黎峰,沈立寧,李健,王德安,仲琦

(上海船舶研究設(shè)計(jì)院，上海 201203)

散貨船改裝運(yùn)載集裝箱的核心目標(biāo)是“安全”和“高效”?！鞍踩钡膬?nèi)涵包括貨物安全和船舶安全；“高效”則要求盡可能大的裝箱量、盡可能少的改裝工作量及盡可能快的改裝和恢復(fù)速度。

系固設(shè)計(jì)是與“安全”和“高效”目標(biāo)均密切相關(guān)的關(guān)鍵技術(shù)。與專用集裝箱船相比，散貨船運(yùn)載集裝箱的系固設(shè)計(jì)面臨以下難點(diǎn)。

2)散貨船無固定式集裝箱系固件，也極少配置專用的集裝箱活動(dòng)系固件，特別是最底層沒有箱角底座和底鎖，無法利用角件將箱列受力直接傳遞到船體結(jié)構(gòu)或艙蓋。

3)散貨船通常不具備班輪特性，可能存在去、回程貨種不同或單程兼裝多類貨種的情況，因此要求系固布置具有較大的靈便性，可快速改裝和移除。

目前尚缺乏對(duì)散貨船運(yùn)載集裝箱系固設(shè)計(jì)的具體研究，相關(guān)文獻(xiàn)均定性地指出了系固安全的重要性[1-3]。本文擬在“安全”和“高效”的框架下提出定量的、可應(yīng)用的系固設(shè)計(jì)方案。

1 外力計(jì)算

1.1 貨物單元

將層間以扭鎖連接、底部自由的多層箱列視為貨物單元整體，其力學(xué)模型與非標(biāo)立式重大件相似[4-5]，可采用整體系固方案進(jìn)行系固設(shè)計(jì)。如箱列底部設(shè)置垂向限位裝置(如底鎖)，則其力學(xué)模型與專用集裝箱系固模型相同。但與常規(guī)重大件不同，箱列不是嚴(yán)格意義上的剛體，而是存在層間滑移及箱體變形，層間作用力和集裝箱內(nèi)力受船級(jí)社規(guī)范[6]約束，其中集裝箱端部框架作為彈性結(jié)構(gòu)在橫向力作用下的扭曲變形(扭變)，在系固不充分時(shí)應(yīng)予特別關(guān)注。因此在確認(rèn)箱列貨物單元整體系固安全的同時(shí)，還需對(duì)其局部進(jìn)行受力校核。

非專用集裝箱船運(yùn)載集裝箱常用頂部橋鎖將相鄰箱列橫向連接，使箱堆形成整體。但在受力分析上將最外側(cè)無有效支撐的箱堆視為貨物單元整體應(yīng)當(dāng)謹(jǐn)慎，因?yàn)榱虚g橋鎖受力受滑移、變形等因素的影響難以準(zhǔn)確評(píng)估，且這一處理方式人為地增加了貨物單元的跨距，使得計(jì)算結(jié)果偏于樂觀。但在實(shí)船條件允許將艙內(nèi)最外側(cè)箱列支撐到縱艙壁的情況下，采用橫向連接件使箱列左右相連，并通過拉壓或壓力元件將橫向力傳遞到縱艙壁，可形成與多用途船橫向支撐系固系統(tǒng)類似的力學(xué)模型。

1.2 加速度及慣性力

表1 CSS方法得到的加速度分布

表1中的貨艙低區(qū)、二甲板、低位甲板、高位甲板的垂向位置分別與表2中的艙內(nèi)第1層、艙內(nèi)第3層、甲板第1層、甲板第5層對(duì)應(yīng)。對(duì)比二者發(fā)現(xiàn)：CSS方法的橫向、垂向加速度計(jì)算值明顯高于船級(jí)社方法。散貨船一般不設(shè)專用集裝箱系固裝置，采用CSS方法的加速度進(jìn)行系固設(shè)計(jì)將具有更高的安全性；如采用船級(jí)社方法的集裝箱系固加速度進(jìn)行系固設(shè)計(jì)，建議以設(shè)置橫向支撐件或加裝箱角底座及底鎖作為必要條件。

