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船舶破舱时域计算模拟研究摘要船舶在海上一旦破损，会给船上人员及船舶安全造成严重威胁；若船上液货或燃料油等发生泄露，还会对海洋环境造成极大破坏。如果船舶发生破损时伴随有横摇等运动，则可能引起更加严重的后果。以往的船舶破舱研究都是讨论进水完成后的浮态等情况，而对于船舶破损时域过程的研究则很少提及。论文将船舶破损时域过程作为研究对象，以拟静态法为处理手段，通过在时域内求解破损船舶的浮态平衡方程得到了船舶在破损时域过程中的浮态及液体流动情况；针对船舶破损和横摇同时发生的情况，论文以线性横摇理论为基础，将破损船舶线性横摇方程与浮态平衡方程相结合，对破损船舶的横摇运动进行了分析与计算，得到了横摇时域内船舶的运动情况以及舱室内液体的流动情况。在处理破口处液体流动情况时，论文根据液体流动基本原理创造性的提出了一种处理舱室内外互不相溶液体交换的方法，解决了以往计算仅考虑进水或舱内液体外泄而不考虑两者之间交换的问题，可以为工程实际应用提供帮助。为了探究液体粘度以及破口属性对船舶破舱运动的影响，论文以一艘5000DWT船为例，针对不同液体粘度、破口大小和破口高度的几种工况进行了对比计算分析，结果表明：粘度和破口的属性对破损船舶最终浮态以及时域过程都会有所影响。论文为船舶破损时域计算提出了一种新的计算方法，在实际工程应用中可以为破损船舶的救援以及防污染工作提供帮助，也为以后破舱研究提出了一种新思路。关键词：破舱；时域计算；液体交换；横摇
1STUDYONTHEDAMAGEDSHIPCOMPUTATIONANDSIMULATIONINTIMEDOMAINABSTRACTOncetheshipdamagedatsea,itwillposeaseriousthreattocrewandshipsafety.Iftheliquidcargoorfueloilleak,itwillcausegreatdamagetothemarineenvironment.Ifdamageoccursaccompaniedbyroll,itMayleadtomoreseriousconsequences.PreviousstudiesdiscussedDamageshipfloatingstateafterflood,butrarelyinvolvedamagedshipintime-domain.Thispapertakesthedamagedshipintime-domainasresearchobject,quasi-staticasmethod,bymeansofsolvingthefloatbalanceequationofdamagedshipintimedomaincomputesthechangeoffloatconditionandfluidexchangeofdamagedshipintime-domain.Asforthedamageoccursaccompaniedbyroll,thepapertakesthelinearrolltheoryasbasis,combinedtherollequationandfloatbalanceequation,computesandanalysistherollmotionofdamagedshipintime-domain.Whencalculatetheliquidflowindamageshole,Thepaperproposesanewmethodofcalculatingtheexchangeofoil-waterwithdifferentdensitiesandimmisciblebasedonthebasicprinciplesofliquidflow,solvesthepreviouscalculationsonlyconsiderwaterinfloworoiloutflowwithouttakingintoaccounttheexchangebetweenthem,andthismethodcouldprovidehelpinengineering.Inordertoresearchtheinfluenceoffluidviscosityandthesizeofdamagedholefordamagedshipintime-domain,thepapertakesa5000DWTshipasan
2example,calculatesandcomparesseveralcasewithdifferentliquidviscosityandholeproperty.Theresultsshowedtheliquidviscosityandholepropertybothhaveimpactondamagedshipintime-domain.Thispaperproposesanewmethodtoresearchthedamagedshipintime domain,andthismethodcouldprovidehelpforrescueofdamagedshipandpollutionpreventioninpracticalapplication,andalsoprovidesanewwayforfutureresearchofdamagedship.Keywords:Damagedship;Time-domainComputation;Fluid-exchange;Rollingin
3目录摘要IABSTRACTII1绪论11.1概述11.2船舶破舱研究背景及意义21.2.1船舶破舱研究背景21.2.2船舶破舱研究意义31.3船舶破舱研究现状41.3.1国内外船舶破舱研究现状41.3.2破舱进水经典数学模型61.4论文主要内容71.5本章小结92船舶破舱浮性及稳性计算102.1概述102.3船舶破舱计算基本方法132.4计算坐标系及浮态参数152.4.1计算坐标系152.4.2浮态参数的选取152.5船舶破舱浮态计算162.5.1破损船舶浮态平衡方程172.5.2浮态平衡方程的求解182.6船舶破舱,性计算192.6.3自由液面对稳性的影响232.7倾斜水线下船体和淹水舱要素262.7.1基于数字型值表的船体及淹水舱定义262.7.2船体和淹水舱要素的求解282.8本章小结303破口处液体流动研究313.1概述313.2.1瞬时进水过程323.2.3空气压力的影响321.1.1自由出流和淹没出流331.1.2孑L□出331.1.3大孔出流34
43.4大破口内外液体交换363.4.1计算基本假定363.4.2舱室内外液体交换373.4.3船体横倾角对破口处液体流动的影响393.5大破口内外液面分析403.5.1舱室内外有相同液体403.5.2舱室内外有不同液体423.6液体粘度对流动的影响453.7本章小结474不考虑横摇的船舶破舱时域计算484.1概述484.3破舱时域计算流程494.4计算实例504.4.1例船主尺度及破舱情况504.4.2计算工况514.4.3十524.4.4结论544.5本章小结545考虑横摇的船舶破舱时域计算555.1概述555.2船舶横摇运动理论555.3破损船舶横摇受力分析565.3.2惯性力矩585.3.3阻尼力矩585.3.4进水倾斜力矩595.3.5波浪扰动力矩595.4破损船舶横摇运动方程605.4.2静水中的线性横摇运动615.4.3波浪上的线性横摇运动615.5破损船舶横摇运动参数计算625.5.2横摇惯性矩625.5.3横摇固有周期635.6破损船舶横摇计算模型655.6.2破损船舶横摇过程分析655.6.3破损船舶横摇基本假定665.6.4破损船舶横摇计算流程665.7计算实例685.7.2计算工况685.7.3计算结果及分析695.7.4结论71
55.1本章小结726液体粘度及破口属性对破舱时域计算的影响研究736.1概述736.2液体粘度对船舶破舱时域计算的影响736.2.1计算工况736.2.2计算,果及分析746.3破口大小和高度对无横摇船舶破舱的影响766.4破口大小对破损船舶横摇的影响766.4.1计算工况及破损情况776.4.2空舱进水776.4.3内外液体交换806.4.4本节结论836.5破口高度对破损船舶横摇的影响836.5.1计算工况及破损情况836.5.3内外液体交换866.5.4本节结论886.6本章小结887总结与展望907.1总结907.2展望92参考文献93致谢95攻读硕士学位期间发表的学术论文96
61绪论概述随着船舶向大型化发展，它的安全性越来越受到人们的重视。特别是破损后的安全更是重中之重。船舶由于碰撞等因素会造成诸如舱室破损等结构破坏，船舶破损后发生进水，会使船舶吃水增大，横倾、纵倾变大，特别是在有风浪的情况下更会严重影响船舶稳性以及航行安全，甚至会有倾覆的危险（图1-1）;若破损后燃料油或液货等发生泄漏，则会在海面上聚集，对海洋生态环境造成极大破坏。2010年发生的墨西哥湾原油泄漏事件就是一个典型的例子（图l-2）o图1-1“威望号”油轮断裂沉没Figure1-1RuptureandSinkofWeiWangTanker
7图1-2墨西哥湾原油泄漏污染Figure1-2PollutionofOilSpillinMexicoGulf船舶破舱是一个十分复杂的过程，其中涉及到包括静力和动力等各个方面的内容。论文以经典的破舱研究方法为依据，将船舶破损后的计算扩展到了时域中，并针对破舱时域过程中的浮态变化情况、液体流动情况以及船舶运动对破舱的影响等问题进行了研究，希望能为今后船舶破舱的研究做一些有意义的探索和研究。1.2船舶破舱研究背景及意义1.2.1船舶破舱研究背景自从船舶诞生之日起，海上事故就没有中断过。其中由于船舶破损引起的事故更是不胜枚举。20世纪最著名的海难——“泰坦尼克”号海难至今还令人心有余悸。“泰坦尼克”号是一艘奥林匹克级邮轮，排水量达到了史无前例的52310吨，全长269.06米。于1912年4月处女航时撞上冰山导致五舱进水使得船体倾斜，又由于倾斜造成了更多进水从而在2小时40分钟后沉没，造成了1522人死亡；1956年7月25日离纽约200海里的海面上，排水量为29000吨的豪华客船“安德列多里亚"(AndreaDoria)号与载重为20000吨的瑞典油轮“斯德哥尔摩"(Stockholm)号在雾中相撞。油轮船头进入客船深达十几米，船头拔出后重量掉约数百吨但仍能驶回纽约；客船在油轮船头拔出后即横倾近30度。10小时后横倾达90度，逐渐沉没于海底；1987年12月，菲律宾客滚船“多纳•帕兹”号在Tablas海峡和小型油船“维克托”号相撞，死亡人数达到了4375人，
8被认为是非战争时期最大的海难事故；1978年3月16H,美国22万吨的超级油轮“亚莫克•卡迪兹”号触礁沉没，漏出原油22.4万吨，污染了350公里长的海岸带，仅牡蛎就死掉9000多吨，海鸟死亡2万多吨。事故本身损失1亿多美元，污染的损失及治理费用却达5亿多美元，而给被污染区域的海洋生态环境造成的损失更是难以估量；1993年1月21日，一艘在新加坡注册的25.5万吨的油轮与另一艘空油轮相撞。这艘油轮装有近200万桶石油，被撞裂的左舷漏出燃烧的原油，浮油带在苏门答腊群岛不远处扩散了约52公里，并向印度的尼科巴群岛漂移；2002年巴哈马籍油轮“威望号”在西班牙海域搁浅并发生燃料油泄漏，并于几天后断裂成两半，沉入海底。这艘船上共装有7.7万吨燃料油。生态学家称这可能是世界上最严重的燃油泄露事件之一，对当地生态环境构成严重威胁。根据劳氏船级社的全球事故统计，1995至1998年共有674艘（326万总吨位）船舶完全损失，其中33%的船舶是由于碰撞和搁浅而造成的，而这些船舶约占损失总吨位的46%。通过这些海上事故可以看出，船舶破损后会因为进水而使得船舶浮态以及稳性等发生变化，从而对船舶以及船上人员的安全造成威胁；如果船舶在有横摇、纵摇等复合运动时发生破损进水，则会对船舶的运动以及浮态造成非常严重的影响，随时可能有发生倾覆的危险；而且一旦发生海上溢油事故，会造成海洋生态环境的严重破坏，如水生植物腐烂，海鸟因生存环境的破坏而死亡、渔场和养殖场也因油污染而受到严重的破坏等。如果海上的溢油漂移到海岸上，将会造成海岸设施、岸边风景区、海水浴场以及人员安全等造成严重的损失和伤害。若不能及时对溢油进行处理，还可能引发火灾或爆炸，这也会对船舶、海上设施以及人员的安全构成了严重的威胁。1.2.1船舶破舱研究意义根据已经公布的海难事故统计可以看出，船舶海损事故虽是偶发性事件，但是这种情况一旦发生，将会对船舶自身结构、人员安全以及对海洋环境造成非常严重的破坏和污染，使生命财产遭受重大损失。因此，在船舶设计及运营阶段必须考虑抗沉性的问题。船舶抗沉性是关系到船舶安全的一个重要指标。通常意义上的船舶抗沉性是指船舶在一舱或数舱破损进水后仍能保持一定的浮性和稳性的能力。船舶在水面上破损后，会发生进水或舱内液货外泄的情况，使得船舶下沉和倾斜，严重影响船舶浮性和稳性。如果破损舱室进水量过大，就会由于储备浮力丧失使得船舶甲板或上层建筑发生浸水，进而造成船舶浮性丧失而沉没，或者因稳性不足而倾覆，或因进水导致结构破坏。同时由于进水后船舶排水量，横倾及纵倾的增大，会使螺旋桨、动力装置及锅炉的工作发生困难。现在让我们来详细分析一下船舶破损进水过程：船舶破损后，海水进入破损舱室，在
9不考虑动力性的情况下，舱内水面与舱外水面保持相平。由于破损舱室损失了浮力（或者说船舶增加了等同于损失浮力的海水重量），船舶将会下沉，吃水增加。为了维持破损舱室内外水平面的平衡，海水将继续灌入，船舶会继续下沉，直到破舱内外压力最终获得平衡，如果无法达到平衡，船舶将沉没。另一方面，在船舶非对称进水时，船舶破损进水会导致船舶产生严重的横倾和纵倾。同时，破损入水也会使船的稳性改变，船的初稳性高度会因此增加或减少。若初稳性减小，船舶可能会发生倾覆。让我们来看两种情况，假若船舶因为部分舱室破损，丧失了浮力而下沉，这种过程也许需要几个小时乃至几天；若是船舶因舱室破损发生横向倾斜同时伴随舱内入水，则其可能在短时间内发生倾覆，严重影响船舶安全。所以，对船舶破舱时域过程进行计算，就是为了对船舶破舱时域进程内的浮态以及稳性状况进行分析，以求最大限度地保障人命财产安全及船舶的安全航行。鉴于船舶破损带来的种种破坏性后果，如果能在破损后及时的了解船舶进水或液货外泄等情况的速度、持续时间、船舶浮态以及运动状况的变化，救援人员便可以此为依据制定救援方案，对于保障船舶以及船上人员的生命的安全以及防止海洋环境污染将会起到至关重要的作用。现行的破舱规范以及对破舱的研究都只是停留在船舶破损进水完成后的相关性能以及最终的浮态情况，而对于进水时域过程中船舶的浮态变化以及破舱时液体流动对船舶运动性能的影响则很少提及，而事实上在船舶进水的过程中船舶的浮态变化以及运动性能都与未破损时有很大区别，需要在破损时域内进行分析。特别是在船舶装载有液货的情况下，船舶一旦发生破损，大量的带有污染性的液体会流入海中，对海洋环境造成很大的破坏。论文所研究的正是船舶破损整个过程船舶状态的改变、船舶破损后舱内液体与舱外液体的流动情况以及它们之间的相互影响。对这一过程进行研究对于船舶破舱后的安全性以及对环境的影响并且制定施救方案具有很大的帮助。本课题希望能在总结前人研究方法的基础上提出一些新的、可供后人参考的理论和方法。1.2船舶破舱研究现状1.2.1国内外船舶破舱研究现状关于船舶破舱后过程的研究主要以理论方法和模型试验为主。在理论研究方面，由
