20 000箱級LNG燃料集裝箱船精度控制方案

黃華兵，肖 聰，劉 凱

（滬東中華造船（集團）有限公司，上海 200120）

0 引言

1959年86 T EU首艘集裝箱船“Taurus”登記注冊；20世紀(jì)60年代末，第二代集裝箱船出現(xiàn)，載箱數(shù)在1 000～2 000 TEU之間；1972年，載箱量3 000 TEU集裝箱船投入運營，標(biāo)志著第三代集裝箱船出現(xiàn)，該型船稱為巴拿馬型，是一款經(jīng)典的集裝箱船，后來又出現(xiàn)了超巴拿馬型等改進(jìn)型；20世紀(jì)80年代后，先后出現(xiàn)了4 000 TEU、5 000 TEU～600 0 TEU以及8 000 TEU箱船[1]；進(jìn)入21世紀(jì)，集裝箱船載箱量逐漸突破萬箱；到了21世紀(jì)20年代前后，15 000 TEU和20 000 TEU箱船陸續(xù)出現(xiàn)。

集裝箱船大型化對鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計不斷提出新要求，特別是艙口尺寸擴大后，對船體總縱強度、疲勞強度要求陡增，普通船舶用鋼已不再適用。對于裝載量達(dá)到6 000 TEU級別的集裝箱船，日本企業(yè)首先推廣應(yīng)用了將EH、AH等高強度超厚板作為其艙口圍、抗扭箱的主體材料，這些材料保障了總縱和疲勞強度。然而，隨著集裝箱大型化的持續(xù)發(fā)展，2萬箱級集裝箱船出現(xiàn)后，EH、AH等鋼材優(yōu)勢不再明顯，強度問題不再局限于鋼材本身，對焊縫強度也提出了新的要求。雖然EH、AH等鋼材仍可使用，但相較于具備特殊性質(zhì)的鋼材在性能上稍顯劣勢。滬東中華造船（集團）有限公司正在建造的2萬箱級集裝箱船在艙口圍和抗扭箱區(qū)域采用了止裂鋼、大線能量鋼等材料。止裂鋼區(qū)別于普通船用鋼，在達(dá)到一定鋼板厚度時止裂性能優(yōu)異，克服了船用鋼板在達(dá)到一定厚度時物理性能變差的問題；大線能量鋼則可以防止普通鋼材焊接區(qū)域韌性顯著降低的問題，也不會產(chǎn)生焊接裂紋。特殊性能鋼材的缺點在于對焊接環(huán)境要求苛刻，特別是對焊接間隙的要求極高，這對鋼結(jié)構(gòu)的精確建造提出了嚴(yán)峻考驗。

另一方面，為響應(yīng)國際海事組織關(guān)于低排放的環(huán)保要求，新造集裝箱船大多采用了 LNG燃料艙的特殊設(shè)計，艙容尺寸控制要求高，加入LNG燃料艙后，精度控制標(biāo)準(zhǔn)局部突變，需要將集裝箱精度控制方法同LNG船控制方法協(xié)調(diào)統(tǒng)一、有機組合，對集裝箱船來說也是前所未有的挑戰(zhàn)。

最后，伴隨集裝箱船大型化發(fā)展而來的是短周期建造需求。通常，集裝箱船采用的是殼舾涂一體化，分區(qū)域塔式和環(huán)段式船塢建造的方法。對2萬箱級箱船來說，這種方式無法滿足周期要求。一方面，塔式建造屬于連續(xù)建造，先行分段和后行分段必須按照特定次序供貨和吊裝，無法充分利用分段制造物量和總組場地，會出現(xiàn)后行分段堆積的情況，帶來等工問題。另一方面，由于船長達(dá)到400 m，單塢建造降低了船塢利用率，嚴(yán)重制約后續(xù)船建造。為此，公司學(xué)習(xí)國內(nèi)外先進(jìn)經(jīng)驗，研究并策劃多島建造方案，采用雙塢分組建造、超大型總段平移合攏的方針，從根本上提高了建造效率。超大型總段合攏對環(huán)段同面度要求極高，需要精度管控給予強力支持以避免環(huán)段間隙超差引起的大面積返工問題。

本文以配備LNG燃料艙的2萬箱級超大型集裝箱船為例，基于精度控制原理，對特殊性能鋼材抗扭箱、大尺度綁扎橋?qū)к?、LNG燃料艙、多島建造和巨型總段平移4個創(chuàng)新點進(jìn)行簡要介紹，最后對首尾線型區(qū)域的典型控制點加以補充，提供2萬箱級LNG燃料集裝箱船建造經(jīng)驗和精度管理標(biāo)準(zhǔn)，為領(lǐng)域內(nèi)相關(guān)工作者提供參考。