表2 船級(jí)社方法得到的加速度分布

1.3 外力合力

艙面箱列貨物單元的外力包括慣性力和風(fēng)浪力，按照貨物單元整體受力計(jì)算方法，其橫向y、縱向x、垂向z的外力合力F(x,y,z)按式(1)計(jì)算。

F(x,y,z)=m·a(x,y,z)+Fw(x,y)+Fs(x,y)

(1)

式中：m為貨物單元質(zhì)量；a(x,y,z)為縱、橫、垂向加速度；Fw(x,y)為縱向、橫向的風(fēng)力；Fs(x,y)為縱向、橫向的上浪力。

CSS Code Annex 13規(guī)定貨物單元橫向、縱向的風(fēng)壓和上浪壓力均按1 kN/m2計(jì)，但上浪壓力僅作用于甲板以上2 m的貨物面積范圍。如箱列貨物單元位于貨艙內(nèi)，式中的Fw和Fs項(xiàng)取為零。

專用集裝箱系固的外力計(jì)算方法與式(1)略有區(qū)別，主要不同點(diǎn)在于前者的研究對(duì)象為單個(gè)集裝箱；不計(jì)縱向風(fēng)力和上浪力；橫向風(fēng)壓取為0.95 kN/m2，另考慮最底層箱受到0.95 kN/m2的橫向上浪壓力。

2 系固設(shè)計(jì)

2.1 貨物單元整體系固方案

將箱列視為貨物單元整體，作用于單元的主動(dòng)力、慣性力和約束力組成平衡力系，其中主動(dòng)力為零，約束力包括重力、摩擦力和系固力。式(2)～(4)分別為橫向滑移、橫向翻轉(zhuǎn)和縱向滑移的平衡條件。

(2)

(3)

(4)

式中：左側(cè)為慣性力作用，右側(cè)為約束力作用。其中μ為摩擦系數(shù)，潮濕的鋼對(duì)鋼摩擦取0，鋼對(duì)木摩擦取0.3；CS為系固裝置的計(jì)算強(qiáng)度，取系固裝置最大系固載荷MSL(或安全工作負(fù)荷SWL)的67%；f為μ與垂向系固角α的函數(shù)，f=μsinα+cosα；a為翻轉(zhuǎn)力臂；b為穩(wěn)定力臂；c為系固力臂。

這一方法不嚴(yán)格區(qū)分系固裝置(系索)水平系固角對(duì)系固效果的影響，僅要求水平系固角不大于30°，否則認(rèn)為其對(duì)限制橫向滑移無效果。這一方法同時(shí)也要求系固裝置垂向系固角大于60°時(shí)，不應(yīng)計(jì)入式(2)的平衡計(jì)算。箱列是尺寸相對(duì)統(tǒng)一的貨物單元，布置較規(guī)整，便于實(shí)現(xiàn)統(tǒng)一的垂向和水平系固角，采用這一計(jì)算方法具有較好的便利性。

集裝箱端部框架在其上集裝箱及其自身的橫向力的作用下將發(fā)生扭變。如集裝箱堆重和層數(shù)較大，應(yīng)確認(rèn)最底層箱的端部扭變力R1不超過150 kN的規(guī)范許用值。假定單個(gè)集裝箱中心位于箱幾何中心處，R1可按下式計(jì)算。

(5)

式中：Fyi為第i層單個(gè)集裝箱的橫向力；m為層數(shù)。該式未計(jì)及系固裝置的水平分力對(duì)減小扭變力的作用，因而是保守的。

由于散貨船結(jié)構(gòu)無集中載荷加強(qiáng)，箱列底部角件與船體結(jié)構(gòu)接觸處應(yīng)設(shè)置合理的活動(dòng)式承載件，使得點(diǎn)載荷轉(zhuǎn)化為適當(dāng)區(qū)域內(nèi)的均布載荷，同時(shí)確保足夠的摩擦系數(shù)。

