82,000吨级散货船结构设计及优化
时间：2023-11-02 14:55:02 来源：小苹果范文网 本文已影响 人 
冯 伟，严卫祥，吴定凡，匡 岩
(上海船舶研究设计院，上海201203)
目前市场上的82 000吨级系列散货船主要满足散货船共同结构规范(CSR-BC)规范及CSR-H(2014版～2019版)。随着船舶能效设计指数第3阶段(EEDI Phase Ⅲ)的推行、CSR-H规范的更新和钢价的大幅上涨等因素，适用新规范、新法规的82 000吨级散货船的升级优化工作势在必行。
唐明非等结合85 000吨级散货船的船型特点，有针对性地对弯矩包络线、型材使用和整体型顶墩等方面进行了优化设计。甘水来等基于共同规范绘制了散货船槽型舱壁的各槽条要素对重量影响的关系曲线。王艳春等从许用装货量、计算水压头和振动分析等角度，对散货船结构细节继续精益求精。
本文基于CSR-H(2020版)规范，对研发的82 000吨级散货船(以下简称“82kBC-V2020”)结合有限元分析结果，从设计最小静水弯矩、槽型舱壁、货舱内底板、舷侧外板、船底砰击区域的舭部及机舱、上建结构等方面阐述结构优化设计，力争达到在满足CSR-H(2014版)的82 000吨级散货船(以下简称“82kBC-V2014”)基础上减重5.5%的目标。
1.1 主尺度及基本参数
82kBC-V2020的主要尺度为：总长229.00 m；
结构船长222.13 m；
型宽32.26 m；
型深20.35 m；
结构吃水14.50 m；
设计吃水12.2 m。
1.2 船型特点
新一代绿色节能环保卡尔萨姆型82 000吨级散货船(以下简称“82kBC-V2020”)根据CSR-H(2020版)升级研发的，配有MAN-6S60ME-10.5主机，4叶螺旋桨，设计吃水下航速14.0 kn，主机日油耗23.18 t/d，配置节能导管和毂帽鳍，续航力25 000 n mile。
主船体共设有9道横舱壁，将全船分为艉尖舱、机舱、7个货舱和艏尖舱。货舱之间采用垂直槽型横舱壁分隔，其中第四货舱兼作风暴压载舱。艉部及机舱上方设有5层上层建筑，艏部采用减阻直首线型设计。
2.1 设计最大静水弯矩值
在中横剖面设计中发现，本船的船体梁总纵强度主要受到进水工况下中垂弯矩的影响。因此，为了控制结构重量，在总体分舱优化的基础上进行精细化结构设计，对结构设计静水弯矩包络线增设多个定位控制点，做成一个紧贴总体弯矩值的包络设计，努力减小设计冗余，可得到分布更合理的总纵静水弯矩曲线。与82kBC-V2014相比，本船各工况下的结构设计最大静水弯矩值明显降低，其中结构设计进水工况下的中垂静水弯矩减小了7.6%，为整船的结构重量控制奠定了基础。数据对比见表1。
表1 82kBC-V2014与82kBC-V2020的设计最大静水弯矩对比
2.2 槽型横舱壁结构
有限元计算表明，较小的槽型翼板宽度有利于提高板格抗屈曲性能，且屈曲主要发生在槽型翼板上。因此，本船的槽型舱壁均采用950 mm的窄翼板形式，并尽可能拉长槽型腹板长度，以便控制横舱壁重量，典型槽型样式见图1。此外，由于第四货舱为轻货舱且兼作风暴压载舱，其前后两道垂直槽型横舱壁，在重压载工况下，在风暴压载舱一侧，横舱壁的槽型翼板的屈曲尤为恶劣。第四货舱的两道横舱壁在窄翼板槽型的基础上，在风暴压载舱一侧，其槽型翼板与腹板采用焊接式的组合槽型，见图2。通过这种优化设计，将有限元屈曲增加的板厚有针对性地全集中在槽型翼板上，既满足了屈曲要求，又最大程度地把有限元带来的结构钢料增加量控制在最小范围内，减小了原先槽型舱壁翼板、腹板连续带来的负面影响。
图1 槽型舱壁的典型槽型样式(单位：mm)
NET—净留边；
P.P.—深熔焊；
TYP—典型。
2.3 货舱内底板结构
本船横舱壁的底墩(除管弄区域)为压载水舱，并与双层底联通。根据这个布置特点，再结合CSR-H规范可知，本船货物装载范围内的货舱内底板净厚度由抓斗工况决定，其腐蚀余量为5.5 mm，而底墩区域的货舱内底板净厚度仅需满足规范最小板厚要求，且其腐蚀余量为3 mm，因此本船在内底板底墩区域增设了两道横向板缝，见图3。结果表明，在满足计算要求的情况下，底墩区域的内底板板厚最大可减薄6 mm，共计减重约15 t。
图3 货舱内底板典型结构图(局部)(单位：mm)
2.4 舷侧结构
