· chuanbo yu haiyang gongcheng 上海市船舶与海洋工程学会学刊 （双月刊...
TRANSCRIPT
未命名-1 1 2015/1/28 10:29:54
CHUANBO YU HAIYANG GONGCHENG
上海市船舶与海洋工程学会学刊
（双月刊 1985 年创刊）
2016
1 第 32 卷（总第 107 期）
2016 年 2 月 25 日出版
主管单位： 上海市科学技术协会
主办单位： 上海市船舶与海洋工程学会
编辑出版： 《船舶与海洋工程》编辑部
地 址： 上海市江宁路 495 号 2103 信箱
邮政编码： 200041
电 话： （021）62715814 62560122
传 真： （021）62560122
E-mail： shipeo@163. com
网 址： www. naoej.cn
印 刷： 上海七○四研究所印刷厂
发行范围： 公开发行
国内发行： 上海市邮政公司
国内订购： 全国各地邮政局
邮发代号： 4-890
境外发行代号：Q3747
境外发行：中国国际图书贸易集团有限公司
地 址：北京市海淀区车公庄西路 35 号
邮政编码：100048
广告代理：谐通船舶海洋工程技术（上海）
有限公司
广告经营许可证号：3100620130028
刊名商标注册证号：9846910
中国标准连续出版物号： ISSN 2095-4069
CN 31-2076/U
定 价： 15.00 元
目 次
设计与研究
沉垫自升式平台就位过程运动响应频域与时域分析
··················································· 张兆德，王玉红，陈 伟（ 1 ）
“TIGER”钻井船结构设计 ·················· 迟少艳，杨 青，钟 晨（ 7）
“海洋石油 286”总体性能设计
··················································· 罗 良，桂满海，魏 静（13）
CJ46 自升式钻井平台结构强度计算 ··················· 王钰涵，王 超（17）
A 型液舱超大型全冷式液化气船结构设计研究
··················································· 李海洲，李小灵，陈建平（23）
U 型折叠式夹层板抗水下非接触爆炸性能数值计算研究
······························································· 吴 敌，吴广明（29）
深水供应船耐波性及减摇效果研究 ···················· 吴文成，邹 康（36）
船用桑拿房的设计要点及典型设计案例
··················································· 张海文，于延玲，赵小林（41）
AutoCAD .NET API 在管系原理图设绘中的应用
·································································· 胡小林，於黄萍（45）
轮机与辅机
浮式储存再气化装置的 LNG 冷能利用
······················································ 黄刘松，宋 炜，刘 涛（51）
电气与自动化
电液飞线在水下生产设施中的应用与选型
······························································· 王靖翔，叶永彪（56）
规范与标准
特种用途船舶分舱稳性计算的应用分析 ·············· 李学菊，张海华（59）
工艺与材料
一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型
······················································ 胡志强，高 岩，姚 琪（65）
阻尼材料在水面舰船的应用 ········································ 刘 海（74）
信息与统计
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表 ······················ （79）
[期刊基本参数]CN31-2076/U*1985*b*A4*80*zh*P*¥15.00*5730*14*2016-02
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING
The Official Journal of The Shanghai Society
of Naval Architects and Ocean Engineers
No. 1
2 0 1 6 (Bimonthly)
Vol.32, Serial No. 107
CONTENTS
DESIGN AND RESEARCH
Frequency-domain and Time-domain Motion Response Analysis of Mat-supported Jack-up Platform
Positioning Process ········································· ZHANG Zhao-de, WANG Yu-hong, CHEN Wei（ 1）
“TIGER” Drilling Vessel Structural Design ···················· CHI Shao-yan, YANG Qing, ZHONG Chen（ 7）
“HAIYANGSHIYOU 286” General Performance Design ········ LUO Liang, GUI Man-hai, WEI Jing（13）
CJ46 Jack-up Drilling Platform Structure Strength Calculation ·············· WANG Yu-han, WANG Chao（17）
Study on the Structure Design of Very Large Fully Cooled Liquefied Gas Carrier with Type A Liquid Cargo
Tank ································································ LI Hai-zhou, LI Xiao-ling, CHEN Jian-ping（23）
Numerical Simulation Analysis on the Protective Performance of U-shape Folded Sandwich Panel
Subjected to Underwater Non-Contact Explosion ······························· WU Di, WU Guang-ming（29）
Study on the Deepwater Supply Vessel Seakeeping and Anti-rolling Effect
······················································································· WU Wen-cheng, ZHOU Kang（36）
Design Essentials and Typical Design Case of Marine Sauna Room
································································· ZHANG Hai-wen, YU Yan-ling, ZHAO Xiao-lin（41）
Application of AutoCAD.NET API in Piping Diagram Preparation ········· HU Xiao-lin, YU Huang-ping（45）
POWER INSTALLATION AND AUXILIARIES
LNG Cold Energy Utilization of Floating Storage and Regasification Unit
·········································································· HUANG Liu-song, SONG Wei, LIU Tao（51）
ELECTRIC EQUIPMENT AND AUTOMATION
Application and Selection of EFL/HFL in Subsea Production System
··················································································· WANG Jing-xiang, YE Yong-biao（56）
RULE AND STANDARD
Analysis on the Application of Specialized ship's Subdivision Stability Calculation
························································································· LI Xue-ju, ZHANG Hai-hua（59）
TECHNOLOGY AND MATERIAL
A New Constitutive Model of Ice Material for Ship-ice Interaction based on Ideal Elasto-plastic Property
·············································································· HU Zhi-qiang，GAO Yan，YAO Qi（65）
Application of Damping Material on Surface Vessels ···················································· LIU Hai（74）
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.001
沉垫自升式平台就位过程运动响应频域 与时域分析
张兆德 1,2，王玉红 1,2，陈 伟 3 （1. 浙江海洋学院船舶与海洋工程学院，浙江 舟山 316022；2. 浙江省近海海洋工程技术
重点实验室，浙江 舟山 316022；3. 沃利帕森工程集团有限公司，美国 华盛顿州 西雅图）
摘要：针对沉垫自升式平台在下放过程中四角系有锚链且处于漂浮状态，在风、浪、流的作用下会产生六个自由
度的运动响应，若响应过大，会影响平台的正常安装甚至危及平台安全。采用三维势流理论和 Morison 公式，运
用大型水动力计算分析软件 SESAM，分别在频域和时域范围内对平台就位过程的运动响应进行了分析，并通过
锚链的张力时历曲线对锚链的强度进行校核。结果表明，波浪的入射角和周期对平台运动有很大的影响，且纵摇
和横摇对波浪的入射方向更加敏感，时域范围内考虑平台和锚链耦合作用影响下平台的运动响应和频域范围内短
期预报的最大值相差不多，平台在此工况下具有良好的运动性能，在频域和时域范围内平台的运动均满足施工要
求，锚链受到的张力符合强度要求。
关键词：沉垫平台；频域；时域；动力响应；三维势流理论；锚链张力
中图分类号：U674.38+1 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0001-06
Frequency-domain and Time-domain Motion Response Analysis of Mat-supported Jack-up Platform Positioning Process
ZHANG Zhao-de1,2, WANG Yu-hong1,2, CHEN Wei3
(1. School of ship and ocean engineering, Zhejiang Ocean University, Zhoushan Zhejiang, 316022;
2. Key Laboratory of Offshore Engineering Technology of Zhejiang Province, Zhoushan Zhejiang, 316022, China;
3. WorleyParsons Group, Seattle WA, USA）
Abstract: Considering the fact that the 4-leg anchor chains are floating during the mat-supported jack-up platform
positioning process, the influence of wind, wave and current may induce 6 DOF motion responses of the platform. If the
responses are too large, the normal platform installation will be disturbed, even its safety would be hazarded. Based on
3D potential theory and Morison equation, the platform motion responses during positioning process are analyzed
respectively in the frequency domain and time domain using SESAM, a powerful hydrodynamic calculation analysis
software. The anchor line strength is also checked based on the line tension time history curve. The result shows that the
wave incoming direction and period have large influence on the platform motion, and the pitch and roll motions are more
sensitive to the wave incoming direction; the platform motion response in time-domain considering the interaction
between platform and anchor lines is close to the maximum value of short term prediction in the frequency domain; the
platform has excellent motion performance under this condition, the frequency-domain and time-domain results can both
meet the operation requirements, and the tension in the anchor lines can meet the strength requirement.
Key words: mat-supported platform; frequency-domain; time-domain; dynamic response; 3D potential theory; anchor
line tension
收稿日期：2015-05-04
基金项目：国家自然科学基金（51179173，51379189）。
第一作者简介：张兆德，男，博士，教授，1964 年生。研究方向：船舶与海洋工程结构动力分析。
设计与研究
2 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
0 引 言
随着海洋石油工业的不断向深蓝海域发展，各类海洋工程装备也蓬勃崛起，相对于其他钻井船，自升
式钻井平台由于其造价相对低廉、容易部署操作和能够重复使用，近年来发展迅速。自升式钻井平台的主
要形式有插桩型、箱型和沉垫型。沉垫自升式平台具有海上储油功能，减少了平台上部载荷，而且沉垫对
桩腿和主体平台起到支撑作用，避免了桩腿直接插入海底可能引起的桩靴穿刺现象。我国现有的沉垫型自
升式平台作业多在浅水区域[1]，本文研究的沉垫平台工作水深接近 100m，属于中深水区域，无论其在拖
航还是就位过程中受到的波浪载荷和浅水区域中的工况差异很大。
沉垫平台需要到新站点作业时，具体为以下几个过程：① 桩腿拔桩，等沉垫升至主体下方最高位置时，
用拖轮拖至作业点；② 到达作业点后，缓慢下放沉垫至海底，然后提升主船体到一定位置；③ 对平台进
行预压，使沉垫下面底质密实，保证其坐底稳性。平台在下放过程中处于漂浮状态，在风、浪、流的作用
下会产生 6 个自由度的运动，并且在安装过程中，平台的重心，浮心，转动惯量等参数都处于变化中，如
果平台运动幅度过大，将危及平台的安全，甚至有倾覆的可能，因此对其就位过程运动响应进行正确的模
拟，在设计过程中是非常重要的步骤。
很多学者在不同情况下对自升式平台进行了水动力响应分析。Jensen 和 Capul[2]研究了二阶随机波浪
下自升式平台的极限响应，Cassidy 等[3]预报了自升式平台长期预报极限响应的统计值，Martin 等[4]研究了
自升式平台的非线性动力响应，何堃、唐友刚[5]对自升式钻井平台就位过程进行了桩腿的触底分析，樊敦
秋[6]研究了沉垫自升式平台的关键技术。但对沉垫自升式平台就位过程运动响应的时域分析及系缆动力响
应少有研究，本文开展了相关问题的初步研究工作。
选取沉垫自升式平台下放过程中沉垫和主体相距 1m时，基于三维势流理论和 Morison 公式，应用 SESAM
软件对其在设计允许的最大海况下的垂向运动响应（垂荡、横摇、纵摇）进行分析。频域范围内得到平台
短期预报的响应百一值，时域范围内得到平台各个方向的运动时历曲线图。同时对锚链的张力进行强度校
核。
1 数值模拟
1.1 结构参数及环境工况
以一座沉垫型自升式钻井平台为研究对象（见图 1），其主要结构包括主船体（长 76m，型宽 54m，
型深 6.5m），储油沉垫（长 76m，型宽 52m，型深 8.5m）和 4 根三角桁架式桩腿。在平台安装过程中，
沉垫缓慢下沉，主体漂浮在水面，并在其上甲板的角隅处布有导揽孔连接锚链，锚链布置在四角处，与 X
轴水平成 30°，Z 轴垂下成 50°，其锚链布置方式和坐标系见图 2，锚链的主要参数见表 1。
图 1 平台侧视 图 2 锚链布置方式和参考坐标系
表 1 锚链参数
基本参数 级别 直径/mm 长度/m 水下单位重量/(N/m) 轴向刚度/kN 破段载荷/kN
数值 R4 50 470 488 292 766 2 689
Y
Z X
张兆德，等：沉垫自升式平台就位过程运动响应频域与时域分析 3
表 2 为沉垫和主船体相距 1m 时平台在参考坐标系下的主要参数。随着沉垫的不断下降，这些参数也
将发生变化。表 3 为设计海况下的环境条件。
表 2 平台主要参数 单位：m
吃水 重心纵向位置 重心垂向位置 横摇回转半径 纵摇回转半径 首摇回转半径
13.06 38.2 -1.14 38.8 21.96 16.5
表 3 环境条件
有义波高 H1/3/m 谱峰周期 Tp/s 风速/(m/s) 表面流速/(m/s)
2.5 6.2 10.7 0.3
1.2 计算理论
在频域和时域范围内分别对上述工况进行计算。基于三维势流理论和 Morison 公式，在频域范围内可
得到不同波浪频率和方向下平台的附加质量、阻尼系数、船体运动响应传递函数等水动力参数。频域内的
船体运动方程为： 2 ( ( )) ( ( ) ) ( , ) ( , )p v eM A i B B C C X F (1)
式中：——角频率； ——波浪入射角； M ——质量矩阵； ( )A ——附加质量矩阵； ( ) pB ——势流
阻尼矩阵； vB ——线性粘性阻尼矩阵；C 和 eC ——静水恢复力矩阵和外部恢复力矩阵； ( , )X ——船体
6 自由度位移矢量； ( , )F ——波浪激励力矢量[7]。根据求解方程得到的运动幅值响应算子结合波浪谱，
基于瑞利分布可对平台的运动响应进行短期预报。
时域计算分析采用快速傅里叶变换（FFT）和卡明斯脉冲理论进行时域分析，其运动方程为：
0
+A + ( - ) ( )d ( , , )t
M x h t x Dx Kx F t x x （ ） (2)
式中： (1) (2)( , , ) moorWA WAF t x x F F F ； x ——某方向的波频运动；M ——质量矩阵； A ——当频率无穷大
时的附加质量矩阵； ( )h t ——延时函数；D ——线性黏性阻尼矩阵；K ——静水恢复力矩阵； (1)WAF 和 (2)
WAF
——一阶波浪力和二阶波浪漂移力； moorF ——系泊力[8,9]。
1.3 建立模型
面元法基于势流理论，假设流体振荡和物体摇荡的幅度与物体的横截面积尺度比为小量，忽略流体分
离影响，是分析大型结构物在规则波中线性稳态响应的一种常用方法[10]。对于沉垫自升式钻井平台，需要
建立主船体和沉垫的湿表面模型（见图 3），基于莫里森公式的莫里森模型（见图 4），图 5 为平台的整体
水动力模型。本文使用 SESAM 的 HydroD 模块进行频域范围内分析，并求得水动力参数，时域非线性耦
合分析使用 DeepC 模块进行求解，通过频域得到的水动力参数产生延时函数，并将一阶、二阶波浪力转换
到时域范围内，建立平台系缆模型，求解方程得到平台运动的时历曲线。
图 3 湿表面模型 图 4 莫里森模型 图 5 平台水动力模型
4 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
2 计算结果及分析
2.1 频域范围内计算结果
取平台就位过程中沉垫与主体相距 1m 的工况进行分析研究。其他位置分析方法与此相同。在频域分
析过程中，取波浪的周期范围为 2.5~25s，间隔为 1.5s，峰值附近加密至 0.5s。由于平台具有很好的对称
性，波浪的入射角取 0~90°，间隔 15°，对每个波浪频率方向组合进行平台运动响应的分析。图 6~8 为平台
垂向运动（垂荡、横摇、纵摇）的 RAO（幅值响应算子）曲线。图 9~11 为 3 个方向运动传递函数结合波
浪谱得到的运动响应谱。
图 6 垂荡 RAO 图 7 横摇 RAO
图 8 纵摇 RAO 图 9 90°波浪入射角垂荡响应谱
图 10 90°波浪入射角横摇响应谱 图 11 0°波浪入射角纵摇响应谱
0 15 30 45 60 75 90
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
2.2
2.0
1.8
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
角频率/(rad/s)
幅值
/(m
/m)
0 15 30 45 60 75 90
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.20
0.18
0.16
0.14
0.12
0.10
0.08
0.06
0.04
0.02
0.00
-0.02
角频率/(rad/s)
横摇
/(ra
d/m
)
0
15
30
45
60
75
90
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.10
0.08
0.06
0.04
0.02
0.00
纵摇
/(ra
d/m
)
角频率/(rad/s) 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.020
0.015
0.010
0.005
0.000
能量密度
/(m
2 /(ra
d/s)
)
角频率/(rad/s)
垂荡 90
纵摇 0 横摇 90
角频率/(rad/s) 角频率/(rad/s)
0.0006
0.0005
0.0004
0.0003
0.0002
0.0001
0.0000
能量密度
/(ra
d2 /(ra
d/s)
)
0.0004
0.0003
0.0002
0.0001
0.0000
能量密度
/(ra
d2 /(ra
d/s)
)
0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4
张兆德，等：沉垫自升式平台就位过程运动响应频域与时域分析 5
通过对图 6~8 结果的分析可知，波浪的入射角和周期对 3 个方向的运动响应都产生非常大的影响，相
对于垂荡，横摇和纵摇对波浪的入射方向更加敏感。垂荡和横摇在入射角为 90°时达到最大值，纵摇在入
射角 0°时达到最大值。3 个方向的运动幅值均在波浪周期接近 11.6s 时达到最大，然后迅速减小，当波浪
频率 >1rad/s 时，幅值接近于 0，通过以上分析可以得出平台此种情况下的固有周期≈11.6s，远大于安装
时所处海域的波浪周期，平台不会发生大幅度运动，具有良好的性能。图 9~11 是选取最大运动响应传递
函数（垂荡、横摇对应波浪入射角 90°，纵摇 0°）与波浪谱结合得到的运动响应谱，根据瑞利分布得到其
短期预报的百一值[11]（见表 4）。
表 4 垂荡、横摇、纵摇短期预报的百一值
垂荡/m 横摇/() 纵摇/()
0.32 1.83 1.56
通过对图 9~11 结果的分析，可以得出垂荡的主要波频成分为 0.71rad/s，横摇和纵摇的主要波频成分
为 0.78rad/s。短期预报平台 3 个方向的最大运动幅值均在施工允许的范围内，能够正常施工。
2.2 时域计算结果分析
通过频域计算得到平台的附加质量、阻尼系数等水动力参数后，可在时域范围内对平台的运动结果进
行分析。通过静力计算，整个系统会达到一个动态平衡位置，然后以该位置为平衡中心运动。图 12、13
为在风浪 90°时的垂荡和横摇运动曲线。图 14 为在风浪均为 0°时的纵摇曲线。图 15 为最大的锚链张力曲
线图。并且根据时历曲线图得到如表 5 所示平台和锚链的响应统计值。本文时域计算所取模拟时间为 3h。
图 12 风浪 90°垂荡时历曲线 图 13 风浪 90°横摇时历曲线
图 14 风浪 0°纵摇时历曲线 图 15 #1 锚链张力时间历程
90
0
90
#1
0 2 4 6 8 10
0.45
0.30
0.15
0
-0.15
-0.30
-0.45
时间×103/s
垂荡
/m
0 2 4 6 8 10
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0
-0.5
时间×103/s
横摇
/()
0 2 4 6 8 10
2.0
1.5
1.0
0.5
0
-0.5
-1.0
-1.5
-2.0
时间×103/s
纵摇
/()
0 2 4 6 8 10
11
10
9
8
7
6
5
4
时间×103/s
锚链张力×
102 /k
N
6 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
表 5 平台运动和锚链响应统计值
平均值 最大值 最大平均值
垂荡/m 0.14 0.43 0.35
横摇/() 1.25 2.6 1.75
纵摇/() 0.1 1.76 1.47
锚链张力/kN 792 978 1 050
通过对时域内运动时历曲线得到的分析，对于垂荡和和纵摇其动态平衡位置偏移量大致为零，而横摇
的动态平衡位置大偏移量接近 0.5，考虑平台和锚链的耦合运动影响之后，通过表 5 对平台运动的响应统
计值可以得出，垂荡、横摇和纵摇的最大平均值约为 0.35、1.75 和 1.47，与频域范围内短期预报的最大值
相差分别为 9%、4%和 5%，由此可知，频域和时域范围内对平台在此工况下运动响应的预报非常接近，
因为垂荡、横摇和纵摇运动的能量集中在波频成分，低频部分对他们的影响很小。
图 15 为 4 根锚链中所受锚链张力最大的#1 张力时历曲线图，从图 15 可知，锚链的最大张力≈1050kN，
小于破断张力，锚链安全系数 >2.0，锚链强度满足要求。
3 结 语
针对沉垫自升式储油平台下放过程处于漂浮状态时的动力响应在频域和时域范围内进行了研究，得出
如下结论：
1) 波浪的入射角和周期对平台运动产生非常大的影响，且纵摇和横摇对波浪的入射方向更加敏感；入
射角为 90°时垂荡和横摇达到最大值，纵摇在入射角 0°时达到最大值。平台在该工况下的固有周期≈11.6s，
远大于安装时所处海域的波浪周期；
2) 时域范围内考虑平台和锚链耦合作用影响下平台的运动响应和频域范围内短期预报的最大值相差
不多，平台在此工况下具有良好的运动性能。锚链所受的最大张力小于破断张力，安全系数 >2.0；
3) 通过对主体与沉垫相距 1m 时的运动响应进行分析，可以对其之后的运动响应作出预测。随着沉垫
与主体距离不断增加，沉垫所受到的波浪载荷不断减小，平台重心下降，惯性矩以及附加质量增加，平台
的运动会越来越小，直至沉垫安全接触海底安装成功。
本文进一步认识了沉垫平台就位过程的运动响应特性，为沉垫平台的设计与研究提供参考和依据。
【 参 考 文 献 】
[1] 李嘉文，杨树耕，等. 九十米水深储油自升式平台的沉垫设计[J]. 船舶工程，2012, 34.
[2] Jensen, J.J., Capul, J.L.. Extreme response predictions for jack-up units in second order stochastic waves by FORM[J].
Probabilistic Engineering Mechanics. 2006, 21 (4): 330-337.
[3] Cassidy, M.J., Taylor, P.H., Taylor R. E. Evaluation of long-term extreme response statistics of jack-up platforms[J]. Ocean
Engineering, 2002, 129: 1603-1631.
[4] Martin, S.W., Thompson, R.S.G., Guy T.H.. Non-linear dynamic analysis of offshore jack-up units[J]. Computers and Structure,
1998, 169: 171-180.
[5] 何 堃，唐友刚，等. 自升式钻井平台就位过程桩腿触底分析[J]. 中国海洋平台，2012, 27 (2).
[6] 樊敦秋. 沉垫储油自升式平台的几个关键技术研究[D]. 青岛：中国海洋大学，2014.
[7] DNV, SESAM User Manual ,Wadam Version 8.3, December 14, 2011.
[8] 朱 建，窦培林，等. 西非海域涌浪对多点系泊 FPSO 水动力性能影响分析[J]. 中国造船，2014, 55 (3).
[9] 许 鑫，杨建明，等. 深水半潜式起重船耐波性研究[A]. 第十五届中国海洋工程学术讨论会论文集[C]. 219-225.
[10] 戴遗山，段文洋. 船舶在波浪中运动的势流理论[M]. 北京：国防工业出版社，2008.
[11] 莫瑞芳，刘亚东. 15 000 t 半潜船耐波性分析和短期预报[J]. 船舶工程，2011, 2.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.002
“TIGER”钻井船结构设计
迟少艳，杨 青，钟 晨
（中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011）
摘要：以上海船厂总承包的“TIGER”钻井船为工程对象，阐述了中国船舶及海洋工程设计研究院开发设计的国
内第一艘深水钻井船所涉及的结构布置、结构设计、波浪载荷和结构强度计算等特点，尤其对月池开孔的结构设
计作了论述，并对开孔区域的屈服强度和疲劳寿命进行了计算，同时对结构设计的重点和钻井功能配合的若干问
题进行了阐述，为后续钻井船的总体设计提供借鉴。
关键词：钻井船；月池开孔；波浪载荷；结构设计；强度校核；疲劳寿命
中图分类号：U674.38+1.02 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0007-06
“TIGER” Drilling Vessel Structural Design
CHI Shao-yan, YANG Qing, ZHONG Chen
（Marine Design& Research Institute of China, Shanghai 200011）
Abstract: While taking the drilling vessel “TIGER” under general contracting by Shanghai Shipyard as the
engineering object, this paper elaborates the first domestic deepwater drilling vessel designed by Marine Design &
Research Institute of China (MARIC) from the features such as structural layout, structural design, wave loads and
structural strength calculation, especially the discussion on the structural design of moon pool opening. Calculations on
the yielding strength and fatigue life of opening regions are performed. Meanwhile, the key point of moon pool structural
design and problems concerning coordination with drilling function are elaborated to provide some guidance for the
general design of following drilling vessels.
Key words: drilling vessel; moon pool opening; wave loads; structural design; strength evaluation; fatigue life
0 引 言
深水钻井船是一种用途广泛的海上特种结构物，是海洋油气资源开发的主力装备之一。深海钻井船技
术难度高，附加值大，其设计建造反映了一个国家在海洋油气开发装备上的研发水平；目前，世界钻井船
主要建造国家为韩国、日本及一些欧洲国家，世界上能够从事钻井船设计的公司也主要集中于欧美国家。
为紧紧抓住目前国际造船业不断向中国转移的有利时机，做好自主研发，掌握深海钻井船的关键技术，为
国内船厂竞标和接单做好充足的技术储备，2011 年底，中国船舶及海洋工程设计研究院承担了国内首艘自
主设计的“TIGER”钻井船的设计任务。
“TIGER”钻井船是上海船厂总承包的 2+2 系列钻井船，采用 8 点锚泊定位，自航，主要设备国产化，
船东为 OPUS OFFSHORE，设计寿命 25a。该设计的特点是船体综合效率高，紧凑的设计使该型钻井船拥
有较高的成本优势，属于经济型深水钻井船。
详细阐述了在“TIGER”钻井船的设计过程中需要关注的不同于常规船舶的结构设计特点。
收稿日期：2015-03-19
第一作者简介：迟少艳，女，高级工程师。1976 年生，2002 年大连理工大学船舶与海洋工程专业硕士研究生毕业，从事船
舶与海洋工程设计、分析工作。
8 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
1 设计规范
1.1 适用规范
该船入ABS（美国船级社），需满足ABS MODU 规范（RULES FOR BUILDING AND CLASSING
MOBILE OFFSHORE DRILLING UNITS ）和钢制海船规范（RULES FOR BUILDING AND CLASSING
STEEL VESSELS）相关要求。另ABS于2011年8月份发布了专门针对钻井船的指导性文件“ABS GUIDE FOR
BUILDING AND CLASSING DRILLSHIPS HULL STRUCTURAL DESIGN AND ANALYSIS”，要求于2012
年1月1日起强制执行。此指导性文件综合了MODU和SVR中对钻井船的相关要求和对疲劳强度和屈曲强度
的相关要求，是专门针对钻井船结构设计和分析的指导性文件。
1.2 规范特点
相比较于常规钢制海船规范，钻井船指导性文件有以下特点：
1) 船体结构强度要求基于净尺寸，即建造构件尺寸应在净尺寸基础上增加腐蚀裕量；
2) 上部模块及其与船体界面结构强度要求基于建造构件尺寸，即已包含腐蚀裕量；
3) 常规腐蚀裕量对应的船舶设计寿命为 20a，超过 20a 的设计寿命时，规范有具体的每多 1a 增加的
腐蚀厚度要求；
4) 船体梁波浪载荷计算公式，是在 IACS（国际船级社协会)建议公式基础上增加了反映环境恶劣程度
的系数 ，在无限航区条件下 =1.0。系数 可根据 ABS 钻井船的程序“SEAS”计算得到；
5) 主船体的疲劳热点除了常规强框架、横壁水平桁趾端外，还包括月池开孔角隅；
6) 有限元分析的许用应力与网格尺寸有密切的关系，网格尺寸分为骨材间距、1/2骨材间距、1/3骨材
间距、1/4骨材间距、1/5~1/10骨材间距和板厚网格。
2 船舶概况
钻井船区别于常规船舶的最大特点就是船舶中部的月池开孔，以及用于钻井作业相关的设备，典型的
钻井船布置见图 1。
对于“TIGER”钻井船,月池开孔位于船中偏后的位置，月池开孔长度≈1/8 船长。月池开孔上方设置
有钻台、猫道和井架。月池向艉布置有钻杆堆放区、机舱、艉部泵舱、艉部绞车舱和推进设备舱等。月池
开孔两侧布置有固井单元、泥浆处理间、P-TANK 舱、钻井相关工作间等。月池向艏布置有隔水管堆放区、
散料堆放区、泥浆池、泥浆泵舱、艏部设备舱、艏部泵舱和艏部绞车舱等。月池开孔的对角方向设有两台
80t 的吊机。生活楼和直升机甲板亦设置在艏部，总布置见图 2。
2.1 主尺度
总 长/m ≈170.3
柱间长/m 151.2
型 宽/m 32.0
型 深（主甲板）/m 15.6
设计吃水/m 10.5
定员/人 150
船级 ABS
2.2 作业能力
工作水深/m 914
钻井深度/m 9144
钩载/ST 750
泥浆泵/kW 4×1790
3 船体结构设计
对于结构设计而言，钻井船与其他船舶和海洋结构物相比，其最大特点就是在船舯处布置有一个垂向
贯穿船体、腔内有自由液面、内外海水相连的月池结构。因此，钻井船结构设计最基本且最重要的因素是
月池开孔对船体结构的影响。
迟少艳，等：“TIGER”钻井船结构设计 9
3.1 舯横剖面
有效地进行舯横剖面设计，是提高钻井船总纵强度、进而实施钻井作业功能的重要方面。由于月池开
孔的存在，使得月池横向开孔范围内的所有纵向构件在此间断，大大降低了其总纵强度。为弥补月池开孔
对总强度的损失，舯横剖面采用纵骨架型式，主船体通常采用高强度钢，且增加月池开孔外侧的甲板板和
船底板的厚度。结合各层甲板/平台的设备载荷，通常月池开孔范围外侧的甲板板材较厚，在纵向范围上，
跨出月池开孔后，甲板板厚逐渐向两端过渡，以补偿月池开孔引起的甲板/底板等参与总强度的有效度。
典型的月池开孔区域的舯横剖面见图 3。钻井船通常为单甲板、双层底结构，根据布置需要设置适当
的中间平台。为了提高钻井作业的安全性，在月池开孔周围设有隔离空舱。隔离空舱的纵壁在月池开孔外
侧如无法有效延伸，应注意有效过渡。月池围壁结构应考虑适当加强，以抵抗月池内部流体在外界波浪和
船体垂荡、纵摇和横摇运动共同作用下的复杂流体运动。对于影响层高的强力构件的尺寸，应在方案前期
预估，避免与设备布置、功能实现干涉。对于主船体内的重液货舱，确定构件尺寸时应计入其液体密度影
响，如泥浆池，盐水舱等。
横剖面结构布置和初步确定构件尺寸时，除了要满足规范要求的总强度和局部强度外，还应根据其设
备布置情况，对易于发生振动响应的区域进行振动评估，尤其是动力设备密集的区域，应综合考虑其结构
强度和刚度，在保证强度的基础上尽量减小振动响应。
图1 典型钻井船布置
图 2 “TIGER”钻井船总布置
3.2 波浪载荷
钻井船属于海洋工程特殊船舶，相对运输船来说比较宽扁，其主尺度不满足规范规定的适用范围。而
且钻井船中部设有月池开孔，其浮力有较大损失，且甲板设备众多，质量分布较常规船舶差异较大，因此
井架
立管
钻台
折臂吊
尾机舱 月池上下船通道 救生艇 侧推 防喷器泥浆循环系统
泥浆处理模块
生活楼
安全通道
直升机甲板
10 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
波浪载荷需根据作业海况进行预报。考虑航行路线及作业海域的不确定性，宜选取北大西洋波浪分布图进
行长期预报。该船采用 DNV 的 SESAM /WADAM 分析软件进行波浪载荷长期预报，建立的三维湿表面模
型见图 4。
从图4可知，湿表面模型需模拟月池开孔，以计入其浮力损失。直接计算得到的波浪弯矩沿船长方向
的分布见图5，根据计算结果，波浪弯矩在月池开孔处呈现出不光顺的数值凹陷，但直接计算的波浪弯矩
和波浪剪力均大于规范计算值，其中波浪弯矩比规范值增加约50%，波浪剪力比规范值增加约90%。
图3 典型横剖面
图4 三维湿表面模型 图5 波浪弯矩预报值
3.3 月池开孔影响
月池开孔除对总强度有影响外，还会产生应力集中，尤其对于主甲板的月池开孔，开孔处还承受上方
钻台支腿传递的较大载荷，应力集中问题更加突出。因此在设计之初，应充分考虑月池开孔的位置和钻台
支腿结构的相对位置，尽量避免将钻台支腿坐落于月池开孔角隅处。
由于功能需要，钻台支腿无法避开月池角隅，因此造成角隅处应力过大。为降低应力水平，采取抛物
线形状的角隅开孔、加大开孔半径和采用高强度的厚板。
由于月池开孔的存在，使得内外海水相通，其内部流体在外界波浪和船体垂荡、纵摇和横摇运动共同
作用下，可能形成垂向活塞运动和水平晃荡运动，甚至出现甲板上浪。其动载荷与作业海况、月池开孔尺
寸、船体固有特性相关。因此月池开孔的围壁结构应充分考虑此内部流体载荷的影响，并加强相应结构。
舯横剖面图 月池开女孔区域
通道甲板 上平台
主甲板
下平台
双层底
基线
0 20 40 60 80 100 120 140 160
1.6×109
1.4×109
1.2×109
1.0×109
8×108
6×108
4×108
2×108
0
距尾垂线距离/m
垂向弯矩
/kN
·m
迟少艳，等：“TIGER”钻井船结构设计 11
另外，月池开孔的存在，会显著增加船体阻力，
尤其是中低速航行时。为减少航行阻力，提高经济性，
可采用临时关闭月池开孔的方法，但会增加初期投入
成本，该船在月池后壁的底部采用了增加了切角的方
式，经过模型试验对比，采用约24°的月池切角，对
航行阻力有较大的改善，月池后壁切角见图6。
3.4 舱段有限元直接强度计算
为进一步校核总强度载荷和钻台支腿传递的局
部载荷对月池开孔区域结构的影响，选取船中月池开
孔区域及其前后各一个舱段，进行舱段有限元强度校
核。对于月池开孔角隅、钻台支腿与主甲板连接界面
处结构，建立了细化有限元模型，进行屈服强度和疲
劳强度分析。
舱段有限元计算模型见图7，关键区域的细化有
限元屈服强度计算结果见表1。典型月池开孔角隅处应力云图见图8。
图 7 月池开孔计算模型 图 8 主甲板月池开孔角隅处应力云图（艉）
表1 关键区域的细化有限元屈服强度计算结果
应力/kg/cm2 关键区域 网格尺寸
最大值 许用值
主甲板月池开孔角隅（艏） txt 4 530 4 903
主甲板月池开孔角隅（艉） txt 4 566 4 903
底部月池开孔角隅（艏） txt 4 568 4 903
底部月池开孔角隅（艉） txt 2 933 4 903
钻台支腿与甲板连接肘板（艏） txt 3 352 4 903
钻台支腿与甲板连接肘板（艉） txt 3 327 4 903
根据表 1 可知，关键区域的实际最大应力均小于许用应力，满足规范要求。其中，艏部的主甲板月池
开孔角隅相对于艉部的月池开孔角隅，在采取了增大开孔半径、角隅下方设加强筋、增加主甲板板厚的结
构加强方式后，降低了应力水平。
疲劳强度计算应考虑迁移工况和作业工况，每种工况所占比例根据其使用需要确定，该船为 20%和
80%。
以月池开孔区域的6处疲劳热点为例，计算疲劳寿命（见表2）。典型月池开孔角隅处疲劳热点有限元
模型见图9、10。
图 6 月池后壁切角
主甲板
上平台
下平台
双层底
月池后 壁切角
12 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
图9 主甲板月池开孔角隅疲劳计算点（艏） 图10 主甲板月池开孔角隅疲劳计算点（艉）
表2 疲劳热点处的计算疲劳寿命
疲劳寿命/a 疲劳热点
计算 许用
热点 1 106 25
热点 2 51 25 主甲板月池开孔角隅（艏）
热点 3 124 25
主甲板月池开孔角隅（艉） 热点 4 91 25
底部月池开孔角隅（艏） 热点 5 62 25
底部月池开孔角隅（艉） 热点 6 161 25
4 结构设计和设备布置协调
对于布置型船舶，结构布置和设备布置是相互制约的两个因素。尤其对于紧凑型的钻井船，结构设计
尤其要注意与设备布置、操作空间、维护等进行协调，在保证强度的基础上，尽量使得舱室布局合理，操
作方便、可行，而且要控制较优的结构重量。
以散料堆放区为例，散料堆放区位于二甲板，舱室尺寸为18.2m×21.6m，上方为主甲板隔水管堆放区
（甲板设计载荷较大），下方为泥浆泵舱。根据船东意见，为便于散料堆放区的叉车行走和散料堆放，不
希望在散料堆放区设置支柱。但从结构强度和经济型考虑，如不设支柱，会导致主甲板强横梁和纵桁的尺
寸过大，影响层高，刚度也差。因此需要不断协调支柱的数量、位置、尺寸和布置，求得相对合理的解决
方案。
5 结 语
国内深水钻井船的研发起步较晚，实船设计并建造尚属国内首次。以工信部下达的钻井船自主研发课
题为契机，通过对“TIGER”钻井船布置、结构设计特点、波浪载荷直接计算预报、月池开孔效应、关键
节点强度和疲劳等进行研究，提出了深水钻井船结构设计需要重点关注且有别于常规船舶的几个方面，旨
在为钻井船结构设计者提供建议和参考。但不同月池开孔形状/尺寸的钻井船，其月池影响不尽相同，尤其
是月池内流体的动载荷效应，还应根据实际情况，具体分析。
【 参 考 文 献 】
[1] Guide for building and classing drillsihps [S]. ABS. 2011.
