适用于超大型集装箱船的外飘砰击规范要求对比

杨源，唐文勇，陆明锋，沈亚明

(1.上海交通大学 海洋工程国家重点实验室，上海 200240;2.南通中远川崎船舶工程有限公司，江苏 南通 226005)



适用于超大型集装箱船的外飘砰击规范要求对比

杨源1,2，唐文勇1，陆明锋2，沈亚明2

(1.上海交通大学 海洋工程国家重点实验室，上海 200240;2.南通中远川崎船舶工程有限公司，江苏 南通 226005)

针对超大型集装箱船在恶劣海况下航行时的外飘砰击问题，总结目前各船级社规范的外飘砰击强度校核要求的特点，以某超大型集装箱船为例，对适用各规范要求下的砰击压力和最小板厚要求进行计算对比，分析其间的显著差异和参数敏感性，为超大型集装箱船结构设计提供参考。

外飘砰击；超大型集装箱船；规范校核

砰击问题涉及多重复杂效应[1-2],现有的各种计算方法和模型仍称不上完善和准确。目前各船级社规范的砰击校核要求仍以经验公式为主，但彼此互不相同。无论是各船级社的设计外飘砰击压力还是砰击的尺寸加强要求都存在着一定的差异[3-4]。相关研究使用的案例为船长在210～240 m之间的集装箱船或滚装船，研究结果对于更大尺度的船型未必适用。本文中将这些最大装载量超过10 000 TEU的集装箱船统称为超大型集装箱船。超大型集装箱船具有显著艏外飘、大尺度和高航速的特点，可能发生较严重的外飘砰击。本文初步调查了各船级社砰击规范要求的理论背景，并以某超大型集装箱船为例，适用LR，ABS，DNV，BV，CCS，NK6种船级社规范的外飘砰击要求进行了名义砰击压力和砰击要求最小板厚的对比计算，并分析砰击压力的敏感性因素。

1 当前各船级社要求的特点比较

外飘砰击的规范要求具体包括名义砰击压力计算和最小板厚要求计算两部分。由于各船级社规范采用的符号标记有所差别，为避免统一符号给查阅相关公式时造成含义混乱，在本节内的说明保持了各自的标记，在本节以外的分析只使用LR的符号标记。

1.1 名义砰击压力计算公式

1.1.1 LR

LR的基本公式[6]为

(1)

式(1)的左项代表入水冲击压力，以Karman入水冲击理论[7]和Ochi-Motter方法[8]为基础，是式(1)的主要贡献项。当底升角ψ<10°时，Karman理论下的结果偏差较大，故LR将船型系数Kbf由Karman理论中的π/tanψ修正为28(1-tan(2ψ))。计算时，ψ取计算点处的船体横剖线切向角βp和纵剖线切向角αp中的较大值(见图1)。式(1)的右项为撞击冲击压力，代表航行时波浪水质点冲打船艏外张表面引起的冲击压力。

图1 砰击相关角度

1.1.2 ABS

ABS的基本公式[9]为

(2)

(3)

(4)

1.1.3 DNV、BV和CCS

3方压力公式构造比较相似，均由IACS UR S8中滚装船艏门设计压力[10]的最低要求公式衍生而来。DNV[11]的基本公式为

(5)

式中：参数C和Cf的表达式为

C=min[0.18(Cw-0.5h0),1]

(6)

(7)

BV[12]的基本公式为

pFI=CSCZ(0.22+0.15tanα)·

(8)

Cs在外板和次要加强筋校核时取1.8，Cz的表达式为

(9)

式(6)～(9)中，β为水线切向角，对应图1中的γp角，α为计算点外飘角，对应图1中的90°-βp角；γ与船的横摇、纵摇有关。BV采用了与UR S11A[13]一致的波浪系数H，与DNV公式中的Cw有小幅差别。对本文分析用的例船，H=10.745，Cw=10.670。如果不考虑这一差异，BV公式中的系数Cz等于DNV公式中的系数C值除以0.18，故BV公式相当于DNV公式在γ角取0时的情况。

CCS的基本公式[14]不再列出，它相当于式(8)乘以0.8，但CCS要求计算用船长不必超过250 m。由于超大型集装箱船船长一般都大于250 m，因此后面算例中CCS的砰击规范计算使用250 m作为计算船长。

1.1.4 NK

NK的基本公式[15]为

(15)

