泊位長度與系纜方式對系泊船舶的影響

朱 奇,王 震,王夢琪

(河海大學 港口海岸與近海工程學院，南京 210098)

隨著船舶大型化的發展以及近岸深水岸線的減少，港口建設也向深水化、離岸化發展，并多采用開敞式設計。外海開敞式碼頭無防波堤掩護，風、浪、流等動力要素極其復雜，對碼頭設計提出了更高的要求，首先便是泊位長度的確定。我國早期的開敞式碼頭設計規范中規定的碼頭長度較長，與英國規范、OCIMF指南中的規定值有一定差別。碼頭泊位長度的改變實質上改變了纜繩的長度與系泊角度，從而進一步影響運動量和系纜力的大小。合理的泊位長度和系纜方式可以約束船舶的運動并均衡各個系泊纜繩間的拉力，增加纜繩的安全富余，避免達到纜繩的控制強度而造成纜繩失效，對系泊船舶的安全起到重要的作用[1-2]。

對于系泊船舶的運動及系纜布置優化問題，目前學者主要采用物模試驗或數值分析兩種方法對實際問題進行模擬[3]。吳澎[4]通過物理模型實驗和數學模型計算相結合的方法，提出了開敞式蝶形碼頭泊位長度和墩位平面布置確定的原則和方法；時恩哲、林在彬、耿寶磊等[5-7]通過物理模型試驗對系泊船舶系纜力、運動量以及撞擊力和撞擊能量展開研究，對合理的泊位長度以及系纜角度進行探討；沈文君、劉爽等[8-10]依托工程實例通過數值模擬分析計算，提出LNG碼頭較為適宜的泊位長度和系纜方式。

本文通過物理模型試驗，以均衡各個纜繩間的拉力和減小船舶運動量為目標，以17.2萬m3LNG船為研究對象，考慮不同的風、浪、流組合，主要針對泊位長度和纜繩的布置形式對系泊船舶穩定的影響展開研究，為工程設計提供參考。

1 模型試驗

1.1 試驗設備及測量儀器

波浪試驗在波浪港池中進行，港池長50 m、寬17.5 m、高1.2 m。港池造波機由計算機控制，產生試驗所要求的波浪要素。為產生所需要的水流條件，在水池兩側和后部安置大流量潛水泵。在港池內布置大型風機，可產生不同速度的風場。船舶運動量采用非接觸式FL-NH型運動測量系統測量，可同時準確測量船舶六個自由度的運動量。纜繩力采用2008型護舷纜力儀進行測量。

1.2 碼頭布置及試驗船型

碼頭為高樁梁板式結構，設有工作平臺1個、靠船墩4個、系纜墩6個。試驗采用正態模型，按重力相似設計，模型比尺為1:58。17.2萬m3LNG船的主要尺度為290.00×46.95×26.25×11.70 m。船舶模型采用玻璃鋼制作，滿足與原型保持幾何相似、重力相似、重心相似、質量慣性矩相似和自振周期相似要求。壓載時，船模橫搖固有周期0.96 s，縱搖固有周期1.15 s，升沉固有周期0.97 s。碼頭模型平面布置見圖1。

圖1 模型布置圖Fig.1 Layout plan of model

原型碼頭前沿放置SUC2250H(標準型R0)橡膠護舷，護舷設計吸能為4 944 kJ，最大吸能為5 234 kJ；設計反力為5 004 kN，最大反力為5 318 kN。護舷模擬時在滿足護舷位置和受力點位置幾何相似外，還考慮其彈性相似。原型纜繩采用Φ=44 mm的HMPE纜繩，纜繩破斷力為1 370 kN。纜繩模擬時除滿足帶纜點位置、纜繩長度和角度幾何相似外，還滿足纜繩彈性相似，試驗中將同一位置的雙纜或多纜歸并為1根纜繩。圖2所示為4:2:2:2系纜布置形式下模擬出的艏、艉纜受力-變形曲線，由圖2可見模擬效果較好。

圖2 艏、艉纜受力-變形曲線Fig.2 Stress-deformation curve′s simulation of head line and stern line

1.3 試驗條件

風速20 m/s，離岸橫風90°。

已有研究成果[11]表明，橫向浪對船舶的作用強烈，因此本文主要考慮橫浪作用。波高H4%=1.5 m，周期T為9 s，試驗采用不規則波，以JONSWAP譜進行模擬。