[2] Rules for building and classing steel vessel rules [S]. ABS. 2012.
[3] Rules for building and classing mobile offshore drilling units[S]. 2012.
热点 1
热点 2 热点 3
热点 4
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.003
“海洋石油 286”总体性能设计
罗 良 1，桂满海 1，魏 静 2
（1. 上海船舶研究设计院，上海 201203；2. 法国（中国）船级社，上海 200011）
摘要：“海洋石油 286”是上海船舶研究设计院为海洋石油工程股份有限公司设计的一型深水多功能水下工程作
业船，集大型深水水下结构物安装、柔性管铺设、ROV（遥控机器人）作业、潜水支持、IMR（检验、维护和维
修）和锚系处理等多项功能于一体，最大作业水深达 3 000 m。从船舶总布置、完整稳性及破舱稳性的计算分析、
快速性、操纵性和耐波性等方面阐述了“海洋石油 286”的船型特点和总体性能设计。该船作业能力与国际同类
船舶相比处于一流水平。
关键词：特种用途船；深水；水下；总体性能设计
中图分类号：U674.38+2 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0013-04
“HAIYANGSHIYOU 286” General Performance Design
LUO Liang1, GUI Man-hai1, WEI Jing2
（1. Shanghai Merchant Ship Design and Research Institute, Shanghai 201203;
2. Bureau Veritas Marine (China), Shanghai 200011）
Abstract: “HAIYANGSHIYOU 286” is a deep water multi-function underwater engineering vessel designed by SDARI
for COOEC, which has multi-functions such as large deepwater subsea structure installation, flexible pipe laying, ROV
(Remote Control Vehicle) operation, diving support, IMR (Inspection, Maintenance and Repair), and mooring system
handling at the water depth up to 3 000 m. This paper elaborates the characteristics and general performance design of
“HAIYANGSHIYOU 286” from the aspects of ship general arrangement, intact stability and damage stability calculation
and analysis, speed performance, maneuvering and seakeeping performance. The operation capability of the ship is of the
first class compared with the international similar ships.
Key words: special purpose vessel; deepwater; subsea; general performance design
0 引 言
海洋工程装备作为战略新兴产业里的高端装备，目前已列入我国“十二五”计划予以重点突破。我国
海洋工程装备规划今后将重点面向国内外海洋资源开发，以海洋油气开发为主要突破口，大力发展用于海
洋矿产资源开发的装备制造业，并重点围绕勘探、生产、加工、储运及服务等环节，发展大型的海洋服务
和水下系统、作业装备等。对于整个产业链上所有涉及的装备，掌握核心关键技术，包括设计和建造技术
是当务之急。
“海洋石油 286”隶属于海洋石油工程股份有限公司，是集大型深水水下结构物安装、柔性管铺设、
ROV（遥控机器人）作业、饱和潜水支持、IMR（检验、维护和维修）和锚系处理等多项功能于一体的深
水水下工程作业船舶，作业水深达 3000m，可以满足我国南海、西非、巴西和墨西哥湾等世界主要海区的
收稿日期：2015-01-30
第一作者简介：罗良，男，大学本科，助理工程师，1987 年生。2010 年毕业于武汉理工大学交通学院船舶与海洋工程专业，
现从事船舶总体设计工作。
14 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
作业要求，总体作业能力在国际同类船舶中处于一流水平。这将是我国海洋工程走向深水，走向国际市场，
实现长期稳定发展具有重要意义的一步。
1 “海洋石油 286”主尺度、船级及主要参数
1.1 主尺度
总 长/m 140.75 型 宽/m 29.00
垂线间长/m 127.85 主甲板高度/m 12.80
夏季载重线吃水/m 8.50 肋 距/m 0.70
甲板面积/m2 1900
1.2 船级
挂中华人民共和国国旗，航行于无限航区，按中国船级社和挪威船级社现行的最新规范规则进行设计、
建造并受之检验，并取得下列船级符号：
中国船级社船级符号：
1) CSA, SPS, PSPC(B), Ice Class B, Lifting Appliance, Helicopter Facilities, In-Water Survey, Clean, FTP,
COMF (NOISE 3),COMF (VIB 3)
2) CSM, AUT-0，DP-3，OMBO
挪威船级社船级符号：
+1A1, ICE-E, SPS, DPS3, CRANE, HELDK, BIS, COAT-PSPC (B), CLEAN, E0, NAUT-OSV (A), DK (+),
COMF-V (3)&C (3)
1.3 乘员
乘员总计150人，其中单人间28个，双人间39个，四人间11个，每个房间都配有卫生单元。
1.4 航速
在无污底，平静的海况下，风力<蒲氏2级，平浮吃水6.0m，推进电动机的功率为MCR（最大持续功
率）时，航速可达到14kn。
1.5 主要功能
主要功能有：深水大型结构物吊装和海底安装；深水脐带/软管/电缆敷设；ROV作业；饱和潜水支持
（可拆装系统）；IMR作业和深水锚系处理等。
2 船舶总体布置及性能
2.1 船舶总体布置
“海洋石油 286”为全焊接式钢质船体，具有一层连续主甲板。主甲板下设中间甲板、平台甲板和双
层底，主甲板上设有四层长艏楼、二层甲板室及驾驶室。采用电力推进，机舱位于船舶首部，推进器舱位
于船舶尾部，船员居住舱及驾驶室设于船舶首部。
采用两套带导管的全回转舵桨装置，前倾式船首配球鼻艏，在船首设有两套管道式侧推和一套伸缩式
全回转推进装置，船中设有工作月池，船尾设有艉滚筒，长艏楼后的主甲板设有甲板载货作业区。
拥有三级动力定位能力，可以承受任何一个舱室，包括一个机舱由于火灾或进水导致的系统故障，仍
具有保持船舶位置的能力。因此要求相关设备的布置应具有 A-60 级防火分隔的要求，水线以下的设备分
隔还需满足水密分隔要求，包括发电机组、配电板、动力定位控制站等的布置需满足分隔要求。
1）动力定位主控制中心与备用控制中心都布置在驾驶室内，并设有 A-60 防火分隔；
2）设有 2 个相互水密且 A-60 分隔的机舱；
3）设有 2 个相互水密且 A-60 分隔的推进器舱；
4) 设有 3 个相互水密且 A-60 分隔的艏侧推舱；
5) 设有 2 个贯穿艏艉的水平电缆通道，并用 A-60 分隔；
罗 良，等：“海洋石 286”总体性能设计 15
6）设有 2 个垂直走向的电缆通道，并用 A-60 分隔。
船舶的总体布置见图1。
2.2 船舶性能
2.2.1 快速性
该船为特种用途船，功能多，设备复杂，其线型设计既要考虑其作业设备的布置特性和稳性，同时又
要保证有足够的甲板面积，在快速性的设计上还要满足船东提出的要求。该船前体带有球鼻艏，可在设计
水线时增加船体效率，平行中体可为主甲板下的卷管盘、主起重机绞车、4个锚链舱以及月池提供足够的
内部空间，满足作业需要。后体水下部分的设计是为了在航行时给螺旋桨提供相对较好的来流，并在导管
和船体之间留有足够的空间。螺旋桨的设计既要考虑系柱拖力的要求，同时也要考虑航速，经荷兰MARIN
水池快速性试验结果证明，预报的航速可满足船东提出的要求。在实船海上试航时，当推进电动机的功率
为MCR时，航速可达到14kn，该船良好的快速性得到了船东的高度认可。
图1 “海洋石油286”总布置
2.2.2 操纵性
该船布置有两个相互独立的机舱，设有 6 台主柴油发电机组，艉部设有两台带导流管定螺距全回转舵
桨，艏部配有一台伸缩式全回转推进器和两台隧道式推进器，拥有三级动力定位能力，无论是航行或作业
16 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
工况，回转或靠离码头时，都具有良好的操纵性能。此外，该船尾部推进器上方特别设计了 HEADBOX（假
舵），用于艉部船体与主推进器的连接，经荷兰 MARIN 水池操纵性试验结果证明，该装置可有效改善方向
稳定性，在海上试航时稳定回转直径仅为船长的 1 倍，展现了优异的回转性能。
2.2.3 耐波性
该船在主甲板上布置有4层艏楼，即使在深水恶劣海况都能较好地防止艏部甲板上浪。配有一套组合
式的减摇/抗横倾系统，可利用压缩空气将压载水从一舷移动到另一舷。当用于起重作业时，该系统为主动
式抗横倾系统，而在常规作业时，该系统为被动可控式减摇系统。由荷兰MARIN水池提供的耐波性试验报
告结果分析，在六级海况下的减摇率可达60%~70%。
2.3 船舶稳性
2.3.1 完整稳性
该船乘员为 150 人，其中船员 58 人，特殊人员 92 人，根据 MSC.266（84）《2008 年特种用途船舶安
全规则》[1]和 MSC.267（85）《2008 年国际完整稳性准则》[2]，完整稳性应满足船长大于 100m 的特种用途
船的稳性衡准要求。根据工程作业船舶的船型及布置特点，为满足稳性衡准“最大复原力臂应在横倾角25°
处”，在主甲板左右舷 103~128 肋位处设有甲板室，并设有至上一层甲板的补充开口。在稳性计算时，可
将上述甲板室计入，以提高储备浮力，满足稳性衡准。
左舷安装有一台桅杆式克令吊，最大起吊能力为 400 t，回转半径为 16m，用于海上/水下吊装作业。
为满足该克令吊在海上作业需求，在艉部区域布置有 3 对抗横倾水舱，其中 No.1 抗横倾水舱（左/右）为
该克令吊所用的主要抗横倾水舱，No.2 抗横倾水舱（左/右）和 No.3 抗横倾水舱（左/右）为抗横倾/减摇
水舱，通过压缩空气实现抗横倾水舱之间的压载水转换，用于补偿当克令吊转动和起吊重物时产生的横倾
力矩。因此，需要对克令吊及重物处于垂向和横向最不利的位置以及重物意外掉落时的浮态及稳性进行校
核，计算结果均能满足中国船级社和挪威船级社对起重工况的相关稳性衡准要求。
该船共设有 4 个圆筒形锚链舱，左右对称布置。当进行锚系处理作业且使用锚链舱时，海水有可能进
入锚链舱内。在恶劣天气下，尤其是当风浪来自船后方时，上述发生的可能性会增加。在这种情况下，应
特别注意船舶的状态并持续监控纵倾和横倾程度，此时应使船保持些许艏倾，以降低海水进入锚链舱内的
可能性。除了进水后有可能产生的横倾和纵倾外，进入锚链舱内的海水移动所产生的自由液面也会对 GM
值（初稳性高）产生不利影响。因此，需要对锚链舱单边进水工况进行稳性校核，并考虑舱内自由液面的
影响，计算结果均能满足稳性衡准要求。然而，锚链舱内应尽量保持无海水，若察觉到海水进入锚链舱内，
须确保连接锚链舱的舱底水泵正常工作，若海水仍不断地以锚链舱舱底系统无法处理的速率进入锚链舱内
时，锚链舱的舱口盖应保持关闭状态。
该船主甲板下设有一个卷管盘舱，可以储存 2500t 柔性管，以满足柔性管敷设功能。该卷管盘舱在主
甲板上有一个平式可拆水密舱口盖，根据《国际载重线公约》的要求，该舱口盖的布置应确保能在任何海
况下保持密封性。在正常海上航行和除柔性管铺设作业外的其他作业工况时，该舱口盖应保持关闭。然而，
在海上进行柔性管铺设作业时，该舱口盖必须要打开，否则无法完成作业。为此，对艉部工作甲板上浪的
水量进行计算，并考虑即使甲板上浪的水全部通过卷管盘舱口流入该舱，舱底水泵的能力可有效的排出进
入该舱的海水。此外，对由于舱口盖未关闭导致卷管盘舱部分进水的稳性进行了校核。
2.3.2 破舱稳性
根据《2008 年特种用途船舶安全规则》，分舱和破损稳性应满足 SOLAS（国际海上人命安全公约）2009
第 II-1 章的规定[3]，本船视为客船且特殊人员视为乘客，核准载运 150 人，符合超过 60 人（但不超过 240
人）的条件，R 值由线形内插法确定为 0.9R。由于 SOLAS 2009 采用概率论算法，相对于货船，客船的要
求更为严格，不仅考虑中间浸水状态，还考虑了救生艇和乘客的移动力矩对破舱稳性的不利影响，这使得
最终求得的生存概率变小[4]。因此，为提高分舱指数，满足破舱稳性要求，采取以下措施：
1）合理分舱，尽量让船舶破损后均衡进水，减小平衡角；
2）优化装载，尽量降低重心高度；
3）适当增加水密分隔，使破损时进水量减小，从而增加生存概率；
（下转第 22 页）
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.004
CJ46 自升式钻井平台结构强度计算
王钰涵，王 超
（上海外高桥造船有限公司，上海 200137）
摘要：自升式平台的结构强度是船舶与海洋工程结构物设计中的关键问题。开展自升式钻井平台强度计算工作对
提高船企在海工产品上的设计能力，增强市场竞争力具有重要意义。依托上海外高桥造船有限公司承建的 CJ46
自升式钻井平台项目，根据 ABS 规范对平台主船体结构进行屈服强度校核，考虑自升式钻井平台在不同工况下
所受的环境载荷（风、浪、流）不同，按照规范计算环境载荷，然后应用有限元软件 MSC.Patran/Nastran 建立平
台主船体三维有限元模型并计算平台主船体屈服强度，校核结果满足结构强度要求，结果显示桩腿与主船体连接
处的结构应力较大，应该重点关注。
关键词：自升式钻井平台；有限元法；结构；强度计算；环境载荷
中图分类号：U674.38+1.03 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0017-06
CJ46 Jack-up Drilling Platform Structure Strength Calculation
WANG Yu-han, WANG Chao
（Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding & Offshore Engineering Design Co., Ltd., Shanghai 200137）
Abstract: The structural strength of the jack up platform is the key issue in the design of ship and offshore engineering
structures. To carry out the strength calculation of the jack up drilling platform has an important significance for
improving the design capability of offshore engineering products and enhancing the market competitiveness of
shipbuilding enterprises. Based on the CJ46 jack-up drilling platform project built by Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding
Co. Ltd., the yielding strength of platform hull structure is checked according to ABS rules; considering the fact that the
jack-up platform bears different environmental loads (wind, wave and current) under different working conditions, the
environmental loads are calculated according to the rules, and the finite element software MSC. Patran/Nastran is used
then to establish the platform hull 3D finite element model and its yielding strength is calculated. The calculation results
show that the structure strength requirements are met and the structural stress in the connection region between the spud
leg and the main hull is big, where special attention is to be paid.
Key words: jack-up drilling platform; finite element method; structure; strength calculation; environmental load
0 引言
自升式平台强度评估方法的校核准则各船级社规范均有详细介绍，国外已经熟练运用自升式平台结构
总强度计算方法，而国内也对此展开了研究。国内在造的自升式钻井平台大多购买国外的设计，且大部分
船厂并不具备独立开展平台总强度计算的能力。
上海外高桥造船公司在建的 CJ46 自升式钻井平台项目完全由本公司独立承担平台水动力性能及结构强
度计算工作，独立完成该平台结构有限元强度计算对于提升船企在海工产品上的设计能力具有重要意义。
收稿日期：2015-01-13
基金项目：上海市高新技术产业化重点项目。
第一作者简介：王钰涵，女，硕士，助理工程师，1986 年生。2013 年毕业于哈尔滨工程大学船舶与海洋结构物设计制造专
业，现从事海洋工程结构设计工作。
18 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
1 CJ46 结构有限元模型
1.1 CJ46 自升式钻井平台 CJ46 自升式钻井平台是一艘独立三桩腿的自升式钻井平台，平台主船体为箱形三角形结构，有三个桁架式
桩腿，平台艏部一个，艉部两个，每个桩腿配有一个桩靴（见图 1）。该平台主尺度见表 1。
表 1 平台主尺度 单位：m
主尺度 型长 型宽 中心线处型深 设计吃水
尺寸 62.00 62.00 8.00 5.00
1.2 结构模型的建立
1.2.1 坐标系统的定义
建立整个平台有限元模型及计算的后处理工作（采用 MSC.Nastran 软件进
行计算）。有限元模型建立的坐标系统原点在平台底部，位于 0 肋位、平台底
板、中纵剖面三个面的交点处，取指向首部的平台纵向为 X 轴正方向，取指
向左舷为 Y 轴正向，取垂直向上为 Z 轴正向（见图 2）。
1.2.2 有限元模型建立
利用三维板、梁单元分别模拟具有复杂结构的平台主船体，甲板平台上设
备质量采用质量点表达（见图 3、4）。考虑到结构有限元模型在建立过程中存
在一定的简化处理，故需根据装载情况调整模型重量及重心位置。
图 2 模型坐标系定义 图 3 CJ46 自升式平台结构模型 图 4 CJ46 自升式平台桩腿结构模型
1.2.3 平台材料属性
平台采用的高强度钢主要属性：杨氏模量 E 为 2.1×105MPa；泊松比 v 为 0.3；密度 ρ为 7.8×103g/m3，
其中船体采用 ABS AH36 钢，屈服极限为 355MPa。桩腿弦管采用拉伸强度高达 770MPa 的高强度钢，其
屈服极限为 690MPa，水平与斜撑杆屈服极限亦为 690MPa。
2 环境载荷
2.1 风载荷
在计算海风的作用力时，通常将风载荷作为定常力处理。ABS[1]规范中对风速有明确的要求，对自升
式平台而言，正常作业工况下风速不低于 36m/s，而在风暴自存工况下风速不得低于 51.5m/s。采用 ABS
规范对 CJ46 自升式钻井平台进行校核，因此风压 P 按式（1）计算： 2
k h sP fV C C (1)
式中： kV ——风速； f ——风压系数，根据 ABS 规范取 0.611； hC ——高度系数，根据构件高度按照规
范选取； sC ——形状系数，根据构件形状按照规范定义选取。
图 1 CJ46 钻井平台
Y
X
王钰涵，等：CJ46 自升式钻井平台结构强度计算 19
风力 F 根据规范按式（2）计算：
F PA (2)
式中： P ——风压；A ——正投影面积；
ABS 规范中对系数 sC 和 hC 的选取有明确的表述，在计算时要考虑到不同结构不同高度导致高度系数
产生变化的情况。
2.2 波浪载荷
2.2.1 桩腿所受波浪力计算
2.2.1.1 莫里森公式
相对于大尺度构件所用的三维势流理论而言，自升式平台的桩腿特有的几何属性更适合用莫里森公式[2]
计算其波浪力，如下： 1
d d2 D MF C U U C AU z
(3)
dF F (4)
式中：U ——垂直于构件轴线方向的水质点速度；U ——垂直于构件轴线方向的水质点加速度； MC ——
惯性力系数； DC ——拖曳力系数； A ——杆件截面面积； D ——构件截面的宽度或直径。
由于 CJ46 自升式钻井平台的桩腿为空间布置的桁架式结构，计算时需将速度矢量进行合成，保证速
度矢量的方向与空间杆件的轴线方向垂直。根据以上理论对传统的莫里森公式进行调整：
nz
ny
nx
M
nz
ny
nx
nD
z
y
x
u
u
u
AC
u
u
u
DC
F
F
F
2
1 (5)
2.2.1.2 惯性力系数和拖曳力系数的确定
从式（5）中可发现两个系数 DC ， MC 对波浪力具有成倍放大或缩小的作用，也就是直接影响波浪载
荷的大小，不同的剖面形状下两个系数存在很大的差异。准确地选取这两个系数计算自升式平台的波浪载
荷而言有重要意义，因此 DC ， MC 的选择须基于模型试验。
在计算 CJ46 自升式钻井平台桩腿的拖曳力系数时，由于弦杆属于不规则截面，而撑杆属于圆形截面，
在这种情况下其波浪载荷也通常选用莫里森公式计算，但值得注意的是，此时公式中的D并不是用截面宽
度或直径来计算，而是采用该段柱体投影宽度（垂直于来流方向）替代，对这种截面而言可参考毕家驹[3]
的结论。
SNAME[4]对这两个系数做了详细规定，因本文主要依据 ABS 规范进行强度校核，在计算波浪载荷时，
参照 ABS 规定， DC 取 0.62， MC 取 1.8。
2.2.2 规则波中的波浪载荷
2.2.2.1 波浪理论的选择
波浪理论主要分为线性波浪理论（即 Airy 波理论）和包括 Stokes 波理论，流函数理论，椭圆余弦波
理论等几种理论的非线性波理论。线性波理论的特点是使用简单，但前提是必须满足其微幅波假设；非线
性波与线性波理论相比则更能准确的描述波浪运动[5]。国内外很多学者针对每种波浪理论的适用情况都作
了研究，本文根据 ABS 船级社的建议，采用 Stokes 五阶波进行平台波浪载荷的计算。CJ46 自升式钻井平
台作业水深≈107m，在 3~22s 的波浪周期范围下， 20.02 / 1.21h gt ，在大于 10m 的设计波高情况下，2/ 0.004 6H gt ，可以判断出线性 Airy 波并不适合在本文中用于波浪载荷的计算，而选用 Stokes 波 5 阶
或 3 阶波比较合适。
2.3 流载荷
当波浪存在时，为使瞬时波面处的流速保持不变，对无波浪时的流速垂向分布进行修正（见图 5）。
20 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
工程中通常认为海流为定常流动且对桩腿的作用
力只有拖曳力，并沿着垂向方向线性递减[6]。在对流载
荷进行计算时，设波浪速度矢量为 v ，流的速度矢量为
cv ，流的方向与波浪方向夹角为，其拖曳力分量为[7]：
1cos
2Dx D x c cF C D v v v v (8)
1( sin )
2Dy D y c cF C D v v v v (9)
考虑有海流影响的小构件的波浪力公式[8]： 1
d ( cos ) d2x D x c cF C D v v v v z
2πd
4M xD
C v z (10)
21 πd ( sin ) d d
2 4y D y c c M xD
F C D v v v v z C v z (11)
3 平台强度校核
3.1 计算工况
根据规范中规定，自升式钻井平台一般处于 4 种工况：预压载、拖航、正常作业及风暴自存。风暴自
存工况与正常作业工况的区别在于装载情况及环境载荷条件不同，两者皆是考虑一定作业水深情况下环境
载荷及作业载荷对平台结构的影响，且屈服评估过程大体一致，因此只对风暴自存工况 3 种不同浪向角（0º、
90º、180º）情况下的主船体强度进行校核。
表2 风暴自存状态准静态评估工况
工况名 波高/m 周期/s 浪向/() 风速/(m/s) 流速/(m/s) P-DELTA
CASE1 18.3 15.6 0 51.5 0.51 计入
CASE2 18.3 15.6 90 51.5 0.51 计入
CASE3 18.3 15.6 180 51.5 0.51 计入
3.2 约束条件
平台在风暴自存的工况下，桩腿是插入泥面以下的，根据 ABS 规范中的要求，将泥下 3m 的位置处理
为铰支约束。
在计算过程中另一关键约束位置是平台主船体与桩腿相连接处，在实际情况下，该位置的连接是通过
齿轮和齿条相啮合传递垂向力来实现的，为了限制桩腿的转动变形，围井区还安装有上、下导向装置。平
台在升降过程中，达到升降指定高度后采用锁紧装置使主船体相对于桩腿固定，锁紧处桩腿节点与主船体
锁紧装置处的位移相同。考虑自升式平台在风暴自存工况下的实际情况，采用 MPC（Multi Point Constrain）
多点约束模拟桩腿与主船体连接处的节点约束。
3.3 P-DELTA 效应计算
平台在环境载荷的作用下，将会产生一个水平侧向位移 ，由于平台主船体存在较大的重力，在这种
情况下，重力将会导致附加弯矩的产生并作用在桩腿上。在开展自升式平台计算的过程中，必须考虑由
P 效应产生的附加弯矩。
根据 SNAME 规范考虑到 P 效应的影响，并依照下式对 P 效应的影响进行计算：
1 / EP P
(12)
式中： ——线弹性一阶主船体侧向位移；P ——平均桩腿轴向载荷； EP ——整根桩腿的弹性临界力（欧
拉力）。
图 5 海流垂向分布
d
h Z
X X(+)
Vt Vs Vw
Vt+Vs+Vw
Vt+Vs
Vt+Vs+Vw
Vt+Vs
X(-)
( )( )
d xd h
d
( )( )
d xd h
d
王钰涵，等：CJ46 自升式钻井平台结构强度计算 21
3.4 强度校核
屈服强度校核是考虑平台在极限环境载荷条件与极限作业条件下受到 危险组合载荷作用下结构强
度是否能满足要求，结构上的应力不应超过规范中规定的许用应力，许用应力按式（13）计算：
[ ]. .yF
F S 工作 (13)
式中： yF ——屈服极限； . .F S ——安全系数。根据ABS规范选取，由于本文采用相当应力对主要结构板单
元开展平台在风暴自存工况下的屈服强度评估，因此安全系数取1.1，评估结果见表3~5。
表3 Case1屈服强度评估结果
部位名称 应力结果/MPa 许用应力/MPa UC
主甲板 199 320 0.62
底板 105 320 0.33
Fr0 152 320 0.48
Fr27 150 320 0.47
8 000 纵舱壁 275 320 0.86
-8 000 纵舱壁 293 320 0.92
主船体（不含围井） 157 320 0.49
表4 Case2屈服强度评估结果
部位名称 应力结果/MPa 许用应力/MPa UC
主甲板 232 320 0.73
底板 106 320 0.33
Fr0 155 320 0.48
Fr27 299 320 0.93
8 000 纵舱壁 154 320 0.48
-8 000 纵舱壁 290 320 0.91
主船体（不含围井） 155 320 0.48
表5 Case3屈服强度评估结果
部位名称 应力结果/MPa 许用应力/MPa UC
主甲板 234 320 0.73
底板 115 320 0.36
Fr0 152 320 0.48
Fr27 107 320 0.33
8 000 纵舱壁 157 320 0.49
-8 000 纵舱壁 175 320 0.55
主船体（不含围井） 152 320 0.48
从平台的整体考虑，不连续结构、主要受力结构、本身设计薄弱的结构以及有较大外载荷作用的结构
等位置都是屈服校核需要重点关注的地方，这些结构往往应力较大，容易产生屈服失效的情况。针对 CJ46
自升式钻井平台本身的主要特点，主船体的刚度相对于桩腿的刚度而言足够大，换言之，主船体的强度远
大于桩腿的强度，因此在校核平台的结构强度时，桩腿强度才是安全性的主要问题。通过强度计算，应力
较大的位置出现在主船体与桩腿相连接处，校核结果满足结构的强度要求。
4 结 语
从工程实际出发，根据规范及 CJ46 自升式钻井平台规格书的基本信息对平台的结构强度评估方法进
行了研究探讨，得到以下成果：
22 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
1) 完成了全船有限元模型的建立，采用了适当的简化方法，并对模型的质量重心进行了调整，使其能
够更接近工程上平台作业时的实际情况，提高了计算结果的准确性，并确定了主要相连位置的关联点约束
处理方法，模拟真实情况下力的传递方式，保证模型受力与实际情况相一致；
2) 对环境载荷的计算方法进行研究，确定环境载荷（风、浪、流）的计算方法，同时考虑 P 效应，
模拟平台所处的海况环境，在此基础上确定了环境载荷的加载方法，保证环境载荷的作用与实际情况相符；
3) 完成了对 CJ46 自升式钻井平台主船体有限元模型的屈服强度校核，校核结果满足强度要求，并形
成了一套完整的平台结构强度计算方法，该方法可用于后续自升式平台的有限元计算。
【 参 考 文 献 】
[1] American Bureau of Shipping, ABS rules for building and classing mobile offshore drilling units[S], 2012.
