船行波对双船系靠LNG泊位系泊稳定性的影响

张 志，孔友南，金宇正，刘亚男

(中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海 200032)

船行波是指船舶在水面上航行时，船体推挤水体而形成的水面波动，当泊位布置临近航道时，这种水面波动将对系泊船只的系泊稳定性造成影响。受船行波的影响，在港系泊船舶产生摆动，影响作业效率，严重时还可能发生断缆事故，船行波对在港船舶的系泊稳定性影响是水运工程设计人员必须加以考虑的问题。双船系靠液化石油天然气(liquefied natural gas，LNG)泊位是一种新型的LNG中转泊位布置形式，浮式LNG接收终端(floating storage unit,FSU)[1]半永久性地系泊于码头上，LNG船并靠系泊于FSU上进行LNG装卸作业，这种泊位布置形式在国内尚无先例，但在国际工程中已有较多成功应用案例。

国内外众多学者均针对船行波进行了深入研究，王水田[2-4]、蒋宗燕等[5]均系统总结了国内外船行波的研究成果；周利兰等[6]基于数值分析方法分析船行波对系泊船舶的运动响应和受力影响规律；陈星等[7]利用OPTIMOOR系泊分析软件分析船行波对系泊船的影响因素；Flory[8-9]结合物理模型试验分析结果，提出一种船行波过程对系泊船舶影响效应的经验计算方法，即Flory-Remery船行波计算方法。

虽然不少学者均针对船行波对系泊船舶的影响进行了深入研究，但船行波对双船系靠泊位的系泊稳定性影响尚无相关研究工作。双船系靠LNG泊位所受环境荷载效应较大且复杂，作业安全性要求高，系泊稳定性是该泊位布置设计的关键技术问题之一，船行波对系泊船的影响属于动态过程，尤其应予以重视。本文结合工程实例，根据工程的具体建设条件，以Flory-Remery船行波计算方法为基础，并结合双船系靠泊位的特点予以修正，利用数值分析软件对船行波对本工程系泊稳定性的动态影响进行定量分析，提出航行限制性要求，可为类似工程提供参考。

1 工程概况

拟建项目位于南美地区某海湾，为某燃气电厂配套码头工程，FSU船半永久性地系泊于码头，卸船作业时外侧并靠LNG运输船。设计船型尺度见表1。码头采用高桩墩式结构，蝶形平面布置，泊位总长343 m，码头面高程5.5 m，码头前沿设计泥面-13.5 m，共设置4个系缆墩、2个靠船墩、1个工作平台，靠船墩海侧设置2组2000H锥型护舷，FSU船外侧设置5组直径3.97 m、长7.93 m的泡沫护舷，系缆墩、靠船墩上共设置6组4钩或3钩1 500 kN的快速脱缆钩。泊位外侧临近现有航道，最大通航船舶为3万吨级油船。码头平面布置见图1。

图1 码头平面布置(单位：m)

工程区环境条件良好，设计高水位0.4 m、设计低水位0 m，最大设计流速0.5 m，流向NNW～SSE，1 a一遇最大风速15 ms,工程区有较好的掩护条件，1 a一遇有效波高Hs=0.50 m，平均波周期Tm=8.8 s，波向NW～NNW。

根据工程区环境条件以及国际石油公司海运协会(OCIMF)对于LNG船的系泊作业限制环境条件，结合系泊分析结果分析，初步拟定本工程允许装卸作业极限环境条件按1 a一遇环境标准考虑，即在1 a一遇环境条件下，双船并靠装卸作业时的系缆力、船舶运动量、护舷受力等不应超过允许限值。

2 系泊稳定性计算

根据本工程实船资料，结合实船系泊绞车、导缆孔的布置以及船上实际配置的缆绳情况，本工程FSU船推荐采用3-4-2的对称布缆方式，即艏艉缆各3根、艏艉横缆各4根、艏艉倒缆各2根，缆绳规格为φ44 mm钢缆，缆绳破断力FMBL=1 240 kN，配置11 m长尼龙缆尾索，LNG运输船采用3-2-2的对称布缆方式，即艏艉缆各3根、艏艉横缆各2根、艏艉倒缆各2根，缆绳规格为φ40 mm钢缆，FMBL=1 150 kN，配置11 m长尼龙缆尾索。经系泊稳定敏感性分析，最不利工况为设计低水位、FSU船及LNG运输船均为满载，系泊工况下护舷受力较船舶靠岸撞击力小，系泊工况下护舷受力不控制，系泊分析的要点为缆绳受力及船舶运动量。在1 a一遇环境工况下，采用OPTIMOOR系泊分析软件，缆绳张力及船舶运动量计算结果见表2、3(均为1 a一遇环境条件)。

表2 缆绳张力计算结果

表3 船舶运动量计算结果

根据计算结果可以看出，在1 a一遇环境工况下，缆绳张力以及船舶运动量均较小，最大缆绳张力仅为23%FMBL，缆绳张力以及船舶运动量均小于允许限值。对于本工程来说，工程区环境条件较好，风、浪、流等环境条件不会对装卸作业条件的系泊稳定性产生较大的影响。但工程临近现状航道，船行波是影响本工程装卸作业系泊稳定性的关键要素，须评估船行波对系泊船的影响，提出对航道内航行船舶的限制措施，确保装卸作业安全。

