0 引　言

火车滚装船作为一种非常见、高附加值船型，一般用于运输火车车厢渡过海峡。该船型作为一种陆运补充工具，起到方便火车运行线路的合理规划、提升运输货物效率、降低运输成本的作用。当前国内服役的火车运输船为单层列车甲板设计，且船舶与码头的连接跳板也为单层设计^[1-2]。本文介绍的火车滚装船为大型双层变轨，服役于墨西哥湾，无限航区，是我国设计建造的第1艘双层火车甲板滚装船，且当前各船级社无火车滚装船规范与指南。本文结合火车滚装船结构设计及计算的特殊点及关键点进行阐述。

1 船型特点

1）与大多数车辆运输船类似，本船在装卸时可保证多个车厢连续驶上甲板，因此全船货舱为贯通结构，大载荷无贯通横舱壁；

2）在码头设施及船舶主尺度不变的情况下，甲板轨道需要弯曲以保证装载率，即与尾跳板搭接的装卸轨道数量小于最大船宽处的轨道数量，本船设计了适合变轨货舱的立柱布置结构；

3）为了最大化保障船长方向装卸的火车数量，设计了大跨距上建结构，充分利用上建A甲板下的空间；

4）针对2层甲板同时需要装卸火车的要求，在码头设施已确定的情况下，设计了大载荷装卸跳板支撑结构。

2 结构特点分析 2.1 车辆载荷的对比及选择

本船入级ABS船级社，规范结构计算时选用了ABS.RULES FOR BUILDING AND CLASSING.STEEL VESSELS^[3]以及ABS滚装船规范。但在结构有限元计算时，假设：1）由于火车车轮与铁轨均为钢制，车轮与铁轨接触为线接触，相较于一般汽车车轮为充气橡胶形式，与甲板为面接触，火车车厢与铁轨接触形式与集装箱箱脚接触更相似；2）火车车厢绑扎方式与集装箱绑扎类似；3）火车运输船为特殊船型，船级社没有针对其的指南，集装箱甲板载荷相比于滚装船甲板载荷大，考虑本船的安全裕度，甲板载荷选用了集装箱船规范。集装箱甲板横向加速度系数与滚装船甲板横向加速度系数见表1。

2.2 波浪载荷的对比及选择

由于火车运输船主尺度有一项主尺度参数超过规范公式要求，本船采用了水动力计算筛选出相应的设计波，进而取得相应工况下的最大波浪弯矩及波浪剪力。如图1和图2所示，通过对比垂向波浪弯矩及剪力，可以看出由于船体主尺度特殊，由水动力计算得出的波浪弯矩值是规范公式的1.2倍左右；水动力计算得出的波浪剪力是规范公式的1.5倍左右。考虑到安全性及规范相应要求，选用了水动力计算结果进行舱段有限元加载。

船体梁各横剖面的中拱波浪弯矩、中垂波浪弯矩、中拱波浪剪力和中垂波浪剪力的规范计算方法如下式：

$ {M_{ws}} = - {k_1}{C_1}{L^2}B\left( {{C_b} + 0.7} \right) \times {10^{ - 3}}，$

(1)

$ {M_{wh}} = {k_2}{C_1}{L^2}B{C_b} \times {10^{ - 3}} ，$

(2)

$ {F_{wp}} = k{F_1}{C_1}LB\left( {{C_b} + 0.7} \right) \times {10^{ - 2}}，$

(3)

$ {F_{wn}} = - k{F_2}{C_1}LB\left( {{C_b} + 0.7} \right) \times {10^{ - 2}}。$

(4)

式中：$ {k_1} = 110 $；$ {k_2} = 190 $；$ {k_{}} = 30 $；$ {C_1} = 10.75 - [({ {300 - L}/ {100})}]^{1.5} $；L为船长；B为船宽；C_b为方型系数；F₁、F₂均为剪力分布系数 。

2.3 舱段计算方法选取

由于船型的特殊性，没有相应规范及指南针对其进行有限元计算指导。本船在设计时选用了1/2+1+1/2模型的通用形式进行有限元计算。考虑到目前国内设计制造的此船型较少，且由于其结构的特殊形式，结构应力集中点较多，因此在有限元评估时，相较规范只要求的中间货舱段，增加计算了机舱段、首上建段以全面评估该船关键位置的应力水平。如图3所示，计算边界条件中Sec.A面及Sec.F面刚性固定，C点约束Y向位移，Line_H及Line_V根据计算得出相应弹簧系数，并施加弹簧单元。弹簧单元的刚度系数计算式为：

$ K=\frac{5GA}{6l_Hn}。$

(5)

式中：$ G = 0.792 \times {10^5}\ {\mathrm{N/m}}{{\mathrm{m}}^2} $；$ A $为相应板材的剪切面积，$ {\text{m}}{{\text{m}}^2} $；$ {{{l}}_H} $为中部货舱长度，$ {\text{mm}} $；$ n $为舷侧外板、内壳板或纵舱壁板上垂向交线节点的数量。

