（3）航道和码头所允许的船舶最大吃水；

（4）码头装货设备对船舶air draft（船舶货舱口至水线的高度）的限制；

（5）码头装/卸货设备的数量及抓斗能力；

（6）装载机的装载速率；

（7）码头装/卸货设备对船宽的限制。

该船主尺度选取参照了国外建造的30 万吨级VLOC 的相关参数。根据船东要求，考虑到可以停靠大多数装/卸货港，将目标船的总长限制在330.0m 以内。为了提高船舶营运经济性，在型深不变的基础上，尽量增加吃水，采用B-100 干舷，并通过合理的分舱满足破舱要求。最终，将结构吃水增大到22.1m，载重量达到315 000 吨。通过主尺度的对比分析，确定该船的主尺度要素。

该船在主尺度限制的前提下，为达到载重量指标，就尽量增大方形系数，这给线型设计带来一定的困难。采用低速肥大型船常规的球鼻、球尾线型设计，以达到最佳的阻力和推进性能，其平行舯体的长度接近两柱间长的1/3。由于受到总长的限制，最大限度地缩短球鼻长度，并优化其形状，使前端呈竖直状。考虑该船满载工况下合理的纵倾范围（~1% Lpp）和改善尾部伴流场，参考一般肥大型船设计吃水下的纵向浮心位置LCB，并根据空船重量及重心位置和浮态情况，选择最佳的LCB（舯前2~4%Lpp）。

该船在既定方形系数和纵向浮心位置前提下，通过改变前后体的浮力分布，借助CFD 计算工具优化线型，降低阻力并提高推进性能，在确保快速性的同时，兼顾良好的操纵性能。优化后的型线，在瑞典SSPA 水池进行了船模试验，预估实船在考核条件下的航速为15.04kn。首制船的试航结果证实了这一结论。该型船首制船交付后实际营运情况表明，与同类船相比，该型船航速较高，油耗较低，经济性良好。

该船主甲板以下由水密横舱壁划分为：首尖舱（空）、货舱区、机舱区和尾尖舱（空）。机舱区上部设8 层甲板室（含驾驶室），首部设1 层首楼。共设两对双壳结构的燃油深舱，其中一对布置在机舱，另一对设在货舱区后部边空舱内。

3.1 货舱

VLOC 在满载工况时出现最大静水中垂弯矩。该船在船长确定的前提下，力求货舱长度尽可能大，以达到分散货物重量降低中垂弯矩的目的。一般而言，30 万吨级VLOC 的货舱数为5~7 个，舱口数为6~10 个，货舱数/舱口数的不同组合有5 / 8、5 / 10、6 / 6、7 / 7 等。针对货舱划分，该船采用7 货舱/7 舱口和5 货舱/8 舱口两个方案比较选优的方法来确定最终方案。通过比较发现，5 货舱/8 舱口有如下优点：其一，从营运角度来讲，货舱数量少，有利于缩短卸货后的清舱时间。其二，装/卸货步骤、时间和装运2 票货的灵活性与7 货舱方案相似。其三，从建造成本来讲，槽形横舱壁数量少，简化了建造工艺。最终，该船通过4 道货舱槽形横舱壁，将货舱区划分为5 个货舱，中部3 个货舱长度相同，首尾货舱稍短。共设8 个舱口，中间3 个货舱各设2 个舱口，首尾货舱各设1 个舱口。每舱口各设1 个舱口盖，且尺度相同，舱口盖为单边开启，开启方式为电动液压。

3.2 压载水舱

由于铁矿石密度大，与载重量相当的VLCC 相比，VLOC 的货舱容积约为前者的50%，而可以用作压载水舱的边舱要富余许多。VLOC 船型压载水舱的合理规划，要考虑以下几个方面：

