陳晶晶，周雪春，顧雅娟，陳新

中國船級社 上海規(guī)范研究所，上海 200135

0 引 言

大型郵輪是典型的高技術(shù)、高附加值客船，是迄今為止我國唯一沒有實現(xiàn)自主設(shè)計的船型。大型郵輪造價高昂、人員眾多、布置復雜，在設(shè)計過程中對其安全性提出了極高的要求。大型郵輪的穩(wěn)性研究是其中的重要一環(huán)，尤其是破損穩(wěn)性。隨著幾次重大事故的發(fā)生，推進了客船破損穩(wěn)性要求的演變。例如，1912 年英國“泰坦尼克”號郵輪事故導致1 500 余人喪生，催生了SOLAS公約的誕生。根據(jù)HARDER 計劃的科研成果，在SOLAS 2009 中提出了統(tǒng)一的基于概率方法的客貨船破損穩(wěn)性要求[1]。2012 年，意大利郵輪集團歌詩達（Costa） “協(xié)和”號(Concordia)豪華郵輪事故導致了33 人喪生。由此，郵輪事故引發(fā)了人們對郵輪安全水平的高度關(guān)注，并在SOLAS 2020 修正案中大幅提高了客船的破損穩(wěn)性要求[2]。

破損穩(wěn)性一直是業(yè)內(nèi)關(guān)注的焦點，業(yè)界基于常規(guī)船型對其開展了大量研究[3-5]，如分艙布置優(yōu)化、提高開口高度、提高初穩(wěn)性高（GM）等。我國針對大型郵輪的研究和設(shè)計尚處于起步階段[6]，在此類船型設(shè)計上缺乏經(jīng)驗，并且其破損穩(wěn)性規(guī)則也在更新發(fā)展中[7]。當前針對大型郵輪破損穩(wěn)性的實船研究非常少，大多是針對主尺度優(yōu)化而提出有益的船型升級方案[6]，開拓了郵輪開發(fā)設(shè)計的思路。面對大幅提高的SOLAS 2020 破損穩(wěn)性新要求，船型優(yōu)化升級勢在必行[6]，在綜合平衡由船型升級方案導致的設(shè)計改動量大、建造成本高、設(shè)計與建造周期長等因素后，希望能將郵輪主尺度的改動限制到最小范圍內(nèi)。鑒于此，有必要挖掘大型郵輪在不改變主尺度的基礎(chǔ)上為提高破損穩(wěn)性達到分艙指數(shù)A（以下簡稱“指數(shù)A”）而需要引入的關(guān)鍵設(shè)計。

為此，本文將以某大型郵輪不同設(shè)計布置場景的破損穩(wěn)性計算為突破口，研究影響指數(shù)A的關(guān)鍵因素，分析其機理并將其運用到布置優(yōu)化設(shè)計上來提高破損穩(wěn)性，用以開拓我國大型遠洋客船在改善破損穩(wěn)性方面的思路和方法，為船型優(yōu)化布置和設(shè)計開發(fā)提供知識儲備。

1 SOLAS 客船破損穩(wěn)性要求概述

本文主要關(guān)注SOLAS 公約第II-1 章有關(guān)大型客船概率法破損穩(wěn)性以及客船艏部破損和舷側(cè)破損穩(wěn)性的適用要求[2]：

1） 第6，7 條有關(guān)概率法破損穩(wěn)性要求：指數(shù)A不小于R（R為要求的分艙指數(shù)），部分分艙吃水dp、最深分艙吃水ds和輕載航行吃水dl計算的部分指數(shù)Ap，As和Al不小于0.9R；

2） 第8 條有關(guān)艏部破損穩(wěn)性要求：承受從艏垂線起0.08L（L為載重線船長）范圍以內(nèi)涉及的所有艙室破損，殘存概率si= 1；

3） 第8 條有關(guān)舷側(cè)破損穩(wěn)性要求：承受舷側(cè)外板任何一處假定長度為0.03L但不小于3 m 的破損，同時在最深分艙吃水線處自舷側(cè)向舷內(nèi)垂直中心線量取的穿透距離為0.1B（B為船寬）但不小于0.75 m 的破損，殘存概率si≥ 0.9。

