臧伯仁，趙李剛

（滬東中華造船（集團(tuán)）有限公司，上海 200129）

0 引 言

近年來，單船載箱量大于14 000 TEU的超大型箱船成為造船市場的熱點(diǎn)，市場訂單量增長迅速。該類型船在大型船廠的生產(chǎn)比例快速增長，船廠迫切需要通過進(jìn)一步縮短大型集裝箱船建造周期提升建造產(chǎn)能。由于該船型的主尺度和結(jié)構(gòu)重量相比以往增大很多，受船塢龍門吊車起重能力的限制，貨艙舷側(cè)總段劃分方式相比以往出現(xiàn)很大變化。舷側(cè)結(jié)構(gòu)在高度方向上被劃分為上、下2 個(gè)總段，總段在長度方向上由2 環(huán)增加至3 環(huán)。相比以往較為方正的總段形狀，3 環(huán)總段形狀呈現(xiàn)為長寬比較大的長方形。當(dāng)采用臥式總組方式時(shí)，3 環(huán)舷側(cè)總段在總組和搭載2 個(gè)狀態(tài)下長度方向上的直線度會(huì)出現(xiàn)明顯的變化，對大型集裝箱船貨艙結(jié)構(gòu)的建造精度和效率有很大的影響。滬東中華造船（集團(tuán)）有限公司（以下簡稱“滬東中華”）在建造某型24 000 TEU集裝箱船時(shí)就遇到了上述問題。為此，針對性研究超大型集裝箱船抗扭箱和舷側(cè)總段在總組和搭載建造2 種狀態(tài)下的直線度的相對變化量，充分借鑒已有的建造精度數(shù)據(jù)和預(yù)變形總組工藝措施，并在模擬搭載作業(yè)中采用變形量預(yù)處理計(jì)算等措施，實(shí)現(xiàn)對大型集裝箱船抗扭箱和舷側(cè)總段建造精度和效率的提升。

1 24 000 TEU集裝箱船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的基本情況及建造中存在的主要精度問題

1.1 舷側(cè)結(jié)構(gòu)的基本情況

上述24 000 TEU集裝箱船相比以前建造的14 000 TEU 及其以下載箱量的船型，貨艙舷側(cè)結(jié)構(gòu)在高度方向上由1 個(gè)總段增加為上、下2 個(gè)總段，總段在長度方向上由2 環(huán)增加至3 環(huán)。典型舷側(cè)分段長度為15.4 m，舷側(cè)縱壁與外板的間距為2.64 m，分段長高比為5.83。橫隔艙艏艉壁板的間距為2 m，貨艙長度為12.6 m。一個(gè)典型總段的長度為46.2 m，包含3 段橫隔艙（見圖1）。以外板為基面臥式總組，總組對接面為環(huán)端面。舷側(cè)縱壁和外板總組對接縫的坡口形式均為V型CO2襯墊焊形式，坡口角度為40°?？古は鋮^(qū)域厚板采用最大厚度為95 mm的E47 鋼材?？偨M厚板對接縫的焊接層數(shù)和道數(shù)遠(yuǎn)多于常規(guī)厚度板材，總組對接縫的焊接收縮量相對較大，且焊縫內(nèi)部及周圍存在較大的焊接應(yīng)力作用。

圖1 抗扭箱3環(huán)舷側(cè)總段示意圖

總段搭載作業(yè)由2 臺(tái)600 t龍門吊抬吊，吊碼沿艏艉方向分為2 組，2 組吊碼的中心分別在總段艏艉端對應(yīng)的2 個(gè)橫隔艙肋位處，2 組吊碼中心的跨距包括2 個(gè)艙室及中間的1 個(gè)橫隔艙長度，為27.4 m，分別對應(yīng)2臺(tái)龍門吊，通過抬吊方式進(jìn)行搭載作業(yè)。

1.2 舷側(cè)結(jié)構(gòu)建造中存在的主要精度問題

在船塢建造階段，貨艙結(jié)構(gòu)按底部、橫隔艙和舷側(cè)的順序搭載建造。在舷側(cè)總段搭載作業(yè)中，先將總段由總組臥姿調(diào)整為搭載立姿。該作業(yè)先對總段進(jìn)行平吊提升，再翻轉(zhuǎn)90°，最后下塢合攏。搭載狀態(tài)相對平臺(tái)總組狀態(tài)，舷側(cè)總段在半寬方向出現(xiàn)明顯的“側(cè)旁彎”現(xiàn)象，即中間位置相對艏艉端出現(xiàn)向舷側(cè)彎折的現(xiàn)象。為掌握搭載狀態(tài)相比總組狀態(tài)，總段發(fā)生側(cè)旁彎的量值，選取總段主甲板和二甲板處外板外側(cè)面作為測量對象進(jìn)行直線度測量，已完成搭載的5 個(gè)總段在2 種狀態(tài)下的直線度數(shù)據(jù)見表1。

