在当前国际航运业持续迅猛发展的同时,由于碰撞、触礁、火灾等意外导致船舶受损的事故时有发生,且呈现显著增加趋势[1]。此类事故将直接导致船舶结构受损,并可能引起货物泄漏、环境污染和人员伤亡等严重后果,如果处理不及时或不得当,甚至将导致船舶整体折断沉没的灾难性后果。
2018年1月6日20时许,载13.6万t凝析油的巴拿马籍油船“桑吉”轮与中国香港籍散货船“长峰水晶”轮在东海发生碰撞,货油舱泄漏引发“桑吉”轮全船失火,大火持续燃烧;1月14日12时,“桑吉”轮发生大规模爆燃,17时许沉没[2-3]。事故目前造成“桑吉”轮32人遇难,船舶沉没,13.6万t凝析油部分泄漏和燃烧。“桑吉”轮事故是自2002年希腊“威望”号油船泄漏事故以来,全球最严重的油船海上泄漏事故。历史上让人记忆犹新的油轮火灾事故还有“大西洋女皇”号事故、“贝利韦尔城堡”号事故和“ABT夏日”号事故等。分析这些事故可以发现:随着现代船舶抗沉性设计的提高,由于事故造成油船结构受损而直接沉没的概率降低,但往往会引发大火;相较于事故导致的结构一次性破坏,火灾的作用范围更广、持续时间更长;持续数日的火灾将导致船体结构强度下降,最终引起油船整体破坏而发生沉没。
本文将根据“桑吉”轮事件相关报道中提及的重要信息,对其沉没原因进行推测。在此基础上,采用相近船型开展理论计算与分析,以验证推测的合理性,并考查碰撞与火灾对受损船舶安全性的影响。
1 “桑吉”轮事件回顾事件回顾主要根据相关航运机构数据与官方新闻报道中给出的与结构安全性相关的信息进行梳理,包括事件发生前后两船的结构与装载信息、碰撞与起火情况、事发区域海况等。
根据Marine Traffic数据显示[4-5]:“桑吉”号油轮,船长274.18 m,型宽50 m,型深23.1 m,设计最大载重量164 154 t,事发时航速12.4 kn,吃水13.4 m,装载了约13.6万t凝析油(凝析油又称天然汽油,易燃易挥发,目前没有有效办法扑灭此类海上船舶火灾);“长峰水晶”号散货船,船长225 m,型宽32.26 m,设计最大载重量75 725 t,事发时装载了约6.4万t粮食,吃水14 m,航速6.5 kn。两船相向航行,均处于较高载重状态。根据CCTV新闻报道,事故为“长峰水晶”轮船艏与“桑吉”轮右舷相撞,造成“长峰水晶”轮船艏受损和“桑吉”轮右舷第1、2和3货油舱受损,破舱导致凝析油泄漏引起大火,船体右倾,如图 1、2所示。图 3为事故期间(1月7日-1月14日)现场画面及海况信息。
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根据上述资料数据可知,“桑吉”轮为16万载重吨级苏伊士型油轮,全船共设置12个货油舱(2×6)。碰撞造成其右舷第1、2和3货油舱受损,其中第2货油舱最为严重,双舷侧结构破坏导致凝析油泄漏燃烧,如图 4所示。
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由于现代船舶设计对船艏的防撞能力有较高的要求,“长峰水晶”轮船艏与“桑吉”轮舷侧相撞,必然造成“桑吉”轮舷侧较大损伤。根据“长峰水晶”轮艏部水线附近的受损情况判断,其球艏在事故中也与“桑吉”轮发生剧烈碰撞,造成“桑吉”轮水线以下破损。破舱浸水导致“桑吉”轮船体右倾和艏倾。
由于沉没当天(1月14日)的海况是整个事故中最低的,且远低于其设计海况(一般取北大西洋海况),因此碰撞导致的结构受损和浮态改变引起的载荷变化都不足以引起“桑吉”轮沉没,其储备强度估计是够的,否则在最恶劣的海况(1月9日、11日或12日)就可能发生整体折断沉没。
