樊红元 杨 博 向 淼 赵耀中

（上海船舶研究设计院 上海201203）

12 500 载重吨重吊多用途船破损稳性研究

樊红元 杨 博 向 淼 赵耀中

（上海船舶研究设计院 上海201203）

在保证大开口货舱功能需求的前提下，研究12 500载重吨重吊多用途船的破损稳性，使其满足分舱指数要求。对货舱数量、边舱数量、边舱宽度、水密二甲板分隔高度、双层底高度、压载水舱型式等各因素进行定性分析，获得各因素对该船破损稳性的影响趋势，指导该船的破损稳性设计。同时也评估了机舱区域船底破损，使其满足公约的要求。最终得出同时兼顾船舶功能和破损安全的设计，对类似的万吨级重吊多用途船的开发具有借鉴意义。

多用途船；大开口货舱；重吊；概率破损稳性；底部破损

引 言

12 500载重吨重吊多用途船是上海船舶研究设计院为德国船东（Briese、Krey、Zeaborn、Nordic）开发设计的新一代绿色环保型多用途船。该船主要特点：全船仅设两个货舱，其中大货舱长度为76.5 m，内底载荷大，均布载荷18 t/m2，三个指定区域的载荷25 t/m2。左舷配两台250 t重型甲板起重机，可联吊500 t货物。货舱上方装货区域平整，无任何突出物，长度为107 m。货舱和甲板上方可以载运大件、重件、超长件等货物，如核电站设备、游艇、海洋平台模块、采矿机械和化工设备等。

该船第二货舱长度为76.5 m，超过船体总长50%。货舱开口宽度为17.6 m，占船体型宽77%，属于大开口超大货舱［1］。一旦破损进水，进水量非常大，难以维持足够的剩余稳性，生存概率接近于零［2］，加之压载管系和燃油管系的布置相对复杂，对SOLAS 2009 概率破损稳性［3-4］提出很高的要求。另外，从船东实际使用的角度出发，破损稳性的极限初稳性高（GM）［5］越小，装载甲板货物越灵活，市场竞争能力越强。因此，必须认真研究该船的破损稳性，以满足规范要求和船东需求。

1 船型概况

12 500载重吨多用途船是一艘单机、单桨、低速柴油机推进的重吊多用途船。适合全球航行，用于装运谷物、煤、盐、水泥和矿石等散装货物，以及集装箱、钢卷、木材、新闻纸、杂货和大型工程件，并适合装载危险品（IMO 第1-9类）。此船自动化程度先进，完全满足最新规范和规则要求，包括EEDI、压载水处理、香港公约、排放控制区域使用超低硫燃油、集装箱绑扎、美国环保署（EPA）等要求。

该船主要技术参数如下：

（1）船体总长 147.00 m、型宽 22.80 m、型深11.55 m、设计吃水7.50 m、结构吃水8.10 m、载重量（结构吃水）12 500 t。

（2）货舱容积 17 612 m3，集装箱容量842标准箱（其中：甲板上522标准箱，货舱内320标准箱）。

（3）主机型号：MAN 5G45ME-C9.5 Tier II。合同最大功率4 800 kW×94 r/min，持续服务功率4 080 kW×89 r/min。

（4）服务航速 15.0 kn。

2 计算模型

破损稳性使用NAPA软件建模和计算，水密分舱见图1。

图1 水密分舱图

破损稳性按照SOLAS 2009对货舱要求的概率方法进行计算。分舱长度146.84 m，要求的分舱指数（简称“R”）为0.571 68。计算初始条件［6］如表1所示。

表1 计算初始条件　m

3 影响破损稳性的因素分析

3.1 横稳心高（KM）

较大的KM可以使船舶在发生破损进水后仍然具有一定的GM，以保证船舶不发生倾覆或减少不对称进水带来的较大横倾，提高破损后的生存概率。根据装载和航速等需求确定船舶主尺度和方形系数后，型线设计非常关键，既要考虑快速性，还要兼顾稳性，尤其是KM值。然而，增加KM值就需要增大水线面面积，这显然与降低船体阻力相矛盾，因此需要综合考虑。

该船在尽可能减少影响快速性的前提下，最深分舱吃水的KM值设计为10.06 m，在一定程度上改善了破损稳性。然而在确定主尺度和方形系数后，能增加的KM有限，且需通过优化分舱［7］来改善破损稳性。