表1 該24 000 TEU集裝箱船舷側(cè)及抗扭箱總段總組和搭載2 個(gè)階段的直線度數(shù)據(jù)（工藝優(yōu)化前） 單位：mm

由表1 可知，總段直線度搭載側(cè)旁彎的變化量最大為19 mm，平均為15.2 mm。在搭載吊裝作業(yè)開始之前，需根據(jù)總組狀態(tài)的精度數(shù)據(jù)進(jìn)行模擬搭載計(jì)算，并預(yù)先割除橫隔艙對接處的余量。［1］由于總段出現(xiàn)側(cè)旁彎變化，搭載合攏之后會(huì)出現(xiàn)艏艉端的橫隔艙壁板對接間隙偏小、中間橫隔艙的對接間隙偏大的現(xiàn)象。若在高低方向上與底部結(jié)構(gòu)對接，則存在總段中間段偏向舷側(cè)、艏艉端偏向船中的現(xiàn)象。這些問題不僅會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)對接質(zhì)量超出建造標(biāo)準(zhǔn)［2］，而且會(huì)對貨艙搭載建造的精度和效率造成不利影響。

以上分析表明，3 環(huán)總組形式的舷側(cè)總段的搭載精度狀態(tài)相比總組狀態(tài)，在長度方向上的直線度發(fā)生的側(cè)旁彎變化是普遍存在的精度現(xiàn)象，會(huì)顯著影響該型船貨艙結(jié)構(gòu)建造的質(zhì)量和精度。

2 舷側(cè)總段搭載相對總組出現(xiàn)直線度側(cè)旁彎變化的原因及解決方案

1）總組對接焊縫的焊接應(yīng)力是導(dǎo)致直線度發(fā)生變化的主要原因。

大型集裝箱船舷側(cè)結(jié)構(gòu)自身強(qiáng)度很大，在搭載吊裝各階段進(jìn)行的力學(xué)計(jì)算均表明，舷側(cè)總段不應(yīng)出現(xiàn)實(shí)際吊裝作業(yè)中出現(xiàn)的直線度變化。特別是在搭載狀態(tài)下，吊裝受力方向與總段“側(cè)旁彎”方向垂直，搭載吊裝作業(yè)不應(yīng)導(dǎo)致總段出現(xiàn)“側(cè)旁彎”問題。

對總組搭載建造過程進(jìn)行分析，總組階段的環(huán)段對接縫的焊接應(yīng)力分布不對稱［3］是導(dǎo)致直線度發(fā)生變化的主要原因。舷側(cè)總段采用臥式總組方式，舷側(cè)縱壁和外板的總組對接縫均采用平對接形式，焊縫坡口相對各自主板上骨材的位置恰好相反。與外板和縱骨對接縫全部采用的CO2氣體保護(hù)焊［4］有所不同，舷側(cè)縱壁對接縫采用混合焊形式，蓋面焊采用埋弧自動(dòng)焊［5］形式。外板作為總組基面，舷側(cè)縱壁位于上端，受總組焊接工位分布的影響，總體上舷側(cè)縱壁及其縱骨的焊接作業(yè)相比外板存在滯后。這些因素導(dǎo)致舷側(cè)縱壁總組縫的焊接收縮量相比外板偏大，舷側(cè)縱壁及其縱骨結(jié)構(gòu)相比外板，其總組焊縫內(nèi)部的焊接應(yīng)力更大，應(yīng)力總體上表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

另外，甲板總組對接立焊縫采用由下向上的焊接順序，甲板立焊縫在舷側(cè)縱壁一端的焊接收縮量也比外板一端偏大一些。對于抗扭箱總段，由于縱向艙口圍的存在，舷側(cè)縱壁處的結(jié)構(gòu)焊接作業(yè)量相比外板處更多一些。在總組胎架上，總段受自身重量的約束，艏艉方向的直線度未出現(xiàn)可被測量觀察的變化。

