礦砂船

隨著我國經濟的快速發展，對鐵礦石的需求迅速增長，市場對運輸鐵礦石專用礦砂船的需求也日益旺盛，加之船舶大型化規模效應的推動、航道條件的改善和港口建設的發展為礦砂船大型化奠定了基礎，大型礦砂船市場逐步升溫，訂單和新造船的數量明顯增多。僅在2007年，國內23萬噸和30萬噸礦砂船的訂造總數就達16艘。與此同時，作為全球最大鐵礦石生產商和出口商的巴西淡水河谷礦業集團公司，正在計劃建造35艘40萬噸超大型礦砂船，使其總運力超過1 000萬噸，以便降低鐵礦石運輸成本、掌控鐵礦石議價主動權和實現對整條產業鏈的控制。因此，為了參與國際競爭，掌握鐵礦石的海上運輸權，我國研究和開發大型礦砂船具有重要意義。

大型礦砂船（Very Large Ore Carrier，簡稱VLOC）是運輸鐵礦石的專用船舶。由於SOLAS和國際船級社協會(IACS)對散貨船的定義角度不同，礦砂船不列在IACS制定的結構共同規範（CSR）的使用範圍之內，因此礦砂船的設計無需滿足結構共同規範。但其尺度大、載重量大、經濟性高的自身特點決定了該船型設計的特殊性。本文將以30萬噸礦砂船的開發設計為例闡述VLOC的主要船型特點。

VLOC 運載貨品單一，停泊港口及碼頭設施對船舶主尺度有一定的限制，又由於主要航行於巴西、澳大利亞至中國、日本、遠東、地中海地區和部分歐洲國家的航線上，因此，大型礦砂船為特定用途、特定航線和特定設計船型。30萬噸VLOC 的主尺度選擇除考慮經濟性外，還要重點關注相關港口/碼頭的相關資料：

（1）允許靠泊的船舶最大載重量；

（2）允許靠泊的船舶總長；

（3）航道和碼頭所允許的船舶最大吃水；

（4）碼頭裝貨設備對船舶air draft（船舶貨艙口至水線的高度）的限制；

（5）碼頭裝/卸貨設備的數量及抓鬥能力；

（6）裝載機的裝載速率；

（7）碼頭裝/卸貨設備對船寬的限制。

該船主尺度選取參照了國外建造的30 萬噸級VLOC 的相關參數。根據船東要求，考慮到可以停靠大多數裝/卸貨港，將目標船的總長限制在330.0m 以內。為了提高船舶營運經濟性，在型深不變的基礎上，盡量增加吃水，採用B-100 干舷，並通過合理的分艙滿足破艙要求。最終，將結構吃水增大到22.1m，載重量達到315 000 噸。通過主尺度的對比分析，確定該船的主尺度要素。

該船在主尺度限制的前提下，為達到載重量指標，就盡量增大方形係數，這給線型設計帶來一定的困難。採用低速肥大型船常規的球鼻、球尾線型設計，以達到最佳的阻力和推進性能，其平行舯體的長度接近兩柱間長的1/3。由於受到總長的限制，最大限度地縮短球鼻長度，並優化其形狀，使前端呈豎直狀。考慮該船滿載工況下合理的縱傾範圍（~1% Lpp）和改善尾部伴流場，參考一般肥大型船設計吃水下的縱向浮心位置LCB，並根據空船重量及重心位置和浮態情況，選擇最佳的LCB（舯前2~4%Lpp）。

該船在既定方形係數和縱向浮心位置前提下，通過改變前後體的浮力分佈，藉助CFD 計算工具優化線型，降低阻力並提高推進性能，在確保快速性的同時，兼顧良好的操縱性能。優化后的型線，在瑞典SSPA 水池進行了船模試驗，預估實船在考核條件下的航速為15.04kn。首制船的試航結果證實了這一結論。該型船首制船交付后實際營運情況表明，與同類船相比，該型船航速較高，油耗較低，經濟性良好。

該船主甲板以下由水密橫艙壁劃分為：首尖艙（空）、貨艙區、機艙區和尾尖艙（空）。機艙區上部設8 層甲板室（含駕駛室），首部設1 層首樓。共設兩對雙殼結構的燃油深艙，其中一對布置在機艙，另一對設在貨艙區後部邊空艙內。