[2] 于 昊. 非线性载荷作用下自升式平台结构强度评估方法[D]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学，2012.
[3] 毕家驹. 近海力学导论[M]. 上海：同济大学出版社，1989.
[4] Commentary to Recommended Practice for Site Specific Assessment of Mobile Jack-Up Units, Technical & Research Bulletin
5-5A, SNAME[S], 2002.
[5] 杨曙光. 自升式平台强度评估若干问题研究[D]. 哈尔滨:哈尔滨工程大学，2011.
[6] 刘英杰. 自升式平台桩腿的受力分析[D]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学，2004.
[7] 谭 美，冯 军，熊 飞. 自升式钻井平台风载荷研究[J]. 船舶与海洋工程，2014, (1): 18-23.
[8] 李永超，孙雪荣. 自升式钻井平台桩靴结构强度分析[J]. 船舶与海洋工程，2014, (3): 10-14.
（上接第16页）
4）调节浮态，尽量避免出现较大的纵倾装载工况；在典型工况的装载配置时，尽量保证所有营运工
况的纵倾值都控制在<0.5%Ls（Ls 为分舱长度）。如果典型工况的纵倾>0.5%Ls，则需要加算满载吃水和部
分吃水在 0.5%Ls 纵倾下的破舱稳性，此时在初始条件 GM 值不变的情况下，达到的分舱指数会减小，对
计算结果产生不利影响；
5）优化边舱设计，布置 7 对左右连通的 U 型空舱，当船舶破损后，由于该类舱的重心位置较低并且
左右连通，在降低船舶重心、增加 GM 值的同时，可减小边舱破损对浮态的不利影响，达到调节船舶平衡
的目的。但在设计时应尽量加大连通面积，避免考虑中间阶段浸水计算。
2.4 动力定位能力
该船配置了三级动力定位系统，取得挪威船级社和中国船级社的三级动力定位船级符号，具有在风、
浪、流的作用下无须借助锚泊系统而是利用自身的推力系统便可使船舶保持预定的位置和艏向或者按照预
定的轨迹运动，大大提高了船舶在恶劣海况下作业的可靠性、安全性和准确性[5]。根据动力定位能力计算，
该船可在H1/3 =3m、流速为2kn和7级风的环境条件下实现360定位的能力。
3 结 语
“海洋石油 286”是中国首艘作业水深达到 3000m、作业能力在国际同类船舶中处于一流水平的多功
能水下工程船。该项目的设计建造填补了国内在此船型上的空白，是中国深水发展和船队建设的需要，是
国内掌握水下工程作业关键技术的重要一步，是中国海油打造深水船队的重要一环，对实现海洋石油开采
由浅水向深海转移的战略目标具有重要意义。
【 参 考 文 献 】
[1] MSC.266（84），CODE OF SAFETY FOR SPECIAL PURPOSE SHIPS[S]. 2008.
[2] MSC.267（85），INTERNATIONAL CODE ON INTACT STABILITY[S]. 2008.
[3] SOLAS Convention Consolidated Edition[S]. 2009.
[4] 孙小江. 新特种用途船安全规则对分舱设计的影响分析[J]. 船舶与海洋工程，2014 (2)：58-61.
[5] 谢家纯. 万马力级深水三用工作船动力定位性能研究[J]. 船舶与海洋工程，2013 (3)：30-35.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.005
A 型液舱超大型全冷式液化气船结构设计研究
李海洲，李小灵，陈建平
（江南造船（集团）有限责任公司，上海 201913）
摘要：超大型全冷式液化气船（VLGC）是液化气船中结构 为复杂的船型，其结构设计是该高附加值船型的关
键点和难点。从 VLGC 结构设计的角度，阐述了中横剖面设计、温度场计算、菱形液舱设计、支承系统设计、结
构布置、低温钢焊接、晃荡分析及有限元强度和振动分析等，通过近 600 项工艺评定，攻克了关键技术。这些研
究为该型船舶的成功研制和实船建造打下了坚实基础。
关键词：超大型全冷式液化气船；结构设计；独立菱形液舱；载荷；强度
中图分类号：U663.85 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0023-06
Study on the Structure Design of Very Large Fully Cooled Liquefied Gas Carrier with Type A Liquid Cargo Tank
LI Hai-zhou, LI Xiao-ling, CHEN Jian-ping
（Jiangnan Shipyard (Group) Co., Ltd., Shanghai 201913）
Abstract: Very large fully cooled gas carrier (VLGC) has the most complicated structure among liquefied gas carriers.
Among the others, the structural design is the key point and the difficult point of this high added value ship type. From
the perspective of VLGC structure design, this paper elaborates the midship section design, temperature field calculation,
prismatic liquid cargo tank design, supporting system design, structure layout, cryogenic steel welding, sloshing analysis,
finite element strength and vibration analysis, etc. The different important technical difficulties have been surmounted
and nearly 600 process evaluations have been made. These researches have laid a solid foundation for the successful
development and actual construction of this ship type.
Key words: very large fully-cooled gas carrier; structural design; independent prismatic liquid cargo tank; load; strength
1 船型概述
超大型全冷式液化气船（Very Large Gas Carrier，VLGC）一般装载包括液态丙烷、丙烯、丁烷、丁烯及
其他石化制品等液货，其舱容一般在 78000~85000m3，该船型承担了全球大部分 LPG 的运输业务，见图 1。
图 1 中国第一艘超大型全冷式液化气船
收稿日期：2015-01-13
基金项目：工业和信息化部高技术船舶项目（工信部联装[2012]534 号）
第一作者简介：李海洲，男，高级工程师，1981 年生。2003 年毕业于天津大学船舶与海洋工程专业，长期从事船体设计、
研发工作。
24 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
VLGC 具有连续主甲板，机舱和上层建筑位于艉端，方艉，艉部采用下沉甲板，艏部无艏楼。再液化
装置和甲板罐布置在主甲板上，根据相关要求主甲板以上布置了前后通道。VLGC 具有一般液货船的特点，
设连续主甲板，菱形液舱气室位置设有甲板开孔，宽度约为船宽的 1/5。
2 基本结构设计
VLGC 设计采用 TYPE A 型独立菱形液舱作为货物维护系统主屏壁，独立菱形液舱与主船体之间采用
特殊设计的支承座系统连接，这也是 VLGC 船型设计的一大特点。
船体的中横剖面与散货船相似，单层甲板，双层底，单舷侧，带有顶边舱和底边舱，单舷侧为横骨架
式，其余采用纵骨架式。
VLGC 的液舱形式按 IGC 划分为 TYPE A 型液舱，其设计温度一般为-50℃，根据 IGC 要求必须设置
完整次屏壁，即独立菱形液舱外侧的船体结构，包括主甲板、斜顶板、舷侧外板、斜底板和内底板。
VLGC 中横剖面的设计特点主要有：
1) 在船体与液舱之间布置有不同功能的支承座；
2) 船体钢板和型材的钢级种类多样，由温度场计算结果决定；
3) 纵桁的布置跟一般船型的传统布置不同，根据支承座的布置而定，主要考虑有利于独立菱形液舱载荷
的有效传递；
4) 根据 TYPE A 型独立菱形液舱船舶的受力特点，底边舱的设计采用实肋板形式，以有效承担外侧垂向
支承座带来的较大载荷；
5) 顶边舱在止浮装置对应位置也采用额外加强的强框形式，以有效抵抗船舶发生意外时大舱进水情况
下独立菱形液舱上浮所产生的载荷，达到保护船体此处结构安全的目的。
3 温度场分布计算
根据设计要求，VLGC 装载低温货品处于营运状态时，独立菱形液舱（亦称作主屏壁）需满足设计温
度（≈ -50℃）的要求。由于环境温度远远高于此温度，根据热力学的原理，热量将从温度高的物体向温
度低的物体传递，在平衡状态时，将在外界环境和主屏壁之间的温度呈现-50℃至常温的梯度分布。同时，
A 型舱的设计需要考虑主屏壁破损后，次屏壁容纳低温液货的情况，即次屏壁处于设计温度的状态。
船舶上钢板和型材的工作温度 <-30℃时，必须使用符合相应要求的低温钢（IGC 和船级社对低温钢
材料有具体的规定和要求）；在 0~-30℃选用对应级别的钢材，材料的选择同时还跟板厚有关。
要确定钢材等级，则首先要确定各个位置钢材的温度分布情况，必须进行温度场计算。需要注意的是，
基于 A 型独立菱形液舱的设计理念，IGC 对温度场分析要求为，温度场计算的假定前提为直接接触泄漏液
货次屏壁处处于设计温度，而不是主屏壁处。温度场计算 IGC 或船级社规范并没有规定或推荐的具体方法，
一般需要考虑热传导和对流，随着计算理论和相关技术的发展，也可考虑热辐射和翼翅效应（fin effects），
计算区域包括顶边舱、底边舱和双层底，以及与货舱相邻的艏部区域和机舱区域。当然， 终的计算结果
需要得到船级社的认可。
根据 IGC 的要求，环境温度为空气 5℃，海水 0℃，考虑平浮和横倾两种情况，图 2 所示为船舶横倾
30°时的温度场分布情况。
另外，根据VLGC的实际航线，一般还需要满足USCG的相关要求，所以还需要考虑USCG规定的环境
温度下温度场计算结果对其要求位置钢级选择的影响。
李海洲，等：A 型液舱超大型全冷式液化气船结构设计研究 25
图2 IMO的横倾30°的温度场分布
4 结构布置
IGC对船体结构与液舱之间的通道或检查的距离有明确的要求（见图3、4），图中所标的要求尺寸都为
净空。对于液化气船，液货舱的舱容是该船型重要的指标，为了提高舱容，在船体尺度固定的前提下，就
只能尽量放大液舱；这样通道本身的要求和舱容指标对船体与液舱之间距离的要求就成了一对矛盾体，必
须进行综合权衡。
图3 通道要求 图4 通道和检查距离要求
因此，在结构布置时，必须着重考虑这两方面对通道和检查距离的要求，进行综合评估和设计。尤其
是位于艏部货舱区域船体舷侧大肋骨与独立菱形液舱的间距，鉴于其对后期设计的影响巨大，于是在前期
的时候就必须布置到位，到详细设计时再精细化考虑，可能会对实际的结构研发设计造成非常大的影响。
5 独立菱形液舱设计
IGC 定义，A 型独立菱形液货舱应按照结构分析程序的公认标准进行设计。
-12.5℃ -47.0℃ -12.4℃ -12.4℃ -2.2℃
-8.0℃
-12.4℃
-13.5℃-3.0℃
-9.3℃
-0.6℃
-27.9℃
-0.9℃
-50℃-50℃
-29.0℃
-12.6℃
-48.9℃
-27.7℃
-0.6℃
-1.3℃
-21.1℃
-49.3℃
-48.1℃
-22.5℃
-49.0℃ -49.3℃
-49.3℃
-1.3℃
-49.3℃
-23.4℃-1.6℃-1.5℃-1.5℃-1.6℃ -23.4℃
-49.3℃ -49.0℃
-25.1℃ -25.9℃ -25.9℃ -25.1℃-21.1℃
External Air Temp: 5.0℃ Sea Water Temp: 0.0℃ Wind: No
600 mm
小值
450 mm
小值
船体的 平直表面
通道的踏步
液舱和绝缘的 平直表面
380 mm
450 mm600 mm
通道
b/2 或 50 mm 取大值
b 为面板宽度
若液舱为曲面 若液舱为平面
26 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
对液舱进行设计和结构校核时，必须考虑以下载荷的合理组合：
内部压力，外部压力，船舶运动引起的动载荷，热应力，
动载荷，支承系统处由液舱和货物重量引起的反作用力等。
规范计算用的载荷主要为液货的静载荷及在船舶运动
时所引起的液货加速度所产生的压力，而其中的加速度按照
IGC推荐的经典椭圆法或椭球法。各个船级社针对液货舱结
构的板材和型材的尺寸都有对应的船级社规范要求，这样就
可以计算液货舱的结构尺寸从而可以进行结构设计（见图
5）。
液货舱是通过支承系统与船体连接，上述校核液货舱结
构尺寸的方法针对支承系统附近的结构是不适用的。支承系
统及其附近的结构不但承受液货舱和船体之间载荷的传递，而且还必须考虑在船舶运动中这些接触位置的
变形所带来的影响，一般采取直接计算方法。
6 液舱晃荡载荷分析
IGC 规定，当液货舱准备部分装载时，应考虑船舶运动引起的晃荡会产生较大载荷的风险。针对 A
型独立液舱的设计，由于其一般无装载限制，所以需要进
行晃荡计算。
在船舶营运中，未装满的液舱液体会发生晃荡，它是
非常复杂的流体运动现象，必须要用高级别的非线性方法
进行计算分析，评估由于晃荡引起的冲击载荷。由于其即
使在很小的外部激励下，亦可能产生激烈的晃荡现象和破
坏作用，所以晃荡载荷评估和结构强度分析就显得尤为必
要（见图6）。
7 支承系统设计
独立菱形液舱与船体间通过支承系统有效连接。独立菱形液舱的支承系统一般由以下支座组成：1) 垂
向支座（Vertical Support）；2) 防横摇支座（Anti Rolling）；3) 纵向限位支座（Longitudinal Fixation）；4) 止
浮装置（Anti-Floating Device）。
独立菱形液舱整体放置于船体大舱中，其垂直方向向下的重力及加速度引起的载荷由垂向支承座承
担；在液舱的顶部和底部中间设置有防横摇支座，用来限制液舱相对船舶左右方向的运动和位移；液舱相
对船舶纵向方向的运动和位移则由纵向限位装置来限制；当发生意外船舶大舱破舱进水时，独立菱形液舱
由于浮力上浮，止浮装置的作用就是防止该浮力对船体结构造成损伤。
独立菱形液舱及其所装载货物的重量均通过支承结构传递到主船体结构，同时还需要考虑主船体在波
浪中的运动、液舱内部货物运动引起的动载荷。
支承系统是连接船体与菱形液舱的枢纽，三者之间的载荷传递关系非常复杂，利用普通的规范计算难
以评估其构件尺寸，必须借助于直接计算法，即建立一个包括主船体、独立菱形液舱和支承系统在内的三
维有限元模型，根据相关规范施加一定的边界条件和载荷，考核其在各个装载工况下的变形和受力情况，
并依据船级社提供的应力衡准校核支承系统的结构尺寸。设计者需根据其作用和特点选取不同的支座类
型，采取相应的设计方案。
一般的支承座分为与液舱连接的部分和与船体连接的部分，它们之间设置了层压木和环氧，以保证刚
性支座之间具有一定的弹性连接。同时，由于每个独立菱形液舱底部布置约 40 多个支座，在设计支座时
就考虑预留用于建造阶段液舱安装调节时工装的位置，以满足整个独立菱形液舱的高精度的吊装要求。
图 5 独立菱形液舱典型横剖面
图 6 晃荡压力计算结果
李海洲，等：A 型液舱超大型全冷式液化气船结构设计研究 27
在设计止浮装置时，亦提前考虑到后期的工法策划，比如液舱整吊的吊码做成与止浮装置一体的永久
吊码，并同时进行有限元校核。
在设计支承系统时，必须重点考虑工厂实际施工时的精度要求和液舱吊运及安装要求去匹配。比如
>1000t的液舱整吊，其底部40多个支座需要定位安装，如何在保证精度的要求下调整到位，需要在前期研
发时就加以考虑；在独立菱形液舱整体定位成功后，并不能即时落位，因为支座之间还需浇注环氧，同时
环氧固化时间较长，所以在垂向支承座设计时就要考虑设置吊车落钩后承受液舱重力的顶撑工装的布置和
结构形式。
8 液舱强度试验
IGC 规定每个独立菱形液舱必须进行强度试验（水压试验或水压气动试验），其试验条件应尽可能模
拟液舱及支承座的实际载荷情况。
根据相关规范和船级社要求，液舱强度试验需要尽量模拟在实际营运工况下的载荷，包括静载荷、动
载荷，并能验证液舱结构和支承结构的强度。由于项目液舱的设计密度<1.0，故通过压水压气的方法进行，
分左右半舱分别检验中纵舱壁和液舱外壁的强度。
在实际编写强度试验程序时，不但要考虑液舱的结构强度校核，还必须考虑船舶的浮态调整和船体梁
的强度校核。
由于TYPE A型独立液舱的单个容积≈20000m3，所以在实际试验时对水的数量和质量都有较高的要
求，为保证紧凑的码头周期，必须提前进行策划准备，梳理整个流程。由于一般强度试验在码头阶段进行，
所以若水泵、水源等前期没有进行很好的策划准备，那么船舶码头周期必然会受到严重影响。
9 全船结构综合有限元计算分析
对于超大型全冷式液化气船而言，船体的有限元强度分析的方法和目标与一般散货船相似，但是由于
菱形液舱通过支承结构与船体相连接，对支承结构及位于支承结构附近的船体和液舱结构而言，分析的方
法和衡准是完全不同的。
在该型船舶上，4个独立菱形液舱通过支
承结构与船体相连，它们之间的载荷传递是
非常复杂的，为了更好地模拟各个液舱的加
速度不同及船体变形对支承结构和液舱本身
变形分析的影响，一般需要进行全船的有限
元分析（见图7）。
在有限元建模中，支承结构被模拟成弹
簧单元，但在实际情况中，支承结构之间是接触关系，不能承受拉力，所以在有限元分析计算中需通过迭
代计算时去除承受拉力的弹簧单元，直到全部弹簧单元都实际承受压力时，才可以进行结构的变形和受力
分析。
通过全船的粗网格计算，筛选出需细网格处理的位置，一般包括各个类型的支承座结构、内底板折角
处、大舱舷侧的大肋骨上下端肘板、主甲板气室处的开孔角隅等。
由于国际市场运输大宗LPG货品的航线一般相对固定，而且专业船东对该种船型的疲劳寿命比较关注。
在船东提供船舶固定航线的基础上，根据相关船级社的软件利用波浪载荷谱分析的方法进行疲劳寿命计
算。
10 振动分析
VLGC 作为高附加值船型，船东对船舶的振动非常关注，所以考虑主机和螺旋桨为激振源的全船的振
图 7 全船有限元模型
28 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
动分析必不可少。
根据LR的振动分析要求，建立了全船有限元振动
分析的模型（见图8）。在具体的振动分析中，发现主
机作为激振源时，在6阶H型外力矩作用下，上层建筑
驾驶室两翼处的振动超标，经过评估，将该处结构改
进为封闭式箱梁，从而有效地避免了振动问题。
11 焊接设计研究
根据 IGC 的相关要求，VLGC 的主屏壁和次屏壁一般采用细晶粒、铝处理、全镇静低温碳锰钢。由于
需要保证其在低温环境下的韧性，所以焊接的要求高，难度很大，
江南造船投入了大量人力物力攻关。在一年多的时间里，共计通过
了近 600 项工艺评定项目，为实船建造做好了充分的准备。
对低温钢焊接的特殊要求还有：a) 主屏壁与次屏壁的焊缝
100%无损射线探伤；b) 主屏壁每 50m 相同焊接位置的焊缝必须设
有焊接试板（见图 10），以代替结构焊缝进行破坏性的焊缝试验，
包括弯曲试验和夏比 V 型坡口冲击试验；次屏壁的要求与主屏壁一
致，但经船级社同意可减少试验的数量。
在实际建造过程中，对于低温钢焊接的工作必须制定翔实有效
的具体计划，严格控制焊接过程的质量，否则一旦焊接试板的冲击
试验未通过，将导致对应的50m焊缝的返工，这对整个生产计划影响巨大。
12 结 语
超大型全冷式液化气船的结构设计复杂，难度大，技术含量高，需要开展众多高级计算分析，包括温
度场计算分析、全船有限元强度分析包括细网格分析，精细网格分析、谱分析疲劳寿命评估、全船振动分
析、直接波浪载荷评估、液舱晃荡载荷分析、非线性接触分析等。工作量相当大，项目高级计算分析人员
投入大，计算分析周期长，是对船厂研发部门的一个重要挑战。江南造船突破了日韩大船厂的技术垄断，
自主攻克了以独立菱形液舱及支撑系统为核心的超大型全冷式液化气船（VLGC）建造关键技术，以此为
重要基础，成功研制中国首艘 VLGC。
【 参 考 文 献 】
[1] International Marinetime Organization. International Code for the Construction and Equipment of Ships Carrying Liquefied
Gases in Bulk[Z].
[2] Lloyds Register. Rules and Regulations for the Construction and Classification of Ships for the Carriage of Liquefied Gases in
Bulk, October 2012[Z].
[3] 李小灵，谷运飞. 计及热辐射及翼翅效应的 VLGC 温度场计算[J]. 船舶与海洋工程，2013 (2): 15-22.
[4] Hu Keyi, Li Xiaoling. The First VLGC Designed and Constructed in China[A]. Proceedings of the 6th PAAMES and AMEC[C].
2014.
[5] Hu Keyi, Li Xiaoling, Big Challenge- Designing and Constructing a VLGC, Ocean Engineering Equipment& Ship Type
Development and Design[A]. The International Maritime Conference& Exhibition, Marintec China[C]. 2013.
[6] 陈熙，陈康，李小灵. 液化气船支撑区域温度场分析计算及对比[J]. 船舶与海洋工程，2014 (4): 8-11.
图 8 全船振动分析模型
图 9 焊接见证试板
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.006
U 型折叠式夹层板抗水下非接触爆炸性能 数值计算研究
吴 敌，吴广明
（中国舰船研究设计中心，上海 201108）
摘要：金属折叠式夹层板在舰船结构的应用逐渐增多，对其抗水下非接触爆炸冲击性能的研究具有实际工程意义。
以 U 型折叠式夹层板为研究对象，基于 ABAQUS 计算传统加筋板和夹层板在典型水下非接触爆炸工况下的响应，
对变形模式、速度加速度响应及吸能模式进行对比分析，最后分别改变夹层板结构参数，研究夹层板结构参数对抗
爆性能的影响。结果表明：U 型夹层板的抗爆性能优于加筋板结构；增加夹层板面板厚度和芯层板厚能增强其抗爆
性能，但吸能效率降低；芯层-面板夹角>60°时，抗爆性能相对优秀；在不超过特定尺寸时，芯层单元宽度影响较小。
关键词：U 型折叠夹层板；水下爆炸；抗爆防护性能；参数
中图分类号：U661.43 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0029-07
Numerical Simulation Analysis on the Protective Performance of U-shape Folded Sandwich Panel Subjected to
Underwater Non-Contact Explosion
WU Di, WU Guang-ming （China Ship Development & Design Center, Shanghai 201108）
Abstract: As more and more metal folded sandwich panel are used in ship structures, the study on the protective
performance of the panel subjected to the underwater non-contact explosion becomes practically important for
engineering. When U-shape folded sandwich panel is taken as the research object, both the responses of conventional
stiffened panel and sandwich panel subjected to typical underwater non-contact explosion are computed with ABAQUS
to analyze and compare the deformation, velocity and acceleration responses as well as energy absorption modes. Finally,
the structural parameters of the sandwich panel are changed to study the influence on the panel protective performance
against explosion. The result shows that U-shape sandwich panel has better anti-explosion performance than the stiffened
structure. Increasing the thickness of plate layer and sandwich layer can enhance the anti-explosion performance, but it
will reduce the energy absorption efficiency. When the angle between the sandwich layer and the plate layer is larger than
60°, the anti-explosion performance is relatively good. In case the specific dimension is not exceeded, there is little
influence on the width of the sandwich layer unit.
