英標及PIANC規范船舶撞擊能量計算比較

黃 建，許松喬

(大連理工大學，土木建筑設計研究院有限公司，遼寧 大連 116023)

碼頭護舷設計是港口工程設計中一項重要內容，直接影響著碼頭結構及其所受荷載，國外標準中的護舷設計多以英標BS6349和國際航運協會PIANC WG 33的標準為主。目前我國對于國外護舷設計的研究主要集中在基于BS6349和基于PIANC的船舶撞擊能與國內計算公式的比較[1-4]，護舷選型、間距[5]，撞擊能在多護舷分配下的優化設計[6-7]等。然而，英標和PIANC的撞擊能計算公式雖然相同，但在參數的選取和考慮因素上仍有出入，本文就英標和PIANC船舶撞擊能各參數意義及取值進行了詳細說明，并進行比對。同時對偏心系數CE的取值影響開展了進一步研究。

1 船舶撞擊能公式比較

英標BS 6349-4[8]與PIANC規范[9]中船舶撞擊能公式基本相同，均從基本動能公式(1)[10]乘以一組修正系數轉化而來，分別為式(2)、(3)。

(1)

英標：

(2)

PIANC：

(3)

式中：M與MD為船舶排水量；v與VB為船舶靠泊時垂直泊位前沿線的靠泊速度;CM、Cm為水動力質量系數或虛擬質量系數；CE、Ce為偏心系數；CS、Cs為柔性系數；CC、Cc為泊位形式系數。

1.1 CM、Cm——水動力質量系數或虛擬質量系數

在計算船舶撞擊能時，考慮船舶周圍水體運動，因此整個系統的質量應增加，CM、Cm也叫做附加質量系數。它是一個放大系數，主要受船舶種類及船下水體質量(龍骨下富裕水深)的影響。水動力質量系數基本公式如下：

(4)

式中：CM為水動力或虛擬質量系數；Md為船體排水量(t)；Mh為水動力或附加質量(t)；CHR為船體移動相對于縱軸夾角的減小系數。原則上，開敞水域船體垂直向泊位移動時CHR取1.0，而開敞水域船體沿其縱軸移動則CHR取為0.1。

1.1.1英標

BS 6349-4中采用的是葡萄牙Vasco Costa公式(5)，公式假定要滿足龍骨下富裕間距大于0.1D，船舶靠泊速度大于0.08 m/s。

(5)

式中：D為船舶吃水；B為船寬。

同時英標中提到，用此公式計算的CM取值一般介于1.3～1.9。

1.1.2PIANC

而PIANC中除了Vasco Costa公式外，還介紹了Shigeru Ueda公式(6)，將其代入式(4)可得變形后的Cm計算值式(7)。

(6)

(7)

式中：ρ為水體密度；L為船長；Cb為船舶方形系數。

分別對不同船型套用Shigeru Ueda和Vasco Costa公式，可知前者計算的CM值一般均大于后者。在沒有其他更好的取值依據時，也可按下列推薦值選取：較大的船底富裕水深時(如0.5D)，Cm=1.5；較小的船底富裕水深時(如0.1D)，Cm=1.8；船底富裕水深介于0.1D～0.5D時，可插值選取；縱向靠泊即丁靠時，建議Cm取1.1。

1.2 CE、Ce—偏心系數

靠泊接觸點非船舶中心點時，船體旋轉而導致部分能量被吸收的減小系數為偏心系數。設計時應考慮船體外形和護舷布置，準確估算船舶與護舷撞擊點的位置。計算公式如下：

(8)

K=(0.19Cb+0.11) LBP

(9)

式中：R為靠泊接觸點與船舶質心的距離；γ為靠泊接觸點和質心連線與碼頭前沿法線方向的夾角；LBP為船舶垂線間長度；x為靠泊撞擊點距船艏的距離；Cb為船舶方形系數。船舶靠泊過程的幾何尺寸見圖1。