3.1 貨艙

VLOC 在滿載工況時出現最大靜水中垂彎矩。該船在船長確定的前提下，力求貨艙長度儘可能大，以達到分散貨物重量降低中垂彎矩的目的。一般而言，30 萬噸級VLOC 的貨艙數為5~7 個，艙口數為6~10 個，貨艙數/艙口數的不同組合有5 / 8、5 / 10、6 / 6、7 / 7 等。針對貨艙劃分，該船採用7 貨艙/7 艙口和5 貨艙/8 艙口兩個方案比較選優的方法來確定最終方案。通過比較發現，5 貨艙/8 艙口有如下優點：其一，從營運角度來講，貨艙數量少，有利於縮短卸貨后的清艙時間。其二，裝/卸貨步驟、時間和裝運2 票貨的靈活性與7 貨艙方案相似。其三，從建造成本來講，槽形橫艙壁數量少，簡化了建造工藝。最終，該船通過4 道貨艙槽形橫艙壁，將貨艙區劃分為5 個貨艙，中部3 個貨艙長度相同，首尾貨艙稍短。共設8 個艙口，中間3 個貨艙各設2 個艙口，首尾貨艙各設1 個艙口。每艙口各設1 個艙口蓋，且尺度相同，艙口蓋為單邊開啟，開啟方式為電動液壓。

3.2 壓載水艙

由於鐵礦石密度大，與載重量相當的VLCC 相比，VLOC 的貨艙容積約為前者的50%，而可以用作壓載水艙的邊艙要富餘許多。VLOC 船型壓載水艙的合理規劃，要考慮以下幾個方面：

（1）在滿足各種裝載要求情況下，壓載水艙容積盡量小；

（2）滿足IACS UR S11 對壓載工況的縱傾值和壓載水艙不滿艙的相關要求；

（3）滿足碼頭裝載機對壓載到港工況船舶的air draft 要求；

（4）盡量降低壓載工況和壓載水置換工況的中拱彎矩。

該船通過大量的組合計算，並適當調整邊艙橫艙壁的位置，確定了合適的壓載水艙的數量及分佈。貨艙區的邊艙共分為10 對，其中8 對為壓載水艙，總容積約182 000m，其餘2 對為空艙。壓載水艙的分佈確保所有壓載工況最多出現1 對不滿艙。該船設置了3 種壓載工況供船東實際應用：輕壓載工況（light ballast）、正常壓載工況(normal ballast) 和風暴壓載工況(heavy ballast)。可根據海況及航行情況，只需注入或排空1 對或2 對艙就可實現不同壓載工況之間的轉換：即由輕壓載工況改變到正常壓載工況時，只需在輕壓載工況下將No.2 后壓載艙（左和右）打滿即可實現；同樣，由正常壓載工況轉換為風暴壓載工況時，只需在正常壓載工況下將 No.3 后壓載艙（左和右）打滿即可實現；反之，只要排空相應壓載艙即可。三種壓載到港工況均滿足裝貨港的浮態和air draft 要求。另外，壓載水艙優選過程中，通過大量試算，合理選用不同壓載工況的壓載水艙的數量及分佈，盡量降低總縱彎矩。最終規劃的壓載水艙方案與最初的方案相比，使該船最大中拱彎矩的設計值約降低5%。

3.3 燃油深艙

根據續航力要求，該船攜帶的燃油總量約8 600m。如果全部放在機艙區，會給機艙布置帶來一定困難，同時對船舶浮態和彎矩的影響也較大。為此，將2 對燃油深艙中的1 對設在機艙，另1 對深艙布置在貨艙區後部的邊空艙內。燃油艙設雙底雙殼保護。

VLOC裝/卸貨效率是船東關注的重點之一，甚至有些船東提出Single Pass Loading（每個貨艙或艙口一次性完成裝載）要求，這在7貨艙/7艙口的VLOC上較容易實現，如果貨艙數量為5個或6個則較難做到。為了提高裝卸貨效率，VLOC的裝卸貨程序需優化設計，盡量一次裝完一個貨艙或艙口，減少裝載機的移動次數和時間。這主要從以下幾個方面入手考慮：

（1）在滿足總縱強度基礎上進行局部結構加強；

（2）控制整個裝載過程中的船舶浮態，避免大縱傾的產生，重點關注裝載過程中的碼頭air draft 的限制；

（3）滿足cargo mass curve（裝載量曲線）對貨艙裝貨量與吃水的限制條件；

（4）確保壓載水的排空速率與裝載速率相匹配，避免出現裝貨須等待壓載水排空的情況，造成延遲裝載。

通過多種組合計算與分析，對該船裝/卸貨程序進行了優化，並總結出5貨艙/8艙口大型礦砂船裝卸貨的規律。在總縱強度不變的條件下，適當加強結構局部強度，可大大簡化裝卸貨步驟，提高裝貨效率。通過對比選優，使該船裝/卸貨時壓載水自首向尾依次排空，沒有前後壓載水艙穿插排放或單艙多次排放的情況，並且將整個過程的縱傾控制在1% Lpp之內，這不僅方便了實際操作，而且有效降低了裝料臂的移動次數，提高了營運效率。

