20 000箱级LNG燃料集装箱船精度控制方案

黄华兵，肖 聪，刘 凯

（沪东中华造船（集团）有限公司，上海 200120）

0 引言

1959年86 T EU首艘集装箱船“Taurus”登记注册；20世纪60年代末，第二代集装箱船出现，载箱数在1 000～2 000 TEU之间；1972年，载箱量3 000 TEU集装箱船投入运营，标志着第三代集装箱船出现，该型船称为巴拿马型，是一款经典的集装箱船，后来又出现了超巴拿马型等改进型；20世纪80年代后，先后出现了4 000 TEU、5 000 TEU～600 0 TEU以及8 000 TEU箱船[1]；进入21世纪，集装箱船载箱量逐渐突破万箱；到了21世纪20年代前后，15 000 TEU和20 000 TEU箱船陆续出现。

集装箱船大型化对钢结构设计不断提出新要求，特别是舱口尺寸扩大后，对船体总纵强度、疲劳强度要求陡增，普通船舶用钢已不再适用。对于装载量达到6 000 TEU级别的集装箱船，日本企业首先推广应用了将EH、AH等高强度超厚板作为其舱口围、抗扭箱的主体材料，这些材料保障了总纵和疲劳强度。然而，随着集装箱大型化的持续发展，2万箱级集装箱船出现后，EH、AH等钢材优势不再明显，强度问题不再局限于钢材本身，对焊缝强度也提出了新的要求。虽然EH、AH等钢材仍可使用，但相较于具备特殊性质的钢材在性能上稍显劣势。沪东中华造船（集团）有限公司正在建造的2万箱级集装箱船在舱口围和抗扭箱区域采用了止裂钢、大线能量钢等材料。止裂钢区别于普通船用钢，在达到一定钢板厚度时止裂性能优异，克服了船用钢板在达到一定厚度时物理性能变差的问题；大线能量钢则可以防止普通钢材焊接区域韧性显著降低的问题，也不会产生焊接裂纹。特殊性能钢材的缺点在于对焊接环境要求苛刻，特别是对焊接间隙的要求极高，这对钢结构的精确建造提出了严峻考验。

另一方面，为响应国际海事组织关于低排放的环保要求，新造集装箱船大多采用了 LNG燃料舱的特殊设计，舱容尺寸控制要求高，加入LNG燃料舱后，精度控制标准局部突变，需要将集装箱精度控制方法同LNG船控制方法协调统一、有机组合，对集装箱船来说也是前所未有的挑战。

最后，伴随集装箱船大型化发展而来的是短周期建造需求。通常，集装箱船采用的是壳舾涂一体化，分区域塔式和环段式船坞建造的方法。对2万箱级箱船来说，这种方式无法满足周期要求。一方面，塔式建造属于连续建造，先行分段和后行分段必须按照特定次序供货和吊装，无法充分利用分段制造物量和总组场地，会出现后行分段堆积的情况，带来等工问题。另一方面，由于船长达到400 m，单坞建造降低了船坞利用率，严重制约后续船建造。为此，公司学习国内外先进经验，研究并策划多岛建造方案，采用双坞分组建造、超大型总段平移合拢的方针，从根本上提高了建造效率。超大型总段合拢对环段同面度要求极高，需要精度管控给予强力支持以避免环段间隙超差引起的大面积返工问题。

本文以配备LNG燃料舱的2万箱级超大型集装箱船为例，基于精度控制原理，对特殊性能钢材抗扭箱、大尺度绑扎桥导轨、LNG燃料舱、多岛建造和巨型总段平移4个创新点进行简要介绍，最后对首尾线型区域的典型控制点加以补充，提供2万箱级LNG燃料集装箱船建造经验和精度管理标准，为领域内相关工作者提供参考。