1 抗扭箱分段一體化建造

如圖1所示，集裝箱船貨艙舷側(cè)自二甲板至主甲板的區(qū)域稱為“抗扭箱”，是總縱和疲勞強度的主要承擔(dān)部件，特點是采用了超厚板，板厚普遍大于60 mm。材料方面，艙口圍及主甲板應(yīng)用了止裂鋼材料，抗扭箱的內(nèi)縱壁及外板應(yīng)用了大線能量鋼材料，使其具備了更好的強度性能和焊縫性能。這2種特殊鋼材對焊接環(huán)境的要求都非?？量?，其中，大線能量鋼要求焊接坡口間隙為7 mm～10 mm，當(dāng)大于10 m m時需要從垂直氣電焊改為常規(guī)手工焊接；當(dāng)小于7 mm時垂直氣電焊可以使用但需要反面清根后手工補焊。這2種情況將大幅增加結(jié)構(gòu)性完工周期，對生產(chǎn)質(zhì)量和效率不利，特別是考慮到手工焊人員素質(zhì)不穩(wěn)定對質(zhì)量帶來的影響，盡量避免坡口間隙超出7 mm～10 mm 要求。止裂鋼在工藝上要求角焊縫間隙小于3 mm，對接焊縫間隙為4 mm～12 mm，并盡可能減少打磨和修補工作，當(dāng)間隙超差時，必須采用全熔透角焊或?qū)涌p堆焊，在滿足坡口要求后再正常焊接。然而，這一做法會使止裂鋼性能下降，特別是當(dāng)打磨和修補工作過多時，很可能使止裂鋼性能徹底喪失，必須換板修整，造成大量成本浪費。

圖1 抗扭箱分段部件及鋼材選用示意圖

為控制好特殊性能鋼材區(qū)域的焊縫間隙，管理方案需要分3步走：1）建造策劃階段打破常規(guī)，推廣抗扭箱分段一體化建造；2）精度管控階段建立PDCA循環(huán)管理體系，通過補償量設(shè)定、管理方案策劃、全過程精度跟蹤管控、建立厚板管理制度以及完工結(jié)果反饋的過程實現(xiàn)精度管理方案的持續(xù)優(yōu)化；3）難點攻關(guān)階段通過工藝細(xì)節(jié)方案取得突破，保障精度管理指標(biāo)在全區(qū)域?qū)崿F(xiàn)。

首先，艙口圍散吊經(jīng)常出現(xiàn)直線度不良問題，搭載對接質(zhì)量差、修割和矯正工作多，對后續(xù)艙口蓋的安裝也存在不良影響。針對這一問題，建造方式上將艙口圍散吊搭載改為與抗扭箱分段一體制造完工，從而加強了艙口圍的結(jié)構(gòu)強度，降低了建造過程中發(fā)生結(jié)構(gòu)變形的風(fēng)險。從實踐情況看，一體化制造后，搭載階段的對接精度良好，艙口圍對接平順（見圖2）。

圖2 艙口圍搭載狀態(tài)

一體化建造在克服建造變形問題的同時，也帶來了更高的分段精度要求，需要細(xì)致策劃補償值并嚴(yán)格管理分段完工尺寸。首制分段的實踐嘗試發(fā)現(xiàn)，對該分段立對接精度補償值的設(shè)定應(yīng)區(qū)別對待，對于艙口圍和下部薄板設(shè)定5 mm總組或搭載補償值，對于中部厚板區(qū)域不設(shè)定補償值，如圖3所示（5E表示搭載補償量，5P.E表示總組補償量）。補償量設(shè)定后，制定《大線能量鋼精度管理方案》指導(dǎo)實踐，并進(jìn)行全過程跟蹤測量管理，對完工尺寸超標(biāo)（長度±3 mm）的，嚴(yán)格處理端面尺寸及同面度，取得了較好的控制效果。

圖3 抗扭箱總段補償量設(shè)計

難點方面，主要攻克了4個建造難點：

1）厚板切割精度。針對火焰數(shù)控切割厚板出現(xiàn)的對角線扭曲，直線度不良和發(fā)生移動的問題。通過對切割機參數(shù)優(yōu)化和手動增加“過橋”的形式（見圖4），保證了各種厚板切割的對角線和直線度的精度。

圖4 “過橋”固定

2）厚板拼板精度。對厚板拼板預(yù)熱發(fā)生的崩焊和焊接造成的水平上翹問題，通過加大定位焊的長度與間距解決了崩焊的情況，在厚板焊接時加放反變形并用支撐/壓貼/鐵砧固定減少水平上翹（見圖5）。

