基于SOLAS 2020 概率破舱稳性要求的中型邮轮优化措施研究

王晓强，李鹏

1 海军装备部驻武汉地区第二军事代表室，湖北 武汉 430064

2 中国舰船研究设计中心，湖北 武汉 430064

0 引 言

当船舶航行时，一旦遭遇触礁、碰撞等事故，可能会导致破损进水，进而使船舶产生较大的纵、横倾，甚至会导致船舶稳性不足，存在倾覆的风险。例如，韩国“世越号”客轮因碰撞引发浸水，最终导致船舶沉没，不仅造成了巨大的经济损失，还直接导致296 人遇难，对船东、运营商等产生了极其恶劣的影响。船舶破舱稳性是船舶安全性的重要指标之一，特别是对于邮轮这种载客量大的船舶，破舱稳性关系到数以千计人员的安全，在设计过程中需予以重点考虑。

船舶破舱稳性研究一般采用2 种方法：确定性破舱稳性分析方法和概率性破舱稳性分析方法。从SOLAS 2009 起强制要求进行概率破舱稳性校核。

胡铁牛[1]根据SOLAS 1990 年修正案的规定，研究了破舱稳性在概率计算中需注意的问题，对影响达到的分舱指数A 的主要因素和改进措施进行了分析。黄武刚[2]应用FORAN 软件对某科考船进行了概率破舱计算，分析了FORAN 软件在破舱稳性计算中的优势和特点。芦树平等[3]采用Maxsurf 软件搭建数值模型，开展了概率破舱计算，并对不合理的舱室划分进行了细化处理，以提高船舶抗沉性。Lauridsen 等[4]研究了达到的分舱指数A 对基本设计参数的敏感性，重点分析了主甲板高度和机舱长度对A 的影响，提出了达到的分舱指数A 小于要求的分舱指数R 时可采取的改进措施。周晓明等[5]以某工程驳船为对象，进行了大量的分舱设计，并进行概率破舱计算，提出了改进分舱指数A 的设计准则。郝威巍等[6]对半潜船的分舱设计和破舱稳性进行了分析，通过计算研究舱室的垂向水平分隔、初始装载状态、边舱几何形状等对A 的影响，得到了相关要素间的关系曲线图和设计指导原则。孙国君[7]应用COMPASS软件开展了基于概率破舱稳性的散货船优化分舱研究，归纳了舱室长度、边舱宽度、双层底高度及纵倾等因素对破舱稳性计算结果的影响。Simopoulos 等[8]对RoPax 船开展了概率破舱稳性的敏感性分析，系统分析了横舱壁、纵舱壁、边舱、主甲板和双层底以及吃水、重心和纵倾对A 的影响。Dankowski 等[9]提出了采用蒙特卡罗模拟破舱分布进行概率破舱稳性分析的方法，并对比了SOLAS 2009 和SOLAS 1990 在安全指数方面的差异。胡晓倩等[10]分析了SOLAS 2009 和SOLAS 2004 在概率破舱稳性方面存在的差异，并对11 500 t的MiniCAPE 型散货船进行了概率破舱稳性计算。

由于SOLAS 2020 对客船分舱指数R 的要求大幅提升，从而对客船设计提出了更高要求，故需要对影响所要达到的分舱指数A 的分舱布置或其他技术措施开展研究。本文将以1 250 人载客量的某中型邮轮为研究对象，应用Maxsurf 软件进行概率破舱稳性计算，分析影响所要达到的分舱指数A 的设计因素，并提出改进措施，使其满足SOLAS 2020分舱指数要求。

1 SOLAS 2020 与SOLAS 2009 对比

1.1 SOLAS 2009 和SOLAS 2020 中 要 求的分舱指数R 对比

根 据IMO MSC 421（98）[11]的 要 求，SOLAS 2020 将大幅提升客船的安全等级，采用新公式对客船要求的分舱指数R 进行计算，R 值将得到显著提高。要求的分舱指数R 在SOLAS 2020 与SOLAS 2009（救生艇可供使用的人数占总人数的75%）中的要求对比如图1 所示，图中LS为分舱长度，N 为船上总人数。

图1 分舱指数R 对比Fig. 1 Comparison between the required R for SOLAS 2009 and SOLAS 2020

在SOLAS 2009[12]中，R 与LS和N 有关，即

式中：N=N1+2N2，其中，N1为救生艇可供使用的人数，N2为船舶在N1以外允许载运的人数（包括高级船员和普通船员）。

然而，在SOLAS 2020[11]中，对于客船要求的分舱指数R 只与船上总人数N 相关，且N 的含义发生变化，其表示的是船上总人数。根据N 的取值范围，将分舱指数R 的求解划分为如下式所示的4 个等级。

