集滾船艉部船體搭載下沉預報與實測分析

萬 忠，王佳穎，楊立志

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

設計與研究

集滾船艉部船體搭載下沉預報與實測分析

萬 忠，王佳穎，楊立志

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200129）

以某集滾船為研究對象，對其艉部船體在搭載階段的下沉變形進行有限元計算分析預報和實船測量。通過與實船測量結果相對比，證明有限元計算分析可比較精確地模擬艉部船體在縱向和垂向的變形趨勢，而對橫向變形的模擬存在一定的偏差，同時分析可能引起橫向變形模擬偏差的因素。該有限元計算分析方法可為預報類似船舶產品的艉部船體下沉變形提供技術參考。

集滾船；艉部船體下沉變形；有限元分析

0 引 言

在船舶搭載階段，艉部伸出主船體的部分會在臨時支柱拆除后受重力的影響出現下沉變形現象，隨著船舶尺度的逐步增大，這種現象會越來越常見。在滬東中華造船（集團）有限公司（以下簡稱“滬東中華”）大型集裝箱船和液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）船建造過程中，已多次出現臨時支柱拆除后艉部船體明顯下沉的現象。

艉部船體下沉會導致舵系發生位移變化，進而改變軸舵系的相對位置關系。對于常規船型，艉部結構和設備多采用對稱布置形式，因此艉部船體下沉主要會導致舵與螺旋槳之間的縱向間距縮短。通常情況下，對軸舵系安裝精度的要求主要以控制舵系中心線與軸系中心線的橫向偏差為主，對舵與螺旋槳之間的縱向距離并無明確要求[1]。受施工因素（如工裝設備未左右對稱布置、左右舷臨時支柱受力不均勻等）的影響，臨時支柱拆除后艉部船體下沉會使舵系與軸系的中心線產生一定程度的橫向偏差，這種偏差可在照光時通過鏜孔進行修正。對于常規船型，一定程度的下沉變形并不會對船體的建造精度產生實質性影響。然而，對于滬東中華承建的45000DWT集滾船，情況并非如此。這主要是因為：

1) 該船安裝了高效的推進系統，為提高推進效率，舵球前端面（見圖1中D點）與螺旋槳槳帽尾端（見圖1中B點）縱向間距的偏差應在±1mm以內，而艉部船體下沉必然會導致兩者之間的距離縮小。

2) 該船艉部結構并非對稱形式，且在艉部右側布置有艉跳板和艉門等大型滾裝設備（見圖2），其中僅艉跳板的結構質量就達到340t。這些設備需在船塢搭載階段進行安裝調試，根據現有的經驗難以預判滾裝設備安裝后是否會造成艉部船體發生較大程度的橫向下沉變形，以及由此導致舵系中心線發生橫向偏移。

3) 該船配備的貝克舵的舵套筒于分段建造階段預裝在船體分段中，后續在船塢搭載階段無需鏜孔，直接將舵桿插入舵套筒即可完成舵系的安裝，無法通過鏜孔來矯正舵系安裝偏差。

因此，需在船舶設計階段對艉部船體下沉進行分析預報，以便在艉部總段搭載階段設置反變形量來抵消艉部船體在臨時支柱拆除后的下沉變形，從而保證軸舵系的安裝精度。

在已有的針對船舶建造階段的變形分析的相關研究中：陳彥斌[2]和劉志剛[3]分別對船舶建造過程中船體焊接變形的影響因素及預防措施進行歸納分析；周宏等[4]基于固有應變對集裝箱船船體總段船臺合攏焊接變形進行預報分析；周德壽等[5]對某LNG船在搭載過程中的塢墩枕木下沉變形進行有限元計算和實測研究。上述研究主要集中在船舶焊接變形和塢墩枕木下沉變形方面，對艉部船體下沉變形進行的分析較少。通過對滬東中華和其他船廠的船舶搭載精度管理現狀進行調研發現，對于批量建造的常規船型，通常通過對同一系列先建造過程中的艉部船體下沉實測數據進行統計分析來確定后續船的搭載下沉反變形量。然而，對于集滾船等新船型，這種方法因缺少足夠的有效實測數據且存在一定的技術風險而難以適用。