空船重量是船舶設計者、船廠和船東共同關注的指標，是船舶設計水平的重要體現，直接涉及船廠和船東的經濟效益。本船在設計之初，就從貨艙及艙口數量的選取、壓載水艙合理分佈、總縱強度控制和高強度鋼應用比例等方面入手進行綜合考慮，盡量降低空船重量。為了控制結構重量，本船對包括所有結構在內的分區域艙段進行有限元分析，通過結構拓撲優化、形狀優化和尺度優化等對結構構件進行優化設計。該型船的首制船傾斜試驗結果表明，與國內同等噸位的礦砂船相比，該船結構重量約輕15%；日本建造的30 萬噸級VLOC 每噸結構重量所對應的載重量約為9.7 噸，與其相比，本船的相應指標略高於該值。該船的空船重量指標達到了國際領先水平

通過30 萬噸礦砂船的開發，並參考相關資料，將大型礦砂船的主要船型特點總結如下：

（1）艏樓長度和高度的設置值得關注。艏樓長度只要滿足載重線公約對艏樓有效長度的要求即可，如果進一步加大，可能會影響艏部貨艙艙口蓋的布置。而高度的設置要充分考慮對視線的影響，由此可能導致生活樓層高度加大或層數增多。

（2）壓載水艙優化布置是需要重點解決的難題。大型礦砂船的邊艙寬、容積大，合理確定邊壓載水艙的數量和分佈，不僅要考慮船舶浮態、破艙要求、壓載到港工況下碼頭裝貨設備對船舶air draf 的限制，還需要關注壓載水置換或壓載水處理的能量消耗以及總縱強度。尤其需要重點關注壓載工況出現的某1 對或2 對壓載水艙不滿的情況，需要增加全空和全滿狀態的結構強度校核計算，而非常繁瑣。因此，VLOC 壓載水艙的確定要經過大量計算比較才能優選出合理方案。

（3）要求裝/卸貨程序簡便、易操作。提高VLOC 裝/卸貨效率是大型礦砂船設計需要突破的難題之一，尤其是達到Single Pass Loading 要求。除了對貨艙數量和艙口數量進行論證優選外，還要考慮艙口面積和艙底面積以及縱艙壁傾斜角度等方面的設計，盡量減小卸貨死角。通過採取局部結構加強、控制船舶浮態、實現壓載水排空速率與裝載速率的匹配、減少裝載機移動次數和時間等措施，優化裝/卸貨程序，提高船舶營運經濟性。

鐵礦石進口是我國鋼鐵行業發展的命脈，掌控鐵礦石的海上運輸權關係到行業安全和未來發展。大型礦砂船作為鐵礦石運輸的重要裝備，其設計、研究具有深遠的意義。論文闡述了30萬噸礦砂船的主尺度要素、船級符號、線型設計、總布置和裝/卸貨程序優化等方面的內容，並總結了大型礦砂船的船型特點。

40 萬噸超大型礦砂船CHINAMAX 是由上海船舶研究設計院（SDARI）為國際三大鐵礦石巨頭之一的巴西淡水河谷礦業有限公司開發的一種新船型。關於振動研究一般都集中於集裝箱船和LNG 等船型，這些船由於振動災害頻發，對振動性能指標提出了較高的要求。作為世界上最大礦砂船CHINAMAX 的首制船，為了全面評估該船的振動性能，船東對振動計算提出了很高的要求。事實上本船型由於自身噸位過大的特點，的確可能存在比較嚴重的振動災害。

考慮到經濟性，本船型在同類船舶中航速較快，選用的主機功率大，質量大，輸出力矩也比較大。原始設計中基於發動機廠商的推薦，主機雙側均未加橫撐，留下了比較大的安全隱患，須通過計算加以驗證。在現有同類實船中，橋樓甲板兩翼由於進港等操作需要，按照規範必須延伸到舷側，延伸長度一般很長，結構上異常薄弱，這樣就引發了很多振動問題。對於本船來說，這一問題尤其明顯，因為要滿足舾裝要求，橋樓甲板處上層建築寬度僅有15.2m，這樣兩翼長度各達到了創記錄的24.5m，必須要精細計算該處的振動性能。考慮到作為震源的螺旋槳和主機發出的激勵傳遞到兩翼，要涵蓋艉部，機艙，上層建築的幾乎所有區域，本船型要求精細建模計算的範圍是比較廣的。

由於本船噸位大，對強度要求非常高，全船大部分區域型材尺寸都很大。基於此，螺旋槳和主機作為常規振源，對本船大部分的結構影響是很有限的。大噸位船舶固有頻率肯定非常低，而海浪的固有頻率一般為0.4~0.5Hz，這樣海浪的彈振和拍振對於本船型中部型材的疲勞壽命將會有非常大的影響。為此，船東提出在挪威MARINTEC 針對本船型做海浪的彈振和拍振試驗。作為開展這項試驗的關鍵數據，必須在先期精確計算出本船型滿載和壓載條件下的兩節點垂向固有頻率。基於本船型這些特點和船東的要求，就要求通過全船有限元分析來校核全船振動特性和艉部，機艙，上層建築等部位的振動預報，還要對重點部位進行局部模態分析以避開主要激勵源頻率。

