0 引　言

多用途船货舱内装载集装箱时，通常采用横向压力/拉压系统或全自动扭锁系统作为集装箱系固系统^[1]。随着近年来越来越多的多用途船被长期用于集装箱运输^{[1 − 2]}，上述2种系固系统无法兼顾大装载能力和高装卸效率的问题日益凸显。

在多用途船货舱内加改装导轨系固系统，是解决上述问题的有效途径。通过设置导轨将多用途船的长货舱隔断为多个标准的集装箱舱位，可使多用途船获得与常规集装箱船相近的集装箱装载能力和装卸效率。但是，多用途船的货舱布置与常规集装箱船不同，营运船的改造与新造船在条件上也存在差异，多用途船导轨系统加改装设计需面临以下特有问题：

1）如何评估实船货舱空间、货舱盖、二甲板、通风设施、通道设施、绑扎设施等布置条件与导轨系统的相互影响，并在此基础上进行导轨系统的优化设计。

2）如何评估实船货舱结构条件与导轨系统在载荷传递、变形特性等方面的相互作用，并验证二者的结构安全性。

3）如何控制导轨系统加改装对船舶箱位数、载重量以及稳性的不利影响。

为解决上述问题，本文以一型31 000 DWT多用途船为目标船型对多用途船导轨系统加改装设计的主要技术问题展开研究。

1 系固设计 1.1 总布置方案

导轨系统加改装设计主要内容包括横舱壁导轨设计、导轨支撑结构设计、纵舱壁压力导轨设计。目标船型的典型货舱内设有5个20 ft集装箱Bay位，装箱层数为6层，其中前2个和后2个20 ft集装箱Bay位纵向采用ISO标准间隙，可兼装40 ft集装箱，中间Bay位仅可堆装20 ft集装箱，中间Bay位与相邻Bay位之间存在距离约300 mm的非标纵向间隙。如设置常规导轨结构对货舱进行隔断，需要较大的纵向布置空间，将导致中间Bay位无法装箱，减少全船箱位数量，因此考虑在非标纵向间隙内设置超薄型自支持导轨结构，通过结构设计实现零箱位损失的布置需求。另在货舱前、后端壁设置横舱壁导轨，使货舱形成前、后各1组40 ft导轨和中间1组20 ft导轨。典型货舱布置方案如图1所示。

目标船型典型货舱内设有液压折叠式二甲板，二甲板收存于货舱前、后端壁的凹槽内，凹槽开口在高度方向上从二甲板轨道下方延伸至上甲板，平均高度约8.1 m，宽度方向与货舱宽度接近，占据横舱壁平面近一半的面积。横舱壁导轨垂直经过凹槽开口，承受3层集装箱的惯性力作用，其后方无结构用于传递载荷，需在凹槽开口内设置导轨支撑结构。

在40 ft导轨ISO标准间隙处的纵舱壁壁上设置压力导轨，考虑到纵舱壁上有纵向连续的二甲板轨道，压力导轨中段需与二甲板轨道协调设计；顶部设计应注意与多用途船常用的折叠式货舱盖所需的运动空间相匹配。

1.2 船舶运动加速度及堆重计算

目标船型入级劳氏船级社（LR）。LR规范的船舶运动加速度计算方法在各大船级社中自成体系，提供了完备的代数求解方法^[3]。其核心思想是考虑6个典型船舶运动工况（MC），分别为：顶浪航行最大垂向加速度（MC1）、横浪航行最大横摇运动（MC2）、斜浪航行最大横向加速度（MC3）、斜浪航行最大横摇运动（MC4）、斜浪航行最大横向垂向合成加速度（MC5）、横浪航行最大升沉加速度（MC6）。每个工况计算2种情况（MCF1、MCF2），求出各个自由度上的运动加速度，并合成至纵向（x向）、横向（y向）、垂向（z向，向上为正），取最大值用于系固计算。目标船型典型货舱在GM_min=0.705 m和GM_max=2.115 m下的加速度计算结果如表1所示。

表1的结果中最大纵向加速度a_x和最大垂向加速度a_z出现在MC3工况，最大横向加速度a_y出现在MC4工况。其中对系固设计影响最大的横向加速度数值与采用挪威船级社（DNV）^[4]、中国船级社（CCS）^{[5 − 6]}计算方法得到的结果基本相当。

