超大型集装箱船剪力墙式绑扎桥结构设计及优化探讨

孔小兵 张海瑛 张 鼎

（中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011）

引 言

当前，为减小单箱的运输成本，集装箱船向超大型化发展［1］，甲板上堆装了更多的集装箱，目前由我院研发设计的20000 标准箱级别的超大型集装箱船甲板上集装箱为11 层， 22000 标准箱级别的超大型集装箱船甲板上集装箱达到12 层，随着装箱层数增加，堆装在甲板上的集装箱受到的风、浪、船舶运动产生的惯性力等外载荷更大，有倾覆的危险，这需要保证其有足够可靠的绑扎系统。

绑扎桥是集装箱船货物绑扎系统中的关键设备，伴随着超大型集装箱船甲板堆重和装箱层数的增加［2］，绑扎桥层数也增加到三层和四层，相对于一层和两层绑扎桥而言，三层和四层绑扎桥的结构性能需要更多研究。绑扎桥的设计需要综合考虑结构强度、刚度、振动性能、稳定性等，而基于既满足规范规则的要求又能减轻结构质量的理念设计出的绑扎桥，才是最合理、最经济、最实用的［3］。

本文以某20000 标准箱超大型集装型船的绑扎桥结构设计优化为目标，基于DNV·GL 船级社规范对该绑扎桥进行了有限元数值计算分析，探究剪力墙布置位置、剪力墙开孔形式和大小对于结构性能的影响。

1 超大型集装箱船剪力墙式绑扎桥

绑扎桥是指甲板上的横向升高平台，舱口盖和甲板上的集装箱可通过绑扎索具固定到绑扎桥上。目前，应用于超大型集装箱船的绑扎桥结构形式主要有剪力墙式和桁架结构形式［4］。剪力墙式绑扎桥的主体结构由立柱、剪力墙、平台围板、肘板、栏杆等组成，典型的剪力墙式绑扎桥如图1 所示，其在强度、刚度方面的表现更好，本文主要对剪力墙式绑扎桥进行研究。

图1 典型的剪力墙式绑扎桥

1.1 立 柱

立柱一般选取200 mm×200 mm 的方管或者是300 mm× 200 mm 的方管，立柱的布置与集装箱布置相关。立柱为绑扎桥受力的主要构件，设置的位置及数量与绑扎桥的强度及刚度有很大的关系。

1.2 剪力墙

绑扎桥主要承受船舶的横向惯性载荷，而其横向载荷主要由剪力墙承担，合理布置剪力墙对绑扎桥的优化设计至关重要。一般而言，剪力墙沿船中对称布置，剪力墙布置的数量根据甲板集装箱布置确定。

2 超大型集装箱船绑扎桥结构强度校核与设计优化

2.1 绑扎桥结构设计优化流程

绑扎桥结构设计优化过程中的主要流程如下：

图2 绑扎桥优化设计流程

第一步：根据集装箱甲板堆重确定对绑扎桥进行方案设计，主要确定绑扎桥平台高度，绑扎眼板布置位置，甲板舾装件等信息，然后完成绑扎桥结构设计。

第二步：建立绑扎桥结构有限元模型，有限元模型所使用的单元类型、网格大小应满足船级社规范。

第三步：计算绑扎眼板上的绑扎力并加载到绑扎桥上，计算结构强度。

第四步：校核结构是否满足强度评估衡准，如果未满足规范要求则对结构进行从新优化设计，依次循环直到设计完成。

2.2 绑扎桥结构有限元模型及边界条件

结构强度校核是集装箱船绑扎桥结构设计中非常重要的一部分，采用的方法主要是基于有限元数值模拟的方法。DNV·GL 船级社对于结构有限元模型的范围、网格类型、尺寸等均有较为明确的规定，在模型范围方面，要求包括船体舱口围以上绑扎桥结构，推荐将甲板以上的箱柱结构包括在模型中；在网格要求方面，模型需要采用板单元建模，一些屈曲筋可以采用梁单元建模，在立柱的每一边至少有两个单元；在边界条件上，与舱口围结构连接的立柱和剪力墙采用固支。

2.3 绑扎力计算、校核工况与校核衡准

绑扎力的方向应与绑扎杆的方向一致，绑扎力加载到绑扎桥的眼板位置，可分解为纵向、横向以及垂向的分力进行加载。DNV·GL 船级社对于绑扎桥强度校核的计算工况有三个，分别是：

工况一：绑扎桥两侧绑扎眼板均受力（LC1）；

工况二：绑扎桥仅靠船首侧绑扎眼板受力（LC2）；

工况三：绑扎桥仅靠船尾侧绑扎眼板受力（LC3）。

集装箱船的大部分绑扎桥中需要同时考虑这三种工况，但是在机舱、上层建筑前后端的绑扎桥，以及船首第一个绑扎桥和船尾最后一个绑扎桥，由于其位置特点均只有单边加载的计算工况。

