22万立方米LNG船双尾鳍线型设计研究

宋吉卫 陈红梅

（中国船舶工业集团公司第七○八研究所 上海 200011）

0 引 言

据英国Lloyd’s Register统计，至2010年3月，全球已交付使用的LNG（液化天然气）船总计约375艘 （不包括舱容小于1.2万立方米的约20艘LNG船），其中舱容20万立方米以上的船超过40艘，LNG船大型化发展趋势越来越明显。

LNG船运输的货品为沸点-163℃的液化天然气，其主要成分是甲烷。依照IGC Code中的定义，LNG船属于2G型气体运输船。其货物围护系统主要有薄膜型（GTT公司的NO96、MARK III和CS1）、球罐型（MOSS）、自持式棱型（SPB）等形式。 目前大型LNG船的围护系统都倾向于采用薄膜型。

本文所述的22万立方米LNG船同样采用薄膜型（NO96）。区别于普通运输船以载重量确定船舶大小的方法，LNG船以货舱容积定义大小。因LNG的密度较小（约为0.43～0.47 t/m3），相同载重量下所需的货舱容积较常规原油/成品油船大得多。一般将大于17万立方米舱容的LNG船称为大型LNG船。

线型的设计除关系到载货量、总布置、水动力性能以及施工工艺等关键技术指标外，还要达到外形美观的效果，其重要性毋庸置疑。大型LNG船线型受到货舱形状的约束，我们称之为“带型值控制点”的线型。NO96薄膜型围护系统的LNG船，其货舱尺度应满足GTT公司的设计要求。

针对GTT公司对大型LNG船分舱及货舱形状的建议，除首部第一货舱外，其余货舱尺度形状相同，以获得舱容最大化并简化舱型设计。这样的设计就对货舱区前后端壁处的线型提出了一定的约束条件。而这些约束条件与船舶的快速性指标是一对矛盾。如何在主尺度及船型系数已经确定的前提下解决这对矛盾，是本船线型设计的技术难点之一。

大型LNG船的长宽比L/B＞6，宽度吃水比B/T＞4，方形系数CB＞0.75，属于浅吃水肥大型船舶。通过分析国内外有关文献［1，2，3］，得出尾型选择 是改 善浅吃水肥大型船舶性能的关键，而采用双尾鳍船型是一条有效途径，其有利于降低船舶阻力，提高推进效率和操纵性能。

22万立方米LNG船主要要求为：垂线间长302.0 m；型宽～50.0 m；型深 27.0 m；货 舱容积～220 000 m3；设计吃水 12.0 m；服务航速 19.5 kn。

1 后体设计与优化

双尾鳍线型由两个尖瘦的片尾和一个纵流型中央隧道组成。与常规船型相比，尾部线型变化较缓和、纵向梯度变化小，可使尾部流场顺畅，减少边界层分离，从而减小粘压阻力；同时还可减少尾兴波，降低兴波阻力［4］。

LNG船由于所载货品的密度较小，大型化发展后，其吃水仍较小，保持在12 m左右。与主尺度相近的VLCC、VLOC相对比，大型LNG船的浮心纵向位置（LCB）要偏后许多，约为±0.5%Lpp（“-”表示舯后，“+”表示舯前），而前两者的 LCB 均为+3%Lpp。双尾鳍增大了尾部丰满度，有利于LCB后移。

本船后体线型为纵流型，中纵剖线的切点位置在3站附近，纵向角控制在17°以内。文献［5］指出两鳍间的内隧道存在压力差，较易出现横向流甚至倒流［5］。为了改善这种现象，线型设计时加大了两鳍彼此内表面间距、使其外倾，并将角度范围控制在14°～17°之间。同时，可将鳍的形状设计成沿鳍轴内侧薄于外侧的非对称形状，以减小水流分离和纵向涡。

图1为非对称鳍的横倾角为0°（方案A1）时和15°（方案A2）时特性剖面的比较。从数值计算的比较结果来看，尾鳍倾角大小的变化对阻力值的影响不明显，从趋势上来看倾角变大对阻力稍有好处。但对比结果显示，桨轴间距大小的变化对阻力影响比较明显。相关文献曾将尾鳍倾角与桨轴间距大小相结合，通过模型试验寻找其中的关联，其试验结果与本船数值计算的结论相同。

双桨推进的船舶，螺旋桨的旋向与推进特性密切相关。从推进效率的角度出发，希望螺旋桨的旋向与切向伴流方向相反。通过调整尾鳍的形状改变切向伴流产生预旋流。尾鳍外侧的形状优化后的方案A3与方案A2的比较如图1。应用FLUENT软件对A2和A3尾鳍方案进行了尾部流场的数值计算。为了便于比较计算结果的可靠性，两个模型的缩尺比和网格划分方法相同，计算区域以及网格数量也基本一致。