潮流最大流速為0.37 m/s，船艏開流，與船舶縱軸線夾角20°。

1.4 試驗內容

試驗設置三種不同的泊位長度370 m、390 m、410 m，采用纜繩數量比4∶2∶2∶2的對稱帶纜方式。在上述試驗基礎上，又針對不同系纜方式進行比較計算，采用了纜繩數量比4∶4∶2的對稱布置方式，即將艏(艉)橫纜合并布置，艏艉纜及倒纜不變。本文分別開展17.2萬m3LNG船在橫浪作用和風浪流共同作用下的試驗，分析兩種情況下不同泊位長度和系纜方式的運動量和系纜力變化規律。

2 試驗結果與分析

2.1 泊位長度的影響

船載重量越小，船的運動量會越大，因此選用了壓載工況下船的運動量作為比較，采用纜繩數量比4∶2∶2∶2的系纜形式。碼頭泊位長度不同造成艏艉纜及艏艉橫纜系纜點位置的變化，改變了纜繩的長度與系纜角度，從而進一步影響運動量和系纜力大小，不同泊位長度下船舶各位置纜繩與碼頭軸線的夾角α參見表1。

表1 不同泊位長度下纜繩與碼頭軸線夾角Tab.1 Angle between cable and wharf axis under different berth length

橫浪作用以及風浪流共同作用下船舶的運動量如表2所示。試驗結果表明，當泊位長度增加后，橫向運動受到的影響較為顯著，橫浪作用下橫移、橫搖和回轉運動量最大增幅分別達到27.7%，26.4%和30%，風浪流共同作用下橫移、橫搖和回轉運動量最大增幅分別達到31%，26.1%和38.9%，而船舶縱移、升沉和縱搖變化不大。隨著泊位長度的增加，艏艉纜和橫纜與碼頭軸線的夾角逐步變大，其在橫向上回復剛度有變小的趨勢，對船舶橫向運動的約束作用明顯減小，導致橫向運動逐步變大，而艏艉纜和橫纜在縱向上的受力逐漸增大，約束增強，由于主要受橫向風浪作用，縱向力較小，縱向運動量變化表現不明顯。

表2 不同泊位長度下運動量Tab.2 Motion under different berth length

考慮到模型布置的問題，試驗中將同一位置的纜繩合成一根纜繩模擬，在進行系纜力分析時，單根纜繩按平均受力分析。不同泊位長度下，橫浪作用及風浪流共同作用下系泊船舶單根纜繩的受力分布見表3。由表可見，系泊船舶各位置纜繩中橫纜受力最大，艏艉纜與倒纜受力小。當泊位長度增大時，橫纜力隨之增大，而艏艉纜及倒纜力有所減小，這是由于泊位長度增大后，艏艉纜及橫纜與碼頭軸線的夾角增大，船舶縱向約束加強，但卻減弱了對橫向的束縛，橫纜承受更大的橫向力，而在短泊位時，艏艉纜與碼頭軸線的夾角增大，艏艉纜幫助橫纜分擔了一定的橫向力，因此當泊位長度減小時單根纜繩的最大受力也會隨之減小。在添加了風和流的作用后，系泊船舶各位置系纜力大于純浪作用，尤其是橫纜纜力增大顯著，并且由于水流方向來自船艏方向，船體前后受力不均勻，艏纜纜力要略大于艉纜纜力。

表3 不同泊位長度下系纜力分布Tab.3 Mooring force distribution under different berth length

圖3 不同泊位長度下系纜力分布系數Fig.3 Mooring force distribution coefficient under different berth length

不同的泊位長度對船舶各位置的系纜力分布也有著明顯的影響，因此對各纜繩所受纜力的不均勻性進行分析。為了便于描述各纜繩間受力均勻程度，將同一系泊條件下船舶各位置纜繩的纜力值除以所有纜繩中受力最小的纜力值，所得定義為系纜力分布系數γ。求得各條件下系纜力的分布系數，結果見圖3。隨著泊位長度的增加，系纜力分布系數的最大值在變大。在純浪作用下，370 m泊位長度時γ最大值2.26，方差為0.24；390 m泊位長度時γ最大值3.09，方差為0.65；410 m泊位長度時γ最大值3.88，方差為1.37?？梢?，在短泊位時，艏艉纜更多參與分擔橫向作用力，減小了橫纜的受力，使得系纜力分布系數的方差最小，整體的受力更為均勻。在橫浪，開風，船艏開流的情況下，三種泊位長度下的系纜力分布系數γ最大值分別是2.45、3.66和4.16，γ的方差分別為0.29、0.93和1.45，在風浪流共同作用時γ的取值以及方差均要大于純浪作用。泊位長度370 m時，系纜力分布系數的方差最小，纜繩的受力分布更為均勻。在添加了橫風和開流荷載后，橫纜和倒纜承擔了更多的作用力，纜繩受力分布更加不均勻。

