2200TEU集裝箱船艙段局部強度分析

邵漢東

(揚帆船舶設計研究院，浙江 舟山 316100)

2200TEU集裝箱船艙段局部強度分析

邵漢東

(揚帆船舶設計研究院，浙江 舟山 316100)

以2 200 TEU集裝箱船為研究對象，按英國勞氏船級社對集裝箱船艙段直接計算的要求，應用MSC.Patran有限元軟件建立艙段模型，并進行多工況計算和對局部強度分析，得出最大應力，提出優化結構板架方案。

集裝箱船；艙段；局部強度；有限元法

0 引言

在集裝箱船大型化發展的今天，支線型集裝箱因其在港口、航線、航道，貨源供應、裝卸等方面較大型集裝箱船靈活方便，所以受到中小船東的青睞。根據規范要求,大開口的集裝箱船除要校核靜水彎矩，船舶在迎浪狀態垂向合成彎曲應力，在斜浪中的垂向合成彎曲應力、水平彎曲應力以及由水動力扭矩、貨物扭矩所產生的翹曲正應力之外，對于大于150 m的集裝箱船，還需分析和評估貨艙段甲板、舷側、船底和艙壁等主要構件在局部載荷作用下的強度以及疊加船體梁載荷后的應力響應。本文研究的2 200 TEU集裝箱船通過建立艙段模型進行有限元強度分析，計算主要參照英國勞氏船級社LR《Primary Structure of Container Ships Guidance on direct calculations》PART C Verification of Primary Structure規范進行。

1 船舶及結構概況

2 200 TEU集裝箱船為單機、單槳、球鼻、方尾，柴油機驅動的高自動化船舶，入級LR。本船結構采用縱橫混合骨架形式，其中，貨艙區域甲板、舷側、底部結構采用縱骨架式結構，每4檔肋位設置強框架，舷側采用寬邊艙，以提高集裝箱船的扭轉強度；邊艙內設置1層平臺；首尾采用橫骨架式結構。該船主要量度為：

總長Loa

220.8 m

垂線間長Lpp

214.2 m

型寬B

30.0 m

型深D

18.8 m

結構吃水TS

12.0 m

2 結構化模型

結構模型化是計算的前提和結構分析成敗的關鍵因素。本文結構化模型依據LR的規范要求，模型范圍：縱向為船中區域“1/2貨艙+第3號貨艙+1/2貨艙”，即沿縱向4個12 191 mm(40 ft)標準長度集裝箱；垂向取型深范圍；橫向取船寬范圍，不計型線變化，有限元計算模型如圖1所示。模型總體坐標系采用右手笛卡爾坐標系統，對模型中的板、殼(如外板、內底板、艙壁板及肋板等)部分，采用4節點板殼，3節點模擬，高應力區避免采用3節點單元；縱骨、橫梁及強框架的面板采用2節點梁單元模擬。有限元網格的劃分為：舷側、甲板及船底采用縱骨間矩的細網格，縱向采用肋距劃分網格，開孔直接在網格中刪除。由于本船采用邊管弄，結構局部不對稱，為確保計算結果的準確性，采用全寬的有限元模型進行評估和分析。

圖1 有限元計算模型

3 邊界條件

LR規范約束條件區分較細：評估雙層底部分應力時候，采用Z向約束水密艙壁并施加垂向力；評估舷側及橫艙壁結構的時候，采用Z向約束模型兩端內殼縱壁和舷側外板施加垂向力的方法，需要評估滿載正浮工況+總縱彎矩工況合成應力結果；評估橫傾工況下的雙層底、甲板、舷側及橫艙壁結構時，采用垂向施加彈性約束彈簧元，并且Y向在主甲板、內底、外底施加彈性約束彈簧元。彈簧剛度的大小根據公式K=G(A/(lN))計算，其中G為彈簧剛性模數，N為彈簧元應用的節點數，l為彈簧元離下道非評估艙壁的距離，A為彈簧元支撐結構的剖面積。具體約束見表1。

表1 邊界約束表

4 計算工況

根據LR Container Ships Direct Calculation Procedure 2006要求，主要計算正浮、橫傾、縱傾、貨艙進水工況，具體見表2。載荷要素說明如下：

(1)計算因總縱彎曲載荷引起的應力時，在艙端前后端面增加垂向靜水和波浪彎矩。

(2)計算因局部載荷引起應力時，需考慮空船重量，貨艙段需加載集裝箱載荷，壓載艙需加載壓載水載荷，深艙內需加載燃油載荷，還應考慮外部海水的靜水壓力及波峰或波谷的附加水載荷。

