邮轮关键设计因素对破损稳性的影响

陈晶晶，周雪春，顾雅娟，陈新

中国船级社 上海规范研究所，上海 200135

0 引 言

大型邮轮是典型的高技术、高附加值客船，是迄今为止我国唯一没有实现自主设计的船型。大型邮轮造价高昂、人员众多、布置复杂，在设计过程中对其安全性提出了极高的要求。大型邮轮的稳性研究是其中的重要一环，尤其是破损稳性。随着几次重大事故的发生，推进了客船破损稳性要求的演变。例如，1912 年英国“泰坦尼克”号邮轮事故导致1 500 余人丧生，催生了SOLAS公约的诞生。根据HARDER 计划的科研成果，在SOLAS 2009 中提出了统一的基于概率方法的客货船破损稳性要求[1]。2012 年，意大利邮轮集团歌诗达（Costa） “协和”号(Concordia)豪华邮轮事故导致了33 人丧生。由此，邮轮事故引发了人们对邮轮安全水平的高度关注，并在SOLAS 2020 修正案中大幅提高了客船的破损稳性要求[2]。

破损稳性一直是业内关注的焦点，业界基于常规船型对其开展了大量研究[3-5]，如分舱布置优化、提高开口高度、提高初稳性高（GM）等。我国针对大型邮轮的研究和设计尚处于起步阶段[6]，在此类船型设计上缺乏经验，并且其破损稳性规则也在更新发展中[7]。当前针对大型邮轮破损稳性的实船研究非常少，大多是针对主尺度优化而提出有益的船型升级方案[6]，开拓了邮轮开发设计的思路。面对大幅提高的SOLAS 2020 破损稳性新要求，船型优化升级势在必行[6]，在综合平衡由船型升级方案导致的设计改动量大、建造成本高、设计与建造周期长等因素后，希望能将邮轮主尺度的改动限制到最小范围内。鉴于此，有必要挖掘大型邮轮在不改变主尺度的基础上为提高破损稳性达到分舱指数A（以下简称“指数A”）而需要引入的关键设计。

为此，本文将以某大型邮轮不同设计布置场景的破损稳性计算为突破口，研究影响指数A的关键因素，分析其机理并将其运用到布置优化设计上来提高破损稳性，用以开拓我国大型远洋客船在改善破损稳性方面的思路和方法，为船型优化布置和设计开发提供知识储备。

1 SOLAS 客船破损稳性要求概述

本文主要关注SOLAS 公约第II-1 章有关大型客船概率法破损稳性以及客船艏部破损和舷侧破损稳性的适用要求[2]：

1） 第6，7 条有关概率法破损稳性要求：指数A不小于R（R为要求的分舱指数），部分分舱吃水dp、最深分舱吃水ds和轻载航行吃水dl计算的部分指数Ap，As和Al不小于0.9R；

2） 第8 条有关艏部破损稳性要求：承受从艏垂线起0.08L（L为载重线船长）范围以内涉及的所有舱室破损，残存概率si= 1；

3） 第8 条有关舷侧破损稳性要求：承受舷侧外板任何一处假定长度为0.03L但不小于3 m 的破损，同时在最深分舱吃水线处自舷侧向舷内垂直中心线量取的穿透距离为0.1B（B为船宽）但不小于0.75 m 的破损，残存概率si≥ 0.9。

针对客船在任何破损情况下的残存概率si，在SOLAS 公约中考虑了以下3 个方面[2]：

式中：Sintermediate,i为在最终平衡阶段之前所有浸水中间阶段的残存概率，按式（2）计算；Sfinal,i为浸水最终平衡阶段的残存概率，按式（3）计算；Smom,i为经受住横倾力矩的残存概率，按式（4）计算。

若中间横倾角θ＞15°，则sintermediate,i= 0 。

由上述公式可以看出，除最终平衡阶段外，指数A与破损中间浸水阶段也相关。对大型邮轮而言，舱室布置密集，并设计多处非水密但又具有足够密性和强度的用于限制水流通的A 级防火舱壁[8]、穿舱管路、水平撤离通道、垂向逃生口等，会导致非瞬时的累进浸水，因此需要考虑中间浸水阶段，进而会影响到指数A。特别是大型邮轮的破损稳性本就不富裕，指数A大多与SOLAS 2009要求的分舱指数R持平[6]，并不足以满足SOLAS 2020要求的分舱指数R，在此情况下如何设计和改进上述布置将对破损稳性的计算起到关重要的作用。

