0 引　言

在舰船航行过程中，船首砰击现象极易发生。砰击不仅会导致船首结构出现局部损伤，在与波浪载荷相互作用下诱发的颤振，还会对船体结构的安全可靠性产生影响。在入水砰击历程中，波浪与船首结构之间的力学变化过程极为复杂，涵盖流体的瞬时非线性、船首表面型线的改变、自由液面的卷曲变形乃至分离破碎，同时还涉及气垫效应、高速射流、结构的弹塑性变形以及流体的可压缩性等物理过程。由于船首砰击过程中大量物理参数急剧变化，很难运用理论，或是构建合理的数学和物理模型对其进行表述。作为一个复杂的瞬态非线性历程，船首入水砰击问题始终是船舶与海洋工程研究领域的难点与热点。

Karman^[1]和Wagner^[2]开启了结构物入水砰击领域研究的先河。在船首砰击入水方面，Ahmed等^[3]使用CFD算法研究了二维船首截面入水砰击问题。Wang等^[4]和于鹏垚等^[5]基于ALE（任意拉格朗日-欧拉）方法研究了二维船首截面入水砰击问题，讨论了垂向入水速度对于截面砰击载荷特性的影响。Wang等^[6]使用CFD算法研究了二维船体截面入水砰击问题，讨论了垂向入水速度和截面型线对船首入水砰击过程中的砰击载荷特性，自由液面演变的影响。Xie等^[7]使用CFD算法模拟了二维船首截面入水历程，预测了不同垂向入水速度下的砰击载荷。Zhao等^[8]开展了二维船首截面砰击入水模型试验，讨论了模型倾角以及垂向入水速度对砰击载荷的影响。可知为了更好地探究三维船首砰击载荷特性，会对船首砰击的物理模型进行简化，将三维船首砰击问题简化为二维船首剖面砰击问题，同时垂向入水速度作为影响剖面砰击载荷特性的关键因素受到了许多学者的重视。在三维船首入水砰击研究中，学者们也对垂向入水速度做了广泛探讨，曹正林^[9]使用ALE数值计算方法研究了三体船落体入水砰击问题，讨论了垂向入水速度，入水角度对三体船砰击载荷特性的影响。Swidan等^[10]使用液压伺服冲击测试系统开展了三维船首垂向的恒速度入水砰击试验，探究了垂向入水速度对三体船连接甲板处的砰击载荷特性的影响。Wang等^[11]开展了具有不同纵倾角度的江海直达船首部模型入水砰击试验，讨论了不同垂向入水速度对船首底部砰击压力分布情况的影响。Wang等^[12]开展了复合材料船首砰击入水模型试验，探讨了船体结构响应和砰击压力峰值与垂向入水速度的关系。学者们发现船首砰击压力会随着垂向入水速度的增加而增大，同时也发现船首砰击压力峰值与垂向入水速度的平方成正比。不难发现三维船首入水砰击研究中，垂向入水速度是学者研究的关键因素。但舰船在实际航行过程中，因自身带有的水平速度分量，船首在不断的出水入水过程中会以不同的入水速度和不同角度的姿态发生入水砰击，学者们在三维船首入水砰击研究中忽略了对于入水速度方向的讨论。Wang等^[12]开展的复合材料船首垂向入水砰击试验流程如图1(a)所示，图1(b)为某邮轮在恶劣海况下带有航速入水砰击，对比两者在砰击后产生的射流，可以发现只有垂向速度时船首砰击产生的高速射流以模型为中心向四周飞溅；而带有水平航速的船首入水砰击时，因为船体会向前运动，砰击产生的高速射流相对于船首会迅速向后侧移动。可以看出2种不同入水方式下，由砰击所产生的高速射流，其分布情况与演变趋势存在显著差异。由此可以合理推断，在具有不同入水速度方向的情形下，三维船首砰击载荷特性与仅存在垂向速度时的船首砰击载荷特性有所不同。因此，航速方向无疑是影响船首砰击载荷特性的关键因素之一，理应得到学者们的高度重视。有鉴于此，开展计及航速方向的三维船首入水砰击研究具有紧迫性与必要性，亟待学界予以推进。

