避免在纵向波中发生参数横摇的若干设计方法

1、大 连 理 工 大 学研究生考查课作 业课程名称： 船舶破损稳性 研究生姓名： 裴斐 学号： 21324032 作业成绩： 任课教师(签名) 交作业日时间：2014 年 5 月2日避免在纵向波中发生参数横摇的若干设计方法Naoya Umeda*, Shoji Ikejima*,Motoki Araki*和 Yoshiho Ikeda*(*大阪大学，日本，*海上技术安全研究所，日本*大阪府立大学，日本)摘要第二层脆弱性标准是国际海事组织第二代完整稳性衡准的一部分。为了克服在参数横滚时导致无法符合第二层脆弱性标准，研究了两种可能的设计方法。一种是增大舭龙骨区域，另一种是强化捆索设备。使用第二层衡准

2、草案中的解析计算得出的结果显示，对于汽车运输船而言，轻微地增加舭龙骨宽度是一种可行的解决办法。对C11级集装箱运输船而言，建议使用将轻微增加舭龙骨宽度和使用双层固定桥相结合的方法。为第三层衡准开发的时域数值模拟的结果支持针对C11级集装箱运输船的建议。引言参数横摇对于现代大型集装箱船的集装箱损失具有极大的威胁。在1998年，一艘超巴拿马级集装箱船在顶头浪中发生了严重的参数横摇共振，导致了大量损失和对装载的集装箱的损害（法国，2003）。到目前为止，有若干起类似的事故和事件被报告。因此，在国际海事组织，针对参数横摇的包含三层衡准的第二代完整稳性衡准正在被开发中。他们的第一和第二层衡准在2013年

3、在国际海事组织基本得到了同意，但是标准（或者要求安全等级）依然处于讨论中（Umeda， 2013）。为了这个目的，数个代表团对超过150艘船舶进行了抽样计算。结果，很多集装箱船和汽车运输船以它们现在的状况，没能通过参数横摇的第一和第二层衡准。因此，发展克服这种困难从而达到新的标准的可行的设计方法来十分紧迫。之后的集装箱船的设计方案如下所示：- 安装减摇水舱（Umeda等2008， Hashimoto和Umeda，2008）；- 在船体中部水上部分安装舷侧凸体（Umeda等，2008）；- 增大舭龙骨面积；- 强化捆索系统等等。其中，在本文中，研究了作为更加可行方案的增大舭龙骨面积方案和强化捆索

4、系统方案。这是因为其他两种方案会导致集装箱装载数量的减少或者是增加总重量。我们系统地改变了一艘集装箱船和一艘汽车运输船的舭龙骨尺寸和允许的横摇角。然后为第二代完整稳性的第二层衡准使用了概率计算，这些设计方案的效力从概率角度看是合格的。在此我们利用了一种在周期波中横摇运动的分析解决方法，同时使用了Ikeda的简化方法和北大西洋的波浪资料。结果我们确定出了能偶符合第二层衡准草案的可能的设计方案。试验船舶本实验使用了五艘试验船。两艘集装箱船，一艘汽车运输船，一艘客滚船和一艘滚装船。它们的主要参数和船体型线图分别展示在表-1和图1-5中。C11级集装箱船在北太平洋有稳性丧失的问题，但是本文所用的船壳外

5、形有少量的修改。（Levadou，&vant Veer，2006）。表1 试验船的主要参数项目C11级集装箱船汽车运输船283米集装箱船客滚船滚装船船长：Lpp262.0m192.0m283.8m170.0m187.7m型宽：B40.0m32.26m42.8m25.0m24.5m型深：D24.45m37.0m24.4m9.5m平均吃水：d11.5m8.18m14.0m6.6m6.9m方形系数：Cb0.56m0.5430.630.521初稳性高：GM1.965m1.250m1.060m1.410m1.000m天然横摇周期：T25.14s22.0s30.3s17.9s18.3s中横剖面系数

6、：Cm0.950.9480.9730.8870.787舭龙骨面积：ABK30.61638.484.347.645.6图1 C11级集装箱船船体型线图2 汽车运输船船体型线图3 283m集装箱船船体型线图4客滚船船体型线图图5滚装船船体型线图参数横滚衡准第一层衡准（IMO,2013）如果一艘船满足如下所示条件，就被认为不会出现参数横摇导致的稳性丧失：GMGMRPR(1)RPR=0.17+0.425100ABkLBCm>0.96=0.17+10.625×Cm-9.775100ABkLB0.94<Cm<0.96 (2) =0.17+0.425100ABkLBCm<0