使用SDARI 引進的大型有限元建模計算軟體PATRAN/NASTRAN 建立有限元模型。本船因為要求精確計算出整個艉部（包括船尾，舵，上層建築，機艙）的響應特性，必須要對這個區域精細建模以反映該區域的所有結構細節。另一方面本次計算還擔負著給彈振和拍振試驗提供精確的全船兩節點垂向固有頻率的任務，這樣，貨艙區和首部雖然不用精細建模，但是也不能象普通振動計算那樣用一根船體梁來模擬。

主船體板如甲板、艙壁、圍壁、肋板、外板等採用三節點或者4 節點板單元模型；桁材，扶強材以及加強筋採用帶有彎曲要素的梁單元模擬；一些特殊結構如尾部鑄鋼件採用體單元模擬，並且用MPC 連接以解決體單元板單元自由度不匹配的問題。對於前面所述的細化區域網格大小採用縱骨間距 ×肋距，以期儘可能反映所有結構細節。對於貨艙區和首部採用強框間距的網格尺寸，使之在不失精確度的前提下最大程度地節省計算機和人力成本。

和強度計算不同，振動計算不僅要考慮結構剛度，而且要考慮船舶質量，兩者對於振動計算結果的影響是並重的。從質量組成考慮，可以分為空船質量和裝載質量兩大類考慮。空船質量又可以分為結構質量和非結構質量兩類。裝載質量也必須分為滿載質量和壓載質量兩類載況加以分析，然而無論哪種載況，裝載質量又都必須考慮船舶載重量和船體的附加水質量。下面分別加以分析。

模型細化部分對於質量模擬的模擬度要求是非常高的。基於此，這部分模型的結構質量不採取任何常規配重的方法，比如修改不同部位的結構密度，配點質量等等方法。本文對於這部分結構質量採用了開孔板厚折減，板縫線平均板厚等辦法用以模擬結構質量的空間分佈。經過測算，有限元結構重量僅比實船小2%，但是船體模型空間剛度和質量的分佈得到了較好的模擬。對於貨艙區和首部的粗模區域，採取了調整該區域密度分佈的方法使之結構質量和實船基本一致，並且質量分佈也在一定程度上滿足工程計算要求。

船舶質量的組成中不僅有鋼組成的結構質量，也包括甲板敷料，舾裝件，輪機件等非結構質量。這些非結構質量既可以採用板，梁等單元自帶的用單位面積（長度）附帶質量表述的非結構質量模擬，也可以用質點質量模擬。具體採用哪種方法可以靈活運用，但基本原則是一要儘可能模擬質量的空間分佈（質心分佈），二是避免大質量區域集中，以免計算時出現質量突變，造成結果失真。

主機的模擬也是這次計算的重點。為了真實反映主機機架的剛度特性，有些船級社如GL 已開發出較為成熟的軟體。該軟體採用平面應力單元將柴油機的內部結構很好地模擬出來並且實現了模塊化。使用時可以方便地將主機有限元模型整合到整船模型中去。這樣不僅便于振動響應時施加激振力矩，而且能準確計算出主機機架和雙層底組成的系統的固有頻率，看有無和主機激勵發生共振的可能性。然而對於本項目而言要做到這些並不容易，因為獲得廠商的主機結構圖紙是不太現實的。值得注意的是，對於大型低速柴油機而言，主機機架的結構剛度對於計算結果的影響很小。這是由於主機質量非常大，剛度也很大，發生的振動是近乎純彎曲型振動而非剪切型振動。對這種類型的振動起決定因素的是支撐結構的剛度而不是振動結構物本身的剛度；應用到這次計算中，起決定因素的是雙層底的剛度而不是主機機架本身的剛度，即使將主機模擬成剛體也僅僅會帶來最多5%的誤差。基於這條原理，我們用板、梁、點單元來模擬主機機架，保證總剛度，外形尺寸及質心三向坐標和主機規格書中給出的一致；並且對主機和雙層底組成的系統做局部模態分析。

裝載質量的變化對於船體振動模態會產生非常大的影響。目前國際上對於振動計算都要求針對滿載和壓載兩種極端載況分別做振動分析。滿載時要模擬貨物，壓載時要模擬壓載水。一般採用集中質量單元或者實體單元來模擬這些質量，本例全部採用實體單元來模擬貨物和壓載水質量。另外，本文還在水密邊界採用集中質量單元來模擬燃油，淡水等物資。