本文使用STAR-CCM+软件，采用动态重叠网格CFD方法求解船体在入水砰击过程中的响应，先通过对比模型试验验证了数值仿真方法的准确性，后开展计及航速方向的三维船首模型入水砰击历程的数值模拟，探究了计及航速方向下的三维船首的砰击载荷时间历程和空间分布特性。

1 三维船首入水砰击模型试验

通过三维船首模型入水砰击试验，针对大外飘船舶船首砰击载荷特性展开研究，同时也为后续数值仿真的开展提供验证数据。本试验开展于武汉理工大学结构试验室砰击水池，在水池内壁布有吸声尖劈，可以很好地模拟无限水深环境。

1.1 试验模型

船首模型设计需要满足几何相似准则、重力相似准则和运动相似准则，模型材料为玻璃钢以保证船体刚度。综合考虑水池大小，选取模型缩尺比为λ=25，实船和船模主尺要参数如表1所示。为明确三维船首模型砰击载荷时间历程和空间分布特性，通过船首模型外表面布置的高精度压力传感器测量模型砰击压力历时曲线，模型压力测点布置如图2所示。在砰击水池开展具有不同入水速度的三维船首入水砰击模型试验，如图3所示。试验工况如表2所示。

1.2 试验装置和原理

试验仪器主要包括压力传感器、加速度传感器以及动态采集仪等。在模型试验中，为了保证采集精度选取 10 kHz 作为采集仪的采集频率。在本次试验中三维船首模型通过落体运动来模拟入水砰击历程，将船首模型通过夹持工装装配在位移约束装置上，限制模型只做垂向落体运动，卷扬机为动力控制系统，电磁铁为释放装置，试验期间根据设计工况调整试验船模距离水面的释放高度。本次试验主要通过高精度压力传感器来记录三维船首模型受到的砰击压力时历进程，还通过高速摄影机对模型试验的整个历程进行了记录。相关仪器参数如表3 所示。

1.3 试验结果分析

为了确保试验方法的稳定性和可靠性，对每个工况均至少进行3次重复试验，在计算试验结果时，采用试验数据的平均值。先对A01工况下P₃₇测点的3次试验结果进行对比分析，船首模型从最底端距水面0.05 m的高度处释放。3次试验结果中，P₃₇测点砰击压力峰值数据及其与平均值的误差如表4所示。A01工况下3次模型试验中P₃₇测点的砰击压力时历数据如图4所示。

可知同一工况不同重复实验的测点砰击压力时历曲线趋势吻合良好，在砰击压力峰值上，与平均值的差异也在试验误差允许范围内，均小于3%。因此可以认定试验的重复性得到了很好的保证，在后续分析试验结果时均取3次试验的平均值来减小误差。

由图4可知，船模入水过程中，砰击压力先增大后减小，而后在不断衰减中趋于稳定。这符合船模在入水砰击试验中的运动历程：船模首先在重力作用下入水砰击，船模速度随之增大，随着入水深度增加，受到的浮力逐渐大于重力，船模加速度也由垂直向下变为向上，船模由向下加速运动逐渐变为向下减速运动，当船模运动速度减小到0时，入水深度达到最大值，此时船模受到的浮力远大于重力的作用，船模便开始向上加速运动，后续在重力和浮力的作用下在水面起伏，并趋于稳定。

不同工况下各个测点的砰击压力峰值汇总如表5所示。各测点砰击压力峰值对比曲线如图5所示，可知在船首2站剖面，P₃₅～P₃₇测点砰击压力峰值随着距离基线高度的提升而减小；在0.2 m水线上，P₂₉、P₃₃、P₃₇测点砰击压力峰值随着站号的增加而降低。所有测点砰击压力峰值均随着入水速度的增加而增加。

图6为高速摄影拍摄的三维船首模型入水砰击试验历程，可知，模型入水历程中，观测到了明显的高速射流和自由液面的抬升，且其沿船首中纵剖面对称，说明试验工装安装良好，船首模型入水姿态稳定，所得试验数据可靠。

2 三维船首入水砰击数值仿真 2.1 理论方法 2.1.1 理论公式

STAR-CCM+软件基于有限体积法（Finite Volume Method）将计算域离散为有限数量的控制体积，待求解控制方程即Navier−Stokes方程对每个有限数量的体积积分并将其简化为计算机可求解的离散代数方程组。假设流体不可压缩，船首入水过程中没有温度变化，因此连续方程和动量方程表示为：

