某液化天然气运输船总布置优化研究

2014-06-27,

船海工程 2014年5期

(1.中海油能源发展采油服务公司,天津 300457;2.上海船舶研究设计院,上海 201203)

1 总布置概述

该船为载运 LNG的小型运输船。小型 LNG运输船具有营周期短，中转频繁，内河航运时还受到水位、桥梁码头的限制，载货量小，船舶吃水浅排量相对较小的特点，和大型 LNG 船有着很大的区别。

传统的 LNG 运输船的货舱系统主要有薄膜型和独立球型两种形式，广泛应用于大型 LNG 船的建造。传统货舱形式工艺复杂、造价昂贵，不适应新型 LNG 的运输要求。目前小型 LNG 运输船通常采用独立式C型液货舱，即自持式压力容器，是指符合压力容器标准且它的设计蒸汽压力不小于规范中的计算值。一般液货舱采用单圆筒型或双圆筒型结构，外部设置绝缘结构，无需次屏蔽，建造简单。根据载运量的不同，货舱的形式可选择单圆筒或双圆筒[1]。

该船在运输LNG 时，LNG 装载在4个C型双叶独立液货舱内，货物围护系统的设计温度为-164 ℃，液货舱顶设计压力为 350 kPa(IMO)，属 2G型船[2]。

该船主体艏部设压载水舱，水手长储藏室，燃料油舱，艏侧推 /应急消防泵舱，柴油储存舱(左/右)，艏部压载舱(左/右)，锚链舱，氮气发生器室/艏液压泵站等；船中货舱区设4个处所,每个货舱处所为一由船体结构封闭的区域，独立液货舱安装在处所内；机舱及生活区设于货舱的后方，机舱内设有各种必需的油柜，机舱下方的双层底下设置液舱或空舱。机舱后设艉压载水(左 /右)、缆绳舱 /艉液压泵站、推进器舱及推进驱动器舱等。

艉部各层甲板室设船员生活、居住娱乐餐饮办公的各类处所。

该船的方案设计在通过专家组审查后，经过与相关方技术人员、设备厂商的充分沟通，对船舶总布置设计进行了优化。

2 艉部布置的优化

2.1 推进系统布置的优化

在推进系统确定选用Rolls Royce公司提供的AZIPULL全回转推进系统后，对推进器的安装角度通过实验进行了优化。在方案设计阶段，水平投影面内推进器与船长方向的夹角为0°。试验在业内著名的荷兰MARIN水池进行，在船模处于设计吃水状态下，船模以设计航速航行，在推进器与船舶纵向处于不同夹角的情况下，测定船舶所需的推进功率。试验过程中取0°、2°、4°、6°几个不同的夹角，试验结果表明，当该夹角为2°时，船舶所需的推进功率最小，与夹角为0°时相比，推进功率可减少约2.1%。试验结果见图1。

图1 推进功率与推进器安装角度关系图

根据试验结果，确定推进器与船舶纵向的夹角为2°，见图2。

图2 推进器安装角度示意

2.2 下沉式甲板的设计

在方案设计阶段，具有从艏到艉连续的上甲板，上甲板作为干舷甲板，在上甲板上设5层甲板室(包括驾驶室)，以满足船员生活、居住、餐饮、办公，船舶驾驶的需要。图3为方案设计阶段艉部总布置侧视图。

图3 方案设计阶段艉部总布置侧视图

进入基本设计阶段后，考虑到采用电力推进系统，船舶型深也较相同吨位的其他液货船(化学品船、油船)要大，机舱空间应该绰绰有余，为此考虑艉部上层建筑和艉部甲板可采用下沉式甲板的方案。

本方案首先需要核实机舱的布置情况，方案设计阶段机舱布置见图4～图6，主甲板下机舱共设3层平台(7 300 mm平台、11 000 mm平台、14 700 mm平台)。3台主发电机组布置于7 300平台，配电板室位于7 300平台；机舱集控室布置于11 000平台；14 700平台布置了2个较大的机舱储物间。

