满足油船共同结构规范的船底砰击加强分析

张 帆李玉梅

（1.中国船舶及海洋工程设计研究院 上海 200011；2.江苏东方重工有限公司 靖江214521）

0 引 言

当船舶在航行过程遭遇恶劣海况时，由于较大的纵摇和升沉运动，其船首底部可能会露出水面，当它重新入水时，会与波浪发生严重撞击，这种现象称为船底砰击。当船首吃水较小时，船底前端结构将受到较大的砰击压力。各船级社规范中都有关于船底砰击加强的具体要求，但给出的公式、强度要求、吃水条件各不相同。

油船共同结构规范［1］（以下简称CSR）对船底砰击载荷的计算进行重新规定并统一油船船底砰击加强的计算公式、强度要求和吃水条件等。与原船级社规范相比，CSR对船底砰击加强的要求更为严格。由此带来的油船首段区域船底结构重量增加较为明显，因此有必要采用相应措施加以控制。

本文从分析CSR规范条文入手，归纳总结其对船底砰击加强的具体要求；对如何有效控制船底砰击加强带来的结构重量增加进行阐述；并以某Aframax油船为例，对两种抵御船底砰击压力的加强方案进行计算对比和优劣分析。

1 CSR对油船底部砰击结构评估的具体要求及分析

1.1 底部砰击载荷分析

CSR规定的油船底部砰击载荷的计算方法适用于方形系数Cb≥0.7、及0.045L≥砰击吃水≥0.01L的船舶。一般当砰击吃水＞0.045L时，船底前端不需要附加加强；当砰击吃水＜0.01L时，砰击载荷的计算则需要特殊考虑。

船底砰击载荷应取以下值大者：

当压载舱为空舱时

当压载舱为满舱时

上述两式中：

g为重力加速度，9.81 m/s2；

fslm为纵向砰击压力分布因子（见图1），且按下述方法取值：

fslm=0，在距首垂线0.5L处；

fslm=1，在距首垂线［0.175-0.5（Cbl-0.7）］L 处；

fslm=1，在距首垂线［0.1-0.5（Cbl-0.7）］L 处；

fslm=0.5，在首垂线及其之前处；

位于其间的值由线型插值得到。

图1 纵向砰击压力分布因子

Cbl为方形系数，此处取值不小于0.7或不大于0.8；cslm-mt为当压载舱为空舱时的砰击系数，

cslm-full为当压载舱为满舱时的砰击系数，

c1按以下方法取值：

c1=0，当 L≤180 m；

c1=-0.012 5（L-180）0.705，当 L＞180 m。

TFP-mt为首垂线处的设计砰击压载吃水（m），当船底砰击区域内的压载舱为空舱时；

TFP-full为首垂线处的设计砰击压载吃水（m），当船底砰击区域内的压载舱为满舱时；

cav为动载荷系数，取为1.25；

L为规范船长（m）；

zball为舱顶到载荷点的垂直距离（m）。

通过对以上参数的分析，我们可以看到：

（1）fslm是唯一与载荷点纵向位置有关的参数。对于通常方形系数Cb＞0.8的油船来说，船底砰击压力在距首垂线0.125L～0.05L范围内达到最大。

（2）首垂线处的砰击压载吃水越小，则砰击载荷越大。按照CSR要求，首垂线处的设计砰击压载吃水应不大于装载手册中给出的所有航行工况下，底部砰击区域内的压载舱分别为空舱或者为满舱时首垂线处的最小吃水。CSR特别指出，上述的航行工况包含压载水置换。通常，最小压载吃水出现在压载水置换工况，而原船级社规定的砰击压载吃水往往为重压载或者普通压载吃水。如DNV和ABS将其定义为重压载吃水［2，3］，LR 和 BV 则定义为所有压载和部分装载工况的最小吃水［4，5］。一般认为，压载水置换不会在恶劣海况时进行。显然，在砰击压载吃水的确定上，CSR比原船级社的一般要求高。

（3）当压载舱为满舱时，砰击压力的计算可扣除舱内的压力。因此，压载舱为满舱时的砰击压力通常比压载舱为空舱时要小。

本文通过表1对某Aframax油船在不同纵向位置的船底砰击压力和普通舷外水压力（不考虑砰击）进行了对比，其方形系数Cb＞0.8。

表1 某Aframax油船船底砰击压力和普通舷外水压力对比表

从表1可以看出：

（1）船底前端结构由于砰击所受的压力比普通舷外水压力有显著的增加；在砰击最严重的距首垂线0.125L～0.05L范围（Cb≥0.8），两者相差最大达3倍之多。因此，由于底部砰击引起的结构加强是显著的。

