步林鑫, 舒 雅, 冀溫凱, 孟 鵬

(1.江南造船(集團)有限責任公司， 上海 201913； 2.上海江南長興重工有限責任公司， 上海 201913)

0 引 言

橫隔艙作為集裝箱船的重要結構，其安裝精度、結構完整度不僅影響集裝箱船艙容，也較大程度地影響著船體的結構強度。集裝箱船船體結構特殊，有較多大開口結構，在航行過程中很容易發(fā)生扭轉變形。因此，在建造過程中保證其安裝精度、結構完整度極為重要。

21 000 TEU集裝箱船作為全球最大的集裝箱船之一，其內部有多道橫隔艙。江南造船廠吊裝橫隔艙采用總段吊裝的方式[1]。在吊裝過程中，由于其特殊的結構、超大的尺寸，整體結構類似超大片體，在局部區(qū)域極易產生較大的變形和應力[2]。這對橫隔艙的吊運安全性和安裝定位都會造成不利影響，因此對橫隔艙吊裝過程進行力學模擬分析十分必要。

選取21 000 TEU集裝箱船典型水密橫隔艙和典型非水密橫隔艙作為對象進行有限元數(shù)值仿真計算，計算結果給出橫隔艙在起吊后不同狀態(tài)的變形特征、最大變形值及相應部位，同時還給出結構的應力分布狀態(tài)、最大應力值及相應部位。上述計算分析為滿足橫隔艙吊運的安全性和可靠性提供必要的技術依據(jù)。分析計算結果，針對變形或應力較大處，在原有方案基礎上提出改進意見并對結構強度進行再次分析，得出最佳方案。

1 橫隔艙原始吊裝方案

1.1 橫隔艙有限元模型

21 000 TEU集裝箱船典型橫隔艙分為水密和非水密橫隔艙，主要由橫艙壁、多層平臺、垂直桁、骨材及預裝的導軌組成。模型圖如圖1所示。圖2為水密橫隔艙內部主要結構示例，非水密橫隔艙與水密橫隔艙內部結構類似，與水密橫隔艙相比，缺少橫艙壁。

圖1 典型水密及非水密橫隔艙有限元模型

圖2 典型水密橫隔艙內部結構有限元模型

1.2 邊界條件

以21 000 TEU集裝箱船典型橫隔艙為計算對象，整體材料為AH 32型鋼。水密橫隔艙起吊重達650 t，非水密橫隔艙起吊重達403 t，在計算中采用1.2倍重力加速度作為起吊加速度。鋼絲繩直徑為65 mm、長度為40 m。兩種典型橫隔艙主尺度一致，船寬方向為51.6 m、高度為32.84 m、船長方向長度為1.95 m，結構為超大型片體結構。

橫隔艙吊裝方式為水平起吊，達到一定高度后，橫隔艙下口穩(wěn)定，上口升高，橫艙壁垂直狀態(tài)后，下口吊馬脫鉤，橫隔艙順時針旋轉90°，吊裝上船臺。以水密及非水密橫隔艙為例，兩種典型橫隔艙吊馬布置方案一致，上口吊馬為8組共16只，下口吊馬為4組共8只。橫隔艙需要旋轉，由于吊排限制，上口吊馬位置不能調整。吊馬布置如圖3所示。

圖3 典型橫隔艙吊馬布置圖

整個結構在吊裝過程中通過吊索與吊鉤(即上吊點)相連，吊馬采用MPC(RBE2)單元模擬[3]，采用穩(wěn)定桿系矩陣模擬吊排，最下方節(jié)點約束x、y、z等3個方向自由度，其他節(jié)點均約束x自由度，具體約束如圖4所示。

圖4 橫隔艙吊裝示例及穩(wěn)定桿系

1.3 計算結果分析

1.3.1 典型水密橫隔艙

對水密橫隔艙取3個典型角度作靜力分析，角度分別為0°、45°及90°，其中，當橫隔艙豎直即與水平面呈90°時，橫隔艙下口吊馬脫鉤，僅由上口8組吊馬起吊。計算結果需為現(xiàn)場制訂吊裝方案提供參考和依據(jù)，因此需考慮鋼絲繩變形，在統(tǒng)計結構變形時，需減去鋼絲繩變形[4]，計算結果云圖如圖5～圖7所示。

圖5 典型水密橫隔艙0°平吊整體變形及應力云圖

圖6 典型水密橫隔艙45°斜吊整體變形及應力云圖

圖7 典型水密橫隔艙90°直吊整體變形及應力云圖

根據(jù)國內外實際吊裝經驗，在吊裝過程中結構最大變形應小于結構最大尺度的1/800[5]，即在吊裝過程中結構變形應小于64.5 mm。計算結果匯總如表1所示。

表1 典型水密橫隔艙原始吊裝方案結果

計算結果表明：典型水密橫隔艙在吊裝過程中，其最大結構變形及最大應力出現(xiàn)在0°平吊狀態(tài)下，最大結構變形及最大應力均超出許用范圍，結構不安全。結構最大變形出現(xiàn)位置為橫隔艙下口兩側自由端。由于現(xiàn)場吊排規(guī)格限制，橫隔艙下口吊馬間距過小，兩側出現(xiàn)較大自由端，結構剛度不夠，變形量較大。結構最大應力出現(xiàn)在距下口吊馬最近的平臺上，此處為垂直桁與平臺的交匯處，橫隔艙下口兩側自由端及橫隔艙中部的垂蕩都對該處形成了拉伸，產生較大應力。

