于圣堂， 陸 勇

(上海船舶運(yùn)輸科學(xué)研究所， 上海 200135)

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36 000 DWT成品油船總體及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

于圣堂， 陸 勇

(上海船舶運(yùn)輸科學(xué)研究所， 上海 200135)

從船體線型、甲板室外形、內(nèi)殼線型、高強(qiáng)度鋼應(yīng)用、無(wú)頂墩設(shè)計(jì)和主機(jī)選型等方面對(duì)36 000 DWT成品油船進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。通過(guò)優(yōu)化，使該船螺旋槳的推進(jìn)效率達(dá)到了76.1%，空船重量與艙容的比值降低了約6%，船舶能效設(shè)計(jì)指數(shù)(Energy Efficiency Design Index, EEDI)比第三階段基線值低17.6%。通過(guò)降低船舶能耗，提升該船市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)力。

優(yōu)化設(shè)計(jì); 主機(jī)選型; 高強(qiáng)度鋼應(yīng)用; 船舶能效設(shè)計(jì)指數(shù)

0 引 言

船舶能效設(shè)計(jì)指數(shù)(Energy Efficiency Design Index, EEDI)的生效是國(guó)際海事組織(International Maritime Organization, IMO)對(duì)限制溫室氣體排放和提倡建造綠色船舶的積極響應(yīng)。由于EEDI在船舶設(shè)計(jì)階段就限定了其航行過(guò)程中CO2的排放， 因此EEDI指標(biāo)是衡量船舶設(shè)計(jì)和建造優(yōu)劣的一項(xiàng)重要指標(biāo)。而對(duì)能耗起決定性作用的是航速、船舶載重量及主機(jī)功率等主要參數(shù)，因此船舶設(shè)計(jì)單位、造船廠及設(shè)備制造廠紛紛針對(duì)這些參數(shù)采取各種措施來(lái)改進(jìn)船舶的能效。這里圍繞上述展開船型降阻優(yōu)化、結(jié)構(gòu)降重優(yōu)化及主機(jī)選型優(yōu)化的設(shè)計(jì)工作。

1 船舶基本概況

船舶主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

船舶總布置圖見(jiàn)圖1。

表1 船舶主要設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 船舶總布置圖

2 船舶總體設(shè)計(jì)優(yōu)化

2.1 線型優(yōu)化

該船的服務(wù)航速為13.80 kn,對(duì)應(yīng)的傅氏數(shù)Fn=0.17，方型系數(shù)屬于中小方型系數(shù)。因此，進(jìn)行型線優(yōu)化時(shí)既要考慮降低興波阻力，又要考慮減小黏壓阻力。此外，由于該船的布置特殊，故其型線設(shè)計(jì)非常重要。

1) 艏部型線設(shè)計(jì)。

由于該船屬于中速船，因此艏部采用一個(gè)較大的SV球艏，既可適當(dāng)減小進(jìn)流角，又能通過(guò)與艏部興波的有利干擾減小興波阻力。此外，為減小艏波壓力沿船前進(jìn)方向的分量，結(jié)合傅氏數(shù)(Fn)，艏段處的設(shè)計(jì)水線采用由凸形向直線形過(guò)度的形式。

圖2 尾軸出口端

2) 艉部線型設(shè)計(jì)。

為減緩水流分離、減少舭部漩渦及減小去流角，去流段的設(shè)計(jì)水線設(shè)計(jì)為曲率較小的光順曲線，橫剖面形狀采用V形。

在推進(jìn)方面，考慮到該船的長(zhǎng)寬比較大(L/B=6.138)、主機(jī)轉(zhuǎn)速較低、螺旋槳直徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于同排水量的其他船型，特將尾軸出口端向后延伸(見(jiàn)圖2)，使槳盤面盡量后移，以減小推力減額，從而獲得更高的推進(jìn)效率。

3) 浮心位置選取。

浮心縱向位置的選取主要從阻力和總布置2個(gè)方面考慮。由于該船的方型系數(shù)相較于常規(guī)液貨船偏小，艏部線型較瘦，而淡水艙和電解液艙又布置得比較靠后，因此綜合艙室布置特點(diǎn)及規(guī)范對(duì)浮態(tài)的要求(任何工況下艉傾均不應(yīng)大于1%Lbp)，浮心位置應(yīng)選取的較一般液貨船偏后些。但是浮心過(guò)于后移會(huì)引起艉部形狀阻力增加。由于該船的布置較為特殊，無(wú)類似資料可供參考，因此只能通過(guò)假定浮心位置的方法逐步確定對(duì)阻力較有利的浮心位置。