此次事故中,“桑吉”轮装载的凝析油又称天然汽油,参照汽油充分燃烧的最高温度一般在1 000 ℃左右。而钢材的温度升高到500 ℃时,其机械性能降低50%左右;当温度升到900 ℃时,其机械性能降为原来的10%~20%;当温度达到1 500 ℃时,钢材融化[6]。所以船舶发生火灾和爆炸事故时,船体钢结构易变形、易断裂,甚至融化。显然,持续8 d的大火是造成“桑吉”轮最终沉没的直接推手。
根据1月14日的CCTV现场回传画面及相关报道,从当天中午发生全船爆燃到整体沉没,注意到以下3个关键信息:
1) 刚开始爆燃时,火势主要在船中前部区域,且有两处明显并相对独立的燃烧源,一处位于第3、4货油舱附近,另一处位于第2货油舱附近。
2) 船舶整体右倾25°,呈显著的中垂状态,船艏大部分没于水下,呈明显上仰姿势,此时艉部仍浮于水面,见图 5。
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3) 从发生大规模爆燃到整体沉没,前后历时近5 h,且没有断成两截。
根据上述信息分析,大规模爆燃时船舶中前部应该有一个较大的船体梁塑性变形,局部结构发生破坏撕裂,但由于现场海况较为平缓,船体沉没时没有完全断成两截;同时,船舶出现了较大的右倾和艏倾,造成的原因应该是船舶中前部出现了新的较大的破舱浸水,造成浸水的原因可能是由于局部结构的撕裂导致,破舱浸水导致船舶储备浮力不足而沉没。
据此推测,“桑吉”轮沉没的一种可能原因是:在碰撞受损的基础上,由于持续高温燃烧和交变波浪外载荷作用,导致船体钢材机械性能退化和塑性应变累积,造成“桑吉”轮总强度不足,形成船体梁塑性大变形和局部构件的撕裂,进一步引发新的货油舱凝析油泄漏爆燃和浸水,最后由于储备浮力不足而整体沉没。
3 储备浮力与剩余强度计算与分析 3.1 某型油轮的基本参数由于没有“桑吉”轮的相关图纸、装载手册及事故现场的详细资料,本文选取了一艘与“桑吉”轮同型的15.9万t油船开展了破舱浸水后的储备浮力计算和火灾后剩余强度评估,以验证“桑吉”轮沉没原因推测的合理性,并考查碰撞与火灾对受损船舶安全性的影响。
图 6为该油船的主要参数及典型横剖面。该船共设置12个货油舱,各货油舱及压载水舱的舱容见表 1。考虑到碰撞、燃烧和总强度不足等都可能造成双舷侧结构撕裂并浸水,故对单个货油舱舷侧的容积也进行了估算。若无特殊说明,本文所涉及的有关计算只针对该15.9万t油船和给定的工况。
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储备浮力指船舶载重水线以上水密部分所能提供的浮力。船体破舱浸水后,如储备浮力大于进入船内的水的重力,船就不致沉没。储备浮力的大小通常以满载排水量的百分比来表示,对于海船一般要求达到25%~40%。本文储备浮力及相关静水力参数采用重量增加法计算[7],其中凝析油的密度取0.75×103 kg/m3,水的密度取1.025×103 kg/m3。
根据该船装载手册,其中一个典型的满装工况为:各货油舱、燃油舱、润滑油舱和淡水舱均装满,但压载舱空舱。此时,货油重量为13.5万t,总载重量为15.9万t,排水量18.6万t,吃水17.297 m。以水线至舷侧甲板上缘的排水量约26万t,储备浮力为39.8%,满足设计储备浮力要求。此时,该船装载的货油重量与事故报道中“桑吉”轮装载的凝析油重量基本一致,但吃水与Marine Traffic公布的13.4 m的吃水数据有较大出入,本文以计算为准。
