謝大建

(南通中遠川崎船舶工程有限公司，江蘇南通226005)

0 引言

2013年，航運市場一度有所回暖，散貨船訂單持續(xù)增多，巴拿馬型散貨船大型化趨勢明顯，卡爾薩姆型(Kamsarmax)散貨船成為船東訂造的熱點之一。在此背景下，南通中遠川崎船舶工程有限公司(NACKS)為進一步提高在散貨船市場上的競爭力，增加船型儲備，決定新開發(fā)Kamsarmax型散貨船。

Kamsarmax型散貨船相比于傳統(tǒng)巴拿馬型散貨船具有如下優(yōu)點:兩者具有相同船寬，均可通過巴拿馬運河，但船長更長，載重量增加2萬 t左右，達到82 000 t;相比于好望角型散貨船，可運載貨物種類多，航線更靈活。

1 主要量度的確定

本船屬于巴拿馬型散貨船，設計為無限航區(qū)、單機單槳、單殼散貨船，適用于運輸谷物、煤炭、礦砂等大宗散裝貨物。設計該船時，由于協(xié)調(diào)共同結(jié)構規(guī)范即將于2015年7月1日生效，本船是NACKS設計的最后一艘基于共同結(jié)構規(guī)范(CSR)的散貨船。

總長228.90 m

型寬 32.24 m

型深 20.20 m

結(jié)構吃水 14.50 m

入級符號為“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散貨船設有1層連續(xù)的干舷甲板。貨艙區(qū)分為7個貨艙，第4貨艙兼作風暴壓載艙。為了方便裝卸貨物，除1號艙外，其他貨艙的開口尺寸設為17.80 m×15.30 m。除第6、第7貨艙區(qū)的頂邊艙用作燃油艙外，其他頂邊艙及所有底邊艙用作壓載艙。另外，為了提升船舶推進性能，本船的螺旋槳直徑較大，在正常壓載工況下需要更多的壓載水量以滿足螺旋槳浸沒要求，因此將本船的橫艙壁底墩也設為壓載艙。

根據(jù)國際海事組織海上安全委員會(MSC)第158(78)決議的規(guī)定，如底邊艙高度超過6 m，應在強橫框架開口上緣下1.2 m處沿舷側(cè)外板設置1個縱向連續(xù)固定通道。本船的底邊艙高度控制在6 m以下，避免了縱向檢查通道的布置。

湖北是魚米之鄉(xiāng)，水產(chǎn)豐富，水產(chǎn)品如何保鮮的問題吸引了眾多科研工作者的關注，以單一因子或通過柵欄技術對水產(chǎn)品進行防腐保鮮的研究報道不斷涌現(xiàn)，其保鮮效果的評判指標主要有感官品質(zhì)、菌落總數(shù)、pH值、水分活度、揮發(fā)性鹽基氮等。而少見以抑菌圈直徑為評判指標進行研究。但在微生物學上，抑菌圈大小是評判藥劑抑殺菌效果的重要依據(jù)。因此，試驗選取乳酸鏈球菌素、檸檬酸、魔芋葡甘聚糖、生姜汁、海藻酸鈉、甘氨酸6種生物保鮮劑對鯽魚進行保鮮處理，獲得各保鮮劑合適的質(zhì)量濃度，再進行抑菌圈試驗，比較抑菌作用效果，以期為鯽魚保鮮提供安全有效的生物保鮮劑。

為了滿足澳大利亞海事安全局(AMSA)對甲板通道高度2 m、寬度750 mm的要求，艙口圍板高度相比艙蓋縱向開啟的大靈便型(Handymax)散貨船有所增加。

本船貨艙橫艙壁的設計是布置研討中的一個難點。散貨船貨艙橫艙壁一般采用垂直槽型橫艙壁，槽型壁的上下端設置頂墩和底墩。結(jié)合交通的布置、艙壁板的屈服強度、屈曲強度、艙壁槽條在破艙進水工況下的彎曲強度、底墩與內(nèi)底板連接處的疲勞強度等各方面因素，最終確定槽型壁的槽深，頂墩和底墩的形狀以及高度。前文提到，本船底邊艙的高度不到6 m，基于此決定了底墩的高度。本船的型深相對Handymax型散貨船增加1.6 m左右，導致橫艙壁高度增加。為了滿足槽條的彎曲強度，可以將頂墩的高度增加，并將截面形狀由矩形變更為梯形，從而控制槽條的跨長。4號貨艙兼作風暴壓載艙，對底墩側(cè)板與內(nèi)底板及雙層底縱桁、肋板連接處的疲勞強度要求較高。如果底墩采用垂直側(cè)板，疲勞壽命很難達到要求，甚至嵌入厚板也無法達到25 a設計壽命，因此本船將風暴壓載艙前后的底墩側(cè)板全部設置為傾斜式。