3.2 货舱数量

从万吨级多用途船的发展趋势来看，船东更倾向于大型且货舱数量少的船。前期曾试图设计为单货舱，但经过计算，单货舱达到的分舱指数（简称“A”）［8］减少很多，无法满足要求；因而最终采用一大一小两个货舱的方案，小货舱的长度为一个40 ft（1 ft = 0.304 8 m）尺集装箱长度。两种方案的分舱指数见表2。

表2 货舱数量对A值的影响

3.3 边舱的数量

将货舱舷侧边舱等距划分为4～9个，分别计算不同数量边舱的分舱指数A，如图2所示。

图2 不同数量的边舱对A值的影响

图2表明：边舱数量从5对增至7对，A值明显增加；从7对增至9对，A值略有增加。该船设计成7对边舱显然是合适的。

3.4 边舱宽度

分别计算边舱宽度从2.0 m至3.0 m的分舱指数，如图3所示。

图3 边舱宽度的变化对A值的影响

图3表明，边舱宽度从3.0 m减至2.45 m，A值略有增加；当越过2.45 m阙值后，边舱宽度减小，A明显减小。通过对破损计算详细工况分析后发现，当边舱宽度在3.0 ～ 2.45 m时，边舱进水对分舱指数的贡献占主导。边舱宽度越小，边舱的不对称进水量越小，对分舱指数有利。当边舱宽度为2.45 ～ 2.0 m时，货舱进水对分舱指数的贡献占主导，变成宽度越小，货舱进水量越大，生存概率越低。边舱宽度设计为2.45 m时，对破损稳性有利，但兼顾考虑舷侧重型起重机基座的布置空间，边舱宽度最终设计为2.6 m。

3.5 水密二甲板分隔高度

水密二甲板在概率破损稳性计算中视为水平分隔。根据概率破损稳性的破损概率计算方法，当水平分隔低于任一初始条件吃水，应计入较小范围破损导致的较大危险，对达到的分舱指数不产生有利影响；当水平分隔高于任一初始条件吃水，可以计入较小范围的破损对分舱指数的贡献。据此，将水密二甲板分隔设计在最深分舱吃水上方，对分舱指数有利。

分别计算了该船水密二甲板分隔高度为7.9 ～9.1 m时的破损稳性，达到的分舱指数曲线如图4所示。

图4 水密二甲板分隔高度对A值的影响

图4中的曲线表明：当水密二甲板分隔低于最深分舱吃水8.1 m，分舱指数较小；高于8.1 m，则分舱指数较大。这与上述理论推导的结论一致，但曲线中最大分舱指数与最小分舱指数相差无几（仅为0.004），而对于大开口货舱的破损稳性，水平分隔对分舱指数的影响很小。为了保证足够的舷侧空舱高度以方便管系、电缆布置以及人员交通，最终将水密二甲板高度设计为8.45 m，略高于最深分舱吃水。

3.6 双层底高度

分别计算了该船双层底高度为1.5 ～ 2.2 m时的分舱指数，如图5所示。

图5 双层底高度对A值的影响

图5表明，分舱指数随着双层底高度增加而减小，即增加双层底高度对破损稳性不利。分析原因在于双层底压载舱左右对称布置，双层底高度增加后，底舱不对称使进水量增大，影响进水后的生存概率。

按照规范对常规双层底的要求，其高度不得小于船宽的1/20。对于该船，此高度至少要达到1.14 m，同时考虑管弄、压载管系和防横倾管系的布置，最终双层底高度设计为1.9 m。

3.7 提高破损稳性的其他措施

（1）货舱区域空气管靠近舱口围布置，首尾区域空气管也尽量靠船中布置，并提出了具体高度要求。

（2）优化货舱通道和风道的布置，降低其引起货舱累进进水［9］的概率，增大生存概率。

（3）根据规范要求，压载管、燃油管等截面积若超过710 mm2，需要考虑累进进水，但直接邻接于舱壁或甲板上的管路和阀距离舱壁或甲板的距离与舱壁或甲板的扶强结构尺寸若为同一量级，则可视为舱壁或甲板的一部分。该船管系放样按照以上要求进行，可不考虑累进进水。

