英标及PIANC规范船舶撞击能量计算比较

黄 建，许松乔

(大连理工大学，土木建筑设计研究院有限公司，辽宁 大连 116023)

码头护舷设计是港口工程设计中一项重要内容，直接影响着码头结构及其所受荷载，国外标准中的护舷设计多以英标BS6349和国际航运协会PIANC WG 33的标准为主。目前我国对于国外护舷设计的研究主要集中在基于BS6349和基于PIANC的船舶撞击能与国内计算公式的比较[1-4]，护舷选型、间距[5]，撞击能在多护舷分配下的优化设计[6-7]等。然而，英标和PIANC的撞击能计算公式虽然相同，但在参数的选取和考虑因素上仍有出入，本文就英标和PIANC船舶撞击能各参数意义及取值进行了详细说明，并进行比对。同时对偏心系数CE的取值影响开展了进一步研究。

1 船舶撞击能公式比较

英标BS 6349-4[8]与PIANC规范[9]中船舶撞击能公式基本相同，均从基本动能公式(1)[10]乘以一组修正系数转化而来，分别为式(2)、(3)。

(1)

英标：

(2)

PIANC：

(3)

式中：M与MD为船舶排水量；v与VB为船舶靠泊时垂直泊位前沿线的靠泊速度;CM、Cm为水动力质量系数或虚拟质量系数；CE、Ce为偏心系数；CS、Cs为柔性系数；CC、Cc为泊位形式系数。

1.1 CM、Cm——水动力质量系数或虚拟质量系数

在计算船舶撞击能时，考虑船舶周围水体运动，因此整个系统的质量应增加，CM、Cm也叫做附加质量系数。它是一个放大系数，主要受船舶种类及船下水体质量(龙骨下富裕水深)的影响。水动力质量系数基本公式如下：

(4)

式中：CM为水动力或虚拟质量系数；Md为船体排水量(t)；Mh为水动力或附加质量(t)；CHR为船体移动相对于纵轴夹角的减小系数。原则上，开敞水域船体垂直向泊位移动时CHR取1.0，而开敞水域船体沿其纵轴移动则CHR取为0.1。

1.1.1英标

BS 6349-4中采用的是葡萄牙Vasco Costa公式(5)，公式假定要满足龙骨下富裕间距大于0.1D，船舶靠泊速度大于0.08 m/s。

(5)

式中：D为船舶吃水；B为船宽。

同时英标中提到，用此公式计算的CM取值一般介于1.3～1.9。

1.1.2PIANC

而PIANC中除了Vasco Costa公式外，还介绍了Shigeru Ueda公式(6)，将其代入式(4)可得变形后的Cm计算值式(7)。

(6)

(7)

式中：ρ为水体密度；L为船长；Cb为船舶方形系数。

分别对不同船型套用Shigeru Ueda和Vasco Costa公式，可知前者计算的CM值一般均大于后者。在没有其他更好的取值依据时，也可按下列推荐值选取：较大的船底富裕水深时(如0.5D)，Cm=1.5；较小的船底富裕水深时(如0.1D)，Cm=1.8；船底富裕水深介于0.1D～0.5D时，可插值选取；纵向靠泊即丁靠时，建议Cm取1.1。

1.2 CE、Ce—偏心系数

靠泊接触点非船舶中心点时，船体旋转而导致部分能量被吸收的减小系数为偏心系数。设计时应考虑船体外形和护舷布置，准确估算船舶与护舷撞击点的位置。计算公式如下：

(8)

K=(0.19Cb+0.11) LBP

(9)

式中：R为靠泊接触点与船舶质心的距离；γ为靠泊接触点和质心连线与码头前沿法线方向的夹角；LBP为船舶垂线间长度；x为靠泊撞击点距船艏的距离；Cb为船舶方形系数。船舶靠泊过程的几何尺寸见图1。

图1 船舶靠泊过程几何尺寸

英标中船舶方形系数Cb计算见式(10)，前期设计缺少数据时可参照BS 6349-1-1:2013取值，见表1。

(10)

表1 英标船舶方形系数参照值范围

油轮或气体运输船靠泊布置时，由于管汇中心线未必在船舶中心，可假定管汇中心和装卸平台中心偏差0.1LOA，但不大于15 m。可能须研究平面布置，以考虑船舶管汇中心与码头装卸臂作业范围的变化影响。

对5万吨级以上船舶来说，靠泊角α最大可取6°，而无拖轮辅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°；驳船可取15°。

PIANC中Ce可按图2取值，或用公式计算。计算公式同式(8)、(9)和(10)，PIANC推荐的船舶方形系数Cb取值与英标略有不同，见表2。

图2 Ce与相关参数关系

表2 PIANC船舶方形系数参照值范围

集装箱船杂货及散货船油船渡船滚装船0.60～0.800.72～0.850.850.55～0.650.70～0.80

PIANC中还规定对大型油轮，K可近似取0.25L。在缺少准确数据且简单计算时，Ce可如下近似取值：1)对连续式泊位，四分点靠泊时，船舶靠泊撞击点距船艏大约25%船长，Ce=0.5;2)对靠船墩，船舶靠泊撞击点距船艏大约35%船长，Ce=0.7；

