好望角CAPESIZE散貨船優(yōu)化設計報告

1、177，000 DWT 雙殼散貨船總結報告(General Performances study of 177,000 Bulk Carrier)大連福凱船舶設計有限公司2006-12-12 摘要：本總結報告根據(jù)2006年頒布實施的共同結構規(guī)范CSR(Common Structure Rules)要求，對177,000DWT雙殼散貨船進行開發(fā)研究，歷時一年多圓滿完成各項開發(fā)研究工作。 經過母型船分析及設計要素后，優(yōu)化確定了本船的主尺度。主要工作包括空船重量、重心位置估算，艙容、航速等計算, 皆滿足設計的要求。并根據(jù)最新的共同規(guī)范CSR及最新的結構計算軟件進行結構的計算和優(yōu)化。 通過型線設計與優(yōu)

2、化，得到降低阻力, 提高性能的較佳型線。該項主要工作是基于母型船線型為基礎，然后通過船模試驗進行線型優(yōu)化研究。 根據(jù)規(guī)范對本船的穩(wěn)性進行計算, 主要內容包括：靜水力計算、艙容計算、干舷計算、完整穩(wěn)性、谷物穩(wěn)性及破艙穩(wěn)性計算。結構設計以CSR要求進行計算，并滿足永久檢測通道的要求，減少檢測通道的欄桿, 對本船結構進行修改。 對結構進行三艙段的有限元分析，此類分析在船舶領域屬于使用新技術在船舶上面的應用，讓船舶結構的應力分析更加準確。同時在結構計算方面，使用最新的計算軟件，且考慮了疲勞和腐蝕因素的影響。 關鍵詞：雙殼散貨船；總體性能一， 開發(fā)研究的目的和要求1， 在國際共同結構規(guī)范CSR (Com

3、mon Structure Rules) 的生效，所有船長大于150m以上散貨船均需要滿足此規(guī)范，尤其對船體結構要有較大變化，為適應市場需要，在國際市場上占據(jù)有利的競爭優(yōu)勢，本公司對174，000DWT好望角型雙殼散貨船(簡稱母型船)在深受船東青睞的基礎上，開發(fā)研究出177，000DWT雙殼散貨船。本船在總體性能、線型、船體結構布置和設計等方面皆保證最新規(guī)范要求，且滿足進入法國敦刻爾克東港的條件。當前，在國內外此類船型較少的情況下，在開拓國際市場既有一定的競爭力和先進水平。2， 本船應滿足下列要求：(1). 船級社DNV的相關規(guī)定。(2). 主機推進軸線適當降低，并優(yōu)化線型使本船排水量比母型船

4、增加約5000噸。(3). 型深增加0.2m，由24.65m改成24.85m, 結構吃水增加0.1m, 由18.2m改成18.3m, 貨艙口圍板高度減少0.1m由原來的0.9m改成0.8m, 主甲板梁拱不變1.1m；貨艙口蓋高度不變1.0m。 這樣使主尺度仍然滿足進入法國敦刻爾克東港裝卸煤和礦砂的要求。(4). 船體結構設計要滿足國際散貨船船體結構共同規(guī)范CSR以及2008年前生效的國際公約、規(guī)則和修正案和入DNV船級社的相關規(guī)定。(5). 主機型號改為SULZER 6RT-flex68T-B.二， 開發(fā)研究的關鍵技術1， 使用最新的結構計算軟件使船體結構尺寸滿足最新的共同結構規(guī)范CSR的要求

5、；2， 線型優(yōu)化，獲得降低阻力，提高性能的較佳線型；3， 確定滿足法國敦克爾克東港的入港要求和設計排水量的主尺度；4， 按照規(guī)范要求進行FEM（有限元分析）計算，由于該計算在國際上處于摸索階段，這方面計算是和DNV進行合作三， 開發(fā)研究的主要內容1， 母型船參數(shù)主要尺度LENGTH ALL OVERabt.289.0mLENGTH BETWEEN PP.278.2mBREATH MOULDED45.0mDEPTH MOULDED24.65mDESIGN DRAUGHT16.5 mSCANTLING DRAUGHT18.2mDEAD WEIGHT AT DESIGN DRAUGHT155,000

