王佳穎，金燕子，楊仁記，劉金峰

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

設計與研究

薄膜型LNG船全船結構屈服和疲勞強度分析

王佳穎，金燕子，楊仁記，劉金峰

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

以某薄膜型液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船的結構設計為例，開展全船屈服強度校核和基于精細網格的有限元疲勞強度分析。針對5種典型裝載狀態(tài)，基于美國船級社（American Bureau of Shipping，ABS）全船強度直接計算指南，采用ABS-DLA/SFA系列軟件，用三維波浪載荷預報程序對波浪隨機載荷進行長期預報。基于預報結果，針對每種裝載狀態(tài)計算 15個設計波參數組，求解全船結構在各載荷組合工況下的應力分布，繼而完成屈服強度校核。以甲板機械室與穹頂甲板相交處的關鍵節(jié)點區(qū)域的節(jié)點設計為例開展細網格局部強度分析，并通過各種改進設計解決應力集中問題。針對2種常用典型操作裝載狀態(tài)及營運于北大西洋海區(qū)疲勞壽命滿足40a的要求，基于ABS全船疲勞強度直接計算指南計算2個典型細化位置熱點應力傳遞函數，通過譜分析得到疲勞累積損傷和疲勞壽命，完成疲勞強度校核。采用的全船強度和疲勞分析方法和思路適用于其他超大型船舶的結構分析。

大型LNG船；全船有限元強度分析；細化網格；疲勞分析

0 引 言

隨著船舶逐漸大型化，傳統(tǒng)的結構規(guī)范校核和艙段有限元分析已不能完全滿足船舶結構設計的要求。液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）運輸船的造價較高。大型LNG船需具備極高的可靠性和安全性，目前市場上幾乎所有的大型LNG船都需擁有通過全船結構安全性分析的船籍認證符號，因此全船有限元強度和疲勞分析是LNG船結構設計中的關鍵。

全船有限元結構分析直接計算法涉及船舶結構力學、有限元方法和計算機技術。基于三維的全船有限元模型能很好地體現船舶復雜結構之間的相互作用，可得到船舶航行過程中真實的應力和變形狀態(tài)，與艙段分析結果相比，前者更符合實船應力狀態(tài)。全船有限元結構分析對于艏艉過渡區(qū)域和部分局部結構連接位置的結構強度校核尤為重要，其缺點是工作量大、耗時多。

對于全船有限元強度結構分析技術，顧永寧等[1]基于波浪隨機載荷的長期預報，采用在整體模型中嵌入艙口角隅精細網格模型的方法對一艘5萬噸級大開口船某艙口角隅的應力集中進行研究；張延昌等[2]采用挪威船級社SESAM系列軟件進行某大型滾裝船的整船結構彎扭強度分析；羅秋明等[3]對一艘超大型礦砂船進行全船、全過程的有限元強度分析。針對實船設計應用，美國船級社制訂全船有限元強度直接計算指南（以下簡稱“DLA指南”）[4]和疲勞直接計算指南（以下簡稱“SFA指南”）[5]。

這里以滬東中華造船（集團）有限公司設計建造的某17萬m3級薄膜型LNG船為研究對象，采用美國船級社DLA/SFA系列軟件，選擇若干典型節(jié)點位置，開展基于精細網格的全船有限元強度和疲勞譜分析，以滿足美國船級社SH-DLA和SFA (40)的船籍符號要求。采用的全船強度分析的基本原理和方法與文獻[1]～文獻[3]及文獻[6]～文獻[7]中給出的原理和方法類似，重點對美國船級社相關指南[4-5]的工程應用經驗進行介紹和剖析，包括LNG船直接計算的裝載狀態(tài)和特點分析、主導設計波工況選擇及局部應力集中導致的疲勞損傷問題的解決方法等。

1 全船有限元強度分析

1.1 有限元模型

該薄膜型 LNG船有 4個貨艙，總長 290m，型寬 46.95m，型深 26.25m，結構吃水 12.5m。采用MSC.PATRAN軟件建立有限元模型，船體各類板材和主要支撐構件采用四節(jié)點板單元和盡可能少的三角形板單元模擬，縱骨和加強筋采用梁單元模擬。網格尺寸一般取縱骨間距，模型中所有單邊長度＞500mm的開孔以刪除相關位置單元或板厚折減的方式表達，其余較小的開孔（包括通焊孔、流水孔等）忽略不計。所有結構尺寸均不考慮腐蝕影響。模型包括主船體、上層建筑、貨物操作室及貨物機械室等，共有499837個單元、232467個節(jié)點。圖1為該LNG船的全船有限元模型。