Key words: U-shape folded sandwich panel; underwater explosion; protective performance; parameter
0 引 言
水面舰船抗水下非接触爆炸性能是舰船生命力的重要组成部分，舰船抗爆防护结构的设计研究具有重
要的军事意义。近年来，国内外对舰船新型抗爆结构已进行了许多研究，其中，激光焊接轻质夹层结构(Laser
Welded Lightweight Sandwich Panel)的抗爆性能备受关注。激光焊接夹层板有重量轻、高比刚度、高比强度
收稿日期：2015-07-09
第一作者简介：吴敌，男，1991 年生。中国舰船研究设计中心工程力学专业硕士研究生在读，研究方向：结构振动与冲击。
30 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
的特点[1]，在疲劳、振动及抗冲击方面具有其独特的优势[2]，已在航空、航天、汽车等领域得到了广泛的
应用，在舰船结构上的使用也逐渐增多，对其抗水下非接触爆炸性能的研究具有重要工程价值。
激光焊接轻质夹层结构是由上下两块薄钢板与中间安置的芯层通过激光焊接而成，按照芯层的种类又
可分为蜂窝型、桁架型、折叠式等类别。我国学者已对激光焊接夹层板进行了许多研究。程远胜、刘均，
等理论计算了方形蜂窝夹层结构的自由振动特性以及在冲击载荷下的塑性动力响应[3,4]；对抨击载荷下金字
塔点阵夹层板结构的塑性动力响应进行了数值模拟[5,6]。张延昌、王自力，等对 U 型和 V 型夹层板的压皱
力学性能进行了数值模拟和实验研究[7-9]；对部分折叠式夹层板的抗水下爆炸性能进行了数值模拟[10-12]，并
设计了基于夹层板的船体底部和舷侧结构，数值计算了该结构在水下爆炸下的响应特征[13]。研究表明，激
光焊接夹层板具有优良的抗冲击性能，芯层作为主要吸能构件，其压皱缓冲能对夹层板上面板起到很好的
防护作用。按照芯层的形状，折叠式激光焊接夹层板可分为 Y 型、U 型、X 型、V 型、管型等类型，其中
U 型夹层板制造工艺简单，应用前景较好。
1 U 型夹层板基本结构
本研究的 U 型夹层板芯层为槽型结构，由整体薄板折叠而成，可设计专用压制装置实现芯层的自动高
精度制造。U 型夹层板芯层与面板之间的连接方式为平行搭接，焊接时不需要特别的夹持装置，对焊接工
艺、结构尺寸精度要求相对较低[14]。U 型夹层板的基本结构见图 1，设计参数有：上面板厚度 1t ，下面板
厚度 2t ，芯层厚度 it ，芯层高度 H ，芯层-面板夹角 ，芯层单元宽 B ，芯层单元长度为非独立参数：
)cot(2 HBL 。本文作为参照的加筋板结构为强纵桁间的船体板架见图 2，长宽均为 1500mm，面板
厚 10mm，长度方向均布 4 根 80mm×8mm 骨材。按照等质量的原则，确定了 U 型夹层板的基本尺寸，
其长宽均为 1500m，芯层单元尺寸见表 1。
图 1 U 型夹层板结构 图 2 加筋板结构
表 1 U 型夹层板芯层单元尺寸
上下面板厚度 t1、t2 / mm 芯层板厚 ti / mm 芯层-面板夹角 / ( ) 芯层单元宽度 B / mm 芯层高度 H / mm
4 2.56 60 36 80
2 U 型夹层板数值计算
2.1 计算工况与冲击波载荷
典型工况为水下非接触爆炸，炸药为 70.56kg TNT 球形药包，位于面板正下方 7m 处，冲击因子为 1.2。
仅考虑水下爆炸冲击波阶段的压力载荷，使用 Cole 经验公式描述水下爆炸冲击波压力场： /e)( t
mPtP (1)
R
WKPm
3/1
(2)
t2
t1
ti
B
L
H
B
A
吴 敌，等：U 型折叠式夹层板抗水下非接触爆炸性能数值计算研究 31
R
WWK
3/13/1 (3)
式中：W ——炸药当量； R ——爆距； P ——冲击波压力； t ——冲击波到达后经过的时间； mP ——冲
击波幅值； ——对数衰减时间常数；K 、 、 K 、 ——材料常数。对于 TNT 炸药， MPa4.52K 、
=1.13、 K =0.084ms、 =-0.23。
2.2 有限元模型
加筋板和夹层板有限元模型见图 3(a)、3(b)，均采用 S4R 单元模拟。加筋板单元宽度都为 20mm；夹
层板面板单元宽度为 20mm，槽型芯层按 20mm 划分网格，在芯层宽度方向有 2 个单元，斜边 6 个单元。
加筋板和夹层板的四边均设置为刚性固定边界。考虑到夹层板面板与芯层水平面板之间焊接工艺良好，两
板紧密贴合，故在夹层板面板与芯层水平面板间使用 Tie 约束。该约束不要求两者网格完全一致，简化了
建模，同时使面板与芯层焊接部位在受冲击过程中始终具有相同运动，符合实际情况。加筋板与夹层板均
采用普通钢，密度 7850kg/m3，弹性模量 E 210GPa，泊松比 0.3，参照文献[11]设置材料失效塑性
形变为 0.3。在爆炸冲击问题中必须考虑材料的应变率强化效应，采用 Cowper-Symonds 模型描述材料的弹
塑性力学行为，如下：
P
s
yD /1)/(1
(4)
式中： y ——动态屈服极限； s ——静态屈服极限；——应变率；对于普通低碳钢， 1s40 D ， 5P ，
屈服极限 390s MPa。
按照结构 5 倍大小，建立水域模型，在加筋板或夹层板附近局部加密，水域模型共包含 696200 个
AC3D8R 单元，图 3（c）为包含水域的完整模型。对于水域，建立迎爆面与相应水域耦合，其他区域均设
置非反射边界。水的体积模量 2.3 GPaK ，声速 m/s5001v 。
选择散波公式（Scattered Wave Formulation）进行计算，于结构湿表面和水域耦合面均施加爆炸冲击
波载荷，计算总时长为 100ms。
(a) 加筋板模型 (b) U 型夹层板模型 (c) 包含水域完整模型
图 3 有限元模型
2.3 计算结果比较
夹层板应用于舰船结构时，其下面板与水接触，上面板处于船内，舰载机电设备可通过基座安装于上
面板，故对于夹层板结构主要考察上面板的冲击响应特性。
2.3.1 变形模式
加筋板和 U 型夹层板最终塑性变形如图 4。夹层板的迎爆面（下面板）变形主要由两部分叠加，一部
分为整体上凸变形，另一部分是沿着芯层方向的局部长条板格变形，在面板中部这种局部变形尤为突出。
夹层板的芯层也出现整体上凸的变形特点，在垂直于芯层方向的边界处有明显的压皱屈曲。夹层板上面板
呈现出整体上凸变形的特征，局部变形很小，与加筋板面板变形模式相同。这是因为下面板和芯层的压皱
变形有效地保护了上面板，使其变形较小。加筋板和夹层板上面板中点的位移时历曲线见图 5。加筋板和
夹层板面板在受到爆炸冲击波之后的几毫秒之内达到了最大位移，随后略微减少，结构发生衰减弹性振动。
32 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
最终，上面板中点位移为：45.28mm，迎爆面中点位移为：48.97mm，而加筋板中点位移为 83.36mm，约
为夹层板面板中点位移的 1.84 倍。由以上可知，U 型夹层板比加筋板有更好的抵抗爆炸变形能力。
(a) 夹层板下面板 (b) 夹层板上面板 (c) 夹层板芯层 (d) 加筋板结构
图 4 加筋板和夹层板塑性变形
2.3.2 速度和加速度响应
图 6 为典型工况下加筋板和夹层板上面板中点的
速度和加速度响应曲线。加筋板与夹层板速度变化趋
势相似，在冲击波作用下迅速达到最大值，再减小到
负的最大值，最后衰减振荡。加筋板速度峰值为
38.6m/s，明显高于夹层板上面板峰值 27.7m/s。加速度
曲线在 0~2ms 内发生剧烈波动，加筋板加速度峰值高
于夹层板上面板加速度峰值；2ms 之后，加筋板加速
度曲线仍有一定波动，在低频振荡中夹杂着高频毛刺。
低频部分是由于加筋板面板的低阶弹性振动，而高频
部分可能是由面板与水耦合压力的高频变化导致。夹
层板上面板由于受到芯层和下面板的缓冲作用，加速
度曲线很快趋于平稳。由以上分析可知，夹层板在水下爆炸冲击下的速度和加速度响应特性优于加筋板结
构，对改善舰船内冲击环境起到积极作用。
(a) 加筋板
(b) 夹层板上面板
图 6 速度、加速度响应曲线
100
80
60
40
20
00 10 20 30 40
时间/ms
图 5 加筋板和夹层板中点位移曲线
位移
/mm
加筋板
夹层板上面板
0 10 20 30 40时间/ms
0 10 20 30 40时间/ms
40
30
20
10
0
-10
-20
速度
/m·s
-1
速度
/m·s
-1
30
20
10
0
-10
0 2 4 6 8 10时间/ms
0 2 4 6 8 10时间/ms
200
150
100
50
0
-50
-100
-150
150
100
50
0
-50
-100
加速度
/km
·s-2
加速度
/km
·s-2
吴 敌，等：U 型折叠式夹层板抗水下非接触爆炸性能数值计算研究 33
2.3.3 吸能模式
爆炸冲击作用于加筋板和夹层板后，冲击波能量转化为动能，阻尼等因素耗散的能量可以忽略不计，
动能转化为结构的塑性形变能。
加筋板和夹层板吸收能量在几毫秒内达到最大值后略微减小，而后迅速趋于稳定。可以看到，加筋板
结构面板吸能占比达到了 68%，而总吸能少于夹层板吸能。夹层板结构中，芯层为主要吸能构件，吸能占
比达到了 54%；而上面板吸能仅占 13%，这说明了夹层板的下面板和芯层对冲击能量的吸收，有效减小了
爆炸对上面板的冲击作用，使得上面板塑性变形较小。芯层作为 U 型夹层板结构主要的吸能构件，芯层的
尺寸设计对夹层板的抗爆性能的影响需作进一步研究。
(a) 加筋板结构 (b) 夹层板结构
图 7 结构各部分吸能曲线
3 结构参数影响分析
为研究 U 型夹层板的结构参数对夹层板抗爆防护性能的影响规律。分别改变了面板厚度 t 、芯层板厚
it 、芯层-面板夹角 及芯层单元宽度 B ，进行了典型工况下夹层板结构抗爆计算。由于参数改变后结构变
形模式将改变，考虑到夹层板的对称性，选取上下面板对称轴及上半部分共 6 个均匀考核点，位置见图 8，
求得它们的平均塑性位移 d 、平均最大速度 v 、平均最大加速度 a ，进
行冲击响应评估；引入比吸能 WEQ / ，即结构总吸能与质量的比值，
作为结构吸能效率的评估参数。
3.1 面板厚度
取上下面板厚度相同，其他参数不变，计算了夹层板面板厚度为
2mm、3mm、4mm 和 5mm 时典型工况下的响应情况，表 2 和图 9 分
别为计算结果和结构吸能曲线。随着面板厚度的增加，上下面板的塑性
位移逐渐减小，而速度幅值变化不大，上面板加速度幅值有增大趋势。
在吸能性能方面，随着面板厚度增加，总吸能略微减少，上下面板吸能
占比也随之减少，芯层吸能占比略增加，超过了 50%，芯层仍为主要吸能构件。面板变厚使得结构重量增
加，比吸能减小，吸能效率变低。故增加面板厚度能明显减小夹层板塑性形变，提高夹层板抗爆防护性能，
但结构吸能效率降低。
3.2 芯层板厚
改变芯层板厚，其他参数不变，分别计算了芯层板厚为 1mm、2mm、2.56mm、3mm 和 4mm 时夹层
板在典型工况下的响应情况，表 3 和图 10 分别为计算结果和结构吸能曲线。随着芯层板厚的增加，上面
板的塑性变形先增加，后减小；下面板的塑性整体变形减小，而局部变形大大增加，总变形减小。两面板
的速度峰值和加速度峰值均呈下降趋势。在吸能方面，随着芯层板厚的增加，芯层吸能虽然占比最大，但
下面板吸能有超过芯层的趋势。这是由于芯层板厚变大，刚度增加反而塑性形变减小，导致吸能降低。当
0 10 20 30 40时间/ms
200
150
100
50
0
吸收能量
/kJ
加筋板总吸能 面板吸能 骨材吸能夹层板总吸能 下面板吸能芯层吸能 上面板吸能
0 10 20 30 40时间/ms
200
150
100
50
0
吸收能量
/kJ
图 8 面板考核点位置
对称轴
34 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
芯层厚度为 1mm 左右时，出现了下面板吸能高于芯层的反常现象，观察其变形可知，芯层太薄发生大变
形直至压溃，能量由下面板更多吸收。虽然此时上面板塑形位移很小，但是其速度和加速度响应很大，在
设计中不可取。故增加芯层板厚能明显减小夹层板塑性形变，改善上面板冲击环境，但结构吸能效率降低。
表 2 不同面板厚度计算结果
注：“/”前后两值分别为上面板、下面板对应结果。 图 9 不同面板厚度结构吸能曲线
表 3 不同芯层板厚计算结果
3.3 芯层-面板夹角
改变芯层-面板夹角 ，其他参数不变，分别计算了夹角为 50、60、70及 80时夹层板在典型工况
下的响应情况，表 4 和图 11 分别为计算结果和结构吸能曲线。随着夹角的增加，夹层板的塑性变形模式
变化很小，面板位移减小，大于 60°后趋于稳定；速度峰值减小，而加速度峰值呈上升趋势。从吸能方面
分析，总吸能和芯层吸能先下降后上升，上面板吸能占比略微上升，下面板占比略下降。当角度超过 60°
后，比吸能变化很小。综上，芯层与面板夹角稍大于 60°时，其抗爆防护性能较优。
表 4 不同芯层-面板夹角计算结果
3.4 芯层单元宽度
改变芯层单元宽度 B，其他参数不变，分别计算了宽度为 20mm、30mm、36mm、40mm 和 50mm 时
夹层板在典型工况下的响应情况，表 5 和图 12 分别为计算结果和结构吸能曲线。随着单元宽度的增加，
上下面板的塑性位移和速度峰值变化不大。结构总吸能随着面板宽度的增加先减少后增加，而比吸能变化
很小。当面板宽度达到 50mm 时，塑性形变变大，速度和加速度最大值也明显增加。故单元宽度小于一定
面板厚度
t /mm
平均塑形
位移 d /mm
平均最大
速度
v /m/s
平均最大
加速度
a /(kg/s2)
比吸能 Q
/(kJ/kg)
2 54.2/54.4 21.1/21.4 103.7/239.7 1.52
3 46.0/46.4 21.9/24.2 125.7/179.5 1.21
4 39.0/39.8 23.8/31.6 96.1/237.4 0.95
5 35.0/35.9 21.9/29.8 219.5/191.9 0.75
芯层板厚
ti /mm
平均塑形
位移 d /mm
平均最大
速度
v /m/s
平均最大
加速度
a /(kg/s2)
比吸能 Q
/(kJ/kg)
1 23.0/93.7 26.1/34.1 219.9/569.8 1.22
2 46.3/51.0 22.5/26.6 173.8/404.7 1.04
2.56 39.0/39.8 23.8/28.2 96.1/237.4 0.95
3 33.8/34.4 21.4/26.9 155.9/281.8 0.90
4 26.5/27.1 16.9/23.7 159.8/162.5 0.81
芯层-面
板夹角
/()
平均塑形
位移 d /mm
平均最大
速度
v /m/s
平均最大
加速度
a /(kg/s2)
比吸能 Q
/(kJ/kg)
50 55.9/67.6 23.8/32.8 86.8/320.9 1.12
60 39.0/39.8 23.7/28.2 96.1/237.4 0.95
70 34.6/35.8 20.7/27.3 210.3/160.4 0.85
80 36.8/37.2 15.9/20.9 141.9/296.7 0.88
2 3 4 5面板厚度/mm
吸收能量
/kJ
200
150
100
50
0
夹层板总吸能 芯层吸能 下面板吸能 上面板吸能
1 2 3 4芯层板厚/mm
吸收能量
/kJ
200
150
100
50
0
夹层板总吸能 芯层吸能 下面板吸能 上面板吸能
图 10 不同芯层板厚结构吸能曲线
50 55 60 65 70 75 80芯层-面板夹角/()
吸收能量
/kJ
250
200
150
100
50
0
夹层板总吸能 芯层吸能 下面板吸能 上面板吸能
图 11 不同芯层-面板夹角结构吸能曲线
吴 敌，等：U 型折叠式夹层板抗水下非接触爆炸性能数值计算研究 35
特定尺度时(此处为 40mm)，对夹层板抗爆性能影响较小。实际设计中芯层单元宽度可在不超过特定尺寸
的条件下，按照芯层制作工艺及芯层高度确定合适的单元宽度。
表 5 不同芯层单元宽度计算结果
4 结 语
使用 ABAQUS 计算了典型水下非接触爆炸工况下加筋板和夹层板的动态响应，比较了两者变形模式、
速度加速度响应及吸能模式后，重点研究夹层板的设计参数对抗爆防护性能的影响，有如下结论：
1）在水下非接触爆炸下，U 型夹层板比传统加筋板结构具有更优良的抗爆防护性能。夹层板吸能主
要构件为芯层，吸能占比超过了 50%。下面板和芯层的压皱形变吸收了大量冲击能量，有效地减小了上面
板的塑性形变，改善了上面板的冲击环境；
2）面板厚度或芯层板厚的增加使得该部分结构刚度增加而吸能占比下降。增加面板厚度和芯层板厚
能提高 U 型夹层板的抗爆性能，改善冲击环境，但结构吸能效率降低；
3）芯层-面板夹角略大于 60°时，夹层板抗爆防护性能相对优秀；不超过特定尺寸时，夹层板芯层单
元宽度对抗爆性能影响较小。
【 参 考 文 献 】
[1] T.A. Marsico. Laser welding of lightweight structural steel panels[C]//Proceedings of the Laser Materials Processing
Conference, ICALEO’93, Orlando,1993.
[2] P. Denney. Corrugated core LASCOR structures in shipbuilding and other applications[C]//Presentation Lightweight Sandwich
Seminar, Helsinki, Finland, Oct.1998
[3] 刘 均，程远胜. 考虑芯层离散特性的方形蜂窝夹层板自由振动分析[J]. 固体力学学报，2009, 30 (1): 90-94.
[4] 梁 军，刘 均，程远胜. 冲击载荷作用下方形蜂窝夹层板塑性动力响应分析[J]. 船舶力学，2010, 14 (10): 1165-1172.
[5] 赵 飞，程远胜，刘 均，等. 入水砰击下金字塔点阵夹层板塑性动力响应分析[J]. 船海工程，2013, 42 (3): 13-16.
[6] 汪 浩，赵 飞，程远胜，等. 砰击载荷下金字塔点阵夹层板动力响应分析与估算[J]. 工程力学，2013, 30 (11): 277-285.
[7] 张延昌，张世联，王自力，等. U 型折叠式夹层板准静态压皱行为研究[J]. 船舶力学，2013, 16 (12): 1417-1426.
[8] 张延昌，俞鞠梅，张世联，等. V 型折叠式夹层板横向压皱吸能特性研究[J]. 振动与冲击，2014, 33 (1): 113-118.
[9] 王自力，胡宗文，张延昌，等. 折叠式夹层板水下爆炸试验研究[J]. 中国造船，2014, 55 (3): 74-83.
[10] 张延昌，王 果，周 红，等. 折叠式夹层板水下爆炸防护性能数值仿真分析[J]. 中国造船，2013, 54 (2): 35-44.
[11] 张延昌，周 红，王 果，等. U 型折叠式夹层板防护性能数值仿真分析[J]. 船舶力学，2013, 17 (10): 1191-1201.
[12] 王 果，张延昌. Y 型激光焊接夹层板抗爆性能分析[J]. 舰船科学技术，2012, 34 (9): 68-75.
[13] 王自力，张延昌，顾金兰. 基于夹层板抗水下爆炸舰船底部结构设计[J]. 舰船科学技术，2010, 32 (1): 22-27.
[14] 钟广军，朱 雨. 整体壁板装焊工艺研究[J]. 船舶与海洋工程，2014, (4): 64-68.
芯层单元
宽度 B/mm
平均塑形
位移
d /mm
平均最大
速度 v /m/s
平均最大
加速度
a /(kg/s2)
比吸能 Q
/(kJ/kg)
20 49.8/51.9 19.0/25.8 101.1/118.8 1.04
30 46.1/49.6 19.7/23.7 136.2/157.8 1.03
36 39.0/39.8 23.8/28.2 93.1/237.4 1.02
40 41.6/43.7 19.4/22.9 148.7/424.9 1.00
50 51.5/58.1 24.8/24.3 141.3/309.4 1.04
20 25 30 35 40 45 50芯层单元宽度/mm
吸收能量
/kJ
250
200
150
100
50
0
夹层板总吸能 芯层吸能 下面板吸能 上面板吸能
图 12 不同芯层单元宽度结构吸能曲线
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.007
深水供应船耐波性及减摇效果研究
吴文成 1，邹 康 2 （1. 中海油田服务股份有限公司船舶事业部，北京 101149；2. 上海船舶研究设计院，上海 201203）
摘要：采用基于三维频域势流理论的数值计算方法，对某深水供应船运动性能进行了计算，并结合深水供应船的
特点，选取相关安全作业和安全航行的耐波性运动衡准，分析了深水供应船的耐波性能。计算结果表明，该船能
满足 7 级风对应海况下的安全作业以及 12 级风对应海况下的安全航行要求。根据实际情况，采用势流和黏性相
结合的时域数值计算方法，对该船所配备的平面被动式减摇水舱的减摇效果进行了计算和评估，减摇水舱装载率
为 60%舱高，在不规则波中进行计算，结果显示该船在7 级风对应海况作业时，有望获得 25%~44%的不规则波
减摇率，艏斜浪下的减摇率较横浪大，并且随着波高的增加减摇率下降。该研究可为了解此类船舶的耐波性及减
摇性提供参考。
关键词：深水供应船；耐波性；减摇水舱；减摇率评估
中图分类号：U661.1 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0036-05
Study on the Deepwater Supply Vessel Seakeeping and Anti-rolling Effect
WU Wen-cheng1, ZHOU Kang2
（1. China Oilfield Services Limited, Beijing 101149;
2. Shanghai Merchant Ship Design and Research Institute, Shanghai 201203）
Abstract: Using the 3D frequency domain potential theory based numerical computation method, this paper calculates
the motion performance of a deepwater platform supply vessel (PSV). On the basis of the ship’s characteristics, the safe
operation and safe navigation seakeeping standards are selected in order to analyze the seakeeping performance of the
deepwater supply vessel. The result shows that the vessel can meet the safe operation requirements under sea conditions
of wind scale 7, and can meet the safe navigation requirements under sea conditions of wind scale 12. According to the
actual situation, a combined potential and viscous flow time domain numerical calculation method is adopted, the
anti-rolling effect of the planar passive type anti-rolling tank onboard this ship is calculated and evaluated. With the
loading factor of 60% tank height, the calculation result in irregular waves shows that when the ship operates in sea states
corresponding to 7 wind scale, the rolling-damper efficiency in irregular waves can be as high as 25%~44%. The
rolling-damper efficiency is found larger in bow sea than in beam sea and it decreases with the increase of wave height.
This study can provide some reference for understanding the seakeeping and anti-rolling performance of such ship type.
Key words: deepwater supply vessel; seakeeping; anti-rolling tank; roll-damper efficiency evaluation
0 引 言
海洋作为全球油气资源开发的新领域，已经成为全球油气资源重要的接替区。而深水是当今世界油气
勘探开发的热点，当前国际各大石油公司的新动向就是走出已经勘探较多的陆架海区，寻找深海海底的油
气藏。随着海上石油开采不断向深海进军，使得海洋工程船舶必须经受更加恶劣海洋条件的考验。因此其
耐波性，特别是低航速和零航速作业工况下的耐波性备受关注。
收稿日期：2015-02-13
第一作者简介：吴文成，男，工程师，1963 年生。1982 年毕业于海洋石油学校轮机管理专业，现从事海洋石油支持船使用
与技术研究工作。
吴文成，等：深水供应船耐波性及减摇效果研究 37
以某深水供应船为研究对象，采用数值计算方法，结合其作业和航行特点以及相关运动衡准要求，对
该船的耐波性进行计算和分析。另外，还对该船配备的减摇水舱减摇效果进行了计算和评估，以更全面了
解该船的耐波性。
1 计算方法
采用三维线性频域势流理论进行耐波性计算，计算未考虑减摇水舱的影响。频域方法的优点是计算速
度快，计算结果也令人满意。在工程上应用非常广泛[1]。
带减摇水舱的船舶运动计算是采用基于三维时域势流理论和黏流理论相结合的数值方法进行的。具体
方法是：将船舶运动与减摇水舱内水体运动在时域内进行耦合求解，船舶运动作为减摇水舱运动的激励输
入，而减摇水舱内水体在舱壁上产生的力/力矩则作为外力/力矩输入船舶运动方程中求解，如此往复；其
中，船舶运动采用三维线性时域势流理论求解，减摇水舱内水体运动则采用基于 RANS 方程的 CFD 法进
行，两者在每一时间步内进行耦合求解[2]。
考虑到黏性对横摇阻尼的影响以及阻尼的非线性特点，根据文献[3]中所述半经验的 ITH 法计算非线性
横摇阻尼系数并进行运动响应的预报。
2 研究对象
研究对象为一艘深水供应船，该船在船尾主甲板以下设置了一个平面被动式减摇水舱，水舱尺度为
5.2m×20m×3m，舱内布置两排圆柱形阻尼格栅。
船体主尺度和参数列于表 1 中。图 1 为设计吃水耐波性计算船体面源网格。图 2 为减摇水舱计算三维
体网格。
表1 深水供应船主要参数 单位：m
项目 数值 项目 数值
垂线间长 Lpp 82.0 设计吃水 GM 值 3.00
型宽 B 22.0 大吃水重心距基线 7.82
型深 D 8.8 大吃水 GM 值 3.00
设计吃水 Td 5.2 横摇惯性半径 Rxx 7.7
大吃水 Tmax 7.0 纵摇惯性半径 Ryy 21.3
设计吃水重心距基线 8.58 艏摇惯性半径 Rzz 21.3
图 1 耐波性计算船体面源网格（设计吃水） 图 2 减摇水舱计算三维体网格
3 计算结果与分析
3.1 耐波性计算
对深水供应船在设计吃水（5.2m）和 大吃水（7.0m）下的运动响应作了计算，计算未考虑减摇水舱
的影响，考虑水舱为排空状态。由于供应船供应作业时通常为零航速，而在大浪中航行时，受增阻、上浪、
桨出水等影响，无法以较高航速航行。因此，计算航速分别选取 0kn 和 6kn，浪向为 0～180°，间隔 45°。
不规则波中运动响应短期预报所选用的海况见表 2，波浪谱选用 ITTC 双参数谱。
38 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
表2 不规则波预报海况
有义波高 Hs / m 平均跨零周期 Tz / s 备注
1.5 6.0 沿海常见波高[4]
4.0 7.5 7 级风对应波高
14.0 12.0 12 级风对应波高
通过计算，得到深水供应船不同工况下的运动响应幅值算子（RAO）曲线，继而可预报不规则波海况
下的运动响应值。图 3 为部分零航速 RAO 曲线示例。表 3~5 列出了不规则波中运动响应单幅有义值预报
结果，包括垂荡、横摇、纵摇艉部 1 站垂向加速度（艉加）、重心处垂向加速度（舯加）和艏部 19 站处垂
向加速度（艏加）。
3.1.1 沿海常见波高下运动性能
从表 3、4 可知，沿海常见波高下（1.5m），该船设计吃水和 大吃水下的横摇单幅有义值的 大值均
小于 5.0°，纵摇单幅有义值的 大值均小于 1.5°，运动性能良好。
3.1.2 作业工况下运动性能
根据文献[5]研究，作业工况下垂向加速度和横摇单幅有义值衡准分别为 2.94m/s2 和 12°。从计算结果
可知，0 航速下，有义波高≤4.0m（对应 7 级风）时，垂向加速度和横摇单幅有义值的 大值分别为 1.72m/s2
和 10.97°，计算结果表明该船在 7 级风对应海况下耐波性满足相关作业衡准要求。
3.1.3 大浪航行工况下运动性能
根据文献[5]研究，考虑到操舵、观察、航海作业等要求，艏部垂向加速度单幅有义值衡准为 5.40m/s2。
从计算结果来看，航速 6kn 时，艏部垂向加速度 大值为 5.04m/s2，计算结果表明该船在 12 级风对应海
况下的耐波性能满足相关安全航行的衡准要求。
（设计吃水垂荡 RAO） （ 大吃水垂荡 RAO）
（设计吃水横摇 RAO） （ 大吃水横摇 RAO）
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
波浪圆频率/rad/s
垂荡
RA
O/m
/m
航速= 0 kn，吃水 = 5.2 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
波浪圆频率/rad/s
垂荡
RA
O/m
/m
航速= 0 kn，吃水 = 7.0 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
10
8
6
4
2
0
波浪圆频率/rad/s
横摇
RA
O/()
/m
航速= 0 kn，吃水 = 5.2 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
波浪圆频率/rad/s
横摇
RA
O/()
/m
航速= 0 kn，吃水 = 7.0 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
10
8
6
4
2
0
吴文成，等：深水供应船耐波性及减摇效果研究 39
（设计吃水纵摇 RAO） （ 大吃水纵摇 RAO）
图 3 零航速不同浪向 ARO
表3 不规则波运动单幅有义值预报结果（设计吃水）
有义波高 Hs / m 平均周期 Tz / s 航速/kn 浪向/() 垂荡/m 横摇/() 纵摇/() 艉加/(m/s2) 舯加/(m/s2) 艏加/(m/s2)
1.5 6.0 0.0 180 0.33 0.00 1.20 0.37 0.20 0.64
1.5 6.0 0.0 135 0.46 2.60 1.26 0.50 0.28 0.77
1.5 6.0 0.0 90 0.71 3.54 0.21 0.53 0.53 0.57
1.5 6.0 0.0 45 0.40 2.65 1.41 0.67 0.22 0.76
1.5 6.0 0.0 0 0.27 0.00 1.27 0.54 0.13 0.55
4.0 7.5 0.0 180 1.23 0.00 3.41 0.96 0.52 1.52
4.0 7.5 0.0 135 1.51 6.95 3.19 1.16 0.71 1.72
4.0 7.5 0.0 90 1.98 9.07 0.42 1.15 1.17 1.25
4.0 7.5 0.0 45 1.42 7.06 3.46 1.47 0.60 1.70
4.0 7.5 0.0 0 1.13 0.00 3.55 1.26 0.41 1.36
14.00 12.0 6.0 180 6.60 0.00 9.90 3.06 2.31 5.04
14.00 12.0 6.0 135 6.86 12.70 7.56 2.85 2.41 4.36
14.00 12.0 6.0 90 7.03 16.70 0.48 2.18 2.16 2.17
14.00 12.0 6.0 45 6.28 12.29 6.18 1.53 1.11 1.85
14.00 12.0 6.0 0 5.86 0.00 7.28 1.23 0.83 1.37
表4 不规则波运动单幅有义值预报结果（最大吃水）
有义波高 Hs / m 平均周期 Tz / s 航速/kn 浪向/() 垂荡/m 横摇/() 纵摇/() 艉加/(m/s2) 舯加/(m/s2) 艏加/(m/s2)
1.5 6.0 0.0 180 0.32 0.00 1.13 0.32 0.18 0.60
1.5 6.0 0.0 135 0.46 2.90 1.19 0.47 0.27 0.72
1.5 6.0 0.0 90 0.74 4.51 0.34 0.51 0.52 0.61
1.5 6.0 0.0 45 0.39 2.97 1.36 0.59 0.21 0.75
1.5 6.0 0.0 0 0.25 0.00 1.21 0.50 0.12 0.53
4.0 7.5 0.0 180 1.19 0.00 3.26 0.85 0.50 1.46
4.0 7.5 0.0 135 1.52 7.40 3.06 1.10 0.70 1.65
4.0 7.5 0.0 90 2.08 10.97 0.69 1.13 1.18 1.37
4.0 7.5 0.0 45 1.42 7.54 3.40 1.31 0.59 1.70
4.0 7.5 0.0 0 1.09 0.00 3.42 1.16 0.40 1.34
14.00 12.0 6.0 180 6.67 0.00 9.63 3.01 2.30 4.89
14.00 12.0 6.0 135 6.98 14.77 7.31 2.93 2.44 4.17
14.00 12.0 6.0 90 7.16 20.05 0.83 2.19 2.20 2.31
14.00 12.0 6.0 45 6.22 12.11 6.06 1.44 1.09 1.85
14.00 12.0 6.0 0 5.74 0.00 7.10 1.16 0.80 1.35
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
3.2
2.8
2.4
2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
0.0
波浪圆频率/rad/s
纵摇
RA
O/()
/m
航速= 0 kn，吃水 = 5.2 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
波浪圆频率/rad/s
航速= 0 kn，吃水 = 7.0 m0浪向 45浪向 90浪向 135浪向 180浪向
3.2
2.8
2.4
2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
0.0
纵摇
RA
O/()
/m
40 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
3.2 减摇效果计算
对深水供应船不规则波中的减摇效果作了计算。其中，计算吃水为设计吃水，计算航速为零航速，水
舱装载率为 60%液舱高度。计算直接在不规则波中进行，得到船舶在不规则波中的运动时历，继而分析各
运动响应值。表 5 为减摇前后运动单幅有义值对比。其中减摇率的定义如下：
(%) 100off on
off
F
式中： ,off on ——分别为减摇水舱开启前后的横摇运动单幅有义值。
从表 5 可知，减摇水舱对垂荡和纵摇的影响不大，主要影响横摇运动。就所计算的工况而言，艏斜浪
135°的横摇减摇率均大于横浪 90°情况下的数值。此外，随着有义波高的增加，横摇减摇率下降，这主要
是因为外部波浪扰动力增加以及减摇水舱运动的非线性特性影响所致。其中 大减摇率为有义波高 1.5m，
135°浪向，减摇率为 44%， 小减摇率为有义波高 4.0m，横浪 90°，减摇率为 25%。
图 4、5 为减摇前后的横摇运动时历对比曲线。图 6 为有义波高 4.0m 时某时刻减摇水舱内液面形状。
表5 减摇前后运动单幅有义值对比（设计吃水）
海况条件 浪向/() 水舱装载状态 横摇/() 垂荡/m 纵摇/() 横摇减摇率/%
装载 60%舱高 2.13 0.71 0.23 40 90
排空 3.54 0.71 0.21 /
装载 60%舱高 1.46 0.46 1.31 44
Hs =1.5 m
Tz =6.0 s 135
排空 2.60 0.46 1.26 /
装载 60%舱高 6.76 1.95 0.45 25 90
排空 9.07 1.98 0.42 /
装载 60%舱高 4.52 1.49 3.34 35
Hs =4.0 m
Tz =7.5 s 135
排空 6.95 1.51 3.19 /
图 4 减摇前后横摇运动时历对比 图 5 减摇前后横摇运动时历对比
（有义波高=1.5 m，跨零周期=6.0 s，浪向=135） （有义波高=4.0 m，跨零周期=7.5 s，浪向=90）
图 6 水舱自由液面形状（有义波高=4.0 m，跨零周期=7.5 s，浪向=90） （下转第 64 页）
400 440 480 520 560 600 640 680 720 760 800
时间/s
6
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
横摇
/()
吃水 = 5.2 m，航速 = 0.0，减摇率 = 44%有义波高=1.5 m，跨零周期=4.0 s，浪向=135
减摇水舱排空 减摇水舱 60%舱高装载
400 440 480 520 560 600 640 680 720 760 800
时间/s
24
20
16
12
8
4
0
-4
-8
-12
-16
横摇
/()
吃水 = 5.2 m，航速 = 0.0，减摇率 = 44%有义波高=4.0 m，跨零周期=7.5 s，浪向=90
减摇水舱排空 减摇水舱 60%舱高装载
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.008
船用桑拿房的设计要点及典型设计案例
张海文，于延玲，赵小林
（上海外高桥造船海洋工程设计有限公司，上海 200137）
摘要：为充实船员在海上的生活条件，陆上桑拿房的配置也应移植至船舶及海洋工程设施。介绍了船用桑拿房的
种类及配置要求，并从桑拿房材料选用、安全措施、电气设备、防火探火、应急逃生以及卫生消毒等方面分析了
船用桑拿房的设计要点。通过一个典型桑拿房设计案例，进一步阐述了船用桑拿房的布置要点、材料选用以及安
装工艺，对船用桑拿房的设计以及船用标准的制定具有参考意义。
关键词：船用桑拿房；桑拿炉；设计；规范
中图分类号：U667.9+1 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0041-04
Design Essentials and Typical Design Case of Marine Sauna Room
ZHANG Hai-wen, YU Yan-ling, ZHAO Xiao-lin
（Shanghai Waigaoqiao Shipbuilding & Offshore Engineering Design Co., Ltd., Shanghai 200137）
Abstract: In order to enrich the living conditions of the crew at sea, the configuration of the sauna room on land should
also be transplanted to the ship and offshore engineering facilities. This paper introduces the types and configuration
requirements of marine sauna rooms, and analyzes the design essentials of marine sauna rooms from the aspects of
material selection, safety precautions, electrical equipments, fire protection and detection, emergency escape, hygienic
disinfection and so on. Through one typical sauna room design case, the essentials of sauna room arrangement, its
material selection and installation techniques are further elaborated, which will provide some reference for the design of
marine sauna rooms as well as for the development of its marine standards.