（1）在满足各种装载要求情况下，压载水舱容积尽量小；

（2）满足IACS UR S11 对压载工况的纵倾值和压载水舱不满舱的相关要求；

（3）满足码头装载机对压载到港工况船舶的air draft 要求；

（4）尽量降低压载工况和压载水置换工况的中拱弯矩。

该船通过大量的组合计算，并适当调整边舱横舱壁的位置，确定了合适的压载水舱的数量及分布。货舱区的边舱共分为10 对，其中8 对为压载水舱，总容积约182 000m，其余2 对为空舱。压载水舱的分布确保所有压载工况最多出现1 对不满舱。该船设置了3 种压载工况供船东实际应用：轻压载工况（light ballast）、正常压载工况(normal ballast) 和风暴压载工况(heavy ballast)。可根据海况及航行情况，只需注入或排空1 对或2 对舱就可实现不同压载工况之间的转换：即由轻压载工况改变到正常压载工况时，只需在轻压载工况下将No.2 后压载舱（左和右）打满即可实现；同样，由正常压载工况转换为风暴压载工况时，只需在正常压载工况下将 No.3 后压载舱（左和右）打满即可实现；反之，只要排空相应压载舱即可。三种压载到港工况均满足装货港的浮态和air draft 要求。另外，压载水舱优选过程中，通过大量试算，合理选用不同压载工况的压载水舱的数量及分布，尽量降低总纵弯矩。最终规划的压载水舱方案与最初的方案相比，使该船最大中拱弯矩的设计值约降低5%。

3.3 燃油深舱

根据续航力要求，该船携带的燃油总量约8 600m。如果全部放在机舱区，会给机舱布置带来一定困难，同时对船舶浮态和弯矩的影响也较大。为此，将2 对燃油深舱中的1 对设在机舱，另1 对深舱布置在货舱区后部的边空舱内。燃油舱设双底双壳保护。

VLOC装/卸货效率是船东关注的重点之一，甚至有些船东提出Single Pass Loading（每个货舱或舱口一次性完成装载）要求，这在7货舱/7舱口的VLOC上较容易实现，如果货舱数量为5个或6个则较难做到。为了提高装卸货效率，VLOC的装卸货程序需优化设计，尽量一次装完一个货舱或舱口，减少装载机的移动次数和时间。这主要从以下几个方面入手考虑：

（1）在满足总纵强度基础上进行局部结构加强；

（2）控制整个装载过程中的船舶浮态，避免大纵倾的产生，重点关注装载过程中的码头air draft 的限制；

（3）满足cargo mass curve（装载量曲线）对货舱装货量与吃水的限制条件；

（4）确保压载水的排空速率与装载速率相匹配，避免出现装货须等待压载水排空的情况，造成延迟装载。

通过多种组合计算与分析，对该船装/卸货程序进行了优化，并总结出5货舱/8舱口大型矿砂船装卸货的规律。在总纵强度不变的条件下，适当加强结构局部强度，可大大简化装卸货步骤，提高装货效率。通过对比选优，使该船装/卸货时压载水自首向尾依次排空，没有前后压载水舱穿插排放或单舱多次排放的情况，并且将整个过程的纵倾控制在1% Lpp之内，这不仅方便了实际操作，而且有效降低了装料臂的移动次数，提高了营运效率。

空船重量是船舶设计者、船厂和船东共同关注的指标，是船舶设计水平的重要体现，直接涉及船厂和船东的经济效益。本船在设计之初，就从货舱及舱口数量的选取、压载水舱合理分布、总纵强度控制和高强度钢应用比例等方面入手进行综合考虑，尽量降低空船重量。为了控制结构重量，本船对包括所有结构在内的分区域舱段进行有限元分析，通过结构拓扑优化、形状优化和尺度优化等对结构构件进行优化设计。该型船的首制船倾斜试验结果表明，与国内同等吨位的矿砂船相比，该船结构重量约轻15%；日本建造的30 万吨级VLOC 每吨结构重量所对应的载重量约为9.7 吨，与其相比，本船的相应指标略高于该值。该船的空船重量指标达到了国际领先水平

通过30 万吨矿砂船的开发，并参考相关资料，将大型矿砂船的主要船型特点总结如下：

（1）艏楼长度和高度的设置值得关注。艏楼长度只要满足载重线公约对艏楼有效长度的要求即可，如果进一步加大，可能会影响艏部货舱舱口盖的布置。而高度的设置要充分考虑对视线的影响，由此可能导致生活楼层高度加大或层数增多。

（2）压载水舱优化布置是需要重点解决的难题。大型矿砂船的边舱宽、容积大，合理确定边压载水舱的数量和分布，不仅要考虑船舶浮态、破舱要求、压载到港工况下码头装货设备对船舶air draf 的限制，还需要关注压载水置换或压载水处理的能量消耗以及总纵强度。尤其需要重点关注压载工况出现的某1 对或2 对压载水舱不满的情况，需要增加全空和全满状态的结构强度校核计算，而非常繁琐。因此，VLOC 压载水舱的确定要经过大量计算比较才能优选出合理方案。

