泊位長(zhǎng)度與系纜方式對(duì)系泊船舶的影響

朱 奇,王 震,王夢(mèng)琪

(河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院，南京 210098)

隨著船舶大型化的發(fā)展以及近岸深水岸線(xiàn)的減少，港口建設(shè)也向深水化、離岸化發(fā)展，并多采用開(kāi)敞式設(shè)計(jì)。外海開(kāi)敞式碼頭無(wú)防波堤掩護(hù)，風(fēng)、浪、流等動(dòng)力要素極其復(fù)雜，對(duì)碼頭設(shè)計(jì)提出了更高的要求，首先便是泊位長(zhǎng)度的確定。我國(guó)早期的開(kāi)敞式碼頭設(shè)計(jì)規(guī)范中規(guī)定的碼頭長(zhǎng)度較長(zhǎng)，與英國(guó)規(guī)范、OCIMF指南中的規(guī)定值有一定差別。碼頭泊位長(zhǎng)度的改變實(shí)質(zhì)上改變了纜繩的長(zhǎng)度與系泊角度，從而進(jìn)一步影響運(yùn)動(dòng)量和系纜力的大小。合理的泊位長(zhǎng)度和系纜方式可以約束船舶的運(yùn)動(dòng)并均衡各個(gè)系泊纜繩間的拉力，增加纜繩的安全富余，避免達(dá)到纜繩的控制強(qiáng)度而造成纜繩失效，對(duì)系泊船舶的安全起到重要的作用[1-2]。

對(duì)于系泊船舶的運(yùn)動(dòng)及系纜布置優(yōu)化問(wèn)題，目前學(xué)者主要采用物模試驗(yàn)或數(shù)值分析兩種方法對(duì)實(shí)際問(wèn)題進(jìn)行模擬[3]。吳澎[4]通過(guò)物理模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)學(xué)模型計(jì)算相結(jié)合的方法，提出了開(kāi)敞式蝶形碼頭泊位長(zhǎng)度和墩位平面布置確定的原則和方法；時(shí)恩哲、林在彬、耿寶磊等[5-7]通過(guò)物理模型試驗(yàn)對(duì)系泊船舶系纜力、運(yùn)動(dòng)量以及撞擊力和撞擊能量展開(kāi)研究，對(duì)合理的泊位長(zhǎng)度以及系纜角度進(jìn)行探討；沈文君、劉爽等[8-10]依托工程實(shí)例通過(guò)數(shù)值模擬分析計(jì)算，提出LNG碼頭較為適宜的泊位長(zhǎng)度和系纜方式。

本文通過(guò)物理模型試驗(yàn)，以均衡各個(gè)纜繩間的拉力和減小船舶運(yùn)動(dòng)量為目標(biāo)，以17.2萬(wàn)m3LNG船為研究對(duì)象，考慮不同的風(fēng)、浪、流組合，主要針對(duì)泊位長(zhǎng)度和纜繩的布置形式對(duì)系泊船舶穩(wěn)定的影響展開(kāi)研究，為工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備及測(cè)量?jī)x器

波浪試驗(yàn)在波浪港池中進(jìn)行，港池長(zhǎng)50 m、寬17.5 m、高1.2 m。港池造波機(jī)由計(jì)算機(jī)控制，產(chǎn)生試驗(yàn)所要求的波浪要素。為產(chǎn)生所需要的水流條件，在水池兩側(cè)和后部安置大流量潛水泵。在港池內(nèi)布置大型風(fēng)機(jī)，可產(chǎn)生不同速度的風(fēng)場(chǎng)。船舶運(yùn)動(dòng)量采用非接觸式FL-NH型運(yùn)動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)測(cè)量，可同時(shí)準(zhǔn)確測(cè)量船舶六個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)量。纜繩力采用2008型護(hù)舷纜力儀進(jìn)行測(cè)量。