$ \nabla \cdot v=0 ，$

(1)

$ \frac{\partial v}{\partial t}+\left(v\cdot \nabla \right)v=-\frac{1}{\rho }\nabla p+\mu {\nabla }^{2}v+F。$

(2)

式中：p为流体密度；v为速度矢量；p为场压；$ \mu $为动力粘度；F为外力。

使用STAR-CCM+中的RANS（Reynolds−Averaged Navier−Stokes）方法预测湍流流动，对N-S方程进行时间平均，则时间平均后的纳维-斯托克斯方程为：

$ \frac{\partial {v}_{i}}{\partial t}+\frac{\partial {v}_{i}{v}_{j}}{\partial {x}_{j}}=-\frac{1}{\rho }\frac{\partial P}{\partial {x}_{i}}+v\frac{{\partial }^{2}{v}_{i}}{\partial {x}_{j}^{2}}+\frac{1}{\rho }\frac{\partial (-\rho \bar{{v}_{i}\mathrm{{'}}}\bar{{v}_{j}\mathrm{{'}}})}{\partial {x}_{j}}。$

(3)

式中：v_i、v_j、i、j∈[1,2,3]分别为x₁、x₂和x₃方向上的时间平均速度分量，x₁、x₂和x₃分别指代X、Y和Z这3个方向；ρ为流体密度；P为时间平均的压力；v为流体运动粘度；v_i'和v_j'为脉动速度分量；$ \bar{{v}_{i}\mathrm{{'}}}和\bar{{v}_{j}\mathrm{{'}}} $为雷诺应力张量。

对N-S方程进行时间平均时，引入了额外的未知量，即雷诺应力项。为了封闭方程组，采用可实现的k−ε模型，可实现的k−ε模型描述了湍流动能及其耗散率的输运方程如下：

$ \rho \frac{{\mathrm{d}}k}{{\mathrm{d}}t}=\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}\left[\left(\mu +\frac{{\mu }_{t}}{{\sigma }_{k}}\right)\frac{\partial k}{\partial {x}_{j}}\right]+{G}_{k}+{G}_{b}-\rho \epsilon -{Y}_{M}，$

(4)

$ \begin{split} \rho \frac{\mathrm{d}\varepsilon}{\mathrm{d}t} = &\frac{\partial }{\partial {x_j}}\left[ \left( \mu + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _\varepsilon}}} \right)\frac{{\partial\varepsilon }}{{\partial {x_j}}} \right] + \rho {C_1}S\varepsilon - \rho {C_2}\times \\ & \frac{{\varepsilon^{2}}}{{k + \sqrt {v\varepsilon} }} + {C_{1\varepsilon}}\frac{\varepsilon}{k}{C_{3\varepsilon}}{G_b} ，\end{split} $

(5)

$ {C}_{1}={\rm max}\left[0.43,\frac{\eta }{\eta +5}\right],\eta =Sk/\varepsilon。$

(6)

式中：G_k为平均速度梯度引起的湍流动能；G_b为浮力引起的湍流动能；Y_M为可压缩湍流脉动膨胀对总耗散率的影响；σ_k和σ_ε分别为湍流动能及其耗散率的湍流普朗特数；C₂和C_1ε为常数。

使用流体体积法（Volume of Fluid）捕捉自由表面的变化，以单元中流体体积与单元体积的比值γ分别表示流体域、空气域以及两项交接处的混合区域，则对于各个网格单元中：

$ {\rho }_{eff}=\gamma {\rho }_{a}+\left(1-\gamma \right){\rho }_{w}，$

(7)

$ {\mu }_{eff}=\gamma {\mu }_{a}+\left(1-\gamma \right){\mu }_{w}。$

(8)

式中：ρ_a为空气密度；ρ_w为水密度；μ_a和μ_w分别为空气和水的动力粘度。γ为体积分数，当γ=1时，该单元中为水；当0<γ<1时，该单元既含有水又含有空气；当γ=0时，该单元只含有空气。