如图2中螺旋桨盘面处伴流分布来看，A2和A3两型尾鳍均可以提供一定程度的外旋预旋流，但A3的强度较大且分布均匀。

模型试验结果比较表明，螺旋桨采用内旋比外旋推进效率提高了7%，见表1。

表1 螺旋桨内旋与外旋的船模试验结果比较

2 前体的设计与优化

本船采用与常规运输船相同的球鼻艏。由于LNG船属中低速船型，首部线型的优化主要考虑抑制首部舭涡和降低破波阻力。如图3，选取4个不同首部方案（F1、F2、F3、F4），应用SHIPFLOW软件进行兴波波形、船侧波和船体表面压力分布的计算。

由于对称，故只需对半个船体进行计算。计算区域为上游0.5个船长、船侧0.7个船长、下游2.0个船长，网格划分及数量基本一致。计算结果见图4～6以及下页中的表2。

从图4可以看出，不同球首方案的波形特征基本没有改变，但方案F4的首部波峰和波谷的值明显都小；从图5也可得出同样结论。从图6可以看出压力分布的差异，F4方案压力分布较均匀，梯度变化较小。我们可以直观的从表2中看出不同球首方案的兴波阻力系数的变化，F4方案最小。

表2 不同首部方案的兴波阻力系数计算值

表2中需要说明的是，球首的改变会引起湿表面积的变化。虽然兴波阻力系数减小很多，但兴波阻力不一定会有相同量级的减少。由于摩擦阻力也会改变，所以最后总的阻力不一定会减小很多。因此综合上述各项来看，F4方案较优。

3 线型选优

22万立方米LNG船的双尾鳍后体设计是关键。当然船首型的选择也很重要，通过不同首型与尾型相匹配的多种方案试验，从中选取较优者。根据上述分析，选取尾部两个方案A1、A3和首部两个方案F1、F4分别组合进行模型试验。从表3不同方案组合有效功率比较可以看出，不同球首在设计速度附近，F4A3比F1A3的阻力约小10%。由图3可知，球首F1的体积、长度均比F4小，F1的阻力偏大，可能是球首太小，不足以消去主船体产生的兴波强度。不同尾鳍在设计速度附近，F4A3比F4A1的阻力约小2-3%。整个试验过程中观察到，F4A3组合和F4A1组合在3站附近都有一个波谷，但F4A1组合波谷更明显。

表3 不同方案组合有效功率比较

由图1不同尾鳍特性剖面比较可知，在3站附近船体与尾鳍连接处，A3过渡相对缓和，可能对减小3站附近的波谷强度有利。另外，A1尾鳍横倾角为0°，并且尾鳍体积较肥，两个尾鳍间的距离较近，对水流可能会有一定的干扰。总之，从阻力试验可以看出：F4比F1明显好，A3也比A1好。最后选取首尾组合F4A3和F4A1进行自航和伴流试验。

从实船航速预报结果来看（如表4），当配以内旋桨、在设计吃水12 m时，F4A3组合航速可达19.54 kn，满足设计要求；而F4A1组合航速仅为19.23 kn，不能满足设计任务要求。

表4 不同尾鳍方案状态下预估的实船航速（内旋桨）

从轴向标称伴流等值线来看，见图7，两种组合高伴流区均出现在12点左右，峰值为0.6或0.7，但F4A3组合均匀性较好。首型F4与尾型A3相匹配明显有较佳的阻力与推进性能。将F4A3组合线型在国外SSPA水池进行模型验证试验，得出相同结论。最终将F4A3组合线型确定为目标船线型。

4 结 语

22万立方米大型LNG船双尾鳍线型，在尾鳍间距一定时，尾鳍形状的好坏对船舶性能影响较大。尾鳍采用向外倾斜的非对称型，通过改变切向伴流产生预旋流，有效减小了尾部水流分离和纵向涡，提高了伴流分布的均匀性，并配以内旋向的双螺旋桨，提高了推进效率。优选的前体与后体的有机结合，大大降低了本船的总阻力，提高了推进性能。同样值得注意的是，双尾鳍船尾部的伴流均匀性和伴流峰值，因尾悬体相当于悬臂梁，固定端的静弯矩较大，将对激振力形成较强的结构响应。

［1］W.B.V.Berlekom，Twin skeg afterbodies can save fuel oil［Z］.SSPA Highlight N01-1984.

［2］劳国升等.秦申线浅吃水肥大船性能研究［C］.中国造船论文集，1985.

［3］孟宪钦等.浅吃水肥大船线型试验研究［C］.中国造船论文集，1985.

［4］张大有等.双尾鳍船型研究与发展分析［J］.船舶工程，2006（6）：58-62.

［5］宋家瑾等.浅吃水肥大型双尾鳍船流态试验研究［C］.中国造船论文集，1985.