图4 方案设计阶段机舱布置图

图5 方案设计阶段机舱7 300 mm平台布置示意

图6 方案设计阶段机舱14 700 mm平台布置

经过对机舱布置图的分析，认为机舱的空间是可以大幅压缩的。按照下沉式甲板的设计思路，将主甲板艉部下沉3 375 mm为下甲板(距基线15 600 mm)，下甲板以下为机舱区域，机舱设机舱下平台(7 300 mm平台)、机舱上平台(11 300 mm平台)。按此方案，重新设计机舱布置，机舱两层平台的平面布置见图7～图8。

图7 机舱下平台布置示意

图8 机舱上平台布置示意

机舱重新布置后，机舱的布置更紧凑，机舱空间得到了充分的利用，且机舱所有的设备均能布置，机舱各设备的操作空间、维修保养空间足够，这表明从机舱布置的角度来看，下沉式甲板设计方案是可行的。

按此方案接着对艉部甲板室的布置方案进行了相应的调整，原先的方案是上甲板上设5层甲板室，现需调整为下甲板上设5层甲板室。这一调整主要面临以下三方面的问题：干舷方面的问题;稳性方面的问题;驾驶视线的问题。

2.2.1 干舷问题分析

按照《国际载重线公约》定义，原方案中由艏至艉连续的上甲板为干舷甲板，干舷(计算)型深为18.714 m。采用下沉式甲板方案后，船上甲板和后部的下甲板构成阶梯状的干舷甲板，按照《国际载重线公约》的定义，如干舷甲板为阶梯形且此甲板的升高部分延伸至超过决定型深那一点，型深应尽量从该甲板较低部分延伸且升高相平行的基准线，因此现在的干舷(计算)型深应为下甲板高度(15.614 m)。采用下沉式甲板方案，《载重线公约》要求的最小夏季干舷为2 906 mm,该船设计夏季干舷为8 014 mm,干舷满足公约的要求[3]。

2.2.2 稳性问题分析

原方案中上甲板以下全部的主船体计入稳性，而新方案中上甲板和后部的下甲板下的主船体计入稳性，也即储备浮力会减少，对稳性不利；而另一方面，采用下沉式甲板的设计方案船舶空船重量会略有减少，空船重量重心垂向位置也会略有降低，对稳性是有利的。新方案是否能满足要求，必须进行详细的计算。为此对新方案完整稳性和破舱稳性重新核算。

1)完整稳性。完整稳性计算是依据 IMO Resolution MSC267(85)—2008 IS CODE 及中国海事局《国际航行海船法定检验技术规则》2008年版的有关要求进行核算。

①典型装载工况。见表1。

表1 典型装载工况

②完整稳性计算结果。各工况稳性衡准见表2[4]。

2)浮态和纵倾。在满载和压载航行状态时均无艏倾现象。同时艉吃水保证螺旋桨浸没水中。各工况装载及浮态情况见表3。

表2 各工况稳性衡准

注：横倾30°面积指的是静稳性曲线图上，横倾30°角时曲线所包含的面积。

表3 各工况装载及浮态

3)破舱稳性。破舱稳性参照 IMO International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquified Gases in Bulk(IGC CODE)、 CCS 《散装运输液化气体船舶构造与设备规范》以及国际载重线公约的相关要求进行核算。

①破损初始工况。见表4。

表4 破损初始工况描述

②破损区域假定。IGC CODE 对舷侧破损区域假定见表5[5]。

表5 舷侧破损区域假

IGC CODE 对底部破损区域假定见表6。

表6 底部破损区域假定[5]

载重线公约对 A类船舶破损区域假定见表7。

表7 A类船舶破损区域假定

③破舱计算结果。依据IGC CODE要求，舷侧破损划分了25种破损组合，底部划分了17种破损组合，对应INI01-INI10破损初始工况，计算了420个破损工况；依据国际载重线公约要求，划分了6种破损组合，对应INI20种破损组合，对应INI20破损初始工况，计算了6个破损工况。共计算了426个破损工况。计算结果表明，稳性满足要求。表8为部分破舱计算结果。