1 抗扭箱分段一体化建造

如图1所示，集装箱船货舱舷侧自二甲板至主甲板的区域称为“抗扭箱”，是总纵和疲劳强度的主要承担部件，特点是采用了超厚板，板厚普遍大于60 mm。材料方面，舱口围及主甲板应用了止裂钢材料，抗扭箱的内纵壁及外板应用了大线能量钢材料，使其具备了更好的强度性能和焊缝性能。这2种特殊钢材对焊接环境的要求都非常苛刻，其中，大线能量钢要求焊接坡口间隙为7 mm～10 mm，当大于10 m m时需要从垂直气电焊改为常规手工焊接；当小于7 mm时垂直气电焊可以使用但需要反面清根后手工补焊。这2种情况将大幅增加结构性完工周期，对生产质量和效率不利，特别是考虑到手工焊人员素质不稳定对质量带来的影响，尽量避免坡口间隙超出7 mm～10 mm 要求。止裂钢在工艺上要求角焊缝间隙小于3 mm，对接焊缝间隙为4 mm～12 mm，并尽可能减少打磨和修补工作，当间隙超差时，必须采用全熔透角焊或对接缝堆焊，在满足坡口要求后再正常焊接。然而，这一做法会使止裂钢性能下降，特别是当打磨和修补工作过多时，很可能使止裂钢性能彻底丧失，必须换板修整，造成大量成本浪费。

图1 抗扭箱分段部件及钢材选用示意图

为控制好特殊性能钢材区域的焊缝间隙，管理方案需要分3步走：1）建造策划阶段打破常规，推广抗扭箱分段一体化建造；2）精度管控阶段建立PDCA循环管理体系，通过补偿量设定、管理方案策划、全过程精度跟踪管控、建立厚板管理制度以及完工结果反馈的过程实现精度管理方案的持续优化；3）难点攻关阶段通过工艺细节方案取得突破，保障精度管理指标在全区域实现。

首先，舱口围散吊经常出现直线度不良问题，搭载对接质量差、修割和矫正工作多，对后续舱口盖的安装也存在不良影响。针对这一问题，建造方式上将舱口围散吊搭载改为与抗扭箱分段一体制造完工，从而加强了舱口围的结构强度，降低了建造过程中发生结构变形的风险。从实践情况看，一体化制造后，搭载阶段的对接精度良好，舱口围对接平顺（见图2）。

图2 舱口围搭载状态

一体化建造在克服建造变形问题的同时，也带来了更高的分段精度要求，需要细致策划补偿值并严格管理分段完工尺寸。首制分段的实践尝试发现，对该分段立对接精度补偿值的设定应区别对待，对于舱口围和下部薄板设定5 mm总组或搭载补偿值，对于中部厚板区域不设定补偿值，如图3所示（5E表示搭载补偿量，5P.E表示总组补偿量）。补偿量设定后，制定《大线能量钢精度管理方案》指导实践，并进行全过程跟踪测量管理，对完工尺寸超标（长度±3 mm）的，严格处理端面尺寸及同面度，取得了较好的控制效果。

图3 抗扭箱总段补偿量设计

难点方面，主要攻克了4个建造难点：

1）厚板切割精度。针对火焰数控切割厚板出现的对角线扭曲，直线度不良和发生移动的问题。通过对切割机参数优化和手动增加“过桥”的形式（见图4），保证了各种厚板切割的对角线和直线度的精度。

图4 “过桥”固定

2）厚板拼板精度。对厚板拼板预热发生的崩焊和焊接造成的水平上翘问题，通过加大定位焊的长度与间距解决了崩焊的情况，在厚板焊接时加放反变形并用支撑/压贴/铁砧固定减少水平上翘（见图5）。

图5 压铁控型宽

3）舱口围精度。规范焊接顺序，提高制作的一次精度，通过火工矫直严格控制直线度超差。

4）抗扭箱精度。通过增加保形隔板（见图6），防止焊接收缩应力造成此处角尺度发生扭曲，保证焊接后该处空间结构精度良好。

图6 保型隔板使用

全船实践结果表明：垂直气电焊的实际应用焊缝数基本控制在可应用焊缝数的85%～95%之间，相对于手工焊节约成本近40%。

2 绑扎桥导轨精度控制

导轨精度是集装箱船的一项重要控制点。导轨本身具有长度大、直线度要求高的特点。此外，在分段阶段安装完毕后，对导轨进行吊装时，由于横隔舱结构形式薄弱、宽高尺寸大、结构重量大，会进一步产生变形，需要考虑如何减小隔舱吊装变形的问题。