1.2 某中型邮轮要求的分舱指数R 对比

中型邮轮主要参数如表1 所示。其中，分舱长度LS为220 m，可承载乘客1 250 人、船员500 人，因此船上总人数为1 750 人；船上搭载救生艇12艘，可供1 540 人使用。本文按照SOLAS 2009和SOLAS 2020 的要求，分别对分舱指数R 进行了计算。

由上可知，计算得到的SOLAS 2020 要求的分舱指数R 相比于SOLAS 2009 增加了约13.6%。

表1 邮轮主要参数Table 1 Main parameters of cruise ship

2 中型邮轮初始分舱方案

中型邮轮05 甲板以下沿纵向的初始分舱布置如下：03 甲板以下分隔为15 个水密舱段（编号Z1～Z15），03 甲 板 至05 甲 板 分 隔 为5 个 水 密 舱段，如图2 所示；03 甲板至05 甲板的典型分区如图3 所示；底舱的液舱分布如图4 所示。

3 概率破舱分析

3.1 初始方案分析

3.1.1 初始状态

采用Maxsurf 软件进行船体曲面建模，并构建液舱模型，如图5 所示。

针对初始方案，确定轻载航行吃水dl（相应于船舶预计最轻载重量下的航行吃水，客船应足额计入船上乘客和船员）、部分分舱吃水dp、最深分舱吃水ds（船舶夏季载重线吃水）情况下的相关参数，如表2 所示，表中GM 为初稳性高度值。dp=dl+ds-dl）×60%。在计算达到的分舱指数A 时，dp和ds应采用水平纵倾，dl应采用实际纵倾。

图2 全船分舱图Fig. 2 Subdivisions of the cruise ship

图3 04 甲板功能分区图Fig. 3 Functional zoning plan of deck 04

图4 底舱的液舱分布图Fig. 4 Tank distribution of double bottom

图5 三维船体及液舱效果图Fig. 5 3D hull and tanks

表2 计算工况Table 2 Computational conditions

3.1.2 达到的分舱指数A

达到的分舱指数A 由轻载航行吃水dl、部分分舱吃水dp、最深分舱吃水ds计算的对应部分的分舱指数As，Ap和Al加权求得，而每个部分的分舱指数，均为所考虑的全部破损情况作用的总和，计算公式为

式中：pi为舱组的破损进水概率；si为舱组破损进水后的生存概率；vi为水平分隔以上处所不进水概率的缩减因数。

在所有初始装载工况下，各种破损情况的si均按下式计算。

式中：sintermediate,i为客船在最终平衡阶段之前所有进水中间阶段的生存概率；sfinal,i为进水最终平衡阶段的生存概率；smom,i为经受住横倾力矩的生存概率。

采用Maxsurf 软件对轻载航行吃水dl、部分分舱吃水dp、最深分舱吃水ds下的各种破损组合进行计算，由1 个舱段破损（例如Z1 表示Z1 舱段破损）开始至连续3 个舱段破损（例如Z1, 3 表示从Z1 开始的连续3 个舱段破损）结束。统计分析结果如表3 所示。轻载航行吃水dl下两舱破损进水的结果如表4 所示，表中H 为破损舱段垂向浸水范围，H1 为浸水至03 甲板，Hx 为浸水至05 甲板。

表3 初始方案统计结果Table 3 Statistics results of initial scheme

表4 初始方案dl 下两舱破损计算结果Table 4 Calculation results of two damaged cabins under initial scheme dl

由表3可知，初始方案达到的分舱指数A=0.745 6，不满足SOLAS 2009 中R≥0.754 2 的要求；而As=0.762 5，Ap=0.741 6，Al=0.719 7，均大于0.9R。

对于SOLAS 2020，由于R要求更高，达到0.856 4，0.9R=0.770 8，使得初始方案达到的分舱指数A 和部分分舱指数As，Ap，Al都难以满足要求。

3.2 影响因素分析

通过表4 所列数据，结合全船分舱及液舱设置的情况分析如下：

1） Z3, 2 : Hx，Z6, 2 : Hx，Z10, 2 : Hx 的si都为0，这是由于03 甲板至05 甲板被划分为5 个大的水密舱段，因此在Z3～Z4，Z6～Z7，Z10～Z11 组合的破损工况下，均存在2 个大的水密舱段破损进水情况，导致平衡横倾角增加并超过15°，从而使得si为0。03 甲板至05 甲板的破损区域分别如图6～图8 所示。

图6 Z3 , 2 : Hx 时03 甲板至05 甲板破损的水密区Fig. 6 Damaged watertight area from deck 03 to deck 05 at working condition Z3, 2 : Hx

图7 Z6, 2 : Hx 时03 甲板至05 甲板破损的水密区Fig. 7 Damaged watertight area from deck 03 to deck 05 at working condition Z6, 2 : Hx