針對客船在任何破損情況下的殘存概率si，在SOLAS 公約中考慮了以下3 個方面[2]：

式中：Sintermediate,i為在最終平衡階段之前所有浸水中間階段的殘存概率，按式（2）計算；Sfinal,i為浸水最終平衡階段的殘存概率，按式（3）計算；Smom,i為經(jīng)受住橫傾力矩的殘存概率，按式（4）計算。

若中間橫傾角θ＞15°，則sintermediate,i= 0 。

由上述公式可以看出，除最終平衡階段外，指數(shù)A與破損中間浸水階段也相關(guān)。對大型郵輪而言，艙室布置密集，并設(shè)計多處非水密但又具有足夠密性和強度的用于限制水流通的A 級防火艙壁[8]、穿艙管路、水平撤離通道、垂向逃生口等，會導致非瞬時的累進浸水，因此需要考慮中間浸水階段，進而會影響到指數(shù)A。特別是大型郵輪的破損穩(wěn)性本就不富裕，指數(shù)A大多與SOLAS 2009要求的分艙指數(shù)R持平[6]，并不足以滿足SOLAS 2020要求的分艙指數(shù)R，在此情況下如何設(shè)計和改進上述布置將對破損穩(wěn)性的計算起到關(guān)重要的作用。

本文將以某型大型郵輪（以下稱“目標郵輪”）為例來進行說明，表1 給出了其主要參數(shù)。該郵輪破損區(qū)域共劃分為25 個，如圖1 所示。針對上述情況，研究提高其指數(shù)A的關(guān)鍵設(shè)計因素。

圖1 目標郵輪破損區(qū)域劃分圖Fig. 1 Damage subdivision zone of target cruise ship

表1 目標郵輪的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of target cruise ship

2 儲備浮力的計入

按照2008 年國際完整穩(wěn)性規(guī)則B 部分第3 章第3.5.2.2 條的要求，第2 層以上其他各層封閉的上層建筑若要計入浮力，則其上不設(shè)風暴蓋的窗（窗格和窗框）應(yīng)被設(shè)計為具有能承受周圍結(jié)構(gòu)安全裕度要求的強度[9]。大型郵輪設(shè)計有多層甲板，其艙壁甲板作為干舷甲板一般位置較低，因郵輪的破損穩(wěn)性不富裕，艙壁甲板以上第2 層甚至更多層封閉的上層建筑都需考慮計入儲備浮力，同時用于儲備浮力的限制甲板可以部分水密[8]。

圖2 所示可計入浮力的固定式窗，該窗結(jié)構(gòu)設(shè)計有足夠的強度。

圖2 某大型郵輪上窗的設(shè)計Fig. 2 Window design of a large cruise ship

目標郵輪艙壁甲板以上有十多層甲板，其中救生甲板以下上層建筑舷側(cè)外板上的窗均為固定式且具有足夠的強度，因此，其儲備浮力可以計入扣除系泊處所后的艙壁甲板以上、救生甲板以下的多層上層建筑。下面，將從上層建筑計入的3 種情況來分析其對指數(shù)A的影響，結(jié)果如表2和圖3 所示。

圖3 艙壁甲板以上上層建筑的計入與指數(shù)A 的關(guān)系示意圖Fig. 3 Schematic diagram of relationship between superstructures included above bulkhead deck and index A

表2 艙壁甲板以上上層建筑的計入與指數(shù)A 的關(guān)系Table 2 Relationship between superstructure included above bulkhead deck and index A

由計算結(jié)果可以看出：

1） 目標郵輪艙壁甲板以上第2 層上層建筑的計入對指數(shù)A的貢獻很大，可提高4%以上，繼續(xù)向上計入上層建筑，對指數(shù)A的貢獻將逐漸降低，在計入第3 層上層建筑后，對指數(shù)A的貢獻僅提高了0.9%，若再向上計入，對指數(shù)A將無甚影響。

2） 由于目標郵輪的分艙區(qū)域比較密集，1 艙、2 艙破損時上層建筑的計入對指數(shù)A基本無影響，3 艙以上破損時計入上層建筑的優(yōu)勢則得以體現(xiàn)。

