客滚船概率破舱稳性计算分析

陈晓娜

（上海船舶研究设计院，上海201203）

0 前言

客滚船是指载客超过12人，适合于装载车辆并以车辆自行进出为装卸手段的船舶。它是一种重要的海上运输工具，兼装滚装货物和旅客，集高速、便捷、舒适、环保于一体［1］。 根据修订后的 SOLAS 2009，2009年1月1日之后铺龙骨、船长80 m及以上的客滚船，需要满足概率破舱稳性的要求。通常客滚船具有贯穿全船的大车辆舱，并且型深相对较低，使得如何满足破舱稳性要求成为客滚船设计中的难题之一。无论是分舱布置，还是装载和浮态的变化，都会对破舱稳性有不同程度的影响。因此掌握破舱稳性的计算要点，并了解各参数对破舱稳性的影响规律，有助于寻求改善破舱稳性的方法，优化客滚船设计。

1 规范要点概述

根据SOLAS 2009第II-1章B-1部分第5-1条，对必须满足破损稳性要求的船舶，需要首先确定最深分舱吃水dS、部分分舱吃水dP和轻载航行吃水dl三种吃水及对应的最小要求GM值，作为计算相应装载情况的GM。对dl按实际营运纵倾考虑。当营运纵倾范围不超过±0.5%LS（船舶分舱长度）时，dS及dP分别按水平纵倾计算。当营运纵倾范围超过±0.5%LS时，dS及dP应加算纵倾间隔不超过 1%LS并覆盖营运纵倾范围的情况。

根据SOLAS 2009第II-1章B-1部分第6条和第7条，对于客船，如果达到的分舱指数A值不小于要求的分舱指数R值，同时在不同吃水下的部分指数AS、AP和Al不小于0.9R，则船舶分舱视为足够。

R值与船舶分舱长度（LS）、乘客人数（N）有关。R值的计算公式见式（1）：

式中：N1——救生艇可供使用的人数，位；

N2——船舶在N1以外允许载运的人数（包括高级船员和普通船员），位

A值由dS、dP和dl三个吃水计算的部分指数AS、AP和 Al（按以下所示加权）的总和求得，A 值的计算公式见式（2）：

每个部分指数均为所考虑的全部破损情况所起作用的总和，见式（3）：

式中：i——所考虑的每一个舱或舱组；

Pi——所考虑的舱或舱组可能浸水的概率，不考虑任何水平分隔，但考虑横向分舱，与破损在船长方向的位置和长度有关系，还与是否设边舱以及边舱宽度有关（r）；

Si——所考虑的舱或舱组浸水后生存概率，并包括任何水平分隔的影响，与破损后船舶的浮态有关，可通过图1所示公式［2］计算得到

图1 Si的计算公式

2 计算实例分析

下面以某客滚船为例，分析探讨概率破舱稳性的计算要点和改善破损稳性的措施。该船的破舱稳性计算使用NAPA软件。计算中用到的主要参数和初始计算数据如下：

垂线间长 171.00 m

分舱船长 184.31 m

2.1 要求的分舱指数R

从式（1）可以看出，船舶分舱长度LS越长，乘客人数N越多，要求的分舱指数越高。对于分舱长度和载运人数一定的船舶，从式（1）还可以看出，其配备的救生艇的容量将会影响R值。该船按规范要求的最小容量配有4只救生艇，每只救生艇可供120人使用，即N1=480。根据式（1）计算得到R=0.77431。从表1中可以看出，如果增加每只救生艇容量，R值会相应减小。由于R值减小幅度很有限，并且增加救生艇的容量会带来布置和成本等诸多影响，救生艇容量一般按规范要求的最小容量配备。因此对于基本方案确定的客滚船，R值也基本确定，通常为了改善破舱稳性，主要考虑如何提高达到的分舱指数A值。

表1 不同救生艇容量时的R值

2.2 破损工况的定义要点

破损稳性计算涉及的参数较多，任何参数定义的错误或遗漏都有可能导致计算结果不准确。在定义分区生成破损工况时，应注意以下几点：

1）应对计算模型进行合理的破损区域划分，以得到更大的分舱指数A值。一般船舶分区越多，计算连破区域越多，越有可能获得更大的分舱指数，不过需要的计算量也增加。

2）规范中定义的横向破损边界为B/2（B是船舶处于最深分舱吃水的最大型宽），是指满载水线向舷内沿垂直船体中心线方向移动B/2作为最大破损边界。在截面宽度小于船宽B的船舶首端和尾端，横向破损的范围是超过中心线纵舱壁的。