圖5 壓鐵控型寬

3）艙口圍精度。規(guī)范焊接順序，提高制作的一次精度，通過火工矯直嚴(yán)格控制直線度超差。

4）抗扭箱精度。通過增加保形隔板（見圖6），防止焊接收縮應(yīng)力造成此處角尺度發(fā)生扭曲，保證焊接后該處空間結(jié)構(gòu)精度良好。

圖6 保型隔板使用

全船實踐結(jié)果表明：垂直氣電焊的實際應(yīng)用焊縫數(shù)基本控制在可應(yīng)用焊縫數(shù)的85%～95%之間，相對于手工焊節(jié)約成本近40%。

2 綁扎橋?qū)к壘瓤刂?/h2>

導(dǎo)軌精度是集裝箱船的一項重要控制點。導(dǎo)軌本身具有長度大、直線度要求高的特點。此外，在分段階段安裝完畢后，對導(dǎo)軌進(jìn)行吊裝時，由于橫隔艙結(jié)構(gòu)形式薄弱、寬高尺寸大、結(jié)構(gòu)重量大，會進(jìn)一步產(chǎn)生變形，需要考慮如何減小隔艙吊裝變形的問題。

在分段制造和導(dǎo)軌安裝階段，根據(jù)導(dǎo)軌的使用要求，其精度控制標(biāo)準(zhǔn)為：水平（相對于橫隔艙水平基準(zhǔn)）在?2 mm～?8 mm范圍內(nèi)；相鄰導(dǎo)軌間距在±3 mm范圍內(nèi)；導(dǎo)軌相對中心線的間距在?6 mm～＋3 mm（3根以上）內(nèi)；導(dǎo)軌直線度在±3 mm（5 m長導(dǎo)軌）、±4 mm（12 m長導(dǎo)軌）、±6 mm（20 m長導(dǎo)軌）范圍內(nèi)。

1）通過全站儀測量，保證以上導(dǎo)軌滿足安裝水平度要求。

2）根據(jù)分段劃分，橫隔艙分為中部橫隔艙（C段）、左橫隔艙（P段）以及右橫隔艙（S段）。針對C段，以結(jié)構(gòu)角尺為基準(zhǔn)對中心線進(jìn)行校驗，制作新的中心線并制定200 mm中心線的水平偏移線作為檢驗線，用于檢查導(dǎo)軌陣列的安裝精度。以中心線為基準(zhǔn)，對L1～L3導(dǎo)軌進(jìn)行定位，相鄰導(dǎo)軌按照?1 mm間距進(jìn)行控制，L3導(dǎo)軌按照?3 mm半進(jìn)行控制（見圖7）。針對P/S段，以結(jié)構(gòu)角尺制作船中側(cè)的端面線，用于檢查導(dǎo)軌安裝精度；以船中側(cè)端面線為基準(zhǔn)，對L4～L10導(dǎo)軌進(jìn)行定位，其中L7按照標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行半寬控制，L4～L6相鄰導(dǎo)軌間距按照?1 mm 進(jìn)行控制，L4距離基準(zhǔn)線的間距按照+2 mm進(jìn)行控制（見圖8）。

圖7 橫隔艙C段劃線方法

圖8 橫隔艙P段劃線方法

3）管理導(dǎo)軌和橫隔艙鋼結(jié)構(gòu)的焊接次序，以對稱焊接為原則，減少熱釋放變形。

4）橫隔艙導(dǎo)軌的安裝階段必須控制在分段鋼結(jié)構(gòu)制作完工后，確保鋼結(jié)構(gòu)本身的火工作業(yè)和翻身作業(yè)全部結(jié)束后再進(jìn)行導(dǎo)軌定位安裝。