Key words: marine sauna room; sauna heater; design; regulation
0 引 言
随着航运业的发展，船员在海上的生活条件越来越受到业界关注，在一些大型远洋船舶以及海洋工程
船上，为了丰富船员的业余生活，很多船东要求在船上安装桑拿房，但是，目前国内外还没有专门的船用
桑拿房规范，船用桑拿房基本都是根据陆用标准配备。考虑到桑拿房本身具有高温、高湿的特点，以及桑
拿房在海上使用的特殊条件，在实船应用时，还应根据船用要求对其进行重新设计和改进。
1 船用桑拿房的种类及基本配置
船用桑拿房的类型根据安装方式的不同，可分为预制型桑拿房和现场拼装型桑拿房；根据传热方式的
不同，桑拿房可分为干蒸房、湿蒸房以及干湿蒸汽房等。
船用桑拿房的配置与陆用桑拿房基本相同，木质桑拿房内应该包含：桑拿炉及控制器，长凳，带视窗
的门，桑拿灯，湿度计，温度计及其附件。另外还可根据船东的具体要求配备沙漏计时器或其他装置等。
收稿日期：2015-01-19
第一作者简介：张海文，男，工程师，1983 年生。2007 年毕业于江苏科技大学船舶与海洋工程专业，现主要从事海洋工程
内舾装设计工作。
42 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
2 船用桑拿房的设计要点
与陆用桑拿房相比，船用桑拿房由于其使用环境的特殊性，在防火、安全逃生、船体防腐蚀以及卫生
等方面均有较高的要求，这些特殊要求也是船用桑拿房设计的要点。
2.1 材料要求
船用桑拿房所选用的设备及材料，均应能够满足各项船舶公约及船级社规范要求；房体所用的木板板
材应稳定，不易变形，能耐高温，不应含有对人体有害的物质；所用的保温隔热材料，应为不燃材料，且
不含石棉成分。
2.2 满足船舶航行环境
船舶在海上航行时，受风浪以及船舶航行状态影响，会出现一定幅度的摇摆、倾斜等情况，因此与陆
用桑拿房相比，有3个方面的问题需要额外考虑：1) 整个桑拿房要具有足够的强度，在恶劣海况下不能出
现房体损坏、变形；2) 桑拿房内的所有可移动的物品，例如桑拿炉、木桶等，一定要采取措施固定牢固，
还要采取一定的措施，保证桑拿炉内的炉石在一定倾斜角度下不能翻出，以免造成人员伤害，并避免火灾
危险；3) 应在桑拿房内设置风暴扶手，保证人员安全。
2.3 电气设备
根据IEC 60092-201的要求，安装在桑拿房内的控制器、加热器的防护等级应至少IP44，灯具至少为
IP34；桑拿房内需冲水清洗，则电气设备至少要具有IPX5的防护等级，船用桑拿房相比陆用桑拿房的电气
设备防护等级要求更高，这一点在选用船用桑拿设备时应引起注意；另外，船舶及海洋平台的供电系统频
率一般为50Hz或60Hz，因此，应根据船舶的实际情况选用适用的桑拿设备。
2.4 防火
由于船舶在防火方面的特殊性，桑拿房又属于高失火危险的区域，在防火方面也有一些特殊的规范要
求，分为被动防火和主动防火两个方面：
2.4.1 被动防火
根据国际海上人命安全公约（SOLAS）要求，船用桑拿房的周界应为“A”级限界面，可将其附属的
更衣室、卫生间、淋浴间等处所包含在内，桑拿房同其他处所相邻应隔热至“A-60”级标准。但桑拿房周
界内的处所和开敞甲板处所、卫生间及类似处所、极少或无失火危险的液舱、空舱及辅机处所除外。在桑
拿房内允许舱壁和天花板上采用传统的木衬板。蒸汽炉上方的天花板应衬有不燃衬板，应留有 30mm厚
的空隙。从热表面到可燃材料之间的距离应 >500mm，或将不燃材料保护起来（例如采用不燃材料板且留
有 30mm的空隙），电加热蒸气炉应设有定时器[1]。
2.4.2 主动防火
桑拿房区域应安装温度感应型探火装置[2]，设定的反应温度一般为160℃。还应安装报警装置，连接到
位于生活区走廊内的警铃，并将报警信号反馈到中控室[3,4]。
2.5 安全逃生
根据NORSOK（挪威石油标准化组织）标准要求，桑拿房的门应向外开，门高度 2050mm；根据《国
际安全消防安全系统规则》要求，脱险通道的最小净宽度 700mm，因此桑拿房门的净宽度应 700mm。
2.6 水密
船用桑拿房的墙板及顶板应啮合严密，能够阻止桑拿房的水汽进入到板后面的空间，以致产生凝水，
引起船体钢结构腐蚀，甚至导致某些电气元件的损坏等。
2.7 木板安装
为方便清洁及消毒，船用桑拿房地板与踢脚板应适合用水管直接冲洗，因此，船用桑拿房的木衬板通
常安装在拦水扁铁之上，地面铺设耐火型甲板基层敷料上铺防滑瓷砖，踢脚线上安装垂直铺设的瓷砖，安
装高度≈100mm（见图3）；地板应向门口倾斜，地漏设置在门口处。
3 典型船用桑拿房设计案例
船用桑拿房一般都配有附属的更衣区、卫生间及淋浴间（见图1、2），以一个典型的拼装型船用干蒸
张海文，等：船用桑拿房的设计要点及典型设计案例 43
桑拿房的布置为例，对船用桑拿房的设计要点作进一步介绍。
船用桑拿房周界由钢结构组成，并铺设防火绝缘，满足“A-60”级耐火要求，桑拿房的房体采用牢固
安装的防潮型复合岩棉板作为衬板材料，同时，为方便桑拿房地面的冲洗及消毒，并考虑船体结构防腐蚀
的需要，船用桑拿房地面通常应敷设甲板敷料及瓷砖。
为满足桑拿房被动防火要求，桑拿炉距墙壁木板之间的距离应 >500mm，但在实船安装时，桑拿炉距
墙壁的距离一般为30~100mm，并在距桑拿炉热表面500mm范围内的墙壁木板上，设置不锈钢板进行保护。
防潮型复合岩棉板（下称防潮板）是传统的船用舱室分隔材料，作为船用桑拿房的衬板材料，主要有 3 方
面的作用：
1) 复合岩棉板强度高，可以确保桑拿房在船舶处于复杂海况下的整体强度；
2) 其底部的防潮设计，可以在地面冲水清洁时，防止污水进入围壁板后面，造成船体结构腐蚀以及使
防火绝缘受潮；
3) 复合岩棉板具有较好的隔热性能，可以提高桑拿房保温效果。
桑拿房木板可通过间距 500mm 的木龙骨框架固定在防潮板上，并在龙骨框架内填充不燃的保温隔热
材料，保温隔热材料外表面贴铝箔，可起到防潮的作用；桑拿房木板底部与瓷砖交界处应做适当的防水、
防潮处理，以免隔热材料及木材受潮腐烂；通过这样的设计，整个桑拿房就可以在整体强度、防潮性能、
保温效果上有较好的表现。
地
漏
图1 典型船用桑拿房布置（一）
为保证船舶摇摆时的人员安全，在桑拿房坐凳上，每隔一定间距需设置风浪扶手，扶手应尽量选用为
硬木材料，表面光滑且无棱角；为防止桑拿炉倾倒，桑拿炉的底座应固定在船体钢甲板上，同时，为防止
船舶摇摆时炉石散落，在桑拿炉炉石外侧可增加一个不锈钢的围栏板。
为提高桑拿效果，桑拿房的通风布置很重要。进风口一般应设置在桑拿加热器下部的墙壁上，靠近地
面布置，出风口设置在进风口对面的墙壁上，远离进风口的一侧，这样可以有效地将桑拿炉周围的热空气
带到整个桑拿房内，桑拿房的换气次数通常>6次/h。
在桑拿房布置时，相关电器设备的选用及布置应注意耐热要求[5]。在桑拿炉的上方，以及距桑拿炉 0.5m
周界的范围内（见图 2 所示“区域 1”），不要安装除桑拿加热设备以外的其他电器设备。在“区域 1”以
外，距地面 1m 向下的立体空间内（见图 2 所示“区域 2”），对于电器设备的耐热性能没有特殊要求，在
“区域 1”以外，距地面 1m 向上的立体空间内（图 2 所示“区域 3”），电器设备能耐受的最低温度为 125℃，
导线绝缘能耐受的最低温度为 170℃。因此，对于安装在桑拿房内的一些电气设备，例如感温探头、应急
报警按钮、电子钟或计时器等电器设备，应根据其安装区域的不同，选用合适的耐热设备；桑拿炉的控制
箱可根据厂家要求安装在桑拿房内，也可安装在桑拿房外，但照明开关一般都应安装在桑拿房外。
44 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
复合岩棉板
ON OFF TI ME
L IGHT TE MP
防潮型
图2 典型船用桑拿房布置（二）
图3 桑拿房木板的安装节点
4 结 语
1) 由于各大船级社规范以及国际公约对桑拿房的要求主要涉及消防和电气设备安全两个方面，因此，
陆用桑拿房标准应作为船用桑拿房设计的主要设计依据；
2) 为适应快速造船、模块化造船的需要，单元化、模块化将是船用桑拿房的发展趋势。
【 参 考 文 献 】
[1] QB/T 4001. 桑拿房[S]. 2010.
[2] 国际海事组织.国际海上人命安全公约[S]，2012.
[3] 挪威船级社. RULES FOR CLASSIFICATION OF SHIPS [S]. 2013.
[4] 挪威海事局. Norwegian Maritime Directorate Regulations for Mobile Offshore Units, No. 2318/86 [S].
[5] GB 16895.14. 建筑物电气装置第7—703部分：特殊装置或场所的要求装有桑拿浴加热器的房间和小间[S]，2010.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.009
AutoCAD .NET API 在管系原理图设绘中的应用
胡小林 1，於黄萍 2
（1. 中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011；
2. 沪东中华造船（集团）有限公司，上海 200129）
摘要：船舶管系原理图设绘过程中涉及诸多操作，如管线绘制、阀件附件及管子的编号、信息录入及统计、表单
生成、图块操作、背景图制作等。使用.NET API 开发出与上述操作相应的辅助设计功能，以及为 Auto CAD 文字
操作开发出的文本编辑功能，由此大大减少管系原理图设绘过程中的重复操作，节约大量无技能操作的时间，提
高设计效率。详细阐述了 Auto CAD 二次开发的主流工具 VisualLISP、VBA、ObjectARX、.NET API 及其各自的
特点,演示了不同开发工具的代码对比，介绍了 Auto CAD 最新的二次开发工具.NET API 的优势及采用.NET API
代码的长远适用性。减少了设计人员的重复类操作，提高设计效率。
关键词：Auto CAD；.NET API；二次开发；管系原理图；设绘
中图分类号：U662.9 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0045-06
Application of AutoCAD.NET API in Piping Diagram Preparation
HU Xiao-lin1, YU Huang-ping2
（1. Marine Design& Research Institute of China, Shanghai 200011;
2. Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co., Ltd., Shanghai 200129）
Abstract: In the course of ship piping diagram preparation a number of operations will be involved such as pipeline
rendering, valve fittings and pipe numbering, information entering and statistical analysis, form generation, segment
operation, background drawing and so on. Design-aiding functions corresponding to the above operations have been
developed by means of .NET API, as well as the text editor function developed for AutoCAD text operation, which will
significantly reduce repetitive work during the piping diagram preparation process, saving a lot time from the unskilled
operation and increasing design efficiency. This paper elaborates in detail the main stream tools for secondary
development of AutoCAD such as VisualLISP, VBA, Object ARX, .NET API and their respective characteristics;
demonstrates the code comparison among different development tools; introduces the advantages of .NET API, the latest
secondary development tool of AutoCAD, as well as its long-term applicability, which can reduce repetitive work of
designers and improve design efficiency.
Key words: AutoCAD; .NET API; secondary development; piping diagram; preparation
0 引 言
目前，船舶行业的管系原理图的设计工具基本上都是选择 AutoCAD 软件。设计过程中既有体现设计
人员设计理念的操作，也有分类、统计等操作，此外还有文字排版操作。这些操作有相当一部分是重复或
类似的操作，占用了设计人员大量的时间。越来越多的设计人员希望能从大量重复或类似的操作中解放出
来，从而可以有更多的时间去了解更多的前沿知识，优化设计理念，提高设计水平。
Autodesk公司为AutoCAD提供了好几种编程接口，设计人员可以根据自己的需求和编程能力，选择适
收稿日期：2015-03-23
第一作者简介：胡小林，男，高级工程师，工程硕士，1977 年生。1999 年毕业于武汉理工大学船舶动力装置专业，现主要
从事船舶轮机设计工作。
46 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
合自己的编程语言，对AutoCAD进行二次开发，从而利用二次开发的功能完成设计过程中大量的重复或类
似操作。
1 当前主流的 AutoCAD 二次开发工具
1.1 VisualLISP
VisuaILISP语言是具备面向对象功能的编程语言，它除了具备为扩展和自定义AutoCAD功能而设计的
AutoLISP的功能外，还支持ActiveX对象模型。开发者用VisuaILISP开发程序能够使用ActiveX对象及其事
件进行更深层次的开发。
1.2 VBA
VBA(Visual Basic for Applications)与 AutoCAD 中强大的 ActiveX 自动化对象模型的结合，开辟了一种
新的 AutoCAD 定制架构，为开发人员访问 AutoCAD 图形库中对象开辟了新途径。
1.3 ObjectARX
ObjectARX 是采用面向对象编程原理，以 C++为编程语言的 ARX（AutoCAD Run-Time Extension），
即 AutoCAD 运行时扩展编程语言。ObjectARX 应用程序实质上是一个 Windows 动态链接库（DLL）文件，
其与 AutoCAD 运行在同一内存地址上，并能直接利用 AutoCAO 核心数据结构和代码，减少了系统资源占
用量，提高了程序的运行速度。
1.4 .NET API
自AutoCAD2006版开始，Autodesk公司为AutoCAD增加了一种新的开发方式，即.NET API。.NET API
提供开发人员大量的托管封装类，便于开发人员使用任何.NET支持的程序设计语言编程访问程序集或者开
放类库来操作AutoCAD和图形文件。通过.NET API开发AutoCAD的优点：
1) 有更多的编程环境可以编程访问 AutoCAD 图形。在.NET API 出现之前，开发人员只限于使用
ActiveX® Automation 和支持 COM 的语言、AutoLISP®和 用 C++的 ObjectARX；
2) 通过使用应用程序本地化的.NET API 或开放的 ActiveX/COM 库与其他 Windows®应用程序（例如
Microsoft Excel 和 Word）结合比以前更容易；
3) .NET 框架是为 32 位及 64 位操作系统而设计，而 VBA 只为 32 位操作系统设计；
4) 与那些传统编程语言相比，如 C++，.NET 具有更低的学习要求来访问高级接口。
鉴于AutoCAD已经逐渐趋于不再支持VBA，且64位操作系统也逐渐成为主流操作系统，该次开发采
用.NET API[1]。
2 .NET API 代码与 ObjectARX 、VBA 及 Visual LISP 代码对比
为了方便更进一步了解.NET API，下面以绘制一条直线作为例子，以不同的语言来演示它们之间的区别。
2.1 ObjectARX
static void AddLine(void)
{
AcGePoint3d ptStart(5, 5, 0);
AcGePoint3d ptEnd(12, 3, 0);
AcDbLine *pLine=new AcDbLine(ptStart,ptEnd);
AcDbBlockTable *pBlockTable;
acdbHostApplicationServices()->workingDatabase()->getBlockTable(pBlockTable,AcDb::kForRead);
AcDbBlockTableRecord *pBlockTableRecord;
pBlockTable->getAt(ACDB_MODEL_SPACE,pBlockTableRecord,AcDb::kForWrite);
AcDbObjectId lineId;
pBlockTableRecord->appendAcDbEntity(lineId,pLine);
pBlockTable->close();
胡小林，等：AutoCAD .NET API 在管系原理图设绘中的应用 47
pBlockTableRecord->close();
pLine->close();
}[2]
2.2 VBA
Sub AddLine()
Dim ptStr(0 To 2) As Double
ptStr(0) = 5: ptStr(1) = 5: ptStr(2) = 0#
Dim ptEnd(0 To 2) As Double
ptEnd(0) = 12: ptEnd(1) = 3: ptEnd(2) = 0#
Dim lineObj As AcadLine
Set lineObj = ThisDrawing.ModelSpace.AddLine(ptStr, ptEnd)
ThisDrawing.Application.ZoomAll
End Sub[3,4]
2.3 Visual LISP
(defun c:AddLine()
(setq StartPoint (list 5 5 0))
(setq EndPoint (list 12 3 0))
(command "line" StartPoint EndPoint "")
)[5]
2.4 VB .NET
Public Sub AddLine()
Dim acDoc As Document = Application.DocumentManager.MdiActiveDocument
Dim acCurDb As Database = acDoc.Database
Using acTrans As Transaction = acCurDb.TransactionManager.StartTransaction()
Dim acBlkTbl As BlockTable
acBlkTbl = acTrans.GetObject(acCurDb.BlockTableId, OpenMode.ForRead)
Dim acBlkTblRec As BlockTableRecord
acBlkTblRec = acTrans.GetObject(acBlkTbl(BlockTableRecord.ModelSpace), OpenMode.ForWrite)
Dim acLine As Line = New Line(New Point3d(5, 5, 0), New Point3d(12, 3, 0))
acLine.SetDatabaseDefaults()
acBlkTblRec.AppendEntity(acLine)
acTrans.AddNewlyCreatedDBObject(acLine, True)
acTrans.Commit()
End Using
End Sub[6]
3 应用前的准备
在船舶管系原理图设绘后期，最重要的工作就是对原理图中的阀件和附件进行明细统计。每一份原理
图一般都附有一份阀件、附件和管路的明细表，这是一份相当繁琐的工作，好在 AutoCAD 本身提供了属
性提取功能，目前通用的做法是将阀件、附件和管路做成属性块，设绘过程中对属性块中各属性的值进行
定义，最后进行属性提取，生成明细表。
为了实现上述的属性提取，首先要在AutoCAD中进行属性块的定义。阀件、附件的属性块应包括的属
性主要有标记、通径、材料、标准、证书等，管路的属性块应包括的属性主要有标记、通径、外径、壁厚、
材料、证书等。属性块的块名可以自己定义命名规则，一般阀件的块名用Vxxx（xxx为001到999的数字）
表示，附件的块名用Fxxx（xxx为001到999的数字）表示，管路的属性块只有一种，命名就比较简单，块
48 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
名用P01或P001等均可，只要方便程序读取且不与其他块名冲突即可。
4 程序主要功能
4.1 绘制管线
在船舶管系原理图设绘时，首先要绘制管线，管线中的介质的流向有单向也有双向。管线绘制功能有：
绘制单箭线、绘制双箭线、单双箭线转换。为了满足在外来图纸上的更改，程序集还可实现直线转为单箭
线或双箭线的功能。
绘制箭线命令执行时，命令行会出现“是画单箭线还是双箭线[单箭线(S)/双箭线(D)]<单箭线(S)> [S/D]
<S>:”的提示，同时屏幕绘图区会弹出相应的快捷菜单。既可在命令行输入，也可通过鼠标在快捷菜单选
择您要实现的功能。
单箭线转双箭线时程序可自动转换，双箭线转单箭线时需要用户指定箭线方向。
直线转箭线时，命令行会出现“是改单箭线还是双箭线[单箭线(S)/双箭线(D)]<单箭线(S)> [S/D] <S>:”
的提示，同时屏幕绘图区会弹出相应的快捷菜单。同理，转双箭线时程序可自动转换，单箭线时需要用户
指定箭线方向。
4.2 插入块参照
在船舶管系原理图设绘过程中，一个重要的操作就是插入各种系统所需的阀件和附件，该程序提供阀
件附件外部属性块参照的插入功能。命令执行后程序弹出对话框，选择所需的阀件或附件即可直接插入。
4.3 背景图颜色更改
在绘制原理图过程中，有时候会需要将其他图纸作为背景，而其他图纸中往往会有许多图块以及嵌套
图块，这些图块中图元的颜色往往各种各样，更改图块的颜色往往无法改变图元的颜色，逐个图块更改费
时费力，在图元数量巨大时甚至会造成 AutoCAD 内存不足。该程序提供的功能可调出“颜色选择”对话
框按用户指定的颜色作为背景色更改所有图块中的所有图元。
4.4 阀件附件属性匹配
一份原理图中某些阀件、附件的某些属性有时是相同的，比如同一管路上的阀件其材料、通径等属性
是一样的，但逐个输入繁琐且耗时。属性匹配功能与AutoCAD及Office的格式刷类似，可批量更改阀件附
件的属性（见图1~3）。
4.5 管子属性匹配
功能与“4.4”类似（见图 2）。
4.6 更改属性值宽度因子
由于图幅关系，有时候需要将一批阀件、附件或管路的属性值的宽度因子进行调整，以使各图元之间
不互相影响。该功能可批量将指定的属性值的宽度因子调整为用户指定的值。
4.7 显示指定的阀件附件管子
原理图在绘制过程中经常会更改管路及阀件附件通径及材料，完成后有时会出现漏改的情况，为了检
查是否有遗漏，该程序提供了检查功能。在对话框中输入用户的要求，图形中就会高亮显示符合条件的图
块（见图3）。
图1 阀件属性匹配 图2 管子属性匹配 图3 显示
胡小林，等：AutoCAD .NET API 在管系原理图设绘中的应用 49
4.8 阀件附件编号
按对话框中的要求输入，程序会按用户要求进行阀件附件编号，同时，如果用户需要，还可以将阀件
附件属性全部导出到一个Excel文件中（见图4）。
4.9 管子编号
同“4.8”（见图5）。
图4 阀件附件编号 图5 管子编号
4.10 导入 Excel 表
如果用户更改了 Excel 文件，通过该功能可将 Excel 内容同步到 AutoCAD 中。
4.11 生成阀件附件清单
一份完整的原理图都配有一份包含图中所有阀件附件的清单，在图中选择插入点，程序可自动生成完
整的阀件附件清单。
4.12 生成管材清单
功能同 4.11。
4.13 生成阀件附件统计清单
有时船东要求原理图的阀件附件清单应为统计形式的，比如：FTV001~009，A16015 CB/T309-2008，
直通截止阀，通径 15，青铜，数量 9；……。程序也可同时满足此要求。
4.14 标记旋转
不管是阀件附件标记还是管子标记，在实际绘图过程中都经常需要调整其文字方向，属性块文字方向
的调整与宽度因子调整类似，为了快速地调整，程序提供了批量快速的操作。
4.15 管子参数计算
在设绘过程中，经常会碰到流量、内径及流速的计算，程序提供了这三者的切换计算界面，方便用户
快速获得想要的结果（见图6）。
4.16 通径公制英制互换
通常原理图中的阀件附件清单中的通径是公制的，但现在有些船东要求通径用英制。如果从零开始绘
制是没有什么问题的，但有些图纸可以部分借用以缩短设计周期，如果单位制要求不一致就会有一定的修
改量。该功能可以让用户在清单中自由切换公制和英制。
4.17 插入符号表
原理图中有着许多的阀件附件符号，代表着不同的阀件附件，有些船东要求每份原理图中应该嵌有一
份包含图中所有阀件附件符号的符号表。该功能可自行读取所有的阀件附件符号并列表。
首先是要求用户指定符号表的插入点，然后要求用户选择符号表的说明文字是中文、英文还是中英文，
用户完成后程序便按要求列出符号表（见图 7）。
4.18 属性块内容转换
在设计过程中，由于客户要求不一样，属性块包含的属性内容就不一样，比如，通常块包含“MARK”、
“STANDARD”、“DIAMETER”、“MATERIAL”等，但有的用户要求的属性内容为“ITEMNO”、“STD”、
50 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
“NOMDIA”、“MAT”等。属性内容不一致，程序便无法使用。为了解决这个矛盾，程序提供了属性转换
功能，使用时切换为程序可以使用的格式，客户使用时再切换回去即可（见图8）。
图6 管子参数计算 图7 符号表 图8 属性转换
5 辅助功能
原理图绘制完成后，还需要写关于系统的相关说明，程序还提供了关于说明操作的一些辅助功能，使
AutoCAD 具有类似 Word 的排版功能。尽管 AutoCAD 提供了多行文字功能，但许多设计人员仍旧习惯于
单行文字，这些文字排版功能作用就凸显了出来。
同时，这些辅助的功能也可用于 AutoCAD 其他类型的图纸文本编辑，这些功能既方便操作，又节约
时间，而且图面整洁美观。
5.1 大小写互换
说明中的英文多数时候是要求大写，也有用小写的。用户无论是复制其他内容还是自行输入内容，
无需在意其是大写还是小写，输入完成后点击需要的大小写功能即可。
5.2 文字对齐
文字对齐包括文字左对齐和文字上下对齐。
5.3 文字等间距
多行的说明文字输入完成后，执行该命令可按用户要求设置各行的文字间距。
5.4 项目编号
项目编号包括纯数字编号和说明内容编号。原理图的说明编号按设计人员的习惯不同而不同，有的喜
欢将数字序号独立出来，有的喜欢与说明放在一起。执行该命令可按用户要求编序号，不用再单独输入或
更改。
6 结 语
通过 AutoCAD .NET API 针对船舶管系原理图设绘中的操作进行的二次开发，大大减少了重复或类似
的操作，提高了设计人员的设计效率。当然，程序也可按照用户的需求进行定制，一方面可对目前的功能
进行优化，另一方面也可赋予程序更多的功能，最大程度地为设计人员服务。
【 参 考 文 献 】
[1] Autodesk 官网． Managed .NET Developer's Guide (.NET), http://help.autodesk.com/view/ACD/2015/ENU/? guid=
GUID-C3F3C736-40CF-44A0-9210-55F6A939B6F2
[2] 王文波，等. AutoCAD 2010 二次开发实例教程（Object ARX）[M]. 北京：机械工业出版社，2008.
[3] 曾洪飞，等. AutoCAD VBA&VB.NET 开发基础与实例教程[M]. 北京：中国电力出版社，2013.
[4] Marion Cottingham[美]. AutoCAD VBA 从入门到精通[M]. 孔祥丰，等译. 北京：电子工业出版社，2001.
[5] 周乐来，等. AutoCAD 2008: Visual LISP 二次开发入门到精通[M]. 北京：机械工业出版社，2008.
[6] 李冠亿. 深入浅出 AutoCAD .NET 二次开发[M]. 北京：中国建筑工业出版社，2012.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.010
浮式储存再气化装置的 LNG 冷能利用
黄刘松，宋 炜，刘 涛
（沪东中华造船（集团）有限公司，上海 200129）
摘要：液化天然气（Liquefied Natural Gas, LNG）将成为人类在 21 世纪的主要能源之一。对浮式 LNG 接收终端
从概念、分类、特点、系统组成等方面进行了较系统的介绍，总结了与陆地 LNG 接收站的不同特点及其不足之
处。同时阐述了 LNG 冷能、LNG 冷能的评价因素及利用方式，并将部分 LNG 冷能的利用方式与常规方式的电
力消耗进行对比。在此基础上，从初投资、装置大小、商业化程度、市场潜力、环境保护等角度对低温发电、空
气分离、轻烃回收、海水淡化、液态 CO2 及干冰制备、低温粉碎、冷冻冷藏、天然气再液化、丁基橡胶的生产、
燃气轮机进排气的冷却、海上 LNG 冷能利用产业园区在 FSRU（Floating Storage and Regasification Unit，浮式储
存再气化装置）上应用的可行性进行了分析，最终得出适用于 FSRU 的冷能利用方式有冷能发电、空气分离、天
然气再液化、燃气轮机进排气的冷却。
关键词：液化天然气；浮式储存再气化装置；冷能利用；冷能发电；综合利用
中图分类号：U674.13+3.3 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0051-05
LNG Cold Energy Utilization of Floating Storage and Regasification Unit
HUANG Liu-song, SONG Wei, LIU Tao
（Hudong-Zhonghua Shipbuilding (Group) Co., Ltd., Shanghai 200129）
Abstract: Liquefied Natural Gas (LNG) will become one of the main energy sources for mankind in the 21st century.
This paper systematically introduces the floating LNG receiving terminals in terms of concept, categorization,
characteristics and system formation, etc., and summarizes their differences and deficiencies compared with LNG
receiving terminals on land. Meanwhile, this paper also elaborates the LNG cold energy as well as its evaluation factors
and utilization methods, and compares the utilization method of part of the LNG cold energy with conventional electrical
consumption method. On this basis, the feasibilities of low temperature power generation, air separation, light
hydrocarbon recovery, sea water desalination, liquefied CO2 and dry ice production, low temperature smashing, frozen
and refrigeration, natural gas re-liquefaction, butyl rubber production, gas turbine air inlet and outlet cooling, application
of offshore LNG cold energy utilization industrial park on FSRU (Floating Storage and Regasification Unit) are analyzed
from aspects of initial investment, equipment size, level of commercialization, market potential, environmental protection,
etc. to finally come to the conclusion that proper FSRU cold energy utilization method may include cold energy power
generation, air separation, natural gas re-liquefaction, gas turbine air inlet and outlet cooling.