2.2 系纜方式的影響

在上述4∶2∶2∶2系纜形式的基礎上，又針對不同的帶纜方式進行比較計算，纜繩采用4∶4∶2布置方式。第一種改動方式442A是將艏橫纜2的兩根纜繩合并到艏橫纜1處，其余纜繩保持不變，布置如圖4所示。第二種改動方式442B是將艏橫纜1的兩根纜繩合并到艏橫纜2處，其余纜繩保持不變，布置如圖5所示。在不同系纜方式下模擬系泊船舶受風浪流作用，運動量和系纜力結果見表4～表5。

圖4 442A系纜方式Fig.4442Amooringmode圖5 442B系纜方式Fig.5442Bmooringmode

表4 不同系纜方式下運動量Tab.4 Motion under different mooring method

表5 不同系纜方式下系纜力分布Tab.5 Mooring force under different mooring method

表6 不同系纜方式下系纜力分布系數Tab.6 Mooring force distribution coefficient under different mooring method

從表6可以看出，三種系纜方式下運動量差別主要體現在橫移和回轉上，4222系纜方式的橫移和回轉最大分別為2.07 m和0.50°，而442系纜方式橫移和回轉最大為2.18 m和0.63°，并且4222系纜方式的其他各運動分量均要小于442系纜方式，可見442系纜布置方式對船舶的束縛有所減弱。由于束縛減弱運動量增加，所以442方式下纜繩的整體受力有所增大。在泊位長度370 m時，4222系纜方式下艏橫纜2受力最大，纜力716 kN，而在相同工況下442A系纜方式纜力最大為688 kN，442B系纜方式纜力最大為712 kN；在泊位長度410 m時，4222系纜方式下艏橫纜2受力最大，纜力874 kN，而在相同工況下442A系纜方式纜力最大為796 kN，442B系纜方式纜力最大為865 kN。4222系纜方式下單根纜繩纜力最大值均出現在較短的艏橫纜2上，同樣由于442B系纜方式下艏橫纜較短，其纜力值大于442A系纜方式。從系纜力分布系數來看，在370 m泊位長度時，三種系纜方式γ值和方差幾無差別，受力均勻性接近，而在390 m泊位長度時，4 222系纜方式γ的方差為1.45，442A系纜方式γ的方差為0.92，442B系纜方式γ的方差為1.24，顯然442A系纜方式纜繩受力最為均勻?？梢?，在泊位長度較長時，為均勻纜繩的受力，建議采用442系纜方式，避免橫纜長度不一，較短的橫纜承擔較大的作用力。

3 結論

(1)對于17.2萬m3LNG船，泊位長度對船舶運動量的橫移和橫搖值影響較大，370 m長時的值較小，當碼頭泊位長度減小時，纜繩間纜力的不均勻系數會減小?？梢?，合理縮短泊位長度有利于限制橫向運動量，對纜力數值以及纜力間的均勻性有一定的改善，從而提高船舶的系泊安全。

(2)相比于單純橫浪作用，在添加了橫風和開流作用后，橫纜和倒纜承擔了更多的作用力，纜繩受力分布更加不均勻。

(3)在橫風橫浪船艏開流情況下，短泊位時橫纜分開布置對船舶運動有較好的約束，能減小艏艉纜及倒纜的受力，而在泊位較長時，橫纜應集中布置，避免橫纜長度不一，較短的橫纜承擔較大的作用力。

(4)由于模型試驗布置的問題，試驗中將同一位置的纜繩合成一根纜繩模擬，這與實際情況并不相符合，在進行系纜力分析時，單根纜繩按平均受力分析，并未考慮每根纜繩的不均勻系數，導致了單根纜繩的平均受力可能小于其實際受力。在以后的工作中將利用數學模型對此問題進行深入研究，獲得更為準確的結論。