40 000 t自卸船概率破舱稳性计算优化

陆子友，黄光兵

(中船澄西船舶修造有限公司，江苏 江阴 214433)

0 引言

《1974年国际海上人命安全公约》(SOLAS)概率破舱稳性相关要求对货船分舱设计的安全性起到了重要的指导作用，业内对于货船分舱如何满足该要求进行了广泛的探讨，并给出了一些行之有效的设计建议或意见[1]。目前，对于常规船型，如B型普通散货船，已经能够容易地满足分舱指数的要求，但对于一些特殊船型，在进行初始分舱设计时，针对概率破舱稳性的要求，仍要予以充分的计算论证，确保船舶达到的分舱指数满足公约要求。

40 000 t自卸船是一种特殊的重力式自卸散货船，货舱为W型底设计，配备了轴带发电机、艉侧推和重力式自卸设备。其分舱和装载设计与常规散货船有较大的区别，主要体现在1号货舱水密舱段和机舱长度较长、货物装载重心较高、燃油舱布置在W型货舱底以下等，这些因素使得40 000 t自卸船达到的分舱指数同常规散货船相比偏低，在满足公约要求上难度有一定的增加。

本文以40 000 t自卸船为研究对象，针对平浮和艉倾1.3 m 2种情况利用NAPA软件对其概率破舱稳性进行计算研究，并结合计算原理，在设计阶段采取一些提升其分舱指数的措施，确保该船概率破舱稳性满足公约要求。

1 法规要求

根据《SOLAS 2009》要求，大于100 m的货船，其分舱程度可达到的分舱指数R应达到以下值：

式中：Ls为整船分舱长度。

船舶达到的分舱指数A按照下式进行计算：

A=0.4As+0.4Ap+0.2Al

式中：As、Ap和Al分别为最深分舱吃水、部分分舱吃水和轻载吃水下达到的分舱指数，0.4、0.4和0.2为各工况的计算权重系数。

上述公式所表示的总和应计及Ls范围内单个舱或两个或更多相邻舱进水的所有情况。对于非对称布置，A的计算值应为按两舷所作计算求得的平均值。或者，该值相应于明显得出最不利结果的一舷计取。

每个工况达到的分舱指数按下式计算：

A=∑PiSi

式中：i为所考虑的每一个舱或舱组；pi为所考虑的舱或舱组可能进水的概率，不考虑任何水平分隔；si为所考虑的舱或舱组进水后生存概率，并包括任何水平分隔的影响。

2 概率破舱稳性初步计算

本船概率破舱指数计算采用NAPA软件进行。40 000 t自卸船分舱长度190 m，自船尾至船首分别为艉尖舱、机舱、7个货舱、艏尖舱，共计10个水密舱段。本文以右舷侧概率破舱计算为例，分析概率破舱稳性计算优化过程。

本船型概率破舱稳性计算对应的水密分隔见图1，图中Z01～Z10为破舱概率计算沿船长方向第01到第10个分区。最深分舱吃水DS、部分分舱吃水DP和轻载吃水DL的初始工况参数见表1。根据设计装载工况的浮态，需要计算平浮和艉倾1.3 m情况下的分舱指数,用A0表示，初步计算结果见表2。

图1 破舱概率计算分舱图

根据公约要求，计算要求达到的分舱指数R为0.625 7，表2中计算得到的分舱指数A0小于要求达到的分舱指数R，不满足公约要求。

3 概率破舱分舱指数计算优化

3.1 艉倾1.3 m工况

对初步计算结果艉倾1.3 m初始状态下的生存概率图(见图2)进行分析，发现最深分舱吃水DS下Z03单个区域破损对应的生存概率出现了s<0.05的情况。图中，灰色表示生存概率s≥0.99，黑色表示生存概率s<0.05。

在NAPA软件中查找到Z03区域s=0的破损组合代码为DS-1.3/SDSS 3.2.1，破损工况代码SDSS 3.2.1对应的舱室浸水情况见图3，破损组合DS-1.3/SDSS 3.2.1破损稳性衡准见表3。

图2 艉倾1.3 m最深分舱吃水下生存概率分布图

图3 破损工况SDSS 3.2.1破损浸水示意图

根据NAPA软件计算，DS-1.3/SDSS 3.2.1对应的最大复原力臂为0.10 m，浸水后从平衡横倾角量取的正复原力臂的范围为19.2°，2项稳性衡准均满足公约要求。进一步对累积浸水情况进行检查，对甲板浸没区域空气管进行浸没检查，结果见表3。