根据储备浮力的大致估算,该船在满载状态下至少需要额外增加7.6万t配载,才可能沉没。以破舱浸水最严重的情况(同一纵向位置的左右舷货油舱、压载水舱和舷侧均全浸水)估算,满载工况下一处货舱区破舱浸水,其重量将增加约1.9万t,其中货油舱载重量增加0.86万t、压载水舱和舷侧分别进水0.78万t和0.35万t。因此,至少需要4处货舱区(包括左右舷货油舱、压载水舱和舷侧)发生破舱进水才会导致该船沉没。
据此分析,进一步定义了4个受损工况开展了储备浮力的计算分析,见表 2。其中,LC-1代表碰撞导致的三舱受损;LC-2考虑碰撞损伤最大同时也是火势最大的第2货油舱区域,由于火灾高温和交变波浪外载荷的作用,导致左舷局部结构塑性破坏撕裂并引起破舱浸水的情况;LC-3和LC-4考虑火灾和交变波浪外载荷的作用下,破坏范围进一步扩大和加剧,出现了更多的破舱浸水情况。
从储备浮力的计算结果,可以发现:1)LC-1工况中船体出现了艏倾和右倾,储备浮力略低于规范要求,船舶沉没风险较低;2)LC-2工况由于第2货油舱左舷进一步浸水,船体横倾缓和但纵倾加剧并出现埋艏,储备浮力降低,沉没风险增加;3)LC-3工况由于第1、2和3货油舱区域左右舷均浸水,严重埋艏,储备浮力急剧降低,船舶有较大沉没风险;4)LC-4工况中大范围的破舱浸水导致船体储备浮力不足(总重量大于排水量),船舶将沉没。
3.3 受损船体剩余强度计算与分析为了确定外载荷作用下受损船体是否会出现总强度不足的问题,同时考查局部结构是否存在撕裂的可能,本节分析与评估碰撞和火灾后受损船体的剩余强度。
3.3.1 载荷预报方法与结果分析波浪载荷预报采用短期分析[8],即通过一系列不同频率规则波中的响应计算得到传递函数,根据选定的海浪谱获得不规则波中波浪载荷的响应谱,并认为载荷响应幅值服从Rayleigh分布,进而得到计算剖面的波浪弯矩统计值。
具体计算采用哈尔滨工程大学技术开发并与中国船级社联合发布的COMPASS-WALCS波浪载荷计算软件[9]。装载状态取LC-1和LC-2工况,海浪谱取P-M谱,有义波高取“桑吉”轮沉没当天的2 m浪高,频率取0.05~2.0 rad/s,间隔0.05 rad/s。
图 7为正常满载工况、LC-1工况和LC-2工况船体的静水弯矩计算结果,均为中垂状态。从计算结果可以发现:正常满载工况静水弯矩幅值位于船舯区域,船艏区域的破舱浸水导致静水弯矩分布发生了较大改变,最大静水弯矩出现在第2货油舱区域。三种工况下,第2货油舱舱室中间肋位处的静水弯矩分别为1.51×106、4.06×106、5.5×106 kN·m,破舱浸水引起静水弯矩的增幅较大。
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图 8为2 m浪高LC-1和LC-2装载工况的有义波浪弯矩和极值波浪弯矩预报结果。从计算结果可以发现,两种工况波浪弯矩的差异较小,且其载荷水平较静水弯矩小一量级,这与其实际遭遇海况和事发后在海上滞留时间密切相关。考虑到海浪的随机性和事故状态结构的安全性,剩余强度评估中采用极值波浪弯矩和静水弯矩组合作为设计载荷。
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15.9万t油船的承载能力采用非线性有限元法[10]进行计算,该方法通过建立舱段三维有限元模型,可以较好地模拟结构碰撞和火灾影响的影响,同时可以考查受损船体遭受外载荷作用时结构发生撕裂并导致破舱浸水的可能性,比采用离散二维剖面的简化逐步破坏Smith法[11]更适合。