基于表1中最底层（02层）集装箱的横向加速度a_y0，根据LR规范可以得到目标船型典型货舱40 ft导轨内全20 ft集装箱堆装（模式A）、20 ft集装箱顶部压装1个40 ft集装箱（模式B）、全40 ft集装箱堆装（模式C）在最小GM值（GM_min=0.705 m，a_y0=4.43 m/s²）下的堆重计算结果分别为100.2、167.8、183.0 t；在最大GM值（GM_max=2.115 m，a_y0=3.96 m/s²）下的堆重计算结果分别为107.4、167.8、183.0 t。

目标船型货舱内底结构条件允许集装箱最大堆重达180 t，上述堆重计算结果表明，加改装导轨系统可使目标船型的货舱装载能力得到充分发挥。值得注意的是，上述堆重计算结果中GM值越大时，20 ft集装箱堆重结果越大，与通常的系固设计原则相反。这是因为LR方法以最底层箱位的横向加速度作为导轨内箱列堆重计算的基础而引起的。由于横摇运动加速度与重力加速度的横向分量在船舶横摇运动中心上、下相互叠加、抵消，在大GM值情况下，集装箱的横向加速度将随高度急剧增加，高区箱位的横向加速度超过小GM值情况（见表1）。从系固安全的角度，按照DNV或CCS规范以箱列高度中部箱位的横向加速度作为导轨内集装箱堆重计算的基础或是更贴近实际情况的方法。

1.3 惯性力及导轨受力计算

根据船舶运动加速度和堆重计算结果，计算导轨内每一个集装箱的三向惯性力。通过力的分配原则，将集装箱惯性力分配到导轨的受力点。由于导轨不承受垂向力，因此仅需考虑横向惯性力F_y和纵向惯性力F_x的分配。集装箱惯性力采用以下分配原则：

1）对于40 ft导轨内的40 ft集装箱及20 ft导轨内的20 ft集装箱，F_y按集装箱重心高度分配到一侧4个角件与导轨的接触点。

2）对于40 ft导轨内的20 ft集装箱，F_y的2/3按集装箱重心高度分配到导轨端的2个角件与导轨的接触点，1/3分配至非导轨端。

3）对于40 ft导轨内的40 ft、20 ft集装箱，F_x按集装箱重心高度分配到一端的4个角件与导轨的接触点。

计算得到目标船型典型货舱集装箱对每处导轨受力点的最大横向力P_y和最大纵向力P_x如表2所示。

1.4 系固件布置

相比于其他系固方式，导轨系统可使货舱内活动系固件数量降至最低^[2]。为充分发挥导轨系统的高装卸效率优势，导轨内的集装箱通常采用自挂式层间锥作为活动系固件^[7]。从载荷传递的角度，LR推荐使用如图2(a)所示的层间锥对角线布置方式^[3]，DNV推荐使用如图2(b)所示的层间锥间隙处布置方式^[4]。对角线布置方式对装卸作业过程中的现场管理要求较高，采用间隙处布置方式是更灵便的选择。

2 结构设计 2.1 横舱壁导轨及其支撑结构设计

尽可能减小对原船结构的影响是营运船舶导轨系统加改装设计需面临的重要问题。针对目标船型的布置、结构特点，通过利用原船结构建立接口、局部设置加长导轨、连接肘板特殊设计等细节方案，可大幅减少额外的结构加强数量，降低对边舱、双层底、横舱壁内部涂层的破坏，与原船通风口、舱壁绑扎点实现兼容。

横舱壁导轨与二甲板空间的协调设计是目标船型导轨系统加改装设计的技术难点之一。由于存在二甲板收存设施，目标船型横舱壁二甲板凹槽开口区域的导轨支撑结构需采用纵向总厚度不超过200 mm的超薄型设计。为了在表2所列P_y、P_x的作用下保持良好的刚度，根据船体强结构位置适当加密该结构与船体连接的纵、横框架，应用CAE工具及有限元分析方法优化构件尺寸。考虑到凹槽开口周边的船体结构刚度远大于超薄型的导轨支撑结构，将导轨支撑结构与船体结构之间的连接视为刚固约束；将P_y、P_x以静力方式加载到受力点位置；根据规范要求^[3]，许用剪切应力[τ]取为0.4R_eH，许用合成应力[σ]取为0.86R_eH，其中R_eH为材料屈服强度。