（2）压载舱为满舱时，船底砰击压力较压载舱为空舱时的数值有较明显的减小。

1.2 对底部砰击加强的要求及分析

1.2.1 适用条件和加强范围

CSR规定，当最小首吃水TFP-mt或TFP-full小于0.045L时，船底前端应进行附加加强以抵御船底砰击压力。

砰击加强的范围为首垂线向后至0.3L范围内的平底区域，以及从基线往上至500 mm高度范围内的板材与扶强材。如图2所示。

图2 底部砰击加强范围

船底砰击加强区域以外的结构尺度应逐渐过渡，以保持纵向及横向强度的连续性。

与原各个船级社相比，CSR对砰击加强的适用范围和加强范围的要求最为严格。在适用条件下，ABS要求当重压载吃水小于0.04L时，应对船底前端进行附加加强；BV对加强条件的要求则是压载或部分装载工况下的最小吃水小于0.04L或8.6 m的小值；LR的要求与CSR相同。至于在加强范围的规定上，对于通常方形系数Cb＞0.8的油船，LR和ABS要求的纵向范围与CSR相同；BV要求的纵向范围为距首垂线0.2L～0.05L。对垂向加强范围的要求，一般原船级社要求均在距基线300 mm以下。

1.2.2 对外板及外板扶强材的要求

CSR针对底部砰击压力，给出了砰击加强范围内外板及外板扶强材的构件尺度要求。具体计算公式在此不作详述，可查阅CSR SECTION 8/6.3相关内容。

CSR要求底部砰击加强范围内的船底纵骨通常应连续，以确保其端部的固定性，或者通过设置满足规范要求的端部肘板来实现其固定性要求。若在实际设计中以上要求无法得到满足，CSR允许采用替代的端部固定形式，但纵骨的净剖面模数应相应增加。CSR提供了剖面模数换算的方法。

CSR要求的外板纵骨剖面模数为塑性范围的要求，而对纵骨腹板的剪切要求仍为弹性。通过实船计算的经验发现，CSR对外板扶强材的腹板剪切强度要求较为严格。随着往首端砰击压力的明显增大，选择合适的腹板高度及厚度以满足剪切要求，往往是确定外板扶强材尺度时首先要考虑的因素。

1.2.3 对主要支撑构件（PSM）的要求

CSR在评估底部砰击区域的主要支撑构件（以下简称为PSM）时，定义了一个船体外板的理想砰击载荷区域Aslm：

将砰击压力应用于该理想区域，得到所谓的块载荷Fslm：

式中：lslm为砰击载荷区域沿跨距方向的长度（m）；

lslm=，但不大于有效剪切跨距；

bslm为PSM支撑的砰击区域的宽度（m）；

bslm=，但不大于PSM的间距。

对于简单布置的PSM，可以忽略板架的影响，对块载荷Fslm进行修正后，得到用于PSM剪切计算的剪力Qslm：

式中：fpt为块载荷作用与单个PSM的比例修正因子，fpt=0.5（fslm3-2fslm2+2）；

fslm为块载荷修正因子，fslm=0.5，但不大于1.0；

S为PSM的间距（m）；

fdist为最大剪力沿跨距方向的分布因子，见图3。

图3 fdist沿简单PSM跨距的分布

对于复杂布置的PSM，剪力Qslm则要根据CSR规定的方法进行直接计算得到。

根据CSR要求，PSM的腹板净剪切面积在其跨距范围内的任一位置应不小于

通过对以上计算过程的分析可知：

（1）在底部砰击区域，用于计算的单个PSM所支撑的载荷面积一般由理想砰击载荷区域Aslm确定，而非其他计算中通常用到的由PSM的跨距和间距所确定的载荷区域。通过对各型油船的实船计算发现，理想砰击载荷区域通常都小于由PSM的跨距和间距所确定的载荷区域。因此，减小PSM的跨距或间距，对于底部砰击区域PSM剪切强度的影响非常有限（除非减小的跨距或间距小于）；

（2）PSM上的开孔对剪切强度非常不利，尤其在跨距端点附近；

（3）采用高强度钢，可以有效的提高PSM的剪切强度；

（4）根据fdist的分布，采用合理的腹板厚度变化有利于减轻结构重量。另外在板厚变化处附近，选择性地对纵骨穿越孔设置补板，可有效减小板厚要求。

另外需要注意的是，CSR对砰击加强区域PSM的腹板有最小厚度的要求。

原各个船级社对砰击区域PSM的要求可分为两类：一类是对PSM的布置有要求，对PSM的构件尺寸无要求。如LR、ABS、BV、CCS等均要求在砰击区域内每隔两档或三档肋位设置双层底实肋板，LR和CCS还要求每隔三档或四档纵骨间距设置旁桁材；另一类是对PSM的布置无要求，但对PSM的构件尺寸有明确要求。如DNV要求在一个典型的底部区域内，所有PSM端部的剪切面积总和不小于规范值。CSR对PSM的要求与原DNV类似，但从实船的计算经验来看，其对PSM的剪切面积要求比DNV更严格。