1.2 碼頭布置及試驗(yàn)船型

碼頭為高樁梁板式結(jié)構(gòu)，設(shè)有工作平臺(tái)1個(gè)、靠船墩4個(gè)、系纜墩6個(gè)。試驗(yàn)采用正態(tài)模型，按重力相似設(shè)計(jì)，模型比尺為1:58。17.2萬(wàn)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(mǎn)足與原型保持幾何相似、重力相似、重心相似、質(zhì)量慣性矩相似和自振周期相似要求。壓載時(shí)，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(jiàn)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(biāo)準(zhǔn)型R0)橡膠護(hù)舷，護(hù)舷設(shè)計(jì)吸能為4 944 kJ，最大吸能為5 234 kJ；設(shè)計(jì)反力為5 004 kN，最大反力為5 318 kN。護(hù)舷模擬時(shí)在滿(mǎn)足護(hù)舷位置和受力點(diǎn)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(shí)除滿(mǎn)足帶纜點(diǎn)位置、纜繩長(zhǎng)度和角度幾何相似外，還滿(mǎn)足纜繩彈性相似，試驗(yàn)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(xiàn)，由圖2可見(jiàn)模擬效果較好。

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

1.3 試驗(yàn)條件

風(fēng)速20 m/s，離岸橫風(fēng)90°。

已有研究成果[11]表明，橫向浪對(duì)船舶的作用強(qiáng)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(yàn)采用不規(guī)則波，以JONSWAP譜進(jìn)行模擬。

潮流最大流速為0.37 m/s，船艏開(kāi)流，與船舶縱軸線(xiàn)夾角20°。

1.4 試驗(yàn)內(nèi)容

試驗(yàn)設(shè)置三種不同的泊位長(zhǎng)度370 m、390 m、410 m，采用纜繩數(shù)量比4∶2∶2∶2的對(duì)稱(chēng)帶纜方式。在上述試驗(yàn)基礎(chǔ)上，又針對(duì)不同系纜方式進(jìn)行比較計(jì)算，采用了纜繩數(shù)量比4∶4∶2的對(duì)稱(chēng)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(kāi)展17.2萬(wàn)m3LNG船在橫浪作用和風(fēng)浪流共同作用下的試驗(yàn)，分析兩種情況下不同泊位長(zhǎng)度和系纜方式的運(yùn)動(dòng)量和系纜力變化規(guī)律。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 泊位長(zhǎng)度的影響

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

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

橫浪作用以及風(fēng)浪流共同作用下船舶的運(yùn)動(dòng)量如表2所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)泊位長(zhǎng)度增加后，橫向運(yùn)動(dòng)受到的影響較為顯著，橫浪作用下橫移、橫搖和回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)量最大增幅分別達(dá)到27.7%，26.4%和30%，風(fēng)浪流共同作用下橫移、橫搖和回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)量最大增幅分別達(dá)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(zhǎng)度的增加，艏艉纜和橫纜與碼頭軸線(xiàn)的夾角逐步變大，其在橫向上回復(fù)剛度有變小的趨勢(shì)，對(duì)船舶橫向運(yùn)動(dòng)的約束作用明顯減小，導(dǎo)致橫向運(yùn)動(dòng)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(qiáng)，由于主要受橫向風(fēng)浪作用，縱向力較小，縱向運(yùn)動(dòng)量變化表現(xiàn)不明顯。

表2 不同泊位長(zhǎng)度下運(yùn)動(dòng)量Tab.2 Motion under different berth length

考慮到模型布置的問(wèn)題，試驗(yàn)中將同一位置的纜繩合成一根纜繩模擬，在進(jìn)行系纜力分析時(shí)，單根纜繩按平均受力分析。不同泊位長(zhǎng)度下，橫浪作用及風(fēng)浪流共同作用下系泊船舶單根纜繩的受力分布見(jiàn)表3。由表可見(jiàn)，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(dāng)泊位長(zhǎng)度增大時(shí)，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(zhǎng)度增大后，艏艉纜及橫纜與碼頭軸線(xiàn)的夾角增大，船舶縱向約束加強(qiáng)，但卻減弱了對(duì)橫向的束縛，橫纜承受更大的橫向力，而在短泊位時(shí)，艏艉纜與碼頭軸線(xiàn)的夾角增大，艏艉纜幫助橫纜分擔(dān)了一定的橫向力，因此當(dāng)泊位長(zhǎng)度減小時(shí)單根纜繩的最大受力也會(huì)隨之減小。在添加了風(fēng)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(lái)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(zhǎng)度下系纜力分布Tab.3 Mooring force distribution under different berth length