10于未破损的船舶在随机海况下的运动已经十分复杂，在有波浪的情况下，船舶一旦破损,会带来诸如破舱进水方式、破口内外液体的对流和交换、舱内水运动与船舶运动的耦合以及船舶运动与波浪运动的耦合等一系列非常复杂的问题，很难建立完整、全面的数学模型。因此，目前关于船舶破舱稳性的计算主要是从概率破舱的方面考虑，探求船舶破舱后的浮态及安全情况。但是在现实海况下，概率方法无法给出满意的结果。最早的船舶破舱稳性标准建立于1890年，当时提出了超过425ft的客船须满足“二舱不沉”，但对货船没有要求。“泰坦尼克”号失事后，第一次SOLAS会议召开，提出根据船舶长度和种类来决定分舱数，并拟定破舱最小剩余干舷为76mmo1932年SOLAS公约修正案中限制了船舶破舱进水后的横倾角小于等于7度。1948年SOLAS会议开始细化船舶破舱范围及其相应的稳性衡准，并要求船舶破舱后须有正的剩余稳性力臂。在1960年SOLAS会议上第一次详细量化了剩余稳性衡准，提出了最小剩余初稳性高度的要求。1974年SOLAS公约对最小剩余干舷、渗透率、不沉制、剩余初稳性高度、横倾角进一步细化，与此同时，1974年IMO通过A265决议，目前作为1974年SOLAS公约“分舱与稳性”的等效规则予以实施，等效规则的特点是用概率方法来确定某种特殊破舱情况下破损位置、范围、船舶幸存的概率，其衡准通过比较两个分舱指数完成，一为要求的分舱指数，另一个为达到的分舱指数，前者跟实船的分舱长度、救生艇的载人数有关，后者用概率方法得到，前者必须小于或等于后者。2009年制定的SOLARS2009公约将客船与货船的概率破舱进行了统一，并且要求考虑纵倾；渗透率变大且与吃水相关；横向破损范围变大了，原来到中心线为止，现在横向破损宽度B/2（首尾过中心线）;增加单个吃水下的A值要求，货船＞0.5R,客船＞0.9R；双层底从防撞舱壁延伸到尾尖舱壁，横向延伸到两舷，高度不小于B/20。长期以来，国内外的研究人员做了大量关于船舶破损方面的研究，取得了很大的进展，并且形成了很多成型且使用的软件和较成熟的算法。国外在此领域的研究工作起步较早，前苏联、美国、日本、英国等国家的研究者们较早地对船舶的抗沉性进行了研究,在这方面比较著名的是前苏联的符拉索夫、勃列格曼、马涅采夫等早在六、七十年代就对船舶的不沉性进行了大量行之有效的研究，确定了各种浮态参数与一系列经验公式，给出了解平衡方程的近似解法；大连理工大学的赵晓非等对稳性计算方法进行了一系列的深入研究，给出了求解船舶浮态问题的矩阵方法并将之应用于破损船舶的浮态以及稳性计算。近年来随着水动力学以及计算机技术的飞速发展，很多学者开始在时域内研究船舶破舱后的情况。T.A.Santos等人在时域内研究了静水中的破损滚装船的横向非对称进水问题，船舱破损范围、双层底横向进水、船舶重心高度、破损舱室内阻碍物尺度、不同的舱室布置和边舱的设置对横向非对称进水的影响，发现满足SOLAS公约的破舱滚装船在静水中横向非对称进水时，也可能倾覆；他还对船舶破损后进入舱室的水体与船舶的耦合运动进行了研究；Vassalos
11等人通过求解破损船舶的运动方程研究了破损船舶在时域内的运动情况，他们对一艘航速为零、在现实海况下的典型的滚装船进行了数学模拟，考虑了横摇、垂荡和横荡三种运动，并且考虑在随机波浪下瞬间破舱进水的状况、甲板积水以及纵倾、升沉沉位置，对影响破舱稳性的一些参数如破舱长度、位置、干舷以及提高稳性的设施如舷外飘、翼舱、可收缩性舱壁进行了研究，并提出了“稳性边界曲线''的概念，它是一条反映船舶倾覆临界状态的曲线，在曲线内表示船舶是安全的，否则，就会倾覆。他对破舱进水的处理方法被后来的许多文献采用。1.2.1破舱进水经典数学模型研究船舶破损情况的关键是要建立合适的数学模型。船舶破损后的时域进程非常复杂，需要考虑的情况包括：＞进水过程中船舶浮态的变化＞破口处液体流动情况＞舱室内外液体的对流以及粘度的影响情况＞流入液体对船舶的静力以及动力影响＞破损过程中船舶的运动情况＞破损过程中波浪的影响这些情况中还有很多诸如船舶运动过程中的非线性的问题需要解决，要想精确地模拟船舶的破损过程十分困难，需要建立比较全面的数学模型。在实际研究中需要抓住问题的主要矛盾，根据研究的重点建立数学模型，而将其他方面做简化处理。这也是科学研究的基本方法。在对船舶破损研究的过程中，国内外的研究人员已建立的模型有⑴：＞早期模型(VassalosandTuran,1997)船侧破损非线性的横荡-垂荡-横摇耦合运动方程风和波浪激励规则波或不规则波船体水动力：切片理论内部水动力：静态模型涌入水：水压力模型＞较先进的模型船侧破损或脑门破损(Chang,1999)由于进水积聚效应引起质量变化的六自由度的非线性运动风浪激励规则和不规则波的影响船体水动力学：带有记忆效用的三维势流理论(HuangandHsiung,1997)内部水动力：基于N-S方程的摇荡模型
12(Annenio.1996)进入水的影响：Bernoulli方程(Vassalos,1997)非线性系统的动力影响：混沌和分叉理论(MurashigeandAihara,1998)以下是对破损船舶进行数学模拟的一般观点：(1)破损船舶的动力学分析：这是一个六自由度的耐波模型，它包括了船舶漂移运动以及质量，质心，周围环境的激励作用和水动力的反作用力在时间范围内的变化。(2)流入水和流出水的影响：它是一个足够精确的出、入水模型。包括进了多重舱室进水的水流振动情况和极端波浪条件下的随时间变化的剪切流情况。(3)进水与船舶运动的相互影响：船舶的运动对进水的过程产生直接的影响，反过来,进水又影响船舶的运动和姿态。因此，将二者同时考虑近来是相当重要的。然而，积聚水的作用再加上进入水过程本身的间断性所引起的船舶运动的非平稳性，需要我们在进行计算时进行适当的简化。1.2论文主要内容论文的研究重点是船舶破损进水后的浮态变化以及进水对船舶运动性能的影响。将拟静态方法作为基本方法来研究船舶破损后时域过程中的静态以及动态响应。所谓拟静态即是将船舶破损后的每一时刻都当做静态过程来处理，在每一时刻船舶都处于平衡状态，即船舶每一时刻都满足浮态平衡方程，在这个基础上分析船舶破损进水过程中的相关参数。论文主要进行了以下几个方面的研究：(1)利用牛顿法在时域内对破损船舶浮态平衡方程进行求解，得到了船舶破损后时域进程内的浮态变化情况以及舱内液货的外流情况；(2)论文对大破口破舱的情况进行的深入了探讨和分析，对破口内外液面的不同情况进行了归类讨论并利用伯努利方程计算了在破口内外液体不同时的内外液体交换情况；(3)通过求出船舶线性横摇方程的解析解，给船舶一个初始横摇运动方式，然后分析船舶破损对横摇运动的影响情况以及横摇运动对舱室进水以及液体交换的影响情况；(4)对液体粘度、破口大小和破口高度对船舶破舱时域计算的影响进行了探索和讨论。论文的主要结构如下：第一章对船舶破舱研究的背景及意义做了详细介绍，并对国内外对破舱研究的现状进行的回顾，最后对论文所研究的内容作了介绍；第二章介绍了船舶破舱的基本类型、破舱浮态以及稳性计算的基本方法，并介绍了
13使用牛顿法对破损船舶浮态和稳性进行计算的原理和步骤以及破损船舶船体和淹水舱要素的计算方法；第三章主要介绍了破损船舶破口处液体的流动情况，利用伯努利定理对破口处液体流动速度进行了计算，并根据破口处舱室内外的液面高度和压力情况对破口内外液体流动以及交换情况进行了详细的分析，最后针对不同粘度液体的流动建立了液体粘度对破口流量系数的影响曲线；第四章讨论了船舶在没有横摇等运动时的破舱时域计算，给出了计算的基本假定和进行时域计算的详细流程，并以一艘5000DWT液货船为例分别计算了空舱进水和内外液体交换两种工况的破舱时域过程，得出了一些结论；第五章在第四章的基础上，进一步研究了破舱横摇的是与计算方法和步骤，分析了船舶破损进水后的受力情况，在基于小倾角线性化的前提下建立了破损船舶横摇运动方程式，并求解得到船舶横摇方程的解析解，对整个船舶破舱横摇过程进行拟静态处理，对船舶横摇过程中破舱进水建立了数学模型，计算了破损进水对船舶横摇周期、横摇幅度以及最终浮态的影响，并以一艘5000DWT液货船为例分别计算了空舱进水和内外液体交换两种工况的破舱横摇时域过程，得出了一些结论；；第六章根据前面章节内容，以5000DWT液货船为例，对比计算了舱内液体粘度、破口大小和破口高度对静止船舶破损时域计算和破损船舶横摇时域计算的影响，并对计算结果进行了分析，验证了论文内容的可行性和准确性；第七章总结了全文分析和研究的结果，以及论文中的不足，展望了课题进一步的研究方向和内容，并提出了相关的建议以供参考。1.2本章小结本章主要描述了船舶破舱时域模拟的研究背景、课题研究的目的和意义、国内外破舱计算的研究现状、方法以及经典破舱进水模型，并提出了论文的研究内容和方法。对文章的结构进行了说明。
142船舶破舱浮性及稳性计算2.1概述船舶在营运过程中有可能发生海损事故，造成船体破损，使海水进入船体。这种海损事故虽是偶然性事件，但会造成严重后果，甚至会使生命财产遭到重大损失。因此，在船舶设计阶段，就需要考虑抗沉性问题。船舶的抗沉性是用水密舱壁将船体分隔成适当数量的舱室来保证的，要求当一舱或数舱进水后，船舶的下沉不超过规定的极限位置，并保持一定的稳性。在船舶静力学中，抗沉性问题包括下列两个方面的内容：(1)船舶在一舱或数舱进水后浮态及稳性的计算；(2)从保证船舶抗沉性的要求出发，计算分舱的极限长度，即可浸长度的计算。।20150910论文主要从第一个方面来对船舶抗沉性问题进行研究。2.2船舶破舱分类在船舶破舱计算中，根据船舱进水情况，可将船舱分为以下五类⑵：第一类舱：进水舱的顶部位于水线之下，船舱破损进水后海水灌满全舱。舱顶部没有破损，所以舱内没有自由液面。舱内进水体积及其重心位置随进水后船的浮态而改变，双层底舱和顶盖在水线以下的深舱等都属于这类情况。
15图2-1第一类破舱Figure2-1No.1DamagedShip第二类舱：破舱进水后舱未被灌满，舱内的水与舷外的海水不相通，故存在自由液面。舱内进水体积不随船的浮态而改变，例如：船舶货舱盖损坏，从舱盖破损处灌入的海水使得货舱被淹，以及船舶破损已经被堵塞，但舱室内海水未被抽干等均属于这类。zkq20150910图2-2第二类破舱Figure2-2No.2DamagedShip
16第三类舱：破损舱顶在水线以上，舱内的水与舷外水相通，船舶在发生破舱进水后将发生下沉和倾斜。由于舱内水面与舷外水面保持在同一水平面，所以在船舶下沉和倾斜的过程中舷外海水将不断进入破损舱室内，舱内进水体积及其重心位置随进水后船舶的浮态而改变，船体在水线附近破损引起货舱进水属于这种情况，这是破舱中最普遍的一种情况。
17图2-3第三类破舱Figure2-3No.3DamagedShip第四类舱：假如在局部受淹且与舷外水相通的第三类舱中具有空气垫，则舱内淹水水位不与船的水线相重合。所以具有空气垫的第三类舱应单独分为一类，即第四类舱。因而，舱室局部受淹、与舷外水相通，但不与外界大气相通（完全气密）的淹水舱称为第四类破舱。zkq20150910图24第四类破舱Figure2-4No.4DamagedShip第五类舱：常常遇到这样一些第二类舱，这些舱中的水随船舶倾斜而流向舷外。它们与通常的第二类舱不同，随着船舶倾斜的增加，舱中水量不断减少；而第二类舱中的水量为常量，且不随船舶的倾角改变。因此，把这种水流向舷外的第二类舱应当称为第五类舱。因而，舱的侧壁上部开有和舷外水水上相通而水下不相通的孔的淹水舱称为第五类舱。第五类舱的特点是：当船舶倾斜时，舱中的淹水水位始终通过出水孔边缘。出水点的坐标不变，且此点是舱中淹水水位的转动中心
18图2-5第五类破舱Figure2-5No.5DamagedShip论文的计算认为在进水过程中破舱类型为第二类破舱，当舱内液面高于破口位置时为第三类破舱。2.1船舶破舱计算基本方法现行的计算船舶破舱的方法主要有概率性破舱和确定性破舱两种〔叫（1）概率性破舱计算⑷概率性破舱计算方法认为船舶破损时的环境参数和自身状态,都具有随机性，因此应当将船舶破损淹水后的残存概率作为抗沉可靠性的安全水平。概率性方法是根据大量碰撞、搁浅事故造成的船舶海损统计资科基础上建立的计算校核船舶残存能力的方法。概率破舱稳性计算方法目前还是在船舶分舱完毕之后，才能进行计算，实际上是校核计算。这里需要指出的是概率计算方法仍然以确定性方法的计算结果为基础，所以说确定性方法是破舱稳性计算的基础方法。概率性破舱计算主要有以下几点内容：1）规定了船舶在纵向、横向和垂向的破损最大范围，在该范围内的纵向分隔、横向分隔及水平分隔的作用均可被考虑，不限制破损部位。2）规定了计算时相应的破舱前船的状态。对每种状态计算一系列可能对破损后的“生存能力”有贡献的破损舱组。3）规定了残存船舶的浮态，稳性指标与生存概率的关系。4）根据各种舱或舱组的破损概率以及它们破损浸水后残存船舶的生存概率计算达到的分舱指数，并与要求的分舱指数相比较。允许某些舱组破损浸水后船舶残存能力低于衡准的要求（即生存概率为零或小于Do（2）确定性破舱计算
19确定性破舱计算方法认为船舶在破损前的环境参数及自身状态（包括外力情况和船舶自身浮态、稳性和淹水舱情况等）都是确定的，根据这些已知条件经过计算可以确定船舶一定舱室破损淹水后的浮态和稳性。确定性破舱计算主要有以下几点内容：1）规定了船舶在纵向、横向和垂向的破损范围以及在船内或沿船长的位置（如横舱壁之间，机舱舱壁等）。2）规定了计算时相应的破舱前船的状态（或一组状态），确定一个或多个最危险的破损舱组。3）规定了对残存船舶浮态、稳性的要求。4）要求计算出满足上述要求的破舱前船的极限初稳性高（或极限重心高度），不允许任意要求计算的状态不满足有关破舱稳性要求。确定性破舱计算主要有两种方法，即增加重量法和损失浮力法⑴。（1）增加重量法增加重量法把船体破损时淹入舱内的水看成是重量等于淹水重量的液体载荷。在这"20110种情况下，破损船舶的重量、排水量比未破损船舶的排水量增加一个淹水重量，且船的重心位置发生了变化。（2）损失浮力法损失浮力法认为船体破损后的进水区域是不属于船舶的，即该部分的浮力已经损失，损失的浮力借增加吃水来补偿。这样，对于整个船舶来说，其排水量不变。因此损失浮力法又称为固定排水量法。这两种方法都是以确切的物理含义为基础，因此，若用它们计算一些要素的绝对值,也就是计算能够在船上测量的一些实际量值（吃水、横倾角、纵倾角、稳性系数、回复力矩），则得出相同的结果。而用它们计算表征船舶稳性的相对量值（初稳性高、静稳性力臂），这两种方法给出不同的结果，因为这些相对量值是由相应的绝对值除以排水量得到的，而排水量在这两种方法的计算中是不一样的。然而，很明显，使用不同的方法所计算得到的稳性相对指标与用不同方法计算排水量相互间有联系。因此，用增加重量法求得的初稳性高比用损失浮力法求得的初稳性高小若干倍，其小的倍数就是船在破损前的排水量比破损后加上淹水的排水量缩小的倍数。需要说明的是，增加重量法和损失浮力法的浮态平衡方程，除方程中各项的组合不同外，其形式完全一样。2.4计算坐标系及浮态参数适当的船体坐标系和浮态参数有助于人们更好地分析和理解船舶浮态稳性原理并构建合适的数学模型。为了能够在船舶浮态稳性计算中更形象更直观地表述有关计算，需
20要建立一个适当的船体坐标系并选取合适的浮态参数。如何选取船体坐标系并根据浮态参数确定水线面方程是船舶破舱浮态计算中的一个关键问题。计算坐标系为了描述船舶浮态需要定义两个坐标系（图2-6）：（1）固定坐标系OXYZ固定坐标系的oxy平面与静止水面重合，z轴指向水面的上方。该坐标用来表示船舶浮态的三个参数。（2）船体坐标系船体坐标系的原点选在船的基平面、中横剖面和中纵剖面的交点上。在船体坐标系中，规定x轴指向船首为正，y轴指向右舷为正，z轴向上为正。00zl\（i201.509100图2-6计算坐标系Figure2-6CoordinateSystem2.4.2浮态参数的选取浮性是船舶在一定装载情况下具有漂浮在水面（或浸没在水中）保持平衡位置的能力，它是船舶基本性能之一。船舶浮态为船舶相对于静止水面的漂浮状态，分为正浮、横倾和纵倾三种。在研究船舶不沉性时，由于只考虑垂直力的作用，只要一个线坐标和两个角坐标参数就可以确定船舶的位置。论文选择符拉索夫参数为浮态参数，包括平均吃水乙、横倾角和纵倾角（p。其中平均吃水是指水线面下船体的深度，即水线面与船底间的垂直距离，基准面以上为正。根据量取方法不同可分为型吃水和实际吃水。两者相差一龙骨板厚度。横倾角。是在船体中站面上量取的，向右舷横倾为正。纵倾角是在船体中线面上量取的，首倾为正。有时船舶纵倾的大小用船舶吃水差表示，船舶吃水差（Trim）是指船舶首吃水d（即首垂线处的吃水）与尾吃水"（即尾垂线处的吃水）的差值，用t来表示。当首吃水大于尾吃水称为首倾，反之称,尾倾，二者相等称为平吃水。根据公式X^=t/LBP,其中乙.为船舶垂线间长。船舶任一浮态都可以用这三个参数表示出来。
