13 500 TEU集裝箱船結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要點(diǎn)

(中國船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院,上海 200011)

1 概述

中國船舶與海洋工程設(shè)計(jì)研究院自主研發(fā)設(shè)計(jì)的最新一代超大型集裝箱船其航速、油耗和裝箱量等指標(biāo)均達(dá)到世界先進(jìn)水平。該船型入LR和CCS雙船級，總長約366 m，船寬48.2 m，最大裝箱量約13 800 TEU，甲板可布置1 000個(gè)冷箱，航速23 kn，為目前國內(nèi)建造的可通行巴拿馬運(yùn)河新船閘的新一代主力船型。本文旨在闡述該船型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中遇到的技術(shù)問題和解決優(yōu)化方法。

2 LR結(jié)構(gòu)審核驗(yàn)證體系及對結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響

目前各主流船級社的箱船規(guī)范差異較大，為此，考慮對LR的結(jié)構(gòu)審核驗(yàn)證體系進(jìn)行梳理。

2.1 Shipright RulesCalc

Shipright RulesCalc是LR的規(guī)范校核模塊，主要校核局部構(gòu)件、總縱強(qiáng)度和極限強(qiáng)度(后處理)。不過該模塊不能校核縱向構(gòu)件受翹曲的影響。LR認(rèn)為其局部強(qiáng)度要求較高，只要滿足了局部強(qiáng)度，就可以忽略翹曲的影響。

2.2 Shipright SDA Part A and B，C

SDA Part A:主要進(jìn)行全船有限元分析，考慮彎扭組合對船體梁強(qiáng)度的影響，特別是對船體大開口區(qū)域(如艙口角隅，機(jī)艙平臺大開口等)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響[1]。

SDA Part B:在SDA Part A計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，對高應(yīng)力區(qū)域進(jìn)行細(xì)網(wǎng)格分析?；蛘邔θ邢拊Ｐ椭袔缀涡螤顭o法準(zhǔn)確模擬的結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行細(xì)網(wǎng)格強(qiáng)度分析。本船先后計(jì)算了100多個(gè)細(xì)化區(qū)域，覆蓋面積非常廣。

SDA Part C:對貨艙區(qū)結(jié)構(gòu)和燃油艙區(qū)域結(jié)構(gòu)進(jìn)行三艙段有限元建模，分析該區(qū)域內(nèi)主要支撐構(gòu)件在規(guī)定裝載工況和載荷工況作用下的屈服和屈曲強(qiáng)度。除常規(guī)的貨艙區(qū)和船中燃油艙區(qū)外，本船針對設(shè)置在貨艙之間的夾心燃油艙也做了艙段有限元分析。

2.3 Shipright FDA III和Shipright FDA SPR spring assessment

Shipright FDA III:采用有限元法對結(jié)構(gòu)細(xì)部進(jìn)行疲勞強(qiáng)度分析，整個(gè)計(jì)算過程在全船有限元模型中完成。校核內(nèi)容包括艙口角隅、機(jī)艙大開口、艙口圍板端部及防傾肘板根部等。而縱骨貫穿孔的疲勞問題也可以在這個(gè)步驟中完成。

Shipright FDA SPR:在FDA III疲勞分析的基礎(chǔ)上，計(jì)入彈振效應(yīng)對結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的影響。載荷預(yù)報(bào)時(shí)，對計(jì)入彈振前和后的載荷進(jìn)行對比，可以得出載荷放大因子。對FDA III疲勞計(jì)算結(jié)果乘以載荷放大因子，則可以得出彈振效應(yīng)對結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的影響。

2.4 Shipright WDA Whipping assessment

由于本船艏部線型存在一定程度的外飄，艏部的波浪砰擊載荷較大，載荷預(yù)報(bào)時(shí)需要計(jì)及其對船體梁波浪彎矩的影響。在計(jì)算船體梁極限強(qiáng)度時(shí)需采用計(jì)及whipping效應(yīng)的波浪彎矩。同時(shí)根據(jù)LR的指南對艏部外飄線型進(jìn)行了優(yōu)化，核心思想是從滿載水線開始的線型要平緩過渡到上甲板，可減小波浪砰擊的影響。

2.5 Plunging analysis

Plunging analysis是LR特有的考慮艏、艉底部承受砰擊載荷的校核模塊，其載荷通過直接預(yù)報(bào)產(chǎn)生。對艏部主要影響防撞艙壁、艏側(cè)推艙平臺的板尺寸，增加了很多防屈曲筋。對艉部的影響主要是平坦區(qū)域的縱骨尺寸和端部連接形式，對外板的影響不是太大。

2.6 Lashing bridge vibration

綁扎橋由于特殊的結(jié)構(gòu)形式，縱向剛度較差。根據(jù)以往的實(shí)船反饋，綁扎橋在非綁扎狀態(tài)下經(jīng)常出現(xiàn)嚴(yán)重的振動情況。在振動有限元建模時(shí)，對綁扎橋?qū)ｉT進(jìn)行模擬，預(yù)報(bào)其振動響應(yīng)水平。