第1次浮心位置假定在船舯前0.8%Lbp處，采用NAPA穩(wěn)性軟件面對(duì)浮態(tài)進(jìn)行初算，縱傾范圍超出了規(guī)范要求值較多，又通過(guò)第二次浮心位置假定(船舯前0.7%Lbp)，船舶浮態(tài)基本滿足規(guī)范要求，再對(duì)比xB/%Lbp-Cp最佳浮心位置表[1]，第2次的浮心位置較接近最佳浮心位置曲線，浮態(tài)又剛好滿足規(guī)范要求，因此選取第2次浮心位置作為線型的優(yōu)化值。根據(jù)船舶穩(wěn)性完工資料及計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)軟件得到的結(jié)果顯示，優(yōu)化后的浮心位置既滿足浮態(tài)的要求，也未使艉部阻力明顯增加。

在線型優(yōu)化過(guò)程中，采用勢(shì)流CFD軟件對(duì)船體周圍的流場(chǎng)情況和船體表面壓力分布情況進(jìn)行計(jì)算分析。通過(guò)比較船體興波、水面壓力分布和船體表面壓力分布，定性分析船型的阻力性能情況(見(jiàn)圖3～圖5)。

為驗(yàn)證理論計(jì)算的準(zhǔn)確性和預(yù)報(bào)實(shí)船航速，在上海船舶運(yùn)輸研究所拖曳水池中對(duì)該船進(jìn)行阻力和自航模型試驗(yàn)。結(jié)果表明，運(yùn)用CFD軟件計(jì)算得到的波形與船模靜水阻力試驗(yàn)產(chǎn)生的波形基本一致(見(jiàn)圖6)，驗(yàn)證了理論計(jì)算的準(zhǔn)確性。由船模軸向伴流等值線圖(見(jiàn)圖7)可知，該船艉部槳盤面處流場(chǎng)的伴流峰值較小，伴流梯度比較均勻，艉部流場(chǎng)較好，對(duì)振動(dòng)較有利，與CFD計(jì)算結(jié)果相吻合。通過(guò)船模試驗(yàn)，得到船舶在設(shè)計(jì)吃水時(shí)的總推進(jìn)效率為76.1%，結(jié)構(gòu)吃水時(shí)總推進(jìn)效率為75.4%，該船的推進(jìn)效率在同類型船舶中是比較高的。

圖3 波形

圖4 水面壓力分布

圖5 船體壓力分布

在設(shè)計(jì)吃水時(shí)，船模的試驗(yàn)航速為13.80 kn(見(jiàn)圖8)，而經(jīng)過(guò)風(fēng)浪流修正后的實(shí)船試航測(cè)定航速為13.83 kn(見(jiàn)圖9)，船舶試驗(yàn)航速與實(shí)船測(cè)定航速較為接近，充分說(shuō)明船舶試驗(yàn)較為精確。船模試驗(yàn)為EEDI估算提供了較為準(zhǔn)確的船舶航速。

圖6 船模試驗(yàn)波形

圖7 船模螺旋槳盤面處軸向伴流等值線圖

2.2 甲板室優(yōu)化設(shè)計(jì)

在蔡文山等[2]對(duì)5萬(wàn)噸級(jí)成品油船的甲板室進(jìn)行的減阻優(yōu)化研究中,通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)3種不同的角隅形式(斜切一刀、斜切二刀、倒圓角)，在不同的風(fēng)速下降風(fēng)阻效果較為穩(wěn)定。相比于直角角隅，第1種降風(fēng)阻的效果約為2%，后2種降風(fēng)阻效果約為16%，其中第3種減阻效果最好。

為盡可能地降低該船風(fēng)阻，提高其航運(yùn)能效，基于上述研究成果，經(jīng)船舶所有人同意，對(duì)該船的甲板室(包括駕駛室)正迎風(fēng)面角隅采用倒圓角的形式，R弧半徑為3.5 m(見(jiàn)圖10和圖11)。

