張南，翁振勇，謝敏，楊春華

(滬東中華造船(集團)有限公司，上海 200129)

充氣護舷(以下簡稱護舷)廣泛應用于油船、化學品船及液化天然氣(LNG)船的海上船對船過駁作業(yè)。按照石油公司國際海事論壇(OCIMF)制定的相關行業(yè)標準[1]，進行海上過駁作業(yè)的船舶需配置主要護舷，并建議其型式為充氣式。目前，行業(yè)內完整、全面介紹護舷強度校核的資料不多，實際操作中對導致護舷失效的因素也缺乏足夠的重視。故考慮以某LNG加注船對某大型LNG動力船的加注作業(yè)為分析目標，根據(jù)作業(yè)的不同場景和階段，采用國際主流行業(yè)標準和方法校核選用護舷的強度，分析不同標準的差異，并對允許的靠泊速度給出建議。

1 目標船型

以某LNG加注船和某大型LNG動力船為目標船型，兩船的主要參數(shù)見表1。

表1 船型主要參數(shù) m

2 護舷參數(shù)

LNG加注船共配備4只采用BS ISO 17357-1:2014[2]標準制造的主要護舷，主要參數(shù)見表2，性能見圖1。加注作業(yè)時，3只護舷(另1只備用)會提前布置在LNG加注船舷側平行中體范圍內，見圖2。

表2 護舷主要參數(shù)

圖1 護舷性能

圖2 護舷舷側布置

3 作業(yè)場景

對LNG加注船作業(yè)，設計兩種作業(yè)場景:①LNG受注船系泊于碼頭時進行加注作業(yè)，這種狀態(tài)下認為LNG受注船已經(jīng)與碼頭有效系泊，其運動可忽略并按靜止狀態(tài)考慮，稱之為碼頭作業(yè)；②LNG受注船錨泊于錨地時進行加注作業(yè)，兩船同時受到風、浪、流等外部環(huán)境條件的影響，需進行動態(tài)分析，稱之為錨地作業(yè)。兩種作業(yè)場景均需考慮靠泊階段，及系泊階段的護舷受力情況。

3.1 靠泊階段

LNG加注船依靠自身動力機動到LNG受注船船側，然后以一法向靠泊速度緩速向LNG受注船平行靠攏。LNG加注船舷側懸掛的靠艏或靠艉的一個主要護舷會首先與LNG受注船發(fā)生接觸，然后船體轉動，剩余的護舷再發(fā)生接觸。這種情況下，第一個接觸的護舷要有足夠的強度吸收初始接觸階段全部的靠泊能量。

3.2 系泊階段

LNG加注船和受注船按照設計的系泊方案有效系泊在一起，并受風、浪、流等環(huán)境條件影響發(fā)生位移和運動，所有護舷均有可能擠壓受力，其受力或變形量應小于額定值。

4 碼頭作業(yè)

碼頭作業(yè)時將LNG受注船考慮為靜態(tài)，即等同于固定的碼頭。護舷的強度校核可參照常規(guī)的船舶靠泊碼頭、與碼頭系泊情形以及相應的標準進行。

4.1 靠泊階段

國際航運協(xié)會(PIANC)以及英國標準協(xié)會(BSI)均對護舷的設計制定的指南[3]和規(guī)則[4]是目前國際通用的參考標準。二者對靠泊階段靠泊能量的計算方法基本一致，均采用式(1)進行計算。

E=0.5CMMDVB2CECSCC

(1)

式中：E為靠泊能量，kN·m；CM為水動力質量系數(shù)，考慮了船舶周圍水體的運動，即將整個體系的質量計入動能計算；MD為船舶排水量，t；VB為靠泊速度，m/s；CE為偏心系數(shù)，考慮了接觸點船舶質量中心偏離碰撞點時傳遞至護舷的能量的減少；CS為柔性系數(shù)，考慮了船體對碰撞能量的吸收；CC為泊位形狀系數(shù)，考慮了部分靠泊能量被船體與碼頭之間水墊的緩沖作用吸收。

不同靠泊速度時LNG加注船的靠泊能量的計算結果見表3。

表3 靠泊能量計算結果

需要注意的是，式(1)對靠泊能量的計算僅適用于正常情況，而對于發(fā)生諸如船舶推進系統(tǒng)故障、纜繩斷裂、風或潮流突然變化，以及人為過失等意外情況時，靠泊能量可能過大，因此需要考慮必要的安全系數(shù)。行業(yè)標準[3]建議的安全系數(shù)范圍為1.1～2.0，考慮到LNG加注船需要頻繁進行靠泊作業(yè)，發(fā)生危險的概率較高，因此安全系數(shù)取1.75。

由式(1)可知靠泊能量的大小與靠泊速度的平方成正比關系，顯然靠泊速度是影響靠泊能量大小的關鍵因素。OCIMF相關標準依據(jù)船型大小給出了0.15～0.30 m/s的靠泊速度典型值，理論上船舶越小，靠泊速度越大，目標船型靠泊速度按OCIMF建議的0.25 m/s考慮。