图8 Z10, 2 : Hx 时03 甲板至05 甲板破损的水密区Fig. 8 Damaged watertight area from deck 03 to deck 05 at working condition Z10, 2 : Hx

2） Z2, 2 : H1，Z5, 2 : H1，Z6, 2 : H1，Z7, 2 : H1 的si较小，而Z3, 2 : H1，Z8, 2 : H1 的si也未达到1，这是由于Z3，Z6 和Z7 舱段沿中线面对称设置了多个大型液舱，Z2，Z8 和Z9 舱段也沿中线面对称设置了1～2 对大型液舱，如图9 所示。因此在Z2～Z3，Z5～Z6，Z6～Z7，Z7～Z8 组合的破损工况下产生了明显的左、右舷非对称进水情况，导致平衡横倾角较大，使得si较小；在Z3～Z4 和Z8～Z9 组合的破损工况下也出现了一定程度的左、右舷非对称进水情况，导致平衡横倾角大于5°，使得si《1。

4 破舱稳性优化

根据上述分析，并参考文献[1]中对影响达到的分舱指数A 的主要因素及提高达到的分舱指数A 的主要方向和措施，提出从沿纵向加密分舱、设置横贯进水装置、降低重心高这3 个方面开展中型邮轮的破舱稳性优化设计，并形成3 种优化方案，如表5 所示。

4.1 方案1 优化效果分析

方案1 是在03 甲板至05 甲板之间进行水密分舱加密，使其与03 甲板以下的分舱保持一致，如图10 所示。沿纵向分舱加密后，破损进水时的高位进水区域将减小。特别是对于初始方案中03 甲板至05 甲板的5 个大水密舱段的分隔处，初始方案中发生两舱破损时出现2 个大的水密舱段进水，而加密方案在发生两舱破损时仅在对应舱段有2 个小区域进水，从而有效减小平衡横倾角，提高Zm, n : Hx（m=1, 2,···,15；n=2, 3）的si，最终使分舱指数A 得到提升。表6 给出了沿纵向加密分舱后的方案1 计算结果，表7 给出了轻载航行吃水 dl下两舱破损时两种方案进水时的结果对比。

图9 Z2～Z9 对称设置的大型液舱Fig. 9 Large liquid tank with symmetrical arrangement of Z2～Z9

表5 破舱稳性优化方案Table 5 Optimization schemes of damaged stability

由表6 可知，在03 甲板至05 甲板之间进行水密分舱加密对达到的分舱指数A 的影响较明显。方案1 的A=0.810 1，虽然相比初始方案提高8.7%，且满足了SOLAS 2009 的相关要求，但仍未达到SOLAS 2020 规定的R=0.856 4 的要求，而As=0.835 8和Ap=0.805 7，均大于SOLAS 2020 中的0.9R=0.770 8，Al=0.767 3，仍小于0.9R。

由表7 可知，方案1 有效改善了Z3, 2 : Hx 和Z10, 2 : Hx 的si，也使Z5, 2 : Hx，Z7, 2 : Hx，Z8, 2 : Hx的si得到一定程度的改善。

图10 纵向加密分舱图Fig. 10 Diagram of denser longitudinal subdivisions

4.2 方案2 优化效果分析

鉴于在03 甲板至05 甲板之间进行水密分舱加密后仍未达到SOLAS 2020 对分舱指数R 的要求，提出了方案2，即进一步采用设置横贯进水装置的方式，对同一舱段内左、右舷对称布置的同类型液舱实现左、右舷液舱的连通，从而减小平衡横倾角，提升si。

由表7 可知：Z3，Z6，Z7 和Z8 区域内的舱室进水对平衡横倾角影响较大，导致si偏小，而且在采用方案1 之后si仍偏小，故仍有较大的提升空间。因此，在方案2 中，首先对底舱Z3，Z6，Z7 和Z8 区域内的左、右舷对称的淡水舱、压载水舱共5 对液舱设置横贯进水装置，统计分析结果如表8 所示。

由表8 第3 列数值可知：在对底舱内Z3，Z6，Z7 和Z8 区域内左、右舷对称的淡水舱、压载水舱设置横贯进水装置后，对达到的分舱指数A 的影响较明显，方案2 的A 为0.856 5，相比方案1 进一步提升了5.7%，满足了SOLAS 2020 中R=0.856 4的要求；As=0.877 7，Ap=0.853 1，Al=0.821，均大于SOLAS 2020 中0.9R=0.770 8。因此，在方案1 的基础上，采取设置横贯进水装置的措施，得到可以满足SOLAS 2020 中关于客船的概率破舱稳性要求的方案2。