1.2 裝載狀態(tài)選擇

對于 LNG船全船結構強度校核的裝載狀態(tài)，DLA指南（Section 2.5.7）中明確規(guī)定必須進行結構吃水下滿載狀態(tài)、壓載狀態(tài)、單艙空載狀態(tài)及臨近兩艙空載狀態(tài)的全船強度校核。此外，根據規(guī)格書要求，添加臨近三艙空載狀態(tài)的強度校核。

滿載狀態(tài)和壓載狀態(tài)是船舶實際營運中的主要裝載狀態(tài)，進行其他裝載狀態(tài)的強度校核的目的是進一步提高薄膜型LNG船的結構安全性，避免在某些不可預測的事故狀態(tài)下帶來結構損傷。強度校核裝載狀態(tài)的選擇非常重要，需與船級社商討。原則上，通常在裝載手冊中選擇靜水彎矩或剪力較大的工況。表1為LNG船全船有限元強度校核的裝載狀態(tài)。

圖1 LNG船的全船有限元模型（mm）

表1 LNG船全船有限元強度校核的裝載狀態(tài)

1.3 波浪誘導載荷的長期預報

美國船級社的DLA指南通過制訂主導設計波工況開展船舶結構的強度評估，每個裝載狀態(tài)都有對應的一系列主導設計波工況。

每個主導設計波都對應著其最大主導載荷，如船舶總縱彎矩、剪力、運動及局部動載荷響應等，以模擬船舶在海上航行時的最危險狀態(tài)。采用基于三維源匯理論的計算程序Precal建立船體濕表面模型，進行水動力分析。海浪引起的船體載荷是隨機統(tǒng)計量。為研究浪向和波頻對船體載荷的影響，選取波浪頻率范圍為 0.20～1.85rad/s（每隔0.05rad/s遞增），波向角為 0°～180°（每隔 15°遞增）。圖 2為波向角的定義。對不同波向角下各等效設計波目標參數的傳遞函數進行求解。采用北大西洋環(huán)境參數（IACS #34 wave scatter data）進行載荷長期預報，選取10-8超越概率，對應于25a的回歸周期。對應于每個裝載狀態(tài)，每個系列都包含15個設計波工況，包括靜水狀態(tài)和14個主導設計波工況；設計波主導目標參數包括最大波浪垂向中拱彎矩和中垂彎矩、最大正負波浪垂向剪力（1/4船長和3/4船長位置）、艏部最大正負垂向加速度、船舶最大左右橫搖及2個方向上的最大水平彎矩。以滿載狀態(tài)為例，圖3為典型主導設計波示意，表2為設計波參數匯總。

需說明的是，根據DLA指南，最大中垂彎矩和中拱彎矩的設計波參數可根據IACS總強度校核標準（IACS Longitudinal Strength Standard，UR S11）進行調整。此外，斜浪或橫浪工況下的水平彎矩、扭矩、垂向加速度和縱向加速度的長期超越概率水平可降低至10-6.5的水平。

圖2 波向角的定義

圖3 典型主導設計波示意（滿載狀態(tài)）

表2 滿載狀態(tài)主導設計波參數匯總

1.4 載荷和邊界條件

1.4.1 波浪載荷

根據各設計波的波高、相位、波向和波長對水線附近的載荷進行非線性修正，將濕表面模型的壓力傳遞到結構模型上。

1.4.2 加速度載荷

根據設計波工況下的加速度參數，將實際空船的重力載荷及液貨、壓載水和油等產生的加速度載荷施加在對應節(jié)點上，其中加速度載荷包括3個方向的分量，液體載荷及其慣性力以側向壓力的形式施加在液艙邊界上。液貨和壓載水的晃蕩載荷不予考慮。

1.4.3 慣性平衡力載荷

受波浪載荷的影響，船體處于重力與浮力不平衡的狀態(tài)。在引入慣性加速度之后，計算出各節(jié)點的線加速度及對應的慣性載荷，將其與直接載荷（波浪載荷和加速度載荷）組成平衡力系[3]。

1.4.4 邊界條件

對艏艉節(jié)點施加約束，以消除數值誤差帶來的船體剛性位移；同時，不能阻礙船體自由變形。選取艉封板上的2個節(jié)點約束垂向的線位移，選取艉部的1個節(jié)點約束船寬方向的線位移，選取艏部的1個節(jié)點約束3個方向的線位移。約束反力通常遠小于船舶排水量的0.1%。