本文将以某型大型邮轮（以下称“目标邮轮”）为例来进行说明，表1 给出了其主要参数。该邮轮破损区域共划分为25 个，如图1 所示。针对上述情况，研究提高其指数A的关键设计因素。

图1 目标邮轮破损区域划分图Fig. 1 Damage subdivision zone of target cruise ship

表1 目标邮轮的主要参数Table 1 Main parameters of target cruise ship

2 储备浮力的计入

按照2008 年国际完整稳性规则B 部分第3 章第3.5.2.2 条的要求，第2 层以上其他各层封闭的上层建筑若要计入浮力，则其上不设风暴盖的窗（窗格和窗框）应被设计为具有能承受周围结构安全裕度要求的强度[9]。大型邮轮设计有多层甲板，其舱壁甲板作为干舷甲板一般位置较低，因邮轮的破损稳性不富裕，舱壁甲板以上第2 层甚至更多层封闭的上层建筑都需考虑计入储备浮力，同时用于储备浮力的限制甲板可以部分水密[8]。

图2 所示可计入浮力的固定式窗，该窗结构设计有足够的强度。

图2 某大型邮轮上窗的设计Fig. 2 Window design of a large cruise ship

目标邮轮舱壁甲板以上有十多层甲板，其中救生甲板以下上层建筑舷侧外板上的窗均为固定式且具有足够的强度，因此，其储备浮力可以计入扣除系泊处所后的舱壁甲板以上、救生甲板以下的多层上层建筑。下面，将从上层建筑计入的3 种情况来分析其对指数A的影响，结果如表2和图3 所示。

图3 舱壁甲板以上上层建筑的计入与指数A 的关系示意图Fig. 3 Schematic diagram of relationship between superstructures included above bulkhead deck and index A

表2 舱壁甲板以上上层建筑的计入与指数A 的关系Table 2 Relationship between superstructure included above bulkhead deck and index A

由计算结果可以看出：

1） 目标邮轮舱壁甲板以上第2 层上层建筑的计入对指数A的贡献很大，可提高4%以上，继续向上计入上层建筑，对指数A的贡献将逐渐降低，在计入第3 层上层建筑后，对指数A的贡献仅提高了0.9%，若再向上计入，对指数A将无甚影响。

2） 由于目标邮轮的分舱区域比较密集，1 舱、2 舱破损时上层建筑的计入对指数A基本无影响，3 舱以上破损时计入上层建筑的优势则得以体现。

3） 上层建筑的计入对部分指数Ap，As，Al的影响提高较均匀。

因此，当破损稳性的计算结果不满足所要求的分舱指数R时，在舷侧外板上窗的设计强度足够的情况下，可以考虑向上多计入一层上层建筑。目标邮轮在考虑A 级防火舱壁等布置因素的情况下，计入舱壁甲板以上1 层上层建筑后，指数A不满足SOLAS 2009 要求的分舱指数R；在计入舱壁甲板以上2 层上层建筑以及其上的艏楼并扣除系泊处所后，指数A能满足要求，指数A可提高4%以上。

3 对破损中间阶段的考虑

3.1 横贯浸水装置优化对破损中间阶段的影响

横贯浸水装置作为一种平衡装置，较少用于民用货船，主要用在客船和一些特种用途船上。其原因主要有2 个方面：一是客船和特种用途船允许的最终横倾角较小，只有15°，而液货船是25°（若甲板边缘无浸没现象，这一角度可增至30°），货船是30°；二是客船上的乘客和特种用途船上的特种人员不同于船上训练有素的船员，当船舶遇到海损事故导致船体发生倾斜时，容易引发慌乱，乘客或其他人员的无序奔逃可能会导致船舶更大程度的倾斜，进而加速船舶的倾覆。因此，安装有效的横贯浸水装置有助于自动减少横倾角，用以在达到平衡的所有阶段中都能保持足够的剩余稳性。

