強(qiáng)框相互支撐以提高液貨艙的橫向強(qiáng)度。水平桁構(gòu)件尺寸主要通過(guò)有限元直接強(qiáng)度計(jì)算驗(yàn)證，主要決定工況為碰撞和港口隔艙裝載工況，其中水平桁肘板趾端、圓弧轉(zhuǎn)圓處面板及與橫向強(qiáng)框連接處應(yīng)力水平較高，應(yīng)力集中明顯，形狀設(shè)計(jì)需特殊考慮。

3.3 支承結(jié)構(gòu)反力計(jì)算結(jié)果

通過(guò)強(qiáng)度評(píng)估第二階段，匯總比較三艙段模型中部目標(biāo)液貨艙的支承結(jié)構(gòu)系統(tǒng)GAP單元在每個(gè)計(jì)算工況下的受力，得到垂直于支座支撐面板方向的最大支撐力及其決定工況，見(jiàn)表3。

表3 垂直于支座支撐面板方向的最大支撐力及其決定工況 kN

中部目標(biāo)液貨艙的支承結(jié)構(gòu)在所有計(jì)算工況下的最大支撐力分布見(jiàn)圖11、12。因垂向支座、止縱搖支座及止浮支座布置形式左右舷對(duì)稱(chēng)，上述3種支座布置只顯示左舷。

圖11 舯部液貨艙底部支座最大支撐力分布(單位：kN)

圖12 中部液貨艙頂部支座最大支撐力分布(單位：kN)

通過(guò)上述計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：

1)垂向支座、頂部止橫搖支座最大支撐力由動(dòng)載荷工況決定，而底部止橫搖支座、止縱搖支座、止浮支座最大支撐力均由IGC規(guī)則規(guī)定的特殊工況決定。

2)獨(dú)立液貨艙前后端部垂向支座支撐力較大，其中設(shè)置在液貨艙四個(gè)邊角處的垂向支座支撐力最大，位于獨(dú)立艙舷側(cè)的垂向支座支撐力大小約為靠近艙中的垂向支座支撐力近2倍；在強(qiáng)度評(píng)估第二階段三艙段有限元模型中，獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)重量通過(guò)施加重力加速度的方式考慮，液貨重量及其動(dòng)載荷通過(guò)施加在液貨艙周界有限元上壓力的方式實(shí)現(xiàn)，但獨(dú)立液貨艙自身結(jié)構(gòu)重量在《IGC規(guī)則》慣性加速度作用下所產(chǎn)生的動(dòng)載荷無(wú)法在有限元模型中得到體現(xiàn)，這部分動(dòng)載荷也會(huì)產(chǎn)生一部分附加垂向支座反力。通常獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)重量約為其裝滿(mǎn)液貨質(zhì)量的10%，若粗略估計(jì)，垂向支座支撐力可在第二階段直接計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上再放大10%。

3)由于受支座布置空間的影響，止縱搖支座數(shù)量受到限制，其所受載荷巨大，為提高其載荷承受能力，可將在主船體一側(cè)的縱向止縱搖支座設(shè)計(jì)為與其前后臨近的垂向支座相互連接。

4)獨(dú)立液貨艙結(jié)構(gòu)剛度沿縱向存在變化，說(shuō)明止橫搖支座、止浮支座的支撐反力不是均勻分布的，其中液貨艙前后端部及中部支座受力較大，若支座形式設(shè)計(jì)時(shí)按均勻分布受力考慮則偏于危險(xiǎn)。

垂向支座作為支承結(jié)構(gòu)系統(tǒng)中的主要組成部分，基于上述計(jì)算結(jié)果，利用調(diào)整的垂向支座布置形式對(duì)支撐力的影響進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖13。

圖13 調(diào)整后底部垂向支座支撐力分布(僅左舷)(單位：kN)

與調(diào)整前相比，通過(guò)增加液貨艙前后端部垂向支座數(shù)量，可以顯著減小前后端部垂向支座支撐力大小，而對(duì)位于中部區(qū)域的垂向支座的支撐力分布影響較小。

同時(shí)，根據(jù)強(qiáng)度評(píng)估第二階段直接計(jì)算得到的各支座最大支撐力，可作為單一支座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的載荷輸入條件：利用支座局部細(xì)網(wǎng)格模型，將支座反力施加到體單元模擬的層壓木上，局部細(xì)網(wǎng)格模型邊界條件由三艙段模型計(jì)算結(jié)果得到，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)支座結(jié)構(gòu)的局部強(qiáng)度分析以進(jìn)行支座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

4 結(jié)論

1)通過(guò)建立1+1+1三艙段有限元模型進(jìn)行直接計(jì)算以評(píng)估VLGC結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的方法是可行的，可以較快評(píng)估設(shè)計(jì)方案，尤其是支承結(jié)構(gòu)布置是否合理。

2)不同于油船、散貨船等常規(guī)船型的三艙段模型強(qiáng)度評(píng)估方法，VLGC艙段有限元分析可根據(jù)不同概率水平下的規(guī)范設(shè)計(jì)載荷分階段考察主船體、獨(dú)立液貨艙的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

3)對(duì)于支承結(jié)構(gòu)，應(yīng)根據(jù)直接計(jì)算得到其實(shí)際受力，從而進(jìn)行區(qū)別化設(shè)計(jì)，以控制重量及鋼料成本；同時(shí)若空間布置允許，增加支座密度可以達(dá)到減小支撐反力分布的目的。