此外，通過(guò)減少船員配備、縮小艙室空間和精簡(jiǎn)艙室數(shù)量，在滿足規(guī)范及使用要求的前提下對(duì)甲板室的寬度進(jìn)行較大幅度的壓縮。優(yōu)化前甲板室的寬度為21.6 m(見(jiàn)圖12)，優(yōu)化后甲板室的寬度僅為15.5 m(見(jiàn)圖13)，船舶正迎風(fēng)面面積減小約65 m2(約占總面積的22%)，進(jìn)一步降低了風(fēng)阻。值得注意的是，采用窄型甲板室需做好駕駛室兩側(cè)橋翼的加強(qiáng)，最好在端部設(shè)置垂直支撐，防止橋翼振動(dòng)。

船舶風(fēng)阻力在船舶總阻力中的比重雖然小，但對(duì)船舶推進(jìn)性能和船舶操縱性能也有一定的影響。隨著對(duì)綠色船舶的研究逐漸深入，船型優(yōu)化空間挖掘和風(fēng)載荷優(yōu)化研究將逐步得到重視。因此對(duì)船舶上層建筑進(jìn)行優(yōu)化是很有意義的。

2.3 內(nèi)殼優(yōu)化設(shè)計(jì)

增大艙容是提高船舶經(jīng)濟(jì)性、降低能耗的有效辦法之一。為滿足日油耗量及航速的要求，該船采用較小的方型系數(shù)，而方型系數(shù)對(duì)船舶艙容的影響較大。雖然有極少部分船舶所有人為追求艙容更大而采用內(nèi)殼線型沿外殼走勢(shì)的設(shè)計(jì)，但絕大部分船舶都不會(huì)采用此種方式，畢竟建造工藝過(guò)于繁瑣。

圖8 船模試驗(yàn)航速-功率表

圖9 實(shí)船試驗(yàn)航速-功率表

圖10 甲板室正迎風(fēng)面角隅示意

圖11 駕駛室正迎風(fēng)面角隅示意

圖12 優(yōu)化前甲板室

圖13 優(yōu)化后甲板室

設(shè)計(jì)之初采用較為常規(guī)的內(nèi)殼形式(見(jiàn)圖14)，該形式對(duì)船廠來(lái)說(shuō)工藝簡(jiǎn)單，折角線之間基本為平板，容易裝配。但是，由于折角點(diǎn)較少、折角點(diǎn)頂部?jī)?nèi)縱壁為垂直板、艏艉各檔底部斜板角度過(guò)大，造成艙容損失嚴(yán)重，艙容僅為41 290 m3，貨艙艙容與載重量比值η=1.146。而統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，常規(guī)液貨船較為優(yōu)秀的內(nèi)殼線型貨艙艙容與載重量比值約為1.18。

為獲得更大的容積，在前一種形式的基礎(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化，重新設(shè)計(jì)的內(nèi)殼形式(見(jiàn)圖15)的特點(diǎn)為：在每層舷側(cè)平臺(tái)處設(shè)置折角點(diǎn)，貨艙前端頂部平臺(tái)與上甲板間采用斜板形式；此外，折角點(diǎn)到舷側(cè)外殼的距離基本控制在2.0 m左右,折角點(diǎn)到船底外殼的距離控制在1.940 m左右,基本緊貼規(guī)范要求(見(jiàn)圖16)。該內(nèi)殼形式的優(yōu)點(diǎn)在于可最大程度地?cái)U(kuò)大貨艙容積。優(yōu)化后的艙容比優(yōu)化前的艙容多出約1 120 m3。表2為不同船舶貨艙艙容與載重量比值對(duì)比，雖然該船的貨艙艙容與載重量比值不是最大的，但在小方型系數(shù)船舶中較高。

優(yōu)化后的內(nèi)殼由于底部斜板過(guò)于平坦，使得橫剖面的剖面模數(shù)受損，但對(duì)整體強(qiáng)度的影響不大，未引起板材和型材規(guī)格的增加。此外，優(yōu)化后的內(nèi)殼鋼料重量較優(yōu)化前的內(nèi)殼鋼料重量增加約5 t(由于內(nèi)殼線在橫剖面圍長(zhǎng)加長(zhǎng))，但從經(jīng)濟(jì)性方面比較，優(yōu)化后明顯優(yōu)于優(yōu)化前。

圖14 優(yōu)化前形式

圖15 優(yōu)化后形式

圖16 FR92+70剖面

項(xiàng)目貨艙艙容/m3貨艙艙容與載重量比值(η)該船424101．17835000DWT成品油船390001．11438000DWT成品油船450001．18440000DWT成品油船463121．158