(3)對于縱蕩工況，還需考慮加速度對貨艙的影響。

集裝箱載荷在貨艙以點載荷的形式施加在箱腳上，在甲板以上以線載荷的形式施加在艙口圍板頂板處。對于C6船舶縱蕩工況，需考慮縱向加速度對集裝箱的影響。在貨艙內，考慮集裝箱在縱向加速度作用下，對支撐箱腳的水密艙壁及導軌架支撐結構的載荷；在艙蓋上要考慮縱向加速度引起的支撐集裝箱的艙口圍板處由于集裝箱縱向運動受到的摩擦力，其分布力簡化為縱向集裝箱載荷總量的15%計算，并且作用在縱向和橫向艙口圍板頂部節點上，其余艙蓋上的集裝箱載荷以85%縱向載荷作用在艙蓋后端的1/2寬度處。

表2 工況裝載情況表

5 計算結果與分析

(1)分析C2a、C2b、C4、C5工況，發現旁桁材在X方向組合應力發生在水密橫艙壁下居中的左中右3根，最大剪應力發生在水密橫艙壁前后端2～3個肋位處。旁桁材X方向組合應力如圖2所示，旁桁材剪切應力如圖3所示。

圖2 旁桁材X方向組合應力

圖3 旁桁材剪切應力

(2)根據C2a、C2b、C4、C5工況分析中間甲板，最大合成應力分布在導軌支撐橫艙壁前后2～3個肋位，最大剪應力分布在支撐艙壁后端3～4個肋位。由于此處應力水平值較高，應避免在此范圍內開孔，平臺角接處可以適當增加板厚。中間甲板組合應力圖和剪切應力圖分別如圖4、圖5所示。

圖4 中間甲板組合應力

圖5 中間甲板剪切應力

(3)根據C2a、C2b、C4、C5工況分析肋板的最大合成應力和最大剪應力，主要發生在縱向：導軌支撐艙壁前后共6～7塊肋板，橫向：在水密縱艙壁下端3個縱骨的距離位置，高的剪應力分布在開孔邊緣，所以此處開孔盡量小，且盡量遠離內底板。肋板合成應力圖和剪切應力圖如圖6、圖7所示。

圖6 肋板合成應力

圖7 肋板剪切應力

(4)舷側橫隔板最大合成應力主要分布在導軌支撐艙壁前后各3個橫隔板下端，距內底板1 m區域，最大剪力除以上區域外，還發生在二甲板下端1 m范圍，因此，應避免在以上區域開孔，并且二甲板縱骨穿過橫隔板處增加補板，以補償剪切面積。舷側橫隔板合成應力和剪切應力分別如圖8、圖9所示。

(5)艙壁垂直隔板最大合成應力發生在導軌支撐艙壁下端，橫向位置為靠近船體中心線左中右共3塊垂直隔板。另外，艙壁內的垂向隔板除合成應力外，Y方向的合成應力比較明顯和密集，需注意盡量減少減小開孔。

圖8 舷側橫隔板合成應力

圖9 舷側橫隔板剪切應力

(6)橫艙壁最大合成應力和最大剪應力發生在距外板5 m左右范圍，若需開孔，不易太大，并且根據C6工況，Y軸組合應力較大，主要發生在縱艙壁與主甲板相連接的橫艙壁區域。C7a、C7b工況最大合成應力發生在靠近內底板的橫艙壁下端，特別是靠近船體中心線區域，需注意板厚的局部加強。

(7)以上僅列出典型結構的有限元局部強度分析結果云圖，其他還有：

①分析C7a、C7b工況，發現支撐艙壁的導軌支撐面板靠近最下一層平臺處合成應力高，面板的連接需注意過渡良好；

②艙壁內水平隔板：最大合成應力發生在重油艙內，特別是大開孔邊緣，Y方向組合應力發生二甲板以上平臺船體中心線5 m區域，需注意開孔加強；

③底部外板最大應力在X方向，位于水密艙壁前后端；內底板最大應力在X方向，位于水密艙壁和導軌架支撐艙壁中間區域等。

6 結語

通過貨艙段的有限元模型的強度計算，本船的設計得到了貨艙的結構構件在各種載荷工況下的受力情況，根據分析結果確定了構件尺寸和加強部位及鋼板等級的選用，使結構設計更加趨于合理化。在設計類似集裝箱船時，本文對提高設計效率，提高設計質量，具有積極的參考價值。

[1]中國船級社.集裝箱船結構強度直接計算指南[M].北京：人民交通出版社, 2005.

[2]徐蓉. 3 600 TEU集裝箱船貨艙段結構強度的直接計算分析[J]. 船舶設計通訊，2010，(B09)：38-42.

2014-03-16

邵漢東(1974-)，男，工程師，主要從事總體與結構設計。

U661.43

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