在分段制造和导轨安装阶段，根据导轨的使用要求，其精度控制标准为：水平（相对于横隔舱水平基准）在−2 mm～−8 mm范围内；相邻导轨间距在±3 mm范围内；导轨相对中心线的间距在−6 mm～＋3 mm（3根以上）内；导轨直线度在±3 mm（5 m长导轨）、±4 mm（12 m长导轨）、±6 mm（20 m长导轨）范围内。

1）通过全站仪测量，保证以上导轨满足安装水平度要求。

2）根据分段划分，横隔舱分为中部横隔舱（C段）、左横隔舱（P段）以及右横隔舱（S段）。针对C段，以结构角尺为基准对中心线进行校验，制作新的中心线并制定200 mm中心线的水平偏移线作为检验线，用于检查导轨阵列的安装精度。以中心线为基准，对L1～L3导轨进行定位，相邻导轨按照−1 mm间距进行控制，L3导轨按照−3 mm半进行控制（见图7）。针对P/S段，以结构角尺制作船中侧的端面线，用于检查导轨安装精度；以船中侧端面线为基准，对L4～L10导轨进行定位，其中L7按照标准进行半宽控制，L4～L6相邻导轨间距按照−1 mm 进行控制，L4距离基准线的间距按照+2 mm进行控制（见图8）。

图7 横隔舱C段划线方法

图8 横隔舱P段划线方法

3）管理导轨和横隔舱钢结构的焊接次序，以对称焊接为原则，减少热释放变形。

4）横隔舱导轨的安装阶段必须控制在分段钢结构制作完工后，确保钢结构本身的火工作业和翻身作业全部结束后再进行导轨定位安装。

上述是分段阶段精度控制方案，考虑到后续隔舱吊装可能产生的变形问题，需要进一步开展有限元校核判定是否加放反变形。

吊装变形主要发生在总组和搭载2个阶段。以总组阶段为例，选择某典型分段，分为C段和P段（S段对称）进行有限元分析，运用MSC.PATRAN & MSC.NASTRAN有限元计算软件建模，单元总数约10万个，节点总数约25.5万个。采用普通船用钢材料，泊松比为0.3、弹性模量为206 GPa、密度为7 850 kg/m3。通过吊环点限位约束及有限元惯性释放方法进行吊装模拟。普通船用钢为Q-235A材质，正应力屈服极限为235 MPa。有限元模拟结果显示：C段最大变形为16 mm，中部变形为9 mm，为垂荡变形（见图9）；P段最大变形位24.4 mm，中部变形为14 mm，为垂荡扭转变形（见图10）。通常将吊装变形认定为弹性变形，在姿态垂直后一般会消除。根据经验，当变形小于20 mm时可以消除，大于20 mm时则很难恢复原状，这是因为实际钢结构产品存在焊接内应力作用，在未进行有效的反态放置时，短时间内过大的弹性变形很难复原，生产周期也不允许长时间等待变形回弹。因此，计算变形大于20 mm时，一般要设计加强材以减小变形量。针对P段隔舱变形达到24.4 mm的情况，设计了相应的吊装加强材。对总段开展有限元计算，得到横隔舱总段最大变形为39.5 m m（见图11），也必须增加临时加强材以减小变形。经过临时加强控制后，横隔舱实吊变形减小，保证了导轨的最终精度。

图9 横隔舱C段吊装变形

图10 横隔舱P段吊装变形

图11 横隔舱总段吊装变形

3 LNG燃料舱舱容控制

燃料舱的特点主要在于内壳平整度要求高和舱容控制要求高2个方面。

3.1 内壳平整度要求与控制方法

燃料舱内部承载液态天然气，温度为−173 ℃，采用GTT规范设计的Mark III液货围护系统作为“内胆”，起到保温作用。Mark III系统对于内壳平整度的要求远高于 GTT公司之前采用的 No.96系统，存在第一标准和第二标准（即建议标准和极限标准）。图12显示了GTT规范中的第一标准，要求内壳平整度达到4 mm/3 m（硬档）和7 mm/3 m（软档）。同时，通过对内壳树脂厚度进行研究后得到了第二标准即极限标准：13 mm/3 m[2]，当平整度不满足第二标准时，无论如何进行树脂条匹配都无法满足绝缘箱的安装需要，进而导致液货围护系统无法完工。相较于No.96系统第二标准的25 mm/3 m来说，13 mm/3 m的要求明显提高。

