82 000 DWT 散货船的结构开发

谢大建

(南通中远川崎船舶工程有限公司，江苏南通226005)

0 引言

2013年，航运市场一度有所回暖，散货船订单持续增多，巴拿马型散货船大型化趋势明显，卡尔萨姆型(Kamsarmax)散货船成为船东订造的热点之一。在此背景下，南通中远川崎船舶工程有限公司(NACKS)为进一步提高在散货船市场上的竞争力，增加船型储备，决定新开发Kamsarmax型散货船。

Kamsarmax型散货船相比于传统巴拿马型散货船具有如下优点:两者具有相同船宽，均可通过巴拿马运河，但船长更长，载重量增加2万 t左右，达到82 000 t;相比于好望角型散货船，可运载货物种类多，航线更灵活。

1 主要量度的确定

本船属于巴拿马型散货船，设计为无限航区、单机单桨、单壳散货船，适用于运输谷物、煤炭、矿砂等大宗散装货物。设计该船时，由于协调共同结构规范即将于2015年7月1日生效，本船是NACKS设计的最后一艘基于共同结构规范(CSR)的散货船。

总长228.90 m

型宽 32.24 m

型深 20.20 m

结构吃水 14.50 m

入级符号为“LR，+100A1，Bulk Carrier，CSR，BC-A，GRAB［20］，Holds 2，4 and 6 may be empty，ESP，ShipRight(CM，ACS(B))，LI， +LMC，UMS”。

2 布置

82 000 DWT散货船设有1层连续的干舷甲板。货舱区分为7个货舱，第4货舱兼作风暴压载舱。为了方便装卸货物，除1号舱外，其他货舱的开口尺寸设为17.80 m×15.30 m。除第6、第7货舱区的顶边舱用作燃油舱外，其他顶边舱及所有底边舱用作压载舱。另外，为了提升船舶推进性能，本船的螺旋桨直径较大，在正常压载工况下需要更多的压载水量以满足螺旋桨浸没要求，因此将本船的横舱壁底墩也设为压载舱。

根据国际海事组织海上安全委员会(MSC)第158(78)决议的规定，如底边舱高度超过6 m，应在强横框架开口上缘下1.2 m处沿舷侧外板设置1个纵向连续固定通道。本船的底边舱高度控制在6 m以下，避免了纵向检查通道的布置。

湖北是鱼米之乡，水产丰富，水产品如何保鲜的问题吸引了众多科研工作者的关注，以单一因子或通过栅栏技术对水产品进行防腐保鲜的研究报道不断涌现，其保鲜效果的评判指标主要有感官品质、菌落总数、pH值、水分活度、挥发性盐基氮等。而少见以抑菌圈直径为评判指标进行研究。但在微生物学上，抑菌圈大小是评判药剂抑杀菌效果的重要依据。因此，试验选取乳酸链球菌素、柠檬酸、魔芋葡甘聚糖、生姜汁、海藻酸钠、甘氨酸6种生物保鲜剂对鲫鱼进行保鲜处理，获得各保鲜剂合适的质量浓度，再进行抑菌圈试验，比较抑菌作用效果，以期为鲫鱼保鲜提供安全有效的生物保鲜剂。

为了满足澳大利亚海事安全局(AMSA)对甲板通道高度2 m、宽度750 mm的要求，舱口围板高度相比舱盖纵向开启的大灵便型(Handymax)散货船有所增加。

本船货舱横舱壁的设计是布置研讨中的一个难点。散货船货舱横舱壁一般采用垂直槽型横舱壁，槽型壁的上下端设置顶墩和底墩。结合交通的布置、舱壁板的屈服强度、屈曲强度、舱壁槽条在破舱进水工况下的弯曲强度、底墩与内底板连接处的疲劳强度等各方面因素，最终确定槽型壁的槽深，顶墩和底墩的形状以及高度。前文提到，本船底边舱的高度不到6 m，基于此决定了底墩的高度。本船的型深相对Handymax型散货船增加1.6 m左右，导致横舱壁高度增加。为了满足槽条的弯曲强度，可以将顶墩的高度增加，并将截面形状由矩形变更为梯形，从而控制槽条的跨长。4号货舱兼作风暴压载舱，对底墩侧板与内底板及双层底纵桁、肋板连接处的疲劳强度要求较高。如果底墩采用垂直侧板，疲劳寿命很难达到要求，甚至嵌入厚板也无法达到25 a设计寿命，因此本船将风暴压载舱前后的底墩侧板全部设置为倾斜式。