圖1 船舶靠泊過程幾何尺寸

英標中船舶方形系數Cb計算見式(10)，前期設計缺少數據時可參照BS 6349-1-1:2013取值，見表1。

(10)

表1 英標船舶方形系數參照值范圍

油輪或氣體運輸船靠泊布置時，由于管匯中心線未必在船舶中心，可假定管匯中心和裝卸平臺中心偏差0.1LOA，但不大于15 m。可能須研究平面布置，以考慮船舶管匯中心與碼頭裝卸臂作業范圍的變化影響。

對5萬噸級以上船舶來說，靠泊角α最大可取6°，而無拖輪輔助靠泊的小型船舶靠泊角可取大些，如集散船或沿海船可取10°～15°；駁船可取15°。

PIANC中Ce可按圖2取值，或用公式計算。計算公式同式(8)、(9)和(10)，PIANC推薦的船舶方形系數Cb取值與英標略有不同，見表2。

圖2 Ce與相關參數關系

表2 PIANC船舶方形系數參照值范圍

集裝箱船雜貨及散貨船油船渡船滾裝船0.60～0.800.72～0.850.850.55～0.650.70～0.80

PIANC中還規定對大型油輪，K可近似取0.25L。在缺少準確數據且簡單計算時，Ce可如下近似取值：1)對連續式泊位，四分點靠泊時，船舶靠泊撞擊點距船艏大約25%船長，Ce=0.5;2)對靠船墩，船舶靠泊撞擊點距船艏大約35%船長，Ce=0.7；

1.3 CS、 Cs—柔性系數

柔性系數，或者叫船體彈性系數，是指被船殼所吸收的一部分沖擊能，是個減小系數。英標及PIANC對其描述并無差別，一般來說取為1.0。對船舶靠泊連續式橡膠護舷，或者大船靠泊固定在結構上的硬護舷，可取0.9；大船如VLCC可取0.9。硬護舷可定義為設計船舶靠泊時，護舷壓縮量小于0.15 m的護舷。而大多數情況下，船殼所能吸收的能量有限。因此區分軟硬護舷益處不大，可不考慮，即取1.0。

1.4 CC、Cc—泊位形式系數

由于船體及碼頭岸壁間所夾的水體對船舶撞擊能起到一定的緩沖作用，引入泊位形式系數，是個減小系數。主要受碼頭結構類型、距船側距離、靠泊角和航速、船體形狀和龍骨下間隙的影響。

英標及PIANC認為在岸壁式碼頭船體平行靠泊(靠泊角度< 5°)且龍骨下富裕深度小于15%吃水時，泊位形式系數可以取0.9,其他情況均為1.0。

1.5 Cab—異常靠泊能量系數

式(2)、(3)所計算的撞擊能為特征值，或者說是考慮正常撞擊所需要的吸收能。而在國外的船舶撞擊能計算理念中，除要考慮船舶正常靠泊時產生的撞擊能外，還應滿足合理的非正常靠泊時產生的撞擊能。為保證合理的非正常撞擊不會損壞靠泊系統，應在此基礎上乘以異常靠泊能量系數得到護舷要滿足的設計吸收能。見式(11)。

ED=CabEC

(11)

式中：EC為船舶撞擊能特征值；Cab為異常靠泊能量系數；ED為船舶撞擊能設計值。而我國規范中沒有船舶撞擊能計算這類理念。

異常靠泊主要是由于誤操作、故障或極端靠泊條件產生的。英標中異常靠泊能量系數是基于風險評估建立的，考慮到超過正常靠泊能量的可能性和護舷系統超載的后果，低風險時取1.5，高風險時取2.0。如無統計數據可參照如下：裝卸常規貨物的連片式碼頭取1.5，輪渡碼頭取2.0，LPG或LNG碼頭取2.0，島式碼頭取2.0。