貨物單元整體系固方案的優(yōu)點(diǎn)是安全系數(shù)高；綁扎角度限制少，綁扎點(diǎn)布置自由度較大；改裝和恢復(fù)工作量小，便于快速改裝。缺點(diǎn)是系固能力較低。

2.2 專用集裝箱系固方案

在散貨船的艙底或艙蓋上設(shè)置專用承載件，在承載件上安裝箱角底座和底鎖，可形成與專用集裝箱船類似的系固方案。在這一方案中，箱列底部的滑移和翻轉(zhuǎn)主要由底鎖限制，輔以系索綁扎，系固能力較貨物單元整體系固方案有所提高。

與貨物單元整體系固計(jì)算方法不同的是，專用集裝箱系固計(jì)算以集裝箱的彈性變形為基礎(chǔ)，不直接將系索的CS或SWL作為系固力，而是根據(jù)系索的彈性變形能力、集裝箱扭變特性和角件處的滑移量求得集裝箱系固點(diǎn)位置的總變形量；根據(jù)變形量反求出系索上的實(shí)際系固力；進(jìn)而使用實(shí)際系固力進(jìn)行箱列受力平衡計(jì)算和箱列內(nèi)力計(jì)算[8-9]。

由于本方案中底鎖對(duì)箱列形成垂向約束，限制了箱列的翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，橫向力對(duì)集裝箱的實(shí)際扭變作用將更加明顯。非專用集裝箱船通常采用鋼鏈作為系索，對(duì)鋼鏈-集裝箱系固系統(tǒng)作彈性變形計(jì)算可以驗(yàn)證，由于鋼鏈的有效剖面積和彈性模量較小，對(duì)抑制集裝箱扭變效果不明顯。實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)，仍可采用式(5)估算最底層箱的扭變力。

在散貨船上應(yīng)用專用集裝箱系固方案的優(yōu)點(diǎn)是系固能力較大；對(duì)標(biāo)箱高箱混裝無限制。缺點(diǎn)是需制作固定式承載件，成本高；改裝和恢復(fù)工作量大。

2.3 橫向壓力支撐系固方案

部分雙殼散貨船中部的貨艙為大開口箱型貨艙，如艙口寬度與箱列數(shù)匹配，在貨艙內(nèi)采用橫向壓力支撐系固方案是經(jīng)濟(jì)、高效的選擇。這一方案通過剛性壓力元件將箱列橫向連接，并支撐到縱艙壁，以此實(shí)現(xiàn)橫向力的傳遞和位移限制。對(duì)每層均設(shè)橫向壓力支撐的n列m層箱堆，假定單個(gè)集裝箱重心位于箱幾何中心處，同層集裝箱均重裝載，則第i層箱與第i+1層箱層間的壓力元件作用于縱艙壁的力pi按式(6)計(jì)算。

(6)

式中:Fyi為第i層單個(gè)集裝箱的橫向力，對(duì)于最頂層橫向壓力支撐，F(xiàn)y(i+1)為零；k為折減系數(shù)，當(dāng)n-m≤4時(shí)，k=1-(n-4)2/(2·n·m)；當(dāng)n-m>4時(shí)，k=(8+m)/(2·n)。

壓力元件與縱艙壁接觸處將產(chǎn)生較大的集中載荷，而散貨船的縱艙壁通常不設(shè)集中載荷加強(qiáng)。在不對(duì)原船縱艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行改動(dòng)的前提下，采用橫向壓力支撐系固方案所能確保的堆重能力主要受限于縱艙壁的強(qiáng)度。

在散貨船上應(yīng)用橫向壓力支撐系固方案的優(yōu)點(diǎn)是剛性壓力元件可最大限度地控制集裝箱扭變；系固能力大；支持大箱重均箱裝載。缺點(diǎn)是僅適用于特定開口尺寸的箱型貨艙；需要采購大量非標(biāo)壓力元件，更換不便；標(biāo)箱高箱不能同層裝載。

