13 500 TEU集裝箱船結構設計要點

(中國船舶及海洋工程設計研究院,上海 200011)

1 概述

中國船舶與海洋工程設計研究院自主研發設計的最新一代超大型集裝箱船其航速、油耗和裝箱量等指標均達到世界先進水平。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個冷箱，航速23 kn，為目前國內建造的可通行巴拿馬運河新船閘的新一代主力船型。本文旨在闡述該船型結構設計過程中遇到的技術問題和解決優化方法。

2 LR結構審核驗證體系及對結構設計的影響

目前各主流船級社的箱船規范差異較大，為此，考慮對LR的結構審核驗證體系進行梳理。

2.1 Shipright RulesCalc

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

2.2 Shipright SDA Part A and B，C

SDA Part A:主要進行全船有限元分析，考慮彎扭組合對船體梁強度的影響，特別是對船體大開口區域(如艙口角隅，機艙平臺大開口等)結構強度的影響[1]。

SDA Part B:在SDA Part A計算結果的基礎上，對高應力區域進行細網格分析?；蛘邔θ邢拊Ｐ椭袔缀涡螤顭o法準確模擬的結構構件進行細網格強度分析。本船先后計算了100多個細化區域，覆蓋面積非常廣。

SDA Part C:對貨艙區結構和燃油艙區域結構進行三艙段有限元建模，分析該區域內主要支撐構件在規定裝載工況和載荷工況作用下的屈服和屈曲強度。除常規的貨艙區和船中燃油艙區外，本船針對設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:采用有限元法對結構細部進行疲勞強度分析，整個計算過程在全船有限元模型中完成。校核內容包括艙口角隅、機艙大開口、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步驟中完成。

Shipright FDA SPR:在FDA III疲勞分析的基礎上，計入彈振效應對結構疲勞強度的影響。載荷預報時，對計入彈振前和后的載荷進行對比，可以得出載荷放大因子。對FDA III疲勞計算結果乘以載荷放大因子，則可以得出彈振效應對結構疲勞強度的影響。

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，載荷預報時需要計及其對船體梁波浪彎矩的影響。在計算船體梁極限強度時需采用計及whipping效應的波浪彎矩。同時根據LR的指南對艏部外飄線型進行了優化，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，其載荷通過直接預報產生。對艏部主要影響防撞艙壁、艏側推艙平臺的板尺寸，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構形式，縱向剛度較差。根據以往的實船反饋，綁扎橋在非綁扎狀態下經常出現嚴重的振動情況。在振動有限元建模時，對綁扎橋專門進行模擬，預報其振動響應水平。

3 結構設計優化

3.1 中剖面

1)彎矩剪力設計值的確定。中拱靜水彎矩。根據本船的實際裝載工況，根據空船的重心位置不同進行敏感度分析，得到全船彎矩包絡線，并在此基礎上增加5%的余量。

中垂靜水彎矩。因為箱船幾乎不存在中垂工況，考慮LR規范的波浪中垂彎矩值很大，將中垂靜水彎矩設為正值，可抵消一部分負值的波浪彎矩。但是該做法需征得船東的同意。

靜水轉矩。根據船東要求，航行狀態的靜水轉矩不小于規范要求的110% ，港口狀態下的靜水轉矩不小于航行狀態下規范要求的200%。

靜水剪力。根據船東提供的經驗值，比實際裝載計算值增加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)，合理規避規范中要求作波浪載荷直接計算的要求，按規范公式值計算即可[3]。本船未考慮URS 11A的要求[4-5]。

2)舷側骨架布置。本船抗扭箱平臺以下的舷側構件和內殼構件均采用縱骨架式。為提高縱骨的疲勞壽命，雙殼內非水密隔板上的加強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作用的疊加影響，應力水平很高，常規的縱骨貫穿孔形式已不能滿足疲勞要求。設計中借鑒油船上使用過的一種補板帶軟趾的貫穿孔形式，解決了這個問題并得到船級社認可。