图12 Mark Ш系统关于3 m尺测量的平整度标准

平整度控制可以分为舱壁平面控制和角隅控制2项内容。

在舱壁平面控制方面，不良的主要原因有焊接热变形、吊装变形以及错误矫正。针对焊接热变形，按照对称焊接原则规划焊接方式，在焊接完工后进行火工辅助矫平；针对吊装变形开展有限元计算，对强度不足的分段设计临时吊装加强材；针对错误矫正，现场装配阶段任何矫正工作都必须遵照技术人员制定的方案严格执行，禁止私自动火。应用这些管理办法后，能够有效控制舱壁平面平整度。

在角隅平整度方面，除去上述控制方案外，还要考虑关键节点精度和复杂性。同时，关键节点精度控制也是舱容控制的核心问题[3-6]。

3.2 舱容控制方法

舱容控制的总目标是实现全长、全宽和全高在目标尺寸的±20 m m以内。关键转角节点的精度位置是管控的重点和难点之一，将多面体的各顶点位置控制好后，货舱的外轮廓尺寸基本达标。

货舱内壳横剖面共8个主要转角节点（见图13），分别位于底部、舭部以及舷侧分段上，左右对称。其中，1号节点涉及到底部分段宽度和舭部与底部分段的间隙，底部半宽按照±3 mm进行控制，舭部与底部间隙按照(6±2) mm进行控制。2号节点涉及到舭部分段定位，是保证整个燃料舱舱容最关键的承上启下节点，既影响舱高又影响舱宽，因此需重点关注。舭部分段同时带有1号和2号节点，在无法全部保证的情况下，优先保证2号节点放弃1号节点，也可以通过微旋转舭部分段使2号节点高度宽度达标，在1号节点或其对应的外板和肋板位置予以装配矫正或者换板补足断差。只有保证了2号节点的精度才能保证舷侧分段的定位位置，消除误差累积对舱容的损害。2号节点精度按照±3 mm进行控制。在保证2号节点后，3号节点和4号节点的控制相对容易，需要注意4号节点的高度，减少与甲板总段对接时发生的错位。

图13 燃料舱主要节点示意图

关键节点控制完成后，单边精度偏差一般不超过±5 mm，角隅平整度将很容易控制。根据对结构矫正光顺的经验，开刀长度在100倍错位值以上时，平整度良好，10 mm的偏差将在1 m范围内妥善解决，不超过角隅区域范围，不会引起角隅周边结构装配矫正的需要，在有效保证燃料舱的舱容和平整度的同时减少返工量。

3.3 燃料舱实践问题示例

实践过程中，燃料舱的问题比较集中地出现在关键节点和横隔舱控制上，进一步的处理方案阐述如下。

燃料舱舭部分段搭载时，存在1号节点与2号节点宽度数据不同步的问题（见图14）。从图14中可见，2号节点首尾端面直线度不良，宽度数据分别为−2 mm和＋13 mm，1号节点首尾两处宽度基本同步，分别是＋17 mm和＋11 mm。总体来看，主要问题在于Y=−2 mm的2号节点与其他3点不同步。这是建造时比较常见的问题，不同步的节点位置各有区别，但都体现出内侧斜舱壁角度和平面度不良的现象。虽然在策划阶段明确强调过2号节点的重要性，但实际生产时由于制造难度较大，仍然问题频发。以图14所示分段为例，调整方案有2种：一种是将Y=＋17 mm处1号节点修割余量＋15 mm后水平旋转，使Y=−2 mm节点向外侧放宽；另一种是直接处理Y=−2 mm节点，将内侧斜舱壁与平台板角焊缝打开后修割肋板余量，再合拢，相当于将肋板顶部宽度做小，使Y=−2 m m节点向外侧放宽，肋板的修割余量为三角余量，呈楔形。对比 2种方案，虽然都能够实现Y=−2 mm节点的放宽目标，但第1种方案的整体旋转势必导致Y=−2 mm节点所在环缝与相邻分段对接时内外错位，进一步的装配矫正工作量较大；第2种方案切割肋板工作量相对较小且能减少误差的继续累积，因此推荐第2种矫正方法。