在該船的設計階段，技術人員通過分析艉部船體在搭載各階段的受力特點，采用有限元方法計算艉部船體在搭載各階段的下沉變形，分析艉部船體在整個搭載過程中的下沉變形趨勢并確定船體下沉反變形量，同時在首制船建造過程中對船體的實際下沉情況進行跟蹤測量，本文主要對此進行總結和分析。

1 有限元計算預報

1.1 有限元建模

采用MSC.Patran軟件建立自機艙前壁至艉部的船體有限元模型。對于船體結構，除縱骨和T型材面板等構件采用梁單元模擬以外，其他構件均采用板單元模擬。建模時，在每個縱骨間距與肋骨間距之間設置一個單元。采用桿單元模擬分段階段預裝的舵套筒，并以MPC與船體結構相連。對于結構自重，通過給定材料密度，以重力加速度g模擬。對于搭載過程中需安放的臨時支柱，以梁單元的形式模擬。同時，對于部分搭載階段安裝的設備，根據力的等效原理將上述設備的質量以質量點的形式分配到相應的節點上[6]。最終得到的艉部船體有限元模型（含臨時支柱）見圖3，整個模型共包括174368個單元、88627個節點及7個MPC。

1.2 邊界條件和載荷

1.2.1 邊界條件

在搭載階段，船體直接擱置在塢墩上，同時在必要的位置處設置臨時支柱。底部的塢墩通常為鋼制結構，可將其視為剛性體，因此根據塢墩布置圖對塢墩布置處的節點施加平動約束，對臨時支柱的底部節點施加平動約束。對模型首端節點施加平動約束，區域距離艉部較遠，邊界條件對艉部船體下沉變形的影響有限，所施加的約束主要用于防止船體出現剛性位移。

1.2.2 計算載荷

在計算分析中，主要考慮船體結構和艉跳板等滾裝設備自身的重力，忽略分段和設備吊裝落位時瞬間的沖擊力。對整個有限元模型施加g=-9.8 m/s2的重力加速度，以模擬重力載荷。考慮到艉跳板在安裝時是以垂直合攏的狀態擱置在2個主鉸鏈上的，其重力載荷主要通過主鉸鏈傳遞給船體結構。根據設備廠商提供的艉跳板質量和重心參數計算每個主鉸鏈所需承擔的艉跳板自重載荷，以集中力的形式加載于主鉸鏈處。

1.2.3 分析工況

艉部船體在搭載階段的建造過程主要分為3個階段。

1) 船體搭載成形：根據搭載網絡圖，按序進行艉部船體搭載，在預裝舵套筒的ABZ01總段搭載定位時，需根據預報結果設置下沉反變形量。在該階段，應嚴格按照焊接工藝施工并進行船體精度監控，以防止船體產生過大的焊接變形（這里不考慮焊接對船體變形的影響）。隨著船體逐步成形，臨時支柱對艉部船體起到一定的支撐作用。

2) 臨時支柱拆除：待船體焊接基本完成、整船具有連接剛度之后拆除臨時支柱，此時艉部伸出主船體的船體結構會因臨時支柱拆除而產生下沉變形。

3) 滾裝設備安裝：根據該船建造技術要求，需在艉跳板和艉門等大型滾裝設備安裝完成之后進行照光。重達數百噸的滾裝設備將使得艉部船體進一步下沉。

對應于上述搭載過程，分別計算艉部船體在船體搭載完成、臨時支柱拆除和滾裝設備安裝等3個工況下的變形。各工況中的邊界條件和載荷分布見表1。

表1 各工況中的邊界條件和載荷分布

1.3 計算分析結果

采用MSC. Nastran軟件計算得到各工況下艉部船體的變形情況，限于篇幅，此處只顯示艉跳板等滾裝設備安裝之后艉部船體的整體變形情況（即工況3，見圖4）。通過分析可知，隨著搭載過程的持續，艉部船體產生一定程度的下沉變形，進而導致舵套筒發生一定程度的位移變化。

通過對比艉軸管尾端中心點（圖1中C點）和舵套筒下端中心點（圖1中A點）這2個關鍵節點在各工況中的位移變化來分析艉部船體下沉對軸舵系相對位置變化的影響。表2為艉軸管尾端中心點在各工況中相較于搭載初始值的位移變化值。由表2可知，在整個搭載過程中，艉軸管尾端中心點位移變化很小，各方向位移總的變化值均＜1mm。這主要是因為艉軸區域多為鑄鋼件結構，船體外板較厚，構件布置較密，總體而言該區域船體結構的剛度較大，加之塢墩支撐布置較密，塢墩支撐區域距離艉端端面很近，導致艉軸區域的船體局部下沉變形極小，在工程實踐中幾乎可忽略不計。