3 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化

3.1 中剖面

1)彎矩剪力設(shè)計(jì)值的確定。中拱靜水彎矩。根據(jù)本船的實(shí)際裝載工況，根據(jù)空船的重心位置不同進(jìn)行敏感度分析，得到全船彎矩包絡(luò)線，并在此基礎(chǔ)上增加5%的余量。

中垂靜水彎矩。因?yàn)橄浯瑤缀醪淮嬖谥写构r，考慮LR規(guī)范的波浪中垂彎矩值很大，將中垂靜水彎矩設(shè)為正值，可抵消一部分負(fù)值的波浪彎矩。但是該做法需征得船東的同意。

靜水轉(zhuǎn)矩。根據(jù)船東要求，航行狀態(tài)的靜水轉(zhuǎn)矩不小于規(guī)范要求的110% ，港口狀態(tài)下的靜水轉(zhuǎn)矩不小于航行狀態(tài)下規(guī)范要求的200%。

靜水剪力。根據(jù)船東提供的經(jīng)驗(yàn)值，比實(shí)際裝載計(jì)算值增加50%左右。

波浪載荷。外飄明顯的艏部和艉部受到波浪的砰擊作用會瞬間增加波浪彎矩，影響船體的極限強(qiáng)度[2]。通過修改首部外飄線型(控制方法是在滿載吃水和上甲板邊線的平均高度之間取一水線，使得該平均高度水線與滿載水線及上甲板邊線的投影面積之差盡量相等)，合理規(guī)避規(guī)范中要求作波浪載荷直接計(jì)算的要求，按規(guī)范公式值計(jì)算即可[3]。本船未考慮URS 11A的要求[4-5]。

2)舷側(cè)骨架布置。本船抗扭箱平臺以下的舷側(cè)構(gòu)件和內(nèi)殼構(gòu)件均采用縱骨架式。為提高縱骨的疲勞壽命，雙殼內(nèi)非水密隔板上的加強(qiáng)筋盡量不與縱骨連接，而采用垂直布置。

對于中和軸以下的外板縱骨，由于受到船體梁扭轉(zhuǎn)作用的疊加影響，應(yīng)力水平很高，常規(guī)的縱骨貫穿孔形式已不能滿足疲勞要求。設(shè)計(jì)中借鑒油船上使用過的一種補(bǔ)板帶軟趾的貫穿孔形式，解決了這個(gè)問題并得到船級社認(rèn)可。

本船舷側(cè)縱骨大量采用L型角鋼，其效率高、重量輕。但是箱船線型變化大，對L型角鋼的扭轉(zhuǎn)加工工藝要求很高。經(jīng)過充分的工藝評定和調(diào)研，按照1°/m的方式逐步扭轉(zhuǎn)過渡。

3.2 橫艙壁

1)本船為雙島型集裝箱船，在船中處上建以下區(qū)域設(shè)置燃油艙，燃油艙頂部設(shè)置隔離空倉。由于船東對燃油艙的艙容要求很高，本船還利用兩處橫艙壁之間的空間設(shè)置夾心燃油艙，夾心橫艙壁的間距為1.85 m。

2)水密夾心橫艙壁其中一道為水密艙壁，另一道為部分水密艙壁。設(shè)計(jì)時(shí)需留足樓梯空間及底部橫向走道空間。布置水密橫艙壁時(shí)，均需設(shè)置垂直桁和水平桁結(jié)構(gòu)，上部保留橫向抗扭箱結(jié)構(gòu)，底部考慮橫向抗扭加強(qiáng)。經(jīng)過燃油艙段有限元計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，燃油艙底部的垂直桁應(yīng)力水平很高，需增加板厚并擴(kuò)大面板。

3)深油艙邊界的垂直桁建議每個(gè)箱位都設(shè)并搭配水平骨架，以免艙壁變形過大。在有限元計(jì)算中除滿足深艙要求還要控制艙壁變形量，以不超過導(dǎo)軌和集裝箱之間的間隙為宜。

4)支撐艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)采用混合式支撐艙壁形式，水平桁每隔2層平臺設(shè)置，垂直桁每隔2個(gè)集裝箱箱位設(shè)置。其特點(diǎn)是結(jié)構(gòu)簡單，重量輕。

3.3 艙口角隅

1)主甲板艙口圍。本船主甲板艙口角隅設(shè)計(jì)中，導(dǎo)軌邊緣距艙口角隅需保持一定間隙，受制于間隙，圓弧半徑無法加大，即使采用板厚上限的板(本船為80EH36)依然無法滿足要求。對圓弧形狀進(jìn)行優(yōu)化，采用雙圓弧角隅形式，見圖1。分別優(yōu)化2個(gè)圓弧的大小及圓心位置，可降低應(yīng)力水平30%左右，提高疲勞壽命。該方法同樣應(yīng)用在艙口圍角隅的設(shè)計(jì)中。