上述是分段階段精度控制方案，考慮到后續(xù)隔艙吊裝可能產(chǎn)生的變形問題，需要進(jìn)一步開展有限元校核判定是否加放反變形。

吊裝變形主要發(fā)生在總組和搭載2個階段。以總組階段為例，選擇某典型分段，分為C段和P段（S段對稱）進(jìn)行有限元分析，運用MSC.PATRAN & MSC.NASTRAN有限元計算軟件建模，單元總數(shù)約10萬個，節(jié)點總數(shù)約25.5萬個。采用普通船用鋼材料，泊松比為0.3、彈性模量為206 GPa、密度為7 850 kg/m3。通過吊環(huán)點限位約束及有限元慣性釋放方法進(jìn)行吊裝模擬。普通船用鋼為Q-235A材質(zhì)，正應(yīng)力屈服極限為235 MPa。有限元模擬結(jié)果顯示：C段最大變形為16 mm，中部變形為9 mm，為垂蕩變形（見圖9）；P段最大變形位24.4 mm，中部變形為14 mm，為垂蕩扭轉(zhuǎn)變形（見圖10）。通常將吊裝變形認(rèn)定為彈性變形，在姿態(tài)垂直后一般會消除。根據(jù)經(jīng)驗，當(dāng)變形小于20 mm時可以消除，大于20 mm時則很難恢復(fù)原狀，這是因為實際鋼結(jié)構(gòu)產(chǎn)品存在焊接內(nèi)應(yīng)力作用，在未進(jìn)行有效的反態(tài)放置時，短時間內(nèi)過大的彈性變形很難復(fù)原，生產(chǎn)周期也不允許長時間等待變形回彈。因此，計算變形大于20 mm時，一般要設(shè)計加強材以減小變形量。針對P段隔艙變形達(dá)到24.4 mm的情況，設(shè)計了相應(yīng)的吊裝加強材。對總段開展有限元計算，得到橫隔艙總段最大變形為39.5 m m（見圖11），也必須增加臨時加強材以減小變形。經(jīng)過臨時加強控制后，橫隔艙實吊變形減小，保證了導(dǎo)軌的最終精度。

圖9 橫隔艙C段吊裝變形

圖10 橫隔艙P段吊裝變形

圖11 橫隔艙總段吊裝變形

3 LNG燃料艙艙容控制

燃料艙的特點主要在于內(nèi)殼平整度要求高和艙容控制要求高2個方面。

3.1 內(nèi)殼平整度要求與控制方法

燃料艙內(nèi)部承載液態(tài)天然氣，溫度為?173 ℃，采用GTT規(guī)范設(shè)計的Mark III液貨圍護(hù)系統(tǒng)作為“內(nèi)膽”，起到保溫作用。Mark III系統(tǒng)對于內(nèi)殼平整度的要求遠(yuǎn)高于 GTT公司之前采用的 No.96系統(tǒng)，存在第一標(biāo)準(zhǔn)和第二標(biāo)準(zhǔn)（即建議標(biāo)準(zhǔn)和極限標(biāo)準(zhǔn)）。圖12顯示了GTT規(guī)范中的第一標(biāo)準(zhǔn)，要求內(nèi)殼平整度達(dá)到4 mm/3 m（硬檔）和7 mm/3 m（軟檔）。同時，通過對內(nèi)殼樹脂厚度進(jìn)行研究后得到了第二標(biāo)準(zhǔn)即極限標(biāo)準(zhǔn)：13 mm/3 m[2]，當(dāng)平整度不滿足第二標(biāo)準(zhǔn)時，無論如何進(jìn)行樹脂條匹配都無法滿足絕緣箱的安裝需要，進(jìn)而導(dǎo)致液貨圍護(hù)系統(tǒng)無法完工。相較于No.96系統(tǒng)第二標(biāo)準(zhǔn)的25 mm/3 m來說，13 mm/3 m的要求明顯提高。

圖12 Mark Ш系統(tǒng)關(guān)于3 m尺測量的平整度標(biāo)準(zhǔn)

平整度控制可以分為艙壁平面控制和角隅控制2項內(nèi)容。

在艙壁平面控制方面，不良的主要原因有焊接熱變形、吊裝變形以及錯誤矯正。針對焊接熱變形，按照對稱焊接原則規(guī)劃焊接方式，在焊接完工后進(jìn)行火工輔助矯平；針對吊裝變形開展有限元計算，對強度不足的分段設(shè)計臨時吊裝加強材；針對錯誤矯正，現(xiàn)場裝配階段任何矯正工作都必須遵照技術(shù)人員制定的方案嚴(yán)格執(zhí)行，禁止私自動火。應(yīng)用這些管理辦法后，能夠有效控制艙壁平面平整度。

在角隅平整度方面，除去上述控制方案外，還要考慮關(guān)鍵節(jié)點精度和復(fù)雜性。同時，關(guān)鍵節(jié)點精度控制也是艙容控制的核心問題[3-6]。

3.2 艙容控制方法

艙容控制的總目標(biāo)是實現(xiàn)全長、全寬和全高在目標(biāo)尺寸的±20 m m以內(nèi)。關(guān)鍵轉(zhuǎn)角節(jié)點的精度位置是管控的重點和難點之一，將多面體的各頂點位置控制好后，貨艙的外輪廓尺寸基本達(dá)標(biāo)。