6、 tDEAD WEIGHT AT SCANTLING DRAUGHT174,000 tCARGO CAPACITY186,000 m32， 主尺度調整原計劃本船將由母型船的垂線間長278.2m增加一個肋位的距離即0.8m而達到279.0m, 從而使本船的排水量滿足設計需要。經過論證在不需要調整垂線間長的情況下，對線型的修改完全可以達到設計排水量的要求，并減少由船長的增加帶來的空船重量的增加，雖然對航速有一定的影響，經線型的優(yōu)化和計算，基本可以達到航速的要求。故而確定本船的垂線間長仍為278.2m。最后由水池試驗也證明了原船長的可行性。型深為原來的24.68m改為24.85m，結構吃水由18.2

7、m改為18.3m,貨艙口圍板高度由0.9m改為0.8m, 主甲板梁拱不變?yōu)?.1m，艙口蓋高度不變?yōu)?.0m, 這樣使主尺度滿足進入法國敦刻爾克港裝卸煤和礦砂的要求（敦刻爾克東港要求船舶吃水14.2m時貨艙口蓋頂距水面13.7m，即船基線到貨艙蓋頂部高度不能大于27.9m）。型寬保持不變，仍為45.0m。調整后本船主要參數(shù)：LENGTH ALL OVERabt.289.0mLENGTH BETWEEN PP.278.2mBREATH MOULDED45.0mDEPTH MOULDED24.85mDESIGN DRAUGHT16.5 mSCANTLING DRAUGHT18.3mDEAD WEI

8、GHT AT DESIGN DRAUGHT155,800 tDEAD WEIGHT AT SCANTLING DRAUGHT177,000 tCARGO CAPACITY187,000 m33， 空船重量、重心估算本船空船重量是在母型船資料基礎上進行的計算，減去母型船的部分結構重量并加上由規(guī)范引起的增加重量?？沾亓康挠嬎憬Y果見“空船重量、重心計算書”。4， 型線設計與優(yōu)化本船在長度Lpp和寬度B和母型船保持基本不變的情況下，要滿足設計排水量和航速的要求，對母型船的線型進行了深入的優(yōu)化設計。在國際知名水池試驗室瑞典SSPA的模型試驗后繪制了本船的線型。本船最后線型保持了原母型船的首部側投影外部

9、輪廓，并大幅度修改了首部線型，相對于母型船首部線型略顯肥大，使其排水量增加。但球鼻首根據(jù)母型船的航行效果來看比較滿意，只有略微修改。尾部線型由于主機軸線的下降，使本船的線型在尾部修改較大，軸線以上的線型肥大用來保證本船排水量。船中部分，對舭部半徑進行了修改，由原來母型船的1.9m改成現(xiàn)在的1.2m。以上所述的線型修改，其主要目的，是在滿足設計航速前提下盡量達到船舶排水量的要求。在優(yōu)化中改變的線型盡量使其對船舶阻力所產生的不利影響減到最小。經過船體的后續(xù)計算(完整穩(wěn)性和航速計算)本船線型的改進基本達到了設計要求。5， 結構設計本船典型橫剖面是FKAB公司和DNV船級社，按最新共同結構規(guī)范的要求使

10、用最新的DNV結構設計軟件NAUTICS HULL完成的。本船相對于母型船有以下幾個技術要點：(1),典型橫剖面計算。本船典型橫剖面，按最新共同結構規(guī)范的要求下進行的計算。結合最新規(guī)范的特點，本船橫剖面的計算具體可以歸納如下：NAUTICS HULL 軟件的獨特結合規(guī)范的特性，以及帶有BUCKLING校核和各種工況載荷分析，使其結構最優(yōu)化設計。并在結構計算報告中給出規(guī)范所需的最小要求和所需的腐蝕余量，便于我們的進一步優(yōu)化結構尺寸。結構尺寸計算，具體如下：l 舷側外板首先高強度鋼的適用區(qū)域沒有變化，修改外板的舷頂列板的厚度為20.0NV E36。由于buckling計算得出的結果，相比在母型船的

11、板厚27.0 E36減小很大。具體參見結構計算書。同時，中間舷側外板厚度由原來21.5改成了17.5，舷側外板的計算最危險的情況均為S+D Sea fP1 Sagging此種裝載狀態(tài)。這類狀態(tài)舷側所受的壓載艙的內部水壓力非常大。l 舭部板，舭部板在S+D Sea fP1 Sagging的裝載狀態(tài)下計算得到了該板板厚為19.0 NV D32.比母型船增加1mm.l 內底在計算內底時，對內底板產生最危險的裝載狀態(tài)就是S+D Hbulk f H1 Sagging。 內底板在Hold 1,3,5,7,9中，在S+D Hbulk f H1 Sagging狀態(tài)下，中間板取板厚23.0，其余板厚均為26.5