2.1.2 重叠网格技术

对时间积分采用二阶隐式时间离散方案。采用重叠网格技术，允许网格子区域相互重叠。网格单元类型分为活动、非活动、受体网格单元。在求解过程中，离散控制方程的求解计算仅在活动网格中进行。随着计算过程的进行，重叠网格发生相应的移动，此时一些非活动网格单元则会转变为活动网格单元。受体网格单元在重叠区域中起到边界和连接活动与非活动单元的作用，确保数据在网格之间的传递和交换^{[13 − 14]}。供体网格单元处的变量值，通过线性插值的方式，被传递到与之相邻的受体网格单元中，从而更新受体单元处的变量值。HRIC（高分辨率界面捕获）离散方案用于自由表面流体。

2.2 三维船首入水砰击数值计算模型

某大外飘舰船首部缩比模型以及测点分布如图7所示。P₁～P₁₈从前往后依次分布在中纵剖面与船壳的交线上，P₁～P₅分布在船首前侧各个水线与中纵剖线的交点上，P₆～P₁₈分布在船首底部为各站面与中纵剖线的交点；P₁₉～P₄₂为船首侧面的测点布置情况。

在计算过程中，限制了除水平方向和垂直方向以外的自由度。考虑到流场和船首模型的对称性，仅需建立一半的模型进行数值计算。计算域和网格划分示意如图8和图9所示。边界条件如表5所示。重叠区域和加密区域具有相同的网格密度，并且保证整个砰击过程中模型都处于加密区域内。此外还对于自由液面附近的网格进行加密，以便更好地捕捉液面飞溅，高速射流等现象。

从计算域大小、时间步长和网格密度3个方面讨论了整个数值计算模型的收敛性。相应边界条件如表6所示，流域敏感性分别如表7所示，讨论的时间步长如表8所示，网格尺寸方案如表9所示。

选取测点P₃₁和P₃₃的砰击压力计算结果进行对比，如图10所示。网格密度方面背景区域和重叠区域分别选取0.07 mm和0.014 mm为基础尺寸，最终选取的时间步长为0.1 ms。

2.3 三维船首模型入水砰击数值仿真方法验证

为了进一步验证数值仿真方法的可靠性，使用上述数值仿真模型开展了入水速度为0.99、1.6、1.98 m/s的三维船首垂向入水砰击数值模拟，将模型试验和数值仿真中两站P₃₅、P₃₆和P₃₇测点的砰击压力时间历程结果进行对比，如图11所示。

同一入水速度下，模型试验和数值仿真中各个测点砰击压力时间历程曲线的演变趋势相同，且砰击压力峰值相近，唯一最大相差为10.9%，其余均在10%以内，如表10所示。证明本文采用的三维船首入水砰击数值仿真方法的准确性。

3 水平航速对船首砰击载荷特性的影响

现如今舰船最大航行速度约在28～35 kn，根据缩尺规律换算可得船首模型最大水平航速范围为2.88～3.6 m/s。为探究探讨水平航速对三维船首入水砰击载荷特性的影响，工况1～工况5中的三维船首模型水平速度V_x依次设置为0、1、2、3 、4 m/s，将舰船的最高水平航速包含在内。模型试验中，三维船首入水速度为1.98 m/s时，有明显的砰击现象，设置工况1～工况5中垂向入水速度V_y均为2 m/s。计及航速方向下三维船首入水砰击数值模拟中，仿真工况如表11所示。水平航速对三维船首砰击载荷影响时船首入水速度示意如图12所示。

3.1 航速对船首中纵剖面处砰击压力的影响

不同水平航速下三维船首中纵剖线处测点入水砰击载荷特性，典型测点砰击压力曲线如图13所示。对于位于中纵剖线与各水线交点处的P₁～P₅测点位置，从高至低均匀分布在0.4 m水线至基线之间。可知，从P₁、P₄测点砰击压力曲线中可看出距离基线的高度越高，测点砰击压力峰值曲线越尖锐，持续时间越短；对于P₁测点砰击压力曲线，发生砰击时测点处压力迅速提升，随后下落，而P₄测点砰击压力峰值则较为圆滑，持续时间更长。P₁～P₄测点砰击压力峰值随着水平航速的增加不断提升，在仅有垂向入水速度时，砰击压力曲线有2个峰值，第1个是结构与流体砰击带来的砰击压力，第2个是静水压力峰值，随着水平航速增加，第一峰值逐渐上升且愈发明显，静水压力峰值逐渐下降最终消失不见。