（3）要求装/卸货程序简便、易操作。提高VLOC 装/卸货效率是大型矿砂船设计需要突破的难题之一，尤其是达到Single Pass Loading 要求。除了对货舱数量和舱口数量进行论证优选外，还要考虑舱口面积和舱底面积以及纵舱壁倾斜角度等方面的设计，尽量减小卸货死角。通过采取局部结构加强、控制船舶浮态、实现压载水排空速率与装载速率的匹配、减少装载机移动次数和时间等措施，优化装/卸货程序，提高船舶营运经济性。

铁矿石进口是我国钢铁行业发展的命脉，掌控铁矿石的海上运输权关系到行业安全和未来发展。大型矿砂船作为铁矿石运输的重要装备，其设计、研究具有深远的意义。论文阐述了30万吨矿砂船的主尺度要素、船级符号、线型设计、总布置和装/卸货程序优化等方面的内容，并总结了大型矿砂船的船型特点。

40 万吨超大型矿砂船CHINAMAX 是由上海船舶研究设计院（SDARI）为国际三大铁矿石巨头之一的巴西淡水河谷矿业有限公司开发的一种新船型。关于振动研究一般都集中于集装箱船和LNG 等船型，这些船由于振动灾害频发，对振动性能指标提出了较高的要求。作为世界上最大矿砂船CHINAMAX 的首制船，为了全面评估该船的振动性能，船东对振动计算提出了很高的要求。事实上本船型由于自身吨位过大的特点，的确可能存在比较严重的振动灾害。

考虑到经济性，本船型在同类船舶中航速较快，选用的主机功率大，质量大，输出力矩也比较大。原始设计中基于发动机厂商的推荐，主机双侧均未加横撑，留下了比较大的安全隐患，须通过计算加以验证。在现有同类实船中，桥楼甲板两翼由于进港等操作需要，按照规范必须延伸到舷侧，延伸长度一般很长，结构上异常薄弱，这样就引发了很多振动问题。对于本船来说，这一问题尤其明显，因为要满足舾装要求，桥楼甲板处上层建筑宽度仅有15.2m，这样两翼长度各达到了创记录的24.5m，必须要精细计算该处的振动性能。考虑到作为震源的螺旋桨和主机发出的激励传递到两翼，要涵盖艉部，机舱，上层建筑的几乎所有区域，本船型要求精细建模计算的范围是比较广的。

由于本船吨位大，对强度要求非常高，全船大部分区域型材尺寸都很大。基于此，螺旋桨和主机作为常规振源，对本船大部分的结构影响是很有限的。大吨位船舶固有频率肯定非常低，而海浪的固有频率一般为0.4~0.5Hz，这样海浪的弹振和拍振对于本船型中部型材的疲劳寿命将会有非常大的影响。为此，船东提出在挪威MARINTEC 针对本船型做海浪的弹振和拍振试验。作为开展这项试验的关键数据，必须在先期精确计算出本船型满载和压载条件下的两节点垂向固有频率。基于本船型这些特点和船东的要求，就要求通过全船有限元分析来校核全船振动特性和艉部，机舱，上层建筑等部位的振动预报，还要对重点部位进行局部模态分析以避开主要激励源频率。

使用SDARI 引进的大型有限元建模计算软件PATRAN/NASTRAN 建立有限元模型。本船因为要求精确计算出整个艉部（包括船尾，舵，上层建筑，机舱）的响应特性，必须要对这个区域精细建模以反映该区域的所有结构细节。另一方面本次计算还担负着给弹振和拍振试验提供精确的全船两节点垂向固有频率的任务，这样，货舱区和首部虽然不用精细建模，但是也不能象普通振动计算那样用一根船体梁来模拟。

主船体板如甲板、舱壁、围壁、肋板、外板等采用三节点或者4 节点板单元模型；桁材，扶强材以及加强筋采用带有弯曲要素的梁单元模拟；一些特殊结构如尾部铸钢件采用体单元模拟，并且用MPC 连接以解决体单元板单元自由度不匹配的问题。对于前面所述的细化区域网格大小采用纵骨间距 ×肋距，以期尽可能反映所有结构细节。对于货舱区和首部采用强框间距的网格尺寸，使之在不失精确度的前提下最大程度地节省计算机和人力成本。