3） 上層建筑的計入對部分指數(shù)Ap，As，Al的影響提高較均勻。

因此，當破損穩(wěn)性的計算結(jié)果不滿足所要求的分艙指數(shù)R時，在舷側(cè)外板上窗的設(shè)計強度足夠的情況下，可以考慮向上多計入一層上層建筑。目標郵輪在考慮A 級防火艙壁等布置因素的情況下，計入艙壁甲板以上1 層上層建筑后，指數(shù)A不滿足SOLAS 2009 要求的分艙指數(shù)R；在計入艙壁甲板以上2 層上層建筑以及其上的艏樓并扣除系泊處所后，指數(shù)A能滿足要求，指數(shù)A可提高4%以上。

3 對破損中間階段的考慮

3.1 橫貫浸水裝置優(yōu)化對破損中間階段的影響

橫貫浸水裝置作為一種平衡裝置，較少用于民用貨船，主要用在客船和一些特種用途船上。其原因主要有2 個方面：一是客船和特種用途船允許的最終橫傾角較小，只有15°，而液貨船是25°（若甲板邊緣無浸沒現(xiàn)象，這一角度可增至30°），貨船是30°；二是客船上的乘客和特種用途船上的特種人員不同于船上訓練有素的船員，當船舶遇到海損事故導致船體發(fā)生傾斜時，容易引發(fā)慌亂，乘客或其他人員的無序奔逃可能會導致船舶更大程度的傾斜，進而加速船舶的傾覆。因此，安裝有效的橫貫浸水裝置有助于自動減少橫傾角，用以在達到平衡的所有階段中都能保持足夠的剩余穩(wěn)性。

根據(jù)對SOLAS 公約的理解，按照圖4 所示的4 種場景假定計算指數(shù)A并分析其差異。

1） 無橫貫浸水（場景a）：未設(shè)橫貫浸水裝置，左、右舷艙未連通，不考慮中間浸水階段，單邊浸水視為最終平衡階段。

2） 橫貫前單邊浸水（場景b）：將單邊浸水視為中間浸水階段，計算的中間浸水階段考慮為從階段0 流動至平衡的全過程。所謂階段0，是指破損范圍內(nèi)不受限制的處所立即浸水至浸滿的初始進水階段[8]，對于圖4 所示破損范圍而言，階段0即為橫貫浸水尚未發(fā)生前的單邊浸水。

圖4 假定橫貫場景示意圖Fig. 4 Schematic diagram of hypothetic cross-flooding scenarios

3） 橫貫60 s 浸水（場景c）：計算的中間浸水階段考慮為從60 s 后的第1 個中間階段流動至平衡的全過程，單邊浸水不必納入破損計算[8]。

4） 橫貫瞬時浸水（場景d）：將橫貫浸水裝置設(shè)計成不超過60 s 內(nèi)瞬時浸水的形式，不考慮中間浸水階段，橫貫后的平衡狀態(tài)視為最終平衡階段[8]。

目標郵輪設(shè)有12 對左、右舷對稱分布且非連通的邊艙，其橫貫浸水裝置的布置如圖5 所示，共設(shè)有14 處橫貫浸水管道，均為無閥的自作用敞開橫貫浸水管道（pipeduct）。在其他破損條件相同的情況下，考慮圖4 所示的4 種假定場景來分析橫貫浸水裝置對指數(shù)A的影響，結(jié)果如表3和圖6 所示。

圖5 目標郵輪橫貫浸水管道布置圖Fig. 5 Cross-flooding pipeduct arrangement plan of target cruise ship

圖6 橫貫浸水假定場景與指數(shù)A 的關(guān)系示意圖Fig. 6 Schematic diagram of relationship between the hyothetic cross-flooding scenarios and index A

表3 橫貫浸水假定場景與指數(shù)A 的關(guān)系Table 3 Relationship between the hypothetic cross-flooding scenarios and index A

由計算結(jié)果可以看出：

1） 目標郵輪在橫貫浸水假定場景a～場景d下計算的指數(shù)A是依次遞增的，且在其兩舷邊艙增設(shè)橫貫浸水裝置后指數(shù)A可提高8%以上。大型客船的破損穩(wěn)性一般并不富裕，因此合理設(shè)置橫貫浸水裝置能有效提高指數(shù)A，同時也能較好地改善客船的舷側(cè)破損情況。