对于P₆至P₁₅测点，其均位于船首底部中纵剖线与各站交点上，其所处位置如图7(a)所示，其砰击压力时间历程曲线趋势相同。观察P₆测点砰击压力曲线，随着船首入水砰击，其均有着砰击压力瞬间增大后急速减小的趋势，并形成第1个峰值，这是因为测点处船体结构与水面相互作用而带来的第一个砰击压力峰值，尖锐且持续时间短，之后，随着船体结构排开液面，液面演变出的高速射流翻卷回旋会形成气穴，随着气穴的爬升和消散，流体会回流并带来静水压力，形成第2个峰值。

对于P₁₆～P₁₈测点，其位于船首后侧底部，所处位置斜升角为0°，此3个测点砰击压力时历曲线趋势相同，均是先由船首结构与水面作用，发生砰击带来瞬时高幅值的砰击压力峰值，随后表现的即为流体带来的静水压力。

5个不同航速下P₁～P₅测点砰击压力峰值汇总如图14所示。当船首仅带有垂向入水速度发生入水砰击时，各个测点砰击压力峰值会随着距离基线高度的提升而降低。随着水平航速的增加，各个测点砰击压力峰值趋势为随着距离基线高度的提升而先上升，再下降，P₁～P₅测点砰击压力峰值最大值从基线处的P₅测点变成了距离基线0.3 m处的P₂测点。同时P₂测点砰击压力峰值增长倍率也最大，水平航速为4 m/s时P₂测点砰击压力峰值为9.9 kPa，是仅考虑垂向入水速度时的3.59倍。

底部测点砰击压力时间历程曲线趋势相同，但是随水平航速增加砰击压力峰值的变化趋势有所不同。计及航速角度下船首P₆～P₁₈测点砰击压力峰值汇总如图15所示。水平航速为0时，P₆～P₁₅测点中最大的砰击压力出现在P₉测点，水平航速为4 m/s时，最大的砰击压力出现在P₇测点。随着水平航速的增加，砰击压力最大处从St 0.625的P₉移动至St 0.375的P₇。

P₉～P₁₅测点位于球鼻艏最低点后侧，随着水平航速增大，前侧球艏结构会分开液面，产生的气穴会阻碍后侧位置的测点与液面相互作用，水平航速越大，该影响越大。随着水平航速的增大，P₉～P₁₅测点的砰击压力峰值不断减小。如图15(a)中St 0.625至St 1.75所示。带有航速下各测点砰击压力峰值与仅垂向入水下的比值最小值为0.52，出现在水平航速为4 m/s时P₁₀和P₁₁处，刚好位于球艏最低点后侧，说明在球艏后侧位置，越靠近球艏，砰击压力减小的越多。

对于测点P₁₆、P₁₇和P₁₈,其所处位置都为平面。随着水平航速的增加，P₁₇测点砰击压力峰值变化均小于2％，因此可以推断出在船首入水砰击历程中，对于近似平底结构处，垂向入水速度分量相同时，水平航速的改变对该处测点砰击压力的影响极小。

3.2 航速对各站面砰击压力的影响

讨论水平航速的变化对于船首剖面砰击载荷特性的影响，所讨论的测点分布如图7(b)所示，为各水线与各剖面的交点。从首至尾选取St 0，St 1.5，St 2.5处的船首剖面进行讨论，典型测点砰击压力曲线如图16所示。可以看出各剖面测点砰击压力均有2个峰值出现，第1个峰值为流体与结构直接砰击带来的砰击压力峰值，第2个峰值为流体带来的静水压力峰值。随着水平航速的增加，船首会遭受到更剧烈的流体砰击，由次带来的第1个砰击压力峰值逐渐明显且不断增大，与此同时船首远离流体堆积严重的区域的速度越快，由流体静水压力带来的第2个峰值则逐渐减小。

在St 0处，P₂₂测点靠近剖面底部，当水平航速为4 m/s时，已经观测不到明显的第二峰值，多为流体冲击结构带来的第一峰值，故越靠近船首前侧底部，遭受流体砰击的程度越剧烈。在St 2.5处，P₃₉测点位于船首后侧上方，几乎看不到由流体砰击带来的第一峰值，多为流体静压带来的第二峰值，且其随着水平航速的增加而逐渐减小，故越靠近船首后侧上部，与流体砰击的剧烈程度越小。