和强度计算不同，振动计算不仅要考虑结构刚度，而且要考虑船舶质量，两者对于振动计算结果的影响是并重的。从质量组成考虑，可以分为空船质量和装载质量两大类考虑。空船质量又可以分为结构质量和非结构质量两类。装载质量也必须分为满载质量和压载质量两类载况加以分析，然而无论哪种载况，装载质量又都必须考虑船舶载重量和船体的附加水质量。下面分别加以分析。

模型细化部分对于质量模拟的仿真度要求是非常高的。基于此，这部分模型的结构质量不采取任何常规配重的方法，比如修改不同部位的结构密度，配点质量等等方法。本文对于这部分结构质量采用了开孔板厚折减，板缝线平均板厚等办法用以仿真结构质量的空间分布。经过测算，有限元结构重量仅比实船小2%，但是船体模型空间刚度和质量的分布得到了较好的模拟。对于货舱区和首部的粗模区域，采取了调整该区域密度分布的方法使之结构质量和实船基本一致，并且质量分布也在一定程度上满足工程计算要求。

船舶质量的组成中不仅有钢组成的结构质量，也包括甲板敷料，舾装件，轮机件等非结构质量。这些非结构质量既可以采用板，梁等单元自带的用单位面积（长度）附带质量表述的非结构质量模拟，也可以用质点质量模拟。具体采用哪种方法可以灵活运用，但基本原则是一要尽可能模拟质量的空间分布（质心分布），二是避免大质量区域集中，以免计算时出现质量突变，造成结果失真。

主机的模拟也是这次计算的重点。为了真实反映主机机架的刚度特性，有些船级社如GL 已开发出较为成熟的软件。该软件采用平面应力单元将柴油机的内部结构很好地模拟出来并且实现了模块化。使用时可以方便地将主机有限元模型整合到整船模型中去。这样不仅便于振动响应时施加激振力矩，而且能准确计算出主机机架和双层底组成的系统的固有频率，看有无和主机激励发生共振的可能性。然而对于本项目而言要做到这些并不容易，因为获得厂商的主机结构图纸是不太现实的。值得注意的是，对于大型低速柴油机而言，主机机架的结构刚度对于计算结果的影响很小。这是由于主机质量非常大，刚度也很大，发生的振动是近乎纯弯曲型振动而非剪切型振动。对这种类型的振动起决定因素的是支撑结构的刚度而不是振动结构物本身的刚度；应用到这次计算中，起决定因素的是双层底的刚度而不是主机机架本身的刚度，即使将主机模拟成刚体也仅仅会带来最多5%的误差。基于这条原理，我们用板、梁、点单元来模拟主机机架，保证总刚度，外形尺寸及质心三向坐标和主机规格书中给出的一致；并且对主机和双层底组成的系统做局部模态分析。

装载质量的变化对于船体振动模态会产生非常大的影响。目前国际上对于振动计算都要求针对满载和压载两种极端载况分别做振动分析。满载时要模拟货物，压载时要模拟压载水。一般采用集中质量单元或者实体单元来模拟这些质量，本例全部采用实体单元来模拟货物和压载水质量。另外，本文还在水密边界采用集中质量单元来模拟燃油，淡水等物资。

附连水质量是振动计算中不能忽视的一个要素。通常采用基于Lewis 经验公式的三维势流理论或者基于流固耦合分析的源汇分布法进行计算。本文采取了后者，以使计算尽量精确。MSC/NASTRAN运用Helmholtz 源汇分布方法来求解Laplace 方程。在该方法中将流体的作用和结构物的振动表示为分布在流固边界面上的脉动源，进一步离散成有限个源点。源强的值决定了分布源所产生的速度势和有效压力，进而反推出质量矩阵，得到附连水质量的准确分布。本例在运用该法时通过定义湿表面单元和吃水高度，并且将首尾吃水纵倾一并考虑，准确定义了两种载况下的附连水质量。

船体振动激励主要有螺旋桨、主机和海浪。螺旋桨激励分为轴承力,舵力和表面脉动压力；主机激励分为1，2 阶不平衡力矩和H，X，L 型激励；海浪则有弹振和拍振激励。按照常规最主要的激励源是螺旋桨叶频和倍叶频脉动压力；主机的2 阶不平衡力矩和H,X 型激励；其他激励与之相比甚小，可以忽略不计。本次计算采用这些常规激励。当然，40W 吨VLOC 的特殊性在于船体过大，总振动频率过低，故有可能在海浪激励下发生较大的振动。这方面已经通过在挪威进行的弹振和拍振试验进行了验证，不在本文讨论范围之内.