2） 對比分析場景b～場景d 下的指數(shù)A可以看出，在場景b 下，因中間浸水階段考慮了階段0，導致其指數(shù)A偏小于場景c和場景d下的。究其原因，是在階段0 所對應(yīng)的橫貫前單邊浸水情況下，中間橫傾角較大，甚至于大于15°，由此導致sintermediate,i減小，甚至于sintermediate,i= 0，進而導致si減小或是si= 0。由于在SOLAS 第II-1 章分艙與破損穩(wěn)性規(guī)則的解釋性說明（MSC.429(98)）中已明確階段0不必納入si計算[8]，因此，場景b 是一種虛擬假定，在實際計算的中間浸水階段中橫貫前單邊浸水可以不予考慮。

3） 對比分析場景c 和場景d 下的指數(shù)A可以看出，場景c 考慮了中間浸水階段，其中有平衡時間大于60 s 且中間橫傾角較大的情況，因而導致sintermediate,i＜sfinal,i，這 說 明 考 慮 中 間 浸 水 階 段 后 指數(shù)A有損失。而橫貫平衡全過程所用的時間如果不超過60 s，則可以假定為瞬時浸水，從而不用考慮中間浸水階段。因此，橫貫浸水裝置設(shè)計成能瞬時浸水對指數(shù)A的改善效果更好。

4） 由場景c 中的1 艙至5 艙破損對指數(shù)A的貢獻情況可以看出，由于目標郵輪的分艙區(qū)域較密，1 艙破損時，橫貫浸水中間階段的中間橫傾角較小，故指數(shù)A增加的不明顯；隨著破損區(qū)域的增加，中間橫傾角越大，指數(shù)A增加的也越明顯。

5） 由3 個吃水的部分指數(shù)增比可以看出，設(shè)置橫貫浸水裝置后，部分指數(shù)Al，Ap相比As提高的更多。這是因為吃水越小，相同破損情況下的橫傾角就越大，當未設(shè)橫貫浸水裝置時，吃水dl和dp比ds下的殘存概率si損失得更多；反之，當設(shè)置了橫貫浸水裝置后，指數(shù)A的改善情況也就更好。

綜上所述，大型郵輪采用橫貫浸水裝置可以在不改變分艙布置的情況下有效提高指數(shù)A，改善效果達8%以上。在SOLAS 2020 對破損穩(wěn)性要求提高的背景下，未來橫貫浸水裝置將會有更加廣泛的應(yīng)用空間。有效的橫貫浸水裝置應(yīng)盡量設(shè)計成自動平衡裝置，橫貫浸水時間按照MSC.362(92)中的相關(guān)要求計算[10]，其值越小，對指數(shù)A的改善效果就越好，當其不超過60 s 時，可以作為瞬時浸水處理而不考慮中間階段。通過增加橫貫管道數(shù)量或加大橫貫面積等方法可以減小平衡時間。因此，橫貫浸水裝置可以盡量設(shè)計成瞬時浸水，若不可行，在設(shè)計時，應(yīng)考慮盡量使橫貫浸水加快，以便使計算的橫貫浸水中間階段從60 s～10 min或平衡時間（取小者）的殘存能力不至于比瞬時浸水時降低很多。

3.2 A 級防火艙壁布置對破損中間階段的影響

A 級防火艙壁和甲板需要考慮浸水中間階段[8]，其在大型郵輪上的布置很常見，這就需要在破損穩(wěn)性計算中予以考慮。以目標郵輪為例，在艙壁甲板以下布置的A 級防火艙壁如圖7 中的粗虛線所示，應(yīng)按其相鄰艙室依次浸水來考慮破損中間階段。經(jīng)分析，據(jù)此考慮A 級防火艙壁的影響后指數(shù)A會降低。為了改善指數(shù)A，避免由此引起的中間浸水階段影響，可將由A 級防火艙壁分隔的2 個相鄰艙室做連通處理，使其能夠瞬時累進浸水。為此，目標郵輪設(shè)計將3 處由A 級防火縱艙壁分隔的2 個艙室做了橫向連通處理，如圖7 中的陰影部分所示。具體地，是將艙室R05與R06 連通，R07 與R08 連通，R09 與R10 連通。

圖7 A 級防火艙壁布置圖Fig. 7 Layout plan of class-A fire resistant bulkheads

下面，從以下3 種場景來分析A 級防火艙壁對指數(shù)A的影響，結(jié)果如表4 和圖8 所示。

表4 3 種A 級防火艙壁與指數(shù)A 的關(guān)系Table 4 Relationship between the three class-A fire resistant bulkheads and index A