所选取的3个剖面砰击压力峰值汇总如图17所示。可以发现，船首前侧剖面测点砰击压力峰值，均随着水平航速的增加而增大，越靠近船首后侧剖面，砰击压力则逐渐变为随着水平航速的增加而减小。同时各个剖面上砰击压力峰值均随着距离基线高度的增加而减小。

3.3 航速对水线上砰击压力的影响

船首模型在相同落水高度下以无航速和带有不同航速的初始状态入水砰击时，水线上测点砰击压力峰值汇总如图18所示。

在0.3 m水线和0.4 m水线上，船首前侧的测点砰击压力峰值随着水平航速的增加而增大，船首后侧测点砰击压力随着水平航速的增加而减小。在同一水线上，随着水平航速的增加，船首前、后侧所遭受的砰击压力峰值差异显著增大，沿站号分布的砰击压力峰值曲线呈现出首高尾低的斜线形态

3.4 入水速度方向对船首砰击压力的影响

当船首入水合速度幅值固定为4.47 m/s时，设置2种不同入水速度角度θ=0°和θ=65.4 °，通过入水砰击角度的变化，从而对入水速度方向对三维船首砰击载荷特性的影响展开探究，具体情况如图19所示。

在船首入水速度幅值均为4.47 m/s的条件下，当船首入水速度与垂向夹角为0°时，球艏底部中纵剖线上St 0.625处的P₉测点出现最大砰击压力；而当船首入水速度与垂向夹角增大至65.4°时，最大砰击压力转移至St 0.375处的P₇测点。可见，随着船首入水速度与垂向夹角的增加，球艏底部最大砰击压力出现的位置会向前移动，如图20所示。

3.5 入水速度幅值对船首砰击压力的影响

当船首入水速度方向固定为45°时，设置2种不同入水速度幅值为2.82 m/s和4.24 m/s，通过对比不同速度幅值下的入水砰击载荷，从而对探究入水速度幅值对三维船首砰击载荷特性的影响，具体情况如图21所示。

船首入水速度方向固定，对比两速度幅值下球艏底部中纵剖线上测点砰击压力峰值，如图22所示。可以发现球艏底部测点砰击压力峰值的分布趋势并未发生变化。入水速度幅值为2.82 m/s和4.24 m/s时球艏底部砰击压力最大值出现位置均位于St 0.375处的P₇测点。故可得出船首入水速度角度固定时，砰击压力峰值会随着入水速度幅值的增加而增大，但最大压力出现位置始终保持不变。

4 结　语

构建了计及航速方向的三维船首入水砰击数值仿真模型，通过固定垂向入水速度，改变水平航速，以此全面展现航速方向及幅值的变化情况。得出结论有：

1）水平航速影响着船首中纵剖线各部分的砰击压力峰值和最大压力出现位置，随着水平航速的增加，在基线以上测点，最大压力出现位置从基线转移至0.3 m水线处；在球鼻艏上，最大压力出现位置从St 0.625处的P₉移动至St 0.375处的P₇。中纵剖线上球艏最低点之前P₁～P₉测点砰击压力峰值均随着水平航速的增加而增大，但球艏最低点之后P₁₀～P₁₅测点的砰击压力峰值随水平航速增大而减小，越靠近球艏最低点，衰减越块。

2）在计及航速方向的三维船首入水砰击过程中，船体剖面越靠近船首前端、测点距离基线越近，随着水平航速的增加，砰击压力峰值的增长倍数就越大。反之，越靠近船首后侧、测点距离基线越高，砰击压力随着水平航速的增加减小得越多。

3）在同一水线上，随着水平航速的增加，船首前、后侧所遭受的砰击压力峰值差异显著增大，沿站号分布的砰击压力峰值曲线呈现出首高尾低的斜线形态。在入水速度幅值维持不变的情况下，随着入水速度角度的增大，球艏底部最大砰击压力位置会向前移动。若入水速度方向保持不变，球艏底部砰击压力会随着入水速度幅值的增大而增大，但最大压力位置始终保持固定。

航行速度的方向与幅值对船首砰击载荷特性有着显著且多维度的影响。这种影响在船首不同位置的测点表现各异，不仅体现在砰击压力峰值的变化上，还包括最大压力位置及压力变化趋势的改变。在结构设计中，应重点关注船首中纵剖线前侧及球鼻艏底部结构的承载能力，适当降低船首后侧较高处局部结构物的强度要求。