UR-S11A對集裝箱船直接強度的影響

鄭祖園，王德禹

上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海200240

UR-S11A對集裝箱船直接強度的影響

鄭祖園，王德禹

上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海200240

國際船級社協會在最新出版的統一要求中，新增了UR-S11A關于集裝箱船總縱強度的要求。之前集裝箱船的總縱強度一般按照UR-S11進行校核，如今新要求對集裝箱船的總縱強度有了更為嚴格的要求。首先比較UR-S11和UR-S11A的載荷差異，然后針對一艘4 250 TEU的集裝箱船，按照UR-S11和UR-S11A的規定進行結構強度分析和比較，以期研究新規則對集裝箱船總縱強度的影響。從計算結果可以看出，UR-S11A的波浪載荷較UR-S11有較大的提高，因此新規則對集裝箱船的結構強度提出了更高的要求。

總縱強度；集裝箱船；UR-S11；UR-S11A

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160729.0945.042.html期刊網址：www.ship-research.com

引用格式：鄭祖園，王德禹.UR-S11A對集裝箱船直接強度的影響［J］.中國艦船研究，2016，11（4）：44-50.

ZHENG Zuyuan，WANG Deyu.Analysis of the direct strength of container ships according to UR-S11A［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（4）：44-50.

0　引言

2013年6月，從新加坡駛往Jeddah Islamic港的MOL Comfort號集裝箱船在印度洋海上發生了斷裂，船體斷為兩截，無法自航，且前半部分船體沉沒［1］。為了防止類似事故再次發生，國際船級社協會（IACS）在倫敦舉行部長級會議，在會上進行了強化船舶結構安全標準的討論。根據會議結果，IACS決定將統一要求UR增加2項條款，即有關集裝箱船總縱強度的UR-S11A條款及有關集裝箱船功能要求與負載條件的UR-S34條款。該2項條款計劃從2016年下半年開始生效。

本文將以一艘4 250 TEU的集裝箱船為例，根據最新的UR-S11A要求進行直接強度分析，并討論UR-S11A對船體結構的影響。

1　UR-S11A與UR-S11要求的比較

新規定UR-S11A中，關于靜水彎矩和靜水剪力的規定與UR-S11一致，都是根據實際的裝載工況來確定；而波浪彎矩和波浪剪力的規定則不同［2］。

1.1波浪彎矩的比較

在UR-S11A中，垂向波浪彎矩公式為［2］：

式中：fR為外形輪廓系數，取值為0.85；L為規范船長；CW為結構吃水處的水線面系數；B為型寬；fNL-Hog為中拱狀態時的非線性修正系數；fNL-Sag為中垂狀態時的非線性修正系數；波浪系數C的計算參照以下公式：

式中，Lref為參考船長，m。波浪彎矩的分布如圖1所示，圖中，FE為前端，AE為后端。

圖1　UR-S11A垂向波浪彎矩沿船長分布Fig.1　Distribution of vertical wave bending moment along the ship length according to UR-S11A

在UR-S11中，垂向波浪彎矩的公式為：

式中：Cb為方形系數，不小于0.6；波浪系數C的計算參照以下公式：

式中的分布系數M的定義如圖2所示。

圖2　UR-S11垂向波浪彎矩分布系數MFig.2　Distribution factor M of vertical wave bending moment according to UR-S11

1.2波浪剪力的比較

在UR-S11A中，垂向波浪剪力公式為［2］：

垂向波浪剪力的分布如圖3所示。

圖3　UR-S11A垂向波浪剪力沿船長的分布Fig.3　Distribution of vertical wave shear force along the ship length according to UR-S11A

在UR-S11中，垂向波浪剪力的公式為：

公式中的分布系數FQ的定義如圖4所示。

圖4　UR-S11垂向波浪剪力分布系數FQFig.4　Distribution factorFQof vertical wave shear force according to UR-S11

1.3實船計算比較

以一艘4 250 TEU的集裝箱船為例，分別按照UR-S11A和UR-S11進行波浪彎矩與波浪剪力的計算，并進行比較。

4 250 TEU集裝箱船的主尺度為：規范船長L=243.4 m；船寬B=32.25 m；型深D=19.3 m；結構吃水T=12.6 m；航速V=24.5 kn；方形系數Cb=0.656。