Key words: liquefied natural gas; floating storage and regasification unit; cold energy utilization; cold energy power
generation; comprehensive utilization
0 引 言
为了顺应节能减排、低碳环保的需求，全球及我国都在经历从以柴油为主要燃料到以太阳能、风能、
收稿日期：2015-04-08
第一作者简介：黄刘松，男，硕士，高级工程师，1982 年生。2007 年毕业于上海交通大学动力机械及工程专业，现从事船
舶开发设计工作。
轮机与辅机
52 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
LNG（Liquefied Natural Gas）等新型、环保能源为主的能源结构调整。因此，寻求建立安全、稳定、可靠
的能源供应体系将显得尤为重要。
天然气在超低温（-162℃）常压状态下被液化，即成为LNG。其体积是气体形态的1/600，便于长距离
运输和大量储存，近年来得到了长足的发展。但已投产的LNG接收终端仍无法满足社会对LNG日益扩大的
需求量。半个世纪以来，人们在享受全球经济快速增长带来的成果的同时，逐步认识到环境和大气污染的
加重，环保意识也渐渐得到提升。受此影响，人们越来越不希望在沿海陆域建造LNG接收终端。在此背景
下，海上LNG接收终端的建造提议被逐步提上日程。
世界上第一个海上LNG接收气化装置于2005年开始商业运营，开启了海上浮式LNG接收终端的建造新
篇章[1]。截至2013年底，全球已建成LNG接收终端150多个，其中已投产的浮式LNG接收终端有11个[2,3]。
我国首个浮式 LNG 接收站——天津浮式 LNG 接收站项目已于 2013 年投产运营，拉开了中国 LNG 接
收和气化解决方案的序幕[4]。而 2012 年 8 月，工信部发布的《海洋工程装备科研项目指南（2012 年）》
中确定了包括 LNG-FSRU（LNG-Floating Storage and Regasification Unit）总体设计关键技术，以及
LNG-FSRU 再气化模块总体设计关键技术和相关设备作为研发重点[5]。本文将提出适用于 LNG-FSRU 的冷
能利用方式。
1 浮式 LNG 接收终端
1.1 种类
LNG 接收终端按所处位置可分为两类，一类是陆地式，即传统的 LNG 接收站；另一类是浮式，即海
上 LNG 接收终端。海上 LNG 接收终端又可分为如下几种形式，见表 1[5]。主要讨论 FSRU。
表1 海上LNG接收终端类型
项目 类型
LNG-FSRU
带再气化功能的LNG穿梭船（LNG Shuttle and Regas Vessel with Regasification，SRV）包括水下
或外转塔式系锚系统
沉箱式海底固定接收终端（Gravity Based Structure，GBS）
海上LNG接收终端
平台式LNG接收终端（Platform Based Import Terminal，PBIT）
FSRU按接卸作业地点可分为近岸式和全海式两种；FSRU按是否配置推进动力，又可分为无动力、低
速和高速3种。详见表2。
1.2 特点
LNG 运输船一般采用并靠或旁靠的方式实现向 FSRU 卸货。FSRU 相对陆上终端和 GBS（Gravity Based
Structure）而言，具有较大的成本优势。LNG 产业需要投入大量的资金，而 FSRU 和 SRV（Shuttle and Regas
Vessel with Regasification）却能明显缩短投产周期和降低初投资。
表2 FSRU的分类及特点
分类 特 点
近岸式FSRU是指其停靠专用的码头，接收、储存和气化LNG，达到供气要求的天然气进入城市管网。
其占用海岸线、审批复杂，但技术成熟、方便维修、护理和保养
按接卸地点分[6] 全海式FSRU是指其停靠在远离海岸线的外海，一般采用单点系泊或建造靠泊栈桥，达到供气要求的
天然气送至陆上管网。其不占用陆域和岸线资源、审批简单、设施的拆卸迁移简便，但受自然环境影
响大、营运成本高、不便于维修和保养
无动力配置，长期固定在一个处所，且该处所应不受台风等恶劣气候影响
低速配置，可在有台风时暂时撤离，或在租期完成后自行移泊至下一个服务点 按是否配置推进
动力分 高速配置，航速可达19.5 kn，可兼作运输用途，此类FSRU常称作LNG-RV船
黄刘松，等：浮式储存再气化装置的 LNG 冷能利用 53
FSRU适合急需尽早供气的市场；也适合于过渡性供气的市场或调峰型气站。海洋船舶、储罐、气化、
装卸船等技术被广泛应用于浮式LNG接收终端。
LNG-FSRU较常规陆上LNG接收终端具有许多特点，但是，仍存在一些不足。见表3。
表3 LNG-FSRU的特点及不足
项目 内容
不占用陆地，特别适合于对环境敏感或人口稠密的城市港口区域
可以接收更大容量的LNG运输船
较陆地接收终端，其初投资小
建设周期较短，对环境的冲击和影响小，简化了土地征用及审批手续，提高了居民对LNG接收站的认可度特点
改善了航海/航道的安全性，确保陆域财产/生命安全，方便选址和迁移，可采用灵活的租赁或承包经营方式，
为环境友好型工程
因取排水口较近，对当地水文生态有潜在的影响
由于在海上，若发生危险情况，紧急疏散的难度会增大许多 不足
对恶劣气候的防护性较差
1.3 组成
FSRU主要由动力推进系统（有无均可）、液货维护系统、LNG气化系统、BOG(蒸发气)处理系统、靠
泊系统、计量及卸货系统、消防安保系统及辅助系统组成。
2 液化天然气冷能利用技术
LNG在进入输气管网输送给各类用户前需要气化(一般采用海水加热)，在气化过程中将释放大量冷能。
合理利用LNG的冷能，不仅能减少电能等能源消耗、降低投资，而且可降低生产经营成本，带来良好的经
济效益和社会效益。因此，积极寻求和高效利用LNG的冷能具有重要意义。
2.1 LNG冷能评价因素
LNG冷能利用主要是依靠LNG与周围环境之间存在的温度和压力差，回收LNG相变至外界环境温度
时，储存于LNG中的物理能量。对LNG冷能进行评价便于今后计算LNG中可回收利用的能量。
天然气由气态到液态的转变是耗能较高的过程，且 LNG 冷能具有极高的利用价值，因此有必要对 LNG
进行 分析。 LNG 的冷量 xe ，可分为压力 p 下由热不平衡引起的低温 和环境温度 0T 下由力不平衡引起的压力
,x pe [8]，即
, ,( , )x x th x pe T p e e (1)
式中：
, 0( , ) ( , )x th x xe e T p e T p (2)
, 0 0 0( , ) ( , )x p x xe e T p e T p (3)
LNG 在定压下由低温升高到 0T 的过程中发生沸腾相变。设 LNG 为在温度 sT 下处于平衡状态的两相物
质，汽化潜热为 r，定压比热容为 pc ，相应潜热 为 0( / 1)sT T r ，加上从 sT 到 0T 气体吸热的显热 ，则其
低温 ,x the 为
0, 0 0( / 1) (1 / )dsT
x th s pTe T T r c T T T (4)
压力 ,x pe 为
0 0
,
, ,dsp T
x p p Te v p (5)
环境温度、系统压力及各组分含量等均会影响到 LNG 冷能 。
54 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
2.2 LNG 冷能利用方式
LNG 冷能利用可分为两种：直接利用和间接利用。详见表 4、5[7,8]。
表4 LNG冷能利用方式
直接/间接利用 LNG冷能利用方式 直接/间接利用 LNG冷能利用方式
直接利用
液态乙烯储存
丁基橡胶的生产
燃汽轮机进排气的冷却
低温储粮
其他
直接利用
低温发电
空气分离
轻烃回收
海水淡化
液态CO2及干冰制备
冷冻仓库
汽车冷藏及空调
空调制冷
蓄冷
建造人工滑雪场
天然气再液化
间接利用
低温粉碎
污水处理和造纸漂白
冷冻干燥
土木冻结施工法
低温生物工程
其他
部分 LNG 冷能利用方式的效果见表 5。
表 5 LNG 冷能利用方式效果比较
利用方式 超低温仓库 制造干冰 生产液态氧 生产液态氢 生产液态氮
效果 可节省电力 70% 可节省电力 5% 可节省电力 50% 可节省电力 50% 可节省电力 50%
3 LNG-FSRU冷能利用方式
对现有的冷能利用方式在FSRU上的应用，从初投资、装置大小、商业化程度、市场潜力、环境保护
等方面进行分析[9]。
3.1 低温发电
LNG冷能常见的发电工艺有直接膨胀法、低温朗肯循环法、低温布雷顿法、多级复合循环法、燃气轮
机循环法。
直接膨胀法工艺简单，但利用率低，且必须是低压用户，常与其他利用方式结合使用。
低温朗肯循环法是朗肯循环法和直接膨胀法的组合。其工艺简单、初投资较少，可选用合适的工质对
冷能进行分段利用以提高冷能利用率。
低温布雷顿法是布雷顿法和直接膨胀法的组合。与朗肯循环法相比，其工作介质N2无相变过程，且LNG
的蒸发压力处于超临界，与N2有较好的匹配，提高了换热效率。
多级复合循环法共有5个循环，针对每个循环采用不同的工质，可覆盖更大温度范围内的冷能，以梯
级利用LNG冷能。故其冷能利用率高，但系统过于复杂，实际应用中存在许多问题。
燃气轮机循环法利用LNG汽化时释放的冷能冷却压缩机进口空气温度，以提高冷能利用率。其适用于
电力需求超过20000kW的场所。
由此可知：低温朗肯循环法和低温布雷顿法是较适合的低温发电方式。目前世界上已有多套投入使用
的LNG冷能发电装置，技术成熟；LNG冷能发电是一种新型的节能环保的发电方式；但其初投资较高，需
综合考虑发电成本和当地电价等因素。
3.2 空气分离
将LNG冷能用于空气分离已在多个国家和地区实现商业化运营，我国也有几个空分项目已经启动。其
是环境友好的冷能利用方式，冷能利用率较高，初投资较低，其产品应用范围较广，适合大规模地推广；
考虑到运输成本，最好是就近利用。
黄刘松，等：浮式储存再气化装置的 LNG 冷能利用 55
3.3 轻烃回收
其对进料和设备的要求较高，在一定程度上能降低现有工艺的损耗，市场需求较大，初投资较大，适
合小规模范围内试运行。
3.4 海水淡化
海水淡化技术已在世界上大部分国家和地区得到应用。低温法海水淡化技术工艺简单，是一种可靠的
淡化技术。可较大程度地降低制造成本，解决目前我国沿海地区淡水资源缺乏的境况。
3.5 液态CO2及干冰制备
可减少二氧化碳的排放，进而达到保护环境的目的；但在液化二氧化碳温度和原料供应方面受限较多，
不适合大规模推广。
3.6 低温粉碎
利用空分产品低温粉碎轮胎和塑料，技术较成熟，可减少环境污染，是较好的LNG冷能间接利用方式；
可应用于诸多行业，且国家对其有政策扶持。
3.7 冷冻冷藏
在多个国家和地区已有应用，技术较成熟；能耗较常规方法低，初投资适中，日常维护便利；周边最
好有低温食品加工需求，且结合其他利用方式。
3.8 天然气再液化
已在多个国家和地区均有应用，技术成熟；减少天然气因蒸发产生的损失，降低生产的危险性；初投
资较小，维护简单；但需有天然气蒸发源；市场需求较小。
3.9 丁基橡胶生产
国外已有多套此装置投产，技术成熟；我国一般采用进口，市场缺口较大；初投资较高。
3.10 燃气轮机进排气冷却
在多个国家的地区均有应用，技术较成熟，可提高冷能利用率和燃气轮机的燃烧效率；初投资较大，
装置尺寸较大，结构复杂，维护保养不便，市场需求较小。适于小范围内（电力需求超过20000kW的工作
场所）试营。
3.11 以FSRU为中心的海上LNG冷能利用产业园区
上述的几种方式，一般都是单一利用，回收率低。而将LNG冷能按-160～-100℃、-100～-50℃、-50℃~
常温3个温区进行分类[10]，按照温位匹配原则，合理搭配低温温区与中高温区内的LNG冷能利用方式，形
成梯级、综合利用LNG冷能。充分利用海上面积广阔、LNG冷能来源稳定、价格低廉的优势，建立以FSRU
为中心的海上LNG冷能利用产业园区。
可最大限度回收利用 LNG 全温度区间的冷能，减少对环境的污染；极大地减少陆地面积的占用；尽
量将产品用于园区内，减少运输成本；许多单一的 LNG 冷能利用技术成熟，但缺乏将多种技术集成、综
合利用的经验；初投资很大，设备多且有些结构复杂，维护保养不便。
4 结 语
对现有的一些LNG冷能利用方式，从多角度进行对比分析，其中较适用于FSRU的有冷能发电、空气
分离、天然气再液化、燃气轮机进排气冷却。目前国际上少有在FSRU上LNG冷能的实际应用项目，因此
有必要进行这方面的研究，为今后我国FSRU上LNG冷能利用项目提供借鉴经验。
但就实际情况而言，FSRU上LNG冷能利用方式还有许多值得进一步探讨的问题，主要有以下几方面：
1) 缺乏针对低温动力循环深入开展 经济性分析的研究。常规热力系统的 分析已经逐渐为广大研
究人员所接受；但在低温条件下，工质同样具有 ，需要更深入的研究如何将这部分 回收利用；
2) 陆用LNG冷能利用的装备，如利用朗肯循环的透平膨胀发电机组已经得到广泛应用，相应的海上
LNG冷能利用装置尚属空白。需加大对海上LNG冷能利用装置的研究。
（下转第78页）
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.011
电液飞线在水下生产设施中的应用与选型
王靖翔，叶永彪
（深圳海油工程水下技术有限公司，深圳 518067）
摘要：电液飞线（EFL/HFL）是水下生产设施中的重要组成部分，一般用于连接水下分配系统与水下控制系统，
起到传递液压动力和电力、通信信号的作用，是关系到生产区块正常运行的重要“生命线”。过去由于国内油气
田开发局限于浅海，水下生产系统较简单，未来随着深海油气田开发，尤其是代表未来趋势的水下系统，都会使
得水下生产系统越来越复杂，电液飞线的应用前景广阔。通过对常见的水下生产设施中电液飞线布置方式的总结，
分析电液飞线的应用现状与选型的考虑因素，并以西非海域某深水大型工程项目为例，分析了电液飞线的布置与
选型的技术考虑，对未来我国深水油气田开发中电液飞线的布置与选型提供借鉴。
关键词：飞线；电液飞线；水下生产设施；电液分配终端
中图分类号：TE54 文献标志码：B 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0056-03
Application and Selection of EFL/HFL in Subsea Production System
WANG Jing-xiang, YE Yong-biao （Cooec Subsea Technology Co., Ltd., Shenzhen 518067）
Abstract: EFL/HFL are important components of subsea production system. They are generally used to connect the
subsea distribution systems and subsea control systems, to transfer hydraulic power, electric power and communication
signals, being the “lifeline” for the normal operation of the production unit. Historically domestic oil and gas field
exploration is limited to shallow waters, so the subsea production system is relatively simple. With the future exploration
of deep sea oil and gas field, especially the development of subsea system that represents the future trend, the subsea
production system will become more are more complex. Therefore, EFL/HFL will have a wide application prospect.
Through the summary of EFL/HFL layout in common subsea production systems, this paper analyzes the current
application status quo and considerations in type selections. Taking a deep water project in West Africa as an example, the
EFL/HFL layout and selection technical considerations are analyzed, which can provide some reference for the EFL/HFL
layout and selection of domestic deepwater oil and gas field exploration.
Key words: flying leads; EFL/HFL; subsea production system; EDM/HDM
0 引 言
全球范围内，随着大型深水油气田的不断开发，水下众多的采油/气树以及管汇等水下生产设施的液力、
电力、通信信号的输送和分配变得愈发重要，其稳定性直接关系到一个生产区块能否正常运行，电液飞线
（EFL/HFL）正是承担这一作用的重要水下通道，是名副其实的水下“生命线”。
1 水下电、液终端
为实现水下生产设施各单元协调有序工作，需要水下控制系统（Subsea Production Control System，
SPCS）进行控制，其用于操控水下生产设施的各类阀门，还可用于数据通信和监控温度、压力、液压油渗
收稿日期：2015-03-12
第一作者简介：王靖翔，男，硕士，助理工程师，1987 年生。2011 年毕业于哈尔滨工业大学机械电子工程专业，现从事海
洋石油安装与维修工程技术工作。
电气与自动化
王靖翔，等：电液飞线在水下生产设施中的应用与选型 57
漏。水下控制模块（Subsea Control Module，SCM）是水下控制系统的核心部件，它通过传感器采集水下
信息，发送给平台主控台（Main Control System，MCS），并接收其指令，通过驱动器，实现采油树阀门的
开启、关闭操作。典型的水下生产设施[1]布置见图1。
由于多个水下控制系统都需要与
主控台进行电信号、液压动力等传输，
显然需要采用一条汇总的脐带缆在水
下向各生产单元分配的方式，这就需
要水下分配系统（Subsea Distribution
System，SDS）发挥作用。水下分配
系统与水下控制系统各控制单元通
过电、液飞线连接在一起[2]。
一般来说，水下分配系统的液压
动力应满足以下条件：至少需要高压
和低压管线各一对，用于为阀门驱动
器和地面控制的水下安全阀（Surface
Controlled Subsea Safety Valve ，
SCSSV）输送液压动力。根据油田规
模和分享相同脐带缆的钻井中心的
数量，可以由两对或者三对液压动力
管道来控制不同油田或者钻井中心。并且，为提供冗余功能，可以通过梭阀将两对高低压管道与一个水下
控制模块相连。
电力分配要满足以下条件：至少有两个并联电源从供电单元（Electrical Power Unit，EPU）通过系统
向水下电子模块（Subsea Electrical Module，SEM）、压力传感器、多项流量计等提供电力[3]。采用交流电
进行电力传输，并在水下电子模块中将交流电转换为低压直流电，供一些传感器使用。交流变压器可能需
要在靠近采油树/水下控制模块的位置升压，具体情况取决于跨接距离。
通信线路虽然与电力线路同时铺设，但却是脐带缆中的独立电缆，直到四芯线组分开并通过电力终端
部件与水下脐带缆终端（Subsea Umbilical Termination Assembly，SUTA）相连。之后，电飞线电缆线路将
包含电力和通信四芯线组，以确保冗余性。采用这种方式，可以将电力线路噪声降至最低限度。也可以使
用光纤线路进行通信分配，如多相流量计，需要通过光纤线路完成高速信号传输。
2 电液飞线
水下分配系统和水下控制系统各控制单元在水下通常分别以脐带缆单元（Subsea Umbilical Termination
Unit，SUTU）和采油/气树形式存在，电、液飞线就是起到连接二者的作用，液飞线是软管形式，电飞线
除软管外还有电缆。一般来说HFL及EFL的设计水深都默认为3000m，适用于现在所有深海油气田开发。
图2中左右侧对称的两根为SFL/HFL，中间两根为EFL。
图2 采油树上的电缆飞线 图3 典型的液飞线
图 1 典型水下生产设施布置
水下分配单元
飞线
采油树
采油树
采油树
采油树 管汇
MUX 水下控制模块
水下控制模块
水下分配单元
电力跨接管
脐带缆终端 液压/化学 药剂跨接管
脐带缆 终端模块
电飞线
水下控制模块
高精度传感器
管汇液飞线
58 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
液飞线（HFL），见图3，作用是从SUTU那里把液压动力输送到各采油/气树上以实现对采油/气树上各阀
门的开启和气嘴开度的调节，还包括把甲醇输送到采气树上。液飞线通常前端有一段垂直的刚性段（SFL），
顶端是横向的接口，接口上方有吊环/ROV把手。HFL与SUTU完成连接后，液压回路导通，飞线里的液压动
力通过HFL进入SCM来实现对采油/气树阀门的控制。实际上是安装在Plate上的公母液压快速接头相互导通，
液压动力和甲醇通过这些快速接头进入各功能管线里面。HFL需要获得至少NAS Class 6的洁净度[4]。
电飞线（EFL），见图4，就是从SUTU那里把电力、通信输送到各采油/气树上以实现对采油/气树的控
制和监测。EFL由两部分组成，包括两头的电气快速接头和接头直接的电缆。其有4针或12针两种型式。
图 4 典型的电飞线
3 电液飞线在西非某项目中的应用
某西非项目，水深1300~1400m，水下生产设施包括了5个采油钻井中心（Production Drill Centre，PDC），
8个注水钻井中心（Water Injection Drill Centre，WDC），以及4个分别架设在两个PILT中间的气举管汇。
以 PDC-1 为例，其有两个采油管汇 PM-01A 和 PM-01B（production manifold），分别连接 6 个采油树。
这 2 个管汇和 12 个采油树均有电飞线、液飞线分别与 EDM、HDM 相连，其中液飞线为单股，电飞线为
双股。EDM 与 HDM 之间有 12 根电飞线相连。HDM 有接口连接脐带缆 UMB-1。这是从终点到原点的整
体布置。
该项目的电液飞线长度最长285m，最短18m。Nerzic R.等对西非海域的涌浪环境特点进行了细致研究，
给出了西非涌浪、风浪组合关系，指出由于西非海域在冬季会吸收来自北部以及西北部的北大西洋涌浪，
在夏季会吸收来自北太平洋远处的远程涌浪，这些涌浪经过长距离的传播得到充分发展，常态下风浪和涌
浪同时存在，对在这一海域工作的水下生产设施有重大影响[5]，基于此，该项目电、液飞线均采用了刚性
段SFL。
4 结 语
从选型角度，电液飞线只需满足各控制单元的功率、流量等要求，其实际规格一般应根据当地地理及
海况条件，并由设计公司与安装公司沟通，结合实际安装方案选择合适的电液飞线。以保证在最小弯曲半
径情况下，达到工程总成本最低。
【 参 考 文 献 】
[1] ISO 13628-1, Design and Operation of Subsea Production Systems-General Requirements and Recommendations, 2005,
International Organization for Standardization: Geneva, Switzerland[S].
[2] 张维庆，等. 水下生产控制系统的比较与选择[J]. 中国海洋平台，2014 (3): 47-48.
[3] 张 理. 水下生产控制系统设计探讨[J]. 中国造船，2010 (4): 187-190.
[4] Tom Kelly. Overview of Subsea Systems Engineering [J]. FMC, Subsea Tieback Forum, 2007.13-15.
[5] Nerzic R, Frelin C, Prevosto M. Joint Distributions of Wind/Waves/Current in West Africa and Derivation Multivariate Extreme
I-FORM Contours[C]//ISOPE, 2007.27-29.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.012
特种用途船舶分舱稳性计算的应用分析
李学菊 1，张海华 2 （1. 中国船级社规范与技术中心，上海 200135；
2. 中国船舶科学研究中心上海分部，上海 200011）
摘要：简要介绍了特种用途船破损稳性的计算原理和适用规则。以某型特种用途船为例，分析了影响要求的分舱
指数 R 值和达到分舱指数 A 值的主要参数，以及提高指数 A 的相应措施。通过分析通风管路布置、长艏楼中梯道
口的型式以及横向破损宽度的要求，解读了规则中一些较难理解的条款，分析其对特种用途船的影响，并提出了
相应的优化措施。
关键词：特种用途船；分舱指数 A；优化措施
中图分类号：U661.2+2 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0059-06
Analysis on the Application of Specialized ship's Subdivision Stability Calculation
LI Xue-ju1, ZHANG Hai-hua2
（1. China Classification Society Rules & Technology Center, Shanghai 200135;
2. Shanghai Branch, China Ship Scientific Research Center, Shanghai 200011）
Abstract: This paper briefly introduces the damage stability calculation principles and applicable rules of specialized
ships. Taking a type of specialized vessel as the example, the main parameters influencing the required subdivision index
R and the attained subdivision index A, as well as the measures to increase the index A are analyzed. Through analyzing
the requirements on ventilation piping arrangement, stairway type in long forecastle and transverse extent of damage,
some rule articles which are difficult to understand are interpreted, their influence on specialized vessels are analyzed,
and corresponding optimization measures are proposed.
Key words: specialized vessel; subdivision index A; optimization measure
0 引 言
随着船舶市场的多样化，特种用途船的需求量将日益增加。然而，由于船舶功能的特殊性使得这类船
型尺度受限且布局紧凑，关键是如何满足船舶分舱稳性的要求。
这类船舶多为中机型、长艏楼、艏/艉均设有压载水舱，当船舶的用途、核运人数、航速和航行海域、
燃油舱、淡水舱及各种辅助设备舱室的位置确定后，船舶的分舱就不可修改。在分舱确定的情况下，分析
影响分舱稳性计算的主要参数，在不改变船舶分舱的基础上通过计算参数的选取使其满足分舱稳性要求。
并根据特种用途船的特点，分析管路布置以及长艏楼中梯道开口的型式等对分舱稳性计算的影响，并提出
了相应的优化措施。
收稿日期：2015-04-14
第一作者简介：李学菊，女，硕士，工程师，1983 年生。2009 年毕业于哈尔滨工程大学船舶与海洋结构物设计制造专业，
现主要从事船舶稳性专业研究工作。
规范与标准
60 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
1 分舱稳性要求
载有12名以上特殊人员、≥500gt的船舶称为特种用途船。海上安全委员会2008年5月13日MSC.266(84)
决议[1]通过了特种用途船安全规则（简称SPS2008规则），以此替代了原来A.534[2]通过的SPS（Special Purpose
Ships）规则。SPS2008规则中规定特种用途船的分舱和破损稳性应符合SOLAS（国际海上人命安全公约）[3]第II-1章中客船的要求。概率破损稳性的要求是船舶达到的分舱指数A≥要求的分舱指数R：
0.9s
p
l
A
A R
A
(1)
1.1 要求的分舱指数 R
1 5 000 / ( 2.5 15 225)sR L N (2)
1 22N N N (3)
式中： sL ——分舱船长；N1——救生艇可供使用的人数；N2——船舶在 N1以外允许载运的人数。
因特种用途船上配备的特种人员被认为具有良好的身体，对船舶布置有相当的了解并受过安全程序及
船上安全操作训练的人员，因此特种用途船要求的 R 可以根据载运的人数进行折减：
1) 核准载运 240 人或以上，R 值按式（2）计算；
2) 核准载运不超过 60 人，R 值为式（2）计算结果的 0.8；
3) 对于超过 60（但不超过 240）人，R 值应在上述“1)”和“2)”值之间线性内插确定。
1.2 达到的分舱指数 A
达到的分舱指数： 0.4 0.4 0.2s p lA A A A (4)
式中： sA 、 pA 和 lA ——分别为夏季载重吃水，部分载重吃水和轻载吃水工况下的分舱指数。
每个吃水的指数均为所考虑的全部破损情况所起作用的总和：
1
[ ]i t
c i ii
A p s
(5)
式中： ip ——破损概率； is ——生存概率。
破损概率 ip 与舱室布置有关，主要是横向水密舱壁及边舱舱壁。
任何初始工况 id 生存概率因数 is 的计算公式为：
intermediate, final, mom,i i i is s s s 最小 或 (6)
式中： intermediate, is ——在 终平衡阶段之前所有进水中间阶段的残存概率，按（7）式计算； final, is ——
终平衡阶段的残存概率，按（8）式计算； mom, is ——经受住横倾力矩的残存概率，按（9）式计算：
4
1
max,teintermedia 705.0
范围GZs i (7)
式中： maxGZ ——任何进水阶段复原力臂变负的角度之前范围内 大复原力臂值，该取值应≤0.05m，范围
不可 >7°。如果中间横倾角 >15°，则 0 te,intermedia iS 。
4
1
maxifinal 1612.0
范围
，GZ
Ks (8)
式中： maxGZ ≤0.12m，范围 ≤16°。
如果 1,7e K
如果 0,15e K
李学菊，等：特种用途船舶分舱稳性计算的应用分析 61
其他情况：8
15 eK
e 是任何进水阶段的平衡横倾角。
1
)04.0(
,mom
heel
maximom
isM
GZs
排水量， (9)
式中：排水量——处于分舱吃水时的完整排水量； heelM —— 大假定横倾力矩：
救生艇筏风乘客 或或 MMMM maxheel
2 计算因素实例分析
满足规则要求，其实就是尽量减小 R 值和增大 A值。以某特种用途船为例，分析影响 R 值和 A值的主
要因素。主要参数见表 1。
表 1 主要参数
垂线间长
BLP/m
型宽
B/m
型深
D/m
夏季载重线
吃水 ds/m
轻载吃水
dl/m
轻载吃水对应
的纵倾/m
核运人数
/人
要求分舱
指数 R
要求部分指数
As、Ap、Al
100.0 16.0 7.90 6.30 5.30 0.358 120 0.589 3 0.530 4
2.1 影响 R 值的因素
从 R 值的计算公式可知，影响 R 值的因素有分舱长度 Ls 和参数 N。当船舶用途、总吨和核准运载总人
数确定后，Ls 的变动范围不大。
当救生艇使用人数 N1确定（如 N1=120，则 N2=0）时，通过计算得出 Ls 对指数 R 的影响较小（见表 2）。
表 2 分舱长度 Ls对要求分舱指数的影响
Ls / m 90 95 100 105 110
R 0.589 2 0.589 2 0.589 3 0.589 4 0.589 5
当分舱长度 Ls 确定（Ls =100m）时，参数 N 对指数 R 仅在小数点后第 3 位开始有影响（见表 3）。
表 3 救生艇使用人数 N1对要求分舱指数的影响
N1/人 80 90 100 110 120
N2/人 40 30 20 10 0
R 0.5911 0.590 7 0.590 2 0.589 8 0.589 3
从表 2 可知，分舱长度 Ls 和参数 N 对要求的分舱指数 R 值影响不大，因此通过修改这两个因数来降
低指数 R 的方式效果不明显。
2.2 影响 A 值的因素
计算 A 指数时需要用到 3 个初始装载工况。这些装载工况由平均吃水 T、纵倾 Trim及初稳性高度 GM
定义。
2.2.1 平均吃水 T 的影响
3 个初始工况中 深分舱吃水 ds 与夏季载重线吃水相同，部分吃水 dp=0.6ds+0.4dl，轻载吃水 dl 为营运
工况中的 小吃水，通常情况下是压载到港工况对应吃水[4]。
当空船质量重心确定后，可以通过调节压载水获得不同的轻载吃水工况。因 ds 已不可修改，而 dp 通
过 ds和 dl 计算得到，因此 dl 的选取非常重要（见表 4）。特种用途船不像货船和客船有着严格的载货量或
载客量要求，因此压载水舱配置的可调节范围较大。
62 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
表 4 不同轻载吃水 dl时的 A 值
T 5.3 5.5 5.7 5.9 6.1
Al 0.620 3 0.615 0 0.599 5 0.589 0 0.571 5
Ap 0.597 8 0.594 8 0.575 2 0.573 2 0.570 4
As 0.570 1
A 0.591 2 0.589 0 0.578 0 0.575 1 0.570 5
R R = 0.589 3，0.9R = 0.530 4
从表 4 可知，其他条件相同仅轻载吃水不同时，达到的分舱指数 A、轻载吃水指数 Al 和部分吃水指数
Ap 随吃水 T 的增加而递减。由于还要综合考虑螺旋桨浸没和完整稳性衡准要求，所以压载到港工况的吃水
也不可能无限制地减小，但是可以证明通过调节压载到港工况的吃水 T来得到 大的分舱指数A是可行的。
2.2.2 计算纵倾影响
计算 A 时， 深分舱吃水 ds 和部分分舱吃水 dp 应采用水平纵倾，轻载航行吃水 dl 采用实际营运纵倾[4]。
如果在任何营运工况下与计算纵倾相比较，纵倾的变化大于 0.5%Ls，应按照相同吃水但不同纵倾另行提交
一个或多个 A 的计算[5]，使所有营运工况下的纵倾与一个计算所用的参照纵倾相比之差小于 0.5%Ls（见图
1）。
图 1 不同吃水对应的纵倾限制范围
因装载手册或装载计算机中所有工况都要满足纵倾范围，而手册中的纵倾值是相对垂线间长而言的，
所以一般实际送审船级社的文件中用到的计算值是 0.5%Lbp，这样两个数值才具有可比性。
从表 5 可知，在船舶平浮和有较小艏纵倾值时分舱指数 A 值较大，其他纵倾值时指数 A 较小。由于船
舶首倾不利于浮态和完整稳性衡准的满足，因此轻载吃水工况对应的纵倾值应尽量调节至零纵倾。
表 5 轻载吃水 dl 为定值，不同纵倾值 Trim对应的 A 值
Trim -2.0 -1.0 0.0 1 2
Al 0.598 2 0.606 5 0.618 4 0.615 3 0.605 1
Ap Ap= 0.597 8，As= 0.570 1
A 0.586 8 0.588 4 0.590 8 0.590 2 0.588 2
R R = 0.589 3，0.9R = 0.530 4
纵倾限制曲线
纵倾小 GM 值
GM 限制曲线
许用值
吃水
吃水
许用值
l2 l1
S2 S1
p1p2 p3
0.5% Ls 0.5% Ls ≤0.5% Ls ≤0.5% Ls
ds
dp
dl
李学菊，等：特种用途船舶分舱稳性计算的应用分析 63
2.2.3 GM 值
初始工况 GM 值的选定主要取决于装载手册中总完整
稳性工况的设定。破损稳性设定的 GM 值与完整稳性要求
的 GM 值构成的包络线必须包络装载手册中所有营运工况
的 GM 值（见图 2）。
从表 6 可知，GM 值对指数 A 的影响是 明显的，随着
GM 值的增大各项指数 A、Al、Ap、As 值不断地增大，但是
较大的 GM 值会增加营运工况的配载难度，因此选择一个
合理的 GM 值非常重要。
GM 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7
Al 0.581 3 0.595 8 0.608 3 0.610 5 0.623 5
Ap 0.532 2 0.551 2 0.572 3 0.592 0 0.610 1
As 0.503 4 0.520 5 0.539 5 0.573 4 0.590 8
A 0.530 5 0.547 8 0.566 4 0.589 5 0.605 1
R R = 0.589 3，0.9R = 0.530 4
3 特殊性布局对破损稳性计算的影响
通过分析，发现特种用途船的管路布置和长艏楼中的梯道开口对达到的分舱指数 A 有着较大的影响。
3.1 管路布置
SOLAS/II-1/B-1/7/7 中规定，如果在假定破损范围内设有管子、通道或者管隧，其布置应确保累进进
水不会扩展到那些假定进水的舱室以外的其他舱室。
对于特种用途船而言，这类布置非常困难。特种用途船由于人员较多，配备的居住处所和生活娱乐场
所也较多，为了满足基本生活条件及舒适性要求，供水及污排水系统和空调管路系统非常复杂。发现有很
多管路因布置不当而穿过多个水密舱，或采用类似中央空调的形式一个空调机给几个区域处所服务，导致
空调管遍布全船。还有些管路及通风管路是因为主甲板上有设备遮挡导致
不得不穿过水密舱壁。这种情况在计算分舱指数时就要考虑延伸进水问题，
如果管路通过的水密舱壁较多，那么达到的分舱指数一定会大打折扣。
建议：1）布置空调管系的时候，建议一个水密分割区域布置一台空调
机；2）如果必须穿过水密舱壁时，管路在垂向应尽量靠近舱壁上部，在横
向尽量靠近船中，如果管路与另一区域舱壁的距离 s 小于一个扶强材结构
尺寸，如图 3，可视为舱壁（甲板相同）的一部分。
3.2 长艏楼内的梯道开口
特种用途船通常具有长艏楼，主要功能是供人员就餐及活动场所。因此
从使用功能上说，在艏楼甲板上设置水密舱壁是不可行的，即使是在梯道上
设置水密门也会给实际使用带来诸多不便。特种用途船多为中机型，即机舱布置在船舶中部，所以艏楼内部
会设置多个梯道通向主船体，那么梯道开口的位置及形式就显得非常重要。如这些梯道门为普通防火门，那
么在破损稳性计算中这些点将被设置为内部进水点，而这些点在主甲板上，垂向位置较低，对计算指数 A 的
影响很大。若这些梯道门为风雨密门，那么计算中可以设置为风雨密点，当没有被 终平衡水线淹没时，其
影响较小。因此这些开口应尽量布置在靠近船舶中心线位置，且围壁及开口型式 好为风雨密型。
图 2 小 GM 曲线
2.0
1.5
1.0
0.5
5.0 5.5 6.0 6.5吃水/m
小G
M/m
dl = 5.3 m GM = 0.63 m
dp = 5.9 m GM = 0.85m
ds = 6.3 m GM = 1.085m
营运工况 GM 值
图 3 管路布置
BL
表 6 其他条件不变，不同 GM 对应的 A 值
64 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
3.3 破损宽度范围
SOLAS/II-1/B-1/7/5 中规定，横向范围小于 B/2 的所有破损情况都可以计入计算公式，该横向范围是
从舷侧向内垂直于 深分舱吃水线处的中线量取，如计算船舶右
舷的破损指数，破损区域阴影区域（见图 4），而不是按照船舶中
心线划分左右舷。
因特种用途船具有快速性的要求，船身较瘦长，因此仅就破
损稳性而言，船舶首尾区域的舱室布置为左/右对称舱室就显得没有必要了。
另外，对于双层底布置的要求[6]，所有特种用途船视为客船，应满足 SOLAS 第 II-1/9 条要求。
4 结 语
1）通过对分舱长度 Ls 和参数 N 的分析，发现其对指数 R 的影响很小。在船舶功能确定后，要求的分
舱指数 R 值很难降低；
2）通过分析初始工况中吃水 T、纵倾值 Trim 和初稳性高度 GM 值对达到的分舱指数 A 的影响，对各
种影响因素有了一定的了解，当破损稳性不能满足要求或者过于富裕时，可以比较迅速且有针对性地进行
修改；
3）通过管路布置、长艏楼中梯道开口型式以及船舶横向破损范围等的分析，解读了规则中的具体条
款，了解哪些条款对特种用途船来说需要注意；但是，在设计初期易被忽视。
影响分舱稳性计算的因素有很多，本文仅针对影响指数 R 值和指数 A 值的计算参数进行了分析，以及特
种用途船的一些常规特点如管路布局和长艏楼梯道口型式进行了探讨。希望可以对特种用途船的设计起到
借鉴作用。
【 参 考 文 献 】
[1] Resolution MSC.266(84). Code of Safety for Special Purpose Ships[S], 2008.