圖8 3 種A 級防火艙壁與指數(shù)A 的關(guān)系示意圖Fig. 8 Schematic diagram of relationship between the three class-A fire resistant bulkheads and index A

場景1：考慮圖7 中所有A 級防火艙壁對中間浸水階段的影響。

場景2：連通圖7 中3 處由A 級防火縱艙壁分隔的艙室，僅考慮其他A 級防火艙壁對中間浸水階段的影響。

場景3：連通圖7 中所有由A 級防火艙壁分隔的艙室，進而不考慮其對中間浸水階段的影響。

由計算結(jié)果可以看出：

1） 對比分析3 種場景下的指數(shù)A可以看出，指數(shù)A受A 級防火艙壁的影響較大，會使其降低5%以上。這是因為與最終平衡階段相比，在考慮A 級防火艙壁影響的中間浸水階段后船舶橫傾更嚴重，從而導致指數(shù)A下降。而在連通由A 級防火艙壁分隔的艙室后，指數(shù)A改善較多。目標郵輪由于分艙區(qū)域較密，其3 艙和4 艙破損時對改善指數(shù)A的貢獻最多。

2） 對比分析場景2 和場景3 的指數(shù)A可以看出，兩者的指數(shù)A相差不大，說明圖7 中3 處陰影區(qū)的A 級防火艙壁對指數(shù)A的影響最大，這3 處關(guān)鍵區(qū)域均由縱向A 級防火艙壁分隔出2 個橫向艙室，這3 處艙室呈左右舷橫向布置，且艙容較大，這就使得中間浸水階段中單邊艙室浸水時橫傾角較大，導致sintermediate,i＜sfinal,i，甚至為0。因此，選擇關(guān)鍵區(qū)域中由A 級防火艙壁分隔的艙室進行連通即可有效改善指數(shù)A。

3） 從3 個吃水的部分指數(shù)增比可以看出，由A 級防火艙壁分隔的艙室在連通后，部分指數(shù)Al，Ap相比As提高得更多。此情況與橫貫浸水類似，在破損情況相同的情況下，吃水越小，橫傾角越大。因此，當艙室未連通時，吃水dl，dp下的殘存概率si比ds下的損失更多，反之，連通后指數(shù)A的改善情況會更好。

目標郵輪上已連通的3 對關(guān)鍵艙室為機器相關(guān)處所，其連通方案為：在A 級防火艙壁的下端開設(shè)足夠數(shù)量的橢圓形開孔，并裝設(shè)活動鋼制蓋板，以使該艙壁在滿足A 級防火功能屬性的同時，當任一側(cè)艙室浸水時該蓋板都能有效脫離，進而實現(xiàn)左、右舷的2 個艙室同步累進浸水快速達到平衡。其設(shè)計思路與增設(shè)60 s 內(nèi)平衡的橫貫浸水裝置相類似，即采用連通兩側(cè)艙室的方法，在一側(cè)艙室破損后，通過瞬時累進使船舶能夠快速自動扶正，因而避免了考慮破損中間階段。

綜上所述，大型客船為了改善A 級防火艙壁對指數(shù)A的不利影響，可以在關(guān)鍵區(qū)域的A 級防火艙壁上采取上述連通方案，進而提高此區(qū)域?qū)χ笖?shù)A的貢獻。

4 破損水線對船舶布置的影響

在大型郵輪上設(shè)有大量的外部開口和內(nèi)部關(guān)聯(lián)開口，在進行破損穩(wěn)性計算時，需要考慮這些開口累進浸水的影響。通常，為了減小這些開口對指數(shù)A的不利影響，可以提高開口高度。但有些開口受限于布置的需要和美觀方面的考慮，不能隨意提高其高度。另外，提高開口高度會增加相關(guān)水密艙室結(jié)構(gòu)設(shè)計的壓力，進而增加空船重量，而郵輪空船的重量重心控制至關(guān)重要。因此，有必要分析如何設(shè)計布置這些開口才能同時滿足破損穩(wěn)性、功能需要和結(jié)構(gòu)設(shè)計壓力等方面的相關(guān)要求。

4.1 破損安全區(qū)