1.3 CS、 Cs—柔性系数

柔性系数，或者叫船体弹性系数，是指被船壳所吸收的一部分冲击能，是个减小系数。英标及PIANC对其描述并无差别，一般来说取为1.0。对船舶靠泊连续式橡胶护舷，或者大船靠泊固定在结构上的硬护舷，可取0.9；大船如VLCC可取0.9。硬护舷可定义为设计船舶靠泊时，护舷压缩量小于0.15 m的护舷。而大多数情况下，船壳所能吸收的能量有限。因此区分软硬护舷益处不大，可不考虑，即取1.0。

1.4 CC、Cc—泊位形式系数

由于船体及码头岸壁间所夹的水体对船舶撞击能起到一定的缓冲作用，引入泊位形式系数，是个减小系数。主要受码头结构类型、距船侧距离、靠泊角和航速、船体形状和龙骨下间隙的影响。

英标及PIANC认为在岸壁式码头船体平行靠泊(靠泊角度< 5°)且龙骨下富裕深度小于15%吃水时，泊位形式系数可以取0.9,其他情况均为1.0。

1.5 Cab—异常靠泊能量系数

式(2)、(3)所计算的撞击能为特征值，或者说是考虑正常撞击所需要的吸收能。而在国外的船舶撞击能计算理念中，除要考虑船舶正常靠泊时产生的撞击能外，还应满足合理的非正常靠泊时产生的撞击能。为保证合理的非正常撞击不会损坏靠泊系统，应在此基础上乘以异常靠泊能量系数得到护舷要满足的设计吸收能。见式(11)。

ED=CabEC

(11)

式中：EC为船舶撞击能特征值；Cab为异常靠泊能量系数；ED为船舶撞击能设计值。而我国规范中没有船舶撞击能计算这类理念。

异常靠泊主要是由于误操作、故障或极端靠泊条件产生的。英标中异常靠泊能量系数是基于风险评估建立的，考虑到超过正常靠泊能量的可能性和护舷系统超载的后果，低风险时取1.5，高风险时取2.0。如无统计数据可参照如下：装卸常规货物的连片式码头取1.5，轮渡码头取2.0，LPG或LNG码头取2.0，岛式码头取2.0。

而PIANC在选取异常靠泊能量系数时主要考虑了单护舷失效对泊位的影响、靠泊频率、设计靠泊速度(低设计靠泊速度时，需要更高的技术，亦会较高概率地发生异常靠泊)、护舷支撑结构的脆弱程度、船舶吨级以及货物危险性等。可在表3中的建议值基础上考虑以上因素最终确定，一般异常靠泊能量系数介于1.1～2.0。

表3 PIANC异常靠泊能量系数取值

1.6 英标及PIANC船舶撞击能比较

由式(2)、(3)知，英标及PIANC的撞击能计算公式相同，仅在参数选取上有所区别，不同规范参数计算的方法选取见表4。

表4 各规范撞击能参数计算方法

由表4可知，PIANC与英标的撞击能计算参数基本相同，只是PIANC提供的参数选取方法较英标更多些。

1.6.1边界条件

选取1万～20万吨级集装箱船和1万～40万吨级油船为例进行比较分析。算例假定边界条件如下：1)为比较其撞击能计算差异，算例中PIANC规范选取与英标不同的参数计算方法进行比较分析。2)一般岸壁式码头靠泊撞击点距船首1/4船长，墩式码头靠泊撞击点距船首1/3船长。因此对集装箱船撞击能算例采用四分点靠泊，油船算例采用三分点靠泊。3)船型参数采用西班牙ROM 3.1中的船型尺度。4)本文主要比较撞击能计算系数的不同，因此假定各吨级船型靠泊速度均为0.1 m/s。

1.6.2集装箱船

各规范中集装箱船不同吨级撞击能见图3。

图3 各规范下不同吨级集装箱船撞击能对比(四分点靠泊)

由图3可知，在撞击能特征值比对中，英标与PIANC规范计算结果相近，均略大于我国规范。而考虑了非正常撞击工况时的撞击能设计值计算中，英标及PIANC规范均远大于我国规范计算结果(此时假定我国规范中异常靠泊能量系数为1，下同)。

为详细比对两种国外规范及与我国规范间的差异，将其计算结果与我国规范结果以差值比例的形式体现，见图4。即α=(E外-E国)/E国。

图4 英标及PIANC集装箱船撞击能与国标差值比例(四分点靠泊)

由图4可知：对于撞击能特征值，英标及PIANC的撞击能计算值均略大于我国规范。由于小船靠泊角度增大，随着船舶吨级减小，撞击能比国标大得多。英标与PIANC分别比我国规范大出8%～40%和1%～34%。对于撞击能设计值，两种规范计算结果均远超出我国规范，其中英标撞击能设计值超出我国63%～110%，PIANC中异于英标的参数取值方法所得的撞击能设计值超出我国53%～168%。PIANC撞击能设计值大于英标的原因在于其异常靠泊能量系数大于英标。