NK的方法以S.L.Chuang完成的楔形体入水冲击试验研究为基础[16]。式中vn和β0为计算点处船-波面的法向相对速度和相对冲击角，冲击系数Kp完全取决于相对冲击角β0。NK使用了K.Hagiwara等[17]提出的等效均布静压力概念，该量在相对冲击角较小时比较稳定，不随试验模型的尺度比发生变化。Ce为等效均布静压力与砰击压力峰值的比值，它的引入与NK砰击板厚加强要求的公式是相对应的。

除了计算公式层面上的不同，各船级社规范要求的砰击压力计算范围也存在小幅的差异，具体见表1。表1中ABS的计算范围是针对规范船长在130～450 m范围内的集装箱船。

表1 各船级社规范的外飘砰击压力计算范围

1.2 最小板厚要求公式

各船级社关于外飘砰击的最小板厚要求公式也是不同的，但输入参数一般仅包括板格长边和短边的长度、材料和名义砰击压力。从本文例船的艏舷侧外板上取6组典型板格的输入参数，根据最小板厚要求公式，逆向推算出在原始板厚下，各船级社许可的最大设计砰击承载力，可视为板格在原始板厚下的名义承载力，列于表2中。显然，对于同一板格，由不同船级社推算得到的名义承载力是不同的。DNV和NK的结果较高，ABS的最低。BV的名义承载力大体相当DNV的2/3，而CCS的结果相当于DNV的55%。这种差异反映出各船级社砰击校核公式所选取的极限承载状态是不同的。

2 例船外飘砰击校核结果对比

2.1 例船概要和布点说明

以某典型的超大型集装箱船为例进行计算，其基本信息：船长Loa=400 m，型宽B=59 m，结构吃水Tsc=16 m，服务航速Vs=23 kN。对比分析选取各船级社艏外飘砰击校核范围的公共部分，即结构吃水Tsc以上、距艏垂线0.012 5L～0.1L之间的舷侧外板区域。从图2所示的对应粗网格有限元模型图中可以大体看出例船这片区域的外板外飘程度。

表2 各船级社砰击的最小板厚要求公式逆推算比较

计算载况取结构吃水载况，砰击压力计算点的纵向肋位选取邻近的两强肋骨的中间肋位，自艉向艏按字母顺序依次标记为肋位A～L，垂向坐标取邻近平台(stringer)或甲板的中间高度处，计算点对应的肋位标记和垂向坐标显示于图2b)中。

2.2 名义外飘砰击压力计算对比

基于计算点位置的外板形状数据，按LR、ABS、DNV、NK、BV和CCS 6种船级社规范的要求计算名义砰击压力，结果见表3～8。

图2 砰击对比计算区域的外板形状、计算点的肋位与高度

表3 LR规范公式的名义砰击压力结果 kPa

表4 ABS规范公式的名义砰击压力结果 kPa

表5 DNV规范公式的名义砰击压力结果 kPa

表6 BV规范公式的名义砰击压力结果 kPa

对比分析表3～8，可见：

1)ABS和LR的结果在各方法中处于较低的水平，而DNV和NK的较高。

2)DNV、BV、CCS 3种方法的结果高低次序与公式分析相符，计算结果显示CCS对于计算船长不超过250 m的设定和0.8倍的整体折减系数，显著拉开了与BV结果的差距。

3)DNV、BV、CCS的压力结果沿高度和船长方向变化趋势一致，LR结果的变化趋势也与之近似，砰击压力的最大均在z=19.5 m，肋位C位置附近。

4)ABS的压力结果在紧靠艏垂线且距结构吃水较近的区域快速升高，这与其他方法结果的趋势完全相反。

5)NK的压力结果在紧靠艏垂线处的二甲板(约距基线22 m的高度)以上区域相当高，最大值出现在z=24.6 m，肋位L位置。

2.3 砰击最小板厚要求的计算对比

计算区域的舷侧外板，沿高度方向的分缝大体与平台/甲板位置一致，沿船长方向的分段缝大致位于肋位A、F、L附近，因此计算区域大致包含12块列板，列板从艉到艏、自上而下依次标记为PA1～PA6，PB1～PB6。从被列板覆盖的计算点中提取最大的名义外飘砰击压力值，用来计算规范要求的砰击最小列板板厚。按照6种规范分别进行上述计算，结果显示见图3，可以看出：

1)BV要求的最小板厚是7种方法中最大的，CCS、DNV、NK的板厚要求比较接近，LR的板厚要求最低。对比来看，虽然BV的设计砰击压力超过DNV的设计压力的80%，但对同一板格，BV采用的设计砰击承载力仅有DNV结果的2/3，故BV的砰击板厚要求最高。