附連水質量是振動計算中不能忽視的一個要素。通常採用基於Lewis 經驗公式的三維勢流理論或者基於流固耦合分析的源匯分佈法進行計算。本文採取了後者，以使計算盡量精確。MSC/NASTRAN運用Helmholtz 源匯分佈方法來求解Laplace 方程。在該方法中將流體的作用和結構物的振動表示為分佈在流固邊界面上的脈動源，進一步離散成有限個源點。源強的值決定了分佈源所產生的速度勢和有效壓力，進而反推出質量矩陣，得到附連水質量的準確分佈。本例在運用該法時通過定義濕表面單元和吃水高度，並且將首尾吃水縱傾一併考慮，準確定義了兩種載況下的附連水質量。

船體振動激勵主要有螺旋槳、主機和海浪。螺旋槳激勵分為軸承力，舵力和表面脈動壓力；主機激勵分為1，2 階不平衡力矩和H，X，L 型激勵；海浪則有彈振和拍振激勵。按照常規最主要的激勵源是螺旋槳葉頻和倍葉頻脈動壓力；主機的2 階不平衡力矩和H,X 型激勵；其他激勵與之相比甚小，可以忽略不計。本次計算採用這些常規激勵。當然，40W 噸VLOC 的特殊性在於船體過大，總振動頻率過低，故有可能在海浪激勵下發生較大的振動。這方面已經通過在挪威進行的彈振和拍振試驗進行了驗證，不在本文討論範圍之內.

螺旋槳激勵

螺旋槳誘導的對船體尾部表面的脈動壓力是船體振動最主要的激勵源之一，可分為非空泡螺旋槳和空泡螺旋槳產生的壓力。目前一般採用經驗公式、模型試驗和CFD 理論計算這幾種方法。經驗公式經濟簡便，但準確度不是太高。模型實驗雖然準確，但只可能得到船尾脈動壓力峰值，而如果要得到壓力分佈，則需要的測點太多，實際操作是不現實的。CFD 理論計算結果相對準確，但是成本高昂，而且空泡汽化破裂過程是非常難以模擬的。即使是CFD 計算也需要結合模型試驗反覆調整參數，工程上運用該方法代價太大，除非潛艇，豪華郵輪等特種船舶，否則不適合推廣運用。

本次計算中結合模型試驗修正Holden 回歸經驗公式，以此來計算螺旋槳脈動壓力。作為目前最為廣泛應用的經驗公式，即Holden 法，是DNV 於1979 年在72 條實船上總結出來的回歸經驗公式。該法操作簡便，能夠分別模擬空泡螺旋槳和非空泡螺旋槳產生的脈動壓力並將其合成，並且壓力作用範圍波及全船濕表面，不象絕大多數類似經驗公式只能模擬出螺旋槳上方D×D 範圍內的壓力，計算結果相對準確，且非常適合有限元載入。本文結合MARINTEC 水池模型實驗，修正了該公式的幾項重要伴流參數使得螺旋槳上方脈動壓力和實驗結果接近並留有一定的安全余量。本文還運用PCL 對PATRAN 進行二次開發，成功實現了Holden 法的載入，壓載情況類似，限於篇幅，就不再給出了。

整船振動評估

對於整船振動的評估首先是計算整船的固有頻率，然後將它和主要的激勵頻率對比，看它是否能避開主要的激勵頻率。由於本船噸位很大，前幾階固有頻率肯定非常低，所以不可能發生因為螺旋槳和主機激勵引起的全船總振動，這裡主要考察海浪為激勵源的總振動評估，這已在挪威進行了相應的試驗檢驗，這裡不再贅述。

阻尼

阻尼在自由振動計算中沒有用處，在時域響應計算中作用有限，但是在本文的頻域響應計算中卻有著重要的作用。眾所周知，穩態振動特性中，振幅取決於力學品質因素Q，該值越大，則共振時產生的振幅越劇烈。根據式Q=ωM/R，此處ω為圓頻率，M 為振動參與質量，R 為阻尼。我們可以得出結論：在結構固有頻率和振型都得到確認的情況下，共振時產生的響應幅度將完全取決於阻尼和激振力的大小。且阻尼越小，振動越劇烈。

阻尼可視為粘性阻尼，結構阻尼和摩擦阻尼的合成。其中佔主導因素的結構阻尼機理至今還不清楚，難以量化；粘性阻尼可以通過水動力分析得到；摩擦阻尼在動力學分析中一般不考慮。因為阻尼值目前還不可能通過數值計算得到，一般採用經驗的臨界阻尼值來設置。真實的臨界阻尼值隨著頻率的升高而增大，不同船級社有不同的阻尼的推薦值。因為是首制船，在比較分析了幾家船級社的推薦值后，本文選取了偏於安全的由ABS 推薦的恆定臨界阻尼值1.5%。

通過對40 萬噸礦砂船全船和局部的振動研究，可得到以下結論：

（1）對於總振動的預報採用強框間距的粗網格建模是合理的，但是用於局部振動的預報計算誤差比較嚴重。計算中嘗試在重點區域用縱骨間距的細網格建模，並且合理分配節點剛度和質量，避免剛度突變和質量突變，最大限度減少了局部模態的數目和影響；並且在計算中運用了靜態凝聚方法來觀察所要考察的局部模態。結果證明該方法行之有效而且計算準確。