根据对SOLAS 公约的理解，按照图4 所示的4 种场景假定计算指数A并分析其差异。

1） 无横贯浸水（场景a）：未设横贯浸水装置，左、右舷舱未连通，不考虑中间浸水阶段，单边浸水视为最终平衡阶段。

2） 横贯前单边浸水（场景b）：将单边浸水视为中间浸水阶段，计算的中间浸水阶段考虑为从阶段0 流动至平衡的全过程。所谓阶段0，是指破损范围内不受限制的处所立即浸水至浸满的初始进水阶段[8]，对于图4 所示破损范围而言，阶段0即为横贯浸水尚未发生前的单边浸水。

图4 假定横贯场景示意图Fig. 4 Schematic diagram of hypothetic cross-flooding scenarios

3） 横贯60 s 浸水（场景c）：计算的中间浸水阶段考虑为从60 s 后的第1 个中间阶段流动至平衡的全过程，单边浸水不必纳入破损计算[8]。

4） 横贯瞬时浸水（场景d）：将横贯浸水装置设计成不超过60 s 内瞬时浸水的形式，不考虑中间浸水阶段，横贯后的平衡状态视为最终平衡阶段[8]。

目标邮轮设有12 对左、右舷对称分布且非连通的边舱，其横贯浸水装置的布置如图5 所示，共设有14 处横贯浸水管道，均为无阀的自作用敞开横贯浸水管道（pipeduct）。在其他破损条件相同的情况下，考虑图4 所示的4 种假定场景来分析横贯浸水装置对指数A的影响，结果如表3和图6 所示。

图5 目标邮轮横贯浸水管道布置图Fig. 5 Cross-flooding pipeduct arrangement plan of target cruise ship

图6 横贯浸水假定场景与指数A 的关系示意图Fig. 6 Schematic diagram of relationship between the hyothetic cross-flooding scenarios and index A

表3 横贯浸水假定场景与指数A 的关系Table 3 Relationship between the hypothetic cross-flooding scenarios and index A

由计算结果可以看出：

1） 目标邮轮在横贯浸水假定场景a～场景d下计算的指数A是依次递增的，且在其两舷边舱增设横贯浸水装置后指数A可提高8%以上。大型客船的破损稳性一般并不富裕，因此合理设置横贯浸水装置能有效提高指数A，同时也能较好地改善客船的舷侧破损情况。

2） 对比分析场景b～场景d 下的指数A可以看出，在场景b 下，因中间浸水阶段考虑了阶段0，导致其指数A偏小于场景c和场景d下的。究其原因，是在阶段0 所对应的横贯前单边浸水情况下，中间横倾角较大，甚至于大于15°，由此导致sintermediate,i减小，甚至于sintermediate,i= 0，进而导致si减小或是si= 0。由于在SOLAS 第II-1 章分舱与破损稳性规则的解释性说明（MSC.429(98)）中已明确阶段0不必纳入si计算[8]，因此，场景b 是一种虚拟假定，在实际计算的中间浸水阶段中横贯前单边浸水可以不予考虑。

3） 对比分析场景c 和场景d 下的指数A可以看出，场景c 考虑了中间浸水阶段，其中有平衡时间大于60 s 且中间横倾角较大的情况，因而导致sintermediate,i＜sfinal,i，这 说 明 考 虑 中 间 浸 水 阶 段 后 指数A有损失。而横贯平衡全过程所用的时间如果不超过60 s，则可以假定为瞬时浸水，从而不用考虑中间浸水阶段。因此，横贯浸水装置设计成能瞬时浸水对指数A的改善效果更好。

4） 由场景c 中的1 舱至5 舱破损对指数A的贡献情况可以看出，由于目标邮轮的分舱区域较密，1 舱破损时，横贯浸水中间阶段的中间横倾角较小，故指数A增加的不明显；随着破损区域的增加，中间横倾角越大，指数A增加的也越明显。

5） 由3 个吃水的部分指数增比可以看出，设置横贯浸水装置后，部分指数Al，Ap相比As提高的更多。这是因为吃水越小，相同破损情况下的横倾角就越大，当未设横贯浸水装置时，吃水dl和dp比ds下的残存概率si损失得更多；反之，当设置了横贯浸水装置后，指数A的改善情况也就更好。

