靈便型無壓載水艙散貨船船型開發(fā)與研究

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(武漢理工大學 交通學院，武漢 430063)

載重量在2～5萬t級左右的靈便型散貨船以其載重噸位適中,對航道、運河及港口碼頭具有較強的適應性，且多配有起卸貨設備，營運方便靈活，吃水較淺，世界上各港口基本都可以?？慷鴤涫艽瑬|青睞。正是由于靈便型散貨船航線覆蓋的水域最為廣闊，其壓載水的不當處理和隨意排放對環(huán)境造成的危害也是災難性的，為此選用靈便型散貨船作為研究對象[1]。在對靈便型無壓載水艙散貨船船型的開發(fā)[2]和研究中，有3個關鍵點：①如何保證船舶在空載航行時的艏艉吃水；②在滿足空載吃水的同時，保證船舶滿載時的載貨量；③新船型在空載航行和滿載航行時具有較好的適航性。

1 船型的建立

以武漢理工大學華東船舶設計研究院自主研發(fā)的35 000 DWT級散貨船為母型船，借鑒荷蘭代爾夫特大學的單一結構船身設計方案并結合雙尾鰭進行型線設計。

型線設計以母型船設計水線下的橫剖面面積曲線基本不變?yōu)榍疤?，主要對母型船的底部型線進行倒“凹”形修改，在船舶的底部設置一個向后開放的內凹，同時增大船寬。變換后的橫剖面面積曲線和母型船基本保持一致，在保證船長、設計吃水、排水量等參數基本不變的情況下，較好地解決了型線的光順性問題。對比母型船和設計船的船舯橫剖面，發(fā)現對于同一站的橫剖線，其變化的形狀呈互補的狀態(tài)，見圖1。即在設計吃水線以下，母型船橫剖面所減少的區(qū)域A的面積由設計船橫剖面所增加的區(qū)域B的面積來補償，以保證其排水量的要求。

圖1 設計船與母型船橫剖面型線形狀

1.1 船舶主尺度的確定

船寬B與船底的內凹高度H和內凹寬度b存在惟一對應的函數關系。如果區(qū)域A的面積較小，則設計船在空載時的吃水可能不足，不能保證船舶的安全航行；如果區(qū)域A的面積過大，則設計船的船寬增加較大，這樣導致兩個問題：①設計船的濕表面面積大幅度擴大，在低速船摩擦阻力占主要比例的情況下，船舶阻力增大較多；②設計船的L/B過小，這樣可能不滿足《鋼質海船入級規(guī)范》中長寬比不小于5，寬深比不大于2.5的要求。綜合考慮雙尾鰭型線的光順和艉部縱向水流的順暢，取設計船的船寬為30 m，船底內凹高度H為1.5 m。

1.2 船舶艏部型線的特征

艏部型線水下部分較為肥大，這樣處理是為了使船舶的浮心前移，從而產生足夠的艉傾力矩，保證螺旋槳的沉深，見圖2。

圖2 設計船的艏部型線

1.3 船舶雙尾鰭型線的特征

艉部采用雙尾鰭線型，阻力性能好、推進效率高、船體振動小且操縱性好，同時雙尾鰭船型采用雙機、雙槳、雙舵，不僅使螺旋槳直徑大大減小，降低了其沉深高度，而且艉下沉和淺水阻力也較小，這是采用雙尾鰭線型的主要原因之一。

以下參數對雙尾鰭型線的影響較為關鍵。

1) 艉軸高度。母型船的艉軸高度為3.2 m，由于采用雙尾鰭線型后，采用雙機雙槳，此時的主機功率取為母型船主機的一半。母型船的主推進裝置如下：采用1套MAN B&W 6S42MC-MK7主機，最大持續(xù)功率(MCR)及轉速為 6 480 kW×136 r/min，螺旋槳直徑為5.2 m。因此，設計船的主推進裝置采用2套MAN B&W 5L35MC6主機，最大持續(xù)功率(MCR)及轉速為 3 250 kW和210 r/min，螺旋槳直徑為3.3 m。考慮主機的底座高度和機艙艙底機座縱桁的結構尺寸后，艉軸高度H=0.55+2.20=2.75 m,考慮一定的誤差和安裝間隙，設計船的艉軸高度取為2.80 m。

2) 底切點。中剖線與基線的夾角α應該控制在13°以下為宜,最好不要大于10°。本設計船在處理艉部型線時，通過控制底切角的位置，將α始終控制在10°以下[3]。

3) 艉軸間距。艉軸間距決定片尾的肥瘦程度。b/B=0.5～0.6，都不致于引起性能上質的變化。因此本設計船的艉軸間距b/B=0.588。

設計船艉部的型線見圖3。

圖3 設計船的艉部型線

1.4 設計船空船重量的估算

對設計船進行結構設計，據此估算設計船的空船重量和重心。因除船寬B外，船舶主尺度并沒有變化，故采取和母型船同樣的結構形式，計算主要構件尺寸。計算表明設計船的結構尺寸與母型船基本一致，設計船的空船重量為9 618.2 t，重心高度為8.783 m[4]。

