13 500 TEU集装箱船结构设计要点

(中国船舶及海洋工程设计研究院,上海 200011)

1 概述

中国船舶与海洋工程设计研究院自主研发设计的最新一代超大型集装箱船其航速、油耗和装箱量等指标均达到世界先进水平。该船型入LR和CCS双船级，总长约366 m，船宽48.2 m，最大装箱量约13 800 TEU，甲板可布置1 000个冷箱，航速23 kn，为目前国内建造的可通行巴拿马运河新船闸的新一代主力船型。本文旨在阐述该船型结构设计过程中遇到的技术问题和解决优化方法。

2 LR结构审核验证体系及对结构设计的影响

目前各主流船级社的箱船规范差异较大，为此，考虑对LR的结构审核验证体系进行梳理。

2.1 Shipright RulesCalc

Shipright RulesCalc是LR的规范校核模块，主要校核局部构件、总纵强度和极限强度(后处理)。不过该模块不能校核纵向构件受翘曲的影响。LR认为其局部强度要求较高，只要满足了局部强度，就可以忽略翘曲的影响。

2.2 Shipright SDA Part A and B，C

SDA Part A:主要进行全船有限元分析，考虑弯扭组合对船体梁强度的影响，特别是对船体大开口区域(如舱口角隅，机舱平台大开口等)结构强度的影响[1]。

SDA Part B:在SDA Part A计算结果的基础上，对高应力区域进行细网格分析。或者对全船有限元模型中几何形状无法准确模拟的结构构件进行细网格强度分析。本船先后计算了100多个细化区域，覆盖面积非常广。

SDA Part C:对货舱区结构和燃油舱区域结构进行三舱段有限元建模，分析该区域内主要支撑构件在规定装载工况和载荷工况作用下的屈服和屈曲强度。除常规的货舱区和船中燃油舱区外，本船针对设置在货舱之间的夹心燃油舱也做了舱段有限元分析。

2.3 Shipright FDA III和Shipright FDA SPR spring assessment

Shipright FDA III:采用有限元法对结构细部进行疲劳强度分析，整个计算过程在全船有限元模型中完成。校核内容包括舱口角隅、机舱大开口、舱口围板端部及防倾肘板根部等。而纵骨贯穿孔的疲劳问题也可以在这个步骤中完成。

Shipright FDA SPR:在FDA III疲劳分析的基础上，计入弹振效应对结构疲劳强度的影响。载荷预报时，对计入弹振前和后的载荷进行对比，可以得出载荷放大因子。对FDA III疲劳计算结果乘以载荷放大因子，则可以得出弹振效应对结构疲劳强度的影响。

2.4 Shipright WDA Whipping assessment

由于本船艏部线型存在一定程度的外飘，艏部的波浪砰击载荷较大，载荷预报时需要计及其对船体梁波浪弯矩的影响。在计算船体梁极限强度时需采用计及whipping效应的波浪弯矩。同时根据LR的指南对艏部外飘线型进行了优化，核心思想是从满载水线开始的线型要平缓过渡到上甲板，可减小波浪砰击的影响。

2.5 Plunging analysis

Plunging analysis是LR特有的考虑艏、艉底部承受砰击载荷的校核模块，其载荷通过直接预报产生。对艏部主要影响防撞舱壁、艏侧推舱平台的板尺寸，增加了很多防屈曲筋。对艉部的影响主要是平坦区域的纵骨尺寸和端部连接形式，对外板的影响不是太大。

2.6 Lashing bridge vibration

绑扎桥由于特殊的结构形式，纵向刚度较差。根据以往的实船反馈，绑扎桥在非绑扎状态下经常出现严重的振动情况。在振动有限元建模时，对绑扎桥专门进行模拟，预报其振动响应水平。

3 结构设计优化

3.1 中剖面

1)弯矩剪力设计值的确定。中拱静水弯矩。根据本船的实际装载工况，根据空船的重心位置不同进行敏感度分析，得到全船弯矩包络线，并在此基础上增加5%的余量。

中垂静水弯矩。因为箱船几乎不存在中垂工况，考虑LR规范的波浪中垂弯矩值很大，将中垂静水弯矩设为正值，可抵消一部分负值的波浪弯矩。但是该做法需征得船东的同意。

静水转矩。根据船东要求，航行状态的静水转矩不小于规范要求的110% ，港口状态下的静水转矩不小于航行状态下规范要求的200%。

静水剪力。根据船东提供的经验值，比实际装载计算值增加50%左右。

波浪载荷。外飘明显的艏部和艉部受到波浪的砰击作用会瞬间增加波浪弯矩，影响船体的极限强度[2]。通过修改首部外飘线型(控制方法是在满载吃水和上甲板边线的平均高度之间取一水线，使得该平均高度水线与满载水线及上甲板边线的投影面积之差尽量相等)，合理规避规范中要求作波浪载荷直接计算的要求，按规范公式值计算即可[3]。本船未考虑URS 11A的要求[4-5]。

2)舷侧骨架布置。本船抗扭箱平台以下的舷侧构件和内壳构件均采用纵骨架式。为提高纵骨的疲劳寿命，双壳内非水密隔板上的加强筋尽量不与纵骨连接，而采用垂直布置。

对于中和轴以下的外板纵骨，由于受到船体梁扭转作用的叠加影响，应力水平很高，常规的纵骨贯穿孔形式已不能满足疲劳要求。设计中借鉴油船上使用过的一种补板带软趾的贯穿孔形式，解决了这个问题并得到船级社认可。

