好望角CAPESIZE散货船优化设计报告

1、177，000 DWT 双壳散货船总结报告(General Performances study of 177,000 Bulk Carrier)大连福凯船舶设计有限公司2006-12-12 摘要：本总结报告根据2006年颁布实施的共同结构规范CSR(Common Structure Rules)要求，对177,000DWT双壳散货船进行开发研究，历时一年多圆满完成各项开发研究工作。 经过母型船分析及设计要素后，优化确定了本船的主尺度。主要工作包括空船重量、重心位置估算，舱容、航速等计算, 皆满足设计的要求。并根据最新的共同规范CSR及最新的结构计算软件进行结构的计算和优化。 通过型线设计与优

2、化，得到降低阻力, 提高性能的较佳型线。该项主要工作是基于母型船线型为基础，然后通过船模试验进行线型优化研究。 根据规范对本船的稳性进行计算, 主要内容包括：静水力计算、舱容计算、干舷计算、完整稳性、谷物稳性及破舱稳性计算。结构设计以CSR要求进行计算，并满足永久检测通道的要求，减少检测通道的栏杆, 对本船结构进行修改。 对结构进行三舱段的有限元分析，此类分析在船舶领域属于使用新技术在船舶上面的应用，让船舶结构的应力分析更加准确。同时在结构计算方面，使用最新的计算软件，且考虑了疲劳和腐蚀因素的影响。 关键词：双壳散货船；总体性能一， 开发研究的目的和要求1， 在国际共同结构规范CSR (Com

3、mon Structure Rules) 的生效，所有船长大于150m以上散货船均需要满足此规范，尤其对船体结构要有较大变化，为适应市场需要，在国际市场上占据有利的竞争优势，本公司对174，000DWT好望角型双壳散货船(简称母型船)在深受船东青睐的基础上，开发研究出177，000DWT双壳散货船。本船在总体性能、线型、船体结构布置和设计等方面皆保证最新规范要求，且满足进入法国敦刻尔克东港的条件。当前，在国内外此类船型较少的情况下，在开拓国际市场既有一定的竞争力和先进水平。2， 本船应满足下列要求：(1). 船级社DNV的相关规定。(2). 主机推进轴线适当降低，并优化线型使本船排水量比母型船

4、增加约5000吨。(3). 型深增加0.2m，由24.65m改成24.85m, 结构吃水增加0.1m, 由18.2m改成18.3m, 货舱口围板高度减少0.1m由原来的0.9m改成0.8m, 主甲板梁拱不变1.1m；货舱口盖高度不变1.0m。 这样使主尺度仍然满足进入法国敦刻尔克东港装卸煤和矿砂的要求。(4). 船体结构设计要满足国际散货船船体结构共同规范CSR以及2008年前生效的国际公约、规则和修正案和入DNV船级社的相关规定。(5). 主机型号改为SULZER 6RT-flex68T-B.二， 开发研究的关键技术1， 使用最新的结构计算软件使船体结构尺寸满足最新的共同结构规范CSR的要求

5、；2， 线型优化，获得降低阻力，提高性能的较佳线型；3， 确定满足法国敦克尔克东港的入港要求和设计排水量的主尺度；4， 按照规范要求进行FEM（有限元分析）计算，由于该计算在国际上处于摸索阶段，这方面计算是和DNV进行合作三， 开发研究的主要内容1， 母型船参数主要尺度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， 主尺度调整原计划本船将由母型船的垂线间长278.2m增加一个肋位的距离即0.8m而达到279.0m, 从而使本船的排水量满足设计需要。经过论证在不需要调整垂线间长的情况下，对线型的修改完全可以达到设计排水量的要求，并减少由船长的增加带来的空船重量的增加，虽然对航速有一定的影响，经线型的优化和计算，基本可以达到航速的要求。故而确定本船的垂线间长仍为278.2m。最后由水池试验也证明了原船长的可行性。型深为原来的24.68m改为24.85m，结构吃水由18.2

7、m改为18.3m,货舱口围板高度由0.9m改为0.8m, 主甲板梁拱不变为1.1m，舱口盖高度不变为1.0m, 这样使主尺度满足进入法国敦刻尔克港装卸煤和矿砂的要求（敦刻尔克东港要求船舶吃水14.2m时货舱口盖顶距水面13.7m，即船基线到货舱盖顶部高度不能大于27.9m）。型宽保持不变，仍为45.0m。调整后本船主要参数：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资料基础上进行的计算，减去母型船的部分结构重量并加上由规范引起的增加重量。空船重量的计算结果见“空船重量、重心计算书”。4， 型线设计与优化本船在长度Lpp和宽度B和母型船保持基本不变的情况下，要满足设计排水量和航速的要求，对母型船的线型进行了深入的优化设计。在国际知名水池试验室瑞典SSPA的模型试验后绘制了本船的线型。本船最后线型保持了原母型船的首部侧投影外部