12、。其中，Buckling對內底板的板厚影響不大，對內底板板厚取值還應考慮腐蝕和裝卸時抓斗對底板的影響。除中間板外，實際計算的裸板厚(不計算腐蝕)為19.35mm, 而我們實取了26.5mm，這個取值仍是規(guī)范要求的最小值，可以看出新規(guī)范對底板要求比較嚴格。具體取值及計算參見結構計算書。l 舷側內殼舷側內殼底部第一塊板厚在最危險的裝載工況（S+D WB b H1 Sagging）時計算裸板板厚要求為15.18實取17.0。相對母型船15.5板厚變化較大。舷側內殼其他板厚均變化不大。l 頂邊艙底部板由計算書可以看出板厚變化較大的是與艙口圍板相連板，母型船為27.0 D36, 本船經過計算由Buckl

13、ing決定的板厚21.5即可以滿足要求，對此本船取用了22.0 NV D 36。 l 甲板板厚本船強力甲板中間有大開口，所以板厚為35.0，計算的結果和實際取值變化很大，從結構計算書中可以看出。甲板最危險的狀態(tài)為(S+D WB b R2 Hog P和S+D WB b R1 Sag p)可以看出雙殼散貨船的甲板計算一般都得考慮Sagging 和Hogging兩種狀態(tài)。l 內底縱桁內底縱桁由計算書可看出，起決定因素是buckling，結果一般都是local stress計算結果的10倍左右。l 骨材通過對比，由計算書中可以看出，對骨材的影響buckling和local stress差不多。所以在計

14、算時兩者必須得以注意?？傆^本船結構計算，使用新規(guī)范和配套的新型計算軟件對本船結構計算，得出的結果既滿足了規(guī)范的需要也沒有太多的余量，使本船的結構設計水平達到了一個新的高度。 從本船的結構計算書中可以很容易的檢查結構的決定條件和危險的裝載工況，便于校核。由于軟件不支持疲勞的計算，所以本船對于疲勞暫不作考慮。(2)PMA的考慮。本船為了檢查船體結構的方便性，首先在舷側比原來母型船增加一道舷側縱桁，使每兩縱桁間距分別為3.40m、3.70m、3.90m。這樣免去了舷側內的永久檢測通道的欄桿，簡化結構、方便了施工及減輕重量。為了檢測甲板結構，在艙口前端壁和后端壁分別安裝一箱型結構的檢測通道?？紤]到艙口

15、蓋間的縱骨不參加總縱強度，經計算將艙口圍間的縱骨設于甲板之上。(3)FEM計算。由于FEM (FINITE ELEMENT ANALYSIS)有限元的計算在現(xiàn)階段造船工業(yè)應用屬于先進技術的推廣階段，F(xiàn)EM的分析能讓結構的受力分析更加準確，先進的軟件技術給出的三維分析結果能讓結果更加直觀。本船采用的三艙段分析模型是CSR的規(guī)范要求，從最后的分析結果我們能發(fā)現(xiàn)明顯的應力集中區(qū)域，對于我們進一步分析和優(yōu)化結構提供有據(jù)的理論基礎。也為其他結構的設計工作提出了一些改進方法。本船的FEM計算中尚有不完整的地方(典型節(jié)點有限元分析沒有完成)謹請包涵。本船根據(jù)FEM計算給出推薦值。6， 總布置修改(1) 甲板

16、脊弧經過本船干舷計算，主甲板在沒有脊弧升高的情況下的干舷滿足規(guī)范的要求，從簡化施工和優(yōu)化設計的角度考慮，本船不予設甲板首、尾脊弧。(2) 救生艇布置按照規(guī)范要求，在船尾部甲板中心線上設置一艘靜水航行速度不小于6節(jié)的32人自拋式救生艇。并為之安裝一平臺。同時系泊布置往兩側移動讓出救生艇的位置，相應的改變系泊布置。(3) 救助艇根據(jù)規(guī)范要求，在艇甲板右舷設置一救助艇。并為之配置一艇吊。如總布置圖所示。(4) 首樓為了駕駛室視域滿足規(guī)范要求，現(xiàn)設置首樓甲板距基線高度為27.0m, 采用母型船首樓甲板的梁拱形式。經過計算當首樓甲板距基線27.0m時，滿足規(guī)范關于最小船首高度的要求。計算如下：H min

