-15-作者简介：黎相森（1987--），男，工程师，船舶结构设计。 杨
麟（1982--），男，工程师，船舶结构设计。
罗秋珍（1989--），女，工程师，船舶结构设计。
黎相森
杨麟
罗秋珍
(广船国际技术中心)
摘要：本文通过MSC 有限元软件对阿尔及利亚客滚船半船起浮的方案进行全浮状态下的强度评估，并根据评估结果对起浮方案进行优化。
关键词：半船起浮；客滚船；强度评估；优化方案
DOI ：10.3969/j.issn.2095-4506.2021.01.005
0前言
阿尔及利亚客滚船是一艘1800名乘客/600辆车的国际短途豪华客滚船，运营于地中海，从阿尔及利亚首都到法国马赛、西班牙巴塞罗那等南欧港口。该船总长199.9米，型深（主甲板）9.5米，型宽30米，最大设计吃水6.5米。根据生产准备的建造策划，本船的船坞周期会相对较长，在坞内建造期间，坞内其他船舶出坞时，需要坞内起浮以配合其他船出坞或半船起浮。考虑到半船全浮时，整船完整性较差，而客滚船所采用的板厚比较薄等因素，为保证起浮的结构安全，需对客滚船半船起浮的状态进行模拟计算判断。
根据船厂半船起浮的计算经验，起浮过程通常校验较为危险的两个工况，第一工况是半船坐墩工况，压载水加注完成，在起浮工作准备好后，总重量达到最大时的工况；第二工况是半船在漂浮时的全浮工况。因在客滚船整船布墩时，已对坞墩和墩木进行校核，故不在此进行坐墩工况的介绍。本文仅介绍半船的全浮工况。
1
半船起浮初方案
1.1
半船起浮状态：机舱区域是船艉往艏至FR140的3甲（Z=9500毫米）以下的机舱区域，机舱C 板的六个分段(即机舱内的主要大型设备安装完成以后再进行吊装合拢的甲板分段)除外，机舱主机、发动机不进舱，其他主要设备进舱，电缆拉敷30%。车库为FR140至FR272的6甲板（Z=18250毫米）以下的货舱区域，及艏部FR272往船艏3甲板以下的艏部区域，车库及艏部区域内的舾装均进舱，见图1。根据半船起浮配载方案，当船舶艏艉吃水为2.748米（距基线）时，船舶开始起浮。
1.2有限元计算分析
1.1.1有限元模拟模型
起浮的所有相关区域全部建模，网格尺寸划分与肋距、骨材间距的布置保持一致，以反映骨材间的实际板格布置，其中舾装重量通过平均分摊法和集中质量块模拟法在重心位置附近增加等同质量的质量块进行模拟，最终的模型重量分布及重心位置（不考虑Z 值）基本上与实船情况吻合。考虑到在船体大切口位置（即图1圈出位置）可能会出现应力集中，为了更加准确反映应力集中的情况，将这两个区域的网格进行局部网格细化，单元尺寸为50毫米x50毫米，见图2。
半船全浮时，重力和浮力达到平衡。为了控制船舶在起浮时平衡而注入的压载水，以及外板上的
图1半船起浮初方案起浮区域（阴影区域）
GSI SHIPBUILDING TECHNOLOGY 广船科技2021年第1期(总第156期)
海水压力均通过与单元所在位置的高度相关的压力标量函数p=ρg((h-'Z)进行加载。
图2局部细化（切口位置）
1.1.2计算结果分析
根据有限元软件MSC Patran/Nastran的计算结果，切口1和切口2位置附近结构的粗网格的应力情况汇总如表1。切口1为机舱区域与车库区域对接的FR140位置，其中机舱区域分段高度为9.5米，与艏部对接的FR272位置处，其中车库区域分段
高度为18.25米，艏部区域的分段高度为9.5米。这两个切口都存在垂向结构与横向结构的对接成
90度直角，易发生应力集中。
从表1可以看出，在全浮状态时，艏部切口2处的应力较低，有较大的安全裕度，而切口1的应力超高，
故重点关注切口1的结构应力。机舱切口1附近的外板、甲板、纵壁板等结构大面积出现高应力，粗网格的最高值达到677MPa，细网格应力高达1180MPa，见图3。此半船起浮方案无法满足结构的安全要求。
2优化方案探索
在切口1位置中出现高应力的原因主要有三个：第一是艏艉压载的方式，导致中拱弯矩偏大。在空船状态下，船舶重心纵向位置在82.19米处，重心比较靠船艉，同时艉部结构及舾装重量强大，艏部会呈现向上翘的趋势。为了起浮后重新坐墩时，节省人力物力，在起浮配载时，要求使用最少的压载水，将整船调平进行平浮。原方案为了将半船调平，在艏部1号、2号、3号（右舷）和4号压载舱各注入压载水，总共加注775.9吨压载水。此时，弯矩的峰值达到630000kN.m，峰值在
FR130-FR140范围内。
第二是机舱C板未搭载，导致船体梁横剖面模
黎相森杨麟罗秋珍：阿尔及利亚客滚船半船起浮方案的优化
FR272/93.2355/50.5205.9
图3切口1细网格应力（MPa）水台
-16-
数不够。由于最大弯曲力矩在F R130-FR140范围内，而最危险的位置的机舱C板没有搭载，主要纵向构件不连续，影响了剖面模数。但是根据生产准备策划，机舱位置的结构复杂，舾装的工作量非常大，机舱C板分段在半船起浮前是不进行搭载的。受此限制，船体梁剖面模数无法得到实质性的改变。