212.5船舶破舱浮态计算根据前文所述，船舶破舱计算的最重要的内容就是选用适当的方法对船舶一舱或数舱进水后的浮态进行计算。所谓浮态，是指船舶浮于静水中的平衡状态，通常可分为正浮、横倾和纵倾三种。破损船舶浮态分析是一项非常繁琐的工作，涉及到众多不同装载状态和假定破损范围条件下，众多不同破舱组合。一般情况下，破损后船体的自由浮态计算过程为：（1）确定破损状况（包括破损位置、破口大小、破损舱室种类等）；（2）确定破损后最终平衡水线位置。船体破损后舱室浸水是一个动态平衡过程（假设损坏堵漏无效），通过破损后自由浮态计算，分析船舶的破损稳性。（3）在满足破损稳性的条件下，根据最终平衡水线确定破损后舱室进水量，以及破损后所产生的横倾角和纵倾角。破损船舶浮态以及稳性计算流程如图2-7所示⑸。
22图2-7破损船舶浮态及稳性计算Figure2-7TheFloatStateandStabilityComputationofDamagedShip2.5.1破损船舶浮态平衡方程船舶在水中平衡时仅受作用与重心的垂直向下的重力和作用于浮心的垂直向上的浮力。因此船舶的平衡条件必然是：(1)重力与浮力的大小相等而方向相反，即「二匹；(2)重心8和浮心G在同一铅垂线上。根据损失浮力法的基本原理，可以得到破损船舶的浮态平衡方程⑹为P。-二=0Y_Mxz—Mxy-tan0=0(2-1)Myz-Mxy-tan(p=0式中：z-为除去淹水部分的排水体积，s为船舶排水体积，z中的(表示淹水1.2,3舱的类型，V为船舶淹水体积；产为船舶排水量，丫为水的重度；MJC=VYB-YJvy-PYG/y,M„.=VZB-^vz-PZG/y,=VXB-^vx-PXG/y,1,2,31,2,31.2,3XB,LZ8和Xc,〃,Zg分别为浮心坐标和重心坐标，x,y,z为淹水部分的型心坐标。
232.5.2浮态平衡方程的求解根据上节描述，破损船舶浮态方程是一个非线性隐式方程，通常使用优化方法中的牛顿法对它进行求解，即将浮态方程式写成如下形式/(Jm,tan0,tan(p)=O力(dm，tan9,tan(p)=0工(人,tan9,tan
24"-e-ev加ddm'9tan0'''3tan(p=?》=SXf^^=ixvF+sxfyf要L=%+sx]odf)l,dtanOKtan(p警=syf,^-=/才+s片,=I+SXYddmdtanG3tan(p町「FF=SZ_jtan0+/tan(p+SYZ，(2-8)ddmFatan0xr的、一Ivptan(p+10Ftan。+SXdtan(p卜尸式中：S——以4,,tan。和tan(P为参数的倾斜水线面于基准面上的投影;XF,Yf,Zf面积S的重心坐标；小，JyF-心——面积S的中心惯性矩。于是，可以推得数值解矩阵方程(2-6)的Jacobi矩阵网ssyfI(l+tan20)+/tan0tan(pS(4+Zftan。)xyF+SYF(YF+ZFtanQ)+M'XyS(^+Zftan(p)^tanetan 25船舶在外力作用下偏离其平衡位置而倾斜，当外力消失后，能自行回复到原来平衡位置的能力，称为船舶稳性。或者说船舶稳性是船舶在外力作用消失后保持其原有位置的能力。根据上节的论述，船舶静止漂浮于水面某一位置时，受到重力和浮力两个作用力，其大小相等，但方向相反，而且两者的作用点在同一铅垂线上，这时船舶处于平衡状态。但船舶在海上航行时，经常受到风浪等各种外力的干扰，使其产生倾斜，这样就破坏了原来正浮时的平衡状态。船舶受到外力干扰产生倾斜后会不会倾覆？当外力消失后船舶会不会回复到原来的平衡位置？这就是船舶的稳性问题。船舶受到倾斜力矩的作用会发生倾斜，假若倾斜力矩的作用是从零开始逐渐增加，使船舶倾斜时的角速度很小，可忽略不计，则这种倾斜下的稳性称为静稳性。若倾斜力矩是突然作用在船上，使船舶倾斜有明显的角速度的变化，则这种倾斜下的稳性称为动稳性。船舶在横向和纵向上抵抗倾斜的能力，分别称为横稳性和纵稳性。造成船舶离开原来平衡位置的是倾斜力矩，它产生的原因有：风和浪的作用、船上货物的移动、旅客集中于某一舷侧、拖船的急牵、火炮的发射以及船舶回转等，其大小取决于这些外界条件。促使船舶回复到原来平衡位置的是复原力矩，其大小取决于排水量、重心和浮心的相对位置等因素。因此，倾斜力矩和复原力矩这一对矛盾中，前者是外因，后者是内因。船舶稳性问题可以分为下面两部分进行讨论：(1)初稳性(或称小倾角稳性)一般指倾斜角度小于10。〜15。或上甲板边缘开始入水前(取其小者)的稳性；(2)大倾角稳性一般指倾斜角度大于10。〜15。或上甲板边缘开始入水后的稳性。把稳性简化为上述两部分的原因是，在研究船舶小倾角稳性时可以引入某些假定，既是浮态的计算简化，又能较明确地获得影响初稳性的各种因素之间的规律。此外，船舶的纵倾一半都属于小角度情况，大倾角稳性一半旨在横向倾斜时产生，因此大倾角稳性也成为大倾角横稳性。初稳性船舶的初稳性是通过初稳性高来衡量的。船舶横倾某一小角度中时，如船上的货物并未移动，则重心位置G保持不变，而浮心则自8点移至9点，此时重力力的作用点G和浮力的作用点8/不再统一铅垂线上，因而产生了一个复原力矩Mr,即Mr=AGZ=AGM-sin(p(2-10)式中：△船舶排水量；GZ——复原力臂；的——横稳性高，亦称初稳性高。当横摇角度较小时，sin(p~ 26=(2-12)式中：——浮心高度；——初稳性半径，%0=/"V,。为水线面横向惯性矩，▽为船舶排水体积；KG重心高度。大倾角稳性在讨论大倾角稳性问题时，仍然是研究船舶倾斜后产生复原力矩以阻止其倾覆的能力，而且着重研究复原力矩随横倾角变化的规律。为使研究的问题简化，假定船舶处于静水之中，它受静水力作用，水线面为一水平面，并且忽略船舶在横倾时由于船体首尾不对称所引起的纵倾影响，即不考虑他们之间的耦合作用。船舶分舱和破舱稳性(即抗沉性)是指船舶单舱或舱组破舱淹水后保持一定浮态和稳性的能力，它是船舶重要的安全性能。船舶抗沉性计算和衡准方法，分为确定性方法和概率性方法。然而不论是哪种方法，计算抗沉性最大的工作量在于确定船舶破损淹水后新的平衡位置以及对新的平衡位置倾斜时的稳性。破损船舶自由倾斜时的稳性计算，通常称为最小稳性计算。文献[7]给出了几种计算船舶最小稳性的方法，论文使用的方法是确定符合消耗在倾斜船舶的功为最小值这一条件下的总复原力矩(或力臂)曲线⑻。假设破损船舶初始水线参数为tan。。和tan”，而等体积地倾斜到角度a后的水线参数为tan。和tan(p,那么消耗在倾斜船舶的功为：tan0,tan(p)=丫cosa(Afktancp+tan0-Mxy)-ya0V0(2-13)式中：Y海水重度； 27a0——船舶倾斜前初始平衡位置时重心和浮心之间的垂向距离；%——船舶破损前排水体积；cosa=1/Jl+tan20+tan2（po参数为tan。、tan（p和tan。、tancp的两个水线面之间的夹角按球面三角法⑻可得：oocosa,=（l+tan0tan0o+tan（ptan（po）cosa-cosao（2-14）于是，破损船舶最小稳性计算，在数学上可表达为在两个约束条件下求函数T（J„,,tan0,tan（p）的极值问题，即：minT（X）=ycosa（M~v：tancp+^T<=tan0）-yao^oIr>（2-15）G（x）=[g,mg2（x）]rj式中：gi（X）=/-Zf=01T5g2（X）=（l+tan。tan0（）+tan 28ssyfsxfcosacosa[tan0-tan0cos2a-cosacosa[tan(p-tan(pcos2a1(1+tanGtan0o+tan(plan(p0)](1+tan0tan0()+tan(plan(p0)]/d(tan(pTan(Po)-&(tane/^(tan(p-tan(po)-/lf(tanOS)^(tan(p-tan(p0)--tan0)-(/tan(p-tanO)-(1tan(p+7tan0SXf(tane-tan0o)-0xF球0首球—幽懈广S,幅那册(2-18)求解方程组（2/7）的意义在于：对于给定的一系列横倾角e的值，在预先给定的精度要求下，满足倾斜船舶的功为最小值相对应的一系列平均吃水和纵倾角中值，从而可以按下式求得总复原力臂和动稳性臂的值，其中劭为船舶倾斜前在初始平衡位置时的重心和浮心之间的垂向距离。L=COS0C{AT2(l+tan20)+AT2(1+tan2(p)+(tan26+tan2(p)(2-19)(2-20)V片yzMxxtan(p+tanG-My-zM,-tanGtancp))12cosOC—tan(p+Mtan0—M~)—a2.6.3自由液面对稳性的影响稳性的好坏受多种因素的影响，其中液体舱柜中存在的自由液面的影响是一个不可忽视的因素口加］自由液面是指船舶的液体舱柜中装有液体但未满舱时的液面〔⑵。由于该液面随着船舶的横倾而向横倾侧自由流动，故称自由液面。它对船舶稳性的影响由图2-8可知，当船舶发生横倾后，舱内液体发生移动，液体的重心由G变为G',根据合力矩定理和平行力移动原理，船舶的总重心也会发生相应的变化。变化的结果就是船舶受到一个横倾力矩的作用使稳性力矩减小，同时重心升高，稳性降低。由此可以得出结论，自由液面的存在使船舶的稳性降低。根据IMO对船舶稳性的要求，在计算和校核船舶的稳性时必须进行自由液面的修正。 29Figure2-8InfluenceofFreeSurfacetoStability对于直壁形舱柜，船舶发生倾斜时，自由液面面积增加，是原液面面积的//tos。倍（，为船舶倾角），液面面积惯性矩是原来的l/（cos0）3倍。液面倾角不超过15。时面积惯性矩的增加值不超过10%,故小角度倾斜应以15。为界。对于斜舱壁而言，内部液面随倾角的增加将显著增加（或减小），其增加（或减小）速度取决于舱壁的斜度，斜度越大增加（或者减小）速度越快。对于一般的斜舱壁来说，小角度倾斜应该以10。为界。2.6.3.1自由液面对初稳性的影响假定舱内液面在倾斜时上不触舱顶，下不露舱底，即自由液面在舱内倾斜时液面的形状不改变，始终保持一种形状。在这种情况下，自由液面对船舶初稳性高度的影响值可按下式计算：5GA/=£^A=XP4（⑼（2-21）△△式中：MiJs——第i个液体舱柜内自由液面产生的横倾力矩，（;加）；p,.——第i个液体舱柜内液体的密度，（g/cm3）；ix——第i个液体舱柜内自由液面的面积对其倾斜轴线的惯性矩，（掰）;24 30△——船舶的排水量，⑺。所以，在考虑进自由液面对初稳性高的影响后，倾斜船舶的初稳性高为(2-22)GM'=GM-6GM2.6.3.2自由液面对大倾角稳性的影响当船内液体舱中存在自由液面时，舱内液体将随船舶的倾斜而移动，因而对于静稳性曲线有一定影响。如图2-9所示，船舶在正浮时舱内液体的表面为重心位于g点。当船舶横倾8角后，舱内液体向倾斜一侧移动，液面为〃，重心自g点移至g/点，移动的横向距离为乃因此产生了一个倾斜力矩MH=(^Vy(2-23)式中：V——舱内液体的体积；©——舱内液体的重量密度。图2-9舱内的自由液面Figure2-9TheFreeSurfaceofShip设船舶原来的复原力矩为Mr=H,现在由于自由液面的影响，故船舶的实际复原力矩M=2-M=A(/-M/A)=A(/-8/)(2-24)RHH式中3/=M//A=g夕/△为自由液面对静稳性臂的影响。2.7倾斜水线下船体和淹水舱要素为了对船舶的浮态以及稳性进行求解，需要首先计算得到船舶倾斜后的倾斜水线面面积、漂心坐标、浮心坐标、水线面对过浮心轴的惯性矩、排水体积、淹水舱体积等。本 31节着重对这些参数的计算作论述。2.7.1基于数字型值表的船体及淹水舱定义因为船体型线和舱室型线是由一组离散点按顺序依次连接成的封闭曲折线，所以对它的计算有很多方法。文献［13］提出了一种使用Green公式计算船舶倾斜水线下的船体及淹水舱要素的方法。根据Green公式，可将平面区域的二重积分转化为沿区域边界的曲线积分。然后将这组离散点作为节点作适当的求和运算即可得到曲线积分的近似值，即用线段代替曲线，进而得到倾斜水线下船体及淹水舱要素。这种对船体及淹水舱要素计算的方法比较简便，用节点上数值的求和运算代替曲线积分。这种方法在型值点密集的时候是比较准确的，但是在型值点比较稀疏的时候这种方法就显得不那么准确了。为了使得计算结果更加的准确，论文采用了一种比较准确的方法，即首先将离散型值点使用累加弦长三次样条函数拟合，然后根据拟合后的样条函数使用闭曲线样条积分的方法计算倾斜水线下的船体和淹水舱要素。这种方法较Green公式法更为准确。累加弦长三次参数样条【用是由三次样条发展而来的一种样条类型，由于实际问题中经常遇到大挠度曲线，这时二阶导数与曲率有相当大偏差，用三次样条函数对大挠度曲线进行插值计算与实际情况将有很大差距，累加弦长三次参数样条的出现为解决这类问题提供了途径。设有〃个控制点Pi(xi.yi),i=l,2,...,no我们知道三次参数样条曲线可用一个三次多项式来表示。设参骞量为f,贝(在区间［0,f］上的三次参数样条曲线可表示为：()(00)23(2-25)Pt=xt,yt=B］+B2t+B3t+B4t,0 32其中人=6^^,乩My’t+2My/4-\My/+i=dNi(2-28)其中dyi八-丫川一②丫,=Y+i-丫-6WeY,Z,0给定边界条件后，就可以求出累加弦长三次参数样条的表达式。实际应用时，常采用累加弦长三次参数样条曲线的分量形式：(1)给出控制点Pi(Xi，Yi),(i=0,l,2,n)；iVi*ii-lXi0(2)计算弦长/=(x—x)2+(y-y)2,则，=I,f=0,(i=0,l,2,……,n)；J=1(3)根据实际情况，确定端点边界条件(常用自然参数样条)：j=0,%=0,d°=0和=0,兀=0,d〃=0;(4)计算系数上,入,dxi，d#i，(i=1,2,,n-l),d=3(入“_几_”XlM),d=3(入工一九R"Z).x/'*—一”'4T'I,,(5)分别求解两个分量的连续性方程组，解出M,(i=o/,2,……,n)；27 33(6)给出分量计算式-1000一iI「xf3\61-1),(一4r(2-29)1-1i-1-1000Mxi-\2一心一00.LL-6<6/,一1000'IROT力i-11■/.1L43li6Yi-l«)=□,(一),(/—1I£Yi(2-30)1-1i-1000Myi-\2.此一00d__L一时J⑺若需根据必插出匕，则先根据迭代求出X/对应的参数力(8)再根据参数〃，代入彳纫式求出X/对应的力值。与一般样条相比，累加弦长三次样条具有以下特点:(1)可适用于“大挠度”情况；(2)离散点的局部变化将引起整个样条函数的变化，即“牵一发动全身”;(3)建立的样条函数与离散点数据顺序方向有关；(4)建立的样条函数与坐标系有关；(5)计算工作量增大，相比普通样条，几乎增大一倍以上。2.7.2船体和淹水舱要素的求解排水体积和淹水舱体积的求解使用不等距Simpson法，而各横剖面处的水线下面积求解即利用上节所述，首先用累加弦长三次参数样条对横剖面的型值点进行样条拟合，然后对样条函数进行积分即可得到船舶在倾斜水线下的排水体积[⑸。需要强调的是，在对横剖面型值点进行样条拟合时，如果每一次倾斜水线改变后都对水线下的型值点进行拟合，则由于每次的点数不一样，所以每次的样条函数也就不完全一样。所以论文在计算时首先将每一个横剖面的所有型值点进行样条拟合，得到一个统一的样条函数，然后再使用倾斜水线对横剖面进行剪切〔助口7],得到新的闭合曲线点，再插值得到倾斜水线下所有型值点的样条函数的系数，这样就保证了每个横剖面每一次的计算都是在同一个样条函数下进行的，从而使得计算更为准确。计算淹水舱内液面高度时，在进水量已知的情况下，需要计算出对应该时刻浮态以 34及液体体积的液面高度。论文中使用牛顿法对淹水舱液面高度进行求解。对舱内液面进行迭代的目标是舱内倾斜水线下舱室体积匕与淹水舱内进水体积Q相等，即对于/的求解，设某时刻/舱内液面与船中纵剖面交点高度为Z,V-hhidk根据此时刻船舶浮态求出舱内倾斜液面与舱室型线的交点，然后对舱内倾斜水线下的舱室型值点进行样条拟合，得到闭合参数样条曲线，对该闭合曲线进行积分即得到舱内倾斜水线下的液体体积/。