當?shù)锥盏那昂髠?cè)板設置為傾斜時，如果頂板與水平面成45°，那么一側(cè)斜板與頂板形成如圖1所示的極小的夾角，約為27°。此時，會對碳弧氣刨和焊接施工帶來困難，通過如圖2所示的試驗可以發(fā)現(xiàn)，碳刨過程中會損傷頂板自由邊及斜板的上側(cè)表面，由于空間狹小，焊接施工更為艱難。文獻［1］中提供了一些對策，例如將底墩后側(cè)壁改為豎直結(jié)構，或?qū)⒌锥枕敯甯臑樗降?，但是這些對策對強度不利或不滿足規(guī)范要求。最終采用了削斜頂板下自由邊，將頂板與斜板的夾角擴大到45°，解決了焊接施工的問題。

圖1 底墩頂板及側(cè)斜板結(jié)構

3 強度設計

3.1 規(guī)范計算

本船船中橫剖面的剖面模數(shù)主要由船體梁在中垂進水工況時的彎曲強度決定的，船體梁極限強度不決定橫剖面尺寸。

在計算舷側(cè)外板的屈曲強度計算時，所使用的各個相互獨立載荷工況下的剪應力由下式所示的剪力產(chǎn)生:

式中:QSW為所計及船體橫剖面在完整工況下的設計靜水剪力;QWV為所計及船體橫剖面在完整工況下的垂向波浪剪力;CQW為載荷組合因子。

圖2 底墩頂板及側(cè)斜板碳刨試驗結(jié)果

以載荷工況H1為例，在船中剖面向后的部分，CQW=-1。

若 QSW=-45 000 kN，QWV=-28 000 kN。在計算總剪力時正確的計算方法為Q=-45 000+(-1)×|-28 000|=-73 000 kN，而不是 Q=-45 000+(-1)×(-28 000)=-17 000 kN。其實在散貨船共同結(jié)構規(guī)范(CSR)的體系中負的波浪剪力QWV的計算結(jié)果應該是正值，CQWQWV的計算值才是負值。但是大家習慣上認為負的波浪剪力就是負值，才會導致出現(xiàn)上述的錯誤。后一種方法計算出來的總剪力小于設計靜水剪力，顯然是錯誤的，設計時需要引起注意，防止舷側(cè)外板板厚無法滿足屈曲強度要求的情況出現(xiàn)。

本船底墩兼作壓載艙，規(guī)范計算及有限元分析時應注意合理設定底墩側(cè)板的腐蝕余量。根據(jù)CSR的要求，當?shù)锥諆?nèi)為空艙的情況下，側(cè)板腐蝕余量為6.5 mm，大于底邊艙斜板的5.5 mm的腐蝕余量。根據(jù)國際船級社協(xié)會(IACS)KC No.978的解釋，之所以出現(xiàn)以上差別，是由于底邊艙斜板在壓載工況下受到壓載水的冷卻作用，有利于減緩鋼板的腐蝕。因此，如果底墩兼作壓載艙，那么底墩側(cè)板可以與底邊艙斜板取相同的腐蝕余量。

相對于Handymax型散貨船，本船的縱骨疲勞強度不太容易滿足，與外底板相連的腹板加強筋需要設置軟趾和背肘板，初步分析原因如下。

根據(jù)CSR要求，疲勞強度的校核衡準為:疲勞累積損傷度 D=ΣjDj≤1，其中，Dj為各裝載工況“j”的基本疲勞損傷度，與系數(shù)αj成正比。該系數(shù)取決于標準散貨船的典型裝載工況的出現(xiàn)頻率，由IACS基于對航運公司發(fā)出的調(diào)查問卷以及獲得的業(yè)界意見來設定。對于BC-A型船來說，系數(shù)αj見表1。

以4號貨艙位置的某外底板縱骨為例，其各裝載工況下的基本疲勞損傷度Dj占疲勞累積損傷度D的百分比如圖3所示。隔艙裝載工況對應的基本疲勞損傷度Dj幾乎可以忽略不計，重壓載工況下的Dj值則遠遠大于其他工況下的Dj值，即外底板縱骨的疲勞強度對應的裝載“工況1”為重壓載工況。此時，若在其他參數(shù)值基本相同的情況下，系數(shù)αj的值取0.15或0.3幾乎決定了縱骨的疲勞強度。作者認為，單純以船長作為選擇系數(shù)αj的依據(jù)值得商榷。畢竟Kamsarmax型散貨船的貨物裝載比較靈活，壓載航行的幾率應該接近于船長小于200 m的Handymax型散貨船，而不是與好望角型(Capesize)散貨船相同。