第三则是在切口位置的结构截面发生突变，无过渡区域。因生产计划安排的限制，机舱C板及机舱9.5米以上的分段只能在机舱完整性达到一定程度后方可吊装到位，也就是说几何截面的突变在半船起浮时是无法改变的。但受生产现实限制，切口1的位置也无法进行大距离的调整。
为了降低切口1处的结构应力，可结合上述三个原因制定措施，可用下列两种方案。方案一，通过对超出许用应力的结构进行修改或加强。方案二是从根源上解决，优化半船起浮方案。如果单纯通过结构设计或加强结构缓解切口1结构突变产生
的应力集中的问题，将需要进行非常大的修改，产生很大的额外成本，并且客滚船设计重要控制要素重量重心无法保证。综合考虑，决定修改起浮区域范围，以减小平浮时的弯矩值。于是从方案二半船起浮方案着手，进行方案优化。
图5全浮状态变形云图
经与项目管理团队讨论，为尽量给舾装设备安装提供足够充裕的时间，在优先保证机舱和车库分段搭载完成的基础上，增加机舱C板3个分段，四台主发电机参与起浮，并将船艏和船艉两部分的分段推迟至起浮后搭载，起浮区域见图4。增加C板3个分段，可一定程度上增大船体梁剖面模数，同时提前吊装四台主发电机也为降低弯矩做出了很大的贡献。若按此优化方案的起浮区域，只需要在车库靠艏位置的3号压载舱加注48吨压载水，全浮状态时弯矩峰值仅为91000万kN.m，弯矩峰值大幅度下降，下降了85%。与此同时，修改后的峰值出现在FR150-FR160范围内，弯矩峰值也从机舱切口突变位置往车库方向转移，这对降低结构应力来说，也是非常有利的。
3优化方案计算结果
将起浮区域的修改和调整反馈到有限元模型中。通过有限元分析计算，优化方案的半船全浮状态下的位移变形云图如图5所示。对比发现，优化方案的中拱变形位移由原方案的550毫米缩小至36.6毫米，中拱趋势得到很好的改善。
应力方面，在弯矩大幅下降后，较大程度上缓解了机舱切口处应力过大的问题。计算结果显示，优化方案在机舱切口突变位置处，细网格的最大Von Mises合成应力为276MPa，最大剪切应力为150MPa，船体结构的应力在许用范围之内。
通过对比原方案和优化方案在切口1位置外板、甲板的细网格应力水平，可以看出优化方案降低切口1
的应力效果显著，见表2。>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>（下转第20页）
GSI SHIPBUILDING TECHNOLOGY广船科技2021年第1期(总第156期)
图4半船起浮优化方案起浮区域（阴影区域）
表2原方案和优化方案在切口1位置的细网格Von Mises应力
原方案优化方案下降幅度外板118027676.6%
甲板75111185.1%
-17-
-20-
隐患。因此，在计算了全船柴油舱容积的富余量后，最终在海水取样站的底部、柴油舱的顶部用船体结构围闭了一个独立的空间，设计成一个细长的排水沟，取代常规的污水井+排水管的组合。该排水沟位于海水取样站取水台的下方，可直接收集取样剩余的海水；排水沟延伸至柴油舱舱顶的外部，最低处设置带不锈钢滤网的漏水口；排水沟上表面安装活动的不锈钢多孔板，使海水既能自由流入沟内，
还便于人员定期清理排水沟内的杂物；排水沟的底部倾斜设计，便于海水顺畅通过漏水口流入到泄放舱；基于定期清理或维护漏水口的设计原则，在漏水口的上方，还设置了一个栓接式水密检修手孔盖，具体设计请见图2、图3和图
4。
图3排水沟上方的活动多孔板
图4科考海水泄放管及泵
1.4
系统减振降噪的设计
科考海水泄放泵位于艏侧推舱内，而本船对艏侧推舱的噪音及振动均有严格的要求，因此，为了减小该系统对艏侧推舱的振动噪音值产生的影响，在该系统设计时，对振动源及其附件采取了简单有效减振降噪的措施：
（1）科考海水泄放泵采用弹性安装的型式，即泵底座加装减振器；
（2）科考海水泄放泵进出口管路采用挠性软管；
（3）科考海水泄放管路固定全部采用弹性管夹。
2结束语
通过厦门大学科考船在交船后运营的实践证明，本套系统运行良好，与实验室供水系统相互配合，成功地实现对所调研海洋区域的海水取样工作。本文对科考海水泄放系统的介绍与总结，可为今后承接科考船项目提供借鉴和参考。
投稿日期:2019-8-1
4结束语
在全浮状态时，机舱开口处最大的变形量为36.6毫米，开口附近MISES 合成应力276MPa，最大剪力为150MPa，船体结构的应力都在许用范围之内，满足强度要求。在不影响总体应力水平的基础上，缓解了应力集中的问题。通过本次起浮方案的优化，解决了本船半船起浮的技术难题。
徐刘慧子王可孟浩：厦大科考船科考海水泄放系统的设计
参考文献
[1]王亮，胡斌.70000DWT 半潜船艉部坞墩布置方案的研究[J].广船科技，2015年，133:38--43
[2]王亮，王鹏，曾淮海.50000DWT（D）型油船平台线下水强度计算[J].广船科技，2018年，146:38—43
投稿日期：2019-7-12
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