舱段结构有限元模型如图 9所示,模型范围为1/2+1+1/2舱段,中间舱甲板跨中区域采用了嵌入式细化网格[12],以提高计算效率并保证计算精度。舷侧破损范围根据事故现场画面估算(见图 6定义,长度取1/2舱长),破口较HCSR规范[13]定义的碰撞破口范围大。材料为Q235钢,材料模型采用理想弹塑性模型,并按照欧盟标准委员会EC3标准[14]根据温度对材料性能进行折减,折减系数见表 3。由于缺少船舶火灾温度统计数据及火灾温度特性仿真结果,油船火灾温度参考建筑物汽油火灾温度取600 ℃。据此确定了四个计算模型,其中:模型M-1为完整状态,见图 9(a);模型M-2在M-1基础上,假定水线以上舷侧外板和甲板结构持续遭受600 ℃高温燃烧,对材料机械性能折减;模型M-3为碰撞破损状态,见图 9(b);模型M-4在M-3基础上,假定水线以上所有结构持续遭受600 ℃高温燃烧,对材料机械性能折减。
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图 10给出了非线性有限元分析获得的四条转角-弯矩曲线,曲线的峰值点即船体极限承载能力。图 11、12分别给出了极限状态下舱段和中纵舱壁的应力云图和整体变形。表 4给出了极限弯矩以及极限状态主要结构的变形量和塑性应变。
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由计算结果可以发现:
1) 碰撞受损和火灾高温燃烧都造成了船体承载能力的急剧降低,计及碰撞受损和火灾影响的M-4的极限弯矩不足完整状态M-1的2/5。
2) 碰撞受损状态下,极限弯矩对应的船体梁曲率较完整状态下小,因此,碰撞对船体的损伤更像是一种“硬伤”;而火灾导致船体钢材机械性能的退化,使结构变得更柔软,极限状态中和轴下移更深,船体梁曲率变大,相对于碰撞造成的“硬伤”,火灾造成的损伤更像是一种“内伤”。
3) 当船体梁达到中垂极限状态时,甲板附近的结构由于受压失稳将产生较大的塑性变形,相关结构上板的塑性应变甚至达到了弹性应变的10倍水平,存在极大的挤压撕裂可能性。此外,由于火灾导致的材料机械性能的退化,在交变波浪外载荷的作用下,高温燃烧区域结构的塑性应变将逐渐累积,可能不会引起甲板的整体崩溃,但很可能导致局部结构的撕裂。
4) 底部结构存在一定程度的塑性变形。考虑到船体结构的后极限强度性能[15],在单舱发生总强度不足和外载荷幅值水平变化不大的前提下,底部结构短期内撕裂的可能性不大。但是在外载荷增大或多舱出现总强度不足时,由于船体将产生较大的整体塑性弯曲变形,底部有局部撕裂的可能。
5) 横舱壁作为纵向结构的横向支撑,随着舱段发生整体转动,变形仍处于弹性状态。由于总强度不足导致其撕裂的可能性较小。
3.3.3 剩余强度评估与沉没原因的最终推测图 13给出了碰撞后和持续火灾下不同舱室承载能力与LC-1和LC-2工况外载荷的对比,其中垂向载荷采用静水弯矩和极值波浪弯矩合成获得。
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对比碰撞后各舱段的承载能力和LC-1工况的外载荷计算结果可以发现:碰撞后受损严重的第2货油舱段剩余承载能力略高于外载荷水平,在浮态和海况变化不大的情况下,剩余强度基本满足,但仍然存在一定的风险[16]。此时,第1货油舱及其它货油舱段满足总强度要求。但由于碰撞引发的持续火灾,导致高温燃烧区域的船体钢材机械性能退化,船体的承载能力降低。在交变波浪外载荷的作用下,高温燃烧区域的结构将产生塑性累积,尤其是火灾中心的第2货油舱区域。但由于海况较低且变化不大,塑性累积过程较为缓慢。当第2货油舱甲板区域结构的塑性累积达到一定程度,承载能力不足剩余强度出现问题,局部结构发生挤压撕裂,进一步引发第2货油舱左舷的凝析油泄漏和破舱浸水,形成LC-2工况。