3 算例及應(yīng)用

3.1 艙內(nèi)貨物單元整體系固計(jì)算

考慮艙內(nèi)箱列貨物單元為40 ft集裝箱4層均箱裝載，單箱質(zhì)量8 t，貨物單元總質(zhì)量32 t，重心高度約5.27 m。箱列層間設(shè)扭鎖，底部無底鎖，設(shè)鋼木多層承載件，摩擦系數(shù)為0.3。對(duì)第2層箱底和第4層箱底采用直徑10 mm鋼鏈內(nèi)綁扎，鋼鏈的安全工作載荷(SWL)為98 kN。系固及配載方案見圖1a)。

圖1 艙內(nèi)貨物單元整體系固及配載方案

按2.1節(jié)方法進(jìn)行系固計(jì)算，結(jié)果見表3。

表3 艙內(nèi)4層8 t均箱箱列系固計(jì)算結(jié)果

保持箱位及系固布置不變，考察重箱空箱搭配裝載。第1、2層裝載重箱，單箱質(zhì)量28 t；第3、4層裝載空箱，單箱質(zhì)量4 t。貨物單元的總質(zhì)量為64 t，重心高度約3.31 m。配載及系固方案見圖1b)。計(jì)算結(jié)果見表4。

表4 艙內(nèi)重箱空箱搭配箱列系固計(jì)算結(jié)果

表3和表4的結(jié)果表明，貨物單元整體系固方案可保證艙內(nèi)4層8 t均箱箱列以及重箱空箱搭配64 t箱列的系固安全；同時(shí)表明，降低貨物單元重心高度，可有效提升堆重能力。但此時(shí)慣性力引起的橫向翻轉(zhuǎn)力矩已十分接近上限，說明箱列的堆重能力基本飽和，如堆重要求更高，則需增加系固數(shù)量。

3.2 艙蓋面貨物單元整體系固計(jì)算

考慮艙蓋面貨物單元為40 ft集裝箱2層均箱裝載，單箱質(zhì)量20 t，貨物單元總質(zhì)量40 t，重心高度約2.66 m。對(duì)于內(nèi)部箱列，第1層箱頂和第2層箱頂采用鋼鏈內(nèi)綁扎，計(jì)及首端的風(fēng)壓和上浪壓力的作用；對(duì)于舷側(cè)箱列，考慮到側(cè)面風(fēng)壓和上浪壓力的作用，對(duì)迎風(fēng)側(cè)的第2層箱底增加鋼鏈外綁扎；根據(jù)艙蓋設(shè)計(jì)均布載荷設(shè)置木質(zhì)承載件，摩擦系數(shù)為0.3；鋼鏈規(guī)格、扭鎖的設(shè)置與3.1相同。系固及配載方案見圖2。

圖2 艙蓋面貨物單元整體系固及配載方案

按2.1節(jié)方法進(jìn)行系固計(jì)算，結(jié)果見表5、6。

表5 艙蓋面2層20 t均箱內(nèi)部箱列系固計(jì)算結(jié)果

表5和表6的結(jié)果表明，現(xiàn)有系固設(shè)計(jì)可保證艙蓋面2層20 t均箱裝載的系固安全。對(duì)于內(nèi)部箱列，橫向抗滑移能力雖接近極限，但抗翻轉(zhuǎn)能力、扭變力均有一定余量。在增設(shè)橫向止擋塊的情況下，堆重能力還可得到一定程度的提升。

表6 艙蓋面2層20 t均箱舷邊箱列系固計(jì)算結(jié)果

3.3 艙內(nèi)專用集裝箱系固計(jì)算

專用集裝箱系固方案主要制約因素為集裝箱扭變力(限值150 kN)和底鎖處的垂向拉力(限值為-250 kN)。以此為約束條件，以盡可能大的均箱堆重為目標(biāo)，基于與3.1相同的箱位和系固布置，得到第1～4層單箱質(zhì)量為16 t，第5層單箱質(zhì)量為10 t的配載方案，見圖3。