当底墩的前后侧板设置为倾斜时，如果顶板与水平面成45°，那么一侧斜板与顶板形成如图1所示的极小的夹角，约为27°。此时，会对碳弧气刨和焊接施工带来困难，通过如图2所示的试验可以发现，碳刨过程中会损伤顶板自由边及斜板的上侧表面，由于空间狭小，焊接施工更为艰难。文献［1］中提供了一些对策，例如将底墩后侧壁改为竖直结构，或将底墩顶板改为水平等，但是这些对策对强度不利或不满足规范要求。最终采用了削斜顶板下自由边，将顶板与斜板的夹角扩大到45°，解决了焊接施工的问题。

图1 底墩顶板及侧斜板结构

3 强度设计

3.1 规范计算

本船船中横剖面的剖面模数主要由船体梁在中垂进水工况时的弯曲强度决定的，船体梁极限强度不决定横剖面尺寸。

在计算舷侧外板的屈曲强度计算时，所使用的各个相互独立载荷工况下的剪应力由下式所示的剪力产生:

式中:QSW为所计及船体横剖面在完整工况下的设计静水剪力;QWV为所计及船体横剖面在完整工况下的垂向波浪剪力;CQW为载荷组合因子。

图2 底墩顶板及侧斜板碳刨试验结果

以载荷工况H1为例，在船中剖面向后的部分，CQW=-1。

若 QSW=-45 000 kN，QWV=-28 000 kN。在计算总剪力时正确的计算方法为Q=-45 000+(-1)×|-28 000|=-73 000 kN，而不是 Q=-45 000+(-1)×(-28 000)=-17 000 kN。其实在散货船共同结构规范(CSR)的体系中负的波浪剪力QWV的计算结果应该是正值，CQWQWV的计算值才是负值。但是大家习惯上认为负的波浪剪力就是负值，才会导致出现上述的错误。后一种方法计算出来的总剪力小于设计静水剪力，显然是错误的，设计时需要引起注意，防止舷侧外板板厚无法满足屈曲强度要求的情况出现。

本船底墩兼作压载舱，规范计算及有限元分析时应注意合理设定底墩侧板的腐蚀余量。根据CSR的要求，当底墩内为空舱的情况下，侧板腐蚀余量为6.5 mm，大于底边舱斜板的5.5 mm的腐蚀余量。根据国际船级社协会(IACS)KC No.978的解释，之所以出现以上差别，是由于底边舱斜板在压载工况下受到压载水的冷却作用，有利于减缓钢板的腐蚀。因此，如果底墩兼作压载舱，那么底墩侧板可以与底边舱斜板取相同的腐蚀余量。

相对于Handymax型散货船，本船的纵骨疲劳强度不太容易满足，与外底板相连的腹板加强筋需要设置软趾和背肘板，初步分析原因如下。

根据CSR要求，疲劳强度的校核衡准为:疲劳累积损伤度 D=ΣjDj≤1，其中，Dj为各装载工况“j”的基本疲劳损伤度，与系数αj成正比。该系数取决于标准散货船的典型装载工况的出现频率，由IACS基于对航运公司发出的调查问卷以及获得的业界意见来设定。对于BC-A型船来说，系数αj见表1。

以4号货舱位置的某外底板纵骨为例，其各装载工况下的基本疲劳损伤度Dj占疲劳累积损伤度D的百分比如图3所示。隔舱装载工况对应的基本疲劳损伤度Dj几乎可以忽略不计，重压载工况下的Dj值则远远大于其他工况下的Dj值，即外底板纵骨的疲劳强度对应的装载“工况1”为重压载工况。此时，若在其他参数值基本相同的情况下，系数αj的值取0.15或0.3几乎决定了纵骨的疲劳强度。作者认为，单纯以船长作为选择系数αj的依据值得商榷。毕竟Kamsarmax型散货船的货物装载比较灵活，压载航行的几率应该接近于船长小于200 m的Handymax型散货船，而不是与好望角型(Capesize)散货船相同。