1.5 設計船的浮態(tài)和裝載計算

根據設計船型線，參考母型船的艙室分布，進行靜水力和各種裝載情況下的穩(wěn)性計算,見表1。

表1 母型船和設計船各參數的對比

空載出港時，船舶的艏艉吃水分別為2.251 m和4.737 m，保證螺旋槳完全浸沒；同時縱傾值為2.486 m，小于0.015L，滿足《雙舷散貨船指南》對壓載時艉傾及艏吃水的要求。

結構吃水出港時，船舶的艏艉吃水分別為9.762 m和10.620 m ，排水量為43 243.2 t，減去空船重量得船舶載重量為33 625.0 t。

可見，設計船型線滿足空載時的吃水要求和滿載時的載貨量的要求。

2 耐波性分析

采用由DNV開發(fā)的Wasim軟件計算船舶運動。

將母型船和設計船的型值編入*.pln文件，載入到Wasim中，并設置船舶的參數，包括：船舶的浮態(tài)、重心位置以及船舶的橫向、縱向和垂向的慣性半徑等。此處，慣性半徑橫向取0.30倍的船寬，縱向和垂向取0.25倍的船長。然后輸入網格參數，Wasim會對模型及自由表面自動進行網格劃分，見圖4。

圖4 Wasim進行模擬計算時的網格劃分

分別針對設計船的空載狀態(tài)和重載狀態(tài)以及母型船的壓載狀態(tài)和重載狀態(tài)進行計算，船舶表面的縱向和周向網格數目為40×12，網格分布的半徑范圍取為5倍船長，最小時間步長為0.1 s，計算總時間為600 s，假定設計航速為13.4 kn。

2.1 船舶運動響應

6個運動自由度中，尤以垂蕩、橫搖、縱搖對船舶運動的影響最為顯著，這3個自由度的響應分別見圖5～9。

圖5 設計船與母型船順浪時的升沉響應

圖6 設計船與母型船迎浪時的升沉響應

圖7 設計船與母型船正橫浪時的橫搖響應

圖8 設計船與母型船迎浪時的縱搖響應

由于船舶艏艉形狀不對稱，因此在迎浪航行時同時發(fā)生垂蕩和縱搖，即耦合影響。一般，波長與船長比對縱搖和垂蕩的影響最大，航速其次。由于設計船和母型船的船長和計算航速一樣，故設計船和母型船的縱向運動在相同裝載情況應基本處于同一水平，圖5、6、8、9可以驗證。

圖9 設計船與母型船順浪時的縱搖響應

觀察圖7發(fā)現，在相同裝載情況下，設計船的橫搖響應曲線的峰值比母型船小很多，而且收斂得更快。這主要是由于設計船較母型船船寬增加，導致設計船的橫穩(wěn)心高度較大，從而橫搖阻尼增大，橫搖周期減小。

2.1 船舶運動的短期預報

在圖10～12中，其橫坐標為特征周期，縱坐標分別為單幅有義垂蕩、單幅有義橫搖和單幅有義縱搖對有義波高的比值。一旦清楚某海況的特征周期和特征參數，結合船舶運動的頻響譜進行計算，就能非常方便地得到該海況下船舶運動的短期預報。通過分析發(fā)現，設計船空載時的垂蕩、橫搖和縱搖單幅有義值略大于母型船壓載時的值，但相差不多，仍在允許的范圍內；設計船重載時的垂蕩、橫搖和縱搖單幅有義值與母型船重載時的值基本處于同一水平。

圖10 迎浪時的升沉短期預報

圖11 正橫浪時的橫搖短期預報

3 結論

1) 將雙尾鰭艉型與單一結構船身結合起來，在設計水線下橫剖面面積曲線不變的前提下，在母型船的基礎上進行型線設計。新設計的型線能夠滿足空載時的吃水和滿載時載貨量以及穩(wěn)性要求，在惡劣海況下，可能須加載少量的壓載水以保證船舶安全?？梢姡撔途€可基本實現靈便型散貨船的無壓載水化。

圖12 迎浪時的縱搖短期預報

2) 分析耐波性理論計算結果可知，設計船與母型船在相同裝載情況下的耐波性能，除個別情況略差之外，基本處于同一水平；同時只要給出升沉、橫搖和縱搖的短期預報曲線，可以很方便地計算出各種海況下的垂蕩、橫搖和縱搖的單幅有義值，供船舶設計參考。

3) 本船型尚處于初步研究階段，接下來還有很多工作要做，包括進一步的適航性分析、阻力分析、快速性分析、經濟性的計算等，只有通過更多性能的計算分析才能更好地總體評價設計方案的可行性。

[1] MICHAEL G.PARSONS, MILITIADIS KOTINIS. Further development and optimization of the ballast-free ship design concept[R].USA:The University of Michigan, 2008：1-4.

[2] 趙橋生，張錚錚.無壓載水船舶的研究進展[J].艦船技術，2009，(7)：17-19.

[3] 李世謨.雙尾節(jié)能船型[J].中國造船，1988，(1)：69-75.

[4] 韋俊凱，林 焰.V型無壓載水船舶型線設計變換研究[J].中國艦船研究，2010，(1)：24-27.