對于布置較復雜的客船，可以在橫向船舯區(qū)域從下至上設(shè)置破損安全區(qū)，如圖9（b）和圖9（c）中陰影區(qū)域所示。在進行破損穩(wěn)性計算時，因未假定安全區(qū)破損，故不計入破損位置因數(shù)pi，僅在累進浸水時予以考慮。在概率法破損穩(wěn)性計算中，安全區(qū)的邊界作為船舯的橫向破損限制線，將僅考慮安全區(qū)以外區(qū)域?qū)χ笖?shù)A的貢獻。各層甲板上的穿艙管路、通風、走道等均可布置在這一區(qū)域。

圖9 布置設(shè)計與破損水線的關(guān)系示意圖Fig. 9 Schematic diagram of relationship between layout design and flood waterlines

4.2 破損水線

按照SOLAS 公約破損穩(wěn)性的相關(guān)要求，對于目標郵輪，通過1 艙至多艙的破損計算可以確定整船在最惡劣情況下的破損水線分布。考慮對指數(shù)A有貢獻的在破損各階段所有可能出現(xiàn)的水線情況，即破損最終平衡水線及sfinal,i要求的16°正穩(wěn)性范圍，以及破損中間階段橫傾水線及sintermediate,i要求的7°正穩(wěn)性范圍，將這些水線根據(jù)其因靜態(tài)和動態(tài)的不同屬性而形成的包絡(luò)線分為以下2 類：

1） V-line1：由破損中間階段橫傾水線和最終平衡水線包絡(luò)而成的破損靜水線，如圖9（b）中藍線所示；

2） V-line2：由破損中間階段橫傾水線以外正穩(wěn)性要求的7°范圍，和最終平衡水線以外正穩(wěn)性要求的16°范圍形成的間歇浸沒水線包絡(luò)而成的破損動水線，如圖9（b）和圖9（c）中紅線所示。

參 考MSC.429(98) 對SOLAS 公 約 第II-1 章B 部分第17 條的解釋中破損水線對門布置的要求[8]，如圖9（a）所示，半水密艙壁端點、水平撤離通道、垂向逃生口、水密門/半水密門控制站、破損安全區(qū)及破損相關(guān)開口位置等可根據(jù)上述2 條破損水線進行布置。

1） 半水密艙壁延伸端點。

對于大型客船，艙壁甲板以下的水密主艙壁應(yīng)向上延伸至艙壁甲板，其在海上使用的門應(yīng)為滑動水密門。對于艙壁甲板以上的水密艙壁，要求則有所放寬，可以設(shè)置成局部水密艙壁，這就使得各破損區(qū)域之間不完全水密，而是通過內(nèi)部開口，如通道、走廊等相連通。如果將連通的區(qū)域當成一個大的破損艙室來參與計算，則其提供的儲備浮力有限，因而破損穩(wěn)性不能滿足要求。

考慮到艙壁甲板及其以上甲板均為部分淹沒，因此可以按照設(shè)置的局部水密艙壁對艙室進行細分。細分的目的是使艙壁甲板以上破損區(qū)域以外的區(qū)域仍能提供儲備浮力，這就要求假定破損的艙室進水時水不會累進到破損區(qū)域以外的其他艙室。因為局部水密艙壁延伸端點在破損穩(wěn)性計算中是作為內(nèi)部進水點來考慮內(nèi)部艙室間的累進，為了使局部水密分隔也能有效阻擋破損后的累進浸水，所以各層甲板上的局部水密艙壁端點可以設(shè)計成延伸至破損水線V-line2 以上，如圖9（b）和圖9（c）中艙壁甲板（DK0）上的水密艙壁端點O1，O2 以及其上第1 層甲板（DK1）上的水密艙壁端點O3 和O4，其上第2 層甲板（DK2）無需水密。

2） 水密門/半水密門。

半水密門作為防濺門應(yīng)設(shè)計成具有被間歇淹沒時可有效阻擋水通過的能力[8]，在破損穩(wěn)性計算中，可以作為風雨密點來考慮其內(nèi)部關(guān)聯(lián)艙室的累進。為了不引起累進，V-line1 以上V-line2 以下的門可以設(shè)計成半水密門，如圖9（b）中艙壁甲板（DK0）上的半水密門SD1，SD2 以及圖9（c）中的SD1-12；V-line1 以下艙壁甲板以上的門可以設(shè)計成壓頭減小的水密滑動門，目標郵輪無需布置此類門。