螺旋桨激励

螺旋桨诱导的对船体尾部表面的脉动压力是船体振动最主要的激励源之一，可分为非空泡螺旋桨和空泡螺旋桨产生的压力。目前一般采用经验公式、模型试验和CFD 理论计算这几种方法。经验公式经济简便，但准确度不是太高。模型实验虽然准确，但只可能得到船尾脉动压力峰值，而如果要得到压力分布，则需要的测点太多，实际操作是不现实的。CFD 理论计算结果相对准确，但是成本高昂，而且空泡汽化破裂过程是非常难以模拟的。即使是CFD 计算也需要结合模型试验反复调整参数，工程上运用该方法代价太大，除非潜艇，豪华邮轮等特种船舶，否则不适合推广运用。

本次计算中结合模型试验修正Holden 回归经验公式，以此来计算螺旋桨脉动压力。作为目前最为广泛应用的经验公式，即Holden 法，是DNV 于1979 年在72 条实船上总结出来的回归经验公式。该法操作简便，能够分别模拟空泡螺旋桨和非空泡螺旋桨产生的脉动压力并将其合成，并且压力作用范围波及全船湿表面，不象绝大多数类似经验公式只能模拟出螺旋桨上方D×D 范围内的压力，计算结果相对准确，且非常适合有限元加载。本文结合MARINTEC 水池模型实验，修正了该公式的几项重要伴流参数使得螺旋桨上方脉动压力和实验结果接近并留有一定的安全余量。本文还运用PCL 对PATRAN 进行二次开发，成功实现了Holden 法的加载，压载情况类似，限于篇幅，就不再给出了。

整船振动评估

对于整船振动的评估首先是计算整船的固有频率，然后将它和主要的激励频率对比，看它是否能避开主要的激励频率。由于本船吨位很大，前几阶固有频率肯定非常低，所以不可能发生因为螺旋桨和主机激励引起的全船总振动，这里主要考察海浪为激励源的总振动评估，这已在挪威进行了相应的试验检验，这里不再赘述。

阻尼

阻尼在自由振动计算中没有用处，在时域响应计算中作用有限，但是在本文的频域响应计算中却有着重要的作用。众所周知，稳态振动特性中，振幅取决于力学品质因素Q，该值越大，则共振时产生的振幅越剧烈。根据式Q=ωM/R，此处ω为圆频率，M 为振动参与质量，R 为阻尼。我们可以得出结论：在结构固有频率和振型都得到确认的情况下，共振时产生的响应幅度将完全取决于阻尼和激振力的大小。且阻尼越小，振动越剧烈。

阻尼可视为粘性阻尼，结构阻尼和摩擦阻尼的合成。其中占主导因素的结构阻尼机理至今还不清楚，难以量化；粘性阻尼可以通过水动力分析得到；摩擦阻尼在动力学分析中一般不考虑。因为阻尼值目前还不可能通过数值计算得到，一般采用经验的临界阻尼值来设置。真实的临界阻尼值随着频率的升高而增大，不同船级社有不同的阻尼的推荐值。因为是首制船，在比较分析了几家船级社的推荐值后，本文选取了偏于安全的由ABS 推荐的恒定临界阻尼值1.5%。

通过对40 万吨矿砂船全船和局部的振动研究，可得到以下结论：

（1）对于总振动的预报采用强框间距的粗网格建模是合理的，但是用于局部振动的预报计算误差比较严重。计算中尝试在重点区域用纵骨间距的细网格建模，并且合理分配节点刚度和质量，避免刚度突变和质量突变，最大限度减少了局部模态的数目和影响；并且在计算中运用了静态凝聚方法来观察所要考察的局部模态。结果证明该方法行之有效而且计算准确。

（2）振动载荷分为原发性载荷比如螺旋桨叶频、倍叶频激振力和主机不平衡力矩等，以及继发性载荷如主机H、X、L 型机架振动等。对于继发性载荷不能简单将载荷加载在船体上，必须考虑二次振源本身的特性，计算中发现必须将主机本身的刚度，质量和主机船体连接刚度模拟准确，才能得到H 型振动等继发性载荷对船体的真实影响。

（3）船舶振动时，舷外水也随之振动，因此需要考虑附加水质量对计算结果的影响。传统的Lewis 法只适用于有限低阶次振动的附连水质量计算，基于流固耦合分析的源汇分布法能突破这个限制，并且计算精度也有一定提升。