7、.94GM=初稳性高在纵向波通过船身时变化的振幅。稳性高由下式算出。GM=IH-IL2V (3)GM=在静水中负载条件下的初稳性高;ABK = 舭龙骨面积综合（没有其他附加物），m2;L = 垂线间长，m；B = 船体型宽，m；D = 至露天甲板边线的型深，m；dH=Min(D-d,LSW2)Cm = 中横剖面系数D = 在研究中的负载情况下的吃水；dH = d+H；dL = d-L；IH = 吃水dH处的水线面惯性矩；IL = 吃水dL处的水线面惯性矩；V = 在研究中的负载情况下的排水体积；dL=Min(D-0.25dfull,LSW2)dfull = 在满载情况下的吃水；SW = 0.0

8、167第二层衡准（IMO，2013）第二层衡准包含两小层，但在本文中，只考虑第二小层。因为，如果船无法满足第二小层就可以认为船会在参数横滚中失稳。在这一小层中，有必要计算在遇到规则迎头浪和尾随浪中时输出速度范围内的横滚幅度。首先，我们假设以下的横摇模型有初稳性高的变化和非线性的阻尼和恢复。+2+3+2+2l33+2l55+2GMmean+GMampcoset1-2/GM=0 (4) :横倾角，：横摇阻尼线性系数，：横倾角立方系数，：天然横摇频率，L3,l5: 静水中恢复力矩的恒定系数，GMmean：在波浪中的初稳性高变化的平均值，GMamp：在波浪中初稳性高的变化幅度，e：遭遇频率， GM：初

9、稳性高。在纵向波中的稳性高变化和非线性横摇可以通过Froude-Krylov假设（Hamamoto和Nomoto， 1982）和Ikeda的横倾阻尼简化方法来评估。如果我们只是计算规则波中的稳定振幅，等式（4）可以使用分析方法，例如平均法（Sato，1977）。我们在此将频率是遭遇频率一般的稳定运动假设为等式（4）的解。t=Acost- (5)将等式（5）带入等式（4），在一个横摇周期内求平均值，然后设时间导数为0,就可得到如下可以确定横摇幅度A的方程了。23A22+822-A222+6A22-82242-A22GMmeanGM+-52A4l52-62A2l32+822-82242-A22 =

10、GMmeanGM2（6）通过求解代数方程，参数横滚的稳定幅度就可以被估算出来。C2（Fn，）的值，也就是在某一傅氏数和某一迎浪角下遇到危险短期海况的概率，这个值是通过一系列浪的权平均数得出的。C2Fn,=i=1NWiCi(7)在本式中，Wi = 每个浪的权重因素Ci = 0，如果横倾角超出了许用横倾角，=1，如果没有。在此，认为波长等于船长，因为在该波长下，回复变化是最大的。浪高可以通过Grim的有效波浪概念（Grim，1961）和北大西洋的波浪散点图进行估算。C2的值，也就是遇到危险短期海况的概率由下式得到。C2=i=1MC2Fnj,head waves+C2Fnmax,head waves

11、+C2Fn=0,head waves+j=1MC2Fnj,following waves+C2Fnmax,following waves/(2M+3)(8)本式中Fnj=jFn其中Fn=0.1，=1j， M但Fnj不应该超出最大可行傅氏数，Fnmax。如果C2小于可接受的概率水平，我们可以判断这艘船在参数横滚中安全。在本文中，我们假设可接受的概率水平为0.15（IMO，2012）。如果我们忽视非线性横摇阻尼和恢复，并假设=l3=l5=GMmean=0，=我们可以得到82E22-A2E=GMampGM (9)这里的E是被特定的横倾幅度决定的等价线性横滚阻尼。这样参数横滚情况的出现被推导为如下：G

12、MampGM>82E22-A2E4EE（10）该式和第一层衡准相符合，因此这个方程的左侧是舭龙骨面积比率和中横剖面系数的公式，这个公式决定了横倾的阻尼。因此，第一层衡准比第二层衡准更为保守。或者说，第一层和第二层衡准之间的关系在逻辑上得到了保证。第三层衡准作为第三层衡准的直接稳性评估要求我们计算最大横倾角。在基于北大西洋的波浪图谱的短期波浪状况中，以及时域不规则波中采用横倾、纵倾、升沉、横摇耦合的模型来计算最大横倾角，也就是IACS Rec. No.34。对每种短期海洋状况取得max，max是在若干不同情况下，在持续时间为T的时间内最大横倾角的总平均值。如果max比最大许用横倾角大，那么

