散貨船快速改裝運載集裝箱的系固設計及應用

黎峰,沈立寧,李健,王德安,仲琦

(上海船舶研究設計院，上海 201203)

散貨船改裝運載集裝箱的核心目標是“安全”和“高效”?！鞍踩钡膬群ㄘ浳锇踩痛鞍踩?；“高效”則要求盡可能大的裝箱量、盡可能少的改裝工作量及盡可能快的改裝和恢復速度。

系固設計是與“安全”和“高效”目標均密切相關的關鍵技術。與專用集裝箱船相比，散貨船運載集裝箱的系固設計面臨以下難點。

2)散貨船無固定式集裝箱系固件，也極少配置專用的集裝箱活動系固件，特別是最底層沒有箱角底座和底鎖，無法利用角件將箱列受力直接傳遞到船體結構或艙蓋。

3)散貨船通常不具備班輪特性，可能存在去、回程貨種不同或單程兼裝多類貨種的情況，因此要求系固布置具有較大的靈便性，可快速改裝和移除。

目前尚缺乏對散貨船運載集裝箱系固設計的具體研究，相關文獻均定性地指出了系固安全的重要性[1-3]。本文擬在“安全”和“高效”的框架下提出定量的、可應用的系固設計方案。

1 外力計算

1.1 貨物單元

將層間以扭鎖連接、底部自由的多層箱列視為貨物單元整體，其力學模型與非標立式重大件相似[4-5]，可采用整體系固方案進行系固設計。如箱列底部設置垂向限位裝置(如底鎖)，則其力學模型與專用集裝箱系固模型相同。但與常規重大件不同，箱列不是嚴格意義上的剛體，而是存在層間滑移及箱體變形，層間作用力和集裝箱內力受船級社規范[6]約束，其中集裝箱端部框架作為彈性結構在橫向力作用下的扭曲變形(扭變)，在系固不充分時應予特別關注。因此在確認箱列貨物單元整體系固安全的同時，還需對其局部進行受力校核。

非專用集裝箱船運載集裝箱常用頂部橋鎖將相鄰箱列橫向連接，使箱堆形成整體。但在受力分析上將最外側無有效支撐的箱堆視為貨物單元整體應當謹慎，因為列間橋鎖受力受滑移、變形等因素的影響難以準確評估，且這一處理方式人為地增加了貨物單元的跨距，使得計算結果偏于樂觀。但在實船條件允許將艙內最外側箱列支撐到縱艙壁的情況下，采用橫向連接件使箱列左右相連，并通過拉壓或壓力元件將橫向力傳遞到縱艙壁，可形成與多用途船橫向支撐系固系統類似的力學模型。

1.2 加速度及慣性力

表1 CSS方法得到的加速度分布

表1中的貨艙低區、二甲板、低位甲板、高位甲板的垂向位置分別與表2中的艙內第1層、艙內第3層、甲板第1層、甲板第5層對應。對比二者發現：CSS方法的橫向、垂向加速度計算值明顯高于船級社方法。散貨船一般不設專用集裝箱系固裝置，采用CSS方法的加速度進行系固設計將具有更高的安全性；如采用船級社方法的集裝箱系固加速度進行系固設計，建議以設置橫向支撐件或加裝箱角底座及底鎖作為必要條件。

表2 船級社方法得到的加速度分布

1.3 外力合力

艙面箱列貨物單元的外力包括慣性力和風浪力，按照貨物單元整體受力計算方法，其橫向y、縱向x、垂向z的外力合力F(x,y,z)按式(1)計算。

F(x,y,z)=m·a(x,y,z)+Fw(x,y)+Fs(x,y)

(1)

式中：m為貨物單元質量；a(x,y,z)為縱、橫、垂向加速度；Fw(x,y)為縱向、橫向的風力；Fs(x,y)為縱向、橫向的上浪力。

CSS Code Annex 13規定貨物單元橫向、縱向的風壓和上浪壓力均按1 kN/m2計，但上浪壓力僅作用于甲板以上2 m的貨物面積范圍。如箱列貨物單元位于貨艙內，式中的Fw和Fs項取為零。