（4）大功率低速柴油机的主机机架振动是目前大吨位船舶最主要的振源之一，在主机顶部和主船体之间添加横撑是目前针对此类振动的首选对策。横撑种类、数量、刚度和横撑所接触的船体刚度都有特定的要求，这些要求因船而异，因主机型号而异。这些参数要求可以通过有限元计算得到。如果这些要求得不到满足，那么安装横撑不仅不能减小船体振动，甚至有可能加剧振动。

我国作为一个航运大国，远洋船舶运输动力主要以燃油为主；随着国际能源紧张、石油价格飞涨，经济发展与燃油的供需矛盾日益突出。同时，国际组织对航运业减排要求的提高，以燃油为动力的商船面临新的选择，亟需可替代能源去适应时代发展的需求。

核动力船舶以其无温室气体排放的显著优点逐步受到人们的重视。然而，发展和使用核动力商船需要巨大的投资成本。因此，分析和比较核动力商船与普通燃油商船的运行成本，是核动力商船的投入实际应用的关键前提。目前，国外关于核动力商船经济性分析与论述的研究相对较少，至今国内尚未有相关论述及研究的报道。本文以38.8 万吨矿砂船为目标船型，将普通燃油矿砂船与核燃料富集度分别为4.45%和16.5%的核动力矿砂船在全寿命周期内的运行费用进行分析、比较和总结，为核动力矿砂船的经济可行性奠定基础。

1.1 目标船型

核动力商船的成功应用，首先必须要求核动力商船在经济上是可行的（即：运行成本小于或等于普通燃油商船）。核动力商船应用的潜在目标船型主要包括：集装箱船，矿砂船，油船等大型运输船舶。本文以38.8 万吨矿砂船为目标船型，全寿命周期为25 年。

1.2 运行费用主要构成

商船运行费用主要分为三类：

（1）建造投资费用。它包括船舶动力装置投资费用与船体整体投资费用，其中商船整体投资费用应含有银行5%的利息。同时船的拆卸回收费用需在建造费用中扣除。对于核动力商船，建造投资费用还包含退役费用。

（2）燃料费用。对于普通商船，燃料费用为重油燃烧的费用，核动力商船燃料费用为核燃料燃烧的费用。其中核燃料分为富集度4.45%和16.5%两种类型。关于核燃料的后处理费用，目前只有美国和法国具有相对成熟的后处理技术，国际上还未形成核燃料后处理费用的统一标准，我国还未掌握核燃料后处理技术。与此同时，相比我国陆上大型核电站，核动力船舶核燃料量较少，核燃料的后处理可归入国家核电站核燃料统一处理（深埋）。因此，核动力船的核燃料后处理费用较低，核燃料的费用计算中暂不考虑核燃料的后处理费用。

（3）运行与管理费用。运行与管理费用包含很多内容，主要以人员工资、折旧费和维修费用为主。此外，核动力商船运行与管理费用还包括换料费。全寿命周期运行费用为建造投资费用（含利息）、燃料成本费用和运行管理费用之和。

1.3 影响因素

商船的运行费用应为全寿命周期的运行费用。由于国际能源供应形势的转变，油价的变化被认为是商船运行费用中变化幅度最大的因素。但是，在全寿命周期内，鉴于普通商船与核动力商船运行费用之间的比较，通常须要假定油价是固定不变，本文中的油价假定为480 美元/t，即80 美元/桶（2011年国际石油价格约为100 美元/桶）。除此之外，商船建造投资偿还银行利息会提高商船的运行费用；核燃料价格与商船的运行管理费用的波动同样也会对商船运行费用产生影响。这些影响商船运行费用的因素，本文中都做了相应假设。

2.1 建造投资费用计算

（1）船舶动力装置投资费用据某厂的资料，普通矿砂船动力推进装置及相关设备价格为1 314 万美元，折合约9 000 万元人民币。核燃料富集度分别为4.45%和16.5%的核动力矿砂船核动力装置的建造费用相同。核动力装置投资按每千瓦投资费用计算，目前俄罗斯巴尔迪斯造船厂在建的海上浮动核电站功率为70MW，成本为2.32 亿美元，折合每千瓦的投资为3 314 美元。根据相关资料，散货船核动力装置投资每千瓦约为3 500 美元。综合上述资料并结合我国实情，核动力矿砂船核动力装置每千瓦投资应约为3 000 美元，功率为2.94 万千瓦的矿砂船核动力装置投资费用约为9 000 万美元。