令/)=忆-。，f\z)=dvIdz，其中dv/&=S，(zhkdkdkkdkkdkhk根据牛顿法的迭代公式，则《Zd(k+i)=z#-)/f\zdk)=zdk-(yk-Q)/dVk!dzdk=zM+dzdk(2-31)然后继续下一步迭代，直到龙＜0.001,则迭代过程终止，得到此时刻的舱内液面高度z,o破损船舶倾斜水线下船体和淹水舱要素的求解流程见图2-10。对每个横剖面，由交点与水线下的型值点形成封闭,i,/母所有横剖面的交点逆时针排序，形成封闭点列图2-10船体及淹水舱要素计算流程Figure2-10ProcessofShipHullandDamagedHoldComputation2.8本章小结本章主要介绍了船舶破舱计算的相关内容和方法，包括破舱的分类，破舱计算的基本方法，破舱计算的坐标系和浮态参数的选取、破舱浮态及稳性的求解等。最后对破损船舶船体及淹水舱要素的计算做了介绍，为进行破舱时域计算奠定了相关基础。 353破口处液体流动研究概述船舶破损时破口处液体的流动情况对整个破损过程至关重要。以往的计算仅考虑船舶破损时舱外海水涌入舱内或舱内液体流出舱外，很少考虑藏外海水与舱内液体的交换情况。本章主要研究了船舶大破口破损时舱室内外液体的交换情况以及液体粘度对流动的影响情况。本章介绍的方法可以更加准确的得到船舶破损后舱外海水涌入的情况和舱内液体外泄的情况，为破损后的救援和海洋环境的保护提供依据。3.2破舱进水基本原理破损船舶的实际进水过程是一个非常复杂的问题，它包括舱内外液体的交换、液体粘度、非水密舱室的浸透崩溃、进水时的空气压力等等的复杂过程。根据IMOSLF46/INF.3.2003的说明，一般而言，随着时间的变化，破损进水的过程可以分为如下三个主要阶段：瞬时进水阶段，持续进水阶段，稳定阶段〔网。Figure3-1ProcessofFloodinginDamagedShip313.2.1瞬时进水过程在破损开口刚刚形成的阶段，舱外水通过开口快速涌入舱室，是一个瞬时进水阶段,持 36续的时间一般在几十秒钟以内。如果开口较大并且位于船的一侧，则瞬时进水会引起大的瞬时横倾力矩，船舶会快速向破损一侧倾斜，船舶因为此瞬时载荷可能倾覆。碰撞的压力、破损的深度和时长等等都是很重要的因素，但在数值处理阶段这些重要的外部影响由于难于得知而只能被忽略。国外所用的模型所考虑的重点一般集中讨论舱室的布置，如对称与非对称、水密与非水密上面。3.2.1渐进进水过程在瞬时进水完成后，进水过程会逐渐进入渐进进水并最终达到稳定。这个过程的持续时间可能从几十分钟到几小时不等。这取决于破损的位置、内部舱室的划分等等。这也是论文所要重点讨论的内容。在这个过程中，舱内液面连续的升高。流入液体的压力还可能造成其他非水密舱壁的损坏从而引起更大的进水。另外，在这一过程船舶可能由于进水而引起大的横倾或纵倾，因此在这一阶段应该采取一些措施来防止这类情况的发生。另外还应考虑自由液面对船舶造成的影响。3.2.2空气压力的影响在进水的过程中，空气压力的影响可能也很大，特别是在早期的瞬时进水阶段。当一个舱室因破损而导致进水后，由于水的涌入，舱内的空气必须逃出舱室。如果进水相当迅速，则空气、压力很容易增大到不能忽视的程度，它也能延缓进水过程。如果破损开口较低，当舱内进水高过所有开口之后，空气不能迅速逃出船舱，容易形成有一定压力的气泡。由此，在很多文献中，探讨进水的过程时，气流和水流是作为两种不同密度的质流一并考虑在内的。但是很多船的液货舱通常接有空气管，因此舱内的空气压力在整个进水过程中始终等于大气压力。论文在此仅稍作介绍，不做深入讨论。3.2.3本章主要内容船舶破损后可能产生大小两种破口。小破口的计算比较简单，只要根据伯努利方程求出破口处的流速，然后乘上破口面积即为流量。而大破口的情况就不像小破口那么简32单，因为大破口由于破口垂向距离较大，破口垂向范围内液体流速并不相同，液体的流动方向也不一定一致，故而大破口情形较小破口复杂得多；而且在大破口情况下由于舱室内外都有液体，故而破口内外液面高度在破口范围内也会对液体流动速度和方向造成一定影响。本章就是针对大破口情况进行分析的。 373.2破口出流分类船舶破损后，进入船舱的水独立于船舶而运动，而又受船舶运动的影响。通过上文的介绍我们知道船舶破损后快速横倾只发生在瞬时进水阶段，因此论文不考虑液体涌入时的抨击和运动状况，并且认为舱内液面始终与舱外水面保持相平。3.2.1自由出流和淹没出流船舶在破损时破口的位置可能在水面以上，也可能在水面以下；如果舱内有液体时，舱内液面也有可能位于破口之上。根据破口与液面的相对位置，可以将船舶破损出流情况分为自由出流和淹没出流两种。自由出流：以出流的下游条件为衡量标准，如果流体经过孔口后出流于大气中时，称为自由出流；淹没出流：如果出流于充满液体的空间，则称为淹没出流。自由出流和淹没出流的情况下，孔口处的液体流动情况以及内外液体交换情况都很不相同，需要进一步分析讨论。3.2.2孔口出流定义与分类若在容器壁上开孔，水经孔口流出的水力现象即称为孔口出流。从理论上说，容器侧壁上的孔口的上缘和下缘在水面以下的深度是不同的，所以，孔口出流时其断面上的流速也是有差异的。但是，当孔径d（或孔口高度e）与孔口形心以上的作用水头“相比很小时，就可认为孔口断面上各点的作用水头近似相等，所以，孔口上各断面的流速差异也就忽略不计。因此，根据的比值大小，可将孔口出流分为小孔口出流和大孔口出流网（图3-2）。 38图3-2小孔口出流(a)和大孔口出流(b)Figure3-2SmallHoleOutFlow(a)andLargeHoleOutflow(b)小孔□:£ 39其中，口为孔口的流量系数(|l=£(p)；例如薄壁小孔口的流量系数|1=0.64x(0.97〜0.98)=0.60〜0.62。船体破损后水流溢入相当于薄壁大孔口的出流情况，取宽为6,高为d的矩形孔口，孔口上缘压强水头为”一渐渐增大到下缘的〃卜。对于孔口面积单元6•刃，略去行近流速水头，其作用水头为力，按式(3-2)可得通过该微小孔口面积的流量dQ=\Lbdh,2gA/7(3-4)当浸水舱室液面低于孔口时，整个孔口礴量为：0=1助用的q助区(畔-吠)(3-5)当进水舱室的液面高度’蔷于孔口时，设舱室液面高度差为从：开2Q=\t-dh=-h)(3-6) 40Figure3-3FreeOutflowofLargeHoleFigure3-4FloodOutflowofLargeHole3.2大破口内外液体交换3.2.1计算基本假定在破口尺度较大时，破口各处的液体流动方向并不一致，舱内压力大于舱外压力处,液体流出；舱内压力小于舱外压力处，液体流入。这样，舱室内外的液体便产生了交换流动，此时液体的流动情况非常复杂。为了进行理论分析，我们在进行破口处流量计算时做出以下假定： 41(1)通常情况下，舱内液体为液货油并且难溶于水，故而可以忽略舱室内外液体之间的互溶；(2)舱内货油重度一般小于水的重度，故而可以认为舱内进水后油水有明显的分界面，且在进水的瞬时流入的海水即刻进入液舱底部货油以下；(3)假定进水过程中破口某处在沿船长方向上的流速没有差别，则流量计算可通过在垂向方向积分求得。3.2.1舱室内外液体交换图3-5大破口液体交换Figure3-5FluidExchangeofLargeHole如图3-5,设舱外海水密度为舱外水面距破口上缘垂向距离为九；舱内液体重度为p”舱内液面距破口上缘垂向距离为4,破口高度为d，纵向宽度为6,从破口上缘向下为坐标x,时间间隔为力，将舱内液面、破口外侧、破口内侧、舱外液面位置分别标记为0、1、2、3由静力学原理可知对破口处任一点有兄=丫2(刈+X)(3-7)2w=M(%+x)(3-8)当P=P时，有丫(〃+x)=y(a+x),贝IJinout22I1区=(%+x)(3-9)Yi他+x)求解得37 42丫P嘉一P*2(3-10)A)一P2-P.由上述推导可知，若x<0,则破口处液体流入；若x>d,则破口处液体流出；00若xe[0,d],破口处液体有交换，在x处内外压力相等，液体没有流动；在xe[O,x]区000间内，舱内压力大于舱外压力，液体流出；在刈区间内，舱内压力小于舱外压力，液体流入。在计算时假设油水互不相溶。(1)x0<0,舱外液体流入，根据伯努利方程，对3-2处有Pig"+pv2=Pig(4+》)-Pi十+ppv2(3-11)222-TT-FT-TT令w=_1_为破口流速系数，v3=0,可得舱口处x位置的液体流速:J1+Q2g(p|(4+x)-p2(-+x))V2=VJVPi则在力时间段内舱室液体净流量为22g…-dQ=Z(dp-|l^{[ph-ph+(p-p)J]3/2-(ph-ph)}呵可卜I……..-其中£为面积收缩系数，日=皿，为流量系数。(2)x0>d,舱内液体流出，参照(1),对0-1列伯努利方程，有…12g(p2("+x)-p|(4+x)),P；则在力时间段内舱室液体净流量为d0="£( 43…产£1版土幽19(3.18)则在力时间段内舱室液体净流量为d2pjiM/{[pA-ph+(p-p)rff-(pA-ph+(p-p)xf2}(3-19)岖=£("仲Ml=3(pJp)卜-1122121122I20则舱室净流量d0=d0+d0。在破舱进水过程中，随着内外液体的交换，舱外海水流入，舱内液货流出，船舶的浮态也会发生相应的变化，故而舱内外液面情况也会发生变化。舱内进水后，水油的分界面也会不断变化，使得流出的液体不仅包括货油液包括流入的海水，即在任一瞬时液体流量为=+"0mer，内流为正，外流为负。3.4.3船体横倾角对破口处液体流动的影响前文已经讨论了船舶大破口破损时液体流动以及内外液体的交换情况，在实际编程计算中，考虑到横倾角的因素，在对进水量进行计算时还应进行一些修正。如图3-6,船舶横倾角为此时破口工处距舱内水面高度在船体坐标系上为L,考虑到倾斜角的影响，此时x处所受实际液体压力为L'高度的液体带来的压力，而沙=Lxcos9,所以在公式中计算还应乘上COS0。 44图3-6船舶横倾对流动的影响Figure3-6InfluenceofHeeltoFlow3.5大破口内外液面分析如上所述，船舶出现大破口破损时液体流动情况与小破口具有很大区别。特别是在破口内外都有液体的情况下，由于内外液面高度以及液体密度的不同会产生压力差，使得对液体流动情况的计算更为复杂。本节着重讨论由内外液面高度以及液体密度的差异对破舱流动带来的影响。3.5.1舱室内外有相同液体当舱室内外有相同液体时，液体的密度不会给液体流动情况带来影响，但是当舱内和舱外液面在相对破口的不同位置时会给液体的流动速度以及流动方向带来很大影响。根据舱内外液面相对破口处高度的不同，将舱室内外液面位置分为以下10种情况［2方24］： 45CaselCase2Case3Case4Case5图3-7舱室内外有相同液体时的液面情况Figure3-7SurfaceofSameFluidCase1：舱外液面与舱内液面均在破口范围以上。破口范围内根据内外液面相对高度的不同液体流入或流出；Case2：舱外液面在破口范围以上，舱内液面在破口范围以内。破口0-1范围内舱外液体进入舱内，1-2范围内舱内液体进入舱内；Case3：舱外液面在破口范围以上，舱内液面在破口范围以下。破口范围内舱外液体流入舱内；Case4：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以上。破口0-1范围内舱内 46液体出舱外，1-2范围内舱内液体流入舱外；Case5：舱外液面与舱内液面均在破口范围以内，且舱内液面在舱外液面以上。破口1-2和2-3范围内舱内液体出舱外；Case6：舱外液面与舱内液面均在破口范围以内，且舱内液面在舱外液面以下。1-2和2-3范围内舱外液体流入舱内；Case7：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以下。破口1-2范围内舱外液体流入舱内；Case8：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以上。破口范围内舱内液体出舱外；Case9：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以内。破口1-2范围内舱内液体出舱外；Case10：舱外液面与舱内液面均在破口范围以下。液体没有流动。在实际计算时,首先确定某时刻舱内外液面情况，然后根据3.4节内容即可得到此时刻的液体出流或入流体积。3.5.1舱室内外有不同液体当舱室内外有不同液体时，情况与上文所述有所区别。当舱外液体进入舱内后，由于油水互不相溶且水的密度大于油的密度，舱内油水混合液体会形成非常明显的分界面，由于分界面上下液体密度不同，所以他们出流的速度也会有所区别。因此，舱内液面高度、舱外液面以及舱内液体分界面相对破口的不同位置会对破口处液体流动情况带来影响。根据舱外液面高度、舱内液面高度以及舱内液体分别面相对破口的不同位置可以把流动分为以下22种情况：A舱内Co.se!CaseECase3Case4Case5Case6 47Case7Case8Case9HRi$3WaterCasel3Casel4Casel5Casel6CasellCasel2Casel7"WaterCasel9Case20Case21为VaterICase22CaselS图3-8舱室内外有不同液体时的液面情况Figure3-8SurfaceofDifferentFluidCase1：舱外液面与舱内液面均在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以下破口范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case2：舱外液面与舱内液面均在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以内破口0-1范围内舱外水与舱内油进行交换流动，1-2范围内舱外水流入舱内； 48Case3：舱外液面与舱内液面均在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以上。破口范围内液体流动方向由内外液面差决定；Case4：舱外液面在破口范围以上，舱内液面在破口范围以内，舱内水油分界面在破口范围以下。破口0-1范围内舱外水流入舱内，1-2范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case5：舱外液面在破口范围以上，舱内液面在破口范围以内，舱内水油分界面在破口范围以内。破口0-1范围内舱外水流入舱内，1-2范围内舱外水与舱内油进行交换流动，2-3范围内舱外水流入舱内；Case6：舱外液面在破口范围以上，舱内液面在破口范围以下，舱内水油分界面在破口范围以下。破口范围内舱外水流入舱内；Case7：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以下。破口0-1范围内舱内油流入舱外，1-2范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case8：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以内舱外水面以下。破口0-1范围内舱内油流入舱外，1-2范围内舱外水与舱内油进行交换流动，2-3范围内根据静压力的不同水流入或流出；Case9：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以内舱外水面以上。破口0-1范围内舱内油流入舱外，1-2和2-3范围内舱内水流入舱外；Case10：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以内舱外水面以上。破口0-1和1-2范围内舱内水流入舱外；Case11：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以内舱外液面以下，舱内水油分界面在破口范围以下。