徐雙喜 翟 亞 唐衛(wèi)國 吳衛(wèi)國 李小龍 徐嗣軒

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063) (武漢力拓科橋防撞設施有限公司2) 武漢 430040)(寧波大學陽明學院3) 寧波 315201)

0 引 言

航運業(yè)是大氣溫室氣體排放最多的行業(yè)之一，航運業(yè)氣體排放造成大氣污染和溫(室效應問題已經(jīng)受到高度關注[1-2].當前，航運溫室氣體減排的營運措施主要是通過減低航速，國際海事組織(IMO)發(fā)布的《船舶溫室氣體排放研究》表明：船舶的航速降低4%，那么船舶的溫室氣體排放能耗就會降低13%.頂推船隊在節(jié)能減排方面效果顯著，楊同壽等[3]通過相關實船試驗結果研究分析增大船舶噸位降低航速的方式，可將船隊的單位功率推載量由原來的1.55 t/kW提高到6.0 t/kW以上.馮恩德等[4]對推船進行型線優(yōu)化；張樂文等[5-6]運用船模試驗對船隊的操縱性進行了研究，分析了船隊隊型及航速變化對操縱性的影響.沈定安等[7-8]采用4自由度“組合型”操縱運動數(shù)學模型，預報頂推船隊風浪中操縱特性.黃超[9]基于分離建模思想建立了內(nèi)河頂推船隊的數(shù)學模型.汪皓等[10]利用模型試驗，對不同編隊方式的機動船隊進行阻力評估.

以往的研究均集中在分節(jié)駁頂推船隊和頂推船設計上，對于自航船編隊拖帶航行研究較少.本文提出一種自航船舶編隊、相互拖帶航行模式，如同分節(jié)駁船頂推航行.為了檢驗自航船編隊拖帶航行的可行性，在三峽庫區(qū)對兩艘1 000 t級油船進行了拖帶航行試驗，一艘為拖船、一艘為被拖船，分別對兩船船體結構強度、船隊操縱性和直航性能進行了實船測試.對船隊的CO2排放指數(shù)與燃油消耗指數(shù)分析，對自航船編隊航行的可行性進行分析.

1 船型及編隊介紹

1 000 t級油船(以下簡稱“試驗船”)為雙機雙槳雙舵，主尺度如下：船舶總長75.00 m、垂線間長72.00 m、型寬13.60 m、型深3.20 m、設計吃水2.40 m，載重量1 200 t.船中位于62肋位，拖船主拖樁位于88肋位，被拖船主拖樁位于46肋位.每艘試驗船設置兩臺主機，型號TBD604BL6，最大持續(xù)功率360 kW，1 200 r/min.設兩臺功率64 kW發(fā)電機組，原動機功率為88 kW.每船配有兩柄平衡舵，單舵面積3.68 m2(2.30 m×1.60 m)，最大轉舵角約為±35°.

兩船編隊方式為綁拖，編隊方式見圖1.兩船之間采用首纜(俗稱包頭纜)、拖纜、中纜(俗稱橫纜)及尾纜(俗稱操縱纜)相連接.拖纜一端系在拖船首樓的左舷拖樁上，另一端系在被拖船右舷中部的拖樁上.編隊后兩船船長方向前后錯開約18 m，總長約93 m.編隊航行時，形成首部靠攏，尾部張開8(姿態(tài)，這是由于拖船船首略靠后，在水流力作用下，被拖船以兩船相靠的支撐點產(chǎn)生尾部外漂轉動.船隊最寬處約33.7 m.

圖1 試驗船編隊布置圖

2 船隊與單船EEDI對比分析

2.1 單船與船隊航速測試

單船與船隊航速測試在長江三峽“再也灣”航段進行.分別進行了單船和船隊的滿載工況的上水、下水直航速度測試.單船和船隊在滿載工況時，主機功率約為270 kW時，航速測試結果見表1，平均值項為消除水流速度影響的靜水航速.由表1可知，滿載工況船隊比單船的平均航速下降了23.5%，空載工況船隊比單船的平均航速下降了23.2%.