（2）船体建造费用普通矿砂船与核动力矿砂船船体结构有所不同，但其投资费用相差较小，假定船体建造费用都约1 亿美元。

（3）银行利息费用船舶动力装置与船体建造费用之和为设备总投资额。银行年利息按5%进行计算，且假定10 年内偿还所有债务。

（4）拆卸回收费。拆卸回收费是指船舶退役后，拆卸该船所得收益。燃油矿砂船拆卸回收费用为1 000 万美元，核动力矿砂船为2 000 万美元。

（5）退役费用。燃油矿砂船无退役费用，核动力矿砂船退役费用约为4 500 万美元。

2.2 燃料费用计算

普通燃油矿砂船燃料费用计算

油价：假定矿砂船全寿命周期内燃油价格为 480 美元/吨，即 80 美元/桶。耗油量：该矿砂船日耗油量96 t，每航次运行无数为70d，考虑往返航线船舶载重量的不同，矿砂船往返一次所需油耗近似为该船满负荷运行60 d 所耗油量。每年预计可运行5 航次，则每年运行天数为300 d。每年耗油量为(2.88×10) t。燃油成本：每年燃油成本约为1 382 万美元，全寿命周期内燃油成本约为3.456 亿美元。2.2.2 核动力矿砂船核燃料费用计算

（1）核燃料价格。

核燃料价格主要包括核燃料循环的前端和后端，核燃料循环的前端主要是核燃料组件的生产，核燃料循环的后端主要是乏燃料的后处理。核燃料组件的生产包括：原料购置、转换、浓缩、元件制造四个阶段。本文的核燃料价格暂不考虑乏燃料后处理。4.45%富集度核燃料价格计算：1kg 富集度为4.45%的核燃料需消耗约10kg 天然铀，分离功约为6.0SWU（贫料中，U235 的含量为0.3%）。取：天然铀单价为50 美元/磅，元件制造费为400 美元/kg、转换费为3.2 美元/ kg，分离功费为110 美元/(kg·SWU) 。经计算富集度为4.45%的核燃料单价约为2000 美元/kg。16.5%富集度核燃料价格计算：1kg 富集度为16.5%的核燃料需消耗约39kg 天然铀，分离功约为30SWU。经计算富集度为16.5%的核燃料单价约为8 600 美元/kg。

（2）核燃料消耗量。

核燃料消耗量主要与压水堆的输出功率、铀燃耗深度、热效率以及运行的天数有关。4.45%富集度核燃料消耗量计算：在已建造的核动力商船中，核燃料燃耗深度约为7 000MWd/ t，核燃料的富集度约为4%左右（如：陆奥为3.99%，萨瓦纳为4.4%，奥拓汉为4.03%)。奥拓汉的最大输出轴功率为8MW，堆芯寿期为500d（满功率），装料量约为2.98 t 。根据目前可应用于船舶的压水堆技术水平，核燃料约为4%时，燃耗深度可达到30G Wd/t。核动力矿砂船推进功率为2.94×10kW，铀浓度约为4.45%，热效率为25%。换料周期为2 年。普通燃油船舶每年满功率运行天数为300 天，核动力装置燃料的填装量应考虑核燃料功率的持续性，因此在设计中应留有一定的裕量，假定每年满功率运行365 天。经计算，矿砂船核动力装置换料量约为2.88 t。16.5%富集度核燃料消耗量计算：核动力矿砂船推进功率为2.94×10kW，铀浓度约为16.5%，燃耗为95GWd/t，热效率为25%，换料周期为5 年。经计算，矿砂船核动力装置换料量约为2.274 t。

（3）核燃料成本：

4.45%富集度核燃料全寿命周期成本计算：每2 年核燃料成本约为576 万美元，全寿命周期25 年内核燃料成本约为7 200 万美元。16.5%富集度核燃料全寿命周期成本计算：5 年核燃料成本约为1 955.7 万美元，全寿命周期25 年内核燃料成本约为9 778.5 万美元。

2.3 运行与管理费用计算

2.3.1 燃油矿砂船运行与管理费用

人员管理费用：若燃油矿砂船约有20 名船员，平均每人每年4 万美元（折合约24 万人民币），每年该船人员总工资80 万美元，全寿命周期内人员工资为2 000 万美元。维修费用：普通远洋船舶维修费用占船舶固定费用（不含燃油费用）15%，大型矿砂船维修费用占船舶固定费用应较低，全寿命周期维修费用约为：2 200 万美元。折旧费：根据相关资料，以直线折旧法来计算船舶营运的折旧费，若船舶到计划使用年限的残值为新船造价的10%，则折旧费约为9 000 万美元。