（2）振動載荷分為原發性載荷比如螺旋槳葉頻、倍葉頻激振力和主機不平衡力矩等，以及繼發性載荷如主機H、X、L 型機架振動等。對於繼發性載荷不能簡單將載荷載入在船體上，必須考慮二次振源本身的特性，計算中發現必須將主機本身的剛度，質量和主機船體連接剛度模擬準確，才能得到H 型振動等繼發性載荷對船體的真實影響。

（3）船舶振動時，舷外水也隨之振動，因此需要考慮附加水質量對計算結果的影響。傳統的Lewis 法只適用於有限低階次振動的附連水質量計算，基於流固耦合分析的源匯分佈法能突破這個限制，並且計算精度也有一定提升。

（4）大功率低速柴油機的主機機架振動是目前大噸位船舶最主要的振源之一，在主機頂部和主船體之間添加橫撐是目前針對此類振動的首選對策。橫撐種類、數量、剛度和橫撐所接觸的船體剛度都有特定的要求，這些要求因船而異，因主機型號而異。這些參數要求可以通過有限元計算得到。如果這些要求得不到滿足，那麼安裝橫撐不僅不能減小船體振動，甚至有可能加劇振動。

我國作為一個航運大國，遠洋船舶運輸動力主要以燃油為主；隨著國際能源緊張、石油價格飛漲，經濟發展與燃油的供需矛盾日益突出。同時，國際組織對航運業減排要求的提高，以燃油為動力的商船面臨新的選擇，亟需可替代能源去適應時代發展的需求。

核動力船舶以其無溫室氣體排放的顯著優點逐步受到人們的重視。然而，發展和使用核動力商船需要巨大的投資成本。因此，分析和比較核動力商船與普通燃油商船的運行成本，是核動力商船的投入實際應用的關鍵前提。目前，國外關於核動力商船經濟性分析與論述的研究相對較少，至今國內尚未有相關論述及研究的報道。本文以38.8 萬噸礦砂船為目標船型，將普通燃油礦砂船與核燃料富集度分別為4.45%和16.5%的核動力礦砂船在全壽命周期內的運行費用進行分析、比較和總結，為核動力礦砂船的經濟可行性奠定基礎。

1.1 目標船型

核動力商船的成功應用，首先必須要求核動力商船在經濟上是可行的（即：運行成本小於或等於普通燃油商船）。核動力商船應用的潛在目標船型主要包括：集裝箱船，礦砂船，油船等大型運輸船舶。本文以38.8 萬噸礦砂船為目標船型，全壽命周期為25 年。

1.2 運行費用主要構成

商船運行費用主要分為三類：

（1）建造投資費用。它包括船舶動力裝置投資費用與船體整體投資費用，其中商船整體投資費用應含有銀行5%的利息。同時船的拆卸回收費用需在建造費用中扣除。對於核動力商船，建造投資費用還包含退役費用。

（2）燃料費用。對於普通商船，燃料費用為重油燃燒的費用，核動力商船燃料費用為核燃料燃燒的費用。其中核燃料分為富集度4.45%和16.5%兩種類型。關於核燃料的后處理費用，目前只有美國和法國具有相對成熟的后處理技術，國際上還未形成核燃料后處理費用的統一標準，我國還未掌握核燃料后處理技術。與此同時，相比我國陸上大型核電站，核動力船舶核燃料量較少，核燃料的后處理可歸入國家核電站核燃料統一處理（深埋）。因此，核動力船的核燃料后處理費用較低，核燃料的費用計算中暫不考慮核燃料的后處理費用。

（3）運行與管理費用。運行與管理費用包含很多內容，主要以人員工資、折舊費和維修費用為主。此外，核動力商船運行與管理費用還包括換料費。全壽命周期運行費用為建造投資費用（含利息）、燃料成本費用和運行管理費用之和。

1.3 影響因素

商船的運行費用應為全壽命周期的運行費用。由於國際能源供應形勢的轉變，油價的變化被認為是商船運行費用中變化幅度最大的因素。但是，在全壽命周期內，鑒於普通商船與核動力商船運行費用之間的比較，通常須要假定油價是固定不變，本文中的油價假定為480 美元/t，即80 美元/桶（2011年國際石油價格約為100 美元/桶）。除此之外，商船建造投資償還銀行利息會提高商船的運行費用；核燃料價格與商船的運行管理費用的波動同樣也會對商船運行費用產生影響。這些影響商船運行費用的因素，本文中都做了相應假設。