貨艙內(nèi)殼橫剖面共8個主要轉(zhuǎn)角節(jié)點（見圖13），分別位于底部、舭部以及舷側(cè)分段上，左右對稱。其中，1號節(jié)點涉及到底部分段寬度和舭部與底部分段的間隙，底部半寬按照±3 mm進(jìn)行控制，舭部與底部間隙按照(6±2) mm進(jìn)行控制。2號節(jié)點涉及到舭部分段定位，是保證整個燃料艙艙容最關(guān)鍵的承上啟下節(jié)點，既影響艙高又影響艙寬，因此需重點關(guān)注。舭部分段同時帶有1號和2號節(jié)點，在無法全部保證的情況下，優(yōu)先保證2號節(jié)點放棄1號節(jié)點，也可以通過微旋轉(zhuǎn)舭部分段使2號節(jié)點高度寬度達(dá)標(biāo)，在1號節(jié)點或其對應(yīng)的外板和肋板位置予以裝配矯正或者換板補足斷差。只有保證了2號節(jié)點的精度才能保證舷側(cè)分段的定位位置，消除誤差累積對艙容的損害。2號節(jié)點精度按照±3 mm進(jìn)行控制。在保證2號節(jié)點后，3號節(jié)點和4號節(jié)點的控制相對容易，需要注意4號節(jié)點的高度，減少與甲板總段對接時發(fā)生的錯位。

圖13 燃料艙主要節(jié)點示意圖

關(guān)鍵節(jié)點控制完成后，單邊精度偏差一般不超過±5 mm，角隅平整度將很容易控制。根據(jù)對結(jié)構(gòu)矯正光順的經(jīng)驗，開刀長度在100倍錯位值以上時，平整度良好，10 mm的偏差將在1 m范圍內(nèi)妥善解決，不超過角隅區(qū)域范圍，不會引起角隅周邊結(jié)構(gòu)裝配矯正的需要，在有效保證燃料艙的艙容和平整度的同時減少返工量。

3.3 燃料艙實踐問題示例

實踐過程中，燃料艙的問題比較集中地出現(xiàn)在關(guān)鍵節(jié)點和橫隔艙控制上，進(jìn)一步的處理方案闡述如下。

燃料艙舭部分段搭載時，存在1號節(jié)點與2號節(jié)點寬度數(shù)據(jù)不同步的問題（見圖14）。從圖14中可見，2號節(jié)點首尾端面直線度不良，寬度數(shù)據(jù)分別為?2 mm和＋13 mm，1號節(jié)點首尾兩處寬度基本同步，分別是＋17 mm和＋11 mm?？傮w來看，主要問題在于Y=?2 mm的2號節(jié)點與其他3點不同步。這是建造時比較常見的問題，不同步的節(jié)點位置各有區(qū)別，但都體現(xiàn)出內(nèi)側(cè)斜艙壁角度和平面度不良的現(xiàn)象。雖然在策劃階段明確強調(diào)過2號節(jié)點的重要性，但實際生產(chǎn)時由于制造難度較大，仍然問題頻發(fā)。以圖14所示分段為例，調(diào)整方案有2種：一種是將Y=＋17 mm處1號節(jié)點修割余量＋15 mm后水平旋轉(zhuǎn)，使Y=?2 mm節(jié)點向外側(cè)放寬；另一種是直接處理Y=?2 mm節(jié)點，將內(nèi)側(cè)斜艙壁與平臺板角焊縫打開后修割肋板余量，再合攏，相當(dāng)于將肋板頂部寬度做小，使Y=?2 m m節(jié)點向外側(cè)放寬，肋板的修割余量為三角余量，呈楔形。對比 2種方案，雖然都能夠?qū)崿F(xiàn)Y=?2 mm節(jié)點的放寬目標(biāo)，但第1種方案的整體旋轉(zhuǎn)勢必導(dǎo)致Y=?2 mm節(jié)點所在環(huán)縫與相鄰分段對接時內(nèi)外錯位，進(jìn)一步的裝配矯正工作量較大；第2種方案切割肋板工作量相對較小且能減少誤差的繼續(xù)累積，因此推薦第2種矯正方法。

圖14 舭部分段節(jié)點精度不良(單位：mm)

在燃料艙的橫隔艙搭載時，發(fā)現(xiàn)底部艙壁板和內(nèi)部構(gòu)架邊緣不齊，存在段差達(dá)到15 mm（見圖15）。這反映出在策劃階段對此處加放補償量和余量的數(shù)值不合理，引起了較大的隔艙修割工作量且對燃料艙總高度產(chǎn)生了一定影響。一方面，為了彌補隔艙高度因修割而導(dǎo)致的降低情況，將隔艙底部和頂部角焊縫間隙各放大5 m m，基本滿足了層高要求；另一方面，重新規(guī)劃了隔艙底部補償量和余量布置，區(qū)別對待艙壁和內(nèi)部構(gòu)架，有效防止了問題的再次發(fā)生。