2.3.2 核动力矿砂船运行与管理费用

（1）核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船运行与管理费用人员管理费用

若核动力矿砂船约有25 名船员，平均每人每年5 万美元（30 万人民币），每年该船人员总工资125 万美元，全寿命周期内人员工资3 125 万美元。换料费用：核动力船舶每1~2 年进行一次核燃料更换，每次更换大约须要600 万美元，持续时间为35~40 天。全寿命周期内换料费约为9 000 万美元。维修费用：核动力矿砂船的维修费用应包括船体维修和核动力装置维修。船体维修假定与普通燃油矿砂船维修费用相同，核动力装置维修采用核电站维修费用比例1.35%。全寿命周期维修费用约为3 500 美元。折旧费：由于核动力船舶的折旧费未见相关资料论述，在计算过程中，参照普通船舶的折旧方法，以直线折旧法计算，又由于核动力装置退役费用已包含，故此处核动力船舶折旧费中所包括的核动力装置折旧费用较低，经计算全寿命周期折旧费用约为1 亿美元。

（2）核燃料富集度为16.5%的核动力矿砂船运行与管理费用

核燃料富集度为16.5%的核动力矿砂船人员管理费用和维修费用与核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船相同，分别为3 125 万美元和3 500 万美元。换料费用：核动力船舶每5 年进行一次核燃料更换，每次更换大约600 万美元，持续时间为35~40天。全寿命周期内换料费3 000 万美元。人员管理费用、维修费用和折旧费与核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船费用相同。

2.4 全寿命周期运行费用计算

全寿命周期运行费用为全寿命周期建造总投资（含利息）、全寿命周期燃料费和全寿命周期运行管理费用之和。

经上述分析，核动力矿砂船与燃油矿砂船全寿命周期运行费用。根据核动力矿砂船与燃油矿砂船全寿命周期运行费用数据表和经济性分析图，可以得出以下结论：

（1）在全寿命周期内，核动力矿砂船相比燃油矿砂船具有较好的经济性：核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船相比燃油矿砂船，其运行费约有5%的节省；核燃料富集度为16.5%的核动力矿砂船相比燃油矿砂船，约有10%的节省。

（2）核动力矿砂船建造总投资（含利息）费用约为普通燃油矿砂船建造总投资（含利息）费用的2倍。其中核动力矿砂船船的新建投资大约占总运行费用的50%。

（3）普通燃油矿砂船全寿命周期燃料成本费用比核动力矿砂船全寿命周期燃料成本费用大，且燃料费用比例会随油价的变化而剧烈变化。一般而言，普通燃油船的燃油成本占总成本的比例超过50%，若油价上涨30%，可导致总成本上涨接近15%。

（4）核动力矿砂船全寿命周期运行与管理费用比普通燃油矿砂船运行与管理费用大，其中富集度为4.45%核动力矿砂船的换料费用是富集度16.5%核动力矿砂船换料费用的1.3 倍。

（5）核燃料富集度为16.5%的核动力矿砂船相对核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船有较高的核燃料费用，而运行与管理费用中的换料费用相对较低；综合来看，核燃料富集度为16.5%的核动力矿砂船比核燃料富集度为4.45%的核动力矿砂船具有较好的经济性。

（6）通过对富集度为4.45%的核动力矿砂船与普通燃油矿砂船全寿命周期内运行成本费用进行计算分析，得出：当油价高于450 美元/ t 时，核动力矿砂船船25 年全寿命周期内的总运行成本低于传统矿砂船的总运行成本，具有较好的经济性。

对不同核燃料富集度的核动力矿砂船与普通燃油矿砂船全寿命周期内运行成本费用进行了分析。可以看出：核动力矿砂船全寿命周期内的总运行成本低于传统矿砂船的总运行成本，具有较好的经济性。同时，若核动力矿砂船采用较高富集度的核燃料，具有更好的经济性。此外，核动力船舶能以较少的核燃料消耗，实现远洋船舶高速化运营。相比之下，普通燃油船舶若航速增加，油耗将大幅上涨。由此可见，随着国际石油价格的飞涨，核动力船舶相比普通燃油船舶具有较好的经济性优势。同时，随着国际对节能减排要求的不断提高，核动力船舶在减排方面也具有重要的意义。