目标船型导轨支撑结构的应力及变形计算结果如图3所示，其中最大合成应力出现在导轨支撑结构顶部与船体连接处，为71.6 N/mm²；最大变形出现在导轨支撑结构中间区域，通过对结构板厚和材料等级进行综合优化，采用板厚适当大的AH-32级高强度钢，将最大变形控制在4.65 mm，达到了常规集装箱船由非水密横舱壁支撑的导轨的变形水平^[8]。应力和变形结果表明，超薄型导轨支撑结构具有足够的安全裕度。

2.2 自支持导轨设计

自支持导轨是一种将导轨与支撑结构合二为一的新型导轨结构形式，可将导轨空间需求压缩至最低，不影响箱位数量，从而提升改装船舶的经济性。同时也有助于简化导轨系统结构形式，减少零部件数量，降低施工难度，便于模块化制造安装。自支持导轨横向贯通整个货舱开口区域，将实质参与船体载荷和变形的传递；顶部无常规集装箱船通用的抗扭箱结构与之连接^{[9 − 10]}，因而形成自由边；纵向厚度低至不足300 mm超薄型自支持导轨尚无应用先例，是目标船型导轨系统加改装设计的技术难点之一。因此目标船型自支持导轨的结构设计在考虑集装箱作用力的同时，还应评估与船体载荷的相互作用以及顶部自由边的屈曲风险。

针对典型货舱建立有限元分析模型，结合静水弯矩、波浪弯矩、舷外水压建立中拱和中垂计算工况，以考察船体载荷和变形对自支持导轨的影响；结合船舶典型运动状态下的舷外水压和作用于自支持导轨的集装箱惯性力建立横摇和纵荡计算工况，以考察极限载荷条件下舱段整体的应力和变形特性。4种典型计算工况及其变形特性如图4所示。

基于船级社规范^[3]要求，应用CAE工具重点校核强度和屈曲，优化框架结构和构件尺寸，应力和屈曲安全因子计算结果分别如表3和表4所示。

可知，自支持导轨的应力水平低于许用值，屈曲安全因子裕度较大，验证了超薄型自支持导轨设计的可行性和安全性，取得了船级社认可。

2.3 纵舱壁压力导轨设计

由于纵舱壁压力导轨的受力点位置仅为货舱内最外侧箱列角件与纵舱壁压力导轨接触处，其余位置均不受力，故可将传统的连续式压力导轨优化为间断式，一方面便于与原船二甲板轨道协调设计，另一方面有利于减轻结构重量。最外侧箱列角件作用于接触处的横向压力P_yi可按照单个箱列的横向压力支撑系固计算模型^[11]，根据各层集装箱的横向惯性力F_yi计算得到。间断式纵舱壁压力导轨的布置与受力模型如图5所示。

2.4 导轨头部抗撞击性能优化

导轨头部在集装箱装卸货过程中频繁受到碰撞挤压，是导轨系统中变形损毁概率最高的构件^[12]。多用途船的集装箱横向间隙较小，限制了导轨头部构件尺寸，舱口围结构不专为导轨系统设计，因此为多用途船加改装导轨系统需对导轨头部的抗撞击性能予以特别关注。

基于窄型导轨头部结构形式、导轨头部与集装箱角件材料特性和桥吊运动特性^[13]，考虑装卸过程中桥吊携带最大质量集装箱高速撞击导轨头部的极限撞击情况，应用非线性有限元分析方法进行碰撞损伤仿真分析。以标准20 ft集装箱尺寸建立集装箱几何模型，额定最大质量为30.48 t。为简化计算，将集装箱定义为刚体，设定集装箱以垂向速度1 m/s撞击导轨头部楔块的垂向撞击工况以及以水平速度2 m/s撞击导轨头部侧边的水平撞击工况，由于忽略了集装箱的变形与能量吸收，以此得到的结果偏于保守。导轨头部采用四面体线性单元，集装箱采用三维双线性刚体单元。考虑到低碳结构钢的塑性性能对应变率高度敏感，在材料模型中选用计入应变率敏感性影响的Cowper-Symonds本构方程。

计算结果表明，集装箱对导轨头部的水平撞击能量是垂向撞击的4～5倍，是造成导轨头部塑性变形损伤的主要原因；垂直撞击能量主要由导轨头部的楔块吸收，撞击点产生凹陷变形，而水平撞击时导轨头部各部件均参与吸能,除撞击点凹陷变形外，还将产生整体扭转变形。二者的能量吸收情况如图6所示。水平撞击的应力和等效塑性变形如图7所示。