表1 單船與船隊航速實測表 km/h

2.2 CO2排放指數(shù)與燃油消耗指數(shù)分析

試驗船未采用新型節(jié)能技術，單船和船隊營運時CO2排放指數(shù)ICO2和燃油消耗指數(shù)IFC為[12-14]

(1)

(2)

式中：nME為主機臺數(shù)，nME=2；PME(i)為主機最大持續(xù)功率的75%，取270 kW；SFCME(i)為主機在75%最大持續(xù)功率下的燃油消耗率，203 g/(kW·h)；CFME(i)為主機所用燃油的CO2轉換系數(shù)，取3.206；PAE為保障船舶在正常最大工況下以Vref航速和Capacity裝載量營運所需的輔機功率，kW，計算時，按照航行時所用輔機原動機最大持續(xù)功率的50%選取.單船開1臺發(fā)電機組，取44 kW.船隊每船各開1臺發(fā)電機組，取88kW.SFCAE為輔機原動機50%最大持續(xù)功率下的燃油消耗率的功率加權平均值，206.1 g/(kW·h)；CFAE為輔機所用燃油的CO2轉換系數(shù)，取3.206；RME(i)為主機所用燃料相對標準油的轉換系數(shù)，RME=JME/J標準油，其中：JME為主機所用燃料的熱值，J標準油為標準油的熱值42.70 MJ，取RME=1.RAE為輔機所用燃料相對標準的轉換系數(shù)，取RME=1.Capacity為裝載量，油船為載重噸，單船取1 200 t，船隊取2 400 t；Vref為船舶在設計吃水狀態(tài)及主機按75%最大持續(xù)功率推進的情況下的靜水航速，根據(jù)表1測試結果，取單船8.63 kn，船隊6.60 kn.

單船和編隊營運時CO2排放指數(shù)ICO2和油消耗指數(shù)IFC計算見表2～3.由表2～3可知，當兩試驗船采用編隊航行時，CO2排放指數(shù)ICO2和油消耗指數(shù)IFC只有單船的70.4%.

表2 CO2排放指數(shù)ICO2計算表

表3 燃油消耗指數(shù)IFC計算表

以單個往返航次為例，通過編隊航行，雖然航行時間增加了30.8%，但可以節(jié)約29.6%的燃油消耗和減少29.6%的CO2排放，在貨期不緊的情況下，采用拖帶編隊航行比兩船單獨航行的節(jié)能和減排收益非常可觀.

3 編隊航行結構強度測試分析

試驗船的船體結構按文獻[14]油船規(guī)定設計.當兩船拖帶航行時，如同推拖船，按推拖船規(guī)范對主要構件尺寸核算，發(fā)現(xiàn)測試船船底外板、舷側外板、舭列板和護舷材均比規(guī)范要求值少1 mm.雖然，船體部分構件不滿足推拖船規(guī)范要求，但由于庫區(qū)的水流平緩，最大波高為0.5 m.試驗船的設計航區(qū)B級的最大波高為1.5 m，實際航行環(huán)境載荷小于設計環(huán)境載荷.為掌握拖帶航狀態(tài)下的結構應力狀態(tài)，對試驗船編隊航行結構應力測試和結構強度評估.

船隊航行結構應力由空船基準應力、靜態(tài)裝載應力和航行動態(tài)應力三部分組成.其中，空船基準應力為船舶空船自重和浮力聯(lián)合作用產(chǎn)生，可由理論計算獲得.靜態(tài)裝載應力和航行動態(tài)應力可通過實船測試獲得.

3.1 應變片布置與應變值

船隊編隊時首、中和尾纜使用尼龍纜繩，拖纜為鋼絲繩，系纜對船舶的彎曲變形影響較小，兩船仍可近似為兩端自由的薄壁梁.船中結構的總縱彎曲應力相對較大，拖樁處支撐結構局部應力相對較大，因此，重點關注船中和拖樁處的結構強度.測試應變片主要布置在船中和拖樁處，見圖2，拖樁處結構應力狀態(tài)復雜，采用三向應變片測試；船中應力狀態(tài)較明確，主要為沿船長方向應力，采用單向片測試.