圖15 橫隔艙分段的底部斷差

4 多島建造精度管控

多島建造方案的總體流程為：根據(jù)廠區(qū)實際條件和生產(chǎn)節(jié)奏，將系列船2#船除去首部的區(qū)域分割成3個半島分別制造，最終合攏時按照間距50 mm落墩定位，而后使用頂升機組平移2只巨型總段向尾半船靠攏使環(huán)縫對接完畢，完成合攏。其中，1#巨型總段包含8～11環(huán)，2#巨型總段包含12環(huán)和燃料艙，重量均大于6 000 t（見圖16和圖17）。

圖16 巨型總段1#組成圖（單位：mm）

圖17 巨型總段2#組成圖（單位：mm）

為了實現(xiàn)多島建造，必須根據(jù)2只船塢的生產(chǎn)情況合理設(shè)計方案，大致分為3步走（見圖18）；1）在 1#船塢內(nèi)使用常規(guī)方法建造同型 1#船整船和燃料艙所在 2#巨型總段；2）1#船出塢，2#巨型總段根據(jù)理論搭載位置向船艏偏100 mm定位，1#巨型總段下塢建造并按照理論向尾偏100 m m定位，2只巨型總段間距200 mm的目的是為了留足半船起浮水密封板的作業(yè)空間，因此不能簡單地按照最終的50 mm間距做第一次定位；3）2#船塢內(nèi)尾半船出塢并拖曳至1#船塢，與2只巨型總段一起第2次起浮落墩，最終位置間距50 mm，最后使用頂升機移動2只巨型總段組向尾半船合攏。

圖18 多島建造作業(yè)流程

多島建造需要精確控制3個半島的位置、浮態(tài)等數(shù)據(jù)，存在3個需要重點關(guān)注的內(nèi)容，即多島同面度控制、浮態(tài)控制以及落墩定位控制。

1）多島同面度控制。同面度控制不是在搭載完成后處理端面，而是在搭載過程中逐步對每個總段進(jìn)行控制，最終實現(xiàn)同面度達(dá)標(biāo)。在這個控制過程中，因為制造誤差等而導(dǎo)致局部同面度不達(dá)標(biāo)時，可以適當(dāng)考慮最后處理端面，但應(yīng)注意處理范圍應(yīng)盡可能小，如果控制過程中發(fā)現(xiàn)會導(dǎo)致過大的累積誤差，則必須在單個總段數(shù)據(jù)修正結(jié)束后再搭載后續(xù)總段。同時，同面度控制是貨艙控制方案中的一個環(huán)節(jié)，與分段的其他控制數(shù)據(jù)互相關(guān)聯(lián)的，因此建議參照船塢階段的貨艙精度控制（見表1），在此基礎(chǔ)上，可將多島同面度控制在達(dá)標(biāo)范圍內(nèi)。

表1 超大型集裝箱船貨艙主要結(jié)構(gòu)船塢階段精度控制標(biāo)準(zhǔn)

2）浮態(tài)控制。要求3個半島在半船起浮時基本處于平浮狀態(tài)，以便減少斜率帶來的測量誤差。半船起浮前，提前做好精度測量靶點及臨時水尺，通過數(shù)字化船塢塢墻基準(zhǔn)線對半島浮態(tài)進(jìn)行監(jiān)控。雖然NAPA等計算軟件可以得出理論上的浮態(tài)，但實船應(yīng)用時必然存在誤差?？紤]到半島壓載管系未成形，壓載泵無法工作，抽水作業(yè)只能利用隔膜泵等小工具人工作業(yè)，耗時長、難度大，建議預(yù)先配載的壓載水同理論值之間留有一定空間，實際起浮后，通過全站儀跟蹤測量確定真實浮態(tài)，而后加入適量壓載水調(diào)整船舶姿態(tài)。但應(yīng)注意，預(yù)留的壓載水不應(yīng)過大，應(yīng)盡量使船舶實際起浮姿態(tài)縱傾小于0.5 m，防止因自由液面問題導(dǎo)致現(xiàn)場調(diào)配困難。落墩前，要求控制縱傾小于0.2 m，橫傾基本為0。

3）落墩定位控制。落墩時需要注意船塢排水速度，盡量緩落，盡可能多地關(guān)閉塢門排水泵組，防止因船塢排水過快引起的定位偏差以及無法及時調(diào)整位置等問題。

考慮到首次采取多島建造方案的船舶是該系列2#船，最終建造位置與1#船相同。因此，以1#船位置作為參考可較簡便地確認(rèn)硬檔與塢墩的對準(zhǔn)。精度控制方案簡介如下：

1）1#船出塢前，在1#船465分段上以塢壁中心線找出FR312號（70T前壁）與二甲板交點A，在464分段上以塢壁中心線找出FR276號（70S后壁）與二甲板交點B，將A點與B點坐標(biāo)記錄并將坐標(biāo)的起始點做好油漆標(biāo)記。找出2#船燃料艙中A點與B點對應(yīng)的位置，在外板上貼好反射片做好標(biāo)記。