2)ABS的情况略复杂，对于紧靠艏垂线且距结构吃水较近的3块列板要求的最小板厚已接近甚至超过DNV的要求，但在其他列板上要求的砰击最小板厚要求总体偏小。这显然与ABS设计砰击压力的特殊分布趋势有关。

图3 舷侧外板的砰击最小板厚要求对比

3)LR的结果是各船级社中外飘砰击公式计算中最小板厚要求最低的，例船的原始板厚即能够满足砰击的局部强度要求。

4)虽然DNV和NK规范的最小板厚要求互有差异，但相差不大。这是因为2种方法的名义砰击压力的总体差距相对较小，而且同一板厚下板格的名义承载力差距也相对较小。CCS的最小板厚要求大体上略低于DNV的结果。

研究仅针对船级社的外飘砰击经验校核公式，这里的板厚要求为各规范的外飘砰击校核公式所要求的，并不代表例船最终的板厚要求，总纵强度、横向强度及部分船级社要求的砰击直接分析评价都可能提高板厚要求。

3 规范要求结果的敏感性分析

考虑到规范船长L、服务航速Vs、计算点位置及外板切向角等输入参数对砰击最小板厚的敏感性均来自于名义砰击压力的传导，故名义砰击压力和砰击最小板厚的敏感性是一致的。分别从船舶主参数和艏部外形变化2个角度观察名义砰击压力的单变量敏感性。计算点位置为z=19.5 m，肋位C处，这是DNV、BV、CCS 3种规范结果最大名义砰击压力计算点，结果见图10～11。

3.1 船舶主参数

3.2 艏部外形

图5a)，b)，c)分别反映了压力计算点位置处的横剖线切向角βp、水线切向角γp(角度见图1)和计算点距夏季水线的距离3个变量的小幅变化引起的名义砰击压力的变化。各船级社的名义砰击压力都随βp的增加呈逐渐减小的趋势，其中DNV、CCS、BV的降幅较明显，而NK和ABS的降幅比较小。DNV、BV、CCS的结果随γp的增加都会出现明显的增加，而NK、LR结果对随γp的增加也有小幅增加，而ABS结果则出现小幅的减弱。ABS结果在相对高度为4.45 m时的显著上升，是由于距离装载水线越近，式(4)的计算结果增幅越快，而对式(4)结果的修正发生在相对高度不超过4 m的范围内。除ABS外，设计砰击压力对计算点的相对高度影响几乎可以忽略。这一趋势的出现与计算点位置的选取有关，作为敏感性算例的计算点与夏季水线的距离为3.45 m，变化影响也仅在上下1 m内探讨，因此它只反映了邻近装载水线高度附近位置的敏感性特征。

图4 船舶主参数对名义砰击压力的敏感性影响

图5 艏部外形变化对名义砰击压力的敏感性影响

5 结论

不同于较小尺度的集装箱船，当前各船级社规范要求运用在超大型集装箱船上时，名义砰击压力和最小板厚要求都体现出较大的结果离散性，BV的砰击最小板厚要求较高，DNV、NK和CCS的要求比较接近，LR和ABS的砰击最小板厚要求较低。

各船级社外飘砰击的名义压力值对船长L的敏感性是个十分重要的因素，与砰击强度要求的差异密切相关。表征艏部外形的切向角βp和γp的变化也会对名义砰击压力结果构成比较显著的影响，而合理范围内的设计航速的变化对砰击校核结果也有一定影响。

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Comparison on Rule Requirements of the ULCS Bowflare Slamming

YANG Yuan1,2, TANG Wen-yong1, LU Ming-feng2, SHEN Ya-ming2

(1.State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China;2.Nantong COSCO KHI Ship Engineering Co. Ltd., Nantong Jiangsu 226005, China)

Focused on ultra large containership (ULCS) bowflare slamming while traveling in rough sea, the characteristics of slamming strength requirement in several classification societies rules was summarized. Taking a certain ULCS as example, the nominal bowflare slamming pressure and relevant minimum shell plate thickness requirements based on six classifications’ rules were calculated for comparison, and significant difference and parameter sensitivity were analyzed. This research can provide reference in ULCS structure design.

bowflare slamming； ultra large containership (ULCS)； rule check

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.04.008

2017-01-11

工信部高技术船舶专项([2016]25号)

杨源(1987—)，男，工学博士，工程师

研究方向：船舶工程结构力学

U661.4

A

1671-7953(2017)04-0034-07

修回日期：2017-02-15