DNV·GL 船级社对于绑扎桥结构的强度校核需要综合考虑剪应力、主应力和合成应力，对绑扎桥的主体结构如立柱和剪力墙不考虑结构应力集中系数，但是在肘板自由边处和结构不连续处可以考虑。目前绑扎桥结构使用AH36 高强度钢，材料弹性模量E=2.06e5 MPa，泊松比0.3，密度为7.85 t/m3，屈服强度355 MPa，因此，绑扎桥结构强度的校核衡准见表1 所示。在结构刚度方面，DNV·GL 船级社规范要求绑扎桥第一层平台的变形最大为10 mm，第二层平台的变形最大为25 mm，第三层平台的变形最大为35 mm。

表1 AH36钢材应力校核衡准

3 剪力墙布置优化

3.1 某20000标准箱集装箱船绑扎桥剪力墙布置

目标船型为某20000 标准箱超大型集装箱船，全长399.8 m、船宽58.6 m、型深33.5 m，该船甲板上可堆装23 列、层高最多为11 层的集装箱。

根据船舶运营的尺度和甲板集装箱的堆重确定该绑扎桥采用3 层剪力墙形式绑扎桥。在初步方案设计阶段主要是确定绑扎桥的立柱和剪力墙位置，该超大型集装箱船共有4 个舱盖，从左到右分别是5/6/5/5。立柱位置由甲板集装箱布置决定，关键在于剪力墙的布置。对于剪力墙的布置数量，如果剪力墙布置过少，则立柱框架无法承受较大的横向载荷；布置较多，则不能满足轻量化设计的理念。对于万箱级以上的超大型集装箱船一般布置5～6 块剪力墙，该船定为5 块剪力墙。对于剪力墙的布置方式，剪力墙可以均匀布置，如图3 中每隔3 个箱位布置一堵剪力墙，也可以集中式布置，如图4 中两侧的剪力墙连成一整片。这两种布置方式在实际设计中均有实例应用，但是两种布置方式在结构性能尚缺乏相关的比较，现将分布式剪力墙布置定义为方案一，将集中式剪力墙布置定义为方案二，这两个方案在其他方面如：立柱数量、板厚、平台围板等均完全相同，仅剪力墙布置方式存在差异，下面用有限元数值计算的方法比较这两种方案在结构性能方面存在的差异。

图3 剪力墙分布式布置（方案一）

图4 剪力墙集中式布置（方案二）

3.2 绑扎桥结构强度分析与对比

绑扎桥的结构有限元模型包括立柱、剪力墙、连接肘板等部分，而绑扎眼板、栏杆、立柱、导向贴板等对结构强度无影响的构件不体现在模型中，平台横向支撑可采用板单元模拟。其中X指向船宽方向、Y指向船长、Z是高度方向。本次计算根据DNV·GL 船级社规范进行，有限元模型选取舱口围以上绑扎桥结构，模型约束立柱与甲板连接处节点为固支。方案一中的绑扎桥结构有限元模型如图5 所示，方案二中的绑扎桥结构有限元模型如下页图6 所示。模型加载的载荷根据船级社的软件计算得到，加载到绑扎眼板位置。

图5 20000 标准箱集装箱船典型绑扎桥有限元模型（方案一）

图6 20000标准箱集装箱船典型绑扎桥有限元模型（方案二）

对有限元模型进行静力计算后得到方案一的绑扎桥模型在双边加载下工况的合成应力分布如图7 所示，方案二的绑扎桥模型在双边加载下的合成应力分布如图8 所示。

图7 绑扎桥合成应力分布（方案一）

图8 绑扎桥合成应力分布（方案二）

由图可见，不管剪力墙怎么布置，结构的高应力区域主要分布在同剪力墙相连的平台围板和剪力墙开孔自由边处（如下页图9 所示）。这是由于与结构连接处的平台围板存在结构的不连续导致的应力集中，此处一般设置加厚、加大的肘板来使应力平滑过渡。在剪力墙开孔自由边处剪应力分布如下页图10 所示。