2）1#船出塢時，以 1#船燃料艙塢壁標(biāo)記的起始點對2#船A、B點進(jìn)行定位。定位時2#船2#巨型總段前后以定位點往首偏移100 mm定位落墩。

3）2#船燃料艙落墩后，以 1#船船體中心線對2#船2#巨型總段狀態(tài)進(jìn)行復(fù)核，確定是否需要重新修正中心線，該中心線必須延長至2#船尾部，并反撥至塢壁上，供后續(xù)2#船尾半船移位落墩定位使用。

4）用新開出的中心線作為2只巨型總段的定位中心線，需注意1#巨型總段定位時以船體正確位置往船尾移100 mm定位（由于燃料艙總段往首偏移100 mm，故2個巨型總段理論間距為200 mm）。

5）2#船尾半船移位前，按照常規(guī)辦法找出移位落墩定位點，確定定位數(shù)據(jù)。待移位至1號塢時按照理論位置進(jìn)行落墩，1#巨型總段按照船體正確位置前移50 mm落墩，2#巨型總段按照船體正確位置前移100 mm落墩。

6）落墩后應(yīng)注意封板拆除時不可損傷船體，封板拆除后第一時間利用總段平行關(guān)系畫出余量并切割端面，確?？偠我莆磺敖宇^余量已切除。

5 典型首尾區(qū)域控制點

5.1 錨唇安裝

錨唇是舾裝件安裝的難點之一，主要體現(xiàn)在錨唇的曲面制作精度不良和雙曲外板基準(zhǔn)難尋2個方面。超大型集裝箱船的錨唇體積較大，安裝難度增加，精度方案簡述如下：

安裝順序：錨鏈筒小合攏→錨凸臺小合攏→總（分）段劃線→甲板和外板開孔→插入錨鏈筒→裝焊錨→鏈筒加強肘板→錨凸臺裝焊→錨鏈筒余量切除→裝焊錨唇→磨光錨鏈通道。

錨鏈筒在胎架上裝焊小合攏后，火工矯圓矯直，然后在筒體上劃出安裝定位線；確認(rèn)并標(biāo)出左右舷用的錨凸臺面板，用劃線樣板在錨凸臺面板上劃出肘板位置線及錨、鏈筒中心出口處的肋位、水線的“十”字線，并將“十”字線駁至面板的端面打上洋沖標(biāo)記；將錨凸臺面板開孔樣板上的“十”字線對準(zhǔn)錨凸臺面板上的“十”字線劃出開孔線，然后切割。切割鋒線應(yīng)與錨鏈筒中心線平行；按裝配角度樣板安裝錨凸臺內(nèi)肘板（見圖 19）；安裝錨凸臺圍板；在錨凸臺圍板上劃出錨鏈筒中心出口處的肋位、水線的“十”字線，打上洋沖標(biāo)記；錨凸臺焊接；錨凸臺內(nèi)部涂裝；按圖紙要求在甲板上劃出船體中心線、錨鏈筒中心位置肋位線、錨鏈筒中心線的甲板投影線、錨鏈筒中心線的甲板投影線與肋位線的交點，即錨鏈筒中心線在甲板上的中心點；外板上劃錨鏈筒中心點及加強肘板位置線；按放樣圍長數(shù)據(jù)在基準(zhǔn)肋位線上劃出錨鏈筒中心所處水線高度點，并在甲板邊線處劃出其肋骨位置點，然后分別以點為圓心，錨鏈筒中心處水線圍長及錨鏈筒中心肋位處圍長為半徑作弧相交，該交點則為錨鏈筒中心線在外板上的中心點；同理按放樣數(shù)據(jù)劃出肘板安裝位置線；主要定位位置線見圖20。

圖19 角度樣板使用示意圖

圖20 錨鏈筒主要精度位置線

5.2 尾邊側(cè)線型分段精度控制

尾邊側(cè)分段因為分段劃分困難，長度和高度較小但寬度較大，跨度近20 m。按照常規(guī)分段的制作方法，預(yù)先設(shè)計為以階梯平臺為基面進(jìn)行反造，8塊外板散貼合攏，而后整個分段翻身上門架完成后續(xù)焊接。這個作業(yè)流程存在2個問題：1）外板散貼后焊接時，焊接收縮和自身重力作用下使分段表現(xiàn)出趴開的趨勢；2）翻身時由于跨度大，受力方式使分段存在進(jìn)一步趴開變形的趨勢。首制分段測量后發(fā)現(xiàn)，分段完工尺寸不理想，向階梯平臺面中部拱起30 mm～40 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了完工標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)要求，后道工序也難以調(diào)整（見圖 21）。為解決這一問題，采用2種辦法處理：1）修改制作基面，由階梯型平臺改為外板基面，采用曲面胎架制作定位外板，階梯型構(gòu)架分成2～3個組立制作完成后，分別安裝在外板基面上，這樣避免了翻身變形問題，但應(yīng)注意外板對接縫的坡口方向需做相應(yīng)修改；2）船中側(cè)加放20 mm反變形，用以抵消焊接收縮引起的中拱態(tài)勢。

