35 000 DWT散货船总体性能优化

2014-08-17凌乃俊殷晓俊张志强

上海船舶运输科学研究所学报 2014年1期

凌乃俊，殷晓俊，张志强，袁野

(1.中远船务工程集团有限公司，辽宁大连 116600； 2.航运技术与安全国家重点实验室，上海 200135)

0 引言

纵观整个航运市场和造船市场，国际油价的快速上涨促使船舶燃油费用日益增加，而航运业的持续低迷又进一步导致新造船价格和二手船价格大幅下滑，航运市场和造船市场的利润空间被大幅压缩。与此同时，能效设计指数规范(Energy Efficiency Design Index,EEDI)已于2013-01-01正式生效。对现有船型进行持续地改进和优化，降低EEDI指数，减少船舶能耗已经迫在眉睫，刻不容缓。

中远船务曾与国外船东签订了2艘35 000 DWT散货船的设计、建造合同，模型试验已顺利完成，航速指标满足合同的要求。但在新形势下，船东的关注点已经从传统的舱容、载重量开始转向油耗、EEDI指标等要素，为了顺应这一趋势，保持中远船务的市场竞争力，对35 000 DWT散货船进行了优化设计，并再次进行了模型试验。

35 000 DWT散货船的优化设计取得了成功，成为目前市场上同类船型中性能优良的产品，获得船东的高度认可和好评，凭借35 000 DWT散货船的优越性能，中远船务在船市低谷期不断发力，陆续获得了该型船的订单。

1 概述

1.1 总布置及用途

如图1所示，35 000 DWT散货船属无限航区灵便型散货船，为单机、单桨、球艏、方艉船型，具有一层连续上甲板，且带有艏楼甲板。该船满足CSR、NOx排放、压载水管理及EEDI等规范要求，适用于运载媒、矿石、水泥、散装谷物和钢卷板以及部分危险货物。

图1 35 000 DWT散货船总布置图

1.2 主要参数

总长LOA为179.99 m；垂线间长LBP为172.00 m；型宽B为30.00 m；型深D为14.70 m；设计吃水TD为9.50 m；结构吃水TS为10.10 m；服务航速为14.0 Knots；载重量为35 500 t；货舱容积为49 000 m3。

2 船型优化

2.1 总体优化目标

35 000 DWT散货船为中远船务自主研发产品，具有自主知识产权，此优化设计方案旨在通过型线优化、主机选型及功率点优化等措施，减小船舶阻力，降低船舶油耗，降低EEDI能效设计指数，进而提高船舶综合性能。

2.2 型线优化

图2 原型船与改型船的横剖线图对比

所述型线优化思想同时基于势流理论和粘流理论，通过减小船舶兴波阻力和粘压阻力的方式提高船舶航速，并优化螺旋桨伴流场，进而提升船舶性能。由于该船型的方形系数较大，已属于肥大船型系列，因此除考虑兴波阻力外，也要考虑粘压阻力，减小伴流场对螺旋桨工况产生的不利影响。

为实现预期目标，着重从三方面对35 000 DWT散货船进行了型线变换，原型船与改型船的横剖线图见图2。

1) 艏部型线优化。调整艏部水线形状为微凸形，避免“突肩”；调整设计水线面的进流角，减小艏部设计吃水处水线面面积，减小形状阻力、破波阻力和艏底旋涡。

2) 艉部型线优化。调整水线与轴线之间的夹角，旨在避免或减少边界层分离情况的出现，改善伴流分布的均匀性，减小船舶粘压阻力，从而达到降低船舶阻力的目的。此外，艉部型线的优化还可以减少由于边界层分离产生的涡旋而造成的能量损失，提高推进效率。

3) 型线整体优化。适度控制船舶的浸湿面积，通过降低摩擦阻力，实现减小其航行过程中所受的船舶阻力。

采用势流数值计算的方法对变换后的型线进行初步验证，数值计算结果见图3。改型后的型线周围流场未发生剧烈的边界层分离现象，艏部球鼻首的消波作用十分明显，且有效减少了艉部的旋涡，压力分布和兴波均比原型船有较大的改善。图3(a)、3(c)为原型船结果；图3(b)、3(d)为改型船结果。