表3為舵套筒下端中心點在各工況中相較于搭載初始值的位移變化值。由表3可知：

1) 在船體搭載完成之后，舵套筒下端中心點垂向位移的變化為1.2mm；臨時支柱拆除之后，該點位移由1.2mm增加至10.9mm；滾裝設備安裝之后，該點位移由10.9mm增加至13.2mm；在整個搭載建造過程中，該點垂向總位移變化值為13.2mm。

2) 在船體搭載完成之后，舵套筒下端中心點縱向位移的變化值為0.6mm；臨時支柱拆除之后，該點位移由0.6mm增加至4.5mm；滾裝設備安裝之后，該點位移由4.5mm增加至6.1mm；在整個搭載建造過程中，該點縱向位移總變化值為6.1mm。

3) 在整個搭載過程中，舵桿下端中心點左右偏移的程度很小，最終位移僅為0.4mm。因此，在船體搭載過程中可忽略不對稱船體和滾裝設備對船體左右偏移的影響。

4) 由于存在臨時支柱的支撐，在船體搭載成形階段，艉部船體受自身重力影響產生的下沉變形較小；而臨時支柱拆除之后，船體結構自身質量是造成艉部船體下沉變形的主要原因。此外，滾裝設備也會加劇船體的下沉，但其影響明顯小于臨時支柱拆除之后船體結構自身質量的影響。

表3 舵套筒下端中心點在各工況中相較于搭載初始值的位移變化值 mm

2 實船建造跟蹤測量

通過分析艉軸孔尾端中心點和舵套筒下端中心點的位移變化趨勢可知：由于船體的剛度較大且存在有效的支撐，軸系區域船體在整個搭載過程中的下沉變形較小；舵系區域船體在建造過程中產生明顯的下沉變形。因此，在對該集滾船首制船預裝舵套筒的ABZ01艉部大總段進行搭載定位時，施工人員根據舵套筒下端中心點的位移變化值設置相應的船體下沉反變形量。精度管理人員專門在舵套筒下端中心點處布置全站儀測量反射貼片，并在船塢塢底標記好參考線，用于后續對舵套筒下端中心點在整個搭載過程中的位移變化進行跟蹤測量。

為降低溫差、環境和設備等因素的干擾，保證跟蹤測量數據的精確性，每日由專人在固定時間采用相同編號的全站儀，以船塢塢底參考線為基準對舵套筒下端中心點的位移進行測量并及時記錄測量數據。對舵套筒下端中心點在各工況中相較于初始定位時的位移變化測量值進行整理，結果見表4。

表4 舵套筒下端中心點在各工況中相較于初始定位時的位移變化測量值 mm

3 計算預報值與實測值對比

按船體坐標軸對舵套筒下端中心點位移變化的計算預報值和實測結果進行分類整理，結果見圖5。根據對比分析結果，有限元計算分析能在船長方向上和型深方向上比較精確地模擬艉部船體在搭載過程中的下沉趨勢，但在船寬方向上仍存在一定的模擬偏差。具體對比結果如下：

1) 在船長方向上，有限元預報的位移變化趨勢與實測值基本一致，有限元預報該點相對于搭載初始狀態的縱向位移變化為6.1mm，而實測值為6.8mm，兩者比較接近。

2) 在型深方向上，有限元預報的位移變化趨勢與實測值基本一致，有限元預報該點相對于搭載初始狀態的垂向位移變化為13.2mm，而實測值為13.7mm，兩者比較接近。

3) 在船寬方向上，有限元預報結果顯示該點在搭載過程中沿船寬方向的橫向偏移很小，但根據實測結果，在拆除臨時支撐和安裝滾裝設備之后，該點出現較為明顯的向左舷偏移的現象，但實測值仍在精度標準所允許的范圍內，能滿足工程實踐要求。