搭載后舷側(cè)總段翻身90°處于立式狀態(tài)，原垂直于內(nèi)殼殼板的重力約束消失，舷側(cè)縱壁、外板及其縱骨的總組焊縫和鄰近結(jié)構(gòu)存在的內(nèi)部結(jié)構(gòu)應(yīng)力需重新平衡。舷側(cè)縱壁相對更大的焊接收縮量和縱向艙口圍總組焊縫的收縮量，加上甲板立焊縫兩端不一致的焊接收縮量，最終導(dǎo)致搭載后的總段在艏艉方向上產(chǎn)生輕微的“彎折”效應(yīng)。因此，從總組方式、總組焊縫分布形式和實(shí)際焊接順序等方面分析，在不同位置的主板和縱骨不一致的總組焊縫收縮量，以及從“臥態(tài)”轉(zhuǎn)換成“正態(tài)”時(shí)總組焊縫內(nèi)部應(yīng)力重新平衡的效應(yīng)的影響下，總段在搭載后相對總組出現(xiàn)一定量的“側(cè)旁彎”變化。特別是在抗扭箱的厚板區(qū)域，該變化更為顯著。因此，搭載后舷側(cè)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)的側(cè)旁彎直線度變化主要是總組建造階段內(nèi)外殼結(jié)構(gòu)的總組焊縫不完全一致的焊接收縮量和焊接應(yīng)力所致。

通過對建造數(shù)據(jù)進(jìn)行系統(tǒng)分析，該直線度變化量Δ與雙殼分段的長高比L/H相關(guān)，總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)公式為

式（1）中：ε為變形系數(shù)，取值范圍為1.5 ～2.0 mm。

目前給高鐵系統(tǒng)劃分的應(yīng)用頻點(diǎn)是在5.8 GHz,如果系統(tǒng)對濾波器遠(yuǎn)端抑制要求較高,則高次諧波與寄生通帶會(huì)嚴(yán)重影響帶外的濾波性能(如圖4)。通過圖8 與圖5及圖4中的協(xié)同仿真結(jié)果對比,發(fā)現(xiàn)在通帶指標(biāo)影響不大的前提下,遠(yuǎn)端(8.7 GHz～10 GHz)諧波抑制改善了30 dB。說明帶通與低通濾波器在級聯(lián)時(shí),其濾波性能具有一定的疊加性,特別是對通帶遠(yuǎn)端諧波與寄生通帶的抑制有著顯著的改善作用。所以在設(shè)計(jì)有著遠(yuǎn)端抑制要求的高頻段濾波器時(shí),一般采用級聯(lián)低通濾波器的方式去實(shí)現(xiàn)。

2）總段搭載吊碼布置方案對總段側(cè)旁彎直線度變化有輕微不良影響。

典型的舷側(cè)總段的長度為46.2 m，艏艉2 組搭載吊碼中心間距為27.2 m。舷側(cè)總段在長度方向上按均一結(jié)構(gòu)分布簡單測算，2 組搭載吊碼中心的最佳間距為23.1 m。根據(jù)典型總段結(jié)構(gòu)重量分布情況測算，2 組搭載吊碼中心的最佳間距約為23.21 m。吊裝工藝方案中2 組吊碼27.2 m的中心距略偏大。在總段平吊起升情況下，總段的艏艉段與中段的重力彎矩之間未達(dá)到完全平衡狀態(tài)，平吊起升階段在長度方向上的總段中心會(huì)產(chǎn)生輕微的“中垂下沉”受力變形。雖然平吊起升作業(yè)的時(shí)間很短，但該工況會(huì)對總段結(jié)構(gòu)焊接應(yīng)力的過程平衡釋放產(chǎn)生輕微的放大效應(yīng)，導(dǎo)致總段直線度側(cè)旁彎的量值輕微增大。

3）現(xiàn)總組方案下的工藝優(yōu)化方案和精度管控方案。

由于該型船已設(shè)計(jì)定型，必須立足于臥式總組方式，考慮相關(guān)工藝優(yōu)化和精度控制方案設(shè)計(jì)。在總段搭載平吊起升這段時(shí)間，可考慮適當(dāng)利用總段平吊狀態(tài)下形成的重力彎矩作用部分抵消總組焊接應(yīng)力的過程平衡釋放造成的少量形變效應(yīng)。根據(jù)以往的建造經(jīng)驗(yàn)，適當(dāng)?shù)牡醮a布置方案可對搭載后的總段的直線度產(chǎn)生改善效應(yīng)。為此，考慮適當(dāng)縮減艏艉2 組吊碼的中心距，綜合研究之后確定以下吊碼布置方案。

總段上端甲板面的2 組吊碼在搭載作業(yè)中承擔(dān)全部總段重量，經(jīng)綜合考慮前后2 臺(tái)龍門的吊車距離、搭載定位作業(yè)總段姿態(tài)調(diào)整等作業(yè)的需要，這2 組吊碼的中心距減小4.2 m，優(yōu)化為23 m。下端2 組吊碼的中心距減小8.4 m，優(yōu)化為18.8 m。優(yōu)化之后的吊碼布置較好地兼顧了吊裝作業(yè)的需要。