根据不同工况，载荷考虑了由火车车厢在不同浪向的波浪下引起的横摇载荷、垂向载荷、在相应装载工况、相应波浪工况下的液舱载荷、以及舷外水压。所有载荷施加后的横向剖面截图如图4所示。

2.4 立柱节点结构对比分析

如图5所示，出于提升装载量及装载效率的考虑，本条火车运输船上下2层甲板的火车轨道在船宽方向设为非对齐，轨道下的加强纵向构件也为非对齐设置。因此，为了保证立柱仅受轴向载荷，部分2层甲板间的立柱为横向非对中设计。与车辆运输船类似，由于缺少横舱壁，立柱结构在受到横浪引起的横向载荷时其横向变形较大，而横向非对中的立柱结构尤甚。如图6所示，粗网格立柱端部与甲板横梁连接处在横向载荷下应力水平较高，为154 MPa，许用余量不足20%，因此采用50 mm×50 mm的细网格对立柱进行局部受力分析。

为了降低立柱端部应力水平，本船在非对称布置的立柱端部中心线处与横梁连接位置设立了一块倾斜肘板，如图7所示。由于此块倾斜肘板的设置，甲板横梁承担了一部分横向变形引起的应力，使得立柱端部的Von Mises应力由原来的414 MPa降低至323 MPa，应力有效降低22%。由于该船使用的圆管立柱为无缝钢管，若对立柱进行加强需要整根替换更厚的钢管，不增厚钢管仅使用肘板则可有效减重达70%，节省了建造成本。Von Mises 应力云图对比如图8所示。

2.5 大跨距上建后端壁结构对比分析

为了实现最大化装载率，在上建的后端壁甲板下方使用了大跨距横梁设计。这样可以将上建下方空间用于装载车厢，但由于上建高度较高且在船舶横摇工况下上建也承受横向载荷，上建后端壁A甲板舷侧门孔及通风管道开口处的应力集中较为明显。如图9所示，上建后端壁下为大跨距横梁结构，无舱壁或立柱支撑，在横摇工况下，粗网格有限元计算得出后端壁舷侧门孔开口处应力集中为264 MPa，超出许用衡准235 MPa约12.3%。为了解决这一问题且不影响装载效率，如图10所示，在B甲板与A甲板之间增加横向肘板。增加后应力集中得到缓解，应力降低为224 MPa，有效降低应力15%。为了验证该肘板的有效性，采用50 mm×50 mm网格对门孔细化建立出圆角进行校核，其自由边应力为274 MPa，占许用值约78%，如图11所示。可知，在上建甲板角隅处增加肘板可有效降低其下一层开口处的应力水平，在需要提升空间使用率而不能在上建的下层设置横向构件时，在开口上方角隅处设置肘板可为降低横向载荷下应力集中的替代方案。

2.6 尾跳板基座结构分析

由于火车滚装船运输过程中的码头条件及跳板形式已经确定，在火车运输船的设计过程中需要针对已有的码头设备设计船舶尾部的跳板基座^[4-5]。由于该船有2层甲板用于装载火车，且为了保证装载效率需要满足单层跳板最多同时装卸一节列车，上下2层跳板可同时装卸且车厢在同一横向位置，装卸工况如图12。此装卸方法较其他车辆运输船载荷大且在横向范围内载荷集中、计算工况多。又由于尾部空间有限，结构设计较为紧凑、弧形肘板、倒圆角设计较多，为了真实模拟实际结构形式以得到真实的应力分布情况，因此设计时采用如图13所示的大小为200 mm×200 mm的有限元网格对船舶尾部精准建模并进行多工况的有限元校核。由于上跳板搭接位置已确定，尾封板开孔高度需要满足最小火车车厢进入高度，基座及下跳板基座的侧视图如图14所示。如图15所示，通过对比计算4个装卸工况，结构强度满足设计要求，可供2层甲板同时装卸火车。

3 结　语

1）1/2+1+1/2舱段的计算方法适用于火车运输船。但由于其结构特殊且目前没有相应的规范与指南，需要对其进行全船有限元分析或本文所述的货舱、机舱、上建分段的有限元分析，以保证船舶各关键节点的应力在许用范围内。

2）火车运输船由于其轨道需要弯曲，甲板下加强与轨道对于，2层货舱甲板间的立柱一般设置为非对中结构。对于非对中立柱结构，在其与甲板横梁接头处的一边设置倾斜肘板可以有效降低其在横摇工况下的应力集中。

3）对于A甲板下挑空的大跨距上建结构，为了保证装载率，可在A、B甲板设置肘板以控制上建的横摇变形，减少应力集中。

4）对于上下2层甲板需要同时装卸火车的车辆运输船，需要对尾跳板基座进行额外的有限元计算，并根据计算结果进行加强。