随着第2货油舱左舷破舱浸水量的增加,船舶的浮态发生改变,外载荷(主要是静水弯矩)进一步变大。此时,与第2货油舱相邻的货油舱段,尤其是第3货油舱段,将出现总强度不足的问题。总强度不足导致甲板挤压破坏,进一步引起新的凝析油泄漏和破舱浸水。因此可以预测,船艏大范围的破舱浸水将进一步造成第4货油舱,甚至第5货油舱的总强度不足和破舱浸水,形成一种恶性连锁反应,直至船体折断或由于储备浮力不足而沉没。
根据上述计算分析,结合“桑吉”轮事件的公开信息,最终推测“桑吉”轮沉没的一种可能的状态如图 14所示。
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其沉没的一种可能的原因为:碰撞受损和火灾高温造成船体钢材机械性能退化造成“桑吉”轮剩余承载能力急剧降低,但由于事发海域海况较小,其剩余强度仍基本满足要求,储备浮力也满足船舶漂浮。在交变波浪外载荷的持续作用下,高温燃烧区域结构的塑性应变不断累积,造成局部结构的撕裂并引发新的凝析油泄漏和爆燃。塑性累积进一步造成船体剩余承载能力降低,新的破舱浸水也进一步导致船体的浮态与外载荷发生改变,首先引起了碰撞受损区域(第2货油舱区域)总强度不足。总强度不足产生的船体梁塑性大变形伴随着甲板区域受压纵向结构的挤压撕裂,进一步引发了新的货油舱凝析油泄漏爆燃和破舱浸水,从第2货油舱逐步向船艉推进,最终导致“桑吉”轮因为储备浮力不足而沉没。由于此次事件中“桑吉”轮的底部结构尤其船舯区域,几乎没有受到碰撞和火灾的影响,保证了相对完整性,因此船体沉没时并没有折成两端,为整体沉没。整个过程船体将产生显著的变形和浮态的改变以及大规模凝析油泄漏与爆燃,一定程度上与1月14日现场回传画面的一些信息相吻合。此外,受火灾影响较小的第6货油舱可能仍然完整并存有大量凝析油,需根据水下现场勘察确定。
4 结论1) 从船体结构安全性来看,“桑吉”轮沉没的一种可能的原因为:在碰撞受损、破舱浸水和高温燃烧的基础上,交变波浪外载荷引起高温区域结构的塑性应变累积,造成碰撞受损火灾区域局部结构的撕裂和舱段剩余强度不足,进一步引发相邻舱室的总强度不足和结构破坏,并引起大规模破舱浸水,一系列连锁反应,最后导致“桑吉”轮因储备浮力不足而整体沉没。
2) 破舱浸水不仅影响船舶的储备浮力,同时改变静水弯矩的幅值与分布,对破舱区结构安全性极为不利;波浪载荷预报中,由于选取的海况等级较低,导致波浪载荷占总载荷的比重较低,装载的变化对其影响也较小,但其作用不可忽略。
3) 碰撞和火灾都将对船体承载能力造成重要影响。相比碰撞导致的一次性破坏,船舶火灾对结构造成的损伤范围更广,损伤程度更难以估计,尤其是火灾温度载荷和波浪载荷联合作用下船体结构安全性的研究几乎空白,因此需进一步开展相关损伤机理的研究。
本文仅根据事件目前已公开的有限信息,对造成“桑吉”轮沉没的原因进行了一种推测,并参考相关规范和以往案例,对碰撞和火灾所造成的损伤范围进行了估计,并以此作为假定条件,采用相近船型的参数开展了初步计算与分析,获得的相关结论可能与事实相悖,不能作为“桑吉”轮沉没原因的判据。“桑吉”轮事件最终结论应以相关部门的调查报告为准。
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