13、短期海况就被认为是危险的。使用这些结果，一年中危险短期海况的概率就被下列等式计算出来了。P=1-(1-p1)365×24×3600T (11)pi=00HmaxH1/3,T01-cfH1/3,T01dH1/3dH01 (12)其中，Hx=1 x00 x<0 (13)C：可接受横倾角f ：从波浪图谱中得到的有效波高和平均波浪周期的联合概率密度方程。如果这个概率超过了可接受程度，则该海浪状况和船的速度以及航行角在稳性手册中记载为危险。第一层和第二层衡准草案的使用在五艘试验船上应用了第一层和第二层衡准。第一层衡准的结果显示在表2中。所有的船都有巨大的稳性高度变化率，因为它们

14、都有明显的外飘和方尾。因此，它们被判定无法满足第一层衡准的参数横摇。根据更综合的样本计算，大多数油轮和散货船满足该衡准。因此我们可以确定，集装箱船、汽车运输船和滚装船确实有参数横摇的危险。表2 第一层衡准判定结果船型Cm100Abk/(LB)RPRGM/GM通过或失败C11级集装箱船0.950.580.3563.03失败汽车运输船0.951.240.5394.44失败283m长集装箱船0.971.390.7605.64失败滚装船0.791.980.5935.35失败客滚船0.892.240.6463.67失败表3第二层衡准判定结果船型CR值通过或失败C11级集装箱船0.159失败汽车运输船0.

15、196失败283米长集装箱船0.101通过滚装船0.039通过客滚船0.072通过第二层衡准的结果展示在表3中，显示五个试验船中的两个船没能通过第二层衡准。这意味着一艘集装箱船和两艘滚装船通过了第二层衡准。这是因为它们有更大的舭龙骨面积（Hashimoto &Umeda，2010）。此外，滚装船的中横剖面几乎是圆形的，而在衡量稳性高变化的简化方法中，假设船是直舷船，这可能会导致过高的估计了稳性变化的幅度。因为C11级集装箱船没能通过第二层衡准，所以为这艘船进行了在非规则迎头浪中的时域数值模拟。此处。的有效波高为7.82米，极限周期为9.99秒，还采用了ITTC的长波波谱。结果展示在图6

16、中，结果显示在傅氏数为6.0时最大横倾角总平均值为26.4度。这一点支持第二层衡准。因为这艘C11级集装箱船在北太平洋遭遇了稳性丧失，第二层稳性衡准的第二小层有助于防止类似事故。本文中用到的汽车运输船是典型的现代汽车运输船，也被报告遭遇了严重的参数横摇（Hua 等人。，2006），因此对汽车运输船的判定应该是合理的。这些船型在当前海洋运输中扮演基本角色，因此我们必须找到避免参数横摇的设计方法。图6 对C11级集装箱船在非规则迎头浪中进行时域数值模拟得到的最大横倾角总平均值可能的设计方法首先，我们研究了增大舭龙骨面积的可能性。因为船舶优良的船壳形状，增长比龙是不实际的。因此，增大舭龙骨宽度可以是

17、一个解决办法。舭龙骨宽度的几何约束可以通过型宽和吃水来确定。舭龙骨不能有任何部分超出由船底和船壁所划定的矩形的范围，这十分重要。否则，在船舶停泊和驶入码头时，舭龙骨需要额外的照顾。因此舭龙骨的最大宽度可以根据图7进行几何计算得到。虽然对于减少参数横摇而言更大一些的舭龙骨面积更好，但是这会增加船舶的推进能量消耗。因为舭龙骨是船体湿表面面积的一部分，湿表面面积和对船的摩擦阻力有影响。推进能量消耗的增加在船舶设计中应该最小化。第二，应该对集装箱船的困索系统增强进行研究。如果安装双层困索系统，30度的横倾角应该是可以接受的（de Kat，2012）。类似的，对于汽车运输船，汽车困索系统是关键角色。在北