2.1 建造投資費用計算

（1）船舶動力裝置投資費用據某廠的資料，普通礦砂船動力推進裝置及相關設備價格為1 314 萬美元，摺合約9 000 萬元人民幣。核燃料富集度分別為4.45%和16.5%的核動力礦砂船核動力裝置的建造費用相同。核動力裝置投資按每千瓦投資費用計算，目前俄羅斯巴爾迪斯造船廠在建的海上浮動核電站功率為70MW，成本為2.32 億美元，摺合每千瓦的投資為3 314 美元。根據相關資料，散貨船核動力裝置投資每千瓦約為3 500 美元。綜合上述資料並結合我國實情，核動力礦砂船核動力裝置每千瓦投資應約為3 000 美元，功率為2.94 萬千瓦的礦砂船核動力裝置投資費用約為9 000 萬美元。

（2）船體建造費用普通礦砂船與核動力礦砂船船體結構有所不同，但其投資費用相差較小，假定船體建造費用都約1 億美元。

（3）銀行利息費用船舶動力裝置與船體建造費用之和為設備總投資額。銀行年利息按5%進行計算，且假定10 年內償還所有債務。

（4）拆卸回收費。拆卸回收費是指船舶退役后，拆卸該船所得收益。燃油礦砂船拆卸回收費用為1 000 萬美元，核動力礦砂船為2 000 萬美元。

（5）退役費用。燃油礦砂船無退役費用，核動力礦砂船退役費用約為4 500 萬美元。

2.2 燃料費用計算

普通燃油礦砂船燃料費用計算

油價：假定礦砂船全壽命周期內燃油價格為 480 美元/噸，即 80 美元/桶。耗油量：該礦砂船日耗油量96 t，每航次運行無數為70d，考慮往返航線船舶載重量的不同，礦砂船往返一次所需油耗近似為該船滿負荷運行60 d 所耗油量。每年預計可運行5 航次，則每年運行天數為300 d。每年耗油量為(2.88×10) t。燃油成本：每年燃油成本約為1 382 萬美元，全壽命周期內燃油成本約為3.456 億美元。2.2.2 核動力礦砂船核燃料費用計算

（1）核燃料價格。

核燃料價格主要包括核燃料循環的前端和後端，核燃料循環的前端主要是核燃料組件的生產，核燃料循環的後端主要是乏燃料的后處理。核燃料組件的生產包括：原料購置、轉換、濃縮、元件製造四個階段。本文的核燃料價格暫不考慮乏燃料后處理。4.45%富集度核燃料價格計算：1kg 富集度為4.45%的核燃料需消耗約10kg 天然鈾，分離功約為6.0SWU（貧料中，U235 的含量為0.3%）。取：天然鈾單價為50 美元/磅，元件製造費為400 美元/kg、轉換費為3.2 美元/ kg，分離功費為110 美元/(kg·SWU) 。經計算富集度為4.45%的核燃料單價約為2000 美元/kg。16.5%富集度核燃料價格計算：1kg 富集度為16.5%的核燃料需消耗約39kg 天然鈾，分離功約為30SWU。經計算富集度為16.5%的核燃料單價約為8 600 美元/kg。

（2）核燃料消耗量。

核燃料消耗量主要與壓水堆的輸出功率、鈾燃耗深度、熱效率以及運行的天數有關。4.45%富集度核燃料消耗量計算：在已建造的核動力商船中，核燃料燃耗深度約為7 000MWd/ t，核燃料的富集度約為4%左右（如：陸奧為3.99%，薩瓦納為4.4%，奧拓漢為4.03%)。奧拓漢的最大輸出軸功率為8MW，堆芯壽期為500d（滿功率），裝料量約為2.98 t 。根據目前可應用於船舶的壓水堆技術水平，核燃料約為4%時，燃耗深度可達到30G Wd/t。核動力礦砂船推進功率為2.94×10kW，鈾濃度約為4.45%，熱效率為25%。換料周期為2 年。普通燃油船舶每年滿功率運行天數為300 天，核動力裝置燃料的填裝量應考慮核燃料功率的持續性，因此在設計中應留有一定的裕量，假定每年滿功率運行365 天。經計算，礦砂船核動力裝置換料量約為2.88 t。16.5%富集度核燃料消耗量計算：核動力礦砂船推進功率為2.94×10kW，鈾濃度約為16.5%，燃耗為95GWd/t，熱效率為25%，換料周期為5 年。經計算，礦砂船核動力裝置換料量約為2.274 t。

（3）核燃料成本：

4.45%富集度核燃料全壽命周期成本計算：每2 年核燃料成本約為576 萬美元，全壽命周期25 年內核燃料成本約為7 200 萬美元。16.5%富集度核燃料全壽命周期成本計算：5 年核燃料成本約為1 955.7 萬美元，全壽命周期25 年內核燃料成本約為9 778.5 萬美元。