專用集裝箱系固的外力計算方法與式(1)略有區別，主要不同點在于前者的研究對象為單個集裝箱；不計縱向風力和上浪力；橫向風壓取為0.95 kN/m2，另考慮最底層箱受到0.95 kN/m2的橫向上浪壓力。

2 系固設計

2.1 貨物單元整體系固方案

將箱列視為貨物單元整體，作用于單元的主動力、慣性力和約束力組成平衡力系，其中主動力為零，約束力包括重力、摩擦力和系固力。式(2)～(4)分別為橫向滑移、橫向翻轉和縱向滑移的平衡條件。

(2)

(3)

(4)

式中：左側為慣性力作用，右側為約束力作用。其中μ為摩擦系數，潮濕的鋼對鋼摩擦取0，鋼對木摩擦取0.3；CS為系固裝置的計算強度，取系固裝置最大系固載荷MSL(或安全工作負荷SWL)的67%；f為μ與垂向系固角α的函數，f=μsinα+cosα；a為翻轉力臂；b為穩定力臂；c為系固力臂。

這一方法不嚴格區分系固裝置(系索)水平系固角對系固效果的影響，僅要求水平系固角不大于30°，否則認為其對限制橫向滑移無效果。這一方法同時也要求系固裝置垂向系固角大于60°時，不應計入式(2)的平衡計算。箱列是尺寸相對統一的貨物單元，布置較規整，便于實現統一的垂向和水平系固角，采用這一計算方法具有較好的便利性。

集裝箱端部框架在其上集裝箱及其自身的橫向力的作用下將發生扭變。如集裝箱堆重和層數較大，應確認最底層箱的端部扭變力R1不超過150 kN的規范許用值。假定單個集裝箱中心位于箱幾何中心處，R1可按下式計算。

(5)

式中：Fyi為第i層單個集裝箱的橫向力；m為層數。該式未計及系固裝置的水平分力對減小扭變力的作用，因而是保守的。

由于散貨船結構無集中載荷加強，箱列底部角件與船體結構接觸處應設置合理的活動式承載件，使得點載荷轉化為適當區域內的均布載荷，同時確保足夠的摩擦系數。

貨物單元整體系固方案的優點是安全系數高；綁扎角度限制少，綁扎點布置自由度較大；改裝和恢復工作量小，便于快速改裝。缺點是系固能力較低。

2.2 專用集裝箱系固方案

在散貨船的艙底或艙蓋上設置專用承載件，在承載件上安裝箱角底座和底鎖，可形成與專用集裝箱船類似的系固方案。在這一方案中，箱列底部的滑移和翻轉主要由底鎖限制，輔以系索綁扎，系固能力較貨物單元整體系固方案有所提高。

與貨物單元整體系固計算方法不同的是，專用集裝箱系固計算以集裝箱的彈性變形為基礎，不直接將系索的CS或SWL作為系固力，而是根據系索的彈性變形能力、集裝箱扭變特性和角件處的滑移量求得集裝箱系固點位置的總變形量；根據變形量反求出系索上的實際系固力；進而使用實際系固力進行箱列受力平衡計算和箱列內力計算[8-9]。

由于本方案中底鎖對箱列形成垂向約束，限制了箱列的翻轉運動，橫向力對集裝箱的實際扭變作用將更加明顯。非專用集裝箱船通常采用鋼鏈作為系索，對鋼鏈-集裝箱系固系統作彈性變形計算可以驗證，由于鋼鏈的有效剖面積和彈性模量較小，對抑制集裝箱扭變效果不明顯。實際設計時，仍可采用式(5)估算最底層箱的扭變力。