垂向波浪彎矩和垂向波浪剪力的計算與比較結果如表1、圖5和圖6所示。

從這艘4 250 TEU集裝箱船的波浪彎矩與剪力的比較可以看出，根據UR-S11A計算得到的垂向波浪彎矩和垂向波浪剪力與UR-S11相比，都有了較大幅度的提高。

2　直接強度分析

直接強度分析根據CCS鋼制海船規范第2篇第7章集裝箱船部分的附錄2進行計算（后文中簡稱為附錄2）。

表1　UR-S11A與UR-S11波浪彎矩和剪力計算結果Tab.1　Calculation results of wave bending moment and shear force according to UR-S11 and UR-S11A

圖5　UR-S11A與URS-11垂向波浪彎矩比較Fig.5　Vertical wave bending moment comparison of UR-S11A and UR-S11

圖6　UR-S11A與URS-11垂向波浪剪力比較Fig.6　Vertical wave shear force comparison of UR-S11A and UR-S11

2.1設計載荷分析

對4 250 TEU集裝箱船進行貨艙區域主要構件強度的直接計算。在考慮因總縱載荷引起的應力的同時，也考慮因局部載荷引起的應力［3-4］。

船體梁的總縱彎矩包括靜水彎矩和波浪彎矩，靜水彎矩取裝載手冊所列的各種裝載工況下，船舯0.4L區域的最大中拱彎矩。波浪彎矩按照1.3節中根據UR-S11A計算得到的最大中拱彎矩。由于UR-S11A計算得到的波浪剪力比UR-S11大得多，剪力可能對總縱強度計算結果產生影響，故也要將剪力的影響考慮在直接強度分析中。

局部載荷計算的載荷分量包括：

1）空船重量；

2）集裝箱載荷；

3）由吃水引起的靜水壓力；

4）由波浪載荷引起的壓力。

其中，貨艙內的集裝箱載荷以點載荷的形式施加于箱腳處，甲板上的集裝箱船載荷以線載荷的形式施加于艙口圍板與垂直板相交處，另外，艙蓋的重量也計入甲板上的集裝箱載荷中。

2.2計算工況

受篇幅所限，計算工況只選擇一種最為典型的裝載工況，即根據附錄2選擇中間一個40 ft箱位空艙的工況（LC1G），如表2所示。表中，Ps為由結構吃水引起的海水靜壓力，Pw為海水動壓力，Ps與Pw的公式參見附錄2。

表2　計算工況Tab.2　Loading condition

2.3艙段結構的有限元模型

有限元模型范圍取縱向為船中貨艙區域“1/2貨艙+1個貨艙+1/2貨艙”范圍，即沿縱向4個40 ft箱位的長度；垂向取型深范圍；由于計算工況的邊界條件和載荷左右對稱，故橫向取半個船寬范圍。

根據CCS規范第2篇第1章第14節規定，有限元模型的構件尺寸采用圖紙標定值（即建造尺寸）計入，不考慮船東附加厚度。

貨艙區域的所有主要構件，如外板、內殼板、縱桁和橫艙壁結構等，用板單元模擬。對于次要構件，如板材上的骨材等用梁單元模擬，其剖面特性計入梁與板連接的偏心位置。

有限元網格按以下規定劃分：

1）沿船體橫向和垂向以縱骨間距為1個單元；

2）沿船體縱向以肋位間距為1個單元；

3）沿主要構件（包括雙殼間縱向平臺、橫向強框架、雙層底縱桁和肋板等）的腹板高度方向劃分為3個單元。

4 250 TEU集裝箱船的艙段結構有限元模型如圖7所示。

圖7　4 250 TEU集裝箱船艙段有限元模型Fig.7　FEM model of 4 250 TEU container ship

2.4邊界條件

根據2.2節的計算工況，在縱中剖面施加對稱邊界條件，對其節點的橫向位移、繞縱中剖面內2個坐標軸的角位移予以約束，即δy=θx=θz=0［3-5］。

在模型的前后2個端面內中和軸與縱中剖面相交處建1個獨立點，在獨立點上施加彎矩，來模擬總縱彎矩和剪力，端面各縱向構件節點自由度δx，δy，δz與獨立點相關聯。

對2個端面內的獨立點的橫向線位移、垂向線位移和繞縱向軸的角位移予以約束，即δy= δz=θx=0；對后端面內獨立點縱向線位移予以約束，即δx=0。

在舷側外板、內殼板與中部貨艙前后橫艙壁交線上的節點上設置垂向彈簧單元，彈簧單元彈性系數均勻分布，彈性系數K（單位：N/mm）按下式計算：

式中：G為材料的剪切彈性模量，對于鋼材，取值為0.792×105N/mm2；A為前后艙壁處舷側外板、內殼板的剪切面積；lH為中部貨艙長度；n為舷側外板、內殼板上垂向交線節點數量。