综上所述，大型邮轮采用横贯浸水装置可以在不改变分舱布置的情况下有效提高指数A，改善效果达8%以上。在SOLAS 2020 对破损稳性要求提高的背景下，未来横贯浸水装置将会有更加广泛的应用空间。有效的横贯浸水装置应尽量设计成自动平衡装置，横贯浸水时间按照MSC.362(92)中的相关要求计算[10]，其值越小，对指数A的改善效果就越好，当其不超过60 s 时，可以作为瞬时浸水处理而不考虑中间阶段。通过增加横贯管道数量或加大横贯面积等方法可以减小平衡时间。因此，横贯浸水装置可以尽量设计成瞬时浸水，若不可行，在设计时，应考虑尽量使横贯浸水加快，以便使计算的横贯浸水中间阶段从60 s～10 min或平衡时间（取小者）的残存能力不至于比瞬时浸水时降低很多。

3.2 A 级防火舱壁布置对破损中间阶段的影响

A 级防火舱壁和甲板需要考虑浸水中间阶段[8]，其在大型邮轮上的布置很常见，这就需要在破损稳性计算中予以考虑。以目标邮轮为例，在舱壁甲板以下布置的A 级防火舱壁如图7 中的粗虚线所示，应按其相邻舱室依次浸水来考虑破损中间阶段。经分析，据此考虑A 级防火舱壁的影响后指数A会降低。为了改善指数A，避免由此引起的中间浸水阶段影响，可将由A 级防火舱壁分隔的2 个相邻舱室做连通处理，使其能够瞬时累进浸水。为此，目标邮轮设计将3 处由A 级防火纵舱壁分隔的2 个舱室做了横向连通处理，如图7 中的阴影部分所示。具体地，是将舱室R05与R06 连通，R07 与R08 连通，R09 与R10 连通。

图7 A 级防火舱壁布置图Fig. 7 Layout plan of class-A fire resistant bulkheads

下面，从以下3 种场景来分析A 级防火舱壁对指数A的影响，结果如表4 和图8 所示。

表4 3 种A 级防火舱壁与指数A 的关系Table 4 Relationship between the three class-A fire resistant bulkheads and index A

图8 3 种A 级防火舱壁与指数A 的关系示意图Fig. 8 Schematic diagram of relationship between the three class-A fire resistant bulkheads and index A

场景1：考虑图7 中所有A 级防火舱壁对中间浸水阶段的影响。

场景2：连通图7 中3 处由A 级防火纵舱壁分隔的舱室，仅考虑其他A 级防火舱壁对中间浸水阶段的影响。

场景3：连通图7 中所有由A 级防火舱壁分隔的舱室，进而不考虑其对中间浸水阶段的影响。

由计算结果可以看出：

1） 对比分析3 种场景下的指数A可以看出，指数A受A 级防火舱壁的影响较大，会使其降低5%以上。这是因为与最终平衡阶段相比，在考虑A 级防火舱壁影响的中间浸水阶段后船舶横倾更严重，从而导致指数A下降。而在连通由A 级防火舱壁分隔的舱室后，指数A改善较多。目标邮轮由于分舱区域较密，其3 舱和4 舱破损时对改善指数A的贡献最多。

2） 对比分析场景2 和场景3 的指数A可以看出，两者的指数A相差不大，说明图7 中3 处阴影区的A 级防火舱壁对指数A的影响最大，这3 处关键区域均由纵向A 级防火舱壁分隔出2 个横向舱室，这3 处舱室呈左右舷横向布置，且舱容较大，这就使得中间浸水阶段中单边舱室浸水时横倾角较大，导致sintermediate,i＜sfinal,i，甚至为0。因此，选择关键区域中由A 级防火舱壁分隔的舱室进行连通即可有效改善指数A。

3） 从3 个吃水的部分指数增比可以看出，由A 级防火舱壁分隔的舱室在连通后，部分指数Al，Ap相比As提高得更多。此情况与横贯浸水类似，在破损情况相同的情况下，吃水越小，横倾角越大。因此，当舱室未连通时，吃水dl，dp下的残存概率si比ds下的损失更多，反之，连通后指数A的改善情况会更好。