在散貨船上應用專用集裝箱系固方案的優點是系固能力較大；對標箱高箱混裝無限制。缺點是需制作固定式承載件，成本高；改裝和恢復工作量大。

2.3 橫向壓力支撐系固方案

部分雙殼散貨船中部的貨艙為大開口箱型貨艙，如艙口寬度與箱列數匹配，在貨艙內采用橫向壓力支撐系固方案是經濟、高效的選擇。這一方案通過剛性壓力元件將箱列橫向連接，并支撐到縱艙壁，以此實現橫向力的傳遞和位移限制。對每層均設橫向壓力支撐的n列m層箱堆，假定單個集裝箱重心位于箱幾何中心處，同層集裝箱均重裝載，則第i層箱與第i+1層箱層間的壓力元件作用于縱艙壁的力pi按式(6)計算。

(6)

式中:Fyi為第i層單個集裝箱的橫向力，對于最頂層橫向壓力支撐，Fy(i+1)為零；k為折減系數，當n-m≤4時，k=1-(n-4)2/(2·n·m)；當n-m>4時，k=(8+m)/(2·n)。

壓力元件與縱艙壁接觸處將產生較大的集中載荷，而散貨船的縱艙壁通常不設集中載荷加強。在不對原船縱艙壁結構進行改動的前提下，采用橫向壓力支撐系固方案所能確保的堆重能力主要受限于縱艙壁的強度。

在散貨船上應用橫向壓力支撐系固方案的優點是剛性壓力元件可最大限度地控制集裝箱扭變；系固能力大；支持大箱重均箱裝載。缺點是僅適用于特定開口尺寸的箱型貨艙；需要采購大量非標壓力元件，更換不便；標箱高箱不能同層裝載。

3 算例及應用

3.1 艙內貨物單元整體系固計算

考慮艙內箱列貨物單元為40 ft集裝箱4層均箱裝載，單箱質量8 t，貨物單元總質量32 t，重心高度約5.27 m。箱列層間設扭鎖，底部無底鎖，設鋼木多層承載件，摩擦系數為0.3。對第2層箱底和第4層箱底采用直徑10 mm鋼鏈內綁扎，鋼鏈的安全工作載荷(SWL)為98 kN。系固及配載方案見圖1a)。

圖1 艙內貨物單元整體系固及配載方案

按2.1節方法進行系固計算，結果見表3。

表3 艙內4層8 t均箱箱列系固計算結果

保持箱位及系固布置不變，考察重箱空箱搭配裝載。第1、2層裝載重箱，單箱質量28 t；第3、4層裝載空箱，單箱質量4 t。貨物單元的總質量為64 t，重心高度約3.31 m。配載及系固方案見圖1b)。計算結果見表4。

表4 艙內重箱空箱搭配箱列系固計算結果

表3和表4的結果表明，貨物單元整體系固方案可保證艙內4層8 t均箱箱列以及重箱空箱搭配64 t箱列的系固安全；同時表明，降低貨物單元重心高度，可有效提升堆重能力。但此時慣性力引起的橫向翻轉力矩已十分接近上限，說明箱列的堆重能力基本飽和，如堆重要求更高，則需增加系固數量。

3.2 艙蓋面貨物單元整體系固計算

考慮艙蓋面貨物單元為40 ft集裝箱2層均箱裝載，單箱質量20 t，貨物單元總質量40 t，重心高度約2.66 m。對于內部箱列，第1層箱頂和第2層箱頂采用鋼鏈內綁扎，計及首端的風壓和上浪壓力的作用；對于舷側箱列，考慮到側面風壓和上浪壓力的作用，對迎風側的第2層箱底增加鋼鏈外綁扎；根據艙蓋設計均布載荷設置木質承載件，摩擦系數為0.3；鋼鏈規格、扭鎖的設置與3.1相同。系固及配載方案見圖2。

圖2 艙蓋面貨物單元整體系固及配載方案

按2.1節方法進行系固計算，結果見表5、6。

表5 艙蓋面2層20 t均箱內部箱列系固計算結果

表5和表6的結果表明，現有系固設計可保證艙蓋面2層20 t均箱裝載的系固安全。對于內部箱列，橫向抗滑移能力雖接近極限，但抗翻轉能力、扭變力均有一定余量。在增設橫向止擋塊的情況下，堆重能力還可得到一定程度的提升。