图14 舭部分段节点精度不良(单位：mm)

在燃料舱的横隔舱搭载时，发现底部舱壁板和内部构架边缘不齐，存在段差达到15 mm（见图15）。这反映出在策划阶段对此处加放补偿量和余量的数值不合理，引起了较大的隔舱修割工作量且对燃料舱总高度产生了一定影响。一方面，为了弥补隔舱高度因修割而导致的降低情况，将隔舱底部和顶部角焊缝间隙各放大5 m m，基本满足了层高要求；另一方面，重新规划了隔舱底部补偿量和余量布置，区别对待舱壁和内部构架，有效防止了问题的再次发生。

图15 横隔舱分段的底部断差

4 多岛建造精度管控

多岛建造方案的总体流程为：根据厂区实际条件和生产节奏，将系列船2#船除去首部的区域分割成3个半岛分别制造，最终合拢时按照间距50 mm落墩定位，而后使用顶升机组平移2只巨型总段向尾半船靠拢使环缝对接完毕，完成合拢。其中，1#巨型总段包含8～11环，2#巨型总段包含12环和燃料舱，重量均大于6 000 t（见图16和图17）。

图16 巨型总段1#组成图（单位：mm）

图17 巨型总段2#组成图（单位：mm）

为了实现多岛建造，必须根据2只船坞的生产情况合理设计方案，大致分为3步走（见图18）；1）在 1#船坞内使用常规方法建造同型 1#船整船和燃料舱所在 2#巨型总段；2）1#船出坞，2#巨型总段根据理论搭载位置向船艏偏100 mm定位，1#巨型总段下坞建造并按照理论向尾偏100 m m定位，2只巨型总段间距200 mm的目的是为了留足半船起浮水密封板的作业空间，因此不能简单地按照最终的50 mm间距做第一次定位；3）2#船坞内尾半船出坞并拖曳至1#船坞，与2只巨型总段一起第2次起浮落墩，最终位置间距50 mm，最后使用顶升机移动2只巨型总段组向尾半船合拢。

图18 多岛建造作业流程

多岛建造需要精确控制3个半岛的位置、浮态等数据，存在3个需要重点关注的内容，即多岛同面度控制、浮态控制以及落墩定位控制。

1）多岛同面度控制。同面度控制不是在搭载完成后处理端面，而是在搭载过程中逐步对每个总段进行控制，最终实现同面度达标。在这个控制过程中，因为制造误差等而导致局部同面度不达标时，可以适当考虑最后处理端面，但应注意处理范围应尽可能小，如果控制过程中发现会导致过大的累积误差，则必须在单个总段数据修正结束后再搭载后续总段。同时，同面度控制是货舱控制方案中的一个环节，与分段的其他控制数据互相关联的，因此建议参照船坞阶段的货舱精度控制（见表1），在此基础上，可将多岛同面度控制在达标范围内。

表1 超大型集装箱船货舱主要结构船坞阶段精度控制标准

2）浮态控制。要求3个半岛在半船起浮时基本处于平浮状态，以便减少斜率带来的测量误差。半船起浮前，提前做好精度测量靶点及临时水尺，通过数字化船坞坞墙基准线对半岛浮态进行监控。虽然NAPA等计算软件可以得出理论上的浮态，但实船应用时必然存在误差。考虑到半岛压载管系未成形，压载泵无法工作，抽水作业只能利用隔膜泵等小工具人工作业，耗时长、难度大，建议预先配载的压载水同理论值之间留有一定空间，实际起浮后，通过全站仪跟踪测量确定真实浮态，而后加入适量压载水调整船舶姿态。但应注意，预留的压载水不应过大，应尽量使船舶实际起浮姿态纵倾小于0.5 m，防止因自由液面问题导致现场调配困难。落墩前，要求控制纵倾小于0.2 m，横倾基本为0。