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

不同的泊位長(zhǎng)度對(duì)船舶各位置的系纜力分布也有著明顯的影響，因此對(duì)各纜繩所受纜力的不均勻性進(jìn)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(shù)γ。求得各條件下系纜力的分布系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)圖3。隨著泊位長(zhǎng)度的增加，系纜力分布系數(shù)的最大值在變大。在純浪作用下，370 m泊位長(zhǎng)度時(shí)γ最大值2.26，方差為0.24；390 m泊位長(zhǎng)度時(shí)γ最大值3.09，方差為0.65；410 m泊位長(zhǎng)度時(shí)γ最大值3.88，方差為1.37。可見(jiàn)，在短泊位時(shí)，艏艉纜更多參與分擔(dān)橫向作用力，減小了橫纜的受力，使得系纜力分布系數(shù)的方差最小，整體的受力更為均勻。在橫浪，開(kāi)風(fēng)，船艏開(kāi)流的情況下，三種泊位長(zhǎng)度下的系纜力分布系數(shù)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(fēng)浪流共同作用時(shí)γ的取值以及方差均要大于純浪作用。泊位長(zhǎng)度370 m時(shí)，系纜力分布系數(shù)的方差最小，纜繩的受力分布更為均勻。在添加了橫風(fēng)和開(kāi)流荷載后，橫纜和倒纜承擔(dān)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(chǔ)上，又針對(duì)不同的帶纜方式進(jìn)行比較計(jì)算，纜繩采用4∶4∶2布置方式。第一種改動(dòng)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(dòng)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(fēng)浪流作用，運(yùn)動(dòng)量和系纜力結(jié)果見(jiàn)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(yùn)動(dòng)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(shù)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(yùn)動(dòng)量差別主要體現(xiàn)在橫移和回轉(zhuǎn)上，4222系纜方式的橫移和回轉(zhuǎn)最大分別為2.07 m和0.50°，而442系纜方式橫移和回轉(zhuǎn)最大為2.18 m和0.63°，并且4222系纜方式的其他各運(yùn)動(dòng)分量均要小于442系纜方式，可見(jiàn)442系纜布置方式對(duì)船舶的束縛有所減弱。由于束縛減弱運(yùn)動(dòng)量增加，所以442方式下纜繩的整體受力有所增大。在泊位長(zhǎng)度370 m時(shí)，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(zhǎng)度410 m時(shí)，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(xiàn)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(shù)來(lái)看，在370 m泊位長(zhǎng)度時(shí)，三種系纜方式γ值和方差幾無(wú)差別，受力均勻性接近，而在390 m泊位長(zhǎng)度時(shí)，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。可見(jiàn)，在泊位長(zhǎng)度較長(zhǎng)時(shí)，為均勻纜繩的受力，建議采用442系纜方式，避免橫纜長(zhǎng)度不一，較短的橫纜承擔(dān)較大的作用力。

3 結(jié)論

(1)對(duì)于17.2萬(wàn)m3LNG船，泊位長(zhǎng)度對(duì)船舶運(yùn)動(dòng)量的橫移和橫搖值影響較大，370 m長(zhǎng)時(shí)的值較小，當(dāng)碼頭泊位長(zhǎng)度減小時(shí)，纜繩間纜力的不均勻系數(shù)會(huì)減小。可見(jiàn)，合理縮短泊位長(zhǎng)度有利于限制橫向運(yùn)動(dòng)量，對(duì)纜力數(shù)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(fēng)和開(kāi)流作用后，橫纜和倒纜承擔(dān)了更多的作用力，纜繩受力分布更加不均勻。

(3)在橫風(fēng)橫浪船艏開(kāi)流情況下，短泊位時(shí)橫纜分開(kāi)布置對(duì)船舶運(yùn)動(dòng)有較好的約束，能減小艏艉纜及倒纜的受力，而在泊位較長(zhǎng)時(shí)，橫纜應(yīng)集中布置，避免橫纜長(zhǎng)度不一，較短的橫纜承擔(dān)較大的作用力。

(4)由于模型試驗(yàn)布置的問(wèn)題，試驗(yàn)中將同一位置的纜繩合成一根纜繩模擬，這與實(shí)際情況并不相符合，在進(jìn)行系纜力分析時(shí)，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(shù)，導(dǎo)致了單根纜繩的平均受力可能小于其實(shí)際受力。在以后的工作中將利用數(shù)學(xué)模型對(duì)此問(wèn)題進(jìn)行深入研究，獲得更為準(zhǔn)確的結(jié)論。