破口1-2范围内舱外水流入舱内，2-3范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case12：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以内舱外液面以下，舱内水油分界面在破口范围以内。破口1-2和3-4范围内舱外水流入舱内，2-3范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case13：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以内舱外液面以上，舱内水油分界面在破口范围以下。破口1-2范围内舱内油流入舱外，2-3范围内舱外水与舱内油进行交换流动；Case14：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以内舱外液面以上，舱内44水油分界面在破口范围以内舱外液面以下。破口1-2范围内舱内油流入舱外，2-3范围内舱外水与舱内油进行交换流动，3-4范围内舱外水与舱内水流动方向由内外压力差决定；Case15：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以内舱外液面以上，舱内水油分界面在破口范围以内舱外液面以上。破口1-2范围内舱内油流入舱外，2-3和3-4范围内舱内水流入舱外；Case16：舱外液面在破口范围以内，舱内液面在破口范围以下，舱内水油分界面在破口范围以下。破口范围内舱外水流入舱内；Case17：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以下。破口范围内舱内油流入舱外；Case18：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以上，舱内水油分界面在破口范围以下。破口0-1范围内舱内油流入舱外，1-2范围内舱内水流入舱外；Case19：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以上， 49舱内水油分界面在破口范围以上。破口范围内舱内水流入舱外；Case20：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以内，舱内水油分界面在破口范围以下。破口1-2范围内舱内油流入舱外；Case21：舱外液面在破口范围以下，舱内液面在破口范围以内，舱内水油分界面在破口范围以内。破口1-2范围内舱内油流入舱外，2-3范围内舱内水流入舱外；Case22：舱外液面与舱内液面均在破口范围以下，液体没有流动。在实际计算时，首先根据舱室内外液面以及舱室内水油分界面的相对位置判断属于以上的哪种情形，然后根据3.4节所述内容即可计算得到液体流动情况，以便进行后续计算。3.5液体粘度对流动的影响在进行破舱时域计算时，通常舱内的液体是有粘度的，不宜作为理想流体处理。流体粘度对液体流动的影响表现在液体的流速系数以及面积收缩系数上。一般的，理想流体粘度视为0o液体粘度越大，流速系数越小，但是流速小的流体往往在破口处的面积收缩系数较大。在破口内外液体均为水时，由于水的粘度很小，在破舱计算时可以不考虑液体粘度的影响；而在舱室内部液体为油或其他粘度较大的液体时，粘度对流量系数的影响就不可忽略了。为了研究液体粘度对流量系数的影响，论文使用流体计算软件Fluent^］，为破口范围内一个横剖面建立了二维模型，如图3-9所示。模型高和宽均为10m,破口位于模型右45 50侧中部，破口高度为1m。破口处边界条件设置为interior,其他设为固壁条件wall。分别给定Ocpa、lepa、20cpa>40cpa和60cpa五种液体进行破口处液体流速系数和面积收缩系数的计算，他们的乘积即是破口处液体流动的流量系数。通过计算几个粘度下通过破口流体的流量系数得到了液体粘度对流量系数的影响曲线如图3-10。图3-9破口截面有限元模型Figure3-9TheFEMofHoleSectionFigure3-10TheRelationbetweenQuantityCoefficientandViscosity 51流量系数.=皿，在计算中发现，在粘度大的时候，流速系数W小，面积收缩系数£大；粘度小的时候，流速系数V大，面积收缩系数£小，而最终的流量系数N在0.6-0.7之间。通过曲线可以看出随着液体粘度的增大，流量系数有所减小。将曲线拟合后,得到流量系数与粘度关系的回归公式y=-3xl0-7x3+5x10-5x2-0.0025x4-0.6611(3-20)针对不同粘度的液体，便可以利用回归公式(3-20)计算破口处的流量系数。3.5本章小结进行船舶破损时域计算时，对进水速度以及进水量的估算是计算精确与否的关键因素。以往计算船舶破舱时只是单纯进算进水量和漏油量，而对于两者之间的交换问题则很少提及。这样使得船舶破损时域计算往往并不准确。本章内容创造性的提出了破损船舶舱室内外液体的交换问题并建立了有效地数学模型和计算方法，并针对舱室内外液面相对位置的不同细致的分析了破口处液体的流动情况。最后还给出了不同粘度液体流量系数的曲线关系以及回归公式。本章的内容为进一步准确的估算破损船舶进水出油量提供了一种较准确的计算方法，具有积极的意义。 524不考虑横摇的船舶破舱时域计算4.1概述大型液货船舶通常携带大量液货，这种船舶一旦发生破损，不但会使船舶吃水增大，横摇、纵倾变大，影响船舶稳性以及航行安全，还可能发生石油等液货外泄，对海洋环境造成极大破坏。鉴于此类船舶的破损带来的种种破坏性后果，破损后应及时采取补救措施。在采取补救措施时如果能事先知道船舶进水或液货外泄等情况的速度、持续时间以及船舶的浮态变化以及运动情况，对于救援人员制定救援方案会有很大的帮助。以往的船舶破舱计算和规范规定都是以船舶破舱进水完成后为计算状态，已知最终进水量，对破损船舶浮态平衡方程进行求解得到船舶进水后的最终浮态，而对于船舶破损进水时域过程中进水量以及浮态的变化则很少提及。为了对船舶破损时域过程中的浮态变化情况和液体流动情况等有一个全面的认识和了解，以便在船舶破损后及时采取措施，本章将整个破舱时域过程作为研究对象，将破损船舶浮态平衡方程引入到了时域计算中，对船舶破损时域进程进行了模拟研究，为今后船舶破舱研究提出了一种新的思路和方法。4.2破舱时域计算基本假定船舶破损后，舱外液体进入舱内，舱内液体流入舱外，使得船舶浮态发生了变化。通常这种变化进行的比较缓慢，有的甚至长达几个小时，因此在对船舶破舱进行计算的时候可以将船舶的破舱进水过程看作是一个拟静态的过程，认为船舶在破舱进水过程中每个计算时刻都处于平衡状态，满足船舶浮态平衡方程。这样，就能在每一个计算时刻对破损船舶进水量并且求解破损船舶浮态平衡方程，从而得到每一个时刻船舶的浮态，直到进水过程终止。在对船舶破舱时域进行计算时，为了在不对计算结果产生大的影响的前提下尽量简化计算过程，需要用到以下假设：(1)将船舶破舱进水过程认为是一个拟静态的过程，每一个计算时刻船舶都处于平衡状态，满足破损船舶浮态平衡方程； 53(2)不考虑舱室内液体的流动性，每一时刻认为舱内液面与舱外液面保持相平；(3)通常船舶舱室都有空气管与舱外连通，故而不考虑舱内空气的压缩性；4.1破舱时域计算流程船舶在没有横摇、纵摇等运动时的破损相对于有运动时简单的多，这种情况下只要确定每一个计算瞬时的船舶以及破损舱室要素即可以得到破损船舶在时域过程中的液体流动以及浮态变化情况。根据上节所述，船舶破损时域过程可以视为拟静态过程，基于损失浮力法，通过求解进水过程中每一时刻的浮态平衡方程得到船舶每一时刻的浮态以及舱室的液体流动情况。通过论文的方法，可以得到静止船舶破损后液体流动和船舶浮态的时域变化情况，对船舶破损后指导救援有很大的帮助。该方法也可适用于海洋平台、FPSO等。船舶破舱时域计算中，根据船舶破舱进水的特点，可以将船舶进水后浮态的改变过程以及液体流动过程当作拟静态处理。具体计算流程如下：(1)在某一瞬时认为船舶处于平衡状态，满足浮态平衡方程。根据f,瞬时舱内外液体属性以及液面情况等可以计算得出此时的液体净流量(入流为正)dQ=dQoil+dQwater\(2)将瞬时液体净流量叠加到舱内已有液体量得到此时舱内液体总量；(3)根据此时液体总量计算舱内液体液面高度及重量重心等参数；(4)计算此时倾斜水线下破损船舶及淹水舱相关参数；(5)将进水过程认为是抗沉性中的第二类舱破损情况(当某舱进水灌满后可认为是第一类舱)，采用损失浮力法，使用牛顿法求解破损船舶浮态平衡方程，即可得到船舶浮态参数即平均吃水(、横倾角e和纵倾角(P。(6)对破口处内外两侧压力值进行判断，如果破口处压力值处处相等，则计算中止；若不等，则继续进行下一时刻和的迭代。然而在实际计算中破口内外压力很难完全相等，故在计算中如果t时刻液体净流量小于0.001加3,则认为进水过程己经基本完成，船舶处于最或平衡浮态。计算流程见图4-1。 54图4-1破舱时域计算流程Figure4-1TheProcessofDamagedShipComputationinTimeDomain4.4计算实例基于上文介绍的静止船舶破舱时域计算的理论及方法，本节使用VisualBasic编程,以一艘5000DWT的液货船为例，计算并分析了破舱时域内的浮态及舱室内外液体的流动情况以及破舱稳性。之所以选择该船是因为本船载货量适中，不至于由于舱室过大而导致进水时间过长，影响计算效率；也不至于由于进水舱过小而难以得出规律性的结论。4.4.1例船主尺度及破舱情况例船的主尺度见表4-1,舱室布置图见图4-2。50 55表4-1船舶主尺度设计排水量（吨）7355总长（m）110.7垂线间长（m）108型宽（m）15.4型深（m）8.8设计吃水（m）6.005重心坐标（m）(0,0,5)图4-25000DWT液货船舱室布置图Figure4-2TheHoldArrangementof5000DWT为了凸显出不对称进水对船舶横倾以及横摇的影响，论文选择船中附近右舷舱室作为破损舱室，破口为方孔，尺寸为Imxlm。具体舱室以及破口参数见表4-2。表4-2破损舱室参数舱室长度（m）10.8舱室中心距肿（m）-5.4舱室容积（m3）737.69装载率98%破口大小（m）1x1破口中心位置（m）(-5.4,7.7,3)4.4.1计算工况分别选取舱内无液货和有液货两种情况进行计算，即空舱进水和内外交换两种工况。计算工况见表4-3。 56表4-3计算工况工况1空舱进水舱内初始没有液体，不考虑海水粘度，流量系数为0.6611工况2内外交换破损舱室内原有液货油，不考虑液油的粘度，流量系数为0.66114.4.1计算结果及分析两种工况的计算结果如图4-3〜图4-8,最终浮态见表4-4。图中t表示时间，以破损初始时刻为0；Heelingangle表示破损船舶横倾角，单位为。，右倾为正；。表示舱内液体体积，单位为nA流入为正。Figure4-4InflowQuantityofCase1o「2-3-4-54(」型工50100150200250t（S）300800700600500H400%0Q2001000Figure4-3HeelingAngleofCase1图4・6工况2进水量（流入为正）Figure4-6InflowQuantityofCase2图4-5工况2横倾角变化（右倾为正）Figure4-5HeelingAngleofCase2 57表4-4工况1'2最终浮态表t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(nf)漏油量(m3)总量(m3)工况11605.46611.295-0.719512.693一512.693工况211745.841-5.640-0.468310.547-566.491467.056由图4-3和图4-4可以看出，工况1破损前期舱外海水大量涌入，使得船舶随之发生横倾，随着舱内液面高度的上升破口处内外压力差逐渐减小，进水速度随之减小，直到160s进水过程完成，船舶平衡于最终浮态。由图4-5和图4-6可以看出，工况2破损前期舱内液货油外泄速度很快，而舱外海水并没有涌入舱内，故而舱内液体总量也随之下降；在100s左右随着舱内液面的下降舱外海水开始涌入舱内，但由于舱内液货油仍在外泄，使得舱内液体总量变化并不明显，故而横倾角的变化也很小；直到1174s左右舱内液体流动基本停止，船舶平衡在最终浮o出现上述破损现象的原因是：在破损初始时刻由于舱内有大量的液货油，虽然液货油的密度小于舱外海水的密度，但舱内液面高度比舱外高很多，所以破损后100s左右时间内只有液货油流出而没有海水流入；随着液货油流出和船舶的横倾，舱内液面与舱外液面的高度差逐渐减小，故而液油的外流速度逐渐减小，海水开始慢慢涌入舱内，随着海水的涌入和液货油的流出，破口各处压力开始变化，直到液货油单位时间内流出的量与海水单位时间内流入的量相等，舱内液体总体积(包括液货油和海水)保持不变，但油水比例还在发生变化。由于计算过程中仅考虑舱内液体体积的变化，所以舱内液面高度基本没有变化。随着水面没过破口下缘，这种平衡被打破，但此时液货外流速度和海水内流速度已经不大。由图4-7和图4-8可以看出，工况1中船舶破损进水完成后,船舶倾斜角度为11.295°,使得破损后船舶的稳性有所降低，稳性消失角减小，最大复原力臂降低；工况2 58中船舶破损前后稳性曲线略有变化，破损后稳性消失角略有减小，但最大复原力臂变化不大。出现这种情形的原因是由于破舱进水过程中舱内液体与舱外液体发生交换，使得舱内液体总量发生变化，船舶发生倾斜，但倾斜角度只有5.841°,故而对船舶稳性的影响并不明显。4.4.1结论通过上节的计算结果和分析可以得到如下结论：1、对于空舱时的进水过程，通常发生的比较迅速，以该船为例，进水在五分钟以内就已经基本完成，进水量引起的横倾角为11.295°,由于舱室在船中附近，故进水没有引起很大的纵倾；2、对于大破口情况应考虑内外液体的交换情况，本船舶破舱内外液体交换最剧烈的过程发生在20分钟之内，船舶破损20分钟后，虽然破口处液体还会有流动，但流量已经比较小，所以抢救应在破舱后马上展开，抓住抢救黄金时间，减少污染和损失；3、在考虑交换的情况下，虽然在一定时间后舱内液体总量会达到平衡，但是此刻之后内外液体交换仍在继续，液油仍在外漏；5、无论是空舱进水工况还是内外液体交换工况，由于液体不对称流动使得船舶不再处于正浮状态，而是产生了不同程度的横倾，从而使得船舶稳性降低，对安全性产生影响。4.5本章小结本章基于第二章和第三章所述理论，将整个破舱时域过程作为研究对象，把船舶破舱时域过程视为一个拟静态的过程，通过将破损船舶浮态平衡方程引入破损时域内进行求解得到了船舶在破损时域内的浮态变化以及舱室内外液体的流动情况，并以一艘5000DWT液货船为例计算了静止船舶空舱进水和内外液体交换两种工况下的破舱时域情况。利用本章所述方法可以对船舶破损时域过程中的浮态变化情况、液体流动情况等有一个全面的认识和了解，可以为船舶破损后制定救援方案提供参考依据，同时也为今后船舶破舱研究提出了一种新的思路和方法。545考虑横摇的船舶破舱时域计算5.1概述上文论述了静止船舶在破舱时域内的浮态变化以及液体流动情况。众所周知，船舶在波浪上航行时，由于风、浪和流的作用，不 59可避免地要产生各种摇荡。船舶的剧烈摇荡产生的一些动力效应，如砰击、上浪、失速和螺旋浆飞车等，对船舶的适航性和安全航行，对船上设备、货物及船员都产生了不利的影响。如果将船体看作刚体，则这种摇荡运动可以分解为三种角位移和三种线位移，包括横摇、纵摇、首摇和垂荡、纵荡、横荡，并且这六种运动之间还会有耦合作用。其中横摇对船舶的影响最大。船舶的横摇性能是船舶耐波性的重要指标。在船舶运动的过程中一旦发生破损，可能会对船舶的运动以及最终浮态、进水量或液货泄漏量产生一定影响。基于这一背景，本章的主要内容就是研究船舶在运动的同时发生破损给船舶的运动以及浮态等情况带来的影响，它对于提高船舶的耐波性和适航性都具有重要的意义。