而PIANC在選取異常靠泊能量系數時主要考慮了單護舷失效對泊位的影響、靠泊頻率、設計靠泊速度(低設計靠泊速度時，需要更高的技術，亦會較高概率地發生異常靠泊)、護舷支撐結構的脆弱程度、船舶噸級以及貨物危險性等。可在表3中的建議值基礎上考慮以上因素最終確定，一般異常靠泊能量系數介于1.1～2.0。

表3 PIANC異常靠泊能量系數取值

1.6 英標及PIANC船舶撞擊能比較

由式(2)、(3)知，英標及PIANC的撞擊能計算公式相同，僅在參數選取上有所區別，不同規范參數計算的方法選取見表4。

表4 各規范撞擊能參數計算方法

由表4可知，PIANC與英標的撞擊能計算參數基本相同，只是PIANC提供的參數選取方法較英標更多些。

1.6.1邊界條件

選取1萬～20萬噸級集裝箱船和1萬～40萬噸級油船為例進行比較分析。算例假定邊界條件如下：1)為比較其撞擊能計算差異，算例中PIANC規范選取與英標不同的參數計算方法進行比較分析。2)一般岸壁式碼頭靠泊撞擊點距船首1/4船長，墩式碼頭靠泊撞擊點距船首1/3船長。因此對集裝箱船撞擊能算例采用四分點靠泊，油船算例采用三分點靠泊。3)船型參數采用西班牙ROM 3.1中的船型尺度。4)本文主要比較撞擊能計算系數的不同，因此假定各噸級船型靠泊速度均為0.1 m/s。

1.6.2集裝箱船

各規范中集裝箱船不同噸級撞擊能見圖3。

圖3 各規范下不同噸級集裝箱船撞擊能對比(四分點靠泊)

由圖3可知，在撞擊能特征值比對中，英標與PIANC規范計算結果相近，均略大于我國規范。而考慮了非正常撞擊工況時的撞擊能設計值計算中，英標及PIANC規范均遠大于我國規范計算結果(此時假定我國規范中異常靠泊能量系數為1，下同)。

為詳細比對兩種國外規范及與我國規范間的差異，將其計算結果與我國規范結果以差值比例的形式體現，見圖4。即α=(E外-E國)/E國。

圖4 英標及PIANC集裝箱船撞擊能與國標差值比例(四分點靠泊)

由圖4可知：對于撞擊能特征值，英標及PIANC的撞擊能計算值均略大于我國規范。由于小船靠泊角度增大，隨著船舶噸級減小，撞擊能比國標大得多。英標與PIANC分別比我國規范大出8%～40%和1%～34%。對于撞擊能設計值，兩種規范計算結果均遠超出我國規范，其中英標撞擊能設計值超出我國63%～110%，PIANC中異于英標的參數取值方法所得的撞擊能設計值超出我國53%～168%。PIANC撞擊能設計值大于英標的原因在于其異常靠泊能量系數大于英標。

1.6.3油船

各規范中油船不同噸級撞擊能見圖5。

圖5 各規范下不同噸級油船撞擊能對比(三分點靠泊)

由圖5可知，在撞擊能特征值對比中，計算結果英標>PIANC>我國規范。而考慮了非正常撞擊工況時的撞擊能設計值計算中，英標計算結果遠大于PIANC及我國規范。

將其計算結果與我國規范結果以差值比例的形式體現，見圖6。

圖6 英標及PIANC油船撞擊能與國標差值比例(三分點靠泊)

由圖6可知，對于撞擊能特征值，英標計算結果超出我國72%～90%，PIANC計算結果超出我國49%～80%。而對于撞擊能設計值，英標計算結果超出我國243%～279%，PIANC計算結果超出我國86%～187%。對于5萬噸級及以下船舶，由于靠泊角度增大，計算結果差值更大。英標撞擊能設計值大于PIANC的原因在于其異常靠泊能量系數大于英標。