抗扭箱總段和舷側(cè)總段結(jié)構(gòu)重心在高度方向上相對吊碼存在一定的差別，在平吊階段通過靜力學(xué)計(jì)算得到的總段艏艉2 組吊碼的中心距見表2。由表2 可知，在平吊起升工況下，艏艉兩端存在部分懸挑下垂的受力狀態(tài)，分段下端形成的懸挑下垂效應(yīng)相對更大。預(yù)計(jì)在平吊起升狀態(tài)下的這種懸挑下垂效應(yīng)，可部分抵消在搭載過程中總組焊接應(yīng)力重新平衡時(shí)所釋放的不利影響，一般而言，在總段下端面形成的改善效應(yīng)相比上端面更明顯，舷側(cè)總段相比抗扭箱總段的改善效應(yīng)更顯著。

表2 該24 000 TEU集裝箱船舷側(cè)及抗扭箱總段工藝優(yōu)化后艏艉2 組吊碼的中心距單位：m

舷側(cè)總段總組搭載建造流程及相關(guān)變形影響效果見圖2。

圖2 舷側(cè)總段總組搭載建造流程及相關(guān)變形影響效果

最后，在采取以上工藝措施的情況下，預(yù)計(jì)在搭載階段總段最終的直線度偏差量會(huì)顯著縮小。但是，總組和搭載2 個(gè)階段的總段直線度的相對變化量仍會(huì)產(chǎn)生且量值仍較大。在總組狀態(tài)下，總段中間呈偏向船中方向5 mm的旁彎；在搭載狀態(tài)下，總段中間變化為相對偏向舷側(cè)方向的旁彎。在原吊碼布置方案下，兩者之間的狀態(tài)變化量最大為19 mm。優(yōu)化吊碼布置方案之后，兩者之間的狀態(tài)變化量預(yù)計(jì)將控制在15 mm范圍內(nèi)。當(dāng)以總組完工狀態(tài)下的精度測量數(shù)據(jù)為依據(jù)進(jìn)行模擬搭載計(jì)算和切割橫隔艙對接余量作業(yè)時(shí)，必須考慮2 個(gè)階段之間的差異，從而提高橫隔艙結(jié)構(gòu)對接質(zhì)量。因此，在模擬搭載作業(yè)時(shí)，采用預(yù)變形量對3 組橫隔艙對接結(jié)構(gòu)的余量進(jìn)行計(jì)算。中間橫隔艙的結(jié)構(gòu)對接余量相比艏艉端的橫隔艙，需采用-5 mm預(yù)變形切割模擬余量進(jìn)行計(jì)算和進(jìn)行余量切割處理。

3 實(shí)施改進(jìn)方案后舷側(cè)總段搭載建造的成效和經(jīng)驗(yàn)總結(jié)

24 000 TEU集裝箱船后續(xù)舷側(cè)總段的總組搭載建造作業(yè)按制訂的工藝優(yōu)化和精度管控方案進(jìn)行，6 只舷側(cè)和抗扭箱總段外板在總組和搭載2 個(gè)階段的直線度實(shí)測數(shù)據(jù)見表3。搭載相對總組直線度平均側(cè)旁彎相對變化量，抗扭箱總段為+12.3 mm，舷側(cè)總段為+11.7 mm。搭載后總段上端甲板基準(zhǔn)對應(yīng)的外板直線度偏差平均值為+6.5 mm，最大偏差量為+11 mm。該變化量與采用經(jīng)驗(yàn)公式推測的結(jié)果較為接近，對于該型船的舷側(cè)總段，直線度變形系數(shù)ε達(dá)到2?？偠蜗露说耐獍逯本€度精度相比上端更高。搭載總段旁彎量對船體結(jié)構(gòu)裝配作業(yè)和艙室形狀尺寸控制的影響均在工藝控制標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)。下舷側(cè)總段與底部結(jié)構(gòu)的對接總體質(zhì)量良好，結(jié)構(gòu)錯(cuò)位量均控制在目標(biāo)范圍內(nèi)，3 組橫隔艙搭載結(jié)構(gòu)的對接間隙基本一致，搭載作業(yè)中需臨時(shí)處理的余量切割現(xiàn)象顯著減少，解決了原總段直線度超差導(dǎo)致的問題。優(yōu)化后的建造質(zhì)量表明，抗扭箱和舷側(cè)總段搭載建造后的直線度精度達(dá)到了工藝優(yōu)化目標(biāo)，搭載建造效率和質(zhì)量均得到了明顯提升。