[2] Resolution A.534(13). Code of Safety for Special Purpose Ships[S], 1983.
[3] The International Convention for the Safety of Life at Sea (SOLAS)[S], 2009.
[4] 张高峰，等. SOLAS 2009 极限 GM 曲线中纵倾范围的考虑[A]. 上海市造船工程学会，2008 年学术年会论文集[C]. 上
海：2008.
[5] 孙家鹏. 破舱稳性新规范探讨[J]. 上海造船，2009 (4): 28-33.
[6] 陈晶晶. SOLAS 对双层底要求研究[J]. 船舶与海洋工程，2012 (2): 62-66.
（上接第 40 页）
4 结 语
通过数值计算，研究了某深水供应船耐波性能及减摇水舱减摇效果，得到以下主要结论：
1) 该船满足 7 级风对应海况下作业，以及 12 级风对应海况下安全航行的相关耐波性运动衡准要求；
2) 减摇水舱使用后，该船在 7 级风及以下风级对应海况作业时，有望获得 25%~44%的不规则波减摇
率，随着波高的增加，减摇率降低。
【 参 考 文 献 】
[1] 李积德. 船舶耐波性[M]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学出版社，2007.
[2] Kang Zou,Q-m Miao et al.Motion prediction of the ship with sloshing tanks[C]. OMAE..2009.958-962.
[3] Xiao-bo CHEN et al.Hydrostar for Experts User Manual[R]. France: BV, 2012.
[4] 方钟圣，等. 西北太平洋波浪统计集[M]. 北京：国防工业出版社，1995.
[5] 戴仁元，等. 船舶耐波性评价方法与衡准[J]. 中国造船，1990（增刊 1）: 175-180.
图 4 横向破损范围
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.013
一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型
胡志强 1,2，高 岩 1，姚 琪 1
（1. 上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海 200240；
2. 上海交通大学高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240）
摘要：船冰碰撞是船舶碰撞研究领域的热点之一，对冰材料的模拟是船冰碰撞的研究重点。提出一种利用理想弹
塑性模型模拟的冰材料本构模型，利用半隐式图形算法计算单元塑性阶段的应力，利用 Tsai-Wu 屈服准则和经验
失效公式用来描述冰的力学行为。利用二次开发功能，将冰材料模型嵌入 LS_DYNA 程序，并验证该模型的准确
性和适用性。研究中针对不同局部形状的冰块与船侧碰撞场景，通过比较分析碰撞力、能量耗散等，探讨冰块的
局部形状对碰撞场景的影响。研究结果表明：冰材料模型在大接触面的条件下压力与已有标准吻合较好；在不同
的冰块局部形状条件下，船冰碰撞的相互作用过程不同；较钝形状的冰块表现近乎刚体，较尖锐形状的冰块较易
破碎。
关键词：船冰碰撞；弹塑性材料；本构模型；冰块形状影响；数值仿真
中图分类号：U661.7 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0065-09
A New Constitutive Model of Ice Material for Ship-ice Interaction based on Ideal Elasto-plastic Property
HU Zhi-qiang1,2，GAO Yan1，YAO Qi1
（1. State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240;
2. Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration,
Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240）
Abstract: Ship-ice interaction is currently one of the hot topics of the ship collision research, and the modeling of ice
material is one of the key issues in ship-ice collision research. A constitutive model of ice material for ship-ice interaction
based on the ideal elastic-plastic property is proposed in this paper, which calculate the element stress in plastic stage
with the semi-implicit return mapping algorithm and describes the ice mechanical behavior with the Tsai-Wu yield
criterion and empirical failure formula. Secondary development function is used to incorporate the ice material model
into LS_DYNA program to validate the accuracy and applicability of the model. In accordance with the scenarios of
collisions between a ship and ice blocks of different shapes, the study compares and analyzes the collision force, energy
dissipation and etc. to discuss the influence of the ice shape on collision scenarios. The result shows that the pressure of
the ice material model agrees well with existing standards in case the contact surface is large. The interaction processes of
the ship-ice collision are different with different ice shapes. The blunt-shaped ice performs like a rigid body, while
sharp-shaped ice is easy to be broken.
Key words: ship-ice collision; elastic-plastic material; constitutive model; influence of iceberg shape; numerical simulation
收稿日期：2015-08-31
基金项目：国家自然科学基金重点项目（51239007）。
第一作者简介：胡志强，男，副教授，1975 年生。2008 年上海交通大学船舶及海洋结构物设计制造专业获博士学位，现于
上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院工作。
工艺与材料
66 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
0 引 言
近年来，随着在极地地区航行的船舶日益增多，船舶与冰山发生碰撞事故的可能性也随之增加。船舶
一旦与冰山碰撞造成破损，很可能发生漏油事故，影响极地地区的生态环境。因此，为了保证航线的安全
性，提高船舶结构的可靠性，需要在船舶结构设计阶段考虑冰载荷的影响。因此，准确模拟船冰碰撞场景，
预测碰撞结果，为船舶设计阶段提供数据参考非常重要。
冰的力学性质十分复杂。冰的形成过程高度依赖于环境条件，如海水盐度、温度等，因此不同区域的
海冰的性质不同。如在俄罗斯北部，因有大量的河流入海，海冰的种类和性质与北美北极圈的 Beaufort 海
就有很大的不同[1]。从宏观组成上，海冰由固体冰、盐囊、气体和孔隙等组成，其物理性质相当复杂。在
微观层面上，冰的性质决定于晶体大小及其结构。粒状冰、柱状冰和不连续冰为三种基本冰晶结构[2]。如
果组成海冰的晶体结构不同，或者排列方式不同，海冰的力学性质也会不同。比如多年冰晶体排列无明显
方向性，可近似为各向同性材料。一年冰由于其柱状冰的方向性，只能简化为正交异性材料。在宏观方面，
冰的厚度、孔隙率等是冰失效条件的重要影响因素，由于冰在其环境中较高的同系温度（ 0.8hT ），它的
力学行为与应变率有关。当应变率较低时，冰主要表现为延性破坏，软化行为是此破坏模式的最明显的特
征。然而，冰在高应变率条件下会表现出明显的脆性破坏，在载荷峰值之后破坏，彻底失去承受载荷的能
力。冰强度的最大值出现在两者的过渡区域，应变率≈0.001s-1[3]。所以，在低应变率条件下，冰可近似为
非线性的粘弹塑性材料，同时伴有延性失效模式的材料[4]。在高应变率条件下，冰可看作线弹性并脆性失
效模式材料。在脆性失效模式下，冰的压缩强度远大于拉伸强度[5]。鉴于冰材料的复杂性，完全模拟其在
碰撞过程中的物理变化过程是相当困难的。目前对冰材料的模拟主要集中在冰载荷模型上，重点模拟其压
力-面积曲线特性。
许多学者提出了不同的冰材料本构模型。Gagnon[6]根据冰块与船舶模型的实验现象，提出了泡沫模型
模拟冰材料本构模型，可有效解释在试验中观测到的冰在碰撞区域的融化现象。Jordaan[7]则从微观层面描
述了冰的破碎过程，利用随机概率的方法提出了两种压力-面积曲线描述冰载荷特性。Jebaraj[8]利用有限元
的方法模拟船冰碰撞过程，但是其冰材料模型比较简单，需要进一步完善。季顺迎、岳前进[9]则总体介绍
了冰的数值模型，针对性的研究分析了渤海海冰的相关性质。本文提出了一种基于弹塑性模拟的冰材料本
构模型，并嵌入到 LS_DYNA 程序，模拟海冰材料特性，应用于船冰碰撞数值仿真计算，进而探讨冰的局
部形状对冰的力学行为的影响。
1 冰的弹塑性材料特性模拟
1.1 弹塑性材料理论
冰材料模型是影响有限元模拟结果准确性的重要因素之一。但是，由于冰材料的复杂性，难以模拟船
冰碰撞过程中冰材料的所有行为特性。因此，目前的研究主
要集中在模拟碰撞过程中的冰载荷特性。Ralston[10]研究了
冰破碎的屈服条件和塑性变形，为用塑性理论研究冰材料证
明了其可行性。本文利用理想弹塑性材料模拟冰的载荷特
性，进而研究船冰碰撞中两者的相互作用过程。
理想弹塑性是塑性本构关系的特殊形式之一，其在塑性
阶段不产生硬化，即硬化函数为零。在弹性阶段应力应变满
足广义胡克定律。图 1 为一维条件下的理想弹塑性本构关
系，冰材料的本构关系为一维形式在三维空间的泛化。
在弹性阶段，应力应变满足广义胡克定律，如公式(1)
所示。 图 1 理想弹塑性本构关系示意
应力
应变
Liu 失效准则Tsai-Wu 屈服准则
半隐式图形返回法
胡志强，等：一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型 67
x
1[ ( )],
1[ ( )],
1[ ( )],
yzx y z yz
zxy y x z zx
xyz z x y xy
E G
E G
E G
(1)
式中：E——弹性模量；μ——Poisson 比；G——剪切弹性模量，且 / 2(1 )G E ， ( , , )i i x y z ——正应
变； ( , , )j j xy yz zx ——工程切应变，且 2 ( , , )j j j xy yz zx 。
其弹性本构关系增量形式为：
x 0 x 0
0 0
0 0
2 ( ),
2 ( ),
2 ( ),
xy xy
y y yz yz
z z zx zx
G G
G G
G G
(2)
式中： 0 ( ) / 3x y z ——静水应变增量， 0 ( ) / 3x y z ——静水应力增量，则可得
到递推公式： 1n n n
i i i (3)
屈服方程是判断弹性状态和塑性状态的准则。因此，一个较为准确的屈服方程对准确模拟冰材料尤为
重要。一般情况下，在碰撞过程中，碰撞面积处的冰单元受周围单元的高度限制，处于典型的三向应力状
态。Jones[11]和 Rist[12]的实验结果表明，对于冰材料，静水压力对屈服状态的影响是不可忽略的。冰的压缩
强度随着静水压力的增加而增加。因此采用 Tsai-Wu[13]屈服准则，如公式(4)所示，即第二偏应力不变量为
静水应力的二次函数。Tsai-Wu 屈服是以 300 个实验数据为基础提出的，在船冰碰撞研究中被广泛采用。
其函数为： 2
2 2 0 1 2( , ) ( ) 0f p J J a a p a p (4)
式中：J2——第二偏应力不变量；P——静水应力。a0，a1，a2——分别为常数，表 1 中所示为常数的取值。
本文采用 Derradji-Aouattu 推荐的取值。
表 1 常数取值
Derradji-Aouat Kierkegaard Riska 与 Frederking 推荐的数值 1 Riska 和 Frederking 推荐的数值 2
(2000) (1993) (1987) (1987)
a0 22.93 2.588 1.6 3.1
a1 2.06 8.63 4.26 9.2
a2 -0.023 -0.163 -0.62 -0.83
提出的理想弹塑性材料在塑性阶段采用增量理论本构关系。根据 Drucker 公设中的假设，应变分为弹
性应变与塑性应变，则应变增量也分为弹性应变增量与塑性应变增量，如公式(5)所示，其中 eij ——弹性
应变， pij ——塑性应变。
d d d
e pij ij ij
e pij ij ij
(5)
弹性变形规律不因塑性变形而改变，应力仍然符合广义 Hooke 定律，即 eij 与 p
ij 不耦合。而塑性应变为
d dpij
ij
(6)
塑性应变增量方向与加载面的外法线方向重合。
68 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
式中： d ——一非负的塑性一致性参数，塑性加载时 d 0 ，中性变载和卸载时 d 0 。
如果采用关联流动法则，则为屈服函数，即 Tsai-Wu 屈服函数。
所以，塑性阶段的本构关系可表示为式(7)。弹性阶段的应力可用 Hook 定律求出解析解，塑性阶段的
应力由于塑性一致性参数的不确定性，需利用算法求取其数值解。 Tsai-wu1 3
d d d d d d2
e pij ij ij ij
ij
fp
G E
(7)
理想弹塑性本构关系的关键问题之一为失效条件的确定。本文采用 Zhenhui Liu[14]提出的以等效塑性应
变和静水应力为基础的经验失效准则，如公式(8)：
2
02
2:
3
0.5
p p peq ij ij
f
p
p
(8)
式中： p
eq ——等效塑性应变； f ——失效应变； 0 ——初始失效应变；P——静水应力；P2——屈服方
程的较大的根。此失效准则中只有 0 为输入参数。如果 peq f 或者 cutp p ，则单元失效删除。
1.2 塑性流动理论算法实现
对于塑性单元或弹塑性过渡单元，其应力的计算十分复杂。常用的应力更新积分算法有：显式和隐式
图形返回法。表 2 为不同应力更新积分算法的优缺点比较，本文采取半隐式图形返回法[15]进行迭代求解。
表 2 不同本构积分算法比较
积分算法 原理 优点 缺点
显示 向前 Euler 法 公式简单、易于编程 精度无法保证
完全隐式 向后 Euler 法、Runge-Kutta 等 强健、精确 复杂本构模型无法得到相关参数表达式
半隐式 向后 Euler 法、Runge-Kutta 等 稳定、公式简单
根据所提到的基本理论，第 n+1 步的应力可以表示成公式(9)的形式
1 n 1 1 n 1
n 1
1
1 1
: ( ) : ( )
: ( ) : :
( : ) :
:
p p pn n n n
p pn n
pn n
trail pn n
C C
C C C
C C
C
(9)
因此可以把半隐式图形返回法分成两步：初始的弹性预测步，以及由于应力对屈服表面产生偏离所需
的塑性调整步，如式(10)所示。
0( ) ( )
( )( ) 0
s s
pp p
u u
ff
总 弹性预测步 塑性修正步
(10)
同时，此种算法在步骤结束时强化屈服条件，避免了屈服面的漂移，对塑性一致性参数采用隐式，而
对塑性流动方向和塑性模量采用显示。积分方法可归结为：
1
1
1
1
1 1
1 1
1 1 1
: ( )
( , ) 0
n
n
n n
p pn n n
n n n n
pn n
n n n
r
q q h
C
f f q
(11)
因此程序的第一部分为求解试验应力 trial ，其应力应变关系满足 Hooke 定律，随之代入屈服函数
trial trial( )f f 进行判别：
胡志强，等：一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型 69
trial
trial
0
0
f
f
弹性阶段
塑性阶段 (12)
如在弹性阶段则 trial ，即试验应力为真实应力。如在塑性计算，则进行塑性修正，使试验应力回
到屈服面上，见图 2。 式中：E ——弹性空间； E ——弹性空间界面，即屈服曲
面； trial1n ——由 n 计算出的试验应力； 1n ——真实应力。
1.3 编程过程
步骤 1：初始化
0K (0) (0) (0) (0)1 1 1 1 1, 0, : ( )p p p
n n n n n nC
步骤 2：计算应力和屈服函数
( ) ( ) ( )1
( ) ( )1 1[ ]
k k kn n n
k kn nf f
步骤 3：如果 ( )
1 0knf 退出循环体，否则执行步骤 4。
步骤 4：计算塑性一致性参数增量
( )( ) 1
1 ( ) ( ) ( )1 1 1: :
kk n
n k k kn n n
f
f C f
步骤 5：更新状态变量和一致性参数
( 1) ( ) ( ) ( )1 1 1 1
( 1) ( ) ( )1 1 1
k kp p k kn n n n
k k kn n n
f
步骤 6：令 K=K+1 利用更新后的塑性应变和一致性参数代入步骤 2 进行计算。
2 冰材料本构模型验证
首先利用单元测试验证冰单元的材料性质。采用共 8 个节点 1 个积分点的单元，其一侧的 4 个节点固
定，另一侧的 4 个节点施加 0.05m/s 的速度以压缩单元。图 3 (a)、3 (b)为利用单元实验得到的屈服曲线和
失效应力。冰单元的屈服方程表现为抛物线型，与“1”中表达一致。屈服应变最小值为 0.1，发生在静水
应力为 50MPa 处。一旦应变达到失效应变，单元失效并被删除。图 3(c)为改变速度方向进行的拉伸试验得
到的截断应力，当拉伸压力达到 2MPa 之后则不再增加，从而确定了材料的拉伸性能。为与图 3(a)、图 3(b)
中的压缩方向的静水应力区分开，图 3(c)中的拉伸方向的静水应力用负值表示。通过与试验结果的比较分
析，验证了本文提出的冰材料本构模型的准确性。
(a) 屈服曲线 (b) 失效应变 (c) 截断压力
图 3 试验曲线分析
以球形冰-钢板计算工况为例，研究冰本构模型失效破碎的相关性质，并验证冰材料本构模型的适用
性。球形冰的半径为 1m，碰撞速度为 1m/s，碰撞时间设定为 0.5s。冰的压力-面积曲线是冰力学的基本
特性之一，被广泛应用于计算船冰相互作用过程中的冰载荷分析。Masterson[16]提出了 0.77.4P A 这一压
图 2 图形返回算法几何示意
弹性预测值
弹性域
(0) trial11 nn
切面
极限切面
f = 0（屈服面）
0 20 40 60 80 100
80
60
40
20
0
屈服函数
/J2 /M
Pa
0 20 40 60 80 100
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
失效应变
静水应力/MPa 静水应力/MPa
0.0000 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004
0.0
-0.5
-1.0
-1.5
-2.0
-2.5
静水应力
/MP
a
时间/s
70 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
力-面积公式，并且被 ISO(19906)[17]采用。测定冰在相互作用过程的压力-面积曲线，并与 ISO 规范进行对
照验证，结果如图 4(b)所示。由该图可知，两者在碰撞面积>0.3m2 的条件下吻合较好，而船冰碰撞的接触
面积一般大于此值，因此本文提出的冰本构模型可较为准确的应用到船冰碰撞数值仿真中。图 4(a)为在结
束时刻的冰压力云图。在碰撞区域存在高压区和低压区，并且随着时间推进，两者相互转换，高压区的静
水应力可达到 77.3MPa，低压区的应力在 2MPa 左右，此静水应力范围与 Gagnon 的实验数据较为一致。
图 4(c)为碰撞力-时间曲线，随着碰撞的深入，碰撞力成锯齿形增加。如果冰单元失效，则不再对碰撞贡献
力，碰撞力下降，直到一个新的较大的碰撞面积形成，更多单元参与碰撞过程，碰撞力才进一步增加。此
锯齿形状为船冰碰撞力曲线的典型形状。
(a) 冰压力云图 (b) 压力-面积曲线 (c) 碰撞力曲线
图 4 球形冰-钢板碰撞分析
3 利用冰材料本构模型作船冰碰撞数值仿真分析
3.1 碰撞场景模型及参数设置
不同的冰局部形状可能导致不同的碰撞场景，构建了 5 种形状的海冰模型，模型单元与几何尺寸见图
5。冰单元采用一个积分点的体单元，大小控制在 50mm×50mm×50mm 左右。在冰块模型后面加一层与
之共享节点的刚体单元，用来模拟冰块其他部分对此局部的作用力，同时给以刚体节点 V=2m/s 的速度推
进冰模型与船侧相撞[18]。碰撞位置选择为船外板的中心位置处。为了节省计算时间，只选取一段船侧模型
见图 5(6)，船舶主尺度见表 4。舱段模型长 35m，高 26m，船侧纵桁布置间隔为 900mm，船侧肋板厚 21mm，
每隔 5000mm 布置一根。不作针对性的冰区加强。在船侧模型两侧固定位移和转动，用来模拟船舶其他部
分对此舱段的边界条件作用。船体结构单元采用 Belystchko-Tsay 壳单元，平均大小为 225mm。
(1) 球体 (2) 正方体 (3) 三棱柱 (4) 圆台 (5) 尖椭球体 (6) 船侧示意
(7) 船冰碰撞场景局部和全局示意
图 5 船侧与冰块局部形状模型
0 1 2 3 4
80
60
40
20
0
碰撞面积/m2
压力
/MP
a 压力 iSO (19906)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
20
15
10
5
0
时间/s
碰撞力
/MN
胡志强，等：一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型 71
表 3 冰块模型几何参数 单位：m
几何体 球体 正方体 三棱柱 圆台 尖椭球
尺寸 R = 2 L= 3 L= 3 R1 = 1.6，R2 = 1.15，H= 1.75
底厚 0.75，顶厚 1.2 R1 = 1.8，R2 = 2.8
表 4 船舶主尺度 单位：m
名称 总长 垂线间长 船宽 型深 满载吃水 船侧内外壳间距 外板板厚 船侧纵桁板厚 船侧内壳板厚
参数 288 281 65 29.4 22 3.4 20 mm 14 mm 15 mm
表 5 冰与船体的材料参数
密度/(kg/m3) 杨氏模量/GPa 泊松比 失效应力/MPa 失效应变
冰 900 9.5 0.3
船体 7 890 210 0.3 285 0.35
3.2 计算结果
限于篇幅，选取代表性结果显示碰撞仿真结果。图 6 和图 7 分别为三棱柱冰块与球状冰块在船冰碰撞
过程中的破碎情况；图 8 为球体冰块碰撞过程船侧的变形情况及应力云图；图 9 为不同冰块形状的碰撞力
和能量曲线。由图 6 和图 7 可知，随着碰撞的持续，三棱柱冰块破碎状况非常明显，大量冰单元失效。相
反，球体冰仍保持原始形状，较少冰单元失效删除。可以看出：对于较钝的冰块，船侧为能量耗散的主体，
冰内能/总内能在较低水平；对于较为尖锐的冰块，冰块为能量耗散的主体，冰内能/总内能维持在一较高
水平（见图 9）。相比于其他形状，由于拥有较大的碰撞面积，方形冰的碰撞力和总内能最大，最大碰撞力
可达到 58.9MN，最大总内能接近 70MJ；相对于其他形状，球体冰表现得最为坚硬。船侧外板在碰撞过程
中未被穿透，但发生较大的塑性变形，船侧纵桁和船侧纵骨变形也较大，并且在碰撞区域发生断裂现象。
t = 0.5 s 冰块应力云图 t = 1 s 冰块应力云图 t = 1 s 碰撞区域侧视
图 6 三棱柱冰块 t = 0.5 s 和 t = 1 s 破碎情况
t = 0.5 s 冰块应力云图 t = 1 s 冰块应力云图 t = 1 s 碰撞区域侧视
图 7 球状冰块在 t = 0.5 s 和 t = 1 s 的破碎情况
72 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
图 8 球体冰碰撞中船侧变形情况与应力分布
碰撞力-撞深曲线 总内能-撞深曲线
冰内能/总内能-撞深曲线
图 9 球状冰与三棱柱状冰的碰撞力及能量曲线
4 结 语
提出一个利用理想弹塑性本构关系的冰材料模型，并嵌入到 LS_DYNA 程序中，应用到船冰碰撞数值
仿真中，研究冰块在不同局部形状条件下与船侧碰撞的特性，着重分析在碰撞过程中的碰撞力和能量耗散
情况，为船舶在冰载荷作用下的结构设计提供参考。研究得到以下主要结论：
1) 提出的理想弹塑性材料本构模型，可较合理地模拟冰的受挤压失效的行为特性；该模型可以较方便
地嵌入到数值仿真程序中；
2) 不同局部形状的冰块在碰撞过程中表现出的力学性质不同；较钝形状的冰块表现近乎刚体，而较尖
锐形状的冰块较易破碎，为能量耗散的主体；正方体冰块的碰撞力和总内能最大，因此可以作为最危险的
局部形状进行进一步研究；
3) 船侧结构发生较明显的塑性变形，如航行在冰区，需采取一定程度的冰区加强措施。
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
60
50
40
30
20
10
0
撞深/m
碰撞力
/MN
三棱柱 正方体 圆台 球体 椭球体
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
70
60
50
40
30
20
10
0
撞深/m
总耗散能
/MJ
三棱柱 正方体 圆台 球体 椭球体
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
撞深/m
冰耗散能与总耗散能比值
三棱柱 正方体 圆台 球体 椭球体
胡志强，等：一种理想弹塑性模拟的冰材料本构模型 73
【 参 考 文 献 】
[1] Timco G.W., Weeks W.F.. A review of the engineering properties of sea ice[J]. Cold Regions Science and Technology, 2010. 60
(2): 107-129.
[2] 丁德文. 工程海冰学概论[M]. 北京：海洋出版社，1999.
[3] Schulson E.M.. Brittle failure of ice[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2001. 68 (17): 1839-1887.
[4] Sodhi D.S.. Crushing failure during ice–structure interaction[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2001. 68 (17): 1889-1921.
[5] Schwarz, J., Weeks W.F.. Engineering properties of sea ice[J]. Journal of Glaciology, 1977. 19 (81).
[6] Gagnon R.E.. A numerical model of ice crushing using a foam analogue[J]. Cold Regions Science and Technology, 2011. 65(3):
335-350.
[7] Jordaan I.J.. Mechanics of ice–structure interaction[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2001. 68(17–18): 1923-1960.
[8] Jebaraj C., et al.. Finite element analysis of ship/ice interaction[J]. Computers & Structures, 1992. 43(2): 205-221.
[9] 季顺迎，岳前进. 工程海冰数值模型及应用[M]. 北京：科学出版社, 2011.
[10] Ralston T.D.. Yield and plastic deformation in ice crushing failure[C]//ICSI/AIDJEX Symposium on Sea Ice--Processes and
Models, Seattle, Washington. 1977.
[11] Jones S.J.. The confined compressive strength of polycrystalline ice[J]. Journal of Glaciology, 1982. 28: 171-177.
[12] Rist M.A., Murrell S. Ice triaxial deforntation and fracture[J]. Journal of Glaciology, 1994. 40(135).