表6 方案1 统计结果Table 6 Statistics results of scheme 1

表7 初始方案和方案1 计算结果对比Table 7 Comparisons of calculating results between initial scheme and scheme 1

考虑到方案2 的A 与SOLAS 2020 中的R 要求相等，为了留有一定的稳性裕度，进一步将01 甲板内Z3，Z6 和Z7 区域内的左、右舷对称的燃油舱设置横贯进水装置，统计分析结果如表8第4 列数值所示。可见，01 甲板内的燃油舱设置横贯进水装置后，达到的分舱指数A 又提升了4.1%，此时船舶的概率破舱稳性已达到了较优状态。

表8 方案2 统计结果Table 8 Statistics results of scheme 2

采用设置横贯进水装置的方式相当于将初始方案的一舷进水转换为左、右舷对称进水，如此可以有效减小平衡横倾角。此外，也可采取设置边舱的方式，在左、右舷设置边舱、中线面处设置大型液舱，以改善左、右舷的非对称进水状态。两者的工作原理一致。

4.3 方案3 优化效果分析

虽然上述两种优化方案通过采取沿纵向加密分舱及设置横贯进水装置的方式达到了SOLAS 2020 中对于分舱指数R 的要求，但是沿纵向加密分舱会使03 甲板至05 甲板的结构重量增加（例如因主横舱壁水密处理及其上舱门采用水密舱门替换等造成），以及导致由于需要水密舱保持常闭状态而使用不便等。鉴于此，提出方案3，即在设置横贯进水装置的基础上，采用降低重心高的方法以改善破舱稳性。

经过分析，中型邮轮在仅设置横贯进水装置后达到的分舱指数A=0.840 9，为了满足分舱指数R 的要求，针对重心高降低幅度ΔZG为0.1～0.5 m进行了核算，结果如图11 所示。由于初始方案设计时考虑到稳性要求较高，对应的初始GM 相对较大，重心高降幅对GM 的影响较小，因此降低重心高对A 的影响也不十分明显。当重心高降低0.5 m时达到的分舱指数A=0.859 8，仅提升了2.2%；当重心高降低约0.4 m 时，方案3 达到的分舱指数A=R，满足SOLAS 2020 中客船的概率破舱稳性要求。

图11 降低重心高对达到的分舱指数A 的影响Fig. 11 The influence of height reduction of center of gravity on attained subdivision index A

5 结 论

本文对比分析了SOLAS 2020 和SOLAS 2009中所要求的分舱指数 R，发现后者相比前者对客船的概率破舱分舱指数R 的要求有大幅的提升。以载客量为1 250 人的中型邮轮为例，其要求的分舱指数R 由0.754 2 提升至0.856 4，提高了约13.6%。

为了满足SOLAS 2020 中对客船的概率破舱分舱指数R 的要求，针对载客量为1 250 人的某中型邮轮进行了概率破舱稳性计算及分析，并采用沿纵向加密分舱、设置横贯进水装置以及降低重心高这3 种措施来提升达到的分舱指数A，得到了如下结论：

1） 通过对03 甲板至05 甲板的水密分舱进行加密，由初始方案的5 个大水密舱段加密至15 个水密舱段，可减小高位破损工况时的进水区域，降低了平衡横倾角，提升了Zm, n : Hx（m=1, 2,···,15；n=2, 3）的si，使达到的分舱指数A 由0.745 6 提高至0.810 1，与初始方案相比增加了8.7%，改善效果较好。

2） 通过分析舱组破损进水后的生存概率si可知，Z3，Z6，Z7 和Z8 区域内的舱室进水会引起较大的横倾，因此在底舱和01 甲板内相应区域内的左、右舷对称布置的同类型液舱设置横贯进水装置，相当于将初始方案的一舷进水转换为左、右舷对称进水，从而可有效降低平衡横倾角，使达到的分舱指数A 由0.810 1 进一步提高至0.892，与纵向加密分舱方案相比增加了10.1%，改善效果显著。

3） 另外，对于设置横贯进水装置与降低重心高的组合改善措施，在仅设置横贯进水装置的基础上针对重心高降低0.1～0.5 m 进行核算，由于初始方案的初始GM 较大，重心高降幅对GM 的影响较小，相应的降低重心高对A 的影响也不十分明显。若初始方案的初始GM 较小或重心高降幅较大，则降低重心高也会对A 产生比较大的影响。

4） 由于高位舱室沿纵向加密分舱有可能带来结构重量增加、常闭水密舱门使用不便等问题，而降低重心高在实际设计中的调整空间较小，因此建议优先考虑设置横贯进水装置的改进措施，并结合实际设计情况适当采取纵向加密分舱与降低重心高的组合措施，同时还可以考虑调整船宽、布置边舱、舱室细分等改善概率破舱稳性的措施。