2.3 運行與管理費用計算

2.3.1 燃油礦砂船運行與管理費用

人員管理費用：若燃油礦砂船約有20 名船員，平均每人每年4 萬美元（摺合約24 萬人民幣），每年該船人員總工資80 萬美元，全壽命周期內人員工資為2 000 萬美元。維修費用：普通遠洋船舶維修費用占船舶固定費用（不含燃油費用）15%，大型礦砂船維修費用占船舶固定費用應較低，全壽命周期維修費用約為：2 200 萬美元。折舊費：根據相關資料，以直線折舊法來計算船舶營運的折舊費，若船舶到計劃使用年限的殘值為新船造價的10%，則折舊費約為9 000 萬美元。

2.3.2 核動力礦砂船運行與管理費用

（1）核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船運行與管理費用人員管理費用

若核動力礦砂船約有25 名船員，平均每人每年5 萬美元（30 萬人民幣），每年該船人員總工資125 萬美元，全壽命周期內人員工資3 125 萬美元。換料費用：核動力船舶每1~2 年進行一次核燃料更換，每次更換大約須要600 萬美元，持續時間為35~40 天。全壽命周期內換料費約為9 000 萬美元。維修費用：核動力礦砂船的維修費用應包括船體維修和核動力裝置維修。船體維修假定與普通燃油礦砂船維修費用相同，核動力裝置維修採用核電站維修費用比例1.35%。全壽命周期維修費用約為3 500 美元。折舊費：由於核動力船舶的折舊費未見相關資料論述，在計算過程中，參照普通船舶的折舊方法，以直線折舊法計算，又由於核動力裝置退役費用已包含，故此處核動力船舶折舊費中所包括的核動力裝置折舊費用較低，經計算全壽命周期折舊費用約為1 億美元。

（2）核燃料富集度為16.5%的核動力礦砂船運行與管理費用

核燃料富集度為16.5%的核動力礦砂船人員管理費用和維修費用與核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船相同，分別為3 125 萬美元和3 500 萬美元。換料費用：核動力船舶每5 年進行一次核燃料更換，每次更換大約600 萬美元，持續時間為35~40天。全壽命周期內換料費3 000 萬美元。人員管理費用、維修費用和折舊費與核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船費用相同。

2.4 全壽命周期運行費用計算

全壽命周期運行費用為全壽命周期建造總投資（含利息）、全壽命周期燃料費和全壽命周期運行管理費用之和。

經上述分析，核動力礦砂船與燃油礦砂船全壽命周期運行費用。根據核動力礦砂船與燃油礦砂船全壽命周期運行費用數據表和經濟性分析圖，可以得出以下結論：

（1）在全壽命周期內，核動力礦砂船相比燃油礦砂船具有較好的經濟性：核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船相比燃油礦砂船，其運行費約有5%的節省；核燃料富集度為16.5%的核動力礦砂船相比燃油礦砂船，約有10%的節省。

（2）核動力礦砂船建造總投資（含利息）費用約為普通燃油礦砂船建造總投資（含利息）費用的2倍。其中核動力礦砂船船的新建投資大約佔總運行費用的50%。

（3）普通燃油礦砂船全壽命周期燃料成本費用比核動力礦砂船全壽命周期燃料成本費用大，且燃料費用比例會隨油價的變化而劇烈變化。一般而言，普通燃油船的燃油成本佔總成本的比例超過50%，若油價上漲30%，可導致總成本上漲接近15%。

（4）核動力礦砂船全壽命周期運行與管理費用比普通燃油礦砂船運行與管理費用大，其中富集度為4.45%核動力礦砂船的換料費用是富集度16.5%核動力礦砂船換料費用的1.3 倍。

（5）核燃料富集度為16.5%的核動力礦砂船相對核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船有較高的核燃料費用，而運行與管理費用中的換料費用相對較低；綜合來看，核燃料富集度為16.5%的核動力礦砂船比核燃料富集度為4.45%的核動力礦砂船具有較好的經濟性。

（6）通過對富集度為4.45%的核動力礦砂船與普通燃油礦砂船全壽命周期內運行成本費用進行計算分析，得出：當油價高於450 美元/ t 時，核動力礦砂船船25 年全壽命周期內的總運行成本低於傳統礦砂船的總運行成本，具有較好的經濟性。

對不同核燃料富集度的核動力礦砂船與普通燃油礦砂船全壽命周期內運行成本費用進行了分析。可以看出：核動力礦砂船全壽命周期內的總運行成本低於傳統礦砂船的總運行成本，具有較好的經濟性。同時，若核動力礦砂船採用較高富集度的核燃料，具有更好的經濟性。此外，核動力船舶能以較少的核燃料消耗，實現遠洋船舶高速化運營。相比之下，普通燃油船舶若航速增加，油耗將大幅上漲。由此可見，隨著國際石油價格的飛漲，核動力船舶相比普通燃油船舶具有較好的經濟性優勢。同時，隨著國際對節能減排要求的不斷提高，核動力船舶在減排方面也具有重要的意義。