12 500 載重噸重吊多用途船破損穩性研究

樊紅元 楊 博 向 淼 趙耀中

（上海船舶研究設計院 上海201203）

12 500 載重噸重吊多用途船破損穩性研究

樊紅元 楊 博 向 淼 趙耀中

（上海船舶研究設計院 上海201203）

在保證大開口貨艙功能需求的前提下，研究12 500載重噸重吊多用途船的破損穩性，使其滿足分艙指數要求。對貨艙數量、邊艙數量、邊艙寬度、水密二甲板分隔高度、雙層底高度、壓載水艙型式等各因素進行定性分析，獲得各因素對該船破損穩性的影響趨勢，指導該船的破損穩性設計。同時也評估了機艙區域船底破損，使其滿足公約的要求。最終得出同時兼顧船舶功能和破損安全的設計，對類似的萬噸級重吊多用途船的開發具有借鑒意義。

多用途船；大開口貨艙；重吊；概率破損穩性；底部破損

引 言

12 500載重噸重吊多用途船是上海船舶研究設計院為德國船東（Briese、Krey、Zeaborn、Nordic）開發設計的新一代綠色環保型多用途船。該船主要特點：全船僅設兩個貨艙，其中大貨艙長度為76.5 m，內底載荷大，均布載荷18 t/m2，三個指定區域的載荷25 t/m2。左舷配兩臺250 t重型甲板起重機，可聯吊500 t貨物。貨艙上方裝貨區域平整，無任何突出物，長度為107 m。貨艙和甲板上方可以載運大件、重件、超長件等貨物，如核電站設備、游艇、海洋平臺模塊、采礦機械和化工設備等。

該船第二貨艙長度為76.5 m，超過船體總長50%。貨艙開口寬度為17.6 m，占船體型寬77%，屬于大開口超大貨艙［1］。一旦破損進水，進水量非常大，難以維持足夠的剩余穩性，生存概率接近于零［2］，加之壓載管系和燃油管系的布置相對復雜，對SOLAS 2009 概率破損穩性［3-4］提出很高的要求。另外，從船東實際使用的角度出發，破損穩性的極限初穩性高（GM）［5］越小，裝載甲板貨物越靈活，市場競爭能力越強。因此，必須認真研究該船的破損穩性，以滿足規范要求和船東需求。

1 船型概況

12 500載重噸多用途船是一艘單機、單槳、低速柴油機推進的重吊多用途船。適合全球航行，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、雜貨和大型工程件，并適合裝載危險品（IMO 第1-9類）。此船自動化程度先進，完全滿足最新規范和規則要求，包括EEDI、壓載水處理、香港公約、排放控制區域使用超低硫燃油、集裝箱綁扎、美國環保署（EPA）等要求。

該船主要技術參數如下：

（1）船體總長 147.00 m、型寬 22.80 m、型深11.55 m、設計吃水7.50 m、結構吃水8.10 m、載重量（結構吃水）12 500 t。

（2）貨艙容積 17 612 m3，集裝箱容量842標準箱（其中：甲板上522標準箱，貨艙內320標準箱）。

（3）主機型號：MAN 5G45ME-C9.5 Tier II。合同最大功率4 800 kW×94 r/min，持續服務功率4 080 kW×89 r/min。

（4）服務航速 15.0 kn。

2 計算模型

破損穩性使用NAPA軟件建模和計算，水密分艙見圖1。

圖1 水密分艙圖

破損穩性按照SOLAS 2009對貨艙要求的概率方法進行計算。分艙長度146.84 m，要求的分艙指數（簡稱“R”）為0.571 68。計算初始條件［6］如表1所示。

表1 計算初始條件　m

3 影響破損穩性的因素分析

3.1 橫穩心高（KM）

較大的KM可以使船舶在發生破損進水后仍然具有一定的GM，以保證船舶不發生傾覆或減少不對稱進水帶來的較大橫傾，提高破損后的生存概率。根據裝載和航速等需求確定船舶主尺度和方形系數后，型線設計非常關鍵，既要考慮快速性，還要兼顧穩性，尤其是KM值。然而，增加KM值就需要增大水線面面積，這顯然與降低船體阻力相矛盾，因此需要綜合考慮。

該船在盡可能減少影響快速性的前提下，最深分艙吃水的KM值設計為10.06 m，在一定程度上改善了破損穩性。然而在確定主尺度和方形系數后，能增加的KM有限，且需通過優化分艙［7］來改善破損穩性。

