全冷藏集裝箱船結構設計要點

顧斌斌，仲琦，孫慧莉

(上海船舶研究設計院，上海 201203)

600 FEU全冷藏集裝箱船是上海船舶研究設計院自主研發設計的最新一代全冷藏集裝箱船，其航速、油耗和純40 ft全冷藏集裝箱裝箱數等指標均達到世界先進水平。該船型入DNVGL船級，總長192 m，船寬30 m，40 ft全冷藏集裝箱裝箱量約630 FEU，航速21.5 kn。文中根據該船型的設計特點，闡述全冷藏集裝箱船結構設計中遇到的技術問題和解決方法。

1 UR S11A對結構設計的影響

由于近年來集裝箱船事故的增加，尤其是2007年MSC Napoli和2013年MOL Comfort的事故尤為嚴重，其中MOL Comfort只有5年船齡。上述事故促使IACS加快對集裝箱船采用新的統一強度要求S11A[1]，因此，2016年7月1日以后90 m以上集裝箱船或者主要用來裝載集裝箱的船舶需要滿足新規范UR S11A的要求。UR S11和UR S11A的差異主要包括以下幾方面。

1)S11對結構強度的要求基于總板厚法(除屈曲之外)，而S11A采用凈板厚法，其中除了屈曲校核將規范規定的腐蝕余量扣除100%外，其他包括總縱強度和極限強度校核均扣除50%的腐蝕余量。

2)船體梁波浪載荷的數值和分布均有差別。兩者均基于北大西洋波浪譜，回歸期20年，對應超越概率水平10-8[2]。由于集裝箱船一般有較大的首部外飄，當船在波浪中行駛時，會產生較大的附加彎矩，因此，與S11相比S11A著重考慮了外飄對波浪載荷非線性的影響。UR S11和UR S11A波浪彎矩和波浪剪力的比較見圖1、2。

圖1 UR S11和UR S11A波浪彎矩比較

圖2 UR S11和UR S11A波浪剪力比較

由圖1、2可見，在新規范體系下，中拱波浪彎矩峰值比S11的要求小11%左右，但中垂波浪彎矩峰值比S11大73%，波浪剪力在靠近機艙和船首的區域也比S11的要求大123%和115%。這會導致設計過程中，參與總縱強度的構件尺度發生較大變化。

3)對于船體梁的剪切強度，S11A則采用了橫截面剪力流分布的方法。許用剪應力也較S11有所提高。

4)參與總縱強度構件的屈曲要求，S11秉承傳統屈曲校核方法，即采用基本板格的屈曲特征值并結合加強筋剖面尺度比要求來校核板格的屈曲強度，所涉及的板格屈曲屬于線彈性范圍，其屈曲特征值較低。而S11A將CSRH的“極限強度”概念的非線性屈曲理論引入到集裝箱的實踐應用中。對于板格考慮了雙向應力及剪應力的影響，而對于骨材的屈曲要求，則綜合考慮了幾種載荷的共同作用，包括總縱彎曲應力，側向載荷引起的彎曲和骨材扭轉變形引起的應力[3]。

5)對于剛度的要求，S11只對船中區域有最小慣性矩的要求。而S11A則要求在整個船長范圍內的所有橫剖面均滿足剛度要求。

2 結構設計優化

2.1 中橫剖面

1)靜水彎矩剪力設計值的確定，根據本船實際設計工況，得到全船靜水彎矩剪力包絡線，考慮到本船是首制船，沒有母型船，因此，本船靜水彎矩的設計值在計算值上增加5%的余量，而靜水剪力的設計值在計算值上增加10%的余量。

中垂靜水彎矩，由于集裝箱船幾乎不存在中垂工況，同時考慮到新規則URS11A實行以后，中垂波浪彎矩值很大，因此,可以將靜水波浪彎矩值設為正值，可以抵消一部分負的波浪彎矩值。

2)船體骨架布置，由于本船沒有冰區加強的要求，舷側和船底均采用縱骨架式結構形式。為了提高縱骨的疲勞壽命，雙殼內的肋板加強筋盡量不與縱骨連接，可有效提高縱骨的疲勞強度，見圖3。該形式的幾何應力集中系數小;由于縱骨的球頭并不與橫向結構焊接，疲勞熱點從縱骨剖面的頂端下降到了腹板與補板的上交點，因此，在外部載荷不變的情況下，很大程度減小了局部應力對疲勞的影響。H1為球頭不與強框加強筋焊接時的熱點高度，H2為強框加強筋與縱骨球頭焊接時的熱點高度[4]，見圖4。

圖3 肋板加強筋與縱骨連接形式

圖4 縱骨疲勞熱點

選取舷側某根縱骨，分析在不同節點形式下的疲勞年限，見表1。表1中熱點修正系數是指H1與H2的比值，用來表征對疲勞分析的影響。Kg是幾何應力集中系數，對于強框加強筋與縱骨的連接形式不同，會有不同的系數。從表1疲勞年限可以看出，適當修改形式，雖然會增加些許縱骨的跨距，但會有效提升疲勞強度，對于疲勞強度常難以滿足規范要求的舷側外板縱骨尤為明顯。