从图中可见立柱上剪应力较小，剪应力主要分布在剪力墙上，而剪力墙上的开孔导致应力集中，在开孔的自由边上剪应力水平较高，也是校核的重点。

图9 与剪力墙连接的平台围板合成应力分布

图10 与剪力墙剪应力分布

两种布置方案剪力墙上的剪应力分布见图11和图12 所示，可见方案一的剪力墙剪应力水平明显高于方案二。两种布置方案在结构强度和刚度方面总结对比结果见表2 所示。

图11 剪力墙剪应力分布（方案一）

图12 剪力墙剪应力分布（方案二）

表2 两种剪力墙布置方案强度和刚度对比

由表2 可见，剪力墙集中式布置的绑扎桥在剪应力、主应力、合成应力和变形均满足规范要求，但是分布式布置的剪力墙在剪应力（剪力墙上的剪力不考虑应力集中系数）和变形方面未能满足设计要求。其他方面完全相同的情况下，剪力墙集中式布置在剪应力、主应力、合成应力和变形等方面均比分布式剪力墙布置更优。

4 绑扎桥剪力墙开孔优化

剪力墙开孔位置是绑扎桥设计中需要关注的重点区域，剪力墙开孔可以有效的减轻结构的质量，但是结构开孔会形成应力集中，降低结构的承载能力。选择合理的开孔形式和大小有益于提升绑扎桥的结构安全性及稳定性。

4.1 剪力墙开孔形式

当前，在绑扎桥剪力墙上开孔的形式主要有两种分别是心型开孔和圆形开孔，现以该绑扎桥剪力墙左舷的剪力墙上的开孔为例，心型结构形式的剪力墙开孔如图13 所示，圆型结构形式的剪力墙开孔如图14 所示。

图13 心型结构形式剪力墙

图14 圆型结构形式剪力墙

两种情况下结构的板厚、开孔的面积、绑扎桥上加载的载荷均保证相同，得到心型结构形式的合成应力分布如图15 所示，圆型结构形式的合成应力分布如图16 所示。

图15 心型结构形式剪力墙合成应力分布

图16 圆型结构形式剪力墙合成应力分布

表3 两种不同开孔形式对剪力墙应力对比

对两种情况下，板边缘的应力分布见表3 所示。从表中可见，在保证其他条件相同的情况下，心型开孔和圆形开孔的剪力墙合成应力差别不大，但心型结构形式的剪力墙对剪应力的承载效果更好。

4.2 剪力墙开孔大小

剪力墙开孔面积的大小对于结构性能也有比较大的影响，开孔面积较小则会使结构过于保守，开孔面积较大则会导致剪力墙上的应力超过结构的许用应力。为分析开孔大小对应力的影响，取心型结构形式的开孔为例，开孔导圆的半径为500 mm、400 mm、300 mm，分别计算不同情况下剪力墙的合成应力分布情况如下页图17 -图19所示。从图中可见开孔大小对于应力分布的影响较小，三种不同开孔尺寸下剪力墙的开孔比例、剪应力、主应力和合成应力见下页表4 所示。从表中可见，随着开孔尺寸的增大，开孔比例增加，剪力墙的合成应力和主应力均会明显增大，但是对于剪应力的影响相对较小。

图17 心型开孔剪力墙合成应力分布（R = 500）

图18 心型开孔剪力墙合成应力分布（R = 400）

图19 心型开孔剪力墙合成应力分布（R = 300）

表4 不同开孔尺寸下剪力墙的应力大小

5 结 论

本文以某20000 标准箱超大型集装箱船剪力墙式绑扎桥结构设计优化为目标，采用有限元数值模拟的方法探讨了剪力墙布置、剪力墙开孔等对集装箱船绑扎桥结构性能的影响，得到以下结论：

（1）绑扎桥结构设计优化过程中需要考虑甲板集装箱堆重、舱盖及舾装件等布置，是反复迭代的过程，在优化过程中，得到合理的结构形式，在同等强度下，得到轻量化的结构设计。

（2）绑扎桥结构性能需要考虑剪应力、主应力、合成应力和变形等多方面，其高应力区域主要分布在与剪力墙相连的平台围板区域和剪力墙开孔自由边区域。剪力墙是绑扎桥结构横向载荷的主要承受构件，剪力墙的数量和布置位置对绑扎桥结构设计非常重要，在其他情况相同的情况下，集中式剪力墙布置的结构强度和刚度均比分布式剪力墙布置更优。

（3）剪力墙开孔可以实现绑扎桥结构的轻量化设计，合理选择开孔形式和大小非常关键。计算结果表明：在剪力墙板厚和开孔面积相同的情况下，结构开孔形式对于剪力墙处合成应力的影响较小，但是对于剪应力的影响比较大，采用心型开孔形式的剪力墙比圆形开孔形式的剪力墙有更小的剪应力；在剪力墙板厚和开孔形式相同的情况下，开孔面积大小对于剪应力的影响较小，但是合成应力会随着开孔面积增加而明显增大，建议开孔大小不超过相邻两层走道平台之间剪力墙面积的25%。