表1 取決于裝載工況的系數(shù)αj

圖3 外底板縱骨各裝載工況下Dj/D的百分比

3.2 有限元分析

本船的直接強度計算按照CSR要求完成。取船中的3個典型貨艙作為目標艙室進行3艙段有限元分析，分別是重貨艙、輕貨艙和風暴壓載貨艙。建模及單元分組等工作采用的是通用有限元軟件Femap，腐蝕余量扣除、加載和屈曲計算等后處理工作采用船級社軟件ShipRight，計算則采用MSC Nastran。

根據(jù)CSR要求，如果規(guī)范中列出的典型區(qū)域超出95%許用應力，需要進行細化網(wǎng)格分析。為了減少工作量，本船在進行3艙段粗網(wǎng)格計算的過程中，通過增加板厚或修改結(jié)構形式等方法，盡量將典型高應力區(qū)域的應力控制在95%的許用應力范圍內(nèi)。

外底板板厚在規(guī)范計算的基礎上需要有大范圍的增厚補強，主要是由目標艙室為空、總縱彎曲為中拱的工況下的屈曲強度決定的。外底板(左舷)屈曲強度不足板格分布圖如圖4所示。圖中，深色方框表示屈曲強度不足的外底板板格，需要增加板厚?？拷走吪撐恢玫碾p層底肋板由于受到較大的剪力，且開有人孔的板格剪切面積較小，板厚基本由該板格的剪應力決定的，設計時應盡量將該人孔布置在靠近船中的位置。由于前期進行底墩布置研討時已經(jīng)考慮了疲勞強度的影響，實際計算表明，通過簡單的嵌入厚板及打磨處理，基本可以滿足疲勞強度的影響。

圖4 外底板(左舷)屈曲強度不足板格分布圖

4 振動設計

船上主要的振動激勵源來自推進系統(tǒng)中大馬力低速柴油機和螺旋槳，因此在選擇主機與螺旋槳時，為避免與主船體和居住區(qū)發(fā)生共振，應選擇激勵量級較小的主機和螺旋槳或采用外設激勵補償裝置［3］。本船采用 Man B＆W 公司的6S60ME-C8型6缸主機，垂向二次不平衡力矩為942 kN·m。根據(jù)美國船級社ABS和Man B＆W定義的相關量PRU(主機單位功率的不平衡力矩值)進行評估，計算可知PRU值為97.5 N·m/kW，小于規(guī)定值，基本不考慮安裝平衡補償裝置。通過計算船體梁的垂向固有頻率，從而確定主機2次激勵頻率(轉(zhuǎn)速×2)是否已經(jīng)避開船體梁固有頻率。

船體梁垂向固有頻率的計算選用ABS推薦的Kumai公式，1階(2節(jié)點)垂向固有頻率N2V為:

式中:IV為船體中橫剖面慣性矩;Δi為包含附加水質(zhì)量的虛擬排水量;LBP為垂線間長。

2階(3節(jié)點)及以上垂向振動固有頻率NnV與1階(2節(jié)點)垂向固有頻率N2V的關系為:

式中:n為節(jié)點數(shù);α為常數(shù)，散貨船α=1。

主機激勵頻率與船體梁垂向固有頻率的關系如圖5所示。圖中，本船的船體梁垂向固有頻率與主機2次激勵頻率在實際航行時的排水量區(qū)間內(nèi)不重合，因此最終決定無需安裝平衡補償裝置。

另外，在確定螺旋槳槳葉數(shù)時，要考慮使葉頻及倍葉頻盡量避開居住區(qū)的固有頻率。特別是為了提高推進效率而使用大直徑螺旋槳的情況下，螺旋槳和船體間隙減小，船體尾部表面力增加，對居住區(qū)的振動強度和舒適性均帶來了不利的影響。

圖5 主機激勵頻率與船體梁垂向固有頻率的關系

5 結(jié)語

本文簡要介紹了82 000 DWT散貨船的結(jié)構開發(fā)過程，著重介紹了其中的一些設計難點。比如說貨艙橫艙壁的布置、舷側(cè)外板的屈曲強度計算、縱骨疲勞強度研討、主船體及居住區(qū)的振動設計等。本文中的一些設計思路和研討方法對類似船型的設計具有一定的參考意義。

該型船舶的成功開發(fā)，豐富了NACKS的散貨船產(chǎn)品線，形成了61 000 DWT散貨船(Ultramax)、82 000 DWT散貨船(Kamsarmax)、209 000 DWT散貨船(Capesize)等一系列極具市場競爭力的散貨船。2014年上半年，82 000 DWT散貨船已經(jīng)成功獲得了來自新加坡船東的首份訂單，標志著該型船舶已經(jīng)得到市場認可。

［1］ 甘水來，李國強，李勇.基于共同規(guī)范的散貨船槽型橫艙壁設計研究［J］.船舶與海洋工程，2014(1):32-38.

［2］ 洪明，鄭素青，徐超友，等.82 000 t散貨船船體結(jié)構振動控制［J］.船舶，2013，24(2):27-32.