根据极限碰撞损伤结果对导轨头部进行以下优化设计：1）导轨头部楔块、背板、肘板采用Q345-B级以上高强度钢；2）增加导轨头部与船体结构的水平连接肘板，高度位置与波浪形布置的楔块位置相匹配，增大水平连接肘板的横向跨度；3）部分薄弱位置的水平连接肘板与船体结构之间采用加厚高强度钢垫板焊接。经实船营运检验，上述措施取得了良好效果。

3 空船重量重心控制

加改装导轨系统将导致目标船型空船重量增加、重心位置变化，从而使载重量减小，影响稳性及装载情况。为了确保改装船舶的安全性，国际海事组织（IMO）通过海上人命安全公约（SOLAS）及其解释文件^[14]对改装船舶的空船重量重心控制提出了如表5所列的要求。

表5中的偏差为重量、重心变化的绝对值与原船重量、重心数值的百分比；L为载重线船长；每一要求对应的各偏差指标都需满足。空船重量重心控制的目标是降低加装导轨系统对目标船型载重量和稳性的不利影响，同时尽可能避免重做倾斜试验和更新稳性资料，以缩短改装周期。前期预估加装导轨系统将使目标船型增重约400 t，空船重量增幅远超表5第一行限值，需重做倾斜试验。对货舱重量分布特点和日后运营需求进行综合评估，导轨系统加改装完毕后，二甲板将成为船上无意义的固定重量，其活动部分重量达427 t。因此拆除原船二甲板的活动部分，可以很好地抵消导轨系统的增重。

针对各项增、减内容的重心位置特点，根据重心控制需求，通过结构设计措施，对重量占比大、重心偏离远的自支持导轨、横舱壁导轨支撑结构的重量、重心进行适当的反向设计，在控制总重量变化幅度的同时使增加部分的重心与拆除部分的重心尽可能接近。加改装完毕后，空船重量偏差δ_LWT =−0.48%，重心垂向位置偏差δ_VCG =0.20%，重心纵向位置偏差δ_LCG=0.00%L，偏差幅度较精确地控制在表5第3行要求的范围内，仅需进行空船重量、重心的计算，为船东、船厂带来了实质效益。

4 应用情况

基于本文建立的研究设计方案，2018−2024年间，共计完成6艘28 400 DWT多用途船、2艘31 000 DWT多用途船的导轨系统加改装设计工作，取得2个船级社的认可。相较于31 000 DWT多用途船原采用的全自动扭锁系统，加改装导轨系统后，货舱内20 ft、40 ft集装箱最大堆重分别大幅增加34%和128%，货舱空间的装载能力得以充分发挥。28 400 DWT多用途船货舱内原采用横向拉压系固系统，活动系固件种类杂、数量多，人工作业量繁重，码头成本高，加改装导轨系统后，实船统计数据表明，整船装卸货码头停靠时间平均缩短25%，船东反馈在恶劣海况下的货物安全性得到明显改善。两型船舶均无箱位损失，实现了兼顾集装箱大装载能力和高装卸效率的设计目标。

加装的导轨结构最长已良好运行5年，结构安全性得到验证。超薄型自支持导轨及导轨支撑结构作为具有创新性的非常规结构形式，成功应用于实船，可为集装箱导轨系统设计或类似船舶改装提供新的解决方案。应用模块化理念进行横舱壁导轨、自支持导轨以及导轨支撑结构的工艺设计，增强同类模块通用性，使主要改装内容均可提前制作、整体安装，将船舶进坞改装时间控制在1个月之内，减轻了船东的航线压力和船厂的坞期压力。

5 结　语

本文对多用途船导轨系统加改装设计的主要技术问题进行研究，主要结论如下：

1）相比横向压力/拉压系统或全自动扭锁系统，多用途船加改装导轨系统可兼顾集装箱大装载能力和高装卸效率。

2）在横舱壁二甲板存放凹槽内设置超薄型导轨支撑结构，可实现导轨系统与二甲板空间的协调设计；根据船体强结构位置适当加密纵、横框架，优化构件尺寸，可使超薄型导轨支撑结构获得良好的刚度。

3）采用超薄型自支持导轨设计可实现多用途船货舱零箱位损失；超薄型自支持导轨的设计应关注与船体载荷的相互作用以及屈曲风险。

4）集装对导轨头部的水平撞击是造成导轨头部塑性变形损失的主要原因，优化导轨头部的抗撞击性能应主要关注头部楔块和水平连接构件。

5）通过对加改装设计各项增、减内容的重量、重心进行综合评估、反向设计，可有效控制导轨系统加改装对船舶载重量和稳性的不利影响。