5.1船舶横摇运动理论船舶受到外力矩的作用产生一倾斜角度（1）,当外力矩去掉后，在复原力矩的作用下，船舶要恢复正浮状态，因而开始回转运动。由于惯性力的作用，船舶将越过正浮位置向另一舷倾斜，这就是船舶横摇运动。横摇运动是船舶六自由度运动中最为常见的一种运动，船舶在海上最易发生横摇，而且摇摆幅值最大，对船舶的安全性以及船上人员生活和工作的各个方面都有影响，其理论研究及模型计算都发展得比较成熟。对横摇运动的研究是耐波性指标计算的重要分析方法。在船舶横摇某一瞬时，假定横摇角为＜p，角速度为中，角加速度为中，如图5-1所示。为了讨论方便，假定当从船尾向船首看时，三者以顺时针方向为正，逆时针方向为负。Figure5-1TheRollingofShip目前，横摇运动的研究大致从以下两个方面着手。(1)线性理论假定船舶是时间恒定的线性系统，横摇运动可以用常系数的线性微分方程表示，因此适用叠加原理。这样，在不规则波中横摇预报的主要问题是确定横摇频率响应函数。只 60要线性的基本假定不遭到严重破坏，一般能得到满意的结果。(2)非线性理论mi当横摇角比较大时，表征横摇运动的微分方程的系数不再是常数，船舶不能再看成是时间恒定的线性系统，上述的叠加原理不再适用，必须采用另外的处理办法。关于横摇运动中的非线性，目前研究的问题主要包括：船舶在波浪中运动时所存在的各种非线性因素，如非线性复原力矩、非线性阻尼力矩等；横摇与纵摇、横摇与升沉的耦合效应；大幅横摇非线性耦合运动数学模型的建立；非线性横摇一纵摇、横摇一升沉耦合方程解的稳定性、频率比影响：“饱和”、分叉和混沌等现象；以及船舶奇异倾覆的机理、在随机波浪中的倾覆盖率等问题。如前所述，船舶的运动理论有线性理论和非线性理论两种。迄今为止，人们很多对船舶的认识和分析，基本上是建立在线性理论的基础上的，而且实践证明在船舶运动幅度不是很大时，这种线性理论完全可以满足工程要求。本节着重介绍船舶的线性横摇运动，而不考虑船舶的非线性运动情况。5.1破损船舶横摇受力分析假设船舶在规则横波上作小幅线性横摇，这样可以认为阻尼力矩与横摇角速度成线56性关系，复原力矩与横摇角也成线性关系；假设船宽与波长比是小量，因而可认为波浪对船体的作用相当于一个简谐角振荡的波平面对船体的作用。在上述假设下，船舶在波浪中横摇所受的力矩可以看成船舶在静水中横摇所受的力矩加上波浪对正浮状态船体的扰动力矩。为此，船舶在波浪上的横摇受以下四种力矩的作用冲】：复原力矩 61图5-2船体复原力臂示意图Figure5-2RightingArmofShip如图5-2所示是某船的横剖面，该船在外力（倾斜力矩）作用下缓慢地倾斜一小角度中，水线由正浮时的阳变成倾斜后的四L，船的重量在倾斜前后没有改变，船的重心保持在原来的位置，故船的排水体积大小没有变化。由于水线变化，船体的排水（水下）体积的形状已经改变，故浮心自原来位置8点移到8/点。此时，浮心和重心不再位于同一铅垂线上，因而与浮力和重力形成一个力偶，促使船回复到原来的平衡位置。其复原力矩可以表达为：A/（（p）=-AGZ（5-1）当横摇角不太大时，可以应初稳性公式：M（（p）=-AGA7o（P（5-2）式中：GZ如图5-2,为复原力臂；F/o为船的初稳性高。式中负号表示复原力矩方向与横摇角方向始终相反。惯性力矩船舶在横摇过程中有角加速度存在，必然产生惯性力矩。横摇的惯性力矩是由两部分组成的，即船体本身的惯性力矩和附加惯性力矩。一般来说，它们都与角加速度成线性关系：A/（（p）=-（Z+J期•=-/'（（＞（5-3）XXXXXX式中：/,为船体本身惯性矩和附加惯性矩之和，称为总惯性矩。式中的负号表示XX惯性力矩的方向与角加速度方向相反。阻尼力矩船在水中横摇时，由于船体和水之间存在相对速度，船体必然受到阻力。对于转动，则表现为力矩的形式。阻尼力矩主要由以下原因产生：（1）摩擦阻尼它是水的粘性引起的，其数值的大小一般认为和角速度平方成比例。在横摇中，摩擦阻尼所占的比重是很小的，往往可以忽略。（2）兴波阻尼它是由于船的运动在水表面形成波浪，消耗了船体本身的能量面形成的。一般认为 62兴波阻尼比例于角速度的一次方。（3）旋涡阻尼它是在船体弯曲或突出物附近形成旋涡，损失部分能量而形成的。船舶装毗龙骨的主要目的是为了增加旋涡阻尼成分，一般认为旋涡阻尼比例于角速度的平方。此外，还有升力引起的阻尼，毗龙骨的兴波阻尼，毗龙骨与船体的干扰阻尼等。 635.3.4进水倾斜力矩Figure5-3TheMomentofWater如图5-3所示，假定舱室进水，C点为进水水体的型心，则进水水体对船舶的倾斜力矩可表示为：“( 64M=AGA7oam+2Ndm+(5-8)一般情况下，2N%和4叫与△丽心,“相比量值较小，为了简化分析可以忽略，于是有(5-9)5.4破损船舶横摇运动方程以上五种力矩综合作用在船舶上，根据动平衡原理，总的力矩等于零，由此可以建立规则横浪中的横摇运动方程为(/u.+JyXP"+C[ 65(p(f)=4sin(3(/+3)+。/(5-14)%(/=+JXX)其中3为保守系统的固有频率，r=27t/3为横摇周期，横摇摇幅4和相位差6取00决于初始条件。如果令横摇初始/=0时，初始横摇角5(0)=0,横摇摇幅为5，则方程(5-14)的解为：(p(o=(Posin(c^0+p(5-15)3。(/=+4)(2)0<[t 66代入方程式(5-11),(p(0=(posin(Q/-£,,,)+Q33+4)(5-18)不难得到船舶横摇的幅频响应函数(5-19)和相频响应函数其中，A=C/(Oo为频率比。%"arctan1-A2(5-20)%=/(IaJj饱A?所以，船舶在波浪上受到波浪的激励作用后，当。wg时，船舶作与波浪激励频率。相同的简谐摇荡。此时，船舶在波浪上横摇的稳态响应之摇幅Q,取决于激励波浪的波幅1(有效波面角aconX/l，4为考虑船宽和吃水影响下的波面角修正系数，k为波数)和频率比A=。/5。当波浪激励频率仁=3。J1-2片,船舶横摇摇幅有极大值，即此时的船舶横摇摇荡发生了共振现象。当|1=0(口很小时)且时，船舶将作摇幅随时间增大的发散摇荡，即共振的过渡过程1(5-21)(p=aco/coscot7eO00船舶船型一旦确定，便可利用经验的方法或船模自由横摇衰减试验确定船舶的阻尼系数，进而根据幅频响应函数和相频响应函数来预报船舶的线性横摇摇幅Q和相位£oa(pa5.5破损船舶横摇运动参数计算5.5.1横摇惯性矩横摇惯性矩产是由船体本身惯性矩/和附加惯性矩J两部分组成的，其中船体惯XXXXXX性矩取决于船体的质量分布；附加惯性矩取决于船体水下部分的形状及重心位置等因素。由船体的质量分布计算/或应用流体力学方法计算J都是相当复杂的，工程上通XXXX常用经验公式进行估算。论文使用杜埃尔公式即计算横摇惯性矩，即船体本身惯性矩(5-22)/«=今0+4z；)62式中Zg是以基线算起的重心高度。这个公式是假定船体质量均匀分部在具有与船体同样长度£、宽度8和高度2z,的直角平行六面体内，然后由理论推导得到的。从来源上讲它没有考虑附加惯性矩。如果考虑附加惯性矩应把系数改为10 67或11。但是和若干实测数据比较，由上式计算的结果接近于总惯性矩，因此可以把上式当成总惯性矩的计算式，即%=/®+4z；)0ms2)(5-23)12g横摇时的附加惯性矩大约占船体惯性矩的10%〜30%左右，对于无耻龙骨的船在5315%之间，有毗龙骨的船在10%〜35%之间。由此看出，船型和舶:龙骨对附加惯性矩的影响很大。确定附加惯性矩最可靠的方法是模型试验。目前尚缺少完整的资料，初步估算可取J=0.25/或J=0.207'oXXXXXXXX5.5.1横摇固有周期静水中单纯横摇的自摇周期324)式中瓯为初稳性高。由横摇固有周期可得横摇固有频率饵=2兀工川匚正85)则横摇衰减频率wOi=(0071-112(5-26)5.5.2衰减横摇系数衰减横摇系数是表征横摇幅值衰减速度的参数，是与横摇阻尼系数相关的。求衰减系数可靠的方法是模型试验，在没有试验资料的情况下，可以应用近似公式计算。论文使用了尼古拉也夫公式 68(5-27)、lb*2j%A（52+//2）式中：L、B、H、△分别为船长、型宽、型深、排水量；国=0.055-0.060;%为横摇幅值。如果有毗龙骨，上式的计算结果应乘以1.5倍。5.5.1初稳性高初稳性高是衡量船舶初稳性的重要指标，可写成(5-28)~GM=~KB+~BM-KG式中：KB——浮心高度（或以浮心垂向坐标马表示）；~BM——初稳心半径（或称横稳心半径），按/"V计算得到，其中为水线面面积对于纵向中心轴线的横向惯性矩，V为船舶排水体积；KG——重心高度（或以重心垂向坐标先表示）。在船舶平衡浮态有横倾角时，初稳性高GM应该按照倾斜后力乙坐标系开算。如图5-4,由于船舶处于平衡浮态，所以M,G、8三点应该共线并且它们的连线与匕轴垂直则有而=而-旃，其中而=/"V,更由3、G两点之间的直线距离得到。图5-4初稳性高的计算Figure5-4ComputeofGM5.6破损船舶横摇计算模型破损船舶在规则波浪中有如下横摇运动方程(7)(p++D•GA/n(p=D-GMasin(Qr)+QI(5-29) 69要分析船舶的横摇运动，只要求解出如上船舶横摇运动方程，便可以解决。对于船舶横摇运动微分方程，许多文献中是通过使用龙格-库塔的数值计算方法来求解从而得到船舶在每一瞬口寸的横摇角和横摇角速度，以此来描述船舶的横摇运动。使用这种方法可以较准确的得到船舶的横摇运动方式，但是计算比较复杂，需要计算出每一瞬时的横摇运动参数。鉴于上述方法的复杂性，论文采用了不同于以往的数值求解横摇方程的方法，而是如上节所述，通过使用数学方法求解船舶横摇运动微分方程，得到方程的解析解，此即为船舶的横摇方程。假定船舶在破损初始瞬时以此方程横摇，在横摇的过程中伴随着舱内液体涌出或舱外海水涌入，船舶的横摇周期、横摇角以及横摇角速度等发生变化，随着横摇过程的衰减以及舱内液体总量趋于稳定，船舶最终静止于某一浮态。5.5.1破损船舶横摇过程分析船舶在海上航行，如果突然有风或浪载荷作用于船舶，会引起船舶不同程度的运动。船舶在破舱时如果伴随有横摇等运动，会给船舶的安全性带来很大的挑战。在破损船舶横摇的过程中，需要考虑如下问题：(1)随着船舶的横摇，船舶的横倾角不断发生改变，破口位置与舱外水面的相对位置也随之不断发生改变，同时随着船舶横倾角的变化，舱内液面也会随之变化，也会影响破口位置与舱内液面的相对位置，这两个因素综合起来共同影响每个计算瞬时破口处的液体流入或流出速度，从而影响流入或流出液体量；(2)船舶横摇过程舱外液体进入或舱内液体外流，舱内的液体会随着船体的运动而产生晃荡，这种晃荡运动与船体横摇运动会发生耦合作用。TiagoA.Santos,C.GuedesSoares的著作中表明，在一定的高频波浪作用下，进舱水对船体的动力矩是静力矩的三倍；(3)随着横摇过程中舱内液体的变化，船舶的横摇周期和衰减系数等会随之不断变化，进而影响船舶的横摇、进水量和最终浮态；(4)在有波浪存在的情况下，船舶与波浪之间的相互作用会对船舶的横摇、破口处液体的流动情况等产生很大的影响，而且波浪与船体的相互作用是一个非常复杂的问题；(5)舱内空气的可压缩性以及舱内布置对水的流动的影响，都会在一定程度上影响进舱水与船舶之间的相互作用，目前一般采用空舱假定或者规定一定的渗透率进行模拟。5.5.2破损船舶横摇基本假定如上节所述，对破舱船舶运动响应的研究需要考虑众多因素的影响，如果是在大风浪下的大幅度响应，更需考虑众多非线性因素的影响。因此要对其进行综合研究，理论难度大且计算量繁重。为了在不对计算结果产生过大的影响的前提下尽量的降低计算难度，对计算作出以下基本假设：(1)因为论文主要研究船舶破损横摇的情况，而船舶的航行速度对这一过程影响不大，故而在计算中不考虑船舶的航行速度，即假设船舶处于静止状态；(2)在横摇角小于10。〜15。的情况下，属于小倾角横摇，可以将倾斜过程认为是等体积倾斜，初稳性公式仍适用；(3)在横摇过程中，由于运动缓慢，舱内液体自由表面晃荡不剧烈，可以忽略这种运动而认为舱内液面始终与舱外水平面保持相平，以此来计算舱内水体型心等参数；(4)通常液货船液舱内都有空气管与外界相通，故而可以不考虑舱内空气压力的影响。 705.5.1破损船舶横摇计算流程根据式(5-17)所示，破损船舶在静水中的横摇运动方程的解析解为-p(U[)/22(p(t)=(p“e-sin(wblz)+0//cob(Ztt+J„),其中部分为破损舱室液体变化量造成的横摇中心的变化，而它对横摇速度的变化基本没有贡献。因此论文将(p(f)= 71图5-5破损船舶横摇时域计算流程图Figure5-5TheProcessofDamagedShipRolliingComputationinTimeDomain5.5计算实例本节主要计算分析了船舶在横摇过程中破舱进水对船舶横摇运动以及进水过程带来的影响。计算时假定船舶在破损前以一定方式做横摇运动，初始横摇摇幅取=10。，在横摇到正浮状态时船舶破损进水，考虑横摇有衰减和无衰减两种情形下的破损横摇运动。本节计算仍以4.4中液货船为例，计算过程不考虑液体的动力因素。5.5.1计算工况选择四种工况作为计算工况，具体情况见表5-1。破损舱室情况见表5-2。 72表5-1静水中破舱横摇计算工况工况1有衰减空舱进水舱内初始没有液货，考虑横摇衰减，不考虑海水的粘度工况2有衰减内外交换舱内初始装有液油，考虑横摇衰减，液油粘度为20cpa工况3无衰减空舱进水舱内初始没有液货，不考虑横摇衰减，不考虑海水的粘度工况4无衰减内外交换舱内初始装有液油，不考虑横摇衰减，液油粘度为20叩a表5-2破损舱室参数舱室长度（m）10.8舱室中心距触（m）-5.4舱室容积（m3）737.69装载率98%破口大小（m）1x1破口中心位置（m）（-5.4,7.7,3）5.5.1计算结果及分析船舶在时域内破舱横摇的计算结果如图5-6〜图5-11。最终浮态情况见表5-3。图中t表示时间，单位为s,以破损初始时刻为0；Heelingangle表示横倾角，单位为。，右倾为正；。表示舱内液体体积，单位为nA流入为正。图5-6工况1破舱横摇图（右倾为正）Figure5-6RollingofDamagedShipofCase1图5-7工况2破舱横摇图（右倾为正）Figure5-7RollingofDamagedShipofCase2 73t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(m3)漏油量(m3)总量(m3)最大横摇角(°)进水90%所需时间工况11835.46511.099-0.718511.661-511.66111.530116(63%)工况218305.841-5.663-0.468306.631562.119467.5129.4431154(63%)工况32255.46310.958-0.706508.123-510.49320.734125(56%)工况48575.839-5.742-0.458370.384630.630462.753-15.921445(52%)图5-10工况1、3进水量对比图(流入为正)Figure5-10InflowQuantityofCasel&3Figure5-11FluidQuantityofCase2&4表5・3工况1・4最终浮态表图5-8工况3破舱横摇图(右倾为正)Figure5-8RollingofDamagedShipofCase3图5-9工况4破舱横摇图(右倾为正)Figure5-9RollingofDamagedShipofCase4图5・11工况2、4液体流量对比图(流入为正)通过工况1〜工况4衰减破舱横摇的时域曲线图得到以下几点：(1)工况1的衰减横摇在183s左右静止于11.099°o这是因为由于横摇阻尼的存在使得船舶的横摇幅度越来越小；又因为右舷舱外海水随着横摇进入舱内使得破损70船舶横摇平衡位置逐渐向右舷倾斜，随着进水量的不断增加，船舶倾斜幅度越来越大，最终破损船舶静止在11.099。，最大横摇角为11.530。；(2)工况2的衰减横摇在200s左右静止于-5.663。。