3）滚装货物处所的渗透率按吃水取值，最深分舱吃水和部分分舱吃水时取0.90，轻载航行吃水时取0.95。

4）对于对称布置，A值仅计算一舷即可；对于非对称布置，A值应为按两舷所作计算求得的平均值，或按明显得出最不利结果的一舷来计取。本文以左舷破损为例计算。

2.3 初始工况的确定

计算分舱指数A应考虑3种初始工况，每个初始工况由吃水、纵倾和GM值确定。

1）吃水。轻载航行吃水dl取营运工况的最小吃水（通常为压载到港吃水）。部分分舱吃水dP=0.4dl+0.6dS。如果dl变化，dP会相应变化。在其他条件相同时，该船在不同轻载吃水时的计算A值，见表2。从表2中可以看出，在一定吃水范围内，A值随着轻载吃水的增加而减小。对于客滚船来说，双层底底部的压载水舱为调节压载吃水提供了多种可能，在满足最小首吃水、螺旋桨浸没等要求前提下，尽量减小压载到港吃水可以提高A值。不过轻载航行吃水的变化，可能会牵涉到螺旋桨浸没、结构强度、救生和舷梯布置等方面的重新校核，需要结合各专业要求考虑。

表2 不同轻载吃水时的A值

2）纵倾。根据规范要求，轻载航行吃水dl只需考虑一个实际的航行纵倾。部分分舱吃水dP和最深分舱吃水dS的计算纵倾，除了考虑水平纵倾，还应根据营运工况的纵倾范围来考虑是否加算，以保证所有营运工况下的纵倾与计算所用参照纵倾相比之差小于0.5%LS。根据该船营运工况的纵倾范围，dl取实际压载到港工况的纵倾-0.852 m，dP和dS分别取纵倾为0、-1.0 m和-1.5 m，保持其他参数不变分别进行计算。从表3可以看出，在其他条件一定时，dP和dS尾倾值越大，A值越小，对破舱稳性越不利。在客滚船设计过程中，应根据线型特点，确定结构吃水下合适的浮心位置，结合布置和装载情况，尽量把营运工况的纵倾控制在较小的范围内，以提高分舱指数A值，并使船舶保持良好的航行状态。

3）GM值。通常是先从完整稳性GM限定曲线上获得三种初始工况的GM值。3个初始工况的GM值曲线应同时满足完整稳性横准和破舱稳性衡准。从表4中可以看出，保持其他条件不变，提高dS和dp对应的GM值，分舱指数A值有明显提高。在设计过程中，如果可以确定线型合适的横稳心高度，并采取合适措施尽量降低空船重心高度来提高GM值，将有助于提高分舱指数A值，改善破舱稳性。

表3 不同纵倾时的A值

表4 dS和dp下不同GM值时的A值

3 计算结果分析

下文对该船的破舱稳性计算结果做具体分析，分别探讨空气管开口高度、双层底高度、边舱宽度和水密分舱对分舱指数A的影响。

3.1 空气管开口高度的影响

初步定义主甲板车辆舱内的空气管高度距基线12.1 m，计算得到A值为0.73006，小于R值0.77431，破舱稳性不满足规范要求。结合破损平衡水线图，考虑抬高靠近首部的部分舱室的空气管高度，以提高A值。分别计算3组空气管高度，从表5中可以看出，空气管高度的增加有利于提高A值，但改善效果有限，并且空气管高度增加将带来结构加强和空船重量增加等问题。

表5 不同空气管开口高度时的A值

3.2 双层底高度的影响

客滚船设计中，双层底高度是需要综合衡量确定的参数之一。根据规范要求，双层底高度应不小于B/20，且不得小于0.76 m，也不必大于2 m。如果设有较低的大货舱，最小双层底高度要求不大于B/10或3 m，取小者。或按规范要求的破损范围，假定船底在任何一处破损，对所有营运工况计算的生存概率Si不小于1。

该船在满足双层底破损要求的同时，分别计算不同双层底高度对应的概率破舱稳性。从表6中可以看出，增加双层底高度有助于提高分舱指数A。这是由于该船双层底水密分隔以下布置有空舱和压载水舱，水密分隔以上布置有车辆舱。双层底高度的增加，提高了双层底水密分隔以下区域的破损概率Pi，同时减少了双层底水密分隔以上的车辆舱进水量，增加了对应区域的生存概率Si，从而提高了全船的分舱指数A值。但同时要注意，在主甲板高度一定的情况下，双层底高度的变化将影响到压载水舱的舱容和车辆舱的净高。