表1 取决于装载工况的系数αj

图3 外底板纵骨各装载工况下Dj/D的百分比

3.2 有限元分析

本船的直接强度计算按照CSR要求完成。取船中的3个典型货舱作为目标舱室进行3舱段有限元分析，分别是重货舱、轻货舱和风暴压载货舱。建模及单元分组等工作采用的是通用有限元软件Femap，腐蚀余量扣除、加载和屈曲计算等后处理工作采用船级社软件ShipRight，计算则采用MSC Nastran。

根据CSR要求，如果规范中列出的典型区域超出95%许用应力，需要进行细化网格分析。为了减少工作量，本船在进行3舱段粗网格计算的过程中，通过增加板厚或修改结构形式等方法，尽量将典型高应力区域的应力控制在95%的许用应力范围内。

外底板板厚在规范计算的基础上需要有大范围的增厚补强，主要是由目标舱室为空、总纵弯曲为中拱的工况下的屈曲强度决定的。外底板(左舷)屈曲强度不足板格分布图如图4所示。图中，深色方框表示屈曲强度不足的外底板板格，需要增加板厚。靠近底边舱位置的双层底肋板由于受到较大的剪力，且开有人孔的板格剪切面积较小，板厚基本由该板格的剪应力决定的，设计时应尽量将该人孔布置在靠近船中的位置。由于前期进行底墩布置研讨时已经考虑了疲劳强度的影响，实际计算表明，通过简单的嵌入厚板及打磨处理，基本可以满足疲劳强度的影响。

图4 外底板(左舷)屈曲强度不足板格分布图

4 振动设计

船上主要的振动激励源来自推进系统中大马力低速柴油机和螺旋桨，因此在选择主机与螺旋桨时，为避免与主船体和居住区发生共振，应选择激励量级较小的主机和螺旋桨或采用外设激励补偿装置［3］。本船采用 Man B＆W 公司的6S60ME-C8型6缸主机，垂向二次不平衡力矩为942 kN·m。根据美国船级社ABS和Man B＆W定义的相关量PRU(主机单位功率的不平衡力矩值)进行评估，计算可知PRU值为97.5 N·m/kW，小于规定值，基本不考虑安装平衡补偿装置。通过计算船体梁的垂向固有频率，从而确定主机2次激励频率(转速×2)是否已经避开船体梁固有频率。

船体梁垂向固有频率的计算选用ABS推荐的Kumai公式，1阶(2节点)垂向固有频率N2V为:

式中:IV为船体中横剖面惯性矩;Δi为包含附加水质量的虚拟排水量;LBP为垂线间长。

2阶(3节点)及以上垂向振动固有频率NnV与1阶(2节点)垂向固有频率N2V的关系为:

式中:n为节点数;α为常数，散货船α=1。

主机激励频率与船体梁垂向固有频率的关系如图5所示。图中，本船的船体梁垂向固有频率与主机2次激励频率在实际航行时的排水量区间内不重合，因此最终决定无需安装平衡补偿装置。

另外，在确定螺旋桨桨叶数时，要考虑使叶频及倍叶频尽量避开居住区的固有频率。特别是为了提高推进效率而使用大直径螺旋桨的情况下，螺旋桨和船体间隙减小，船体尾部表面力增加，对居住区的振动强度和舒适性均带来了不利的影响。

图5 主机激励频率与船体梁垂向固有频率的关系

5 结语

本文简要介绍了82 000 DWT散货船的结构开发过程，着重介绍了其中的一些设计难点。比如说货舱横舱壁的布置、舷侧外板的屈曲强度计算、纵骨疲劳强度研讨、主船体及居住区的振动设计等。本文中的一些设计思路和研讨方法对类似船型的设计具有一定的参考意义。

该型船舶的成功开发，丰富了NACKS的散货船产品线，形成了61 000 DWT散货船(Ultramax)、82 000 DWT散货船(Kamsarmax)、209 000 DWT散货船(Capesize)等一系列极具市场竞争力的散货船。2014年上半年，82 000 DWT散货船已经成功获得了来自新加坡船东的首份订单，标志着该型船舶已经得到市场认可。

［1］ 甘水来，李国强，李勇.基于共同规范的散货船槽型横舱壁设计研究［J］.船舶与海洋工程，2014(1):32-38.

［2］ 洪明，郑素青，徐超友，等.82 000 t散货船船体结构振动控制［J］.船舶，2013，24(2):27-32.