圖2 應力測試布點圖

1) 基準應變 空船受到沿船長分布的浮力和重力作用，船體結構存在應力，這里稱為基準應力，該應力不能通過測試獲得，只能通過理論計算得到.計算沿船長分布的彎矩和各剖面甲板、船底剖面模數(shù)，利用薄壁梁理論，計算各剖面甲板和船底板處的應力.在彈性區(qū)域彎曲應力沿型深呈線性分布，從而計算出各測點的基準應力值.通過該應力值換算得到應變值，考慮應變片布置方向和泊松效應，得到拖船與被拖船的各測點基準應變，見圖3.

2) 靜態(tài)測試應變 拖船和被拖船由空船狀態(tài)變?yōu)闈M載狀態(tài)，既裝載貨油和補給燃油、淡水前后，靜態(tài)強度測試得到船體結構測點處的最大靜態(tài)應變值.

3) 動態(tài)測試應變 對船隊逆水直航、左轉彎、右轉彎三種工況的結構動態(tài)響應進行測試.通過測試發(fā)現(xiàn)：①編隊由停止開始啟動瞬間動態(tài)應變值相對較大，待航行穩(wěn)定后應變值趨于穩(wěn)定，且動態(tài)應變值不大；②在滿舵回轉狀態(tài)瞬間動態(tài)應變值相對較大.為分析各測點的動態(tài)測試應力，尋找與基準應變、靜態(tài)應變之和的絕對值最大的動態(tài)應變值.

圖3 應變測試值

圖3同時給出了基準應變、靜態(tài)測試應變和動態(tài)測試應變?nèi)咧停瓤倯?

3.2 應力計算與分析

單向片和三向片的測試應變換算為應力的方法如下.

單向片應力：

σ0=E·ε0

(3)

三向片主應力：

(4)

式中：E為被測材料的彈性模量，206 GPa；ε0為單向片的應變值;μ為泊松比，μ=0.3；ε0，ε45和ε90為三向應變片的橫向、斜向和縱向應變值.如果計算得到的結果為正，說明測試結構受到的是拉應力，結果為負說明測試結構受到的是壓應力.

三向片可以計算出該測點的von Mises合成應力σe，為

(5)

式中：σ1和σ2由式(1)～(2)所得，σ3=0.

各測點的von Mises應力σe和船長方向應力σl見表4.

表4 各測點的應力

兩測試船結構材料為普通船用鋼，屈服強度為235 MPa，如將安全系數(shù)取0.7，則最大允許屈服應力為164.5 MPa.拖船與被拖船的各測點最大總應力均小于164.5 MPa，表明，拖船與被拖船船體結構強度能夠滿足拖帶航行使用要求.

4 船隊回轉性測試分析

船隊分別進行滿載和空載的回轉測試.測試時，主機服務功率為90%主機額定功率，在直航2 min后，快速向左或向右轉舵至35°.各工況回轉試驗結果見表5，回轉性能衡準見表6.

表5 回轉試驗結果

表6 回轉性能衡準表

注：D-定常回轉直徑；L-船隊總長；D0=D/L.

4.1 滿載工況回轉性分析

圖4為滿載工況左回轉和右回轉航跡圖.由圖4a)可知，左回轉從左轉舵至進入定?；剞D歷時較長.在過渡階段船初期隊有向右的外漂，這是因為船隊采用纜索連接，見圖1，主推船在右，兩船之間有一定夾角，直航時尾纜處于松弛狀態(tài)，當左回轉操舵后，主拖船以兩船接觸點為軸向右側轉動，當尾纜受力拉緊后，船隊進入過渡階段后期，逐步調整船隊的側向速度和回轉角速度.左回轉進入回轉階段，能規(guī)則回轉360°，定常回轉直徑為2.76倍船隊長，見表6，符合B級航區(qū)回轉性指標.

由圖4b)可知，右回轉從左轉舵至進入定常回轉歷時較長，右回轉轉到360°歷時784 s，其中回轉至90°歷時321 s，占回轉時間1/3以上，測試得到的回轉直徑為3.8倍船隊長，回轉直徑過大，超出了B級航區(qū)回轉性指標.

