圭亚那型2 300 TEU集装箱船优化设计

2023-01-02任奕舟王彩莲张维毅

船海工程 2022年6期

任奕舟，王彩莲，张维毅

(中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011)

长期以来，受限于居高不下的双边关税壁垒，南美与欧洲之间的贸易往来持续低迷。自南美洲南方共同市场组织与欧盟自由贸易协定[1]正式生效后，这两大区域将组成世界上最大的自由贸易区。此前，受贸易需求和南美东北部港口、航道吃水限制，该航线上运营的集装箱船普遍为1 500 TEU以下的小型集装箱船，近几年来，随着双向贸易持续回暖，该航线上先后涌现出了1 700 TEU和2 100 TEU级集装箱船。2 300 TEU集装箱船，适应该航线浅吃水等特定要求，在船体尺度、装箱数、冷箱数等层面较上一代圭亚那型集装箱船进一步提升。

1 航线和船型特点

2 300 TEU集装箱船运营“欧洲—加勒比—圭亚那—巴西”航线(见图1)(以下简称“欧洲—加勒比—南美北部”航线)。南向航线主要承运欧洲工业制品；北向航线主要承运拉美农产品和畜牧产品，部分季节冷藏集装箱运载数占比超过总运载箱数的1/3[2]。该航线停靠的加勒比和南美东北海岸港口基础条件有限，航道狭窄水浅，对船舶的港口适应性要求较高。

图1 “欧洲—加勒比—圭亚那—巴西”航线

2 300 TEU集装箱船为钢质单甲板、单桨、低速柴油机推进，无限航区的集装箱专用运输船，设有直立型船艏，5个货舱，方艉，生活楼、驾驶室及机舱居艉部，甲板上配置3台吊机，入BV(法国船级社)船级。货舱内设3层高箱、3层标箱平台，高箱和标箱可按任意顺序灵活装载。全船总箱位数2 296 TEU，设有600个冷藏集装箱插座。除传统的20 ft和40 ft集装箱外，甲板还可装载45、48、53 ft集装箱。重箱(平均14 t)装载1 650 TEU，占总箱数的72%。所有货舱和甲板以上均可装载危险品。

2 船型设计关键技术

2.1 航线特征匹配设计

针对停靠的部分港口基础设施较有限的特点，配备3台甲板吊机，覆盖全船所有箱位，装卸货不需要岸吊辅助。为合理利用吊机的覆盖范围，采用艉机型布局，所有甲板上箱位均布置在上层建筑之前。与传统的中艉机型布局相比，上建之后没有箱位，无需布置吊机，整体布置更经济、合理。

航线中部分港口受水文条件限制，航道状况复杂。部分航道狭窄，且吃水较浅。加之由于港口装卸货自动化程度较低，速度较慢，航道中船舶较为拥挤。考虑到上述因素，配置艏艉2个侧推器。与传统舵系操纵相比，艏艉侧推器在狭窄航道、近岸航区等限制水域的操纵性能更为灵活，提高了本船在港口航道中的操纵性。

鉴于北向航线主要承运水果、畜牧产品等易腐产品，本船配置了600个冷藏集装箱插座。为配合冷藏集装箱的使用，货舱底设置纵贯式污水井，从而可在不同船体姿态下均充分收集冷藏集装箱产生的冷凝水。

2.2 水动力优化

2.2.1 优化工况选取

集装箱船的实际营运工况(吃水、航速)与航线方向、季节更替、停靠港口限制、贸易需求等紧密相关，在其全运营周期的不同时段内，吃水和航速区别非常大。为力求使优化结果贴近营运实际状态，本船线型优化不仅关注合同航速下的性能，还收集了目前营运于目标航线主要的近似尺度集装箱船的吃水与航速比例数据，构成预估的营运工况比例,见图2。

基于预估的营运工况，选取其中占比例较高，具有代表性的工况，优化多吃水、多航速下典型工况的性能，从而优化本船全运营周期内的能耗。由图2可见，T1/V2、T1/V3、T2/V3三个工况占比较高，合计预估营运时间比超过90%。因此，优化工况以上述3个工况为主，同时兼顾合同航速工况(T3/V4)。

图2 预估营运工况比例

2.2.2 艉部优化

对艉部线型，采用CFD计算的方法，分别评估艉部浸没、U型变化、V型变化和艉球形状对各营运工况水动力性能的影响。以艉部浸没为例，控制其他优化元素不变，根据5种浸没率生成5个艉部线型见图3，分别计算这5个线型在3个目标优化工况下的功率P1、P2和P3，按营运时间比例，对3个工况下的功率进行加权平均，分别得到这5个线型在3个工况下的加权平均功率Pw。

