晃蕩對CSR油船設計的影響

焦玲玲，趙路，楊會，竹亮

(上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

液艙晃蕩主要由船舶運動導致液艙內液體自由運動產生的加速度引起。晃蕩運動導致的壓力可分為由于縱向運動引起的晃蕩壓力和由于橫向液體運動引起的晃蕩壓力。對于橫向結構，僅考慮其受到液體縱向運動的作用；對于縱向結構，僅考慮其受到液體橫向運動的作用。由液體橫向和縱向運動導致的晃蕩壓力假定為獨立作用，因此結構構件應基于液體橫向和縱向運動導致的最大晃蕩壓力進行評估。晃蕩載荷在實際計算過程中以靜載荷的形式進行計算和強度評估。晃蕩載荷會引起局部尺度的增加，應考慮避免硬點、切口和其他有害的應力集中。按照規范要求，所有液貨艙、壓載艙，以及其他體積大于100 m3的液艙，均應考慮液艙晃蕩壓力。

1 晃蕩載荷

無論液體是縱向運動還是橫向運動，所引起的晃蕩壓力pslh-lng，均應在液艙總深度范圍內取常量值，且該值應取充裝高度從0.05～0.95hmax之間，以0.05hmax步長遞增計算所得晃蕩壓力的大者。

1.1 縱向液體運動產生的晃蕩壓力

1.1.1 適用范圍

由于液體縱向運動產生的晃蕩壓力pslh-lng，適用于密性橫艙壁和橫向制蕩艙壁兩者上的水平桁，以及距離橫艙壁一定距離的縱艙壁、甲板和內殼的板及骨材等構件。此處，《散貨船和油船結構共同規范》(以下簡稱CSR[1])根據液體晃蕩的特點，將液貨艙兩側橫艙壁及其臨近構件以及制蕩艙壁及其臨近構件分開考慮。縱艙壁、內底板等構件朝向液艙的一側無主要支撐構件，因此晃蕩載荷作用的范圍為0.25lslh；其他有強框架等主要支撐構件作用的大板晃蕩載荷作用的范圍為一個強框架的范圍。此處，第一強框架主要作用為反射晃蕩。

1.1.2 橫艙壁處的晃蕩壓力

在特定的充裝高度下，由于液體縱向運動產生的在橫艙壁(包括制蕩艙壁)處的晃蕩壓力pslh-lng主要取決于有效晃蕩長度lslh，見表1。

表1 有效晃蕩長度lslh

nWT為有效晃蕩長度與液艙內橫向制蕩艙壁的數目；nwf為液艙內不含制蕩艙壁的橫向強框架的數目；fwf為橫向強框架和橫向制蕩艙壁數目的系數；ltk-h為所考慮充裝高度處的液艙長度，與結構形狀及開孔面積相關的橫向制蕩艙壁系數αWT和橫向強框架系數αwf有關。

當液艙內設置一個制蕩艙壁，同時液艙長度和強框布置確定時，此時橫向制蕩艙壁處的晃蕩長度僅與強框架處橫剖面開口與所考慮的充裝高度以下的總面積有關，即強框架的結構形式相關。而橫向密性艙壁處的有效晃蕩長度與強框架與制蕩艙壁的結構形式均有關。換言之，即制蕩艙壁的晃蕩載荷和強框架結構形式有關，水密艙壁的晃蕩載荷與強框架和制蕩艙壁的制蕩效果均有關，強框形狀影響占比更大。這對于結構設計初期方案選型具有重要意義。

1.1.3 臨近橫艙壁的內部強框架和橫向水平桁上的晃蕩壓力

對于設有內部強框架的液艙，由于液體縱向運動產生的作用在與橫艙壁或制蕩艙壁臨近的強框架或橫向水平桁上的晃蕩壓力pslh-wf，與橫艙壁到所考慮的強框架距離有關。此處因油船液貨艙水密艙壁0.25lslh之內晃蕩壓力的不同，油船水密艙壁艙壁前后檔主要支撐構件的板及骨材的晃蕩載荷需特殊考慮。