图3 原型船与改型船的压力分布与兴波对比图

再通过粘流CFD数值计算进行了艉部流场的分析，进一步验证原船型与改船型的流动分离的情况(见图4)。由图4可看出，艉轴处流态有所改善。

原型船

改型船

通过粘流理论的计算(见图5)，可看出原型船艉轴附近有用灰黑色标出的边界层分离区域，表明会出现艉涡，改型之后，涡流基本消失。图6为不同剖面的轴向速度分布图。

原型船

改型船

原型船

改型船

由图7可看出改型之后艉部流场更顺畅，桨盘面伴流场更均匀。

原型船

改型船

改型船的船模试验委托上海船舶运输科学研究所完成，试验结果与原型船数据对比，其中，有效马力Pe见表1，收到功率Pd见表2，船模试验波形见图4。

表1 原型船与改型船的有效马力对比

表2 原型船与改型船的收到功率对比

图4 原型船与改型船的船模试验波形对比

船模试验结果显示，航速为14.0 kn时，设计吃水下，原型船的有效功率(Pe)为3 676.7 kW，而改型船的有效功率(Pe)为3 268.5 kW，阻力减少约12%；航速为14.0 kn时，结构吃水下，原型船的有效功率(Pe)为3 789.8 kW，而改型船的有效功率(Pe)为3 439.2 kW，阻力减少约10%。同样，螺旋桨的收到功率也同比降低，由此可见，船舶在改型之后减阻效果显著，快速性也有了大幅提高，实现了预期的优化目标。

2.3 主机选型及功率点优化

根据MEPC的要求，2011-01-01后铺设龙骨建造的船舶，其主机的氮氧化物NOx排放必须满足Tier II的要求。MAN公司的6S46MC-C8.2型主机和5S50ME-B9.3型主机均满足上述要求。

5S50ME-B9.3型主机属于ME型机系列，其喷油和排气系统为电子控制，可根据主机转速信号和功率对燃油喷射时间和排气阀的开启时间进行调节，其单位油耗(Specific Fuel Oil Consumption, SFOC)比MC型凸轮轴控制主机低。

从持续运转功率点下的转速和单位能耗、维持服务航速航行所需提供的功率以及主机运转时引起船体的振动评估的角度对6S46MC-C8.2型主机和5S50ME-B9.3型主机两种机型进行比较和优选。

根据改型船的模型试验数据，在设计吃水9.5 m、航速14.0 kn时，收到功率为4 552.3 kW，考虑15%的海洋储备(Sea Margin)、0.985的轴系效率系数以及15%的主机功率储备，主机的指定功率点(Specific Maximum Continuous Rating,SMCR)约为6 250 kW，持续运转功率点(Continuous Service Rating,CSR)约为5 312 kW。

表3 两型主机的功率及油耗

分别对6S46MC-C8.2型主机和5S50ME-B9.3型主机进行降功率计算，使其功率分别达到SMCR=6 250 kW、CSR=5 312 kW，这两型主机的最低转速及对应单位油耗见表3。分析表中数据可知，在CSR下，与6S46MC-C8.2型主机相比，5S50ME-B9.3型主机的转速更低，且单位油耗也下降了6%。因此，从持续运转功率点下的转速和单位能耗的角度考虑，5S50ME-B9.3型主机要优于6S46MC-C8.2型主机。

由等航速曲线分析可知，对于给定的航速，螺旋桨转速越低、螺旋桨直径越大，螺旋桨的推进效率越高，所需主机提供的推进功率越小。其近似公式为

Pme/Pmc=(nmc/nme)α

(1)

式(1)中：Pme,Pmc为所需推进功率；nme,nmc为相应螺旋桨转速；α为等航速系数，散货船在0.25～0.30，取0.28。

Pme=(nme/nmc)α×Pmc=(93.8/104.2)0.28×5 312=5 158 kW

(2)

将航速保持服务航速14.0 kn，通过降低转速、增大螺旋桨直径等相关措施， 5S50ME-B9.3型主机所需功率比6S46MC-C8.2型主机大约减小了154 kW,即相当于推进效率有了约为3%的提高。从维持服务航速航行所需提供的功率角度考虑，5S50ME-B9.3型主机也要优于6S46MC-C8.2型主机。

从持续运转功率点下的转速和单位能耗以及维持服务航速航行所需提供的功率两方面的分析结果均表明，5S50ME-B9.3型主机的性能优于6S46MC-C8.2型主机。为了能够最终确定是否选择5S50ME-B9.3型主机，还需要对其在持续运转功率点CSR=5 158 kW下运转时船体的振动情况进行评估，判断是否会诱发船体共振。