本船舷侧纵骨大量采用L型角钢，其效率高、重量轻。但是箱船线型变化大，对L型角钢的扭转加工工艺要求很高。经过充分的工艺评定和调研，按照1°/m的方式逐步扭转过渡。

3.2 横舱壁

1)本船为双岛型集装箱船，在船中处上建以下区域设置燃油舱，燃油舱顶部设置隔离空仓。由于船东对燃油舱的舱容要求很高，本船还利用两处横舱壁之间的空间设置夹心燃油舱，夹心横舱壁的间距为1.85 m。

2)水密夹心横舱壁其中一道为水密舱壁，另一道为部分水密舱壁。设计时需留足楼梯空间及底部横向走道空间。布置水密横舱壁时，均需设置垂直桁和水平桁结构，上部保留横向抗扭箱结构，底部考虑横向抗扭加强。经过燃油舱段有限元计算后发现，燃油舱底部的垂直桁应力水平很高，需增加板厚并扩大面板。

3)深油舱边界的垂直桁建议每个箱位都设并搭配水平骨架，以免舱壁变形过大。在有限元计算中除满足深舱要求还要控制舱壁变形量，以不超过导轨和集装箱之间的间隙为宜。

4)支撑舱壁结构设计采用混合式支撑舱壁形式，水平桁每隔2层平台设置，垂直桁每隔2个集装箱箱位设置。其特点是结构简单，重量轻。

3.3 舱口角隅

1)主甲板舱口围。本船主甲板舱口角隅设计中，导轨边缘距舱口角隅需保持一定间隙，受制于间隙，圆弧半径无法加大，即使采用板厚上限的板(本船为80EH36)依然无法满足要求。对圆弧形状进行优化，采用双圆弧角隅形式，见图1。分别优化2个圆弧的大小及圆心位置，可降低应力水平30%左右，提高疲劳寿命。该方法同样应用在舱口围角隅的设计中。

图1 双圆弧角隅形式(角隅半径R900+R450 mm)

货舱中间舱口角隅设计时除了要考虑集装箱导轨的布置，保证导轨边缘距舱口角隅有一定的距离，还要根据不同位置节点的受力特点，采用合适的节点形式。图2所示的双圆弧节点装配工艺简单，但是应力水平较高，图3单圆弧节点装配复杂，但是应力水平底，疲劳寿命高。

图2 双圆弧

图3 单圆弧

图2节点和图3节点在设计之初均有使用，在首尾货舱中中和轴以上的平台使用图3节点，中和轴以下平台使用图2节点。但是经过FDAIII的疲劳验证后发现图2节点的疲劳问题仍然比较突出，最后全部采用图3节点形式。

2)负角隅。甲板角隅区域因应力集中较大，单靠增加板厚已经解决不了问题，需要加大圆弧半径[6]，而很大的圆弧半径会影响集装箱的布置。通过设置负角隅，增加角隅板厚，加大圆弧半径，从而降低应力水平，提高疲劳寿命。具体位置如上建前后主甲板角隅、机舱前后端壁处的主甲板角隅、机舱前后端壁处的二甲板角隅、1号首舱/1号尾舱的前端壁处主甲板角隅共16处。

3.4 箱角加强设计优化

采用不等强框间距的设计，省去了相当可观的箱角加强构件数量。节点类型的选择要考虑箱角的数量、位置、平台高度等因素。

船东非常关心箱脚加强构件的防卡箱设计，为此对常规节点进行改进，可避免卡箱的发生。见图4。

图4 防卡箱的箱角加强设计

3.5 舱口围板设计优化

为满足舱口角隅细网格和疲劳要求，提高舱口围的抗扭强度，本船通过增加纵向构件尺寸、加密横向支撑构件来实现。也考虑将舱口围结构做成封闭式来实现。但是这样船厂的施工难度比较大[7]，最终没有采用这个方法。

设计中还对比了定位销插入深度对应力的影响，发现定位销插入深度减小一半时应力最大增幅达到15.5%。针对两种典型定位销的加强结构，通过有限元计算总结出两套经验公式[8]，方便同类型结构根据不同载荷确定尺寸。

3.6 机舱结构设计

本船机舱区域上甲板以下布置集装箱，结构形式较为特殊。因此要求对机舱二甲板结构强梁、纵桁和支柱作大量加强。计算方法主要采用梁系直接计算确定。

如果集控室刚好落在货物平台下面，建议顶部加隔离空仓，因为装货的时候撞击声音较大，体感较差。机舱区的饮/淡水舱也应尽量避免落在货物平台下方，因为装货时箱角撞击容易使油漆脱落，污染饮用水。

机舱设计需重视各种平台开孔的形状和大小，特别是上甲板和二甲板。开孔太小影响通风量，开孔太大不容易满足强度要求，要取得合理平衡。尤其是在货舱开口对角线方向上，阴影区域见图5，是剪流最密集的地方，也往往是机舱开口较集中的地方。

图5 机舱区上甲板平面开孔图

在这些地方尽量不开孔，或者开小孔，一定要开大孔的话，也要加大靠近剪流一侧开孔的圆弧半径，扩大开孔之间的距离。同时对开孔边缘的打磨要求也要适当提高。