3 船舶結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化

3.1 高強(qiáng)度鋼的應(yīng)用

高強(qiáng)度鋼在船體結(jié)構(gòu)中使用始于20世紀(jì)70年代中期，經(jīng)過(guò)近40 a的應(yīng)用和發(fā)展，在大型油船、超大型油船及其他船舶的結(jié)構(gòu)中得到了廣泛應(yīng)用。合理有效地使用高強(qiáng)度鋼既能保證船體強(qiáng)度和使用要求，又能降低船體結(jié)構(gòu)尺寸及焊接尺寸，從而有效減輕空船重量、提高船舶載重量及減少能源消耗等。

在總縱強(qiáng)度校核中，因主甲板和外底板離中和軸最遠(yuǎn)，最大應(yīng)力會(huì)出現(xiàn)在主甲板和外底板區(qū)域，若對(duì)該區(qū)域的結(jié)構(gòu)采用高強(qiáng)度鋼，則效果會(huì)很顯著。為控制船體結(jié)構(gòu)的重量，該船在貨艙區(qū)域的主甲板、內(nèi)底板、外底板、外板、內(nèi)殼板及其骨材和縱橫槽型艙壁也大量采用了高強(qiáng)度鋼。而舷側(cè)外板縱骨在水線附近需承受波浪交變載荷，易產(chǎn)生疲勞裂紋，因此不建議采用高強(qiáng)度鋼[3]。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，該船高強(qiáng)度鋼的使用率>73%，大大減少了船體結(jié)構(gòu)重量。

需注意的是，在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算過(guò)程中，若規(guī)范計(jì)算的凈厚度與規(guī)范要求的最小板厚相近，則該區(qū)域板材無(wú)需采用高強(qiáng)度鋼。雖然大量使用高強(qiáng)度鋼有諸多好處，但是高強(qiáng)度鋼相比普通鋼疲勞強(qiáng)度并沒(méi)有顯著提高。因此，在設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)避免在易疲勞區(qū)域使用高強(qiáng)度鋼，若有采用，則應(yīng)予以適當(dāng)?shù)慕Y(jié)構(gòu)加強(qiáng)。對(duì)該船容易產(chǎn)生疲勞的貨艙局部區(qū)域進(jìn)行分析，并采取降低疲勞的措施。例如：在甲板強(qiáng)橫梁趾端采用端部軟趾予以過(guò)渡；在舷側(cè)縱骨與橫隔板連接處進(jìn)行肘板加大；在內(nèi)殼與雙層底交接處進(jìn)行局部加厚處理。為保證該船的屈服、屈曲和疲勞強(qiáng)度，采取有限元模型對(duì)全船貨艙段進(jìn)行分析(見(jiàn)圖17)。

圖17 貨艙段有限元模型

3.2 貨艙無(wú)頂墩設(shè)計(jì)

液貨船貨艙區(qū)普遍采用槽型艙壁，在槽型艙壁與主船體的連接形式上常采用上、下墩的結(jié)構(gòu)形式。規(guī)范[4]規(guī)定：對(duì)于型深<16 m的船舶，符合一定要求時(shí)可不設(shè)置頂墩。該船的型深為16 m，在設(shè)計(jì)初期，針對(duì)是否設(shè)置頂墩做了大量計(jì)算對(duì)比工作。若不設(shè)置頂墩，則槽型艙壁跨距較設(shè)置頂墩要大，板厚會(huì)相應(yīng)增大，總縱強(qiáng)度會(huì)有所削弱。經(jīng)過(guò)計(jì)算，該船在滿足強(qiáng)度的條件下設(shè)置頂墩要比不設(shè)置頂墩多出約120 t的鋼料。不設(shè)置頂墩時(shí)，該船貨艙的艙容相比設(shè)置頂墩大約700 m3。

對(duì)比貨物的平均密度，設(shè)置頂墩時(shí)貨物的平均密度為0.841 t/m3,不設(shè)置頂墩時(shí)貨物的平均密度為0.824 t/m3。而在船舶實(shí)際運(yùn)營(yíng)中，小于以上密度的成品油種類還是比較多的。因此，該船貨艙選取無(wú)頂墩設(shè)計(jì)方案。

3.4 局部?jī)?yōu)化

3.4.1 板材厚度裕度控制

該船在板材厚度的裕度取值上進(jìn)行適當(dāng)?shù)目刂?。在滿足規(guī)范要求的前提下，板材厚度取值一般在規(guī)范取值的基礎(chǔ)上增加0.5～1.0 mm；在應(yīng)力集中的區(qū)域，板材增加的厚度一般≤1.5 mm。在保證船舶強(qiáng)度的前提下，也可有效減小船體結(jié)構(gòu)的重量。