3 船行波效应计算方法

船行波对系泊船舶的作用效应为一动态的过程，船行波作用下对系泊船舶产生纵向力、横向力及弯矩，其最大纵向力、最大横向力以及弯矩不在同一时间出现，分析船行波对系泊稳定性的影响须分析航行船舶与系泊船在不同的相对位置时的作用效应，为一时间序列的作用效应值。计算船行波的方法较多，多为半理论半经验公式，但多为估算产生的船行波波要素值，显然采用估算的船行波波要素无法反映出对系泊船的影响过程。Flory-Remery船行波计算方法较好地克服了上述弊端，在大量模型试验的基础上总结出在不同相对位置时船行波对系泊船的作用效应，且通过无量纲化曲线，可很容易地得出船行波作用效应过程曲线，计算方法为：

Fxmax=10SFCxv2[0.171+0.134lnDR-

(0.71+0.28lnDR)ln(SR-0.06)]

(1)

Fymax=10SFCyv2[e(1.168DR-2.25)-(4.41+

1.93lnDR)lnSR]

(2)

Mmax=10SMCMv2[e(-0.47DR+2.651)-(171.9+

51.4lnDR)ln(SR-0.06)]

(3)

(4)

(5)

Cx=e0.095 5-0.636 7UKCDR

(6)

Cy=e0.515 7-3.438UKCDR

(7)

CM=e0.343-2.288UKCDR

(8)

(9)

式中：Fxmax、Fymax为船行波对系泊船所产生的最大纵向力、最大横向力；Mmax为船行波对系泊船所产生的最大力矩；SF、SM为比例系数；Cx、Cy、CM为调整系数；UKCDR为龙骨下富余水深系数；WDDR为水深与船舶吃水比，在航行船和系泊船中取吃水的大值；v为航速；DR为两船排水量比例系数，其值为航行船排水量与系泊船排水量之比；SR为两船幅度比例系数，其值为两船舷间距离与Lc之比，其中Lc为系泊船与航行船两船的平均船长；Lm为系泊船船长。

上述计算为船舶航行中的船行波对系泊船作用效应的峰值，随其相对于系泊船位置的不同而变化，各种峰值作用效应不在同时发生。Remery 在大量模型试验的基础上，总结绘制出不同航速及间距条件下船行波对系泊船只的影响演变过程的无量纲化曲线(图2)，对两船距离进行无量纲化P=PDLc，其中PD为航行船与系泊船两船船舶中心水平投影距离。由无量纲化过程曲线可以看出，行进过程中当船舶中心点的距离为2倍平均船长时，系泊船开始感应到船行波的影响，当船舶中心距离约为0.5Lc时，即航行船船头到达系泊船的船中时，纵向力及弯矩达最大；当船舶中心距离为0时，即航行船与系泊船肩并肩时，横向力最大，行离过程与行近过程对称。利用无量纲化曲线，可计算船行波作用于系泊船的作用力及力矩过程曲线，按此方法得出的作用效应过程曲线作为系泊分析软件的外力输入条件，进行动态系泊分析。

图2 船行波对系泊船的作用效应无量纲化过程曲线

Flory-Remery船行波计算方法基于单船开敞水域，当系泊船附近为受限制的水体时，船行波产生的作用效应值会发生改变。本工程在分析船行波对双船系靠作用效应时，假定FSU船与LNG船之间相互没有干扰，利用计算公式根据航行船舶与FSU船或LNG船的相对位置关系，单独计算船行波作用效应，得到独立的船行波对FSU船或LNG船的作用效应时间序列。上述假定显然与Flory-Remery船行波计算方法前提条件不符，受并靠船舶的影响，系泊船体周围的水流流态将发生较大的变化，此时应对Flory-Remery计算方法进行修正，可按上述方法计算的纵向力、横向力及弯矩分别考虑调整系数α、β、γ，即产生的船行波最大效应分别为αFxmax、βFymax、γMmax。α、β、γ应根据模型试验进行确定。

Flory等[10]对岸壁码头等非开敞水域的船行波效应进行过研究，当船舶系泊于岸壁式码头时，船行波作用效应将发生改变，纵向力约为2倍，横向力及弯矩减小为原来的12。对于双船并靠的情形，与岸壁式码头有一定的类似之处，本文暂引用Flory研究结论，对Flory-Remery船行波计算公式进行修正，即α=2、β=γ=0.5。

4 应用分析

在本工程实例中，双船系靠泊位临近现有航道布置，最大航行船舶为3万吨级油船。船舶在海湾航道内航行时船速一般不会太大，为5～8 kn，在本工程分析船行波对系泊船的影响时，偏不利条件按3万吨级油船8 kn船速考虑。除船舶吨级以及航速外，航行船舶与系泊船的间距也是影响船行波的最重要因素之一，为确保船行波对本双船并靠泊位装卸作业安全性的影响最小，应对航行船舶与系泊船的间距加以限制。