[13] Derradji-Aouat A.. A unified failure envelope for isotropic fresh water ice and iceberg ice[C]//Proceedings of ETCE/OMAE
Joint Conference Energy for the New Millenium, 2000.
[14] Liu Z., Amdahl J., Løset S. Plasticity based material modelling of ice and its application to ship–iceberg impacts[J]. Cold
Regions Science and Technology, 2011. 65(3): 326-334.
[15] Simof J.C., Hughes T. Computational inelasticity[M]. 2008.
[16] Masterson D.M., et al. A revised ice pressure-area curve. in Proceedings[C]//Nineteenth International Conf. on Port and Ocean
Engineering under Arctic Conditions, Dalian, China. 2007.
[17] International S.O.. Petroleum and natural gas industries — arctic offshore structures[Z], in ISO TC 67/SC 7/WG 8. 2010:
Geneva, Switzerland. 434.
[18] Storheim M., et al. Iceberg shape sensitivity in ship impact assessment in view of existing material models[C]//ASME 2012
31st International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. Rio de Janeiro, Brazil. 2012.
更 正 启 事
本刊 2014 年第 3 期刊载的《大型船舶艉管轴承结构参数优化设计》一文作者应为：何江华、潘伟昌、
习 猛、刘 涛。特此更正。
《船舶与海洋工程》编辑部
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
DOI：10.14056/j.cnki.naoe.2016.01.014
阻尼材料在水面舰船的应用
刘 海
（中国舰船研究设计中心，上海 201108）
摘要：振动和噪声影响舰船安全性、舒适性以及战术性能的实现，敷设阻尼材料作为减振降噪的有效措施，已广
泛应用于各类船舶尤其是水面舰船，对于水面舰船还可提高其生命力。介绍了阻尼材料减振降噪的机理、影响材
料阻尼性能的因素和阻尼材料分类以及阻尼效果评定方法等。从设计的角度提出应用于水面舰船的阻尼材料的一
般要求；结合相关标准介绍国内应用较广泛、且具代表性的阻尼材料的基本情况、特征性能参数；又从施工角度
对阻尼材料在水面舰船上的应用提出要求。阻尼材料科学是近年发展起来的一种减震降噪技术，随着高新科技的
发展，对阻尼材料的要求也越来越高，且正朝着宽温、宽频、功能复合化的方向发展。随着阻尼材料的发展及其
在舰船上的广泛应用，可提高舰船的安全性、舒适性以及保障实现其战术性能。
关键词：阻尼材料；阻尼机理；舰船；减震降噪
中图分类号：U668.5 文献标志码：A 文章编号：2095-4069 (2016) 01-0074-05
Application of Damping Material on Surface Vessels
LIU Hai
（China Ship Development and Design Center, Shanghai 201108）
Abstract: Vibration and noise have influence on the safety, comfort and tactical performance realization of naval ships.
Application of damping material as an effective vibration and noise reduction measure has been widely applied in all
kinds of ships, especially surface warships, for which the damping material can also improve ships’ vitality. This paper
introduces the mechanism of damping material for vibration and noise reduction, the factors affecting damping properties
of materials, their categorization and damping effect evaluation method. Meanwhile, the general requirements on the
damping material applied to surface vessels are proposed from the perspective of design. And the basic information and
characteristic performance parameters of typical and widely-used damping materials both at home and abroad are
introduced in combination with relevant standards. Besides the application requirements of damping material on the
surface ships are put forward from the angle of construction. Damping material science is a kind of vibration absorption
and noise reduction technology developed in recent years. With the development of high and new technologies, the
requirements of damping materials are increasingly higher, which are developing towards the direction of wider
temperature and wide frequency range and multiple functions. With the development of damping materials and its wide
application on ships, the safety, comfort will be further improved and the tactical performance can be further ensured.
Key words: damping material; damping mechanism; ship; vibration and noise reduction
0 引 言
对于现代舰船而言，设备和船体的振动不仅影响其结构强度，而且影响设备的正常工作；同时，由于
振动引起的噪声以及设备自身产生的噪声不仅影响舰员的工作和身心健康，而且会降低舰船水声设备作用
收稿日期：2015-04-08
作者简介：刘海，男，高级工程师，1974 年生。1997 年毕业于天津大学海洋工程专业，现从事船舶设计工作。
刘 海：阻尼材料在水面舰船的应用 75
距离，更严重的是舰船噪声会降低舰船声隐身能力，使其成为敌方声制导兵器跟踪的信号源。因此，减振
降噪对于提高现代舰船安全性、战术性能及舒适性至关重要。
近年来，随着阻尼材料技术的发展，阻尼材料在舰船上的应用更趋广泛，不仅可敷设振动源和噪声源
表面或用于制作振动源和噪声源的零部件，甚至还可用作结构件，这些应用为舰船提高减振降噪的能力作
出巨大贡献。
1 阻尼材料
1.1 阻尼机理
从减振降噪的角度考虑，阻尼是指损耗振动能量的能力，也就是将机械振动及声振的能量，转变成热
能或其他可耗损的能量，从而实现减振降噪。阻尼的实现可以通过系统、结构和材料本身等途径予以实现，
阻尼材料是本身具备高阻尼特性并可以在工程实际中实现减振降噪功能的材料。
阻尼材料的弹性模量 *G 为复数，通常表示为 *G G jG ，其中G为复弹性模量的实部，表示储能
模量；G为复弹性模量的虚部，表示耗能模量。通常将G和G的比值称为材料损耗因子 ， 为材料在
受交变力后耗散振动能量的能力。
1.2 阻尼材料影响因素
阻尼材料复弹性模量实部G随环境条件的变化而表化，材料损耗因子 也随之变化。对于材料复弹性
模量实部和损耗因子主要的影响因素是温度和频率[1]。
1.2.1 温度的影响
复弹性模量实部G与材料损耗因子 值随温度变化而变化，典型曲线见图 1。在特定频率下G随温
度升高而降低，而 起初随着温度升高而增大，但到一定温度后则随着温度升高而减小。 的最大值称为
阻尼峰值，对应的温度应在材料允许的工作温度范围内。
1.2.2 频率的影响
与温度相似，复弹性模量实部G与材料损耗因子 值随频率变化而变化，典型曲线见图 2。在特定温
度下G随频率提高而增大，而 在一定频率下有最大值，低于或高于这一频率， 均下降。
图 1 G与 β随温度变化曲线 图 2 G与 β随频率变化曲线
1.3 阻尼材料分类
阻尼材料可分为黏弹性阻尼材料、金属类阻尼材料、阻尼复合材料和智能型阻尼材料。
1.3.1 黏弹性阻尼材料
顾名思义该材料同时具有黏性和弹性固体特性。当材料受到外力时，分子链在被拉伸的同时，分子之
间链段还会产生滑移。当外力消失后，被拉伸的分子链恢复原位，释放外力所做的功，表现为弹性；而链
段滑移不能完全恢复原位，外力所做的功转变为热能耗散于周围环境中，表现为黏性。
109
108
107
106
105
① ② ③ G
β
2.0
1.5
1.0
0.5
0.1 Tg
T/℃
β
G/(
N/m
2 )
G
β
lgf
lgG lgβ
βmax
76 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
1.3.2 金属类阻尼材料
其阻尼机理可以归因于热弹性阻尼、磁性阻尼、黏性阻尼和缺陷阻尼。热弹性阻尼是材料受力不均匀
在内部造成温度差，从而产生热流引起能量耗散产生阻尼。磁性阻尼是铁磁金属受外力作用，引起磁畴壁
的微小移动而产生磁化，损耗能量从而产生阻尼。黏性阻尼是当温度很高时，材料具有黏弹性而引起的阻
尼，此时应力与应变间关系为非线性，变形也不能完全恢复。缺陷阻尼是由于材料本身对缺陷区域原子运
动的阻碍引起的阻尼，是材料的固有阻尼。对于金属材料，缺陷阻尼是总体阻尼的主要组成部分。
1.3.3 阻尼复合材料
包括聚合物基阻尼复合材料和金属基阻尼复合材料。聚合物基阻尼复合材料是用纤维增强具有一定力
学强度和较高损耗因子的聚合物而形成的复合材料。金属基阻尼复合材料可通过在金属基体中添加金属基
复合材料、两种不同的金属板叠合或由金属板和树脂黏合等多种方法制成。无论聚合物基阻尼复合材料还
是金属基阻尼复合材料，其阻尼均来源于基体和复合相的固有阻尼、复合材料的界面滑动和界面处的错位
运动。
1.3.4 智能型阻尼材料
包括压电阻尼材料和电流变流体，其最大特点是损耗因子可控。压电阻尼材料是在高分子材料中填入
压电粒子和导电粒子。当材料受到振动时，压电粒子能将振动能量转换成电荷，导电粒子再将其转换成热
而散发出去。压电阻尼材料产生的电荷量与材料所受力的大小成比例，也就是说损耗因子根据外力变化而
变化。电流变流体是在油质基液中加入微小的多孔性固体颗粒组成的易受电场影响的特殊流体，可根据所
施加电场的变化在很短时间内改变其表观黏度，且损耗因子随之变化。
1.4 阻尼材料效果评定
1.4.1 插入损失评定
阻尼材料的应用效果一般都采取类似隔振装置插入损失评定的方法进行评估[2]，即比较评估点在阻尼
材料敷设前后的振动级或声级，阻尼处理的减振效果可近似为：
0 0 0
lg lg lgD D DM KL A B C
M K
(1)
式中： 0 ， D ——阻尼处理前、后结构的复合损耗因数； 0M ， DM ——阻尼处理前、后结构的质量； 0K ，
DK ——阻尼处理前、后结构的刚度； A、 B 、C ——取决于结构的形式及其固定条件的系数。
式（1）中系数 A、 B 、C 可通过对阻尼材料敷设部位敷设阻尼材料前后的噪声测量值由曲线拟合得
到。阻尼材料损耗因子的变化可由简单构件的测量值取得，质量的变化也很容易取得，但刚度的变化则与
激励频率有关，需由计算或测量得到。
1.4.2 噪声衰减
工程中还常采用水下噪声级和空气噪声级的衰减量作为阻尼技术应用效果的评估参数。在一般室内声
场中，离声源一定距离处的声压级 Lp 可以采用式（2）估算：
2
410
4πP w
QL L LG
Rr
(2)
式中： wL ——声源的声功率级；r ——计算处到声源的距离；R ——房间常数，1
SR
；S ——室内总
表面积； ——室内平均吸声系数；吸声系数指被材料吸收掉的声能与入射声能之比，即E
E 吸收
入射 E E
E
入射 反射
入射
；Q ——声源指向性因数。
若吸声处理前后的房间常数分别为 11
11
SR
和 22
21
SR
（ 1 、 2 分别为相应的室内平均吸声系数）
时，则在离声源足够远处最大的吸声减噪量 maxpL 可按式（3）计算：
刘 海：阻尼材料在水面舰船的应用 77
2 12max
1 1 2
110lg 10lg
1p
RL
R
(3)
室内吸声处理的平均减噪量 pL 可按式（4）计算：
2 1
21
10lg 10lgPT
LT
(4)
式中： 1T 、 2T ——处理前后室内的混响时间。
式（4）在实际使用中，部分参数求取困难，如处理前后室内平均吸声系数（ ）等采用理论计算相
当复杂，若采用试验的方法则费时费力。在工程实际中可采用式（5）估算[3]：
10lg 6 50l rs R (5)
式中：rs——阻尼处理面积与实际面积之比；R ——阻尼材料与底材的厚度比； ——材料的复合损耗因
子。
由式（5）可知，对舱室所有表面均敷设阻尼材料后，按照材料复合损耗因子为 0.25 进行计算，则舱
室空气噪声可降低约 12dB。
2 舰用阻尼材料现状
2.1 阻尼材料的要求
阻尼材料种类繁多，从工程实践而言，良好的阻尼材料应具备以下条件：
1) 材料的损耗因子峰值 max 要高，峰值温度 cT 要和工作温度相一致。现有的各种高分子聚合物虽然
具有黏弹性材料的性能，但是大部分橡胶类材料峰值温度低于室温，而塑料类材料峰值温度又远高于室温； 2) 材料损耗因子大于 0.7 的温度范围， 0.7T 要尽可能宽。而一般黏弹材料 0.7T 过于狭窄；
3) 有适当的模量，普通黏弹性材料模量偏高；
4) 材料不容易老化，无毒，阻燃，容易粘贴，有良好的工艺性能；
5) 在海洋环境中保持性能稳定，耐水、耐油、耐盐雾。
2.2 应用情况
我国自 20 世纪 70 年代前后开始阻尼材料的研究工作，到目前取得较大进展，有 10 多个单位的 20 多
种产品先后在各类舰船上使用。目前国内阻尼材料以黏弹性材料为主，按材料形态可分为片材型和涂料型；
按材料耗能方式可分为自由阻尼材料和约束阻尼材料。国内也已颁布了黏弹性阻尼材料通用规范（GJB
3045-1997）[4]对于非金属黏弹性阻尼材料的分类、技术要求等内容进行了规定，对于阻尼材料的阻尼性能
的具体要求为：自由阻尼材料损耗因子≥0.3；约束阻尼材料损耗因子≥0.7，在使用环境中保持性能稳定。
国内主要阻尼材料阻尼性能参数见表 1。
表 1 国内主要阻尼材料阻尼性能参数
损耗因子 产 品 类型
材料自身 复合 阻尼温域/℃
北京中工机械技术有限责任公司 LZN-Ⅱ型阻尼板 片材型约束阻尼 ≥1.60 0.30～0.40 -20～+60
青岛海建公司 T54/T60 阻尼涂料 涂料型约束阻尼 0.75～1.90 0.10～0.35 -20～+60
天津市橡胶工业研究所 D-803 阻尼材料 片材型约束阻尼 0.70～1.50 ≥0.35 -
麻城市海风降噪材料有限公司 HF91-02阻尼膏 涂料型自由阻尼 0.60～1.95 - -40～+160
725 所 SA-3 阻尼橡胶板 片材型自由阻尼 ≥1.00 ≥0.05 -20～+60
从表 1 可知，国内阻尼材料阻尼性能已经可以基本满足黏弹性阻尼材料通用规范的要求，阻尼材料的
阻尼温域也可满足舰船使用环境的要求。但是对于阻尼材料最重要的参数损耗因子，规范中规定了材料自
身的损耗因子，但是在工程实践中衡量材料阻尼性能的应为根据敷设部位板材实际厚度确定阻尼材料厚度
78 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
后，整个结构的损耗因子也既是复合损耗因子。因此规范中应增加关于复合损耗因子的要求。
2.3 施工工艺
阻尼材料施工工艺根据阻尼材料形态不同大致可分为两类，片材型和涂料型。
2.3.1 片材型
片材型阻尼材料一般适用于甲板、舱壁等比较平整的部位，使用时通常采用胶黏剂黏接到敷设部位（或
胶接加机械固定），也有个别产品具有自黏性（压敏型或热敏型）。
片材型阻尼材料进行施工时，首先要做好施工条件、施工材料和设备及工装等准备工作，其施工工艺
主要分为 4 个部分[5]：①粘贴表面处理（包括敷设部位和阻尼材料）；②裁剪和定位；③涂胶、粘贴、接缝
处理；④检验及后处理。
2.3.2 涂料型
涂料型阻尼材料一般适用于舷侧、底舱等曲率变化比较大的部位，一般采用刮刀、油灰刀等工具进行
涂敷，可分为单组分、双组分和多组分等。
涂料型阻尼材料进行施工时，前期准备工作与片材型大致相同，其施工工艺过程主要分为 3 个部分：
①敷设部位表面处理；②阻尼材料配置；③涂敷。
3 结 语
阻尼材料是近年发展起来的一种减震降噪技术。随着高新科技的发展，对阻尼材料的要求也越来越高。
阻尼材料正朝着宽温、宽频、功能复合化的方向发展。
【 参 考 文 献 】
[1] 戴德沛. 阻尼减振降噪技术[M]. 西安：西安交通大学出版社，1986.
[2] 朱英富，张国良. 舰船隐身技术[M]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学出版社，2003.
[3] 邓 凌，等. 3 500 t 客货船的舱室噪声分析及计算[J]. 船舶设计通讯，2001 (11): 34-38.
[4] GJB 3045-1997. 黏弹性阻尼材料通用规范[S].
[5] 蔡国栋. 船用阻尼材料应用概况及施工工艺探讨[J]. 材料开发与应用，2009 (12): 76-79.
（上接第 55 页）
回顾液化天然气的发展史可以相信，浮式 LNG 接收终端，尤其是 LNG-FSRU，将取代陆地 LNG 接收
终端，成为未来海上液化天然气的主要储存装置。而相应的，LNG 冷能利用项目也将逐步实现这一转变过
程。
【 参 考 文 献 】
[1] 侯建国，黄 群，诸 良. 浮式 LNG 接收终端技术与应用[J]. 中山大学学报论丛，2007, 27 (2): 47-54.
[2] 卢向前. 全球 LNG 接收站统计[J]. 国际石油经济，2009, 17 (6): 69-72.
[3] 石玉美，汪荣顺，顾安忠. 液化天然气接收终端[J]. 石油与天然气化工，2003, 32 (1): 14-17.
[4] 江 涛. 浮式 LNG 接收终端（FSRU）靠泊方案及码头设计研究[D]. 大连：大连海事大学，2012.
[5] 钱成文. 国外 LNG 接收终端简介及发展趋势[J]. 石油工业技术监督，2005, 21 (5): 65-70.
[6] 曹文胜，林文胜，吴集迎. 液化天然气（LNG）的冷量利用[J]. 制冷，2005, 24 (4): 16-19.
[7] 贺红明，林文胜. 基于 LNG 冷能的发电技术[J]. 低温技术，2006, 34 (6): 432-436.
[8] 杨红昌，鹿院卫，马重芳，等. LNG 冷梯级利用系统优化研究[J]. 可再生资源，2011, 29 (1): 72-75.
[9] 余黎明. 高效利用 LNG 冷能的途径探析[J]. 化学工业，2014, 32 (5): 1-12.
[10] 罗富明. 基于 LNG 接收站的冷能综合利用的产业园技术方案及经济性研究[J]. 中国化工贸易，2014, 6 (14): 263-264.
NAVAL ARCHITECTURE AND OCEAN ENGINEERING 船舶与海洋工程 2016 年第 32 卷第 1 期（总第 107 期）
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（一）
船 名 京津海 JING JIN
HAI
京鲁海 JING LU
HAI
GREAT
TRIUMPH GREAT VICTORY Navigator Umbrio Navigator Centauri
船舶类型 78 000 t 散货船 21 000 m3 gas carrier 22 000 m3 gas carrier
船 东 JING JIN HAI
SHIPPING
JING LU HAI
SHIPPING 中外运 中外运
Navigator gas
(navigator umbrio)
Navigator gas
(Navigator centauri)
设计单位 江南造船（集团）有限责任公司
建造单位 江南造船（集团）有限责任公司
完工日期 2015.9.21 2015.11.3 2015.6.26 2015.8.20 2015.04.27 2015.08.13
总 长/ m 225 225 225.00 225.00 159.99 159.99
垂线间长/ m 221.5 221.5 221.50 221.50 152.96 152.96
型 宽/ m 32.26 32.26 32.26 32.26 24.8 24.8
型 深/ m 19.8 19.8 19.80 19.80 16.7 16.7
设计吃水/ m 12.2 12.2 12.20 12.20 8.5 8.5
结构吃水/ m 14.35 14.35 14.35 14.35 9.4 9.4
载重量/ dwt 77 871.7 77 927.4 78 000 78 000 16 700 16 500
最大航速/ kn 15.7 15.7 15.7 15.7 — —
服务航速/ kn 14 14 14.0 14.0 16 16
续航力/n mile 21 000 21 000 21 000 21 000 20 000 —
主机型号 MAN B&W 5S60ME-C8.2 MAN B&W 6S50 ME-C8.2
主机功率/ kW 9 010 9 010 9 010 9 010 7 170 7 170
入 级 CCS CCS CCS CCS DNV GL DNV GL
备 注 无 无
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（二）
船 名 Navigator Ceres MSC GISELLE MSC DOMITILLE GAS TAURUS
船舶类型 22 000 m3 gas carrier 9 400TEU 船 83 000 m3 Gas Carrier
船 东 Navigator gas
(Navigator ceres) XIANGWANG INTERNATIONAL SHIP LEASE CO.,LTD. GAS TAURUS LIMITED
设计单位 江南造船(集团)有限责任公司 MARIC 江南造船(集团)有限责任公司
建造单位 江南造船(集团)有限责任公司
完工日期 2015.10.21 2015.5.20 2015.11.26 2015.12.29
总 长/ m 159.99 299.9 299.9 226.00
垂线间长/ m 152.96 285.4 285.4 215.00
型 宽/ m 24.8 48.2 48.2 36.60
型 深/ m 16.7 24.8 24.8 22.20
设计吃水/ m 8.5 14 14 11.40
结构吃水/ m 9.4 14.5 14.5 12.10
载重量/ dwt 16 500 110 412 110 707 53 800
最大航速/ kn — 22.8 22.8
服务航速/ kn 16 22.1 22.1 16.8
续航力/n mile — 21 880 21 880 18 000
主机型号 MAN B&W 6S50ME-C8.2 MAN B&W 9S90ME-C10.2 MAN B&W 9S90ME-C10.2 B&W 6S60ME-C8.2
主机功率/ kW 7 170 52 290 52 290 12 400
入 级 DNV GL DNV GL DNV GL DNV GL
信息与统计
80 船舶与海洋工程 2016 年第 1 期
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（三）
船 名 PAPUA SOUTHERN
CROSS BEIDOU STAR ATLANTIC STAR OOCL TAIPEI OOCL UTAH
船舶类型 LNG CARRIER 集装箱滚装船 集装箱船
船 东 EM/MOL ATLANTIC CONTAINER LINE OOCL
设计单位 沪东中华造船（集团）有限公司 沪东中华造船（集团）有限公司
& KNUD E. HANSEN 沪东中华造船(集团)有限公司
建造单位 沪东中华造船（集团）有限公司
完工日期 2015.01.30 2015.06.30 2015.11.30 2015.10.27 2015.01.07 2015.03.31
总 长/ m 290 290 290 296 335.0 335.0
垂线间长/ m 278 278 278 287 320.0 320.0
型 宽/ m 46.95 46.95 46.95 37.6 42.8 42.8
型 深/ m 26.25 26.25 26.25 22.95 24.8 24.8
设计吃水/ m 11.5 11.5 11.5 10.25 13.00 13.00
结构吃水/ m 12.5 12.5 12.5 11.5 14.65 14.65
载重量/ dwt 84 700 84 700 84 700 56 700 101100 101100
最大航速/ kn 21.3 21.3 21.3 19.0 — —
服务航速/ kn 19.5 19.5 19.5 18.0 22.80 22.80
续航力/n mile 8 000 8 000 8 000 15 000 21 000 21 000
主机型号 MAN-B&W 6S70ME-C8.2 Wärtsilä 8RT Flex 68D MAN-B&W 10S90ME-
C 9.2 TII
主机功率/ kW 2×16 000 2×16 000 2×16 000 22 000 43 000 43 000
入 级 ABS ABS ABS RINA DNV GL DNV GL
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（四）
船 名 OOCL GENOA OOCL HO CHI
MINH CITY SBI CONGA SBI BOLERO INDUSTRIAL GRAND INDUSTRIAL GLORY
船舶类型 集装箱船 集装箱船 Bulk Carrier Bulk Carrier 多用途重吊船 多用途重吊船
船 东 OOCL OOCL Scorpio Scorpio RICKMERS RICKMERS
设计单位 沪东中华造船（集团）有限公司 SDARI 沪东中华造船（集团）有限公司& SDARI
建造单位 沪东中华造船（集团）有限公司 沪东中华造船（集团）有限公司 沪东中华造船（集团）有限公司
完工日期 2015.08.27 2015.10.30 2015.10.19 2015.11.2 2015.1.28 2015.5.28
总 长/ m 335.0 335.0 229 229 170.93 170.93
垂线间长/ m 320.0 320.0 225.5 225.5 160.48 160.48
型 宽/ m 42.8 42.8 32.26 32.26 25.20 25.20
型 深/ m 24.8 24.8 20.05 20.05 13.85 13.85
设计吃水/ m 13.00 13.00 12.2 12.2 8.10 8.10
结构吃水/ m 14.65 14.65 14.5 14.5 9.50 9.50
载重量/ dwt 101100 101100 81167 81 210 19 400 19 400
最大航速/ kn — — 16.3 16.3 17.9 17.9
服务航速/ kn 22.80 22.80 14.3 14.3 16.5 16.5
续航力/n mile 21 000 21 000 25 000 25 000 15 000 15 000
主机型号 MAN-B&W 10S90ME-C 9.2 TII MAN B&W 6S60ME-C8.2-TII HHM-B&W 6S46ME-B8.2-TII
主机功率/ kW 43 000 43 000 9 932 9 932 8 280 8 280
入 级 DNV GL DNV GL ABS ABS GL GL
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表 81
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（五）
船 名 NILEDUTCH ROTTERDAM/
NILEDUTCH ANTWERPEN
SBI CAPOEIRA/SBI
CARIOCA/SBI LAMBADA CHIPOLBROK PACIFIC
海洋石油 670/海洋石油 671/
海洋石油 672/海洋石油 673
船舶类型 集装箱船 散货船 多用途重吊船 深水三用工作船
船 东 NILE DUTCH AFRICA LINE
B.V.
SBI CAPOEIRA SHIPPING
COMPANY LIMITED
CHIPOLBROK PACIFIC
SHIPPING COMPANY LIMITED 中海油田服务股份有限公司
设计单位 SDARI 瓦锡兰（基本设计）/SDARI（详
细设计、生产设计）
建造单位 上海船厂船舶有限公司
完工日期 2015.03/2015.02 2015.09.15/2015.10.09/
2016.01.18 2015.12.08
2015.06.12/2015.08.03/
2015.09.29/2015.09.30
总 长/ m 224 229 189.9 74.1
垂线间长/ m 213 225.5 184 64.2
型 宽/ m 34.8 32.26 28 18
型 深/ m 19.3 20.05 15.5 7.5
设计吃水/ m 11.5 12.2 9.5 5
结构吃水/ m 12.5 14.45 10.5 6.4
载重量/ dwt 48 039/48 044 81 253/81 262/81 272 31 615 2 715/2 708/2 745/2 672
最大航速/ kn 20.7 15.57 16.45 16
服务航速/ kn 20 14.3 15.7 16
续航力/n mile 20 000 25 000 18 000 7 800
主机型号 MAN B&W 6S70ME-C8TII MAN B&W 6S60ME-C8.2-TII Wärtsilä 6RT-flex50D MAN 6L 27/38*2 & 8L 27/38*2
主机功率/ kW 19 620 9 932 8 350 9 520
入 级 GL RINA LR CCS
备 注 总计 2 艘 总计 3 艘 总计 1 艘 总计 4 艘
2015 年上海建造完工主要民用船舶主尺度要素表（六）
船 名 海洋石油 760 OPUS TIGER — — — —
船舶类型 考察船 钻井船 18 万吨散货船 31.8 万吨油轮 1.8 万 TEU 船 8.3 万 m3 VLGC
船 东 中海油田服务股份有限公司 OPUS — — CMA CGM —
设计单位 708 研究所 上海外高桥造
船有限公司
708 研究所/上海外高桥造船有限
公司
江南造船(集团)有限责任
公司
建造单位 上海船厂船舶有限公司 上海外高桥造船有限公司（含长兴重工）
完工日期 2015.12.16 2016.01.30 — — — —
总 长/ m 84.8 174.3 292.00 330.00 399.20 226.00
垂线间长/ m 75.6 151.2 286.00 324.00 381.40 218.00
型 宽/ m 18.4 32 45.00 60.00 54.00 36.60
型 深/ m 7.6 15.6 24.90 30.50 30.20 22.20
设计吃水/ m 5.6 10.5 16.10 21.00 14.50 11.40
结构吃水/ m 5.6 10.5 18.30 22.64 16.00 11.80
载重量/ dwt 2 209 25 892 180 000 318 000 184 000 55 000
最大航速/ kn 15 9.37 14.80 15.50 — —
服务航速/ kn 5.5 9.37 14.50 15.00 22.00 16.80
续航力/n mile — — 25 000 29 000 27 000 18 000
主机型号 SIMENS 1RN4
564-6FM910-Z Hyundai/9H25/33 6G70 ME-C 7G80ME-C 11S90ME-C 6G60ME-C
主机功率/ kW 2 850×2 2 700×5 SMCR15748 SMCR24235 MCR63910 SMCR14244
入 级 CCS ABS ABS/BV/LR LR/CCS BV LR
备 注 总计 1 艘 总计 1 艘 同型船 15 艘 同型船 4 艘 同型船 3 艘 同型船 7 艘
《船舶与海洋工程》编辑委员会 Editing Committee of 《Naval Architecture and Ocean Engineering》
主 任： 张圣坤
主 编： 蔡惠星
副 主 编： 陈传明 易智强
委 员（以姓氏笔画为序）：
王文涛 王鸣放 毛欣维 冯明志 叶锦文 刘 赟 李小平 李正建 李国瑞 杨平西
肖善红 邹元晶 陈 钢 范佘明 张 敏 张世联 周国平 俞则人 陶 颖 唐文勇
桂文彬 谢子明 楼丹平 甄在龙
海外特邀编委 Specially Invited Overseas Members of the Editing Committee
Mr Peter Noble President, the Society of Naval Architects and Marine Engineers
美国造船工程学会理事长
Prof. Vladimir L. Alexsandrov President, Science and Technology Society of Shipbuilders of Russian Federation 俄罗斯造船科技学会理事长 教授
Prof. Kirill Rozhdestvensky Vice-President, Science and Technology Society of Shipbuilders of Russian Federation 俄罗斯造船科技学会副理事长 教授
Mr Trevor Blakeley Chief Executive, the Royal Institution of Naval Architects 皇家造船师学会首席执行官
Dr. William Megill Chair of Proceedings Supervisory Board, the Institute of Marine Engineering, Science and Technology 轮机工程及海事科技学会监事会主席 博士
Dr. Shuhong Chai The Australia, New- Zealand and South Pacific Division of the Institute of Marine Engineering, Science and Technology 轮机工程及海事科技学会澳新南太平洋分会 博士
Prof. Hiroyuki Yamato President, the Japan Society of Naval Architects and Ocean Engineers 日本造船师与海洋工程师学会理事长 教授
Prof. Sang -Rai Cho Former president, Society of Naval Architects of Korea 韩国造船学会原理事长 教授
Prof. Yoo Sang Choo 曹耀生
President, Society of Naval Architects and Marine Engineers Singapore 新加坡造船工程学会理事长 教授
Ir Chan Ming Yau 陈铭佑
Chairman, the Hong Kong Joint Branch of the Royal Institution of Naval Architects and the Institute of Marine Engineering, Science and Technology 香港联合分会主席
Ir Tang Kai Fun 邓启勋
Committee member, the Hong Kong Joint Branch of the Royal Institution of Naval Architects and the Institute of Marine Engineering, Science and Technology 香港联合分会委员
Dr. Jiahn -Hong Chen 陈建宏
Council member, Taiwan Society of Naval Architects and Marine Engineers 台湾造船暨轮机工程师学会理事 博士
未命名-1 1 2015/1/28 10:30:59
C
M
Y
CM
MY
CY
CMY
K
新港船舶.pdf 1 2014/10/23 9:42:40