3.4.2 強(qiáng)橫梁高度和趾端優(yōu)化

圖18 強(qiáng)橫梁止端

在貨艙區(qū)強(qiáng)橫梁趾端處，特意將壓載艙邊艙最外側(cè)甲板縱骨穿過(guò)橫隔板的開孔朝向舷側(cè)(見(jiàn)圖18)，這樣可使強(qiáng)橫梁的端點(diǎn)設(shè)置在甲板邊縱骨內(nèi)側(cè)，不僅可給舷側(cè)留出更大的通道，便于船員通行，而且能減小強(qiáng)橫梁的長(zhǎng)度，適當(dāng)降低結(jié)構(gòu)重量。

通過(guò)上述優(yōu)化，該船的空船重量得到有效的控制，該船空船重量與主尺度的立方數(shù)比值要比相似噸位船舶低約6%。

4 主機(jī)選型優(yōu)化

該船任務(wù)書給定了具體航速的要求，選用MAN-B &W公司的機(jī)型，初步選定5S50ME-B9.3-TII和5G50ME-B9.3-TII 2款機(jī)型，通過(guò)功率與航速匹配及日油耗量的比較選取較為經(jīng)濟(jì)的主機(jī)。

4.1 選用MAN 5G50ME-B9.3-TII

MAN 5G50ME-B9.3-TⅡ機(jī)型的最大輸出MCR為8 600 kW,最大轉(zhuǎn)速為100 r/min。經(jīng)計(jì)算，該船匹配直徑為6.80 m的螺旋槳時(shí)，船模數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。

通過(guò)插值法，從表查得13.80 kn 航速時(shí)螺旋槳收到功率為4 254.5 kW。 考慮軸系傳遞效率0.985及15%海上功率儲(chǔ)備后，主機(jī)的CSR選定4 972 kW,轉(zhuǎn)速為80.5 r/min；SMCR選定為5 850 kW，轉(zhuǎn)速為85 r/min。

由5G50ME-B9.3-TII主機(jī)資料得到該機(jī)型的主機(jī)選點(diǎn)圖(見(jiàn)圖19)，符合選型要求。

4.2 選用MAN 5S50ME-B9.3-TII

MAN 5S50ME-B9.3-TⅡ機(jī)型最大輸出MCR為8 900 kW,最大轉(zhuǎn)速為117 r/min，經(jīng)過(guò)初步計(jì)算，該船匹配直徑為6.195 m螺旋槳時(shí)，航速功率預(yù)報(bào)數(shù)據(jù)如表4所示。

表3 6.80 m槳徑設(shè)計(jì)吃水船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)

表4 6.195 m槳徑設(shè)計(jì)吃水船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)

通過(guò)插值法，查得13.80 kn航速時(shí)，螺旋槳收到功率為4 403.2 kW。 考慮軸系傳遞效率0.985及15%海上功率儲(chǔ)備后，主機(jī)的CSR選定為5 143 kW,轉(zhuǎn)速為93.8 r/min；SMCR選定為6 050 kW，轉(zhuǎn)速為99 r/min。

圖19 5G50ME-B9.3-TII機(jī)型功率選點(diǎn)圖

圖20 5S50ME-B9.3-TII機(jī)型功率選點(diǎn)圖

圖21 不同主機(jī)功率和油耗對(duì)比

由5S50ME-B9.3-TII主機(jī)資料得到該機(jī)型的主機(jī)選點(diǎn)(見(jiàn)圖20)，也符合選型要求。

4.3 2種機(jī)型的經(jīng)濟(jì)性分析

在相同吃水和相同航速下，確認(rèn)以上2種主機(jī)選型方案。在船舶經(jīng)濟(jì)性方面，不僅要考慮輸出功率最低的方案，還要充分考慮主機(jī)單位油耗。ISO工況下，2種主機(jī)的功率及單位油耗對(duì)比見(jiàn)圖21和表5。

表5 主機(jī)方案選型油耗對(duì)比

由表5可知:5G50ME-B9.3-TII單位油耗SFOC比5S50ME-B9.3-TII主機(jī)低0.7 g/(kW·h)；主機(jī)持續(xù)使用功率CSR小170 kW、日油耗量低0.73 t/d，在75%SMCR時(shí)的單位油耗低2.5 g/(kW·h)，說(shuō)明船舶的能效指數(shù)前者更小。因此，選用5G50ME-B9.3-TII主機(jī)更經(jīng)濟(jì)、更環(huán)保。