圖4 滿載航跡圖

滿載工況左回轉比右回轉定?；剞D直徑小，回轉時間短.因為船隊航行時，受水流力作用存在向左回轉力矩；再者，拖船艏部頂推被拖船向左轉動，此時兩船體布局緊湊，船體周圍水的擾動消耗能量小，促使左回轉迅速，回轉直徑小.相反，右回轉不但舵效有限，水的阻力也很大，故使回轉時間長，回轉直徑過大.采用測試編隊方式，船隊滿載工況右回轉不滿足B級航區(qū)回轉性指標要求.可以通過以下措施解決：①將拖船的舵改為舵效更好的襟翼舵；②在被拖船首部加裝艏側推；③將兩船艏部連接緊固，可快速傳遞轉向力矩.

4.2 空載工況回轉性分析

圖5為空載工況左回轉和右回轉航跡圖.由圖5可知，左、右回轉時，船隊進入定?；剞D比較迅速，航跡相對比較規(guī)則.右回轉比左回轉靈敏度偏低.左回轉定常回轉直徑為2.8倍船隊長；右回轉定?；剞D直徑為3.4倍船隊長，見表6.空船工況回轉性能滿足B級航區(qū)回轉性指標要求.

圖5 空載航跡圖

5 直航穩(wěn)定性分析

兩船編隊后，推力中心線與船隊的阻力中心線存在一定的橫向偏移，由此產(chǎn)生的轉動力矩必須靠船隊壓舵來平衡.在滿載直航穩(wěn)定性實驗時，主拖船向右壓舵10°，被拖船向右壓舵5°.在空載直航穩(wěn)定性實驗時，主拖船向右壓舵5°，被拖船向右壓舵5°.

直航穩(wěn)定性試驗分滿載上、下水工況，空載上、下水工況，每次測試180 s，表7為測試數(shù)據(jù).由表7可知滿載上水航行180 s航向向右偏2°，滿載下水航行180 s航向向右偏1°；空載上水航行180 s航向向左偏2°，空載下水航行180 s航向向左偏1°.各工況航向角改變均小于4°.驗證了船隊在壓舵后具備符合標準的航向穩(wěn)定性.

表7 直航穩(wěn)定性表

初始壓舵角的大小取決于航道條件、裝載情況和編隊方式等因素，在1+1的綁拖船隊初始壓舵角約為5°～10°，但其準確值須通過船隊航行中具體情況確定.

6 結 論

1) 對比分析船隊和單船的能效指數(shù)和CO2排放指數(shù)，雖然編隊航行時間增加了30.8%，但可以節(jié)約29.6%的燃油消耗和減少29.6%的CO2排放，在貨期不緊的情況下，采用拖帶編隊航行比兩船單獨航行的節(jié)能減排收益更加可觀.

2) 兩實驗油船結構雖然不滿足內(nèi)河B級航區(qū)的推拖船規(guī)范要求，但通過對應力較大的船中和拖樁區(qū)域進行結構強度測試，證明油船結構強度能夠滿足拖帶航行需要，且結構強度具有較大的儲備余量.建議，在新船設計時，可按推拖船規(guī)范做補充設計，使新船結構在設計初具備推拖的能力.

3) 受編隊形式影響，滿載工況左回轉和空載左、右回轉滿足標準要求，而滿載工況右回轉水阻力較大，回轉滯后效應明應，回轉直徑過大，不滿足標準要求.建議通過以下措施解決：①將拖船的舵改為舵效更好的襟翼舵；②在被拖船首部加裝艏側推；三、將兩船艏部連接緊固，可快速傳遞轉向力矩.

4) 直航穩(wěn)定性實驗時，在采取預壓舵后，可以使船隊具備符合標準的航向穩(wěn)定性.

5) 船隊頂推航行較拖帶航行阻力小，可將編隊的自航船設計具備頂推連接功能，油耗和排放收效會更為可觀.且頂推航行，船隊具有良好的直航穩(wěn)定性，航行時不需要壓舵.