表3 該24 000 TEU集裝箱船舷側(cè)及抗扭箱總段總組和搭載2 個(gè)階段的直線度數(shù)據(jù)（工藝優(yōu)化后） 單位：mm

基于該型船實(shí)際建造工藝研究和精度管控相關(guān)工作，主要得到以下經(jīng)驗(yàn)總結(jié)。

1）對于長度較大的超大型集裝箱船的抗扭箱和舷側(cè)總段，臥式總組為常規(guī)建造方式，建造完成之后總段的內(nèi)外殼板和縱骨的總組縫存在不完全相同的焊接收縮量和焊接應(yīng)力，該不一致是由總段自重和胎架的約束在總組階段未使總段的直線度發(fā)生明顯變化引起的。

2）搭載后的總段相對總組翻轉(zhuǎn)90°處于立式狀態(tài)，原總段結(jié)構(gòu)內(nèi)外殼板與縱骨的總組焊縫內(nèi)部應(yīng)力大小不一致在自重約束消除之后重新平衡，總段在長度方向上會(huì)產(chǎn)生直線度變化。縱向3 環(huán)總組方式的舷側(cè)總段出現(xiàn)的直線度變化量較為顯著，導(dǎo)致與船體中部在結(jié)構(gòu)對接方面產(chǎn)生問題，對搭載建造作業(yè)的質(zhì)量和精度產(chǎn)生較大的不良影響。該直線度變化量與分段的長高比直接相關(guān)，可應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行預(yù)測。

3）搭載吊碼布置方案對搭載后的總段的直線度有一定的影響，艏艉2 組吊碼的中心距小于靜力平衡狀態(tài)下的布置方案，在總段平吊起升這一短暫的作業(yè)環(huán)節(jié)，可利用總段自重和吊點(diǎn)受拉伸力產(chǎn)生的靜力學(xué)效應(yīng)，在縱向隔壁和外板對接縫的內(nèi)部應(yīng)力平衡過程中發(fā)生作用，并對總段在搭載狀態(tài)下的直線度變化量產(chǎn)生輕微的消減效應(yīng)。

4）采用舷側(cè)總段預(yù)變形建造工藝，并對結(jié)構(gòu)焊接施工順序進(jìn)行優(yōu)化，可較好地提升最終搭載的總段的直線度精度，提升舷側(cè)與底部船體之間結(jié)構(gòu)的對接質(zhì)量。

5）對于采用臥式總組建造方式的縱向3 環(huán)總組建造的舷側(cè)總段，需預(yù)先估算總組和搭載2 個(gè)階段出現(xiàn)的總段直線度變化的量值，并在模擬搭載作業(yè)確認(rèn)余量階段進(jìn)行相應(yīng)的變形量預(yù)設(shè)置，以顯著提高大型集裝箱船舷側(cè)結(jié)構(gòu)搭載建造的質(zhì)量和效率。

4 結(jié) 語

在上述24 000 TEU集裝箱船建造過程中，在臥式總組建造工藝下，長度較大的抗扭箱和舷側(cè)總段在總組和搭載2個(gè)階段出現(xiàn)了明顯的直線度變化。這一變化影響了舷側(cè)結(jié)構(gòu)建造的精度和效率。本文針對該現(xiàn)象，分析并提出應(yīng)用工藝可行的預(yù)變形總組工藝，優(yōu)化搭載吊碼布置方案，模擬搭載作業(yè)總段預(yù)變形量的模擬計(jì)算并據(jù)此施行余量切割，實(shí)現(xiàn)對超大型集裝箱船舷側(cè)總段總組和搭載階段建造精度的提升。建造實(shí)績反映了采用相關(guān)工藝優(yōu)化和變形量預(yù)模擬精度管理的組合方案，能有效控制該類型總段在總組和搭載階段建造的精度和質(zhì)量。在當(dāng)前船型加速迭代和競爭日趨激烈的造船市場環(huán)境下，船廠囿于現(xiàn)有的設(shè)備設(shè)施條件，為滿足建造大型船舶的需要，從提升船塢建造效率和建造能力的角度出發(fā)，采用更大長度總段的建造方案是一個(gè)重要途徑。組合應(yīng)用相關(guān)的建造工藝方案和總段變形量預(yù)模擬精度控制方案可有效提升同類型船體總段在總組和搭載階段的建造精度和質(zhì)量的保障能力，對推動(dòng)船廠提升船舶建造效率和建造能力有較大的借鑒意義。