1.6.3油船

各规范中油船不同吨级撞击能见图5。

图5 各规范下不同吨级油船撞击能对比(三分点靠泊)

由图5可知，在撞击能特征值对比中，计算结果英标>PIANC>我国规范。而考虑了非正常撞击工况时的撞击能设计值计算中，英标计算结果远大于PIANC及我国规范。

将其计算结果与我国规范结果以差值比例的形式体现，见图6。

图6 英标及PIANC油船撞击能与国标差值比例(三分点靠泊)

由图6可知，对于撞击能特征值，英标计算结果超出我国72%～90%，PIANC计算结果超出我国49%～80%。而对于撞击能设计值，英标计算结果超出我国243%～279%，PIANC计算结果超出我国86%～187%。对于5万吨级及以下船舶，由于靠泊角度增大，计算结果差值更大。英标撞击能设计值大于PIANC的原因在于其异常靠泊能量系数大于英标。

2 船舶偏心系数对船舶撞击能的影响

从BS 6349-4及PIANC规范中知，船舶偏心系数取值范围较大，直接影响船舶撞击能的计算。其差异产生的主要原因在于：1)受具体船型及码头结构形式、平面布置的影响，船舶实际靠泊撞击点位置具有差异性;2)液体散货船由于管汇偏中及装卸臂位置偏差影响，使得船舶中心在1)影响的基础上进一步偏移，影响靠泊接触点与船舶中心的距离。

2.1 靠泊撞击点位置对船舶偏心系数的影响

对于靠泊撞击点位置的影响，因为在前期设计阶段可能缺乏具体船舶尺寸及平面布置资料，因此一般假定船舶采用三分点或四分点靠泊的形式来计算R值。

为比较三分点与四分点靠泊两种假设对偏心系数的影响。将1.6算例中油船改为采用四分点靠泊，得出撞击能结果见图7、8。

图7 各规范下不同吨级油船撞击能对比(四分点靠泊)

图8 英标及PIANC油船撞击能与国标差值比例(四分点靠泊)

将油船四分点靠泊时的撞击能与三分点靠泊时进行比较，可知对于各吨级油船，英标规范采用三分点靠泊时撞击能是四分点靠泊时的1.26～1.30倍，PIANC规范则为1.32～1.38倍。靠泊撞击点越接近船舶质心，CE越大，撞击能越大。

2.2 管汇中心和装卸平台中心偏差对船舶偏心系数的影响

对于管汇中心和装卸平台中心偏差影响，根据OCIMF和CDI于2017年底联合出版的《油轮和化学品船管汇布置新指南》(该指南已由中国船级社签发，2019年1月1日起启用)，新船管汇偏中应不超过3 m，但码头装卸臂数量及间距统计难度及差异性较大。

因此，按BS 6349中对管汇中心和装卸平台中心偏差的限制来比较分析。假定油船以三分点靠泊，对各吨级油船装卸中心(船舶管汇中心线和码头对应输油臂对齐时的位置)按靠近和远离靠泊撞击点5、10、15 m分别计算其CE变化幅度，并与不偏移时的计算结果做对比，见图9。

图9 管汇中心和装卸平台中心偏差对CE的影响

由图9可知，装卸中心离靠泊撞击点越远，CE越小；离靠泊撞击点越近，CE越大，基本呈对称影响。船舶越小，管汇中心和装卸平台中心偏差对CE的影响越大。对于40万吨级油船，CE影响幅度为-11.7% ～ 11.5%；对于1万吨级油船，CE影响幅度为-28.6% ～ 25.9%。

3 结论

1)英标及PIANC规范中船舶撞击能计算公式相同，不同之处在于PIANC除与英标相同的参数计算方法外还提供了其他方法，如Cm、Ce等参数。此外两本规范的异常靠泊能量系数取值及原则不同。

2)英标及PIANC规范的护舷设计均考虑要满足合理的异常靠泊时产生的撞击能，而我国规范船舶撞击能计算中没有这类理念，进而导致了以上两种规范护舷设计吸收能要大于我国规范。

3)假定集装箱船采用四分点靠泊时，英标及PIANC中选取异于英标参数计算的船舶撞击能特征值相近，超出我国规范结果在40%以内，船型越大与我国规范计算值越接近。撞击能设计值PIANC大多大于英标。

4)假定油船采用三分点靠泊时，英标船舶撞击能特征值大于PIANC，两规范分别超出我国规范结果70%～90%和50%～80%。撞击能设计值英标要大于PIANC。

5)靠泊撞击点越接近船舶质心，CE越大，撞击能越大。因此英标中油船采用三分点靠泊的撞击能约为采用四分点靠泊的1.26～1.30倍，PIANC规范则为1.32～1.38倍。

6)油船及气体运输船存在管汇偏中，计算CE时要考虑装卸中心点与靠泊撞击点距离的偏移。距离增加时CE减小，反之则增大。管汇偏中对大船CE影响小，对小船CE影响大。