18、太平洋的PCTC“Courage Ace”的事故中，装载的车辆甚至在横倾角80度的时候都没有移动（Umeda，2006）。因此，对于具备良好的困索系统的集装箱船增大许用横倾角似乎是合适的。设计方法的影响考虑到上面提到的设计约束，在不同的舭龙骨宽度和许用横倾角下，对C11级集装箱船和汽车运输船在第二层衡准草案中的C2值进行计算，计算结果展示在图8和图9中。此处图例之中舭龙骨面积最小的值代表了实际的设计。增阻力随着舭龙骨尺寸增加而增加，图10做了展示。图7 决定最大舭龙骨宽的几何求解视图当舭龙骨面积尺寸增加时，或者许用横倾角增加时，参数横摇的第二层衡准中的C2值减小。如果保持25度作为许用横倾角，

19、非常小的舭龙骨尺寸增加就足以实现汽车运输船对衡准的满足。而且结果仅仅增加0.4%的推进能量消耗，所以这是一个经济上可行的解决办法。然而，对C11级集装箱船而言，这个解决办法会导致1.6%的推进能量消耗，所以该方案也许不可行。如果我们采用双层捆索系统和30度作为许用横倾角，由舭龙骨引起的耗能增加可以是0.5%，这样的方案也不是不切实际的。图8 C11级集装箱船舭龙骨面积和许用横倾角对CR值的影响图9汽车运输船舭龙骨面积和许用横倾角对CR值的影响C11级集装箱船（C11）和汽车运输船（PCC）舭龙骨面积增加导致的阻力增加图11C11级集装箱船在不规则浪中最大横倾角的总平均值（红色（左侧）：目前的设

20、计；（蓝色（右侧）：改进设计第三层衡准的数值模拟检验为了验证C11级集装箱船第二层衡准的结论，为第三层衡准我们进行了时域数值模拟，模拟中增加了0.88%的舭龙骨面积。该模拟的有效波高为7.82米，极限波浪周期为9.99miao，采用ITTC的长峰波波普。在图11显示的结果表明基于第二层衡准的舭龙骨面积增加，明显低减少了参数横摇的幅度。因此基于第二层衡准的舭龙骨设计是有效的。从第三层衡准直接数值模拟获得的幅度比在第二层获得的小。这个事实也表明第二层衡准比第三层衡准更保守。结论通过对第二层衡草案准使用概率计算方法，作者检验了两种设计方案，一种是增加舭龙骨尺寸另一种是根据捆索布置增加许用横倾角。使用

21、的概率计算方法同时应用了周期波中的横倾运动分析解决方法和Ikeda的简化方法。结果显示基于双层捆索的许用横倾角方案中，增大舭龙骨面积所导致的能量消耗可以忽略不计。这个结论在第三层衡准的计算以及在随机海浪的数值模拟模型中得到确认。鸣谢本研究由Giant-in Aid for Scientific Research of the Japan Society for Promotion of Science (No.24360355)资助。它作为Goal-Based Stability Project of Japan Ship Technology Research Association 在20

22、12财年的研究活动部分开展。由Nippon Foundation提供资金。参考目录De Kat, J.O. (2012) “Ship stability and safety seen from a ship owners perspective”, presented at the 11thInternational Conference on Stability of Ships and Ocean Vehicles, Athens.France, W.N., Levadou, M., Treakle, T.W., Paulling, J.R., Michel, R.K., Moore,

23、C. (2003) "An Investigation of Head-Sea Parametric Roll and Its Influence on Container Lashing System" Marine Technology,Vol.40(1), pp 1-19.Grim, O., (1961), “Beitrag zu dem Problem der Sicherheit des Schiffes in Seeegang”, Schiff und Hafen, Vol. 6, S. 490-497.Hamamoto, M. and K. Nomoto(19

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25、g Waves”, Proceedings of the 4th Asia-Pacific Workshop on Marine Hydrodynamics, Taipei, Jun. 2008, pp.73-78.Hashimoto, H. and N. Umeda(2010)“A Study on Quantitative Prediction of Parametric Roll in Regular Waves”, Proceedings of the 11th International Ship Stability Workshop, Wageningen, Jun. 2010,

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27、ured Onboard the PCTC AIDA, Proceedings of the 9th International Conference of Ships and Ocean Vehicles, Vol. 1, pp. 109-118.IACS(2001)"Standard Wave Data", Rec. No. 34, Rev.1. IMO (2012) ”Information Collected by the Correspondence Group on Intact Stability”, submitted by Japan, SLF 55/INF.15. IMO (2013), ”Development of Second Generation Intact Stability Criteria Report of the Working Grou