图3 艉部线型特征变化

Pw=P1·W1+P2·W2+P3·W3

(1)

式中：W1，W2，W3依次为3个优化工况的运营时间比例。

以Pw作为评判指标，比较艉部浸没的影响。Pw越小，即代表水动力性能越优异。以此类推，进行各优化元素的横向对比。

经过计算评估，减小艉封板浸没和艉球宽度可改善水动力性能，V型变化相比U型变化更有利于性能优化。对上述元素分别选取对应加权平均功率Pw最低的参数，将其组合后生成优化后的艉部线型，计算验证显示，艉部优化结果相比初始设计加权功率下降1.7%。

2.2.3 艏部优化

对艏部线型，评估常规球鼻艏、带隐形球艏的直立艏和常规直立艏3个方案，见图4。

图4 艏部线型变化

初步计算结果显示，常规直立艏在浅吃水区间优化结果优异，但在设计吃水处阻力性能欠缺，无法满足合同航速要求。因此后续对常规球鼻艏和带隐形球艏的直立艏进行进一步优化。

分别对球艏(隐形球艏)的高度和宽度进行系列变化，生成相应的艏部线型，评估其对阻力性能的影响，方式与艉部优化类似。最终比较结果显示，适当加宽、降低的带隐形球艏的直立艏阻力性能最优。将其与已优化完成的艉部线型结合，完成进一步验证。

2.2.4 线型优化结果和验证

最终的线型优化以3个典型工况的结果加权平均。相较初始线型，综合各营运工况，平均可优化4.0%，合同航速处可优化3.2%。

船模试验验证，线型预报航速与上述结果相符。本型3艘实船实测航速平均为20.2 kn，在同级别船中快速性优势突出。

为进一步评价整体优化效果，采用综合优化评价指标——每箱每海里能耗指数[3]J，进一步对线型优化结果进行横向对比。

J=PD/(nTEU·V)

(2)

式中：PD为收到功率，kW；nTEU为14 t装箱数；v为航速，kn。该指数在传统评价指标的基础上融入了“装箱数”这一贴近集装箱船营运实际的装载指标，反映的评价信息更贴近实际需求。本船能耗指数J为0.38，比同航线2 100和1 700 TEU分别低7.7%和30.5%，能耗优势明显。

2.3 纵倾优化

纵倾优化是指通过调整船舶的纵倾，使船舶在某些特定航态下减小船舶阻力，从而减少能耗。该优化方式不增加额外的节能装置，也不需要改变船体构造，可以在不降低船舶载货量和降低航速的前提下节约能耗。

以模型试验的方式进行纵倾优化分析。试验分4组，每1组试验中平均吃水不变，分别调节船模的纵倾，测定船模在相同吃水、不同纵倾下，功率与航速的相对关系。再依次比较不同纵倾对功率的影响。试验纵倾及吃水见表1。

表1 不同吃水条件下的纵倾试验值 m

试验结果见图5(以平吃水为基准)。

图5 纵倾优化结果

在9.5 m和7.5 m平均吃水下，适当艏倾可减小所需功率约4%～7%不等，而艉倾会导致所需功率上升；在8.5 m和6.5 m平均吃水下，艏倾和艉倾均会导致所需功率上升。该结果可为实际运营纵倾调载提供参考。

2.4 纵倾范围拓展

按照集装箱船设计惯例，纵倾涵盖破舱计算3吃水纵倾±0.05Ls范围(如图6中的“基础纵倾范围”)。这样的纵倾范围可保障船舶的基础配载和航行需求，但尚存在一定缺陷。首先，基础纵倾范围仅涵盖0.1Ls，纵倾带宽比较狭窄，对于集装箱货物装载，尤其是多港口货物调载产生了限制；其次，较为有限的纵倾范围限制了纵倾优化成果的转化，无法调整到能耗最优的浮态；再者，基础纵倾在浅吃水区间艉倾较大，不符合圭亚那型集装箱船停靠的各港口的吃水要求。