9、轮廓，并大幅度修改了首部线型，相对于母型船首部线型略显肥大，使其排水量增加。但球鼻首根据母型船的航行效果来看比较满意，只有略微修改。尾部线型由于主机轴线的下降，使本船的线型在尾部修改较大，轴线以上的线型肥大用来保证本船排水量。船中部分，对舭部半径进行了修改，由原来母型船的1.9m改成现在的1.2m。以上所述的线型修改，其主要目的，是在满足设计航速前提下尽量达到船舶排水量的要求。在优化中改变的线型尽量使其对船舶阻力所产生的不利影响减到最小。经过船体的后续计算(完整稳性和航速计算)本船线型的改进基本达到了设计要求。5， 结构设计本船典型横剖面是FKAB公司和DNV船级社，按最新共同结构规范的要求使

10、用最新的DNV结构设计软件NAUTICS HULL完成的。本船相对于母型船有以下几个技术要点：(1),典型横剖面计算。本船典型横剖面，按最新共同结构规范的要求下进行的计算。结合最新规范的特点，本船横剖面的计算具体可以归纳如下：NAUTICS HULL 软件的独特结合规范的特性，以及带有BUCKLING校核和各种工况载荷分析，使其结构最优化设计。并在结构计算报告中给出规范所需的最小要求和所需的腐蚀余量，便于我们的进一步优化结构尺寸。结构尺寸计算，具体如下：l 舷侧外板首先高强度钢的适用区域没有变化，修改外板的舷顶列板的厚度为20.0NV E36。由于buckling计算得出的结果，相比在母型船的

11、板厚27.0 E36减小很大。具体参见结构计算书。同时，中间舷侧外板厚度由原来21.5改成了17.5，舷侧外板的计算最危险的情况均为S+D Sea fP1 Sagging此种装载状态。这类状态舷侧所受的压载舱的内部水压力非常大。l 舭部板，舭部板在S+D Sea fP1 Sagging的装载状态下计算得到了该板板厚为19.0 NV D32.比母型船增加1mm.l 内底在计算内底时，对内底板产生最危险的装载状态就是S+D Hbulk f H1 Sagging。 内底板在Hold 1,3,5,7,9中，在S+D Hbulk f H1 Sagging状态下，中间板取板厚23.0，其余板厚均为26.5

12、。其中，Buckling对内底板的板厚影响不大，对内底板板厚取值还应考虑腐蚀和装卸时抓斗对底板的影响。除中间板外，实际计算的裸板厚(不计算腐蚀)为19.35mm, 而我们实取了26.5mm，这个取值仍是规范要求的最小值，可以看出新规范对底板要求比较严格。具体取值及计算参见结构计算书。l 舷侧内壳舷侧内壳底部第一块板厚在最危险的装载工况（S+D WB b H1 Sagging）时计算裸板板厚要求为15.18实取17.0。相对母型船15.5板厚变化较大。舷侧内壳其他板厚均变化不大。l 顶边舱底部板由计算书可以看出板厚变化较大的是与舱口围板相连板，母型船为27.0 D36, 本船经过计算由Buckl

13、ing决定的板厚21.5即可以满足要求，对此本船取用了22.0 NV D 36。 l 甲板板厚本船强力甲板中间有大开口，所以板厚为35.0，计算的结果和实际取值变化很大，从结构计算书中可以看出。甲板最危险的状态为(S+D WB b R2 Hog P和S+D WB b R1 Sag p)可以看出双壳散货船的甲板计算一般都得考虑Sagging 和Hogging两种状态。l 内底纵桁内底纵桁由计算书可看出，起决定因素是buckling，结果一般都是local stress计算结果的10倍左右。l 骨材通过对比，由计算书中可以看出，对骨材的影响buckling和local stress差不多。所以在计

14、算时两者必须得以注意。总观本船结构计算，使用新规范和配套的新型计算软件对本船结构计算，得出的结果既满足了规范的需要也没有太多的余量，使本船的结构设计水平达到了一个新的高度。 从本船的结构计算书中可以很容易的检查结构的决定条件和危险的装载工况，便于校核。由于软件不支持疲劳的计算，所以本船对于疲劳暂不作考虑。(2)PMA的考虑。本船为了检查船体结构的方便性，首先在舷侧比原来母型船增加一道舷侧纵桁，使每两纵桁间距分别为3.40m、3.70m、3.90m。这样免去了舷侧内的永久检测通道的栏杆，简化结构、方便了施工及减轻重量。为了检测甲板结构，在舱口前端壁和后端壁分别安装一箱型结构的检测通道。考虑到舱口