1.5 許用應力衡準

根據DLA指南，結構屈服強度校核分為板單元的Von Mises應力校核和梁單元的軸向應力校核2部分。水密邊界和非水密邊界對應不同的許用屈服應力衡準。對于主要支撐構件單元的屈服強度校核，DLA指南針對不同的單元尺寸給出不同的許用應力衡準作為屈服強度校核的依據。需注意，對于水密構件，筒形彎曲折減系數lC一般取0.8。但是，若根據規(guī)范要求已考慮筒形彎曲應力，則Cl可取為1.0。從工程處理上看，一般認為臨近空氣管的液艙艙頂水密板不承受側向壓力，因此并無筒形彎曲應力，技術細節(jié)需與船級社商討后確定。表3為全船有限元屈服強度校核非水密結構許用應力衡準。

表3 全船有限元屈服強度校核非水密結構許用應力衡準

1.6 粗網格計算結果

根據上述全船有限元強度評估流程，5個裝載狀態(tài)分別對應有15個設計波工況，共計75個載荷工況的Von Mises應力最大包絡值結果用于屈服強度評估。校核范圍包括貨艙、上層建筑、甲板機械室、機艙和艏部等船體結構的板及部分骨材（模型未體現的小型肘板和小骨材除外）。

按照一般設計經驗，通常需在進行全船強度分析之前進行規(guī)范計算和艙段有限元計算校核。因此，絕大部分貨艙區(qū)結構構件的尺寸都能滿足全船屈服強度校核要求，只有少數區(qū)域的結構需進行加強（見圖 4）。此外，還需基于粗網格的應力分布結果開展屈曲強度校核。根據設計經驗，薄膜型 LNG船的上層建筑與穹頂甲板交界處及機艙艙壁等位置處可能存在板格屈曲問題，限于篇幅，此處不予展開分析。

圖4 全船有限元屈服強度評估結果概況（所有工況包絡值，MPa）

對于規(guī)范計算和艙段有限元校核不能覆蓋到典型艙段區(qū)域之外的部分結構（如甲板機械室與船體的連接處、艏艉斜向過渡大肘板等位置），這些位置需經過全船分析來確定。粗網格結果也能初步反映應力集中情況，挑選出需作進一步細化分析的位置。

1.7 細化網格計算結果

子模型中的考核節(jié)點應與邊界保持一定距離，以盡可能地降低邊界效應的影響。粗網格模型的位移計算結果映射到局部子模型的邊界上。這里以甲板機械室與主船體連接處的局部結構細化分析為例，闡述有限元細網格屈服分析流程。圖5為甲板機械室與穹頂甲板連接處需細化的位置和要求，其中：

1) 局部細化點 1為按照船級社要求開展細網格有限元屈服強度分析，其粗網格階段的應力水平較低，預計分析結果不會有屈服強度問題；

2) 局部細化點 2需增加過渡肘板設計，以解決此處的應力集中問題；

3) 局部細化點3需建立肘板細化模型，分析其真實的應力集中狀態(tài)。

圖6為局部細化點1的細網格有限元屈服強度分析結果，可看出其應力水平較低，因此初始設計無需修改。局部細化點2的初始設計并未設置肘板過渡，在粗網格中的應力水平較高（242.4MPa），＞224MPa的許用應力衡準。在此處添加過渡肘板之后，參見局部細網格節(jié)點2的細網格有限元屈服強度分析結果（見圖7），可看出該處屈服強度能滿足規(guī)范要求。由于該位置遠離中和軸，總縱彎曲應力較大且結構不連續(xù)，伴隨有較大程度的應力集中，因此其應力水平較高。

圖5 甲板機械室與穹頂甲板連接處需細化的位置和要求（MPa）

圖6 局部細化節(jié)點1的細網格有限元屈服強度分析結果（MPa）

圖7 局部細化節(jié)點2的細網格有限元 屈服強度分析（添加肘板后，MPa）

針對局部細化點3的應力集中情況，提出以下2種改進設計方案。

1) 改進設計方案一：在插入板的圓弧邊上添加端部削斜的扁鋼（相當于自由邊面板），以增加結構剛度，起到大幅度減小圓弧自由邊應力的作用，進而滿足屈服許用應力的要求。圖8a為局部細化點3基于改進設計方案一的細網格有限元屈服強度分析結果，可看到在扁鋼削斜端部有明顯的應力集中現象。

