陳彥希，王德安，楊 博

（上海船舶研究設(shè)計院，上海 201203）

0 引言

海上運輸是當(dāng)前國際貿(mào)易中最主要的貨物運輸方式，保證船舶安全航行一直是航運業(yè)和造船業(yè)研究的重點，其中船舶破損穩(wěn)性是反映船舶安全性能的一個重要指標(biāo)。據(jù)統(tǒng)計，全球40%以上的海上事故都是船舶碰撞造成船舶穩(wěn)性受損引起的[1]。對此，本文以某8400載重噸單貨艙重吊多用途船為例，對其破損穩(wěn)性進(jìn)行分析。該船是上海船舶研究設(shè)計院設(shè)計的新型單貨艙大開口重吊多用途船，其主要技術(shù)特點是：全船僅設(shè)1個貨艙，貨艙長度達(dá)60.9m；左舷配備2臺150t重型甲板起重機，可聯(lián)吊300t貨物；貨艙上方裝貨區(qū)域平整，無任何突出物體。該船的貨艙和甲板上方可載運大件、重件和超長件貨物，如核電站設(shè)備、游艇、海洋平臺模塊、采礦機械和化工設(shè)備等。

該船采用單貨艙設(shè)計，貨艙破損之后進(jìn)水量較大，自由液面較大，在部分吃水和結(jié)構(gòu)吃水工況下難以維持足夠的剩余穩(wěn)性，發(fā)生事故的概率很大[2]。這就要求盡量提高其他區(qū)域破損對分艙指數(shù)A的貢獻(xiàn)，包括邊艙、艏艉尖艙和機艙。破損穩(wěn)性的計算結(jié)果決定裝載工況下的極限初穩(wěn)性高（GM）[3]，直接影響船舶的經(jīng)濟(jì)性和貨物裝載的靈活性。因此，必須認(rèn)真研究該船的破損穩(wěn)性，以滿足規(guī)范和船東的要求。

1 船型概況

該船是一艘單機、單槳、單舵、低速柴油機推進(jìn)的單貨艙重吊多用途船，適于全球航行，貨艙區(qū)域為雙殼結(jié)構(gòu)，用于裝運谷物、煤、鹽、水泥和礦石等散裝貨物，以及集裝箱、鋼卷、木材、新聞紙和大型工程件等，并適合裝運國際海事組織（International Maritime Organization, IMO）規(guī)定的第1～9類危險品。該船滿足船舶能效設(shè)計指數(shù)（Energy Efficiency Design Index, EEDI）、壓載水處理、香港公約、排放控制區(qū)域使用超低硫燃油、集裝箱綁扎和美國環(huán)保署等的要求，其主要技術(shù)參數(shù)如下：

1) 總長 99.99m；型寬 20.50m；型深12.00m；設(shè)計吃水7.20m；結(jié)構(gòu)吃水8.40m；載重量（結(jié)構(gòu)吃水）8400t。

2) 貨艙容積 10200m3；集裝箱容量431TEU，其中，甲板上249TEU，貨艙內(nèi)182TEU。

3) 主機型號 WINGD W6X35-B TII；主機功率3950kW。

4) 服務(wù)航速 13.5kn。

2 計算規(guī)范和模型

根據(jù)該船的建造合同日期和龍骨鋪設(shè)日期，其破損穩(wěn)性需按2009年版的《國際海上人命安全公約》（SOLAS 2009）[4]的要求計算。相比SOLAS 2004，SOLAS 2009的破損穩(wěn)性計算在最大破損范圍、初始工況、要求的分艙指數(shù)R和達(dá)到的分艙指數(shù)A的計算公式、縱傾影響及滲透率等方面都做了較大調(diào)整[5]。圖1為基于2種規(guī)范的破損穩(wěn)性計算結(jié)果對比。由圖1可知：按SOLAS 2004計算，達(dá)到的分艙指數(shù)A的值比要求的分艙指數(shù)R的值大10.5%；按SOLAS 2009計算，分艙指數(shù)A的值比分艙指數(shù)R的值大3.3%。由此可知，SOLAS 2009的破損穩(wěn)性計算更難滿足。

圖1 基于2種規(guī)范的破損穩(wěn)性計算結(jié)果對比

采用NAPA（Naval Architectural Package）軟件對該船的破損穩(wěn)性進(jìn)行建模計算，破損模型DAMHULL包括主甲板以下船體、艏樓、艉樓和艙口圍，不包括艉樓前方甲板儲藏室和貨艙蓋。破損區(qū)域劃分見圖2，其中：縱向劃分主要包括防撞艙壁、艏側(cè)推艙端壁、貨艙前后端壁、壓載艙端壁和機艙端壁等；橫向劃分主要包括貨艙縱艙壁和管弄側(cè)壁等；水平劃分主要包括內(nèi)底板和結(jié)構(gòu)水密二甲板等。