圖21 首制尾邊側(cè)線型分段測量結(jié)果（單位：mm）

5.3 節(jié)能裝置安裝精度控制

節(jié)能裝置是安裝于結(jié)構(gòu)軸筒末端，用以調(diào)節(jié)螺旋槳擾流的一種特殊裝置，該裝置對端面平面度要求較高，平面度監(jiān)測點如圖22所示，外圈6個點處于一個平面，內(nèi)圈其他點處于另一個平面。

圖22 節(jié)能裝置平面度監(jiān)測點

安裝精度控制分為3個階段：1）艉軸分段階段，在結(jié)構(gòu)制造完成后，對該分段數(shù)據(jù)進(jìn)行采集分析，并對尾軸鑄鋼件后端標(biāo)記的洋沖進(jìn)行檢驗，并與設(shè)計提供的該鑄鋼件后端余量（＋30 mm）的預(yù)計切割量進(jìn)行比對，節(jié)能裝置尾端到艉尖艙理論線的距離9 944 mm（換算后也就是節(jié)能裝置與鑄鋼件焊接的尾端與后尾管座鑄鋼件尾端的理論尺寸為118 mm），經(jīng)確認(rèn)后對節(jié)能裝置前后定位線洋沖進(jìn)行勘劃；2）分段上安裝階段，節(jié)能裝置的重量約為13 t，安裝時使用專用托架或者支柱支撐，逐步調(diào)整并查看該裝置與后尾管座鑄鋼件軸中心線的上方和水平、后端各處樣沖的對應(yīng)情況，在確保節(jié)能裝置尾端面平整度和加強內(nèi)側(cè)半徑為2 694 mm的情況下進(jìn)行定位，并且這些點需要在整個焊接過程中全程進(jìn)行監(jiān)控，發(fā)現(xiàn)變形較大時應(yīng)調(diào)整焊接順序，直至尾封板密性檢測合格；3）總組搭載階段，以前后尾管座的軸中心（距基線和船舯）和艉尖艙艙壁（包括節(jié)能裝置后端面各點的平整度數(shù)據(jù)）以及11335平臺為基準(zhǔn)進(jìn)行定位，根據(jù)“軸系布置圖”首尾方向要求艉尖艙艙壁理論面距1號氣缸中心27 986 mm。

6 結(jié)論

精度管理方案在2萬箱級LNG燃料集裝箱船應(yīng)用后，取得了較好效果，結(jié)論如下：

1）抗扭箱分段一體化建造可以消除艙口圍變形問題，提高生產(chǎn)效率和建造質(zhì)量，垂直氣電焊的實際應(yīng)用焊縫數(shù)控制在可應(yīng)用焊縫數(shù)的85%～95%之間，相較于手工焊節(jié)約成本近40%。

2）綁扎橋精度控制應(yīng)預(yù)先計算隔艙變形，對于超過20 mm的大變形設(shè)計吊裝加強，精度標(biāo)準(zhǔn)參照本文。

3）燃料艙精度控制以平整度和總尺寸為目的，二者具有同一個核心即控制關(guān)鍵節(jié)點的定位精度，關(guān)鍵節(jié)點中以2號節(jié)點最為重要。

4）多島建造方案在精度控制方面應(yīng)嚴(yán)格遵循過程控制原則，依據(jù)文中標(biāo)準(zhǔn)控制涉及首尾環(huán)縫同面度的分段精度，此外，還應(yīng)注意嚴(yán)密監(jiān)控浮態(tài)，消除斜率等因素對定位數(shù)據(jù)產(chǎn)生的影響。

5）錨鏈筒安裝、大線型分段控制和節(jié)能裝置安裝是集裝箱船首尾區(qū)域比較突出的難點問題，參考本文方案確保精確度。

6）從管理角度看，精度控制的一項核心難點問題是不達(dá)標(biāo)情況下是否向后道放行。判斷依據(jù)不應(yīng)該僅從返工工作量角度進(jìn)行考慮，而應(yīng)優(yōu)先考慮是否涉及核心控制點，對于影響核心控制點達(dá)標(biāo)度的禁止放行。核心控制點的得出，需要針對具體船型開展深入的精度策劃工作，這是精度管理的內(nèi)核所在。