2 有效控制船底砰击加强的措施

由上述分析可知，无论是在砰击载荷、加强适用条件和范围，还是构件尺寸的计算上，CSR都比原船级社的要求更为严格。由此带来的油船首段区域船底结构重量增加较为明显。通过前面对CSR规范条文的详细分析，本文对有效控制船底砰击加强的措施总结如下：

（1）在配载时，适当控制压载水置换工况中首垂线处吃水的最小值，有利于减小砰击压力；

（2）砰击加强构件尽量采用高强度钢；

（3）通过加密双层底实肋板或增大外板纵骨穿过强框处的肘板等手段，以减小外板纵骨的剪切跨距，从而有效减小外板纵骨的尺寸；

（4）尽可能减少双层底实肋板上不必要的开孔；

（5）合理分布双层底实肋板的板厚变化。在板厚变化处附近，选择性的对纵骨穿越孔设置补板，可有效的减小板厚要求；

（6）压载水处理装置作为油船的标准配置已成为今后的发展趋势，这将使在航行工况中避免出现压载舱为空舱的压载水置换工况。砰击压力将由压载舱为满舱时的压力决定，有利于减小砰击载荷。

3 某Aframax油船底部砰击加强计算与分析

如前所述，部分原船级社对底部砰击加强范围内的PSM要求加密设置。在CSR生效实施后，一部分油船沿用了这种结构布置。由于双层底实肋板加密，在很大程度上减小了船底纵骨构件尺寸的增加。

本文以上述结构布置为原型，确定如下的底部砰击加强方案，即方案一,即在1/2强框处设置加密的实肋板，作为内底纵骨和外底纵骨的支撑,不设置额外的旁桁材。

另一部分油船在底部砰击加强区域仍然采用船中区域的结构布置，只是通过增大构件尺寸来满足砰击加强的要求，即方案二。

本文以某Aframax油船为例，对方案一和方案二在货舱区内的砰击加强构件进行计算。对方案一和方案二各项砰击加强构件的重量差异进行统计，见表2。

表2 方案一与方案二的各项结构重量差值单位：t

通过构件尺寸的计算和表2的重量统计可知：

（1）方案一通过增设加密的双层底实肋板，减小砰击区域外板纵骨的跨距，从而有效控制了外板纵骨的尺寸。对比方案二，由这一项引起的结构重量减小最为显著，达到110 t左右。而方案一由于增设双层底实肋板本身引起的结构重量增加达到约133 t，该数值在很大程度上抵消了其他几个因素造成的重量减轻。方案一比方案二总计减轻重量为约46 t；

（2）从施工工艺角度出发，方案一比方案二的焊接、装配工作量明显增加，施工复杂度增加。

对比方案二，方案一的结构重量减小并不十分明显，而施工的工作量和复杂度却明显增加。因此，本文认为，综合结构重量和施工工艺考虑，方案二要优于方案一。

另外，若将外板纵骨穿过强框处的肘板和背肘板适当增大，以减小纵骨跨距，则外板纵骨的尺寸可明显减小。本文选取了一定的肘板尺寸，将该措施应用于方案二，得到的计算结果表明：位于货舱前端砰击区域内的外板纵骨的重量可减小约33.8 t，增加的肘板重量约为10.4 t，合计可减轻重量23.4 t。因此，通过适当增大强框处连接肘板的尺寸，可以有效减轻外板纵骨的结构重量。

4 结 论

本文对满足CSR的油船底部砰击强度进行了分析，并以实船为例，对具体的底部砰击加强方案进行计算。通过上述分析和计算，可以看到：

（1）由底部砰击压力带来的油船前端底部加强是显著的；

（2）可以从配载、压载水处理方式、构件布置、材料选择等多方面有效控制底部砰击加强带来的结构重量增加；

（3）对砰击加强方案的选择应综合结构重量和施工工艺进行考虑。本文对现有的两种方案进行了优劣分析，对实船的结构设计具有参考意义；

（4）可以预见，今后压载水处理装置成为油船的标准配置，将对控制船底砰击加强十分有利。

［1］Common Structural Rules for Double Hull Oil Tankers［M］.July 2010.

［2］Lloyd’s Register Rules and Regulations［M］.July 2010.

［3］DNV，Rules for Classification of sShips［M］.July 2008.

［4］ABS，Rules for Building and Classing Steel Vessels［M］.2008.

［5］BV，Rules for the Classification of Steel Ships［M］.April 2009.

［6］中国船级社.钢质海船入级规范［M］.北京：人民交通出版社，2009.