17、 = 7000 1.36 / (Cb + 0.68) = 7000 1.36 / (0.8691 + 0.68) = 6145 mm實際船首高度H = 27000 18300 = 8700 mm H min。其中H為首樓甲板距結構吃水的高度。首樓其他的設備布置保持不變，與母型船相同。(5) 推進軸線由于線型的調整，尾部主機軸線下降0.40m為4.1m。機艙的布置圖在考慮線型變化時，還考慮了軸線下降對布置圖產生的影響。由于軸線下降，在保證主機軸線下的滑油艙倉容的條件下，滑油艙下面的空間不可避免的減小，但仍然可以施工。經過航速估算，最后確定螺旋槳為4葉直徑為8.1m的螺旋槳，盤面比為0.68。比原

18、來的直徑8.0m增加了0.1m，葉梢距基線距離為50mm，而在尾部側投影圖中槳葉與尾部的間隙滿足要求。(6) 舵為了滿足操縱性的要求，盡量擴大了舵面積，經過計算舵面積滿足規(guī)范的要求，如果有后續(xù)船的設計，尾部線型再下降將沒有空間增加舵面積。(7) 機艙機艙布置圖根據(jù)母型船反饋布置合理并易于操作，本船可以對線型修改影響較大部分進行細微修改，但設備及位置幾乎完全一致。(8) 上層建筑艇甲板上的原上層建筑的居室布置，基本保持不變，而兩個救生艇取消。7， 完整穩(wěn)性計算本船完整穩(wěn)性按照IMO 的穩(wěn)性衡準要求進行計算。l 計算裝載狀態(tài)共計算如下狀態(tài)： LIGHT SHIP (NOT SEAGOING CON

19、DITION) NORMAL BALLAST DEPARTURE BUNKERS NORMAL BALLAST 50% BUNKERS NORMAL BALLAST ARRIVAL BUNKERS HEAVY BALLAST DEPARTURE BUNKERS HEAVY BALLAST 50% BUNKERS HEAVY BALLAST ARRIVAL BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.806 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT DEPARTURE BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.806 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT

20、 50% BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.806 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT ARRIVAL BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.923 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT DEPARTURE BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.923 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT 50% BUNKERS HOMOGENOUS CARGO (0.923 T/M3) AT DESIGN DRAUGHT ARRIVAL BUNKERS FULL LOAD WITH COAL (42 cft/longt

21、on) DEPARTURE BUNKERS FULL LOAD WITH COAL (42 cft/longton) 50% BUNKERS FULL LOAD WITH COAL (42 cft/longton) ARRIVAL BUNKERS FULL LOAD WITH ORE (12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT DESIGN DRAUGHT DEPARTURE BUNKERS FULL LOAD WITH ORE (12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT DESIGN DRAUGHT 50% BUNK

22、ERS FULL LOAD WITH ORE (12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT DESIGN DRAUGHT ARRIVAL BUNKERS FULL LOAD WITH ORE (12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT SCANTLING DRAUGHT DEPARTURE BUNKERS FULL LOAD WITH ORE (12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT SCANTLING DRAUGHT 50% BUNKERS FULL LOAD WITH ORE

23、(12 cft/longton) IN ALTERNATIVE HOLDS AT SCANTLING DRAUGHT ARRIVAL BUNKERS HOMOGENOUS ORE CARGO (12 cft/longton) AT SCANTLING DRAUGHT DEPARTURE BUNKERS HOMOGENOUS ORE CARGO (12 cft/longton) AT SCANTLING DRAUGHT 50% BUNKERS HOMOGENOUS ORE CARGO (12 cft/longton) AT SCANTLING DRAUGHT ARRIVAL BUNKERS MU

24、LTIPLE PORT LOADING FIRST PORT (42 cft/longton) DEPARTURE BUNKER(SECOND PORT SEE CONDITION NO.14) MULTIPLE PORT LOADING FIRST PORT (42 cft/longton) 50% BUNKER(SECOND PORT SEE CONDITION NO.14) MULTIPLE PORT LOADING FIRST PORT (42 cft/longton) ARRIVAL BUNKER(SECOND PORT SEE CONDITION NO.14)完整穩(wěn)性衡準及計算結果