3）落墩定位控制。落墩时需要注意船坞排水速度，尽量缓落，尽可能多地关闭坞门排水泵组，防止因船坞排水过快引起的定位偏差以及无法及时调整位置等问题。

考虑到首次采取多岛建造方案的船舶是该系列2#船，最终建造位置与1#船相同。因此，以1#船位置作为参考可较简便地确认硬档与坞墩的对准。精度控制方案简介如下：

1）1#船出坞前，在1#船465分段上以坞壁中心线找出FR312号（70T前壁）与二甲板交点A，在464分段上以坞壁中心线找出FR276号（70S后壁）与二甲板交点B，将A点与B点坐标记录并将坐标的起始点做好油漆标记。找出2#船燃料舱中A点与B点对应的位置，在外板上贴好反射片做好标记。

2）1#船出坞时，以 1#船燃料舱坞壁标记的起始点对2#船A、B点进行定位。定位时2#船2#巨型总段前后以定位点往首偏移100 mm定位落墩。

3）2#船燃料舱落墩后，以 1#船船体中心线对2#船2#巨型总段状态进行复核，确定是否需要重新修正中心线，该中心线必须延长至2#船尾部，并反拨至坞壁上，供后续2#船尾半船移位落墩定位使用。

4）用新开出的中心线作为2只巨型总段的定位中心线，需注意1#巨型总段定位时以船体正确位置往船尾移100 mm定位（由于燃料舱总段往首偏移100 mm，故2个巨型总段理论间距为200 mm）。

5）2#船尾半船移位前，按照常规办法找出移位落墩定位点，确定定位数据。待移位至1号坞时按照理论位置进行落墩，1#巨型总段按照船体正确位置前移50 mm落墩，2#巨型总段按照船体正确位置前移100 mm落墩。

6）落墩后应注意封板拆除时不可损伤船体，封板拆除后第一时间利用总段平行关系画出余量并切割端面，确保总段移位前接头余量已切除。

5 典型首尾区域控制点

5.1 锚唇安装

锚唇是舾装件安装的难点之一，主要体现在锚唇的曲面制作精度不良和双曲外板基准难寻2个方面。超大型集装箱船的锚唇体积较大，安装难度增加，精度方案简述如下：

安装顺序：锚链筒小合拢→锚凸台小合拢→总（分）段划线→甲板和外板开孔→插入锚链筒→装焊锚→链筒加强肘板→锚凸台装焊→锚链筒余量切除→装焊锚唇→磨光锚链通道。

锚链筒在胎架上装焊小合拢后，火工矫圆矫直，然后在筒体上划出安装定位线；确认并标出左右舷用的锚凸台面板，用划线样板在锚凸台面板上划出肘板位置线及锚、链筒中心出口处的肋位、水线的“十”字线，并将“十”字线驳至面板的端面打上洋冲标记；将锚凸台面板开孔样板上的“十”字线对准锚凸台面板上的“十”字线划出开孔线，然后切割。切割锋线应与锚链筒中心线平行；按装配角度样板安装锚凸台内肘板（见图 19）；安装锚凸台围板；在锚凸台围板上划出锚链筒中心出口处的肋位、水线的“十”字线，打上洋冲标记；锚凸台焊接；锚凸台内部涂装；按图纸要求在甲板上划出船体中心线、锚链筒中心位置肋位线、锚链筒中心线的甲板投影线、锚链筒中心线的甲板投影线与肋位线的交点，即锚链筒中心线在甲板上的中心点；外板上划锚链筒中心点及加强肘板位置线；按放样围长数据在基准肋位线上划出锚链筒中心所处水线高度点，并在甲板边线处划出其肋骨位置点，然后分别以点为圆心，锚链筒中心处水线围长及锚链筒中心肋位处围长为半径作弧相交，该交点则为锚链筒中心线在外板上的中心点；同理按放样数据划出肘板安装位置线；主要定位位置线见图20。