艙段模型上的邊界條件如表3所示。

表3　邊界條件Tab.3　Boundary condition

2.5校核衡準

根據附錄2，各主要構件的許用應力如表4所示。

表4　許用應力Tab.4　Allowable stress

由于該4 250 TEU集裝箱船體結構大部分采用AH32高強度鋼，故材料系數k=0.78，許用應力σ=282 N/mm-2，τ=147 N/mm-2；只有艙口圍板采用AH36高強度鋼，材料系數k=0.72，許用應力σ=305 N/mm-2，τ=160 N/mm-2。

2.6直接強度分析結果

圖8　有限元模型Von Miese應力云圖Fig.8　Von Mises stress contours of FEM model

圖9　有限元模型剪應力云圖Fig.9　Shear stress contours of FEM model

圖10　外板的Von Mises應力云圖Fig.10　Von Mises stress contours of shell

圖11　外板的剪應力云圖Fig.11　Shear stress contours of shell

圖12　內殼板的Von Mises應力云圖Fig.12　Von Mises stress contours of inner hull

圖13　內殼板的剪應力云圖Fig.13　Shear stress contours of inner hull

圖14　艙口圍板的Von Mises應力云圖Fig.14　Von Mises stress contours of hatch coaming

圖15　艙口圍板的剪應力云圖Fig.15　Shear stress contours of hatch coaming

將局部載荷和根據UR-S11A與UR-S11計算得到的端部彎矩施加在有限元模型上［6］，計算結果的應力云圖如圖8～圖15所示。從計算結果可以看出，根據UR-S11A計算得出的應力水平均高于根據UR-S11計算得出的應力水平，增幅在15%～30%之間。在UR-S11A要求的總縱載荷和局部載荷作用下，外板、內殼和艙口圍板部分單元的應力水平超過了許用值或者與許用值已經十分接近［7-10］。

3　結語

本文根據最新出版的IACS統一要求UR-S11A，對一艘4 250 TEU的集裝箱船進行了直接強度分析。從分析結果來看，船體結構應力水平已經超過了船級社規范要求的許用應力。UR-S11A對集裝箱船的總強度提出了更高的要求。

通過UR-S11A和UR-S11的計算對比可以看出，UR-S11A在波浪彎矩和波浪剪力方面均較UR-S11有所提高，特別是波浪剪力的提高幅度很大。由于本文的計算工況是中拱工況，而文中所研究的集裝箱船根據UR-S11A和UR-S11計算得到的中拱垂向波浪彎矩幾乎相同，故計算結果中應力水平的提高幾乎都由剪力貢獻。從載荷來看，施加在模型上用于模擬剪力的彎矩約為靜水彎矩和波浪彎矩之和的1/3，影響程度較大。

根據UR-S11A的計算結果可以看出，本文研究的集裝箱船的外板和內殼板的剪應力也都超過了許用值，建議適當增加外板和內殼板的板厚或者提高船用鋼的等級來滿足規范許用值的要求，或者在橫艙壁附近適當增加幾個強框架來減少外板和內殼的應力水平。鑒于根據UR-S11A計算得出的波浪剪力水平較高，在今后集裝箱船的設計中，要特別注意剪力對于船體結構的影響。

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Analysis of the direct strength of container ships according to UR-S11A

ZHENG Zuyuan，WANG Deyu
School of Naval Architecture，Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

The UR-S11A standard regarding the longitudinal strength for container ships was put forward in the latest unified requirements published by International Association of Classification Societies（IACS）. Traditionally，the longitudinal strength of container ships is to be verified according to UR-S11，but now the new standard is stricter in this issue.In this paper，a comparison is made between the loads of UR-S11 and UR-S11A，and in order to find out the influence of the new standard on the longitudinal strength of container ships，a structural strength analysis is executed and compared toward a 4 250 TEU container ship according to both UR-S11 and UR-S11A.It is noted that the wave loads under UR-S11A are much larger than that for UR-S11.In brief，the new standard puts higher requirements on the structural strength of container ships based on the calculation results.It provides valuable references for research and technical personnel in terms of the cargo hold FEM analysis of container ships.Meanwhile，it also gives valid suggestions for the future container ship design.

Longitudinal strength；container ship；UR-S11；UR-S11A

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.04.007

2015-10-15網絡出版時間：2016-7-29 9:45

財政部、教育部重大專項“船舶數字化智能設計系統”項目（201335）

鄭祖園，女，1985年生，工程師。研究方向：船舶結構強度與計算。

E-mail：water.851212@126.com

王德禹（通信作者），男，1963年生，博士，教授，博士生導師。研究方向：船舶與海洋工程

結構力學。E-mail：dywang@sjtu.edu.cn