基于营运需求的14 500 TEU集装箱船快速性多目标优化

2019-10-17陈晓莹袁红良严孝钦

上海船舶运输科学研究所学报 2019年3期

陈晓莹, 袁红良, 严孝钦

(沪东中华造船(集团)有限公司，上海 200129)

0 引言

2017年7月，由沪东中华造船(集团)有限公司(以下简称“沪东中华造船”)为中远海运集装箱船运输有限公司设计建造的14 500 TEU集装箱船(见图1)成功交付。该船既是目前沪东中华造船独立设计建造的最大箱位数的集装箱船，也是首艘在设计之前引入快速性多目标优化理念的船舶。

该船于2012年完成船型初步设计，模型试验在德国HSVA水池进行。基于设计吃水和设计航速的快速性表现，该船被HSVA评定为其水池数据库中同类型船快速性表现最好的船型。但是在2012—2014年，受市场运价低迷和运力过剩等因素影响，船舶所有人对新船型快速性的要求发生了改变,不仅关注船舶在单个营运工况点的快速性表现，而且关注其在低速、浅吃水工况下的快速性表现。

图1 14 500 TEU集装箱船

通过对船舶所有人建议的方案和船厂储备的方案进行对比可发现，船舶所有人要求在原方案的基础上使设计载重量减少2 000 t，主机功率下降4%，在18 kn航速下的螺旋桨收到功率下降10%(见表1)。这意味着原线型方案不仅要在低速段得到进一步优化，还要在高速段保持原有的快速性，线型优化的难度大大增加，属于多目标优化。

表1 船舶所有人建议的方案与船厂储备的方案对比

沪东中华造船作为国内最早开始独立设计建造大型集装箱船的船厂，在集装箱船线型设计方面具有丰富的经验。本文对基于快速性多目标优化的14 500 TEU集装箱船线型优化设计思路进行梳理，为同类船型的开发设计提供参考。

该线型优化设计分为5个步骤,依次为：基于经验的多目标线型优化设计;基于艏部参数化变形的线型优化设计;基于节能装置研究的快速性优化;基于设计桨叶数研究的快速性优化;基于最佳纵倾的快速性优化。

1 基于经验的多目标线型优化设计

该项目的原始船体线型优化虽然是在设计航速和设计吃水下的单设计点进行的，但考虑到原始线型已得到多次优化且被HSVA认为是其数据库中非常好的船型，因此确定线型优化区域在艏部，以确保推进效率不变、在高航速(v=22.5 kn)状态下阻力性能不明显变差、在低航速(v=18.0 kn)状态下阻力性能明显变好为优化目标。首先对原始线型进行球艏优化设计，并将优化线型的计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics,CFD)计算结果与原线型的CFD计算结果相对比，结果见图2～图5。

从图2～图5中可看出，初步优化的线型相比原始线型在设计航速下变化不大，但在v=18.0 kn时有明显的改善。

虽然船舶所有人没有对浅吃水提出明确的要求，但为评估该线型在浅吃水状态下的水动力性能，对该状态进行CFD评估，结果见图6和图7。

图2 v=18.0 kn、T=14 m波切图

图3 v=22.5 kn、T=14 m波切图

图4 v=18.0 kn、T=14 m波形图(上为原型；下为改型)

图5 v=22.5 kn、T=14 m波形图(上为原型；下为改型)

图6v=18.0 kn、T=12 m波型图(上为原型；下为改型)

图7 v=23.0 kn、T=12 m波型图(上为原型；下为改型)

从图6和图7中可看出，初步优化的线型相比原始线型在浅吃水(T=12 m)状态下有明显改善。

2 基于艏部参数化变形的线型优化设计

将基于经验优化得到的线型作为初步线型(ORI)，利用CAESES软件的参数化变形功能改变球艏的剖面特征和相邻区域设计水线进流角，由此求得优化线型(OPT)。

2.1 球艏ST20站横剖面优化

首先对球艏ST20站处的横剖面进行优化，改善其在设计状态(v=22.5 kn、T=14 m)下的兴波性能。优化的第一步是利用CAESES的参数化变形功能改变ST19站到球艏最前端的横向宽度。变形设置在ST19站到球艏最前端高度为0～15 m的区域;最大变形纵向在ST20站位置，垂向在7 m高度处；前、后、上、下的变形平滑过渡。设置变形参数并进行CFD搜索计算。

球艏横剖面优化见表2。从表2及相应的波形图和波高图中可看出，ST19站到球艏最前端的区域增大或减小都没有改善船舶的兴波性能，保持原有尺寸时的兴波阻力最佳。

2.2 艏部ST15～ST19站横剖面优化

对艏部ST15～ST19站水线附近的横剖面进行优化，改善船舶在设计状态下的兴波阻力。原方案的水线和ST15～ST19站区域内的水线较为瘦削，过渡到平行中体的曲率变化较快，因此考虑改变设计水线附近ST15～ST19站区域内的横向宽度。变形设置在ST15站与ST19站之间，高度为0～20 m区域内；最大变形纵向在ST17站位置，垂向在7 m高度处，前、后、上、下的变形平滑过渡。