25、根據(jù)IMO 規(guī)定，完整穩(wěn)性衡準如下： 橫傾角300時動穩(wěn)性力臂不小于0.055m-rad。 橫傾角400或進水角時的動穩(wěn)性力臂不小于0.09m-rad。 橫傾角300與400時的動穩(wěn)性力臂的差值或300與進水角時的動穩(wěn)性力臂差值不小于0.03m-rad。 橫傾角等于或大于300處的復原力臂最大值至少為0.2 m。 最大復原力臂對應角并不得小于250。 經自由液面修正的穩(wěn)性高度應不小于0.15m。計算結果表明：所計算的各種裝載狀態(tài)，出港、到港及航行途中均不用壓載水調整浮態(tài)及重心而能滿足穩(wěn)性衡準及浮態(tài)要求。8， 破艙穩(wěn)性計算計算過程中的所有可能的11種破損艙和破損艙組列舉如下：Damage 0:F

26、OREPEAKFORECASTLEDamage 1:CH 1 SBNo.1.T.S.W.B.TK (SB)Damage 2:CH 2 SBNo.2.T.S.W.B.TK (SB)No.2.D.S.W.B.TK (SB)No.2.W.B.TK (SB)Damage 3:CH 3 SBNo.3.T.S.W.B.TK (SB)No.3.D.S.W.B.TK (SB)No.3.W.B.TK (SB)Damage 4:CH 4 SBNo.4.T.S.W.B.TK (SB)No.4.D.S.W.B.TK (SB)No.4.W.B.TK (SB)Damage 5:CH 5 SBNo.5.T.S.W.B.TK

27、 (SB)No.5.D.S.W.B.TK (SB)No.5.W.B.TK (SB)Damage 6:CH 6 SBNo.6.T.S.W.B.TK (SB)No.6.D.S.W.B.TK (SB)No.6.W.B.TK (SB)Damage 7:CH 7 SBNo.7.T.S.W.B.TK (SB)No.7.D.S.W.B.TK (SB)No.7.W.B.TK (SB)Damage 8:CH 8 SBNo.2.H.F.O.TK (SB)No.2.H.F.O.TK (SB)No.8.D.S.W.B.TK (SB)No.8.W.B.TK (SB)Damage 9:CH 9 SBNo.3.H.F.O.

28、TK (SB)No.4.H.F.O.TK (SB)No.9.D.S.W.B.TK (SB)No.9.W.B.TK (SB)Damage 10:ENGINEROOMDamage 11: AFTPEAK破艙穩(wěn)性衡準校和結果根據(jù)ICLL 66/88 B60的要求，破艙穩(wěn)性衡準如下： 考慮到下沉、橫傾和縱傾的最后水線應在可能發(fā)生繼續(xù)浸水的任何開口的下緣以下。這種開口應包括空氣管和以風雨密門或風雨密艙蓋關閉的開口，但以水密人孔蓋與平艙口蓋、保持甲板高度完整性的小水密貨油艙口蓋、遙控水密滑動門及以永閉式舷窗等關閉的開口可以除外。 浸水的最后階段，不對稱浸水所產生的橫傾角不得超過150，但如甲板邊緣無浸沒現(xiàn)

29、象，則這一角度最大可增至170。 浸水的最后階段，穩(wěn)心高度為正。 浸水的最后階段，穩(wěn)性復原力臂曲線在平衡點以外的正值范圍至少為200，相應的最大剩余復原力臂在此200范圍內至少為0.1m，復原力臂曲線下的面積應不少于0.0175-rad，在此范圍內無保護的開口不應存在。計算結果證明本船的破艙穩(wěn)性完全滿足以上各項衡準要求。9， 谷物裝載穩(wěn)性計算裝載狀態(tài)l Grain cargo with stowage factor 45cft/longton - Departurel Grain cargo with stowage factor 45cft/longton - 50% bunkersl Gr

30、ain cargo with stowage factor 45cft/longton Arrivall Grain cargo with stowage factor 50cft/longton - Departurel Grain cargo with stowage factor 50cft/longton - 50% bunkersl Grain cargo with stowage factor 50cft/longton Arrivall Grain cargo with stowage factor 55cft/longton - Departurel Grain cargo w

31、ith stowage factor 55cft/longton - 50% bunkersl Grain cargo with stowage factor 55cft/longton - Arrivall Grain cargo with stowage factor 60cft/longton - Departurel Grain cargo with stowage factor 60cft/longton - 50% bunkersl Grain cargo with stowage factor 60cft/longton Arrivall Grain cargo with stowage factor 65cft/longton - Departurel Grain cargo with stowage factor 65cft/longton - 50% bunkersl Gr