图6 纵倾拓展范围

基于上述因素，将纵倾范围适当拓展，满足结构吃水和中间吃水下纵倾-3～2 m，6.0 m以上平吃水。进行纵倾拓展过程中，以1%Ls为步长，生成不同纵倾的初始工况，使上述生成工况涵盖的纵倾范围(±0.05Ls)相互连接，再计算上述所有初始工况下的破舱稳性，从而满足纵倾拓展要求，可丰富营运过程中装载的便利程度。近期各类船型，多个项目中，都有船东提出类似纵倾拓展的需求，未来有发展为优化方向的趋势。

2.5 窄边舱设计

为了最大限度挖掘货舱内装箱能力，采用窄边舱设计，货舱内可装载12列标准集装箱，比同型宽常规设计多1列，与艏艉货舱处线型优化成果相叠加，舱内箱位与近似主尺度、方形系数的箱船相比平均高10%。

与此同时，窄边舱设计也有挑战。根据BV规范[4]，货舱开口宽度与型宽之比大于0.7,即为大开口型船，而本船该比值达到了0.91，已与超大型集装箱船20 000 TEU级别的数值相当。由此，船舶上半部分结构刚度较差，舱口围角隅、主甲板角隅等区域应力集中，容易产生疲劳问题。为此，采用负角隅形式(见图7)，并在保障箱位设计的基础上适当增大角隅半径，改善了角隅的疲劳强度。

图7 典型负角隅

除了结构疲劳外，窄边舱设计对舷侧综合布置也有更高的要求。鉴于边舱宽度仅1.4 m，甲板上舱口围顶板外侧到舷侧的距离不到1m。为保障AMSA要求的通行所需的600 mm空间，对引水员斜梯进行特别设计，将其所占宽度压缩，并取消所处位置的箱柱，从而满足通行空间的要求。

二甲板舷侧通道的布置同样颇具挑战。对于常规的支线集装箱船，冷箱配电箱和风机启动器一般布置在舷侧通道内。本船由于舷侧通道狭窄，空间无法满足常规布置的要求。通过优化内部设计，合理统筹分配，适当增加配电箱的数量，从而尽可能压缩单个冷箱配电箱的厚度，使其满足通道内600 mm的通行空间需求。与冷箱配电箱相比，风机启动器由于初始体积更为庞大，布置困难更为突出，单纯压缩厚度已无法满足通道的宽度要求。经过综合考虑，将风机启动器移位布置在水密舱壁中燃油舱顶部的区域。由于下方燃油舱使用时温度较高，在燃油舱顶部增设了隔离空舱，并在该区域设置机械通风，保障风机启动器的正常工作。

2.6 振动和噪声控制

本船属艉机型总布置，型深低，吃水浅，货舱开口比大，高强度钢比例大，这些因素使得船体刚度下降。另一方面，本船在近似尺度集装箱船中航速、主机功率和螺旋桨转速偏高，螺旋桨与上层建筑距离较近，上述因素均对本船振动控制存在不利影响。

为控制振动风险，建立本船的三维有限元模型，进行全船自由振动和受迫振动分析，计算压载工况和满载工况下的振动响应。计算结果显示，上建部分点位存在一定超标隐患。为此，对上建局部围壁位置进行调整，使舷侧舱壁尽量保持垂向对齐，增加局部围壁板厚。见图8，尽量将功能间布置在下层甲板，将住舱布置在上层甲板。右舷在住舱和机舱棚之间设置隔离空舱，限制机舱棚产生的振动和噪声传播；左舷利用梯道，起到与隔离空舱近似的减振降噪功能。试航过程中，对上层建筑和机舱中的55个振动测试点的振动响应进行了测量，全部满足ISO 6954:2000(E) 的要求。

图8 上建横剖面示意

本船须满足海安会MSC.337(91)决议通过的《船上噪声等级规则》。相较于原噪声规则IMO A.468，该规则对船舶居住处所的噪声级限值降低了5 dB(A)，对整体噪声控制提出了更高的要求。本船上层建筑位于艉部机舱正上方，由于型深较低，噪声源与上建舱室距离较近，加之主机功率较高，存在噪声超标的风险。因此，基于能量有限元法进行主要舱室的噪声预报分析。结果显示，A甲板医务室预计噪声58 dB(A)，超出限值3 dB(A)，主要的噪声来源为机舱主机、发电机等设备传递而来的结构噪声。由于功能性限制，无法调整医务室的布置位置，故考虑在甲板上表面敷设浮动地板，在围壁及天花板处敷设隔声阻尼材料，控制结构噪声传递。经过实船试航验证，医务室实测值小于55 dB(A)，满足规范要求。