2) 改進設計方案二：增加插入板的縱向長度，使過渡更為平緩；在面板端部位置減小板厚并作削斜處理。圖8b為局部細化點3基于改進設計方案二的細網格有限元屈服強度分析結果，可看出改進設計方案二的肘板面板能有效降低過渡自由邊的應力水平，而插入厚板端部的特殊設計使得單元幾何邊界和應力過渡更加平緩，能有效緩解端部的應力集中現象。

對于局部細化點3，以上2種改進設計方案都能滿足規(guī)范要求，但還需在疲勞分析中作進一步研究。

需注意，在進行局部細化屈服分析時，應力水平對網格的尺寸較為敏感。建議適當調整網格尺寸至各級衡準可接受單元尺寸的上限，并盡可能地使單元形狀正則化，避免出現應力傳遞不連續(xù)的情況。若后續(xù)同一結構節(jié)點還需進行疲勞分析，則建議直接將網格尺寸調整為板厚大小，為后續(xù)的疲勞分析減少工作量。按照美國船級社DLA指南要求，在某些特殊情況下，當局部疲勞強度滿足要求時，局部熱點許用應力衡準可提高至材料最小拉伸屈服強度。當然，是否提高許用應力衡準還需與所入級的船級社商討（通常情況下不建議這么做）。

圖8 細化點3的細網格有限元屈服強度分析結果（MPa）

2 全船有限元疲勞分析

2.1 疲勞分析概述

針對薄膜型LNG船的殷瓦鋼疲勞問題，基于法國GTT公司提出的NO DG 33總強度要求進行校核。此處的疲勞分析特指薄膜型LNG船本身的結構設計，且不考慮裝載引起的溫度應力的影響（循環(huán)次數有限，累積損傷極?。?。

基于美國船級社SFA指南，疲勞校核采用經典的線性累積損傷理論，疲勞校核流程為：

1) 選擇疲勞分析的熱點位置（通常為全船有限元強度分析中的應力集中位置），對于薄膜型LNG船，這些位置一般包括貨艙舯部內底板與底邊艙斜板交界處、貨艙舯部頂板與頂邊艙斜板交界處、雙層底縱桁與水密艙壁交界處、舷側平臺與水密艙壁交界處、氣穹和液穹開孔處、艏艉斜向穹頂板和貨艙內壁板過渡處及甲板機械室與穹頂甲板交界處等；

2) 選取設計波浪環(huán)境，SFA指南附錄1中給出了北大西洋無限航區(qū)的長期預報波浪概率分布，并假定各向波浪是等概率分布的；

3) 選擇船舶最常用的裝載狀態(tài)，并給出各狀態(tài)的運營時間分布比例；

4) 計算各裝載狀態(tài)和浪向下的應力傳遞函數，并基于各短期海況分別計算應力響應，結合短期海況的出現概率計算各短期海況的年化累積損傷；

5) 計算總疲勞累積損傷。

這里以2個典型局部區(qū)域的疲勞分析過程和結果為計算示例，說明疲勞校核流程和節(jié)點設計方法。

2.2 裝載狀態(tài)選擇和校核流程

船舶實際運行過程中的裝載狀態(tài)是難以精確定義的。在對初步裝載手冊進行研究并與船級社商討之后，選擇均質貨物夏季載重吃水下的滿載離港狀態(tài)和壓載出港狀態(tài)（各占42.5%）進行疲勞分析。此外，LNG船有15%的服務時間處于在港狀態(tài)，這部分時間內的疲勞累積損傷可忽略不計。

疲勞分析的水動力分析方法與強度分析類似。在疲勞分析中，運動和壓力載荷的預報假定為75%的設計航速。計算波浪頻率從0.2rad/s開始，每隔0.1rad/s遞增至1.8rad/s。采用的波浪角度從0°開始，每隔30°遞增至 330°。計算得到各裝載狀態(tài)、各波浪角度下的疲勞熱點單元應力傳遞函數?；谄陬A報波浪概率分布（見SFA指南附錄1中的表1）和譜分析方法，計算得到累積損傷和疲勞壽命。