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

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域設置燃油艙，燃油艙頂部設置隔離空倉。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。設計時需留足樓梯空間及底部橫向走道空間。布置水密橫艙壁時，均需設置垂直桁和水平桁結構，上部保留橫向抗扭箱結構，底部考慮橫向抗扭加強。經過燃油艙段有限元計算后發現，燃油艙底部的垂直桁應力水平很高，需增加板厚并擴大面板。

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

4)支撐艙壁結構設計采用混合式支撐艙壁形式，水平桁每隔2層平臺設置，垂直桁每隔2個集裝箱箱位設置。其特點是結構簡單，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計中，導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。對圓弧形狀進行優化，采用雙圓弧角隅形式，見圖1。分別優化2個圓弧的大小及圓心位置，可降低應力水平30%左右，提高疲勞壽命。該方法同樣應用在艙口圍角隅的設計中。

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計時除了要考慮集裝箱導軌的布置，保證導軌邊緣距艙口角隅有一定的距離，還要根據不同位置節點的受力特點，采用合適的節點形式。圖2所示的雙圓弧節點裝配工藝簡單，但是應力水平較高，圖3單圓弧節點裝配復雜，但是應力水平底，疲勞壽命高。

圖2 雙圓弧

圖3 單圓弧

圖2節點和圖3節點在設計之初均有使用，在首尾貨艙中中和軸以上的平臺使用圖3節點，中和軸以下平臺使用圖2節點。但是經過FDAIII的疲勞驗證后發現圖2節點的疲勞問題仍然比較突出，最后全部采用圖3節點形式。

2)負角隅。甲板角隅區域因應力集中較大，單靠增加板厚已經解決不了問題，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。通過設置負角隅，增加角隅板厚，加大圓弧半徑，從而降低應力水平，提高疲勞壽命。具體位置如上建前后主甲板角隅、機艙前后端壁處的主甲板角隅、機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 箱角加強設計優化

采用不等強框間距的設計，省去了相當可觀的箱角加強構件數量。節點類型的選擇要考慮箱角的數量、位置、平臺高度等因素。

船東非常關心箱腳加強構件的防卡箱設計，為此對常規節點進行改進，可避免卡箱的發生。見圖4。

圖4 防卡箱的箱角加強設計

3.5 艙口圍板設計優化

為滿足艙口角隅細網格和疲勞要求，提高艙口圍的抗扭強度，本船通過增加縱向構件尺寸、加密橫向支撐構件來實現。也考慮將艙口圍結構做成封閉式來實現。但是這樣船廠的施工難度比較大[7]，最終沒有采用這個方法。

設計中還對比了定位銷插入深度對應力的影響，發現定位銷插入深度減小一半時應力最大增幅達到15.5%。針對兩種典型定位銷的加強結構，通過有限元計算總結出兩套經驗公式[8]，方便同類型結構根據不同載荷確定尺寸。

3.6 機艙結構設計

本船機艙區域上甲板以下布置集裝箱，結構形式較為特殊。因此要求對機艙二甲板結構強梁、縱桁和支柱作大量加強。計算方法主要采用梁系直接計算確定。

如果集控室剛好落在貨物平臺下面，建議頂部加隔離空倉，因為裝貨的時候撞擊聲音較大，體感較差。機艙區的飲/淡水艙也應盡量避免落在貨物平臺下方，因為裝貨時箱角撞擊容易使油漆脫落，污染飲用水。

機艙設計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。開孔太小影響通風量，開孔太大不容易滿足強度要求，要取得合理平衡。尤其是在貨艙開口對角線方向上，陰影區域見圖5，是剪流最密集的地方，也往往是機艙開口較集中的地方。

圖5 機艙區上甲板平面開孔圖

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開孔的圓弧半徑，擴大開孔之間的距離。同時對開孔邊緣的打磨要求也要適當提高。