超大型集裝箱船綁扎橋結構輕量化設計

張鼎,孔小兵,劉奕謙,陳忱,湯宵揚

(中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011)

集裝箱船向大型化發展，伴隨而來的是甲板上堆裝的集裝箱越來越多，甲板上綁扎系統的安全性非常重要[1]。

綁扎橋是保證集裝箱系固安全中的重要結構，常規的綁扎橋結構設計主要基于規范計算，一般偏于保守，這使得綁扎橋結構強度存在著較大的冗余。因此，在保證集裝箱船的綁扎橋結構強度滿足規范要求的條件下，應盡可能優化綁扎橋的結構設計，減輕結構質量[2]，提高集裝箱船的經濟性。

20 000箱級以上超大型集裝箱船具有高難度、高復雜性和高附加值的特點，是典型的高技術船型之一。選取某20 000 TEU集裝箱船典型綁扎橋為例，分析對綁扎橋結構輕量化設計。

1 研究對象

綁扎橋主要包括剪力墻式綁扎橋和A型斜撐式綁扎橋2種形式。剪力墻式綁扎橋的關鍵構件為立柱和剪力墻，A型斜撐式綁扎橋的關鍵構件為立柱和斜撐。對剪力墻式和A型斜撐式綁扎橋強度進行有限元計算對比分析表明，剪力墻式綁扎橋略優于 A 型斜撐式[3]，且目前剪力墻式綁扎橋在超大型集裝箱船上運用較多，故本文針對剪力墻式綁扎橋輕量化設計。

20 000 TEU集裝箱船采用3層箱高剪力墻型式綁扎橋。該船相關結構設計采用的是原GL規范[4]，故本文的綁扎橋對比計算分析按照原GL綁扎規范相關要求進行。綁扎橋結構采用AH36高強度鋼，屈服強度為355 MPa。

2 綁扎橋強度計算分析流程

2.1 有限元模型范圍

原GL規范未要求將船體艙口圍部分結構考慮到計算分析中，故本文的有限元模型僅包括綁扎橋本身，其建模范圍包括立柱、剪力墻、平臺和連接肘板等主要結構構件，眼板、格柵平臺和導向立柱貼板等附件可不用考慮。綁扎橋上所有構件均采用板單元模擬，板單元大小約100 mm×100 mm，在PATRAN中建立的該綁扎橋結構有限元模型(見圖1)，其中模型的總體坐標系采用右手笛卡爾坐標系，即x方向為船寬方向，y方向為船長方向，z方向為型深方向。

2.2 有限元模型邊界條件

在綁扎橋與艙口圍板、箱柱連接處剛固，即施加限制x、y、z3個方向線位移和角位移的約束。邊界約束后的綁扎橋模型見圖1。

圖1 綁扎橋邊界條件

2.3 綁扎力大小和方向

計算采用的綁扎力大小為140 kN，中間集裝箱區域采用雙層單綁的外綁形式，最外側列采用雙層內綁扎形式，綁扎方式見圖2。

圖2 綁扎方式示意

綁扎橋橫剖面圖見圖3。

圖3 綁扎橋結構橫剖面

對于綁扎力的方向，有些船級社僅要求考慮船寬和型深方向的綁扎力分量，即x方向和z方向。由于綁扎眼板和集裝箱箱角在y方向(即船長方向)上存在一定的距離，綁扎力僅考慮x方向和z方向與實際受力情況存在一定的差別，因此，綁扎力還應考慮y方向的分量。按照GL相關規范要求，在綁扎眼板上的理論最大綁扎力需要沿著綁扎桿的軸向，其空間角度定位取決于綁扎眼板與對應的集裝箱箱腳的相對位置。根據綁扎力方向的不同，將加載方式分為2個區域：舷側區域和中間區域。舷側布置高眼板、低眼板和風綁眼板等3種綁扎眼板型式，有3種加載作用點；中間區域布置高眼板和低眼板等2種綁扎眼板型式，有2種加載作用點。加載綁扎力方向示意于圖4，其中右邊為舷側區域示意，左邊為中間區域示意，Fx為沿船寬方向的綁扎力分量，Fy為沿船長方向的綁扎力分量，Fz為沿型深方向的綁扎力分量，Fxy為Fx和Fy的合力，Ft為Fxy和Fz的合力即加載的綁扎力。

圖4 綁扎力方向的示意

2.4 計算工況

根據規范，綁扎橋強度校核的計算工況包括以下3種。

1)工況一。在綁扎橋兩側綁扎眼板上均加載。

2)工況二。僅在綁扎橋靠船艏側綁扎眼板上加載。

3)工況三。僅在綁扎橋靠船艉側綁扎眼板上加載。

2.5 結構許用應力

根據GL相關規范，圓弧、開孔邊緣等結構突變節點處存在應力集中，應考慮采用應力集中系數，許用應力見表1。

表1 許用應力

3 綁扎橋結構輕量化設計

綁扎橋優化設計應基于相同的前提條件，即其結構強度計算輸入條件，包括有限元模型范圍及單元類型、綁扎橋邊界條件、計算載荷大小和方向、計算工況和強度評估準則等均需保持一致。根據綁扎橋計算分析研究經驗[5]，考慮從以下3個方面進行綁扎橋的輕量化設計優化。

3.1 優化立柱

立柱在綁扎橋質量中占有很大的比例，可考慮移除綁扎橋中的4根立柱。優化后的有限元模型見圖5。

圖5 立柱優化后的綁扎橋有限元模型

3.2 優化剪力墻

計算分析表明，綁扎橋上第二平臺和第三層平臺之間的剪力墻結構應力水平較低，故考慮將該處的剪力墻移除，移除后的綁扎橋有限元模型見圖6。

圖6 剪力墻優化后的綁扎橋有限元模型

3.3 同時優化立柱和剪力墻

基于上述分析，可疊加考慮移除立柱和剪力墻，這樣，結構形式變化較大，可能會出現局部區域應力超過許用應力的情況，為此對該區域結構進行局部加強，以保證結構強度。

4 計算結果對比分析

采用上述計算方法得到不同優化情況下綁扎橋的正應力、剪應力和合成應力，對比見表2，綁扎橋結構的質量對比見表3。

表2 不同優化情況下的綁扎橋應力對比 MPa

表3 不同優化情況下的綁扎橋結構質量對比

由表2、3可見，在優化立柱、優化剪力墻和同時優化立柱和剪力墻等3種情況下，其應力水平均能滿足規范要求，由于最大應力出現在開孔邊緣等結構突變處(見圖7)，且均可以減輕結構質量；相對于優化剪力墻而言，優化立柱減輕的結構質量更多，但合成應力水平上升相對較多；同時優化立柱和剪力墻時，所減輕的結構質量最多，其合成應力水平的上升相對優化立柱稍少，而相對優化剪力墻較多；在同時優化立柱和剪力墻時，應特別注意對應力較大處的肘板進行加厚或者加大，保證其滿足規范要求。

圖7 最大應力典型區域示意

本20 000 TEU共有27座綁扎橋，考慮同時優化立柱和剪力墻時典型橋減重約5.11 t，初估全船綁扎橋可減重至少120 t，可為船廠減少建造成本，同時可增大本船的載重噸，帶來更好的經濟效益。

5 結論

1)常規的3層箱高綁扎橋設計，結構強度存在較大的冗余，有進一步優化的空間。

2)在綁扎橋結構設計初期，可考慮同時優化立柱設置數量和剪力墻大小，通過有限元計算反復迭代驗證，在強度滿足船級社規范要求的前提下，可較大程度的減輕其結構重量。