图19 角度样板使用示意图

图20 锚链筒主要精度位置线

5.2 尾边侧线型分段精度控制

尾边侧分段因为分段划分困难，长度和高度较小但宽度较大，跨度近20 m。按照常规分段的制作方法，预先设计为以阶梯平台为基面进行反造，8块外板散贴合拢，而后整个分段翻身上门架完成后续焊接。这个作业流程存在2个问题：1）外板散贴后焊接时，焊接收缩和自身重力作用下使分段表现出趴开的趋势；2）翻身时由于跨度大，受力方式使分段存在进一步趴开变形的趋势。首制分段测量后发现，分段完工尺寸不理想，向阶梯平台面中部拱起30 mm～40 mm，远远超过了完工标准的相关要求，后道工序也难以调整（见图 21）。为解决这一问题，采用2种办法处理：1）修改制作基面，由阶梯型平台改为外板基面，采用曲面胎架制作定位外板，阶梯型构架分成2～3个组立制作完成后，分别安装在外板基面上，这样避免了翻身变形问题，但应注意外板对接缝的坡口方向需做相应修改；2）船中侧加放20 mm反变形，用以抵消焊接收缩引起的中拱态势。

图21 首制尾边侧线型分段测量结果（单位：mm）

5.3 节能装置安装精度控制

节能装置是安装于结构轴筒末端，用以调节螺旋桨扰流的一种特殊装置，该装置对端面平面度要求较高，平面度监测点如图22所示，外圈6个点处于一个平面，内圈其他点处于另一个平面。

图22 节能装置平面度监测点

安装精度控制分为3个阶段：1）艉轴分段阶段，在结构制造完成后，对该分段数据进行采集分析，并对尾轴铸钢件后端标记的洋冲进行检验，并与设计提供的该铸钢件后端余量（＋30 mm）的预计切割量进行比对，节能装置尾端到艉尖舱理论线的距离9 944 mm（换算后也就是节能装置与铸钢件焊接的尾端与后尾管座铸钢件尾端的理论尺寸为118 mm），经确认后对节能装置前后定位线洋冲进行勘划；2）分段上安装阶段，节能装置的重量约为13 t，安装时使用专用托架或者支柱支撑，逐步调整并查看该装置与后尾管座铸钢件轴中心线的上方和水平、后端各处样冲的对应情况，在确保节能装置尾端面平整度和加强内侧半径为2 694 mm的情况下进行定位，并且这些点需要在整个焊接过程中全程进行监控，发现变形较大时应调整焊接顺序，直至尾封板密性检测合格；3）总组搭载阶段，以前后尾管座的轴中心（距基线和船舯）和艉尖舱舱壁（包括节能装置后端面各点的平整度数据）以及11335平台为基准进行定位，根据“轴系布置图”首尾方向要求艉尖舱舱壁理论面距1号气缸中心27 986 mm。

6 结论

精度管理方案在2万箱级LNG燃料集装箱船应用后，取得了较好效果，结论如下：

1）抗扭箱分段一体化建造可以消除舱口围变形问题，提高生产效率和建造质量，垂直气电焊的实际应用焊缝数控制在可应用焊缝数的85%～95%之间，相较于手工焊节约成本近40%。

2）绑扎桥精度控制应预先计算隔舱变形，对于超过20 mm的大变形设计吊装加强，精度标准参照本文。

3）燃料舱精度控制以平整度和总尺寸为目的，二者具有同一个核心即控制关键节点的定位精度，关键节点中以2号节点最为重要。

4）多岛建造方案在精度控制方面应严格遵循过程控制原则，依据文中标准控制涉及首尾环缝同面度的分段精度，此外，还应注意严密监控浮态，消除斜率等因素对定位数据产生的影响。

5）锚链筒安装、大线型分段控制和节能装置安装是集装箱船首尾区域比较突出的难点问题，参考本文方案确保精确度。

6）从管理角度看，精度控制的一项核心难点问题是不达标情况下是否向后道放行。判断依据不应该仅从返工工作量角度进行考虑，而应优先考虑是否涉及核心控制点，对于影响核心控制点达标度的禁止放行。核心控制点的得出，需要针对具体船型开展深入的精度策划工作，这是精度管理的内核所在。