對于船寬方向上的偏差，初步分析可能是由以下2方面原因造成的：

1) 實測數據的測量精度容易受干擾，其中既有測量設備的影響（全站儀理論精度為±1mm），也有溫度、周邊振動等因素的影響。

2) 龍門吊在吊運艉跳板和艉門等滾裝設備，輔助滾裝設備安裝調試時，需重復起吊移位以調整設備的位置，滾裝設備與船體之間存在一定的沖擊載荷，且載荷偏離船體中心線，導致船體產生橫向變形，如僅考慮滾裝設備自身的重力可能并不能完全反映艉部結構所受載荷。此外，艉部共布置有3個通向各層甲板的車輛通道，加上此時水密門及艉門等滾裝設備并未安裝調試完成，艉部缺少完整的橫艙壁，整個艉部類似于一個框型結構，扭轉剛度相對較小，容易發生橫向扭轉變形。

上述2方面因素對橫向位移的影響要大于對縱向位移和垂向位移的影響，將通過跟蹤后續船舶的測量數據，進一步分析造成橫向偏差的主要原因。

4 結 語

本文對某集滾船的艉部船體在搭載過程中的下沉變形進行有限元計算分析，為艉部船體搭載定位時設置下沉反變形量提供技術參考。通過分析，得到以下結論：

1) 在船體搭載過程中，艉軸管區域船體結構的剛度較大，加上塢墩布置較密，該區域船體下沉變形較小。舵系區域船體在船體搭載過程中產生明顯的下沉變形，繼而使舵桿位移發生變化，影響軸舵系的照光精度。

2) 由于存在臨時支柱的支撐，艉部船體在船體搭載成形階段受自身重力影響下沉變形較小，而臨時支柱拆除后船體結構自身質量是造成艉部船體下沉變形的主要原因；滾裝設備也會加劇船體的下沉變形，但其影響明顯小于臨時支柱拆除后船體結構自身質量的影響。

3) 有限元計算分析可比較精確地模擬艉部船體在縱向和垂向上的變形趨勢，而關于橫向變形的模擬存在一定的偏差，這主要是因為未有效考慮設備吊裝沖擊載荷等其他因素的影響，而艉部船體的扭轉剛度較小導致這些因素對橫向偏差的影響較大。

隨著創新設計的船舶日益增多，這些新船型對精度控制的要求更高，可能面臨艉部船體下沉分析與控制問題，本文所采用的方法可為今后新船型艉部船體下沉變形計算分析預報提供技術參考。

[1] 國防科學技術工業委員會. 中國造船質量標準：CB/T 4000—2005[S]. 2005.

[2] 陳彥斌. 船舶建造中船體變形的預防及矯正[J]. 上海造船，2009 (4): 60-61.

[3] 劉志剛. 船舶焊接變形的控制與矯正[J]. 船海工程，2002 (1): 19-20.

[4] 周宏，羅宇，蔣志勇. 基于固有應變的船體總段船臺合攏焊接變形預測研究[J]. 船舶力學，2013, 17 (10): 1153-1160.

[5] 周德壽，王佳穎，萬忠.船體搭載塢墩枕木下沉預報與實測分析[J]. 船舶與海洋工程，2015, 31 (3): 22-27.

[6] 陳鐵云，陳伯真. 船舶結構力學[M]. 北京：國防工業出版社，1984.

Prediction and Measurement Analysis on the Stern Hull Sinkage of a CON-RO Vessel in Erection Stage

WAN Zhong，WANG Jia-ying，YANG Li-zhi

(Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co., Ltd., Shanghai 200129, China)

Taking a CON-RO vessel as the research objective, the stern hull sinkage deformation in erection stage is analyzed and predicted with the finite element calculations and the measurement on site. The result of the comparison between calculation and measurement shows that the finite element calculation can simulate the stern hull deformation trend in longitudinal and vertical directions with good accuracy, but there is discrepancy in the transversal direction. The factors behind the discrepancies are analyzed. The finite element calculation method would provide technical reference for the prediction of stern hull sinkage deformation of similar ship products.

CON-RO vessel; stern hull sinkage deformation; finite element analysis

U661.4；U667.13

A

2095-4069 (2017) 05-0009-06

10.14056/j.cnki.naoe.2017.05.002

2016-05-10

工信部高技術船舶科研項目（Z1212E01）

萬忠，男，工程師，1988年生。2010年畢業于上海交通大學船舶與海洋工程專業，現從事船舶結構設計與計算分析工作。