表6 艙蓋面2層20 t均箱舷邊箱列系固計算結果

3.3 艙內專用集裝箱系固計算

專用集裝箱系固方案主要制約因素為集裝箱扭變力(限值150 kN)和底鎖處的垂向拉力(限值為-250 kN)。以此為約束條件，以盡可能大的均箱堆重為目標，基于與3.1相同的箱位和系固布置，得到第1～4層單箱質量為16 t，第5層單箱質量為10 t的配載方案，見圖3。

圖3 專用集裝箱系固及配載方案

箱列堆重為74 t，重心高度約6.16 m。在這一配載方案下，箱列各受力指標的最大計算值見表7。

表7 艙內專用集裝箱系固計算結果 kN

上述配載方案和計算結果表明，專用集裝箱系固方案的均箱堆重能力較貨物單元整體系固方案大幅提升，但其垂向力大，且垂向力的方向在箱列間隙處發生交替，使得承載件上的剪力超過900 kN，對承載件的要求高，改裝工作量大。

應用式(5)計算圖3箱列的扭變力，得最大扭變力為145.3 kN。對比表7的結果可知，鋼鏈系固裝置在減小扭變力上收效甚微，可佐證2.2節所述的結論。

3.4 艙內橫向壓力支撐系固計算

艙內40 ft箱位角件的縱向位置與縱艙壁強框接近，根據結構實際情況核算，強框處縱艙壁下、中、上部分別可承受250、300、350 kN的集中載荷。以此為約束條件，采用橫向壓力支撐方案進行均箱配載，得到10列5層18 t均箱配載方案，見圖4。

圖4 艙內橫向壓力支撐系固及配載方案

箱列堆重達90 t，重心高度約6.58 m。這一配載方案下，層間作用力計算結果見表8，均小于規范及縱艙壁強度限值。

表8 艙內10列5層18 t均箱橫向壓力支撐系固計算結果 kN

上述配載方案和計算結果表明，在縱艙壁和貨艙內底強度允許的情況下，橫向壓力支撐系固方案可獲得顯著高于專用集裝箱系固方案和貨物單元整體系固方案的系固能力。采用這一方案時，除需在貨艙內底安裝垂向承載件外，還需焊接橫向、縱向止擋塊，用于承受最底部箱列的橫向力和縱向力。

3.5 應用情況

2021年7月—2022年5月底，共計完成8艘散貨船運載集裝箱的改裝設計工作，取得2個船級社的認可。其中7艘采用貨物單元整體系固方案，1艘采用專用集裝箱系固方案。貨物單元整體系固方案的系固能力雖然較低，但跨洋航線以輕箱為主，32～64 t的堆重能力基本可滿足運營需求；此外，改裝物料投入小，改裝和恢復速度快，前述38 000 t級散貨船的碼頭改裝時間僅需2 d左右，較好地實現了“安全”和“高效”的統一。艙內橫向壓力支撐系固方案未能實現應用，主要原因是對貨艙形狀、集裝箱配載和系固件配置有特殊要求，靈活性受到限制。

8艘改裝船舶已全部執行了集裝箱運載航次，安全抵達目的地，驗證了貨物單元整體系固方案和專用集裝箱系固方案的的可行性。

4 結論

1)CSS方法的橫向、垂向加速度計算值高于船級社方法，采用貨物單元整體系固方案時建議選用CSS方法；采用橫向壓力支撐或專用集裝箱系固方案時，可選用船級社方法。

2)3種系固方案各有優缺點，就系固能力而言，橫向壓力支撐方案最高，專用集裝箱系固方案次之，貨物單元整體系固方案最低。

3)集裝箱端部為彈性框架，采用貨物單元整體系固方案和專用集裝箱系固方案時，還應校核最底層集裝箱的扭變力。

4)實際項目中，貨物單元整體系固方案應用最多，原因是其系固能力基本滿足營運需求，且改裝物料投入小，改裝和恢復速度快。