3.2 貨艙數量

從萬噸級多用途船的發展趨勢來看，船東更傾向于大型且貨艙數量少的船。前期曾試圖設計為單貨艙，但經過計算，單貨艙達到的分艙指數（簡稱“A”）［8］減少很多，無法滿足要求；因而最終采用一大一小兩個貨艙的方案，小貨艙的長度為一個40 ft（1 ft = 0.304 8 m）尺集裝箱長度。兩種方案的分艙指數見表2。

表2 貨艙數量對A值的影響

3.3 邊艙的數量

將貨艙舷側邊艙等距劃分為4～9個，分別計算不同數量邊艙的分艙指數A，如圖2所示。

圖2 不同數量的邊艙對A值的影響

圖2表明：邊艙數量從5對增至7對，A值明顯增加；從7對增至9對，A值略有增加。該船設計成7對邊艙顯然是合適的。

3.4 邊艙寬度

分別計算邊艙寬度從2.0 m至3.0 m的分艙指數，如圖3所示。

圖3 邊艙寬度的變化對A值的影響

圖3表明，邊艙寬度從3.0 m減至2.45 m，A值略有增加；當越過2.45 m闕值后，邊艙寬度減小，A明顯減小。通過對破損計算詳細工況分析后發現，當邊艙寬度在3.0 ～ 2.45 m時，邊艙進水對分艙指數的貢獻占主導。邊艙寬度越小，邊艙的不對稱進水量越小，對分艙指數有利。當邊艙寬度為2.45 ～ 2.0 m時，貨艙進水對分艙指數的貢獻占主導，變成寬度越小，貨艙進水量越大，生存概率越低。邊艙寬度設計為2.45 m時，對破損穩性有利，但兼顧考慮舷側重型起重機基座的布置空間，邊艙寬度最終設計為2.6 m。

3.5 水密二甲板分隔高度

水密二甲板在概率破損穩性計算中視為水平分隔。根據概率破損穩性的破損概率計算方法，當水平分隔低于任一初始條件吃水，應計入較小范圍破損導致的較大危險，對達到的分艙指數不產生有利影響；當水平分隔高于任一初始條件吃水，可以計入較小范圍的破損對分艙指數的貢獻。據此，將水密二甲板分隔設計在最深分艙吃水上方，對分艙指數有利。

分別計算了該船水密二甲板分隔高度為7.9 ～9.1 m時的破損穩性，達到的分艙指數曲線如圖4所示。

圖4 水密二甲板分隔高度對A值的影響

圖4中的曲線表明：當水密二甲板分隔低于最深分艙吃水8.1 m，分艙指數較小；高于8.1 m，則分艙指數較大。這與上述理論推導的結論一致，但曲線中最大分艙指數與最小分艙指數相差無幾（僅為0.004），而對于大開口貨艙的破損穩性，水平分隔對分艙指數的影響很小。為了保證足夠的舷側空艙高度以方便管系、電纜布置以及人員交通，最終將水密二甲板高度設計為8.45 m，略高于最深分艙吃水。

3.6 雙層底高度

分別計算了該船雙層底高度為1.5 ～ 2.2 m時的分艙指數，如圖5所示。

圖5 雙層底高度對A值的影響

圖5表明，分艙指數隨著雙層底高度增加而減小，即增加雙層底高度對破損穩性不利。分析原因在于雙層底壓載艙左右對稱布置，雙層底高度增加后，底艙不對稱使進水量增大，影響進水后的生存概率。

按照規范對常規雙層底的要求，其高度不得小于船寬的1/20。對于該船，此高度至少要達到1.14 m，同時考慮管弄、壓載管系和防橫傾管系的布置，最終雙層底高度設計為1.9 m。

3.7 提高破損穩性的其他措施

（1）貨艙區域空氣管靠近艙口圍布置，首尾區域空氣管也盡量靠船中布置，并提出了具體高度要求。

（2）優化貨艙通道和風道的布置，降低其引起貨艙累進進水［9］的概率，增大生存概率。

（3）根據規范要求，壓載管、燃油管等截面積若超過710 mm2，需要考慮累進進水，但直接鄰接于艙壁或甲板上的管路和閥距離艙壁或甲板的距離與艙壁或甲板的扶強結構尺寸若為同一量級，則可視為艙壁或甲板的一部分。該船管系放樣按照以上要求進行，可不考慮累進進水。