圖3 專用集裝箱系固及配載方案

箱列堆重為74 t，重心高度約6.16 m。在這一配載方案下，箱列各受力指標(biāo)的最大計(jì)算值見表7。

表7 艙內(nèi)專用集裝箱系固計(jì)算結(jié)果 kN

上述配載方案和計(jì)算結(jié)果表明，專用集裝箱系固方案的均箱堆重能力較貨物單元整體系固方案大幅提升，但其垂向力大，且垂向力的方向在箱列間隙處發(fā)生交替，使得承載件上的剪力超過900 kN，對(duì)承載件的要求高，改裝工作量大。

應(yīng)用式(5)計(jì)算圖3箱列的扭變力，得最大扭變力為145.3 kN。對(duì)比表7的結(jié)果可知，鋼鏈系固裝置在減小扭變力上收效甚微，可佐證2.2節(jié)所述的結(jié)論。

3.4 艙內(nèi)橫向壓力支撐系固計(jì)算

艙內(nèi)40 ft箱位角件的縱向位置與縱艙壁強(qiáng)框接近，根據(jù)結(jié)構(gòu)實(shí)際情況核算，強(qiáng)框處縱艙壁下、中、上部分別可承受250、300、350 kN的集中載荷。以此為約束條件，采用橫向壓力支撐方案進(jìn)行均箱配載，得到10列5層18 t均箱配載方案，見圖4。

圖4 艙內(nèi)橫向壓力支撐系固及配載方案

箱列堆重達(dá)90 t，重心高度約6.58 m。這一配載方案下，層間作用力計(jì)算結(jié)果見表8，均小于規(guī)范及縱艙壁強(qiáng)度限值。

表8 艙內(nèi)10列5層18 t均箱橫向壓力支撐系固計(jì)算結(jié)果 kN

上述配載方案和計(jì)算結(jié)果表明，在縱艙壁和貨艙內(nèi)底強(qiáng)度允許的情況下，橫向壓力支撐系固方案可獲得顯著高于專用集裝箱系固方案和貨物單元整體系固方案的系固能力。采用這一方案時(shí)，除需在貨艙內(nèi)底安裝垂向承載件外，還需焊接橫向、縱向止擋塊，用于承受最底部箱列的橫向力和縱向力。

3.5 應(yīng)用情況

2021年7月—2022年5月底，共計(jì)完成8艘散貨船運(yùn)載集裝箱的改裝設(shè)計(jì)工作，取得2個(gè)船級(jí)社的認(rèn)可。其中7艘采用貨物單元整體系固方案，1艘采用專用集裝箱系固方案。貨物單元整體系固方案的系固能力雖然較低，但跨洋航線以輕箱為主，32～64 t的堆重能力基本可滿足運(yùn)營需求；此外，改裝物料投入小，改裝和恢復(fù)速度快，前述38 000 t級(jí)散貨船的碼頭改裝時(shí)間僅需2 d左右，較好地實(shí)現(xiàn)了“安全”和“高效”的統(tǒng)一。艙內(nèi)橫向壓力支撐系固方案未能實(shí)現(xiàn)應(yīng)用，主要原因是對(duì)貨艙形狀、集裝箱配載和系固件配置有特殊要求，靈活性受到限制。

8艘改裝船舶已全部執(zhí)行了集裝箱運(yùn)載航次，安全抵達(dá)目的地，驗(yàn)證了貨物單元整體系固方案和專用集裝箱系固方案的的可行性。

4 結(jié)論

1)CSS方法的橫向、垂向加速度計(jì)算值高于船級(jí)社方法，采用貨物單元整體系固方案時(shí)建議選用CSS方法；采用橫向壓力支撐或?qū)Ｓ眉b箱系固方案時(shí)，可選用船級(jí)社方法。

2)3種系固方案各有優(yōu)缺點(diǎn)，就系固能力而言，橫向壓力支撐方案最高，專用集裝箱系固方案次之，貨物單元整體系固方案最低。

3)集裝箱端部為彈性框架，采用貨物單元整體系固方案和專用集裝箱系固方案時(shí)，還應(yīng)校核最底層集裝箱的扭變力。

4)實(shí)際項(xiàng)目中，貨物單元整體系固方案應(yīng)用最多，原因是其系固能力基本滿足營運(yùn)需求，且改裝物料投入小，改裝和恢復(fù)速度快。