2 船舶偏心系數對船舶撞擊能的影響

從BS 6349-4及PIANC規范中知，船舶偏心系數取值范圍較大，直接影響船舶撞擊能的計算。其差異產生的主要原因在于：1)受具體船型及碼頭結構形式、平面布置的影響，船舶實際靠泊撞擊點位置具有差異性;2)液體散貨船由于管匯偏中及裝卸臂位置偏差影響，使得船舶中心在1)影響的基礎上進一步偏移，影響靠泊接觸點與船舶中心的距離。

2.1 靠泊撞擊點位置對船舶偏心系數的影響

對于靠泊撞擊點位置的影響，因為在前期設計階段可能缺乏具體船舶尺寸及平面布置資料，因此一般假定船舶采用三分點或四分點靠泊的形式來計算R值。

為比較三分點與四分點靠泊兩種假設對偏心系數的影響。將1.6算例中油船改為采用四分點靠泊，得出撞擊能結果見圖7、8。

圖7 各規范下不同噸級油船撞擊能對比(四分點靠泊)

圖8 英標及PIANC油船撞擊能與國標差值比例(四分點靠泊)

將油船四分點靠泊時的撞擊能與三分點靠泊時進行比較，可知對于各噸級油船，英標規范采用三分點靠泊時撞擊能是四分點靠泊時的1.26～1.30倍，PIANC規范則為1.32～1.38倍。靠泊撞擊點越接近船舶質心，CE越大，撞擊能越大。

2.2 管匯中心和裝卸平臺中心偏差對船舶偏心系數的影響

對于管匯中心和裝卸平臺中心偏差影響，根據OCIMF和CDI于2017年底聯合出版的《油輪和化學品船管匯布置新指南》(該指南已由中國船級社簽發，2019年1月1日起啟用)，新船管匯偏中應不超過3 m，但碼頭裝卸臂數量及間距統計難度及差異性較大。

因此，按BS 6349中對管匯中心和裝卸平臺中心偏差的限制來比較分析。假定油船以三分點靠泊，對各噸級油船裝卸中心(船舶管匯中心線和碼頭對應輸油臂對齊時的位置)按靠近和遠離靠泊撞擊點5、10、15 m分別計算其CE變化幅度，并與不偏移時的計算結果做對比，見圖9。

圖9 管匯中心和裝卸平臺中心偏差對CE的影響

由圖9可知，裝卸中心離靠泊撞擊點越遠，CE越小；離靠泊撞擊點越近，CE越大，基本呈對稱影響。船舶越小，管匯中心和裝卸平臺中心偏差對CE的影響越大。對于40萬噸級油船，CE影響幅度為-11.7% ～ 11.5%；對于1萬噸級油船，CE影響幅度為-28.6% ～ 25.9%。

3 結論

1)英標及PIANC規范中船舶撞擊能計算公式相同，不同之處在于PIANC除與英標相同的參數計算方法外還提供了其他方法，如Cm、Ce等參數。此外兩本規范的異常靠泊能量系數取值及原則不同。

2)英標及PIANC規范的護舷設計均考慮要滿足合理的異常靠泊時產生的撞擊能，而我國規范船舶撞擊能計算中沒有這類理念，進而導致了以上兩種規范護舷設計吸收能要大于我國規范。

3)假定集裝箱船采用四分點靠泊時，英標及PIANC中選取異于英標參數計算的船舶撞擊能特征值相近，超出我國規范結果在40%以內，船型越大與我國規范計算值越接近。撞擊能設計值PIANC大多大于英標。

4)假定油船采用三分點靠泊時，英標船舶撞擊能特征值大于PIANC，兩規范分別超出我國規范結果70%～90%和50%～80%。撞擊能設計值英標要大于PIANC。

5)靠泊撞擊點越接近船舶質心，CE越大，撞擊能越大。因此英標中油船采用三分點靠泊的撞擊能約為采用四分點靠泊的1.26～1.30倍，PIANC規范則為1.32～1.38倍。

6)油船及氣體運輸船存在管匯偏中，計算CE時要考慮裝卸中心點與靠泊撞擊點距離的偏移。距離增加時CE減小，反之則增大。管匯偏中對大船CE影響小，對小船CE影響大。