表6 不同双层底高度时的A值

3.3 边舱宽度的影响

对于车辆舱内布置边舱的的客滚船来说，边舱宽度对破舱稳性的影响不容忽视。根据规范对客船舷侧破损的规定，该船要满足舷侧破损的要求，边舱宽度应不小于0.1B。调整该船的边舱宽度分别计算，从表7中可以看出，增加边舱宽度后，相应的分舱指数A随之增大。这是由于边舱宽度的增加，使这些区域的生存概率Si基本不变的同时，增加了破损概率Pi，从而提高了分舱指数A值。需要注意的是，该船下车辆舱边舱在双层底内左右连通，边舱破损后可以瞬时对称进水，基本不影响生存概率Si。如果边舱是非对称结构，增加边舱宽度将由于不对称进水量的增加，导致生存概率Si值明显下降，进而可能导致分舱指数A值减小。

表7 不同边舱宽度时的A值

除了要考虑边舱宽度对破舱稳性的贡献，对于客滚船，还要综合考虑其对经济性的影响。如果边舱宽度越宽，占用车辆舱的车道就越多，载车量就越少，设计中需要综合衡量。

3.4 水密分舱的影响

综合以上分析，计算该船的概率破舱，结果如表8中方案1所示。从表8可以看到，dP和dl的A值所占百分比大于规范要求0.9R，而最深分舱吃水A值所占百分比仅0.83R，小于规范要求的0.9R。因此该船满足概率破舱稳性计算的关键在于提高dS对应的A值。

表8 方案1～3计算结果列表

选取dS对应的单舱区域破损的工况来分析。从所有单舱区域破损工况中，找出pi＞0.001而Si＜1，即对生存概率Si过小而损失A值的工况，做进一步计算分析。

以DAMPP15.2.0和DAMPP16.2.0破损工况为例，两个工况的Si值及破损浮态见表8方案1对应的结果。从表9可以看到，DAMPP15.2.0和DAMPP16.2.0破损进水后的横倾角并不大，风雨密开口距水线高度也有较大余量，而最大正复原力臂及其范围较小（最大复原力臂值小于0.12m，范围小于16°）。分析这两个分区的破损舱室和稳性曲线，主要由于上车辆舱进水，导致破损平衡状态进水量大，重心高，最大复原力臂和范围较小，生存概率损失较大。因此尝试减少上车辆舱的进水量，来提高这些破损区域的Si值。

表9 破损工况计算结果列表

根据浸水概率的计算公式可以看出，浸水概率和破损舱或舱组在船舶长度方向的位置有关，位置越往前，破损区域越长，其浸水概率越大［3］。该船车辆舱首部线型较瘦，因此在尽量减小对车道长度影响的前提下，考虑在车辆舱首部两舷增加一对隔离空舱以减小上车辆舱的进水量。分别计算两个方案，方案2是在上车辆舱153号～165号两舷增加一对隔离空舱，见图2。方案3是在144号～165号两舷增加一对隔离空舱，见图3。

根据方案2和方案3计算，破损工况DAMPP15.2.0和DAMPP16.2.0的具体结果见表9。从表9可以看到，方案2和方案3与方案1相比，由于车辆舱进水量的减小，两个破损工况平衡状态下对应的进水量都相应减少，最大复原力臂和范围增加，生存概率都有不同程度的提高。

方案1～3的A值计算结果见表8。从表8可以看到，在车辆舱内增加局部水密分舱的方案有效提高了dS和dP对应的A值。与方案1相比，方案2在dS工况对应的A值提高约4.1%。方案3中dS对应的A值提高约7.7%。方案3计算得到的分舱指数A值大于要求的分舱指数R值，并且dS、dP和dl3个吃水的分项指数均大于0.9R。该船按方案3布置，满足概率破舱稳性计算规范要求。

图2 增加水密空舱方案2

图3 增加水密空舱方案3

4 结语

通过对多个方案的计算和对比分析，为同类型船舶的概率破舱稳性计算提供了参考，也为如何改善客滚船的概率破舱稳性提供了思路。在客滚船设计过程中，应注意尽量降低重心高度，获取合适的GM值；调节浮态，尽量控制装载工况的纵倾；合理分舱，并尽量减少不对称进水。同时，计算中也要注意合理的分区和正确的参数定义，以保证计算的精度和准确性。对于客滚船，在寻求优化稳性的过程中，还要综合考虑其乘客数和载车量等经济性指标。只有在设计中不断优化，精益求精，才能做出更佳的设计方案。

［1］中国船舶工业集团公司，中国船舶重工集团公司，中国造船工程学会.船舶设计实用手册总体分册［M］.北京：国防工业出版社，2013.

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

［3］孙家鹏.破舱稳性新规范探讨［J］.上海造船，2009（4）：28-33.