本文针对不同的航行船舶与系泊船的间距工况进行分析，通过定量分析的方式确定合理的航行船舶与系泊船的间距要求。工况1为仅考虑1 a一遇的风、浪、流环境条件，工况2在工况1的基础上增加考虑船行波效应，船行波按3万吨级油船、8 kn航速、航行船舶与系靠的LNG运输船的间距50 m进行计算。按上述方法计算船行波作用效应过程曲线见图3，可以看出，按Flory-Remery船行波计算方法，计算FSU船最大纵向力270 kN，LNG船最大纵向力440 kN，FSU船最大横向力1 310 kN，LNG船最大横向力2 100 kN，FSU船最大弯矩船长为270 kN·mm，LNG船最大弯矩船长为470 kN·mm。考虑并靠船的相互影响，对船行波最大作用效应加以修改(即FSU船*、LNG船*)，FSU船最大纵向力540 kN，LNG船最大纵向力880 kN，FSU船最大横向力655 kN，LNG船最大横向力1 050 kN，FSU船最大弯矩船长为135 kN·mm，LNG船最大弯矩船长为235 kN·mm。

图3 工况2船行波对系泊船的作用效应过程

采用OPTIMOOR系泊分析软件的动态系泊分析模块，将上述船行波对系泊船的作用效应过程作为外力输入条件，进行动态系泊分析，峰值计算结果见表4、5。计算结果表明，受船行波的影响，系泊FSU船及LNG船的缆绳张力及船舶运动量均大幅增加，系泊船艏艉倒缆均超过允许限值，船船纵移运动量也超过允许限值。经分析，航行船舶与系靠的LNG运输船的间距过近，由此导致船行波作用效应过大。

表4 船行波缆绳张力计算结果影响对比

注：缆绳张力占FMBL比例的允许值为55%。

表5 船行波对船舶运动量计算结果对比

注：各运动量的允许值见表3。

JTS 165—2013《海港总体设计规范》及JTS 165-5—2016《液化天然气码头设计规范》均对系泊船舶与航道边线的净间距有规定，要求船舶与航道边线的净间距不宜小于100 m。因此考虑航行船舶与系靠的LNG运输船的间距为100 m(工况3)及150 m(工况4)两种船行波工况的系泊分析。按上述船行波效应计算方法，间距增大后船行波效应值明显减小。

工况3及工况4船行波作用下系泊分析峰值计算结果见表6、7。由计算结果可看出，当航行船与系靠的LNG运输船的间距加大后，系泊缆绳张力及船舶运动量明显减小，工况3下FSU船及LNG船的最大缆绳张力分别为44%FMBL及36%FMBL，船舶纵移运动量分别为1.03、0.85 m，满足系泊稳定安全限值条件，即当航行船与系靠的LNG运输船的间距为100 m时，船行波对系泊船的影响不会影响系泊船作业安全。当航行船与系靠的LNG运输船的间距进一步加大后，工况4下FSU船及LNG船的最大缆绳张力分别为28%FMBL及26%FMBL，船舶纵移运动量分别为0.40、0.25 m，与工况1系泊分析结果差别不大，即当航行船与系靠的LNG运输船的间距为150 m时，船行波对系泊船基本没有影响。

表6 船行波缆绳张力计算结果影响对比

注：缆绳张力占FMBL比例的允许值为55%。

表7 船行波对船舶运动量计算结果对比

注：各运动量的允许值见表3。

5 结论

1)当航行船舶与系泊船间距较近、航速较大时，船行波将会极大地影响系泊船装卸作业的安全性，尤其对双船并靠LNG泊位，系泊稳定安全性要求高，必须通过系泊分析以评判船行波对系泊稳定性的影响。

2)船行波对系泊船舶的影响属于动态过程，可利用Flory-Remery船行波计算方法得到船行波对系泊船的作用效应过程，据此进行动态系泊分析。对于双船并靠LNG泊位，系泊船受并靠船的影响，系泊船体水体流态发生变化，不符合Flory-Remery船行波计算方法开敞水域的假定前提条件，应对按此方法计算的作用效应过程进行修正，系数α、β、γ应根据物理模型试验进一步确定。

3)当船行波与系泊船间距50 m时，系泊船缆绳张力峰值、船舶运动量峰值均超过允许限值，系泊稳定性不满足，系泊倒缆受力及纵移运动量所受影响最大；当船行波与系泊船间距100 m时，系泊船缆绳张力峰值、船舶运动量峰值均不超过允许限值，系泊稳定性可以满足，较好地符合现行水运规范关于航行船与系泊船舶的间距要求；当船行波与系泊船间距150 m时，系泊船缆绳张力峰值、船舶运动量峰值略有增加，系泊稳定性基本不受船行波影响。本工程运营阶段应加强管理，装卸作业时应限制航行船与系泊船的间距，减少船行波对本工程系泊稳定性影响。