根據(jù)表3計算結果，在安全系數(shù)為1.75，靠泊速度為0.25 m/s時，靠泊能量為1 233 kN·m，小于LNG加注船船配備的主要護舷的額定吸能(3 696 kN·m)，據(jù)此認為該階段LNG加注船配備的主要護舷強度滿足要求。在安全系數(shù)1.75，靠泊速度0.40 m/s時，靠泊能量3 157 kN·m已接近護舷±10%的性能公差范圍，據(jù)此認為，LNG加注船的靠泊速度要控制在0.25 m/s以內并盡可能小，極端情況下不能超過0.40 m/s。

4.2 系泊階段

當LNG加注船完成與受注船的纜繩系泊后，外界風、浪、流等環(huán)境條件的作用會引起船體的運動，進而導致纜繩和護舷受力。采用計算機模擬或者水力模型試驗是校核纜繩和護舷受力的通用做法。由于受注船按靜態(tài)考慮，因此采用OPTIMOOR軟件并按照表4所示的外界環(huán)境條件進行計算。

表4 外界環(huán)境條件

考慮到LNG加注船在輕載吃水時有更大的受風面積，故基于LNG加注船輕載而受注船滿載的情況進行計算。LNG加注船與受注船按照如圖3所示方案系泊時護舷受力的OPTIMOOR計算結果見表5。

圖3 LNG加注船與受注船系泊方案

表5 OPTIMOOR計算結果

可以看出在表4所示的環(huán)境條件下，護舷的最大受力為216 kN，變形量約為6.4%，遠小于護舷的額定反力4 469 kN。

5 錨地作業(yè)

錨地作業(yè)時，LNG受注船按動態(tài)考慮，其與LNG加注船系泊在一起后，由于兩船之間的耦合運動及水動力干擾作用，兩船的相對運動會更為復雜。護舷的強度校核需按照船對船過駁情形及相關標準進行。

5.1 靠泊階段

PIANC和OCIMF均有涉及船對船作業(yè)階段護舷設計的指南，認為影響靠泊能量最為重要的參數(shù)為排水量和靠泊速度，并且排水量參數(shù)需計入船舶附連水質量，其計算基于基礎動能方程。

(2)

式中：E為靠泊能量，kN·m；MA、MB分別為LNG加注船和受注船的排水量，t；CMA、CMB分別為LNG加注船和受注船的水動力質量系數(shù)。

考慮LNG加注船和受注船均處于滿載狀態(tài)，不同靠泊速度時的靠泊能量計算結果見表6。

表6 靠泊能量計算結果

OCIMF于2013年發(fā)布了全新的《石油、化學品、液化天然氣船對船過駁指南》，對護舷的選取、布置、強度等提出了明確的要求，認為在靠泊過程中，周圍海水會推動兩船向對方靠攏，因此在計算靠泊能量時，引入系數(shù)1.8以計入海水產(chǎn)生的額外作用力。

(3)

考慮LNG加注船和受注船均處于滿載狀態(tài)，不同靠泊速度時的靠泊能量計算結果見表7。

表7 靠泊能量計算結果

比較表6和表7，PIANC計算方法明顯比OCIMF保守，對護舷的強度要求更高，考慮采納PIANC計算結果。在安全系數(shù)為1.75，靠泊速度為0.25 m/s的情況下，靠泊能量為1 364 kN·m，小于LNG加注船船配備的主要護舷的額定吸能(3 696 kN·m)，認為在此階段，LNG加注船配備的主要護舷強度滿足要求。在安全系數(shù)1.75，靠泊速度0.40 m/s時，靠泊能量為3 491 kN·m，已進入護舷±10%的性能公差范圍，同樣認為，LNG加注船的靠泊速度要控制在0.25 m/s以內并盡可能小，極端情況下不能超過0.40 m/s。

5.2 系泊階段

如圖4所示，LNG受注船處于錨泊狀態(tài)，LNG加注船通過纜繩和護舷與受注船約束在一起。二者共同受到來自任何方向的環(huán)境外力(風、浪、流)及相互間作用力的影響。由于涉及變量多、復雜程度高，一般采用計算機模擬計算的方法對纜繩、護舷等受力情況進行動態(tài)分析。這里采用瑞典水池(SSPA)的SEAMAN軟件進行計算。

圖4 錨泊狀態(tài)船船系泊示意

模擬計算基于LNG加注船輕載而受注船滿載的情況。考慮風、浪、流外部條件及對應的護舷最大變形計算結果見表8，可知護舷最大受力為934 kN，變形量約為16.3%，遠小于護舷的額定反力4 469 kN。

表8 模擬分析結果

6 結論

1)LNG加注船進行海上船對船過駁作業(yè)需要全面考慮其在各種作業(yè)場景以及不同階段的護舷受力情況。行業(yè)標準和計算方法中，PIANC相關指南對護舷設計的考慮更為全面和保守。

2)無論是碼頭作業(yè)場景還是錨地作業(yè)場景，靠泊階段護舷的受力變形明顯高于系泊階段，因此當需要快速校核護舷強度時，可以僅考慮靠泊階段。

3)靠泊速度始終是影響靠泊能量大小的關鍵因素，在護舷強度校核時需要重點考慮。同時，考慮到LNG加注船作業(yè)頻繁的特性以及由此增加的風險，在確定允許的最大靠泊速度時，必須要考慮一定的安全系數(shù)。

4)護舷強度僅僅是整個船對船過駁作業(yè)安全分析的因素之一，在決定風、浪、流等外界環(huán)境條件的限值時，仍需考慮纜繩強度、集管相對運動、船體橫搖碰撞等其他方面因素的影響。