基于概率破損穩性的集裝箱船優化分艙研究

孫家鵬，夏益美

（上海船舶研究設計院，上海 201203）

0 引 言

通過對我院近年設計的一系列集裝箱船的研究發現，對于3000箱以下的常規支線型箱船，其結構吃水時的裝載能力（重箱數，一般以14t均箱數考核）往往取決于破艙穩性而不是完整穩性。重箱數是船東最為關心的指標之一，因此如何提高分艙指數就顯得尤為重要。

目前干貨船和客船的破損穩性均按SOLAS 2009[1]進行評估，該方法相對于2009年1月1日之前鋪設龍骨的船所使用的SOLAS92方法更為嚴格。從破損穩性最新的研究動態[2,3]可以看出，SOLAS 2009在基本概念上沒有大的更新（如分艙指數、破損概率、生存概率等），因此中小型箱船的破損穩性問題將在今后很長一段時間內依然存在。

除了調整初始狀態，改變開口位置等簡單的方法外，提高分艙指數最有效的方法是合理的分艙。由于計算的復雜性，分艙型式一般在簽訂合同之后不可能再更改，因此該工作必須提前到前期的研發設計階段來做。

已有人對不同的船型做了破損穩性的分析。文獻[4]中對駁船的優化分艙做了3個變量的分析，其方法是值得借鑒的，然而，其他船型不能照搬，其一，它是基于SOLAS92規則；其二，駁船的分艙具有任意性。已發表的對于SOLAS 2009的研究主要還是針對新老規范計算的比對[5～8]，對如何優化分艙沒有過多地提及。

綜上，針對支線型集裝箱船的特點，按SOLAS 2009規范的計算方法，對大量的計算結果進行變量的敏感度分析，總結出各個因素對分艙指數（以下簡稱A值）的影響，使設計者在前期研發設計時心中有數，有的放矢，是一件很有意義的工作。

1 計算模型及工具

用于研究的初始模型為我院研發設計且已獲訂單的某2500TEU節能環保支線型集裝箱船，其主要參數如表1所示，初始狀態如表2所示。

基本計算由NAPA（the Naval Architectural Package）軟件完成。NAPA是芬蘭某公司的一個著名的船舶性能設計軟件，目前多數知名船級社如CCS、GL、LR、NK等均使用該軟件做穩性方面的審圖工作。

表1 主要參數

表2 計算的初始狀態

2 魯棒性分析

破損穩性的計算目前雖已有比較成熟可靠的計算軟件，但是從修改模型，布置開口位置，劃分分區直至往往幾百種破損組合的計算仍需要大量的時間。

對該船的原始模型進行簡化，如艉部的油艙并入機艙，忽略貨艙區的通道，合并艏部的儲藏室等，從而將含有120多個分艙的模型簡化為只有50個分艙的模型。簡化后的模型如圖1所示。

原模型及簡化后模型的計算結果如表3所示。從結果來看，在方案設計階段使用簡化模型進行計算分析是可行的，同時更為重要的是，簡化的模型為二次開發提供了可行性，可以通過參數化設計在短時間內得到大量的計算結果。

圖1 簡化模型

表3 A值的前后對比

另外，基于以上的簡化模型，在保持排水量不變的情況下，保持箱船的特性，在一個小范圍內進行了簡單的型線變換，可以得到與下文相同的結論，因此本文所給的結論是有參考意義的。

3 分艙優化

支線型箱船首部和尾部長度比較固定，艏部長度主要考慮錨系泊的布置及防撞艙壁長度的要求，艉部長度主要取決于機艙及艉系泊的布置。因此，優化分艙主要考慮貨艙的數量及位置、二甲板的高度、邊艙的寬度、雙層底的高度等。

3.1 貨艙數量及位置

3.1.1 水密橫艙壁數量的影響

箱船為布置型船，貨艙長度不能隨意劃分，一般以4 bay或2 bay的長度進行劃分。

為便于研究問題，先將貨艙區域等距分化為3～9個貨艙，壓載艙及邊艙的數量與貨艙數目相對應。從圖2可以看出，當等距橫艙壁數量從3個增為4個時，A值急劇的增大（通過對破損詳情分析發現，主要原因為結構吃水時單區破損的貢獻增大）；當橫艙壁數量從7個增加為8個時，A值有較大的提升（主要源于2區連破的貢獻增大），當貨艙數目超過8個，A基本保持不變。

考慮到要求的分艙指數，初步認為4～6個貨艙是合適的，聯合考慮合理的布置，將該船分為5個貨艙，即4個約4 bay長度的貨艙及1個約2 bay長度的貨艙。

3.1.2 水密橫艙壁位置的影響

根據 SOLAS 2009，艏艉破損概率最大，中間破損概率相同[9]。箱船首部型線非常削瘦，貨艙容積相對小得多（如本模型2 bay長度的艏部貨艙只有船中部同樣長度貨艙容積的40%），因此為了能獲得較大生存概率S，適當地增加艏貨艙的長度是有益的。

基于圖2中9個等距橫艙壁的模型，從船首向船尾方向，分別減少一個水密橫艙壁來分析其變化對A值的影響。從圖3中可以看出最為“敏感”的位置是在貨艙區的舯前部分而不是艏貨艙。