15、盖间的纵骨不参加总纵强度，经计算将舱口围间的纵骨设于甲板之上。(3)FEM计算。由于FEM (FINITE ELEMENT ANALYSIS)有限元的计算在现阶段造船工业应用属于先进技术的推广阶段，FEM的分析能让结构的受力分析更加准确，先进的软件技术给出的三维分析结果能让结果更加直观。本船采用的三舱段分析模型是CSR的规范要求，从最后的分析结果我们能发现明显的应力集中区域，对于我们进一步分析和优化结构提供有据的理论基础。也为其他结构的设计工作提出了一些改进方法。本船的FEM计算中尚有不完整的地方(典型节点有限元分析没有完成)谨请包涵。本船根据FEM计算给出推荐值。6， 总布置修改(1) 甲板

16、脊弧经过本船干舷计算，主甲板在没有脊弧升高的情况下的干舷满足规范的要求，从简化施工和优化设计的角度考虑，本船不予设甲板首、尾脊弧。(2) 救生艇布置按照规范要求，在船尾部甲板中心线上设置一艘静水航行速度不小于6节的32人自抛式救生艇。并为之安装一平台。同时系泊布置往两侧移动让出救生艇的位置，相应的改变系泊布置。(3) 救助艇根据规范要求，在艇甲板右舷设置一救助艇。并为之配置一艇吊。如总布置图所示。(4) 首楼为了驾驶室视域满足规范要求，现设置首楼甲板距基线高度为27.0m, 采用母型船首楼甲板的梁拱形式。经过计算当首楼甲板距基线27.0m时，满足规范关于最小船首高度的要求。计算如下：H min

17、 = 7000 1.36 / (Cb + 0.68) = 7000 1.36 / (0.8691 + 0.68) = 6145 mm实际船首高度H = 27000 18300 = 8700 mm H min。其中H为首楼甲板距结构吃水的高度。首楼其他的设备布置保持不变，与母型船相同。(5) 推进轴线由于线型的调整，尾部主机轴线下降0.40m为4.1m。机舱的布置图在考虑线型变化时，还考虑了轴线下降对布置图产生的影响。由于轴线下降，在保证主机轴线下的滑油舱仓容的条件下，滑油舱下面的空间不可避免的减小，但仍然可以施工。经过航速估算，最后确定螺旋桨为4叶直径为8.1m的螺旋桨，盘面比为0.68。比原

18、来的直径8.0m增加了0.1m，叶梢距基线距离为50mm，而在尾部侧投影图中桨叶与尾部的间隙满足要求。(6) 舵为了满足操纵性的要求，尽量扩大了舵面积，经过计算舵面积满足规范的要求，如果有后续船的设计，尾部线型再下降将没有空间增加舵面积。(7) 机舱机舱布置图根据母型船反馈布置合理并易于操作，本船可以对线型修改影响较大部分进行细微修改，但设备及位置几乎完全一致。(8) 上层建筑艇甲板上的原上层建筑的居室布置，基本保持不变，而两个救生艇取消。7， 完整稳性计算本船完整稳性按照IMO 的稳性衡准要求进行计算。l 计算装载状态共计算如下状态： 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)完整稳性衡准及计算结果

25、根据IMO 规定，完整稳性衡准如下： 横倾角300时动稳性力臂不小于0.055m-rad。 横倾角400或进水角时的动稳性力臂不小于0.09m-rad。 横倾角300与400时的动稳性力臂的差值或300与进水角时的动稳性力臂差值不小于0.03m-rad。 横倾角等于或大于300处的复原力臂最大值至少为0.2 m。 最大复原力臂对应角并不得小于250。 经自由液面修正的稳性高度应不小于0.15m。计算结果表明：所计算的各种装载状态，出港、到港及航行途中均不用压载水调整浮态及重心而能满足稳性衡准及浮态要求。8， 破舱稳性计算计算过程中的所有可能的11种破损舱和破损舱组列举如下：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破舱稳性衡准校和结果根据ICLL 66/88 B60的要求，破舱稳性衡准如下： 考虑到下沉、横倾和纵倾的最后水线应在可能发生继续浸水的任何开口的下缘以下。这种开口应包括空气管和以风雨密门或风雨密舱盖关闭的开口，但以水密人孔盖与平舱口盖、保持甲板高度完整性的小水密货油舱口盖、遥控水密滑动门及以永闭式舷窗等关闭的开口可以除外。 浸水的最后阶段，不对称浸水所产生的横倾角不得超过150，但如甲板边缘无浸没现

29、象，则这一角度最大可增至170。 浸水的最后阶段，稳心高度为正。 浸水的最后阶段，稳性复原力臂曲线在平衡点以外的正值范围至少为200，相应的最大剩余复原力臂在此200范围内至少为0.1m，复原力臂曲线下的面积应不少于0.0175-rad，在此范围内无保护的开口不应存在。计算结果证明本船的破舱稳性完全满足以上各项衡准要求。9， 谷物装载稳性计算装载状态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