圖2 破損區(qū)域劃分

在貨艙前后端結(jié)構(gòu)風(fēng)道和通道與其他艙室相互重疊的區(qū)域，水密分割適當(dāng)加密，減少1個區(qū)域破損導(dǎo)致多個區(qū)域的艙室進(jìn)水的情況，這樣雖然會使計算量有所增加，但對計算結(jié)果是有利的。另外，需注意正確定義通風(fēng)管道，避免遺漏相關(guān)艙室[6]。

3 破損穩(wěn)性影響因素分析

SOLAS 2009針對船長為80～100m的貨船給出的分艙指數(shù)的計算式為

SOLAS 2009達(dá)到的分艙指數(shù)的計算式為

式(2)中：is為生存概率，以單個區(qū)域破損為例，破損概率ip的計算式為

式(3)中：為船殼與一假定垂直平面之間在最深分艙載重線處垂直于中心線量取的平均橫向距離，m ；的計算式分為破損界限與船舶前端點或后端點重合和不重合2種，對于相同長度的破損，破損界限與船舶前端點或后端點重合時的概率值比不重合時的概率值大[7]。也就是說，對于相同長度的破損，發(fā)生在艏艉端的概率比發(fā)生在中間的概率大，這與實際艏艉更易發(fā)生碰撞的觀點是一致的。因此，在優(yōu)化船舶破損穩(wěn)性時要盡量保證艏艉區(qū)域破損之后的生存概率，這樣可在計算達(dá)到的分艙指數(shù)A時獲得更大的收益。生存概率的計算式為

對于貨船，當(dāng)破損之后最終狀態(tài)的最大復(fù)原力臂lGZ,max＞0.12m，正復(fù)原力臂的范圍Range＞16°和最終平衡角小于25°時，生存概率is=1。因此，盡量減少破損之后的進(jìn)水量，保證有足夠的儲備浮力[8]，特別要注意減少非對稱進(jìn)水造成的橫傾，這是優(yōu)化破損穩(wěn)性的主要方向。

3.1 邊艙數(shù)量

圖3 邊艙數(shù)量對分艙指數(shù)A的影響

該船的貨艙區(qū)域是雙殼結(jié)構(gòu)，舷側(cè)自上而下分為頂邊空艙和邊壓載艙，邊艙破損會導(dǎo)致船舶非對稱進(jìn)水，對生存概率系數(shù)中的K值影響最大。增加邊艙數(shù)量，縮短每個邊艙的長度，可得到對生存概率s有貢獻(xiàn)的更長的破損長度，以得到更大的破損概率p和分艙指數(shù)A[9]。該船無法計算邊艙數(shù)量對應(yīng)的分艙指數(shù)A（見圖3）。計算結(jié)果表明，隨著邊艙數(shù)量的增加，分艙指數(shù)A越來越大。但是，邊艙越多，所需的管系和閥越多，會導(dǎo)致船舶建造成本增加。對于該船，邊艙數(shù)量設(shè)計為6對是合適的。

3.2 邊艙寬度

在船寬不變的情況下，增加邊艙的寬度，邊艙破損的進(jìn)水量和最終狀態(tài)的橫傾角會增大，生存概率s會減小，邊艙破損概率p會增大；同時，增加邊艙的寬度，貨艙的寬度和容積會相應(yīng)減小，貨艙進(jìn)水量會減少，貨艙破損的生存概率s會增大。增加邊艙的寬度在理論上對分艙指數(shù)A的影響有利有弊，需分析哪個因素起主導(dǎo)作用，船型不一樣，計算結(jié)果會有所不同。

該船貨艙破損之后的進(jìn)水量很大，但不會產(chǎn)生過大橫傾，在輕載營運吃水工況下對分艙指數(shù)A有貢獻(xiàn)，在部分吃水和最深分艙吃水工況下對分艙指數(shù)A的貢獻(xiàn)為0。增加邊艙的寬度可獲得輕載營運吃水工況下貨艙進(jìn)水之后的生存概率貢獻(xiàn)，此時貨艙進(jìn)水之后的生存概率起主導(dǎo)作用，因此輕載吃水工況下的分艙指數(shù)Al隨著邊艙寬度的增加而增大，且較為明顯；在部分吃水和最深分艙吃水工況下，貨艙破損的生存概率為0，此時影響分艙指數(shù)A的因素只有邊艙的生存概率s和破損概率p，且隨著邊艙寬度的變化，這2個因素交替起主導(dǎo)作用，致使部分吃水和最深分艙吃水工況下的分艙指數(shù)Ap和As交替增大和減小。不同吃水工況下的分艙指數(shù)A隨邊艙寬度的變化見表1。

表1 不同吃水工況下分艙指數(shù)A隨邊艙寬度的變化

邊艙寬度的變化對分艙指數(shù)A的影響見圖4，總的趨勢是邊艙寬度增加，分艙指數(shù)A會進(jìn)一步增大[10]，僅在邊艙寬度從2.4m增加到2.6m時，邊艙破損的生存概率起主導(dǎo)作用，導(dǎo)致分艙指數(shù)A呈減小的趨勢。邊艙寬度除了影響破損穩(wěn)性以外，還對船舶的總體布置有很大影響，例如貨艙容積、集裝箱布置、起重機聯(lián)吊必需的防橫傾水量和起重機基座在甲板上的布置寬度等。綜合考慮各方面因素之后，確定邊艙寬度為2.6m。