圖9為3種典型的疲勞裂紋類型，分別對應不同的S-N設計曲線，詳細說明見SFA指南附錄2。

圖9 3種典型的疲勞裂紋類型

在有限元計算中，裂紋擴展處的結構單元熱點應力可考慮結構不連續(xù)帶來的應力集中，但無法包含焊縫本身和局部切割缺陷等對結構強度的影響。圖9中：TypeⅡ裂紋對應C級的S-N設計曲線；TypeⅠ裂紋和Type Ⅲ裂紋對應E級的S-N設計曲線。TypeⅠ的疲勞初始裂紋垂直于焊縫焊角，焊角處的最大主應力幅值插值方法見SFA指南中的7.7節(jié)。對于TypeⅡ的自由邊疲勞裂紋，通過在有限元模型中的自由邊建立虛剛度Rod單元，讀取最大熱點應力。Type Ⅲ的初始裂紋1的主應力方向平行于縱向焊縫1；裂紋1出現在焊縫2與焊縫1交錯處的焊角趾端肋板上，焊角處的最大主應力幅值插值方法與TypeⅠ類似。Type Ⅲ的初始裂紋2以此類推。

2.3 疲勞計算結果與設計方案討論

作為示例，給出2個典型區(qū)域的疲勞分析過程和結果。疲勞校核典型區(qū)域一是位于機艙與4號貨艙的雙層底內底板相交處；疲勞校核典型區(qū)域二是位于甲板機械室內縱壁與穹頂甲板的交界處（即圖5中的局部細化點3）。疲勞壽命要求為40a，以滿足SFA（40）的船級符號要求。

2.3.1 疲勞校核典型區(qū)域一

疲勞校核典型區(qū)域一共有8個校核節(jié)點，具體節(jié)點分布示意見圖10。在初始設計中，該區(qū)域的部分節(jié)點不滿足疲勞壽命設計要求，因此在艙壁、雙層底縱桁和肋板上局部插入厚板以提高疲勞壽命。加強修改后，所有8個校核節(jié)點都能滿足40a疲勞壽命的設計要求。表4為疲勞校核典型區(qū)域一的初始設計和加強修改后的疲勞壽命校核結果。

圖10 疲勞校核典型區(qū)域一的疲勞校核節(jié)點分布示意

表4 疲勞校核典型區(qū)域一的初始設計和加強修改后的疲勞壽命校核結果

2.3.2 疲勞校核典型區(qū)域二

疲勞校核典型區(qū)域二位于“1.7”節(jié)中的局部細化點3位置處。為解決該設計節(jié)點的局部屈服應力集中問題，給出2種不同的改進設計方案，都能滿足屈服校核要求。圖11為該節(jié)點2種改進設計方案的疲勞校核結果。插入板的面板趾端與穹頂甲板過渡肘板的趾端是疲勞校核的危險熱點。疲勞校核結果表明，改進設計方案二的疲勞壽命遠大于改進設計方案一。這是由于改進設計方案二在端部做了特別的幾何形狀優(yōu)化設計，改善了與穹頂甲板連接處的應力集中現象，因此其疲勞壽命更長。在同樣滿足強度要求的情況下，實船采用改進設計方案二。

圖11 疲勞校核典型區(qū)域二的2種改進設計方案的疲勞校核結果

需說明，疲勞壽命對局部的應力集中水平十分敏感。對于TypeⅠ和Type Ⅲ的疲勞裂紋，可通過增加角焊縫高度提高疲勞壽命。若理論計算的疲勞壽命＞15a，則美國船級社SFA指南允許使用改進工藝要求的計算疲勞壽命提高技術。當角焊縫采取打磨或超聲波檢查措施時，計算疲勞壽命最大可提高至原疲勞壽命的2倍。對于Type Ⅱ的自由邊疲勞裂紋，自由邊經自動切割及打磨處理后，可采用B級的S-N設計曲線。根據一般設計實踐經驗，船廠傾向于采用計算疲勞壽命提高技術。針對計算疲勞壽命提高技術，SFA指南8.3節(jié)中給出打磨、切割、檢驗及圖紙送審的技術細節(jié)規(guī)定。通常，改變節(jié)點的結構型式是減小應力集中、提高疲勞壽命較為有效和經濟的方法。若不具備可行性，則通常需通過增加板厚或采用插入局部厚板來提高節(jié)點的疲勞性能。

3 結 語

以滬東中華造船（集團）有限公司設計建造的超大型LNG船為研究對象，采用美國船級社DLA指南和SFA指南及對應軟件，完成基于全船有限元法的屈服強度和疲勞強度譜分析，以滿足美國船級社SH-DLA 和SFA (40)的船籍符號要求。通過分析，得到以下結論：