5 EEDI

EEDI是體現(xiàn)船舶主機(jī)能耗的指數(shù)，該值越低，船舶的單位載運(yùn)能力所產(chǎn)生的CO2排放量就越低，說(shuō)明船舶的能耗越低、經(jīng)濟(jì)性能越好。

由實(shí)船試航報(bào)告(見(jiàn)圖22 )可知：主機(jī)在75%SMCR時(shí)經(jīng)修正后的航速為13.62 kn,在主機(jī)燃油消耗曲線中查得主機(jī)在75%SMCR(ISO工況，較低發(fā)熱值42 705 kJ/kg時(shí)燃油的消耗量約為156.9 g/(kW·h)(不考慮±6%的誤差)；輔機(jī)的燃油消耗量取主機(jī)5%SMCR時(shí)的燃油消耗量約為202 g/(kW·h)(工況條件相同)。經(jīng)計(jì)算，該船試航后的EEDI指數(shù)實(shí)際值為4.197，而第三階段的基線值為5.098(見(jiàn)圖23 )，實(shí)際EEDI值比第三階段(2015-01-01以后)的基線值還要低17.6%。由此可見(jiàn)，該船的EEDI較低，屬于經(jīng)濟(jì)、低能耗船舶。

圖22 實(shí)船試航75%SMCR-航速表

圖23 EEDI指數(shù)計(jì)算表

6 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)對(duì)船舶線型及主機(jī)選型進(jìn)行優(yōu)化，使得該船螺旋槳的推進(jìn)效率在設(shè)計(jì)吃水時(shí)達(dá)到76.1%、EEDI能效指數(shù)比第三階段的指標(biāo)要求低17.6%，若再采用舵球和導(dǎo)流罩節(jié)能裝置，則該船的推進(jìn)效率還有提升的空間；采取結(jié)構(gòu)優(yōu)化，使該船的空船重量與主尺度的立方數(shù)比值相比同噸位船舶降低約6%；運(yùn)用內(nèi)殼優(yōu)化和貨艙無(wú)頂墩設(shè)計(jì)，使該船在方型系數(shù)較小的情況下也獲得較高的貨艙艙容與載重量比值(η=1.178)。綜上所述，該船在設(shè)計(jì)中的優(yōu)化是成功的，達(dá)到了減阻節(jié)能、經(jīng)濟(jì)環(huán)保和低能耗的效果。

這里僅在設(shè)計(jì)過(guò)程中對(duì)該船進(jìn)行部分優(yōu)化考慮，而由于船型、船舶設(shè)計(jì)手段的差異，船舶優(yōu)化工作遠(yuǎn)不僅如此。因此，船舶優(yōu)化既是多學(xué)科的優(yōu)化問(wèn)題，也是不斷完善的過(guò)程，隨著環(huán)保和低能耗要求不斷提高，船舶優(yōu)化必將成為永恒的話題。

[1] 顧敏童.船舶設(shè)計(jì)原理[M].2版.上海:上海交通大學(xué)出版社,2010.

[2] 蔡文山,高家鏞，楊春勤. 船舶風(fēng)載荷計(jì)算及上層建筑降阻優(yōu)化[J].上海船舶運(yùn)輸科學(xué)研究所學(xué)報(bào)，2015,38(2):8-14.

[3] 章漪云，何曉航.高強(qiáng)度鋼在船體結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用探討[J].船舶，2004(2)：30-33.

[4] IACS. IACS雙殼油船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范[S]. 2006.

Optimal General and Structural Design of 36 000 DWT Product Oil Tanker

YU Shengtang， LU Yong

(ShanghaiShip&ShippingResearchInstitute,Shanghai200135,China)

The optimization of the 36 000 DWT product oil tanker ship design covers ship lines, deckhouse shape, inner hull lines, application of high strength steel, no top stool, main engine selection and so on. This results in a propeller propulsion efficiency of 76.1%, and the 6% decrease of the ratio between light weight and the storage capacity. The Energy Efficiency Design Index (EEDI) is 17.6% less than the third stage limit.

optimal design; main engine selection; application of high strength steel; EEDI

2016-06-14

于圣堂 (1978—), 男,江蘇揚(yáng)州人，工程師，從事船舶與海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)制造研究。

1674-5949(2016)03-0011-07

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