4 底部破损计算

（1）该船为常规双层底，高度大于船宽的1/20（1.14 m）；压载管系为总管式，总管和阀布置在管弄内，连接总管与舷侧压载水舱的支管高于基线1.14 m，不需要计算双层底的底部破损。

（2）为提高螺旋桨的推进效率，避免螺旋桨过大的脉动压力以控制有害振动，主机轴线高度不可太高，再加上主机对滑油泵高度的要求，主机滑油循环舱底部距基线小于500 mm，根据船级社要求计算该区域的底部破损，计算结果满足要求。

5 概率破损稳性计算结果

结合典型装载工况的纵倾，按照《海上人命安全公约（SOLAS 2009）》要求，分别计算0 m纵倾和-1.1 m纵倾［10］两组初始条件，在最深分舱吃水、部分吃水和轻载营运吃水对应的极限GM值分别为2.0 m、0.9 m和0.95 m。各初始条件下，左右舷达到的分舱指数的平均值满足规范要求，计算结果见表3。

表3 破损稳性计算结果

6 结 论

通过对该船破损稳性的深入研究，综合考虑各方面影响因素，最终完成良好的破损稳性设计：如为避免过大的极限初稳性高以及提高装货的灵活性，采用一大一小两个货舱并设八对边舱；为兼顾舷侧重型甲板起重机基座布置而设计必要宽度的边舱；水密二甲板适当高于最深分舱吃水；优化设计减少累进进水等。事实证明，这些设计对于万吨级大开口重吊多用途船的破损稳性设计是合适的。

［1］柳杨，杨启.单舱大开口重吊船破舱稳性研究［J］.船海工程，2010（4）：1-4.

［2］焦宇清.12 000 t多用途散货船开发设计［J］.船舶设计通讯，2005，111 ：15-20.

［3］IMO.International Convention for the Safety of Life at Sea（SOLAS）Consolidated Edition［S］.2014.

［4］李小涛，艾万政，淦学甄.船舶破舱稳性的影响因素及应对措施［J］.中国水运，2014（10）：21-22.

［5］徐彦折.SOLAS概率破舱稳性及计算结果分析［J］.船舶标准化工程师，2014（1）：1-4，8.

［6］周玮.概率论破舱稳性新规则对汽车滚装船的影响及对策研究［J］.船舶，2009（1）：15-18.

［7］孙家鹏，夏益美.基于概率破舱稳性的集装箱船优化分舱研究［J］.船舶与海洋工程，2015（1）：65-69.

［8］孙家鹏.破舱稳性新规范探讨［J］.上海造船，2009（80）：28-33.

［9］周旭，莫中华.2.8万吨多用途船破舱稳性计算研究［J］.江苏船舶，2014（4）：10-12.

［10］吴刚，王彩莲.“SOLAS第II-1章破舱稳性新旧规则”对比分析［J］.船舶，2009（3）：6-11.

On damage stability of 12 500 dwt heavy lift multi-purpose vessel

FAN Hong-yuan YANG Bo XIANG Miao ZHAO Yao-zhong
（Shanghai Merchant Ship Design and Research Institute，Shanghai 200032，China）

The damage stability of a 12 500 dwt heavy lift multi-purpose vessel is studied to meet the requirement of the subdivision index with the functional assurance for the large hatch cargo hold.The qualitative analyses of the various factors，such as cargo hold quantity，side tank quantity，side tank width，the height of the watertight tween deck，double bottom height and ballast tank type are performed to obtain their influence on the damage stability to guide the design of the ship.The damage to the bottom of the engine room is also assessed to meet the requirements of the convention.Finally，the produced excellent ship design with the consideration of both the ship function and the damage safety can be refered for the development of similar 10 000 dwt class heavy lift multipurpose vessels.

multi-purpose vessel； large hatch cargo hold； heavy lift； probabilistic damage stability； bottom damage

U661.2+2

A

1001-9855（2016）05-0017-05

2016-06-06；

2016-06-29

樊红元（1983-），男，硕士，工程师，研究方向：船舶总体设计与研发。杨 博（1981-），男，硕士，高级工程师，研究方向：船舶总体设计与研发。向 淼（1979-），男，硕士，高级工程师，研究方向：船舶总体设计与研发。赵耀中（1981-），男，硕士，高级工程师，研究方向：船舶总体设计与研发。

10.19423/j.cnki.31-1561/u.2016.05.017