圖1 雙圓弧角隅形式(角隅半徑R900+R450 mm)

貨艙中間艙口角隅設(shè)計(jì)時(shí)除了要考慮集裝箱導(dǎo)軌的布置，保證導(dǎo)軌邊緣距艙口角隅有一定的距離，還要根據(jù)不同位置節(jié)點(diǎn)的受力特點(diǎn)，采用合適的節(jié)點(diǎn)形式。圖2所示的雙圓弧節(jié)點(diǎn)裝配工藝簡單，但是應(yīng)力水平較高，圖3單圓弧節(jié)點(diǎn)裝配復(fù)雜，但是應(yīng)力水平底，疲勞壽命高。

圖2 雙圓弧

圖3 單圓弧

圖2節(jié)點(diǎn)和圖3節(jié)點(diǎn)在設(shè)計(jì)之初均有使用，在首尾貨艙中中和軸以上的平臺使用圖3節(jié)點(diǎn)，中和軸以下平臺使用圖2節(jié)點(diǎn)。但是經(jīng)過FDAIII的疲勞驗(yàn)證后發(fā)現(xiàn)圖2節(jié)點(diǎn)的疲勞問題仍然比較突出，最后全部采用圖3節(jié)點(diǎn)形式。

2)負(fù)角隅。甲板角隅區(qū)域因應(yīng)力集中較大，單靠增加板厚已經(jīng)解決不了問題，需要加大圓弧半徑[6]，而很大的圓弧半徑會影響集裝箱的布置。通過設(shè)置負(fù)角隅，增加角隅板厚，加大圓弧半徑，從而降低應(yīng)力水平，提高疲勞壽命。具體位置如上建前后主甲板角隅、機(jī)艙前后端壁處的主甲板角隅、機(jī)艙前后端壁處的二甲板角隅、1號首艙/1號尾艙的前端壁處主甲板角隅共16處。

3.4 箱角加強(qiáng)設(shè)計(jì)優(yōu)化

采用不等強(qiáng)框間距的設(shè)計(jì)，省去了相當(dāng)可觀的箱角加強(qiáng)構(gòu)件數(shù)量。節(jié)點(diǎn)類型的選擇要考慮箱角的數(shù)量、位置、平臺高度等因素。

船東非常關(guān)心箱腳加強(qiáng)構(gòu)件的防卡箱設(shè)計(jì)，為此對常規(guī)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行改進(jìn)，可避免卡箱的發(fā)生。見圖4。

圖4 防卡箱的箱角加強(qiáng)設(shè)計(jì)

3.5 艙口圍板設(shè)計(jì)優(yōu)化

為滿足艙口角隅細(xì)網(wǎng)格和疲勞要求，提高艙口圍的抗扭強(qiáng)度，本船通過增加縱向構(gòu)件尺寸、加密橫向支撐構(gòu)件來實(shí)現(xiàn)。也考慮將艙口圍結(jié)構(gòu)做成封閉式來實(shí)現(xiàn)。但是這樣船廠的施工難度比較大[7]，最終沒有采用這個(gè)方法。

設(shè)計(jì)中還對比了定位銷插入深度對應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)定位銷插入深度減小一半時(shí)應(yīng)力最大增幅達(dá)到15.5%。針對兩種典型定位銷的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，通過有限元計(jì)算總結(jié)出兩套經(jīng)驗(yàn)公式[8]，方便同類型結(jié)構(gòu)根據(jù)不同載荷確定尺寸。

3.6 機(jī)艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本船機(jī)艙區(qū)域上甲板以下布置集裝箱，結(jié)構(gòu)形式較為特殊。因此要求對機(jī)艙二甲板結(jié)構(gòu)強(qiáng)梁、縱桁和支柱作大量加強(qiáng)。計(jì)算方法主要采用梁系直接計(jì)算確定。

如果集控室剛好落在貨物平臺下面，建議頂部加隔離空倉，因?yàn)檠b貨的時(shí)候撞擊聲音較大，體感較差。機(jī)艙區(qū)的飲/淡水艙也應(yīng)盡量避免落在貨物平臺下方，因?yàn)檠b貨時(shí)箱角撞擊容易使油漆脫落，污染飲用水。

機(jī)艙設(shè)計(jì)需重視各種平臺開孔的形狀和大小，特別是上甲板和二甲板。開孔太小影響通風(fēng)量，開孔太大不容易滿足強(qiáng)度要求，要取得合理平衡。尤其是在貨艙開口對角線方向上，陰影區(qū)域見圖5，是剪流最密集的地方，也往往是機(jī)艙開口較集中的地方。

圖5 機(jī)艙區(qū)上甲板平面開孔圖

在這些地方盡量不開孔，或者開小孔，一定要開大孔的話，也要加大靠近剪流一側(cè)開孔的圓弧半徑，擴(kuò)大開孔之間的距離。同時(shí)對開孔邊緣的打磨要求也要適當(dāng)提高。