圖2 不同數量的等距橫艙壁對A值的影響

圖3 不同位置減少一個橫艙壁對A值的影響

將5個貨艙的各種情況組合進行計算，其結果如表4所示。其中Case 1表示1貨艙為2 bay長度的小艙，其余貨艙為4 bay長度的大艙，以此類推。從結果可以看出，1貨艙較小時A值最小，從而進一步驗證了上述結論。當然，最終的分艙還要綜合考慮克令吊的布置、危險品的裝載等情況。

表4 不同貨艙組合的A值

3.2 邊壓載艙寬度

從圖4中可以看出，適當地減小邊艙寬度會帶來較大的A值。通過對破損詳情分析發現，邊艙寬度較小時，當一個或幾個邊艙單獨破損時船舶會“生存”；邊艙寬度較大時，則由于不對稱進水量的增多導致了S值的下降。

需要注意的是，箱船邊艙的寬度比較固定，考慮到經濟性，通常不會為了提高破損穩性而去改變邊艙的寬度。從上面的分析可以得出，減小邊艙長度（例如將一個貨艙區域的邊艙一分為二）可以降低不對稱進水量，從而提高分艙指數A。

3.3 二甲板的高度

二甲板視為水平分隔。根據SOLAS 2009，若水平分隔低于相應的初始狀態的吃水，則認為是小范圍破損，對于A沒有貢獻。從圖5中可以看出，當水平分隔大于結構吃水11.5m時，水平分隔對于3種狀態的破損均有益處。當水平分隔高于結構吃水一定程度時，曲線下降，表明水平分隔以下邊艙（組）單獨破損的進水量過大，S值開始降低。

圖4 邊艙寬度的變化對A值的影響

圖5 二甲板高度對A值的影響

3.4 雙層底的高度

雙層底一般低于輕載吃水，因此雙層底的設置對A值沒有貢獻，從圖6中可以看出，雙層底升高會減小分艙指數。一般來說，在考慮施工及管路等布置方便的同時，雙層底應該盡量地降低以減小貨物重心，但同時要注意：規范要求的雙層底的最小高度不得小于船寬的1/20。

圖6 不同高度的雙層底對A值的影響

3.5 壓載艙的型式

壓載艙主要有圖7中所示的A、B兩種型式。型式A可以細分為A(1)與A(2)，二者沒有本質的區別，但 A(1)由于底壓載艙重心較低，因此可以適當增加裝箱量。型式B相對于型式A，邊艙延伸到船底。

由于垂向破損時從船底往上延伸到一定的高度，因此，型式B存在邊艙單獨破損的情況，而型式A只會出現邊艙和底艙同時破損的情況，邊艙單獨破損作為小范圍破損處理。從表5中可以看出，型式B的A值有一定的提高。但是需要使用所謂的“確定性”方法來檢查這種非常規底（雙層底沒有延伸至舷側）布置的S值。

圖7 不同類型的邊艙和雙層底的布置

表5 壓載艙型式對A的影響

A1-C是在A1的型式下連通左右邊艙，從結果來看，這種降低不對稱進水的措施提供了生存概率，因此A值有大幅度的提高。

4 結 語

1) 設計初期對模型進行合理的簡化是可行的，同時可以方便基于簡化的模型進行參數化研究；

2）如果只有一個2 bay的小貨艙，則不應設為第1貨艙；類似的，若需增加水密橫艙壁（如把4 bay的貨艙一分為二），則分在貨艙中間會更有益；

3）支線型箱船的貨艙相對較少，如果邊壓載艙與貨艙是一一對應關系，則適當減少邊艙的寬度可提高分艙指數A，考慮到經濟因素，增加邊壓載艙的數量可達到同樣的目的；

4）二甲板應適當的高于結構吃水，雙層底的高度應盡可能的低；

5）邊艙延伸到船底這種布置可以適當地提高A值，但要核算底部破損；

6）若A值距要求的分艙指數R有較大差距，左右舷邊壓載水艙間設置橫向連通管是一種有效的方法。但設計成本會增加，另外要兼顧船舶航行和裝卸貨時的調傾。

[1] IMO, SOLAS Consolidated Edition 2009[S].

[2] Report of the SDS Correspondence Group (United Kingdom) [C]. IMO, SLF 55-8-2.

[3] Report of the SDS Correspondence Group(United Kingdom) [C]. IMO, SLF 55-8-2-Add.1.

[4] 周曉明，等. 駁船的影響概率破艙穩性單因素研究[J]. 中國造船，2007, 48 (4): 11-18.

[5] 胡曉倩，等. 新的SOLAS概率破艙穩性及其在MiniCAPE型散貨船上的應用研究[J]. 船舶工程，2011, (2): 11-24.

[6] 周 瑋. 概率論破艙穩性新規則對汽車滾裝船的影響及對策研究[J]. 船舶，2009, (1): 15-18.

[7] 張桂湘. SOLAS2009破艙穩性要求對客滾船設計的影響[J]. 船舶設計通訊，2010, (12): 15-18.

[8] 周耀華，張高峰，章 程. SOLAS 2009破損穩性衡準對客滾船設計影響分析[J]. 船舶與海洋工程，2012, (2): 58-61.

[9] 孫家鵬. 破艙穩性新規則探討[J]. 上海造船，2009, (80): 28-33.