目标邮轮上已连通的3 对关键舱室为机器相关处所，其连通方案为：在A 级防火舱壁的下端开设足够数量的椭圆形开孔，并装设活动钢制盖板，以使该舱壁在满足A 级防火功能属性的同时，当任一侧舱室浸水时该盖板都能有效脱离，进而实现左、右舷的2 个舱室同步累进浸水快速达到平衡。其设计思路与增设60 s 内平衡的横贯浸水装置相类似，即采用连通两侧舱室的方法，在一侧舱室破损后，通过瞬时累进使船舶能够快速自动扶正，因而避免了考虑破损中间阶段。

综上所述，大型客船为了改善A 级防火舱壁对指数A的不利影响，可以在关键区域的A 级防火舱壁上采取上述连通方案，进而提高此区域对指数A的贡献。

4 破损水线对船舶布置的影响

在大型邮轮上设有大量的外部开口和内部关联开口，在进行破损稳性计算时，需要考虑这些开口累进浸水的影响。通常，为了减小这些开口对指数A的不利影响，可以提高开口高度。但有些开口受限于布置的需要和美观方面的考虑，不能随意提高其高度。另外，提高开口高度会增加相关水密舱室结构设计的压力，进而增加空船重量，而邮轮空船的重量重心控制至关重要。因此，有必要分析如何设计布置这些开口才能同时满足破损稳性、功能需要和结构设计压力等方面的相关要求。

4.1 破损安全区

对于布置较复杂的客船，可以在横向船舯区域从下至上设置破损安全区，如图9（b）和图9（c）中阴影区域所示。在进行破损稳性计算时，因未假定安全区破损，故不计入破损位置因数pi，仅在累进浸水时予以考虑。在概率法破损稳性计算中，安全区的边界作为船舯的横向破损限制线，将仅考虑安全区以外区域对指数A的贡献。各层甲板上的穿舱管路、通风、走道等均可布置在这一区域。

图9 布置设计与破损水线的关系示意图Fig. 9 Schematic diagram of relationship between layout design and flood waterlines

4.2 破损水线

按照SOLAS 公约破损稳性的相关要求，对于目标邮轮，通过1 舱至多舱的破损计算可以确定整船在最恶劣情况下的破损水线分布。考虑对指数A有贡献的在破损各阶段所有可能出现的水线情况，即破损最终平衡水线及sfinal,i要求的16°正稳性范围，以及破损中间阶段横倾水线及sintermediate,i要求的7°正稳性范围，将这些水线根据其因静态和动态的不同属性而形成的包络线分为以下2 类：

1） V-line1：由破损中间阶段横倾水线和最终平衡水线包络而成的破损静水线，如图9（b）中蓝线所示；

2） V-line2：由破损中间阶段横倾水线以外正稳性要求的7°范围，和最终平衡水线以外正稳性要求的16°范围形成的间歇浸没水线包络而成的破损动水线，如图9（b）和图9（c）中红线所示。

参 考MSC.429(98) 对SOLAS 公 约 第II-1 章B 部分第17 条的解释中破损水线对门布置的要求[8]，如图9（a）所示，半水密舱壁端点、水平撤离通道、垂向逃生口、水密门/半水密门控制站、破损安全区及破损相关开口位置等可根据上述2 条破损水线进行布置。

1） 半水密舱壁延伸端点。

对于大型客船，舱壁甲板以下的水密主舱壁应向上延伸至舱壁甲板，其在海上使用的门应为滑动水密门。对于舱壁甲板以上的水密舱壁，要求则有所放宽，可以设置成局部水密舱壁，这就使得各破损区域之间不完全水密，而是通过内部开口，如通道、走廊等相连通。如果将连通的区域当成一个大的破损舱室来参与计算，则其提供的储备浮力有限，因而破损稳性不能满足要求。

考虑到舱壁甲板及其以上甲板均为部分淹没，因此可以按照设置的局部水密舱壁对舱室进行细分。细分的目的是使舱壁甲板以上破损区域以外的区域仍能提供储备浮力，这就要求假定破损的舱室进水时水不会累进到破损区域以外的其他舱室。因为局部水密舱壁延伸端点在破损稳性计算中是作为内部进水点来考虑内部舱室间的累进，为了使局部水密分隔也能有效阻挡破损后的累进浸水，所以各层甲板上的局部水密舱壁端点可以设计成延伸至破损水线V-line2 以上，如图9（b）和图9（c）中舱壁甲板（DK0）上的水密舱壁端点O1，O2 以及其上第1 层甲板（DK1）上的水密舱壁端点O3 和O4，其上第2 层甲板（DK2）无需水密。