经计算，本船的舷侧肋骨跨距相对较长，对舷侧肋骨及舷侧外板的结构尺寸均产生了很大影响，舷侧结构的屈曲问题成了其结构尺寸的主导因素。为了保证结构设计合理性和结构轻量化，根据规范第1部分第8章第5节的2.2.5的指导，本船通过在舷侧外板上间隔设置2道倾斜45°的防倾肘板，增强舷侧外板板格的抗屈曲能力，从而降低了舷侧外板板厚，又兼顾了较小的舷侧肋骨尺寸。据统计，舷侧外板较不加防倾肘板时，平均减薄1.5 mm，减重约30 t。
2.5 船底砰击区域的舭部结构
根据CSR-H规范，艏垂线向后0.3(为船长)之前的船底平坦区域及从基线起500 mm高度范围内相连接的板和骨材属于船底砰击加强范围。自CSR-H(2019版)开始，增加了砰击区域的舭列板若为规则柱形(cylindrical)，则该区域的舭列板可按照圆弧形的舭列板计算公式进行计算。
根据这一规范内容的修改，本船砰击区域舭列板较82kBC-V2014该区域，外板平均减薄5 mm，且没有任何外板纵骨。另外，为了减小船底砰击对底边舱船底板板厚的影响和满足规范对舭列板净厚度不小于毗邻外板板厚的要求，本船通过插入1根外板纵骨BL.18a，将底边舱船底外板板格宽度从750.0 mm降低到562.5 mm，使得该外板净板厚较82kBC-V2014平均减小了3 mm。通过以上2种结构优化方法，船底砰击区域的舭部结构减重约22 t，同时还减少了结构构件数。82kBC-V2014的舭部结构设计见图4，本船舭部结构设计见图5。
图4 82kBC-V2014中体舭部和船底砰击区域舭部结构图(局部)
图5 82kBC-V2020中体舭部和船底砰击区域舭部结构图(局部)(单位：mm)
2.6 机舱结构和上建结构
为了降低振动影响，本船在机舱、上建的结构布置上统筹考虑、相互匹配，尽量做到结构横向、纵向强框架完整连续，结构在垂向上过渡合理。为了更好地控制重量和降低建造难度，机舱下平台以下外板骨材，充分利用外板线型特点，初始设置成纵骨架式，但有限元振动计算后发现，压载工况下的主机H型6阶振动情况较为恶劣。经比较分析，认为是由于主机前后端的外板倒圆半径比82kBC-V2014和同类型某散货船相同位置都要小，且纵骨架式的外板结构，导致该区域的横向刚度弱。最终，本船通过将机舱下平台以下的外板由纵骨架式变成横骨架式，局部增加横向强框的方式，提高该区域的整体横向刚度后，将振动控制在合理的范围内，见图6。
图6 基于振动评估的机舱下平台以下外板的结构优化
本船采用低风阻上建设计，较82kBC-V2014来说，宽度更窄、高度更矮、舱室布置更紧凑，在满足规范要求的同时，努力控制结构冗余量，最终整个上建较82kBC-V2014的上建，轻了约90 t。
3.1 双层底肋板/纵桁的减轻孔布置
传统的双层底肋板/纵桁上的减轻孔布置，如将减轻孔放在靠近双层底肋板或纵桁的一个板格内，这样可以节省1根开孔边缘加强筋，但有限元计算结果表明，这种传统布置会导致开孔周围板格应力过大，局部板厚会有较大提高。本船以某货舱双层底肋板减轻孔为例，减轻孔的位置从传统的靠近一侧纵桁，移动到2根纵桁中间位置，其四周板格单元的应力值见表2。从表中可看出，按照这种减轻孔布置优化方法，开孔区域结构局部最大应力值减小约23.5%，有利于减少因减轻孔布置不合理而造成的有限元计算的板格插厚。
表2 减轻孔四周板格应力值 单位：MPa
3.2 主甲板优化
通过将机舱尾部的各种甲板机械进行合理优化、紧凑布置后，主甲板的多余面积被裁除，机舱尾部主甲板的轮廓线得到了优化，达到减轻结构重量的目的。
此外，在计算过程发现，随着总纵弯矩值沿着船首方向逐步减小，第一货舱主甲板靠近艏部区域的净板厚，不再由船体梁强度主导，而是由板格长细比决定。因此，在由长细比决定的主甲板区域，将主甲板钢级从AH36降低到AH32，其净板厚也随之减小了0.5 mm，减重约1.5 t。
(1)本船根据结构设计优化思路，最终在保证载货量前提下，实现了结构重量减少约6.3%，超预期完成既定减重目标，空船重量达到国际领先水平。
(2)在振动方面，机舱主机区域的横骨架式外板比纵骨架式更有优势。
(3)双层底肋板/纵桁上的减轻孔布置需要避开肋板和纵桁的相交区域，且尽量布置在板格中间位置。此外在双层底纵桁上，应避免在横舱壁底墩前后两档双层底强框范围内开孔，这样可以有效减少有限元插厚板。
(4)实船结果表明：这种深耕CSR-H规范各版本变化对结构设计的影响，通过大量的方案对比、设计创新和计算迭代的结构精细化设计，在结构减重这一方面具有显著效果。
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