表1 不同節點形式疲勞分析結果

2.2 橫艙壁

本船為純40 ft全冷藏集裝箱船，橫艙壁的設計是此類船型的設計難點之一。此類船型的橫艙壁要同時滿足以下要求。

1)滿足冷藏集裝箱壓縮機的檢修要求。

2)滿足冷藏集裝箱通風風道的布置要求。

3)滿足AMSA《澳大利亞碼頭工人公約》對于貨艙通道的要求[5]。

同時滿足這3個要求會嚴重影響集裝箱支撐艙壁的結構強度，因此，布置橫艙壁時每層平臺設置1個水平桁結構，水平桁上僅留出滿足澳通的通道，其余全部開孔用來滿足風道的布置。增加艙壁垂直桁的數量，同時垂直桁盡量開孔滿足澳通600 mm×2 000 mm的開孔要求。

橫向抗扭箱結構位于集裝箱船橫艙壁上部，要承受艙蓋上集裝箱的水平和垂向載荷，是集裝箱船設計時需要特別關注的結構，通常抗扭箱兩側的板僅在個別地方開孔，以避免該結構由于剪力過大而導致結構失效。

但本船的設計中，由于要滿足冷藏集裝箱壓縮機的檢修要求和通風散熱的要求，橫向抗扭箱結構采用了半開放式。結合規范對艙段計算的相關要求[6]，最終通過有限元分析設計的結構形式見圖5，支撐艙壁有限元計算結果的合成應力云圖見圖6。

圖5 支撐艙壁抗扭箱設計

圖6 支撐艙壁抗扭箱有限元結果

采用這種特殊設計的支撐艙壁不但滿足了結構強度的要求，通過CFD的計算顯示本艙壁的設計也對貨艙通風非常有益。

2.3 艙口角隅

對于大開口船舶，機艙前端壁處的角隅是一個比較受關注的區域。對于集裝箱船，為改善角隅的受力情況，會選用負角隅[7]。但規范里沒有針對負角隅的指導性意見，另外該結構需要在整船扭轉工況下考核，在常規的艙段計算中不能體現。為此，本船采用全船有限元評估的方法，對艙口角隅的形式進行分析。

全船分析以滿載為計算載況，基于三維勢流理論對波浪載荷進行預報[8]，選取若干設計波進行全船有限元分析。為找尋角隅設計規律，列出下面5種典型的角隅，見圖7。分別對應正角隅(序號a)，不同曲率的圓形負角隅(序號b～c)及橢圓形負角隅(序號d～e)，其余邊界條件及板厚均相同。

圖7 5類角隅形狀

將上述5類角隅進行有限元分析，計算結果的合成應力見圖8。

圖8 5類角隅有限元分析結果

將應力結果與許用衡準的比值(材料利用率)作為比較的依據，見表2。

表2 角隅計算結果

在分析角隅時發現，不管哪種角隅，應力最大的地方均發生在一定范圍內，觀察表中θ值發現，在上述尺度的角隅中，基本在25°～35°左右會出現最大應力，因此，文中所指的曲率也是指基于在該范圍內的曲率。

通過a型和b型的對比，發現無論正負角隅，只要曲率相似，應力結果就比較接近。總體上曲率越大，角隅的效果越好。但采用橢圓形角隅時要注意，長短軸的比例不宜過大，否則會導致應力升高的情況。根據角隅位置其余結構的布置情況，如果船寬方向空間比較充足，距離周圍結構和設備較遠，則建議采用c型，如果船長方向空間比較充足，則采用e型比較好。

由于本船橫艙壁區域通風要求高，主甲板上需要為通風設備及通道留下充足的空間，沿船長方向布置的空間緊張，故采用c型負角隅。

2.4 艙口圍結構

通風和通道的要求，使艙口圍結構的設計也同樣受到影響。在設計集裝箱艙蓋的縱向限位加強時，通常會避開開孔位置，將前后2個橫向艙口圍的肘板連在一起，以抵抗縱向限位器傳遞的載荷。本船中，在甲板條上存在大量的通風筒，只能在此處加強位置前端做通道。由于有澳通要求和冷箱檢修的需要，甲板下的結構亦不可做成開孔板形式。最終設計形式見圖9。有限元分析的應力結果見圖10。

圖9 艙口限位器加強

圖10 加強結構有限元結果

3 結論

1)UR S11A對集裝箱船的波浪彎矩和剪力有較大的改變，對冷箱專用的集裝箱船由于其航速較高，這種影響更為加劇。同時，在總縱強度及屈曲強度的分析方法產生改變后，也將進一步影響到集裝箱船的設計。

2)結合UR S11A的影響，在中橫剖面的設計中提出了一些建議。對于舷側縱骨疲勞強度較難滿足規范要求的情況，建議將強框加強筋與縱骨的脫開，可改善疲勞強度。

3)考慮到本船作為全冷箱集裝箱船，在設計橫艙壁、艙口角隅及艙口圍加強等結構時，要對通風、通道、冷箱檢修等方面進行考慮，文中分享了此方面的設計方法，可供相似船型參考。