3） 水密門/半水密門操控位置。

按照SOLAS公約第II-1章B部分第7-2.5.3.2 條的要求[8]，水密門/半水密門的操控位置在破損的任何階段無法接近或操作時，si= 0，其在破損穩(wěn)性計算中是作為內(nèi)部進水點考慮的。因此，其應(yīng)盡量靠近船舯布置，并位于破損水線V-line2 以上，如圖9（b）中的半水密門控制柜CC1 和CC2、水密門液壓控制站W(wǎng)HS 以及圖9（c）中的CC1-12，WHS1-6。

4） 垂向逃生艙口。

按照SOLAS公約第II-1章B部分第7-2.5.3.1 條的要求[8]，艙壁甲板以上的垂向逃生口在破損的任何階段浸沒時si= 0，其在破損穩(wěn)性計算中是作為內(nèi)部進水點考慮的。因此，其應(yīng)盡量靠近船舯布置，并位于破損水線V-line2 以上。若是裝設(shè)了風雨密關(guān)閉裝置的逃口，可以布置在V-line1 以上，如圖9（c）中ESC。

5） 水平撤離通道。

按照SOLAS公約第II-1章B部分第7-2.5.2.2 條的要求[8]，艙壁甲板上的水平撤離路線在最終水線浸沒時si= 0。因此，走廊和梯道應(yīng)盡量靠近船舯布置，并位于破損水線V-line1 以上。

基于此，艙壁甲板以上第1 層應(yīng)優(yōu)先考慮布置中心走廊以作為水平撤離通道，艙壁甲板以上第2 層則可以考慮布置兩舷走廊，如圖10 所示。

圖10 艙壁甲板以上走廊和梯道設(shè)計圖Fig. 10 Design drawings of corridor and stairway above bulkhead deck

5 結(jié) 論

SOLAS 2020 大幅提高了客船的破損穩(wěn)性要求，這將進一步促進郵輪進行全方位的船型升級和設(shè)計布置優(yōu)化。本文通過對比分析目標郵輪的多方案破損計算和結(jié)果，并結(jié)合SOLAS 公約的相關(guān)要求，為大型客船的設(shè)計布置提供了改動小且有效的細節(jié)優(yōu)化方案，可為客船指數(shù)A的提高提供相關(guān)的思路和方法。主要結(jié)論如下：

1） 上層建筑舷側(cè)外板上的窗在設(shè)計強度足夠的情況下，為提高指數(shù)A，在計算破損穩(wěn)性時可以考慮多計入艙壁甲板以上第2 層及以上多層上層建筑。目標郵輪在計入第2 層上層建筑后，指數(shù)A提高了4%以上。

2） 對兩舷邊艙合理增設(shè)橫貫浸水裝置可以在不改變分艙布置的情況下有效提高指數(shù)A?？杀M量設(shè)計成瞬時浸水，若不可行，可通過增加橫貫管道數(shù)量或加大橫貫面積等方法來減小平衡時間，從而使橫貫浸水有效。目標郵輪在增設(shè)橫貫浸水裝置后，指數(shù)A提高了8%以上。

3） 大型郵輪布置有多處A 級防火艙壁，可選擇其中橫向分隔左右舷兩側(cè)較大容積的艙室進行連通，例如在縱艙壁的下端開設(shè)足夠數(shù)量的橫貫孔，并裝設(shè)活動鋼制蓋板，當任一側(cè)艙室浸水時該蓋板都能有效脫離進而使另一側(cè)艙室同步累進浸水達到平衡，以此來提高此區(qū)域的分艙指數(shù)。目標郵輪關(guān)鍵區(qū)域的A 級防火艙壁在增設(shè)橫貫孔后，指數(shù)A提高了5%以上。

4） 在橫向船舯區(qū)域設(shè)置破損安全區(qū)，可方便各層甲板上的穿艙管路、通風以及走道等在此區(qū)域集中布置，從而減小因分散布置引起的累進不利影響。

5） 半水密艙壁延伸端點、水密門/半水密門及其控制站、水平撤離通道、垂向逃生口、通風、走廊和梯道等與破損相關(guān)的內(nèi)部開口及路線應(yīng)盡量靠近船舯布置，其在艙壁甲板以上各層的具體位置可以通過文中所述的破損水線V-line1/V-line2來進行優(yōu)化設(shè)計。