圖4 邊艙寬度對分艙指數(shù)A的影響

3.3 水密二甲板高度

該船的最深分艙吃水8.4m小于水密二甲板的高度[11]，因此二甲板水平分隔以下的破損可計入較小范圍的破損對分艙指數(shù)的貢獻(xiàn)，對分艙指數(shù)是有利的。計算舷側(cè)結(jié)構(gòu)水密二甲板高度從8.6m變化到9.4m時分艙指數(shù)A受到的影響，結(jié)果見圖5。由圖5可知，水密二甲板高度的變化對分艙指數(shù)的影響不敏感。在綜合考慮壓載水量、頂邊空艙通道高度和結(jié)構(gòu)骨材與強框的間距等因素之后，確定二甲板高度為9.0m。

圖5 水密二甲板分隔高度對分艙指數(shù)A的影響

3.4 雙層底高度

該船雙層底的中間設(shè)置有管弄，左右兩側(cè)為壓載水艙。雙層底破損會導(dǎo)致非對稱進(jìn)水，雙層底高度越高，非對稱進(jìn)水量越大，對破損穩(wěn)性的影響應(yīng)該是不利的。計算雙層底高度從1.6m變化至2.4m的破損分艙指數(shù)，結(jié)果見圖6。

圖6 雙層底高度對分艙指數(shù)A的影響

規(guī)范要求常規(guī)雙層底高度不能小于h（船寬1/20和2.0m中的小者），該船雙層底高度至少為1.025m。另外，考慮到滿足壓載工況和聯(lián)吊工況下的穩(wěn)性所需壓載水量和雙層底管系布置的要求，該船雙層底高度設(shè)計為2.0m。

4 底部破損計算

1) 該船貨艙區(qū)域為常規(guī)雙層底，壓載管系為總管式，總管和閥布置在管弄內(nèi)，連接總管與舷側(cè)壓載水艙的支管高于基線1.025m，不需要計算貨艙區(qū)域雙層底的底部破損。

2) SOLAS要求雙層底小阱底部距離船底不能小于500mm，該船的主機軸線較低，為滿足主機滑油泵吸口高度的要求，主機滑油循環(huán)艙后部做2檔下凹設(shè)計，距船底只有200mm（見圖7）。該處機艙雙層底需計算底部破損[12]，為減小累計進(jìn)水，滿足底部破損穩(wěn)性的要求，在機艙與舵機艙之間和機艙與艉樓之間設(shè)置水密門[13]。特別注意的是，主機滑油循環(huán)艙的高度是按小阱的要求500mm設(shè)計，還是按常規(guī)雙層底高度h設(shè)計一直存在爭議，不同船級社的理解也不一樣。IMO MSC.421(98)決議已通過對SOLAS第II-1章的B-2部分第9條的修訂，修改之后的規(guī)范明確了主機滑油循環(huán)艙底部高度不能小于h/2或500mm中的大者，否則需計算底部破損，該決議會對2020年以后簽署建造合同的新造船產(chǎn)生影響。

圖7 主機滑油循環(huán)艙

5 破損穩(wěn)性計算結(jié)果

結(jié)合船舶在典型裝載工況下的縱傾，按SOLAS 2009的要求，分別計算0m縱傾和-0.938m縱傾2組初始條件下的破損穩(wěn)性，各初始條件下左右舷達(dá)到的分艙指數(shù)的平均值滿足規(guī)范的要求，計算結(jié)果見表2，要求的分艙指數(shù)R為0.48934。

表2 破損穩(wěn)性計算結(jié)果 單位：%

6 結(jié) 語

通過對8400載重噸單貨艙重吊多用途船的破損穩(wěn)性進(jìn)行深入研究，實現(xiàn)了良好的破損穩(wěn)性設(shè)計和優(yōu)化，滿足了要求的分艙指數(shù)。研究了邊艙數(shù)量對破損穩(wěn)性的影響，確定了該船采用6對邊艙；研究了邊艙寬度對破損穩(wěn)性的影響，在綜合考慮總體布置和起重機聯(lián)吊之后確定邊艙寬度為2.6m。研究發(fā)現(xiàn)，該船的水密二甲板高度對破損穩(wěn)性的影響不敏感，雙層底高度越高，破損穩(wěn)性越差，在考慮必要的壓載水容積之后確定該船雙層底高度為2.0m。此外，計算了機艙底部破損穩(wěn)性。該船極大程度地降低了破損穩(wěn)性對裝載工況下的極限初穩(wěn)性高GM的影響，提高了該船貨物裝載的靈活性，達(dá)到了破損穩(wěn)性最優(yōu)設(shè)計的目標(biāo)。