1) 受總縱彎矩較大及結構變化過渡帶來的應力集中或結構布置收縮等因素影響，規(guī)范計算和艙段有限元校核不能考慮和覆蓋到大型LNG船的甲板機械室與船體相連接處、艏艉斜向過渡大肘板、氣穹液穹處開口、艏部貨艙橫向強框架及上層建筑機艙與艉端貨艙連接處等位置或區(qū)域，這些部位均需通過全船有限元分析來確定其結構型式和具體尺寸。

2) 按照以往的計算經驗，以圖8中的細化點3為例，在進行全船有限元強度分析時，需盡可能地考慮后續(xù)疲勞分析，減小關鍵位置的應力集中，在滿足屈服強度條件的同時提高節(jié)點疲勞壽命。

3) 在進行細網格有限元屈服強度分析時，若后續(xù)結構節(jié)點同時有屈服強度和精細網格細化分析要求，則可直接將網格尺寸調整為板厚大小，這有助于減少建模等工作量，且更容易滿足規(guī)范要求。在某些特殊情況下，當局部疲勞強度滿足要求時，按照指南的規(guī)定，局部熱點許用應力衡準可提高至材料最小拉伸屈服強度。

4) 優(yōu)化節(jié)點過渡型式、優(yōu)化設計趾端形狀、增大角焊縫焊角、對熱點處焊縫及自由邊打磨等是提高疲勞壽命相對有效和經濟的方法。若不具備可行性，則通常需通過增加板厚或采用局部插入厚板來提高節(jié)點的疲勞性能。

[1] 顧永寧，滕曉青，戴立廣，等. 大開口船波浪載荷長期預報和彎扭強度整船有限元分析[J]. 中國造船，1998, 141 (2)∶ 63-70.

[2] 張延昌，羅廣恩，王自力，等. 大型滾裝船彎扭強度整船有限元分析[J]. 艦船科學技術，2005, 27 (6)∶ 39-43.

[3] 羅秋明，薛鴻祥，唐文勇. 45萬噸級超大型礦砂船全船結構有限元分析[J]. 船舶工程，2010, 32 (2)∶ 8-12.

[4] ABS. Guide for ‘Safehull-dynamic loading approach’ for vessels∶ ABS 0140[S]. 2013.

[5] ABS. Guidance notes on spectral-based fatigue analysis for vessels[S]. 2012.

[6] 陳慶強，朱勝昌，郭列，等. 用整船有限元模型分析方法計算艦船的總縱強度[J]. 船舶力學，2004, 8 (1)∶ 79-85.

[7] 王峰，陳毓珍，張青敏. 全船有限元簡化方法在總縱強度計算中的應用[J]. 船舶與海洋工程，2014, 97 (1)∶ 24-27.

Analysis on the Yield Strength and Structure Fatigue of a Membrane LNG Carrier with Global Finite Element Method

WANG Jia-ying，JIN Yan-zi，YANG Ren-ji，LIU Jin-feng
（Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co., Ltd., Shanghai 200129, China）

The global yield strength check and fatigue analysis based on finite element method (FEM) are carried out with refined mesh for the structural design of membrane LNG (Liquefied Natural Gas) carriers and the 3D wave loads prediction code of ABS-DLA/SFA series software is used to perform the long-term prediction of the random wave loads respectively under five typical loading conditions in accordance with ABS global FEM direct strength analysis guide. Based on the prediction result, 15 parametric groups of design waves are calculated for each loading condition to determine the global structure stress distribution under each load combination, and thus to complete the yield strength check. The key node region of intersection between deck machinery room and trunk deck are taken as the example to accomplish the local strength analysis with fine mesh and several design improvements are made to solve the problem of stress concentration. According to the two common typical operational loading conditions and the operational requirement of 40a fatigue life in the North Atlantic Ocean, the hotspot stress transfer functions of two typical refined locations are computed based on the ABS global FEM direct strength analysis guide. The fatigue accumulation damage and fatigue life are obtained through spectral analysis to complete the fatigue strength check. The global strength and fatigue analysis method can be used in the structural analysis of other ultra large ships.

large LNG carrier; global FEM strength analysis; fine mesh; fatigue analysis

U661.43；U674.13+3

A

2095-4069 (2017) 02-0001-09

10.14056/j.cnki.naoe.2017.02.001

2016-04-18

工信部“浮式液化天然氣儲存及再氣化裝置總體設計關鍵技術研究”（Z1214E01）

王佳穎，男，高級工程師，博士，1983年生。2010年畢業(yè)于上海交通大學船舶與海洋結構物設計制造專業(yè)，現從事船舶結構設計與分析工作。