2） 水密门/半水密门。

半水密门作为防溅门应设计成具有被间歇淹没时可有效阻挡水通过的能力[8]，在破损稳性计算中，可以作为风雨密点来考虑其内部关联舱室的累进。为了不引起累进，V-line1 以上V-line2 以下的门可以设计成半水密门，如图9（b）中舱壁甲板（DK0）上的半水密门SD1，SD2 以及图9（c）中的SD1-12；V-line1 以下舱壁甲板以上的门可以设计成压头减小的水密滑动门，目标邮轮无需布置此类门。

3） 水密门/半水密门操控位置。

按照SOLAS公约第II-1章B部分第7-2.5.3.2 条的要求[8]，水密门/半水密门的操控位置在破损的任何阶段无法接近或操作时，si= 0，其在破损稳性计算中是作为内部进水点考虑的。因此，其应尽量靠近船舯布置，并位于破损水线V-line2 以上，如图9（b）中的半水密门控制柜CC1 和CC2、水密门液压控制站WHS 以及图9（c）中的CC1-12，WHS1-6。

4） 垂向逃生舱口。

按照SOLAS公约第II-1章B部分第7-2.5.3.1 条的要求[8]，舱壁甲板以上的垂向逃生口在破损的任何阶段浸没时si= 0，其在破损稳性计算中是作为内部进水点考虑的。因此，其应尽量靠近船舯布置，并位于破损水线V-line2 以上。若是装设了风雨密关闭装置的逃口，可以布置在V-line1 以上，如图9（c）中ESC。

5） 水平撤离通道。

按照SOLAS公约第II-1章B部分第7-2.5.2.2 条的要求[8]，舱壁甲板上的水平撤离路线在最终水线浸没时si= 0。因此，走廊和梯道应尽量靠近船舯布置，并位于破损水线V-line1 以上。

基于此，舱壁甲板以上第1 层应优先考虑布置中心走廊以作为水平撤离通道，舱壁甲板以上第2 层则可以考虑布置两舷走廊，如图10 所示。

图10 舱壁甲板以上走廊和梯道设计图Fig. 10 Design drawings of corridor and stairway above bulkhead deck

5 结 论

SOLAS 2020 大幅提高了客船的破损稳性要求，这将进一步促进邮轮进行全方位的船型升级和设计布置优化。本文通过对比分析目标邮轮的多方案破损计算和结果，并结合SOLAS 公约的相关要求，为大型客船的设计布置提供了改动小且有效的细节优化方案，可为客船指数A的提高提供相关的思路和方法。主要结论如下：

1） 上层建筑舷侧外板上的窗在设计强度足够的情况下，为提高指数A，在计算破损稳性时可以考虑多计入舱壁甲板以上第2 层及以上多层上层建筑。目标邮轮在计入第2 层上层建筑后，指数A提高了4%以上。

2） 对两舷边舱合理增设横贯浸水装置可以在不改变分舱布置的情况下有效提高指数A。可尽量设计成瞬时浸水，若不可行，可通过增加横贯管道数量或加大横贯面积等方法来减小平衡时间，从而使横贯浸水有效。目标邮轮在增设横贯浸水装置后，指数A提高了8%以上。

3） 大型邮轮布置有多处A 级防火舱壁，可选择其中横向分隔左右舷两侧较大容积的舱室进行连通，例如在纵舱壁的下端开设足够数量的横贯孔，并装设活动钢制盖板，当任一侧舱室浸水时该盖板都能有效脱离进而使另一侧舱室同步累进浸水达到平衡，以此来提高此区域的分舱指数。目标邮轮关键区域的A 级防火舱壁在增设横贯孔后，指数A提高了5%以上。

4） 在横向船舯区域设置破损安全区，可方便各层甲板上的穿舱管路、通风以及走道等在此区域集中布置，从而减小因分散布置引起的累进不利影响。

5） 半水密舱壁延伸端点、水密门/半水密门及其控制站、水平撤离通道、垂向逃生口、通风、走廊和梯道等与破损相关的内部开口及路线应尽量靠近船舯布置，其在舱壁甲板以上各层的具体位置可以通过文中所述的破损水线V-line1/V-line2来进行优化设计。