4 底部破損計算

（1）該船為常規雙層底，高度大于船寬的1/20（1.14 m）；壓載管系為總管式，總管和閥布置在管弄內，連接總管與舷側壓載水艙的支管高于基線1.14 m，不需要計算雙層底的底部破損。

（2）為提高螺旋槳的推進效率，避免螺旋槳過大的脈動壓力以控制有害振動，主機軸線高度不可太高，再加上主機對滑油泵高度的要求，主機滑油循環艙底部距基線小于500 mm，根據船級社要求計算該區域的底部破損，計算結果滿足要求。

5 概率破損穩性計算結果

結合典型裝載工況的縱傾，按照《海上人命安全公約（SOLAS 2009）》要求，分別計算0 m縱傾和-1.1 m縱傾［10］兩組初始條件，在最深分艙吃水、部分吃水和輕載營運吃水對應的極限GM值分別為2.0 m、0.9 m和0.95 m。各初始條件下，左右舷達到的分艙指數的平均值滿足規范要求，計算結果見表3。

表3 破損穩性計算結果

6 結 論

通過對該船破損穩性的深入研究，綜合考慮各方面影響因素，最終完成良好的破損穩性設計：如為避免過大的極限初穩性高以及提高裝貨的靈活性，采用一大一小兩個貨艙并設八對邊艙；為兼顧舷側重型甲板起重機基座布置而設計必要寬度的邊艙；水密二甲板適當高于最深分艙吃水；優化設計減少累進進水等。事實證明，這些設計對于萬噸級大開口重吊多用途船的破損穩性設計是合適的。

［1］柳楊，楊啟.單艙大開口重吊船破艙穩性研究［J］.船海工程，2010（4）：1-4.

［2］焦宇清.12 000 t多用途散貨船開發設計［J］.船舶設計通訊，2005，111 ：15-20.

［3］IMO.International Convention for the Safety of Life at Sea（SOLAS）Consolidated Edition［S］.2014.

［4］李小濤，艾萬政，淦學甄.船舶破艙穩性的影響因素及應對措施［J］.中國水運，2014（10）：21-22.

［5］徐彥折.SOLAS概率破艙穩性及計算結果分析［J］.船舶標準化工程師，2014（1）：1-4，8.

［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］孫家鵬，夏益美.基于概率破艙穩性的集裝箱船優化分艙研究［J］.船舶與海洋工程，2015（1）：65-69.

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

［9］周旭，莫中華.2.8萬噸多用途船破艙穩性計算研究［J］.江蘇船舶，2014（4）：10-12.

［10］吳剛，王彩蓮.“SOLAS第II-1章破艙穩性新舊規則”對比分析［J］.船舶，2009（3）：6-11.

On damage stability of 12 500 dwt heavy lift multi-purpose vessel

FAN Hong-yuan YANG Bo XIANG Miao ZHAO Yao-zhong
（Shanghai Merchant Ship Design and Research Institute，Shanghai 200032，China）

The damage stability of a 12 500 dwt heavy lift multi-purpose vessel is studied to meet the requirement of the subdivision index with the functional assurance for the large hatch cargo hold.The qualitative analyses of the various factors，such as cargo hold quantity，side tank quantity，side tank width，the height of the watertight tween deck，double bottom height and ballast tank type are performed to obtain their influence on the damage stability to guide the design of the ship.The damage to the bottom of the engine room is also assessed to meet the requirements of the convention.Finally，the produced excellent ship design with the consideration of both the ship function and the damage safety can be refered for the development of similar 10 000 dwt class heavy lift multipurpose vessels.

multi-purpose vessel； large hatch cargo hold； heavy lift； probabilistic damage stability； bottom damage

U661.2+2

A

1001-9855（2016）05-0017-05

2016-06-06；

2016-06-29

樊紅元（1983-），男，碩士，工程師，研究方向：船舶總體設計與研發。楊 博（1981-），男，碩士，高級工程師，研究方向：船舶總體設計與研發。向 淼（1979-），男，碩士，高級工程師，研究方向：船舶總體設計與研發。趙耀中（1981-），男，碩士，高級工程師，研究方向：船舶總體設計與研發。

10.19423/j.cnki.31-1561/u.2016.05.017