隨著吊裝角度的增大，結構的變形及應力都在逐步緩解，當橫隔艙與水平面呈90°垂直時，其下口吊馬脫鉤，以便于橫隔艙旋轉，由于橫隔艙上口結構足夠強，此時其變形及應力仍滿足強度需求。

1.3.2 典型非水密橫隔艙

典型非水密橫隔艙吊裝方案與水密橫隔艙一致，仍取3個典型角度，計算云圖如圖8～圖10所示。

圖8 典型非水密橫隔艙0°平吊整體變形及應力云圖

圖9 典型非水密橫隔艙45°斜吊整體變形及應力云圖

圖10 典型非水密橫隔艙90°直吊整體變形及應力云圖

計算結構匯總如表2所示。

表2 典型非水密橫隔艙原始吊裝方案結果

計算結果表明：其在吊裝過程中的變形趨勢與水密橫隔艙一致。由于起吊重量小于水密橫隔艙，其最大變形及應力都減小較多。由于非水密橫隔艙整體質量減小，且主結構與水密橫隔艙相似，強度有保證，在整個吊裝過程中，非水密橫隔艙的結構應力始終小于材料許用應力。同樣，由于自由端過大，最大變形出現(xiàn)在0°平吊狀態(tài)，出現(xiàn)位置仍為結構下口外側，最大變形值大于許用值。

2 橫隔艙吊裝優(yōu)化方案

2.1 方案簡介

上述變形的主要原因為吊排規(guī)格限制導致吊馬與橫隔艙下口外側距離過大，自由端過大，出現(xiàn)較大變形。針對此種情況，為減小施工量，在不改變原有吊馬位置的前提下，現(xiàn)場部門協(xié)商更換吊排，并在橫隔艙下口兩端靠外兩側各增加1個吊馬，減小自由端，以緩解橫隔艙變形。圖11為橫隔艙吊裝示例。

2.2 計算結果分析

2.2.1 典型水密橫隔艙

對優(yōu)化方案的計算同樣選取3個典型角度進行，結果云圖如圖12～圖14所示。

圖11 橫隔艙吊裝示例

圖12 優(yōu)化后典型水密橫隔艙0°平吊整體變形及應力云圖

圖13 優(yōu)化后典型水密橫隔艙45°斜吊整體變形及應力云圖

圖14 優(yōu)化后典型水密橫隔艙90°直吊整體變形及應力云圖

計算結果匯總如表3所示。

表3 優(yōu)化后典型水密橫隔艙吊裝優(yōu)化方案結果

計算結果表明：優(yōu)化吊裝方案后，橫隔艙下口變形得到較大緩解。由于下口自由端的減小，結構最大變形位置不再出現(xiàn)在下口，而是出現(xiàn)在上口，這是由于在優(yōu)化后的吊裝方案下，上口由于吊碼限制，兩側出現(xiàn)了較大自由端。由于結構上口水密橫隔艙較強，其最大變形值小于許用值，結構安全。

2.2.2 典型非水密橫隔艙

典型非水密橫隔艙吊裝優(yōu)化方案與水密橫隔艙相同，同樣在下口外側增加1組吊馬。結果云圖如圖15～圖17所示。

圖15 優(yōu)化后典型非水密橫隔艙0°平吊整體變形及應力云圖

圖16 優(yōu)化后典型非水密橫隔艙45°斜吊整體變形及應力云圖

圖17 優(yōu)化后典型非水密橫隔艙90°斜吊整體變形及應力云圖

計算結果匯總如表4所示。

表4 優(yōu)化后典型非水密橫隔艙吊裝優(yōu)化方案結果

由于非水密橫隔艙總重比水密橫隔艙減小約250 t，而其強框架等與水密橫隔艙類似，整體結構強度不弱[6]，其在吊裝過程中應力值始終滿足材料許用值。在優(yōu)化方案中，非水密橫隔艙結構變形得到控制，其變形趨勢與水密橫隔艙一致，最大變形由下口轉移至上口，模擬計算結果良好。水密橫隔艙和非水密橫隔艙優(yōu)化方案的現(xiàn)場吊裝情況如圖18和圖19所示。橫隔艙起吊瞬間以及完全起吊后，橫隔艙下口外側及上口外側沒有發(fā)生明顯變形。在橫隔艙吊裝過程中無法測量結構變形，吊裝完成后，由精度部門測量，結構變形情況良好。

圖18 橫隔艙吊碼布置

圖19 典型非水密橫隔艙吊裝現(xiàn)場

3 結 語

(1) 對21 000 TEU集裝箱船典型水密和非水密橫隔艙起吊過程進行模擬計算。在配合搭載部門制訂的原始吊裝方案下，兩類典型橫隔艙在模擬計算中發(fā)生了較大變形，超過了該結構的變形許用值，結構可能出現(xiàn)塑性變形，完成吊裝后，變形不會回彈，這將影響整個結構的安裝精度、結構強度，在現(xiàn)場施工時不得不開刀修復結構，進而增加工作量，影響整船的施工進度。

(2) 在吊裝過程中兩類典型橫隔艙最大變形位置相同，為結構下口兩側。針對該情況對吊裝方案進行優(yōu)化，在原有吊碼布置情況下，模擬更換吊排，在外側增加1組吊碼。計算結果表明：在新方案下，橫隔艙變形情況良好，滿足結構變形控制要求。搭載部門根據(jù)新方案，現(xiàn)場實地進行吊裝，吊裝后結構變形情況良好。

(3) 21 000 TEU集裝箱船橫隔艙為超大片體結構，在吊裝過程中變形控制有一定難度，優(yōu)化后的吊裝方案對今后類似結構的吊裝有一定的參考價值。