表3 DS-1.3/SDSS 3.2.1非水密开口浸没情况

注：X、Y、Z为开口的位置坐标；H为非水密开口距离平衡水线的垂直距离。

由表3可知，该破损组合平衡状态有多个风雨密开口被浸没，从而导致Z02区域发生累积浸水，此时对应破损工况的生存概率直接被判定为0。

本破损工况中，出现了多个开口高度被浸没的情况，其中除代码DOOR06和DOOR07以外被浸没的开口可以通过增加围板高度来解决[2]。

开口DOOR06和DOOR07代表居住区门的门槛高度。考虑通过便利性，不宜将增加高度作为第一优化选项。由于本船油舱布置在货舱W型底以下，溢油管的联通会使得任一油舱发生浸水时其他油舱也发生联通浸水，故可在每个油舱溢油管初始端增加止回阀，避免联通浸水，达到缩小破损范围的目的。进行此项优化后，破损工况SDSS 3.2.1浸水舱室减少。优化后浸水情况见图4。

图4 优化后的破损工况SDSS 3.2.1

增加止回阀后，重新计算非水密开口的淹没情况，并根据计算结果，将开口VNET26、VNET27、AP070、SH14、AP057的高度做相应的增加，避免累积浸水情况的出现。

采取上述措施后，艉倾1.3 m 对应的分舱指数用A1表示，计算结果见表4。

表4 优化后艉倾1.3 m的分舱指数计算结果

结果表明，艉倾1.3 m工况的分舱指数已满足要求，但本次优化对平浮状态的分舱指数无贡献，仍不能满足要求。

3.2 平浮初始状态

对初步计算结果平浮工况下的生存概率分布图(见图5)进行分析，发现Z09区域单区破损有生存概率s<0.05的情况。

对Z09区单区破损结果进行分析，有多个破损组合生存概率为0，见表5。

选取DP/SDSS 9.2.1破损组合进行分析，根据NAPA软件计算，得到最大复原力臂为0.57 m，浸水后从平衡横倾角量取的正复力臂的范围为40.3°。均满足公约要求；非水密开口浸没情况分析见表6，可见该破损组合平衡状态由于浸水平衡水线位置开口DOOR15被淹没导致了Z10区域发生累积浸水，生存概率被判定为0。

图5 平浮状态下生存概率分布图

表5 Z09区单区破损组合及指数计算列表

注：w为不同吃水下分舱指数的权重系数；p为所考虑的舱或者舱组可能进水的概率，不考虑水平分隔；v为水平分隔以上处所不进水概率的缩减因数；s为进水后的生存概率，包括任何水平分隔的影响；A0n为第n个破损组合对应的分舱指数。

表6 DP/SDSS 9.2.1破损组合非水密开口浸没情况列表

DOOR15为甲板以上水手长储藏室的开口，分析出现累积浸水的原因是：在分舱设置时，设定了主甲板即Z=16 m的水平分隔，导致对应Z09区域主甲板以下范围破损(垂向缩减因数v=0.702 1)时，水手长储藏室通过DOOR15产生累积浸水。但是考虑SDSS 9.2.1中浸水舱室和水手长储藏室同时浸水的组合破损的工况SDSS 9.2.0(垂向缩减因数v=0.298 0),对应的生存概率却为1，所以此处设置水平分隔不能增加贡献[3]，反而导致了因累积浸水，生存概率被判定为0的情况。

根据以上分析，将Z09区域Z=16 m的水平分隔取消，更新的Z09区域分舱设置见图6。

Z09区域对应的单区破损工况数减少为4个，Z09单区破损达到的指数大幅提升，结果见表7。

此时，平浮状态时达到的分舱指数用A2表示，计算结果见表8，满足公约要求。

图6 优化后的Z09区域分舱设置

表7 优化后Z09单区破损组合指数计算结果

4 结论

40 000 t自卸散货船和普通散货船在分舱上的区别使其分舱指数满足公约要求的难度有一定程度的增加。其主要体现在2个方面：

(1)机舱水密舱段和1号货舱水密舱段浸水体积大，单区破损工况平衡状态的纵倾过大，且和这2个区域相邻的2区破损对分舱指数的贡献较小。

(2)燃油舱布置在货舱W形底以下，低于平衡水线，会导致联通浸水。

表8 优化后平浮状态分舱指数计算结果