这是因为由于横摇阻尼的存在使得船舶的横摇幅度越来越小；又由于舱内液体的流出使得破损船舶横摇平衡位置逐渐向左舷倾斜，随着流出量的不断增加，船舶倾斜幅度越来越大，最终在1830s时舱内水油量达到稳定状态，破损船舶静止在-5.663。，最大横摇角为9.443。；(3)工况3的无衰减横摇过程在180s左右稳定于10.958。横摇角附近做横摇运动。这是因为没有考虑横摇过程中的衰减而引起的。随着横摇过程中右舷舱外海水进入舱内使得破损船舶横摇平衡位置逐渐向右舷倾斜，随着进水量的不断增加，船舶倾斜幅度越来越大，最终横摇稳定于10.958。附近，最大横摇角为20.734。； 74(4)工况4的无衰减横摇过程在150s左右稳定于-5.742。横摇角附近做横摇运动。这是因为没有考虑横摇过程中的衰减而引起的。随着横摇过程中舱内液体的流出使得破损船舶横摇平衡位置逐渐向左舷倾斜，随着流出量的不断增加，船舶倾斜幅度越来越大，最终在857s时舱内水油量达到稳定状态，横摇稳定于-5.742。附近，最大横摇角为-15.534。；(5)根据工况1、3舱室进水量对比图可以看出，船舶在破损初始进水速度很快，随着破口内外液面的变化速度逐渐减小；有衰减和无衰减两种工况的最终进水量相差很小，为510m3左右，且进水时间相差很小；(6)通过工况2、4舱室液体流量对比图可以看出，在破损初始阶段右舷舱内油压大于舱外水压，故而右舷舱内油首先大量的流出舱室，随着舱内油压的下降舱外海水开始涌入舱内，在某时刻进入舱室的海水与流出舱室的油体积基本相等，舱内总体积保持在一定量，但油水交换仍在进行；随着舱内海水量的增加，水油分界面逐渐上升，直到破口处内外压力基本相等，流动过程终止；与考虑衰减工况相比，不考虑衰减时由于横摇幅度较大，故舱内流动较无衰减时进行的快，舱内液货油外流量和进水量也较大，但最终舱内液体总量相差并不明显。5.5.1结论通过上节的计算结果和分析可以得到如下结论：1、空舱横摇破损初始阶段由于液体流速较大，流入舱室的液体量也比较大，使得破损初始阶段横摇平衡位置剧烈的向破损舱室一侧倾斜，所以在破口较大时，破损初始阶段是船舶横摇过程中比较危险的阶段，这与破口大小有很大关系。以该船为例，空舱进水初始阶段船舶横摇平衡位置迅速的向右舷倾斜；2、考虑内外油水交换时的横摇初始阶段由于舱内液体大量的流出舱外使得横摇平衡位置向左舷倾斜，如果破口尺寸过大，则会使得进水量很大，使船舶的最大横摇角度可能超出初始横摇角（10°）,所以这个阶段同样是危险阶段；3、在考虑交换的情况下，虽然在一定时间后舱内液体总量会达到平衡，但是此刻之后内外液体交换仍在继续，液油仍在外漏。4、通过工况1和工况2的横摇破舱情况可以看出，船舶横摇过程中破舱进水对船舶的安全性有很大的影响，这主要与破口尺寸以及位置情况有关，还有待进一步讨论；5、在液体交换工况中，与考虑衰减工况相比，不考虑衰减时由于横摇幅度较大，故舱内流动较无衰减时进行的快，舱内液货油外流量和进水量也较大，但最终舱内液体总量相差并不明显。6、对于大破口情况应考虑内外液体的交换情况，本船舶破舱内外液体交换最剧烈的过程发生在20分钟之内，船舶破损20分钟后，虽然破口处液体还会有流动，但流量已经比较小，所以抢救应在破舱后马上展开，抓住抢救黄金时间，减少污染和损失；5.6本章小结众所周知，破损进水会对船舶的横摇运动产生严重影响，从而严重威胁船舶安全性。本 75章在第四章的基础上，对破损船舶的横摇运动进行了研究与计算。在拟静态的假定下，将破损船舶横摇运动方程与浮态平衡方程做了结合，给出了一种计算破损船舶横摇运动的新思路，并以一艘5000DWT液货船为例计算了它在破损时域内的横摇运动和破舱内外液体流动情况。计算结果表明，船舶破损横摇相对于单纯横摇要危险的多，在实际中应该尽量避免这种情况的发生。 766液体粘度及破口属性对破舱时域计算的影响研究6.1概述前面几章介绍了一种计算船舶破损时域内的浮态、液体流动以及运动等情况的方法和思路。但在实际船舶发生破损时舱内液体粘度和破口属性会对破损时域过程产生怎样的影响？这正是本章所探究的内容。本章希望通过几个典型工况的对比，得出一些规律性的结论以供后人借鉴，为船舶破损后的救援工作提供一些帮助。6.2液体粘度对船舶破舱时域计算的影响为了探究液体粘度对船舶破舱时域计算的影响情况，本节以静止破舱为例，计算了考虑粘度和不考虑粘度两种。仍选用前文所述液货船为例，计算过程中不考虑进水过程中的动力因素。6.2.1计算工况论文选定了无粘进水、有粘进水、无粘交换和有粘交换四种作为计算工况。各工况的说明见表6-1。破损舱室情况见表6-2。表6-1静水中破舱时域计算工况工况1无粘进水舱内初始没有液体，不考虑海水粘度，流量系数为0.6611工况2有粘进水舱内初始没有液体，海水粘度为lepa,流量系数为0.6586工况3无粘交换破损舱室内原有液货油，不考虑液油的粘度，流量系数为0.6611工况4有粘交换破损舱室内原有液货油，液油粘度为20cpa,流量系数为0.6287 77表6-2破损舱室参数舱室长度（m）10.8舱室中心距触（m）-5.4舱室容积（m3）737.69装载率98%破口大小（m）1x1破口中心位置（m）(-5.4,7.7,3)6.1.1计算结果及分析6.22/工况/、工况2结果对比工况1、2计算结果如图6-1和图6-2,两工况的最终浮态情况见表6-30图中t表示时间，以破损初始时刻为0；Heelingangle表示破损船舶横倾角，单位为。，右倾为正。。表示舱内液体体积，单位为nA流入为证；2o00642o11(LapueMc-sx图6-1工况1、2横倾角变化图（右倾为正）图6-2工况1、2舱室进水量图（流入为正）Figure6-1HeelingAngleofCasel&2Figure6-2InflowQuantityofCase1&2表6-3工况1'2最终浮态表t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量（n?）工况11605.46611.295-0.719512.693工况21615.46611.296-0.719512.741 78通过这两幅图的对比以及最终浮态表可以看出，两者的进水过程都在160s左右完成。且两种工况的最终浮态以及进水量都基本相同，故而两种工况的进水量及横倾角曲线基本重合。根据计算结果可以看出，由于水的粘度比较小，对流量系数的影响并不大,故而对流动过程的影响很小，所以会有上述的结果。由于破损舱室位于船舶中部，故而破舱进水对纵倾的影响不大。6.2.2.2工况3、工况4结果对比船舶在静水中的时域内破舱进水的工况3、4计算结果如图6-3和图64,两工况的最终浮态情况见表6-4。图中t表示时间，以破损初始时刻为0；Heelingangle表示破损船舶横倾角，单位为。，右倾为正；Q表示舱内液体体积，单位为n?。°111।1\50100150200250t(s)300~2\_.■.一-,况3f\-况4HeelingAI।।C.-J-6VOMVinn-Qoil(工况3)—―-Qwater(工况4)/ULI600Qwater(工况3)---Qoil(工况4)［一••一Q(二况3)——-Q(工况4)500A-——二.一0cnS4nAOann飞OUUinn-zuuJ1UUnt(s)yj500100015002000250C图6-3工况3、4横倾角变化图（右倾为正）图6-4工况3'4液体量图（流入为正）Figure6-3HeelingAngleofCase3&4Figure6-4InflowQuantityofCase3&4表6-4工况3、4最终浮态表t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量（m3）漏油量（m3）总量（m3）工况311745.840-5.708-0.468307.569-563.484467.086工况411925.841-5.704-0.468306.769-562.527467.243通过无粘有粘交换两种工况的对比可以看出，考虑粘度与否对计算结果仅会产生微小的差别，且两者无论是在船舶最终浮态上还是在舱内液体总量和油水比上都没有什么区别。这是因为虽然粘度会给液体的流速系数造成损失，但是流速的减小使得破口处面积减缩系数的增大，故而流量系数变化并不大。拿工况3、4两种作为对比，根据（3-20）计算得到两种工况的流量系数分别为0.6611和0.6287,差别并不明显。因此可以得出结论：液货粘度的存在会对破损船舶达到最终稳定状态的时间造成些许影响，但这种影响并不明显，且不考虑粘度时计算偏于安全。 796.2.3本节结论通过上节的计算结果和分析可以得到如下结论：1、空舱进水时，由于水的粘度很小，所以水的粘度对破舱时域过程的影响也很小，可以将这种微小的差别忽略；2、舱内装有液油时，考虑粘性与不考虑粘性相比，无论是最终的浮态情况还是破损进水持续时间的情况差别都不明显，在实际计算中可以忽略粘度的影响，这样计算是偏于安全的；3、对于破损船舶横摇的计算可以得出类似的结论，论文不再赘述。6.3破口大小和高度对无横摇船舶破舱的影响船舶破损时破口的属性对破舱时域过程至关重要。如果不考虑对船舶结构的影响，只要及时采取补漏措施，小的破口对船舶安全性的影响微乎其微。但是如果破口尺寸较大，则会对船舶的安全性造成严重威胁。因为大的破口进水过程发生的非常迅速，会在短时间内涌入大量海水，对船舶的浮态及稳性造成严重威胁。同样，破口高度在水面下高度越大，涌入水的速度也会越大。显然易见，在船舶没有运动时，破口大小及高度对破损过程的影响主要表现在对破损过程持续时间的影响上，对最终状态并不会有很大的影响，在此不再赘述。论文主要讨论破口大小和高度对破损船舶横摇的影响情况。6.4破口大小对破损船舶横摇的影响船舶破损时破口尺寸并不一致，船舶在破舱时如果没有横摇，可以推断，破口越大，破损船舶到达最终浮态的时间越短，但是对于船舶横摇中破舱的情况可能会有更复杂的影响。本节主要研究了船舶破口大小对船舶横摇破损以及进水的影响。 806.3.1计算工况及破损情况选用上文所述液货船，为了研究破口尺寸对船舶横摇破舱过程的影响，选用破口尺寸不同的几个工况作为计算工况，计算空舱进水和内外交换两种类型的破损情况，考虑横摇有衰减和无衰减两种情形下的破损横摇运动，具体计算工况以及破口尺寸见表6-5o表6-5计算工况破口尺寸破口高度空舱进水工况工况11X13m舱内初始没有液货，不考虑海水粘度，横摇有衰减工况22x2工况33x3工况41x1舱内初始没有液货,不考虑海水粘度，横摇无衰减工况52x2工况63x3液体交换工况工况71x1舱内初始装有液油，液油粘度为20cpa,横摇有衰减工况82x2工况93x3工况101x1舱内初始装有液油，液油粘度为20cpa,横摇无衰减工况112x2工况123x36.3.2空舱进水空舱进水工况的破损横摇时历曲线见图6-5〜图6-12,最终浮态以及进水量情况见表6-6o 81图6-5工况1破舱横摇图（右倾为正）Figure6-5RollingofDamagedShipofCase1图6-6工况2破舱横摇图（右倾为正）Figure6-6RollingofDamagedShipofCase2图6-7工况3破舱横摇图（右倾为正）Figure6-7RollingofDamagedShipofCase3图6-8工况1-3进水量图（流入为正）Figure6-8InflowQuantityofCase1-3图6-9工况4破舱横摇图（右倾为正）Figure6-9RollingofDamagedShipofCase4图6-10工况5破舱横摇图（右倾为正）Figure6-10RollingofDamagedShipofCase5 82t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(n?)最大横摇角(。)进水90%所需时间工况11835.46511.099-0.718511.66111.530116(63%)工况2885.46410.837-0.711509.67515.40729(33%)工况3565.46310.613-0.7506.00917.33312(21%)工况42255.46310.958-0.706510.49320.734125(56%)工况5635.47110.998-0.709511.19421.10825(40%)工况6335.46010.950-0.706510.25420.34811(33%)图6-11工况6破舱横摇图(右倾为正)Figure6-11RollingofDamagedShipofCase6图6-12工况4-6进水量图(流入为正)Figure6-12InflowQuantityofCase4-6表6-6工况1-6最终浮态表通过工况1〜工况6破舱横摇的时域曲线图得到以下几点：(1)通过空舱衰减横摇和无衰减横摇时破口尺寸不同的三种工况的计算结果对比可以看出，随着破口尺寸的增大横摇过程中的最大横摇角也随之增加。发生这种情况的原因是随着破口尺寸的增大，由于瞬时进水量的增大使得破损船舶在横摇过程中向破口一侧倾斜加剧，故而在横摇过程中船舶的横倾角较之小破口有较大的增加。可以断定,随着破口尺寸的增加，船舶在横摇过程中的最大横倾角也会随之增加，船舶很有可能在这过程中倾覆，船舶的危险程度与破口大小是正相关的；随着破口尺寸的增大，船舶进水完成时间明显缩短，进水90%所需时间也明显缩短。这是因为破口变大必然使得单位时间内进入破损舱室的液体量增加，从而破舱进水能更早的达到平衡状态。但是破口尺寸对船舶最终浮态以及进水量的影响并不明显；(2) 83横摇无衰减时进水过程较有衰减时略有延长，最大横摇角也更大，但对浮态和最终进水量等影响并不大。 846.4.3内外液体交换内外交换工况的破损横摇时历曲线见图6-13〜图6-24,最终浮态以及进水量情况见表6-7o图6-13工况7破舱横摇图（右倾为正）Figure6-13RollingofDamagedShipofCase7图6-14工况8破舱横摇图（右倾为正）Figure6-14RollingofDamagedShipofCase8图6-15工况9破舱横摇图（右倾为正）Figure6-15RollingofDamagedShipofCase9图6-16工况7-9舱室液油量对比图（流入为正）Figure6-16OilQuantityCase7-9 85图6-17工况7-9舱室进水量对比图（右倾为正）Figure6-17WaterQuantityofCase7-9图6-18工况7-9舱室液体量对比图（流入为正）Figure6-18FluidQuantityofCase7-9图6-19工况10破舱横摇图（右倾为正）Figure6-19RollingofDamagedShipofCase10图6-20工况11破舱横摇图（右倾为正）Figure6-20RollingofDamagedShipofCase11图6-21工况12破舱横摇图（右倾为正）Figure6-21RollingofDamagedShipofCase12图6・22工况10・12舱室液油量对比图（流入为正）Figure6-22OilQuantityCase10-12 86图6-23工况10-12舱室进水量对比图(右倾为正)Figure6-23WaterQuantityofCase10-122505007501000图6-24工况10-12舱室液体量对比鼠流入为正)t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(n?)漏油量(m。总量(m。最大横摇角(°)漏油90%所需时间匚兄718305.841-5.663-0.468306.631562.119467.5129.4431154(63%)工况86355.835-5.654-0.460352.058615.236459.822-10.820226(36%)工况94205.824-6.419-0.446395.669672.754445.914-12.321106(25%)工况108575.839-5.742-0.458370.384630.630462.753-15.921445(52%)工况114965.827-5.973-0.458420.515687.844455.671-16.152141(28%)工况123055.820-5.984-0.456452.173722,716452.458-16.16480(26%)Figure6-24FluidQuantityofCase10-12表6・7工况7・12最终浮态表通过工况7〜工况12破舱横摇的时域曲线图得到以下几点：(1)通过液体破口尺寸不同的几种工况的计算结果可以看出，随着破口尺寸的增大,船舶在横摇过程中的最大横倾角也会随之增加。