1.2 橫向液體運動產生的晃蕩壓力

由于液體橫向運動產生的晃蕩壓力pslh-t，適用的各類構件和1.1.1類似。液貨艙一側有主要支撐構件的大板其晃蕩載荷作用范圍為一個縱桁，在液貨艙一側無主要支撐構件支撐的大板，其晃蕩載荷作用范圍為0.25bslh。

2 晃蕩壓力

超大型油船(簡稱VLCC)通常有2道縱艙壁，將貨艙分為中貨艙和左、右邊貨艙。下面以VLCC貨艙為例，分析晃蕩壓力的載荷水平。

2.1 中貨艙晃蕩壓力

VLCC中貨艙橫艙壁處及臨近橫艙壁的內部強框架和橫向水平桁上的晃蕩壓力最大值均出現在75%hmax裝載，為84.3，60.7 kPa；所述VLCC貨艙含強框與橫撐[2]，縱向不設置制蕩艙壁，橫向晃蕩最大值為41.6 kPa，出現在70%hmax裝載。

2.2 邊貨艙晃蕩壓力

所述VLCC左、右邊貨艙含1道制蕩艙壁，其邊貨艙橫艙壁處以及臨近橫艙壁的內部強框架和橫向水平桁上的縱向晃蕩壓力最大值均出現在85%hmax裝載，分別為83.9，60.8 kPa；制蕩艙壁處與制蕩艙壁臨近的強框架或橫向水平桁上的縱向晃蕩壓力最大值均出現在70%hmax裝載，分別為42.9 kPa和26 kPa。

由于bslh/B=0.3,pslh-t=0，因此對于邊貨艙，水密縱艙壁上的橫向晃蕩應為20 kPa。

3 晃蕩影響的結構

3.1 液貨艙的布置

所述晃蕩壓力針對液體自由運動產生晃蕩壓力，不考慮由于高速沖擊液艙邊界或內部結構所引起的沖擊壓力。對于最大有效晃蕩寬度bslh大于0.56B或最大有效晃蕩長度lslh大于0.13L，裝載在0.05～0.95hmax的任一充裝高度的液艙，必須根據船級社的程序進行附加的沖擊評估。當有效晃蕩長度lslh小于0.03L時，不必進行關于液體縱向晃蕩引起的晃蕩載荷pslh-lng；當有效晃蕩寬度bslh小于0.32B時，不必進行關于液體橫向晃蕩引起的晃蕩載荷計算pslh-t。

在船型開發初期，需考慮晃蕩載荷對不同級別船型液貨艙分艙布置的影響。

本文選取不同載重噸級油船阿芙拉型油船(Aframax tanker)、蘇伊士型油船(Suezmax tanker)、VLCC三種典型油船以CSR為基礎，對晃蕩相關的主要參數進行對比，見表2。此處阿芙拉型和蘇伊士型油船左、右液貨艙晃蕩情況不同，將較嚴重的艙作為典型艙室。

表2 油船液貨艙晃蕩相關主要參數 m

由表2可見，阿芙拉型油船和蘇伊士型油船的最大艙長均小于0.13L，最大艙寬也小于0.56B，因此阿芙拉型油船和蘇伊士型油船貨艙內部結構只需考慮晃蕩壓力計算即可。

而VLCC的最大艙長為51.03 m大于0.13L，最大艙寬均小于0.56B，因此VLLC需重點考慮和解決貨艙內的縱向晃蕩。以上VLCC邊貨艙的晃蕩數據是含一道制蕩艙壁的結果。經過計算發現，如果邊貨艙不含制蕩艙壁，則有效晃蕩長度為51.03 m，橫艙壁處及其臨近構件的縱向晃蕩壓力最大值均出現在70%hmax裝載，分別為149.4 kPa和118 kPa，相比設置制蕩艙壁晃蕩載荷增大近一倍，需按照要求進行晃蕩沖擊評估。可見設置制蕩艙壁的效果非常明顯。