通过软件进行搜索计算，结果见表2。由表2可知，ST15～ST19站区域内横向宽度的变化对兴波阻力产生了有效影响，当变形达到EnsembleInvestigation_02_des0010的尺寸时为最佳。

2.3 球艏高度优化

不改变球艏的长度，改变ST19.5站到球艏最前端区域的高度，即改变球艏的形心位置,结果见表2。从表3中可看出，改变球艏高度对船舶在设计状态下的兴波性能并无有利影响，但球艏下降能改善船舶在低速段的兴波性能。

表2 球艏ST20站横剖面优化和艏部ST15～ST19站横剖面优化

3 优化方案与原方案的CFD对比计算

利用参数化建模软件和CFD计算软件对艏部的线型进行参数化建模，以22.5 kn和18.0 kn航速下的有效功率之和最小为优化目标，对球艏的高度、面积、形心和进水角的大小等进行分析，确定最终方案。优化方案与原方案对比见图8～图11。

4 船模试验验证

通过上述CFD数值计算，已基本上确定新船型方案的快速性指标。在此基础上,将优化之后的线型提交给HSVA进行模型试验,根据试验结果确定最终的快速性指标。

表3 球艏高度优化

图8 T=14 m、v=22.5 kn状态下原方案与优化方案波形图对比

图9 T=14 m、v=18.0 kn状态下原方案与优化方案波形图对比

a) 原方案

b) 优化方案

a) 原方案

b) 优化方案

通过备用桨模型试验验证，新船型方案(船模编号M2102)与原方案(船模编号M1001)相比，在整个航速段的阻力有明显改善，尤其是低速段的阻力改善十分明显。试验对比见图12～图15，有效功率对比见表4，螺旋桨收到功率对比见表5。从表4中可看出:在设计航速下有效功率下降了2.3%，在18.0 kn航速下有效功率下降了10.0%。从波形图中可看出:高速段的波形变化很小，低速段的波形有明显的改善。

图12 原方案高速段模型试验

图13 原方案低速段模型试验

图14 新方案高速段模型试验

图15 新方案低速段模型试验

表4 有效功率对比

表5 螺旋桨收到功率对比

5 基于节能装置研究的快速性优化

由于集装箱船的艉部较为瘦削，艉部流场比较均匀，通常选用悬挂舵作为节能装置。为获取悬挂舵在该项目中的效果，以某公司的悬挂舵+舵球为研究对象，对舵球的最佳长度和螺旋桨盘面的最优位置(距离艉柱X1=6 500 mm和X2=6 100 mm)进行研究，具体模型见图16和图17。最终选定方案的节能效果对比见表6。从表6中可看出，采用悬挂舵+舵球方案可降低推进功率2%左右。

图16 普通舵

图17 悬挂舵加舵球

6 基于设计桨叶数研究的快速性优化

2014年之前建造的超大型集装箱船出于空泡性能考虑，普遍采用6叶定距桨(见图18)。但是，在评估基于22.5 kn航速要求的主机输出功率时发现，原船型在23 kn航速下的螺旋桨功率密度为737 kW/m2，而新线型在22.5 kn航速下的螺旋桨功率密度为668 kW/m2。在与螺旋桨厂商和试验水池的专家充分讨论之后，决定采用5叶定距桨(见图19)。经模型试验验证，新设计的5叶桨方案能较好地匹配艉部流场，不仅推进效率比6叶桨高，而且空泡性能和脉动压力完全符合要求。

表6 普通舵与悬挂舵+舵球收到功率对比

图18 6叶桨方案

图19 5叶桨方案

6叶桨与5叶桨收到功率对比见表7。从表7中可看出，采用6叶桨时设计点的推进效率提高了2%,低速段的推进效率提高了约5%。

7 最终方案与原方案快速性对比

与原方案相比，优化方案配合舵和螺旋桨的优化，其性能有显著提升。表8为最终方案与原方案收到功率对比。从表8中可看出,设计点的收到功率降低了近5%，18 kn航速下的收到功率降低了近15%。

表7 6叶桨与5叶桨收到功率对比

表8 最终方案与原方案收到功率对比

根据德国HSVA水池提供的最终报告:5叶桨方案的航速预报结果为22.55 kn，达到了合同指标的技术要求;18 kn航速下的油耗完全满足船舶所有人的要求。

8 基于最佳纵倾的快速性优化

为进一步提高船舶的快速性，降低燃油消耗，对4种常用装载工况下的不同航速点进行纵倾优化分析，得到各运营状态下的燃油消耗最低吃水状态，供航运公司在实际运营配载时参考。图20～图23为不同吃水状态下收到功率随纵倾的变化。以设计状态艏倾2.0 m为例，在船舶所有人的常用航速范围(16～20 kn)内，燃油消耗仍有1%～5%的降低。