这是由于破损前期舱内液货外泄速度的增大使得破损船舶在横摇过程中向与破损舱室相反一侧倾斜加剧，故而在横摇过程中船舶的横倾角较之小破口有较大的增加。可见破损船舶横摇时的危险程度与破口大小也是正相关的。但是由于当舱内液货外泄到一定程度时，舱外海水会涌入舱内，从而会减缓船舶倾斜的剧烈程度，所以此种情况较空舱进水时略为安全，但舱内液货的外泄率达到了78%〜100%,会对海洋环境造成很大污染，同样应该及时采取措施抢救；随着破口尺寸的增大，船舶液体流动完成时间明显缩短，漏油90%所需时间也明显缩短。这是因为破口变大必然使得单位时间内流入流出破损舱室的液体量增加，从而破舱液体流动能更早的达到平衡状态。但是破口尺寸对船舶最终浮态以及进水量的影响并不明显；(2)横摇无衰减时液体流动过程较有衰减时更为迅速，漏油90%所需时间更短，这主要是由横摇幅度的剧烈造成的，但对浮态和最终进水量等影响并不大。6.4.4本节结论本节主要讨论了破口大小对船舶破损横摇过程的影响。通过几种计算工况的对比可以得到下述结论：1、对于空舱进水工况，破口的大小并不会对船舶的最终浮态以及进水量产生显著影响，但会对进水横摇过程的时域进程造成影响，破口尺寸越大，持续时间越短，破损前期进水越剧烈，横摇过程中的最大横摇角越大，增大破损船舶的危险性以及对环境的破坏性，应该及早救援；2、 87对于内外液体交换工况，破损过程对最终浮态的影响也不明显，但会对最终舱室内进水量、漏油量以及时域过程造成较大影响。随着破口尺寸的增加，破损前期液体流动加剧，舱室进水量和漏油量也随之增加，破损时域进程持续的时间也随之缩短，横摇过程中的最大横摇角也会变大，增大破损船舶的危险性以及对环境的破坏性，应该及早救援。6.5破口高度对破损船舶横摇的影响6.5.1计算工况及破损情况船舶仍选用上文所述例船，为了研究破口高度对船舶横摇破舱过程的影响，计算空舱进水和内外交换两种类型的破损情况，考虑横摇有衰减和无衰减两种情形下的破损横摇运动，具体计算工况以及破口尺寸见表6-8。 88表6-8计算工况破口高度破口尺寸空舱进水工况工况12m1X1舱内初始没有液货，不考虑海水粘度，横摇有衰减工况23m工况34m工况42m舱内初始没有液货，不考虑海水粘度，横摇无衰减工况53m工况64m液体交换工况工况72m舱内初始装有液油,液油粘度为20cpa,横摇有衰减工况83m工况94m工况102m舱内初始装有液油，液油粘度为20cpa,横摇无衰减工况113m工况124m6.5.1空舱进水空舱进水工况的破损横摇时历曲线见图6・25〜图6-28,最终浮态以及进水量情况见表6-9o图6-25工况1・3破舱横摇图（右倾为正）Figure6-25RollingofDamagedShipofCase1-3(-)BMueMu回工05CICO15020025c图6-26工况1・3进水量图（流入为正）Figure6-26TheInflowQuantityofCase1-3 89表6-9工况IF最终浮态表t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(n?)最大横摇角(。)进水90%所需时间工况11655.46511.109-0.718511.68111.611109(66%)工况21835.46511.099-0.718511.66111.530116(63%)工况32015.46511.047-0.717511.32811.359131(65%)工况41995.46210.935-0.706505.97120.841112(56%)工况52255.46310.928-0.706504.49320.734125(56%)工况62485.46210.920-0.705503.24020.390143(58%)图6-27工况4-6破舱横摇图(右倾为正)Figure6-27RollingofDamagedShipofCase4-6图6-28工况4-6进水量图(流入为正)Figure6-28TheInflowQuantityofCase4-6通过工况1〜工况6破舱横摇的时域曲线图得到以下几点：(1)通过空舱衰减横摇和无衰减横摇时破口高度不同的三种工况的计算结果对比可以看出，随着破口高度的升高，破损进水过程持续时间随之增加，进水90%所需时间也明显增加，出现这种情况的是因为随着破口高度的增加，舱外液面相对破口位置的高度降低，所以在进水过程中破口处液体单位时间内的流量随之减小，流动时间略有增加，但是对最终浮态、进水量、最大横摇角的影响并不明显。由此可见，虽然破口高度对破损船舶最终状态的影响并不明显，但会对横摇以及进水时域过程造成显著地影响，在实施救援时应对这一影响进行考虑。(2)横摇无衰减时进水过程较有衰减时略有延长，最大横摇角也更大，但对浮态和最终进水量等影响并不大。 906.5.1内外液体交换内外交换工况的破损横摇时历曲线见图6・29〜图6-36,最终浮态以及液体流动量等情况见表6-10o图6-29工况7・9破舱横摇图（右倾为正）Figure6-29RollingofDamagedShipofCase7-9图6-30工况7・9舱室液油量对比图（流入为正）Figure6-30OilQuantityCase7-9图6-31工况7・9舱室进水量对比图（右倾为正）Figure6-31WaterQuantityofCase7-9图6-32工况7-9舱室液体量对比图（流入为正）Figure6-32FluidQuantityofCase7-9 91t(s)dm(m)theta(°)phi(°)进水量(m3)漏油量(m3)总量(m3)最大横摇角(。)漏油90%所需时间(s)工况715005.853-5.268-0.474223.450462.461483.9899.449862(57%)工况818305.841-5.663-0.468306.631562.119467.5129.4431154(63%)工况920005.829-6.038-0.462386.735658.006451.7299.4381440(72%)工况107985.846-5.459-0.464278.760522.993478.767-15.701364(46%)工况118575.839-5.742-0.458370.384630.630462.753-15.821445(52%)工况129265.832-5.989-0.455438.400707.670453.730-15.978510(55%)Figure6-36FluidQuantityofCase7-9表6・10工况7-12最终浮态表图6-36工况7・9舱室液体量对比图(流入为正)图6-35工况7・9舱室进水量对比图(右倾为正)Figure6-35WaterQuantityofCase7-9通过工况7〜工况12破舱横摇的时域曲线图得到以下几点:87(1)通过破口高度不同的几种工况的计算结果可以看出，随着破口高度的升高，破损后内外液体交换过程持续时间随之增加，漏油90%所需时间也明显增加，最终的漏油量、进水量以及舱内液体总量也有较大差别。出现这种情况的是因为随着破口高度的升高，破口内外水油液面高度差的变化会对破口处液体的流动情况造成较大影响，从而使得流动时间以及流动量都有所不同。由此可见，对于内外液体交换工况，破口高度会对破损船舶液体流动情况产生较大影响，在实际中应加以考虑。(2)横摇无衰减时液体流动过程较有衰减时更为迅速，漏油90%所需时间更短,这主要是由横摇幅度的剧烈造成的；另外考虑衰减与否也会对最终的漏油量、进水量以及舱内液体总量产生显著影响，最大横摇角也有所不同，实际中应分别考虑。(3).4本节结论 92本节主要讨论了破口高度对船舶破损横摇过程的影响。通过几种计算工况的对比可以得到下述结论：(1)对于空舱进水工况，破口高度的不同并不会对破损船舶最终浮态、进水量等产生显著影响，但会对横摇以及进水时域过程产生影响，不同瞬时船舶的横摇角以及舱内进水量有所差异，破口高度越高，在时域过程中某一瞬时舱内进水量越小，故而在实际救援时应该考虑这一影响，及时对破口补救采取措施，防止大的危险的发生；(2)对于内外液体交换工况，破口高度会对破损最终浮态以及进水量、漏油量等产生较大影响，破口高度越高，舱室最终进水量越小，漏油量越大，舱内液体总量越小；对于时域过程中的前期破口高度对进水量以及漏油量的影响并不显著，其影响要到后期才慢慢显露出来。所以无论破口位于什么位置，都应在破损前期及时采取救援措施，防止对船舶安全以及环境造成更大的破坏。6.6本章小结本章以第2章〜第5章的内容为基础，以一艘5000DWT船舶为例，对可能影响船舶破损时域进程的因素进行了计算和分析，并针对不同粘度、不同破口尺寸和不同破口高度对静止船舶破舱和破损船舶横摇的影响进行了对比计算和分析。结果表明，液体粘度无论是对破损的最终浮态还是破损时域进程都不会产生显著的影响，在实际计算中可忽略粘度的影响，这样计算得到的结果偏于安全；破口尺寸和破口高度不仅会对破损最88终浮态以及进水量、漏油量等产生影响，还会对破舱横摇过程中的横摇角以及舱内液体总量和单位时间流量产生显著影响。通过对比计算还可以得出结论：船舶在海上发生破损时，应该抓住破损伊始的黄金时刻展开救援，防止对船舶安全以及海洋环境造成更大的威胁和破坏。7总结与展望总结船舶破舱计算长久以来都是以规范为准则，对船舶破损进水后的稳性以及浮态情况进行校核计算，而对于破舱时域内的情况则很少讨论。论文从设计的角度出发，以拟静态方法为基础，根据船舶破舱计算基本原理以及相关知识，利用VisualBasic编制程序对船舶破损后时域过程内浮态、液体流动以及横摇情况进行了计算，并分析了破口属性对船舶破舱时域过程的影响。总的来说，论文主要做了以下几个方面的工作：1. 93分析了船舶破损对船舶以及海洋环境可能带来的破坏，对国内外对船舶破舱进行研究和计算的现状及成果做了介绍，并说明了进行船舶破舱时域模拟研究的必要性，并给出了船舶破舱计算的基本方法和假设；1.针对以往的计算研究都是基于破舱进水完成后浮态情况的计算，而对整个进水时域过程很少涉及的现状，论文根据每个计算瞬时船舶及舱内液体的水线面、体积要素等参数，利用求解非线性方程组的牛顿法对船舶破舱时域进程中的每个计算瞬时的船舶浮态平衡方程进行求解，得到了船舶从破损时刻开始到最终稳定状态的时域过程中船舶浮态的变化情况以及液体内流或外泄的时域状况；2.创造性的提出了一种计算破损船舶舱室内外互不相溶液体交换的方法，即认为两种液体为分层流动，密度大的液体在上，密度小的液体在下，根据舱室破口内外压力情况确定液体流动方向及速度情况，解决了以往计算仅考虑进水或舱内液体外泄而不考虑两者之间交换的问题，可以为工程实际应用提供帮助；3.在进行破舱时域计算时，通常舱内的液体是有粘度的，不宜作为理想流体处理。流体粘度对液体流动的影响表现在液体的流速系数以及面积收缩系数上。论文使用流体计算软件Fluent为破口范围内一个横剖面建立了二维模型，通过计算几个粘度下通过破口流体的流量系数得到了流量系数与粘度关系的回归公式。针对不同粘度的液体，便可以利用该公式计算破口处的流量系数；4.在船舶横摇运动与破损同时发生时，无疑会比船舶静止破损时具有更大的危险性。论文以线性横摇理论为基础，将破损船舶线性横摇方程与浮态方程相结合，对破损90船舶的横摇进行了分析与计算，得到了横摇时域内船舶的运动情况以及舱室内液体的流动情况；5.为了探究破口属性对船舶破舱运动的影响，论文以一艘5000DWT液货船为例，针对不同破口大小和不同破口高度的几种工况进行了计算分析，得到了以下几点结论：(1)无论是空舱进水工况还是内外液体交换工况，考虑液体粘性与否无论是最终的浮态情况还是破损进水持续时间的情况差别都不明显，在实际计算中可以忽略粘度的影响，这样计算是偏于安全的；(2)对于空舱进水工况，破口的大小并不会对船舶的最终浮态以及进水量产生显著影响，但会对进水横摇过程的时域进程造成影响，破口尺寸越大，持续时间越短，破损前期进水越剧烈，横摇过程中的最大横摇角越大，破损船舶的危险性以及对环境的破坏性越大；(3)对于内外液体交换工况，破损过程对最终浮态的影响也不明显，但会对最终舱室内进水量、漏油量以及时域过程造成较大影响。随着破口尺寸的增加，破损前期液体流动加剧，舱室进水量和漏油量也随之增加，破损时域进程持续的时间也随之缩短，横摇过程中的最大横摇角也会变大，破损船舶的危险性以及对环境的破坏性越大；(4)对于空舱进水工况，破口高度的不同不会对破损船舶最终浮态、进水量等产生显著影响，但会对横摇以及进水时域过程产生影响，不同瞬时船舶的横摇角以及舱内进水量有所差异，破口高度越高，在时域过程中某一瞬时舱内进水量越小；(5)对于内外液体交换工况，破口高度会对破损最终浮态以及进水量、漏油量等产生较大影响，破口高度越高，舱室最终进水量越小，漏油量越大，舱内液体总量越小；对于时域过程中的前期破口高度对进水量以及漏油量的影响并不显著，其影响要到后期才慢慢显露出来；(6)对于内外液体交换工况，无论考虑横摇与否，舱内液货油在破舱时间进行50%左 94右时已经泄漏90%,可见液货泄漏主要发生在破损前期，应及时展开救援。综上所述，虽然破口的属性会对破损船舶最终浮态以及时域过程产生影响，但无论发生何种破损情况，破损后都应第一时间采取堵漏及救援措施，防止对船舶安全以及环境造成更大的破坏。展望船舶特别是液货船在航行途中一旦发生破损，不管是对船舶以及船上人员安全还是对海洋环境都是一个巨大的威胁。因此船舶破舱研究一直是研究领域一个十分重要的课题。论文在前人研究的基础上，创造性的提出了在时域内对船舶破舱进行研究的方法。但是由于本方法尚处在探索及尝试阶段，尚未经过工程实际的检验，且做了很多假设，论文需要改进和深入研究的问题还很多，主要有以下一些研究方向：1.论文将拟静态法作为基本方法，在计算步长取得足够小时认为每一个计算瞬时船舶都是出于静止状态，且受力平衡，而实际上船舶的进水以及运动过程中还受包括惯性力等一些动力作用的影响；2.论文的研究均是以静水中船舶的破舱进水过程为研究对象的，而实际中船舶在海上经常遇到有大风浪的情况，这种情况相比静水中更加复杂也更加危险，即包括波浪形状对船舶吃水以及破口处液体流动速度的影响也包括波浪与船体的相互作用，过程非常复杂，需要进一步探索研究；3.在船舶缓慢进水引起浮态变化时，由于过程比较缓慢，可以不考虑舱内水运动的影响；但是在船舶剧烈进水使得浮态变化较快时，舱内液体的晃荡对过程的影响便不能忽略了。今后的研究应该进一步将舱室内液体的动力情况与船舶运动的耦合情况综合考虑，以期得到较为全面且准确的计算结果；4船舶在海面上航行时有六个自由度的运动，论文仅考虑了船舶的横摇运动与破舱的关系，而实际上船舶可能会有六个自由度的合成以及耦合运动，这方面的研究十分复杂，应该是今后重点研究的方面；5论文在对破口处液体交换问题进行研究时，假定舱室内外液体互不相溶，在破口位置处液体流动有明显的分界面，而实际中液体很难做到互不相溶，甚至会有很大程度的相溶，这种情况下液体交换将会非常复杂，需要进一步讨论；6论文对破口属性的讨论仅局限在规则矩形破口的情况，而实际破损时可能出现各种形状的破口，今后应对不同形状的破口进行讨论，以使破口处液体流动情况的计算更加准确。总之，对于船舶破舱时域模拟计算是一个涉及范围广且计算难度大的课题，不可能通过一两篇论文把它彻底解决。希望今后能有更多的科研人员对这一课题进行深入细致的探索和钻研，以便更好地保护海上船舶生命和财产安全以及海洋环境，真正做到防患于未然。92参考文献[1]杨威.破损进水对船舶运动的影响研究.武汉:武汉理工大学,2009.05 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