3.2 制蕩艙壁及其臨近構件

VLCC通常會在貨艙中部設置橫向制蕩艙壁，以減少貨艙內液體的晃蕩，并減輕液體對周圍結構的沖擊。常規制蕩艙壁作為液艙內的穿孔艙壁，為局部艙壁，該位置同時保留甲板強橫梁。作為具備制蕩作用的非水密艙壁，要求制蕩艙壁上的開口具有較大的半徑，開口面積總和不小于艙壁面積的10%，確保液體在制蕩艙壁兩側可以正常流動。

3.2.1 制蕩艙壁的高度

已經論證制蕩艙壁處與制蕩艙壁臨近的強框架或橫向水平桁上的晃蕩壓力最大值均出現在70%hmax裝載，以VLCC邊貨艙晃蕩計算為例，在各參數不變的情況下，艙高為27.7 m，以制蕩艙壁距離雙層底的高度為變量，得出不同制蕩艙壁高度對應的晃蕩載荷及有效晃蕩長度,見表3。

表3 制蕩艙壁高度對晃蕩載荷

從表3中可以得出以下結論。

1)制蕩艙壁越高，對液體運動的制蕩作用越大，晃蕩載荷越小。

2)表格內制蕩艙壁pslh-lng和鄰制蕩艙壁強框pslh-wf為定值，驗證了制蕩艙壁與鄰制蕩艙壁強框構件的晃蕩載荷大小與制蕩艙壁結構形式無關。

3)當制蕩艙壁高度為30%艙高即8.31 m時，有效晃蕩長度為42.14 m大于0.13L即41.614 m，此時，制蕩艙壁已經不能有效減少液艙內的縱向晃蕩，需要進行晃蕩沖擊計算，制蕩艙壁高度為20%和10%艙高情況相同。因此，制蕩艙壁高度不可一味降低，當高度低到一定位置時，已不具備有效較少晃蕩的作用。

3.2.2 制蕩艙壁局部開孔

根據1.1.2結論水密艙壁的晃蕩載荷大小與強框架和制蕩艙壁的結構形式均有關。

VLCC中nWT=1，nwf=7，fwf=3.5,考慮在制蕩艙壁[3]底部新增開孔，按開孔大小的不同依次列為方案一、二、三，詳見表4。

由表4可以看出，pslh-lng在方案一情況下增加

表4 制蕩艙壁高度對晃蕩載荷

最多為16%，即97.51 kPa，所以在保證晃蕩效果和輕量化設計可以考慮開孔的設計方案。

同時采用有限元分析方法對此處未開孔、帶大趾端開孔、不落地開孔三種制蕩艙壁方案進行驗證。結果表明，制蕩艙壁開孔后對制蕩艙壁附近構件的屈曲和屈服些許影響，但影響有限；制蕩艙壁不落地開孔形式優于帶大趾端開孔形式，更優于無趾端開孔形式。因此，此處應根據生產設計需要，對制蕩艙壁的結構形式作出修改和調整。

4 結論

1)晃蕩所引起的結構響應問題一直是液貨船重點關注的技術問題之一。CSR規范將晃蕩載

荷簡化成靜載荷進行計算和評估，對于非CSR的船型，晃蕩及結構響應的作用機理基本一致，具體要求參照相應規范規則。

2)通過對三種典型油船的晃蕩載荷進行分析，明確了不同船型的艙壁及強框的布置與設計要求，對VLCC制蕩艙壁的設計合理性探討可為設計初期方案選型提供參考。

3)液艙晃蕩不僅涉及到總體分艙設計，更要綜合考慮工程實際。在實際項目中，更需要在優先考慮船東運營情況的前提下，兼顧總體布置和結構專業優化設計的協調平衡。

4)篇幅有限，未對船舶運動固有周期與液艙內液體運動周期進行晃蕩諧振分析，在簡化液艙晃蕩載荷為靜載荷時，要確保晃蕩未導致液艙內液體出現明顯的液面變化及載荷增加。