船型桁架結構網箱系泊方式優選及影響參數分析

張 松，龐國良，黃小華，吳元緊，陳欣鋌，陳昌平

(1 大連海洋大學海洋與土木工程學院，遼寧 大連 116023；2 中國水產科學研究院南海水產研究所,農業農村部外海漁業開發重點實驗室，廣東廣州 510300；3 三亞熱帶水產研究院,海南省深遠海漁業資源高效利用與加工重點實驗室，海南 三亞 572000)

近年來，隨著人們生活水平的逐漸提高，人們對水產品的需求也逐漸增加，網箱養殖作為中國水產養殖中一種重要的養殖模式，對水產品供給具有重要支撐意義。2020年中國海水魚類養殖產量為 174.98萬t，其中網箱養殖產量占比達49.04%[1]。由于近年來近海養殖空間不足、水質污染等問題出現，水產養殖開始向外海探索，但在外海海域往往面臨臺風大浪等惡劣海況，傳統的柔性塑料網箱在面臨這樣的外海環境時其結構安全性難以保證，因此大型深遠海鋼制桁架網箱平臺得到廣泛的關注并且國內外已有多個網箱平臺投入實際養殖生產，如挪威“Ocean farm 1”“Havfarm 1”，國內的“德海一號”“深藍一號”等深水網箱[2]。

目前海水養殖使用占比最高的網箱還是高密度聚乙烯(high density polyethylene，HDPE)重力式網箱，因此關于其相關研究也相對豐富，主要研究方法有物理模型試驗[3-6]、海上實測[7-9]、理論求解[10-11]和數值模擬[12-13]，研究工作也大多圍繞組成網箱系統的浮架系統[14-17]、系泊系統[18-20]和網衣系統[21-22]三部件展開。大型桁架結構網箱作為一種近些年來才興起的新型養殖平臺，對其研究起步較晚，但HDPE網箱的相關研究方法及積累可為鋼制網箱平臺研究提供很好借鑒參考。關于深遠海網箱的研究，Li 等[23-24]通過數值仿真的方法對一種船型網箱進行水動力特性分析，并對其系泊系統的迭代計算進行了優化，使對根據該計算方式設計的系泊系統的計算效率顯著提高。張新昊[25]使用SESAM軟件提出一種與HAVFARM 1結構相似的網箱概念設計，并基于極端海況下的最優的系泊方式研究網箱在波浪下的運動響應。陳炫光等[26]分析了串聯浮筒的大小、位置對船型網箱水動力特性的影響。王紹敏等[27]采用有限元方法針對“德海一號”大型桁架網箱展開頻域分析，結果表明養殖船的附加質量、輻射阻尼對波浪頻率的變化較為敏感。黃小華等[28]通過物理模型試驗探究了“德海一號”網箱在 3 種系泊方式、3種壓載狀態和6種波況下的網箱動力響應情況，對系泊方式的優選提出建議。Zhao等[29]采用水槽試驗的方法，根據相似準則設計的Ocean Farm 1的縮尺模型，對該半潛式網箱的動態運動及系泊受力進行了分析。Yu等[30]采用數值模擬方法對Ocean Farm 1與補給船的碰撞進行分析，確定了結構集中破壞的位置。

本研究針對一種深遠海船型桁架結構網箱，建立其水動力數值計算模型，通過與物理模型試驗結果對比，在驗證數值模型的準確性后，開展波浪作用下的網箱動態響應分析和錨繩張力及臥鏈長度的模擬研究，分析討論不同系泊方式對網箱的影響，并開展系泊參數分析，以提高網箱對極端海況的適應性，旨在為網箱系泊系統的優化設計提供理論依據和數據支撐。

1 研究方法

1.1 網箱模型參數

本研究中的深遠海船型桁架結構網箱主要由網箱主體和系泊系統組成，其中首尾浮筒、擋流板和桁架構成網箱主體，配重、錨和錨鏈構成系泊系統，具體主要參數如表1所示。

表1 網箱主要參數

網箱具有兩種作業狀態，正常作業狀態和風暴下潛狀態，在面臨惡劣海況時網箱主體可以下潛到水面以下從而達到減少波浪沖擊目的，兩種作業狀態如圖1所示。

圖1 網箱工作狀態示意圖

1.2 基本理論

(1)網箱浮筒采用面元模擬，基于勢流理論，對流場做出以下假設：假定流場中的流體無粘、不可壓縮，流動有勢，自由表面的入射波為微幅波，則流體的運動可用三維勢流理論加以描述。網箱在靜水自由表面上做6個自由度搖蕩運動時，一階不定常速度勢Φ滿足以下條件可使聯立方程得到定解：

在流場范圍內滿足 Laplace 方程 ：

(1)

在自由表面：

(2)

濕表面條件：

(3)

海底邊界條件：

(4)

無窮遠處邊界條件：

(5)

式中：g為重力加速度，t為時間；U為濕表面某處速度；n為濕表面某處單位法向量；H為海底距水平面距離；R為空間一點到分析處的距離；k為波數。

(2)網箱主體桁架可視為小尺度構件，可采用Morison單元進行模擬。對相同截面特征桿件沿著長度方向從而求出整體受力即莫里森公式：

(6)

(3)針對系泊系統的模擬，本文采用連續介質法，把系泊纜看作連續的彈性介質對網箱錨繩的系泊進行分析，離散有限元模型動力平衡方程：

(7)

慣性矢量表示：

(8)

式中：M是系統質量矩陣，包含結構質量矩陣MS；MF為內部流體質量矩陣；MH為Morison公式中結構加速度水動力質量矩陣，是局部坐標附加質量的一部分。

阻尼矢量表示為：

(9)

式中：C為系統阻尼矩陣，包含結構阻尼矩陣CS(r)，CH(r)為考慮繞射作用的水動力阻尼矩陣；CD為與位移有關的特定離散阻尼矩陣。

1.3 模型建立

通過軟件ANSYS創建網箱模型，模型由網箱主體結構和系泊系統兩部分組成，網箱主體結構主要包括主體桁架，首尾浮筒和擋流板。系泊方式上，為便于對數值模型的驗證，系泊采用“Y”字型單點系泊，所謂“Y”字型，即將錨鏈分成兩段，上段為兩根長度相同的錨鏈分別連接網箱艏部兩側，下段采用單根錨鏈與錨點相連。錨鏈采用單點系泊(SPM)方式，在兩段錨繩連接處配置一掛重，單點系泊所帶來的風標效應能使得網箱艏部朝向隨水流或浪向的改變而改變，這樣有利于擴大養殖區內的廢物及排泄物的擴散面積減小，加快養殖區內的水循環速率，還能降低網箱結構上所受環境載荷。在建模時，首先使用面元建立浮筒和擋流板結構，再基于Morison單元模擬網箱桁架結構。關于網衣結構部分，由于本研究主要關注點在網箱主體結構動態響應及系泊纜受力，所以在數值模型中未構建網衣結構，而是通過調整阻力系數Cd的方式考慮其對網箱主體及系泊系統的影響。模型創建完成后，將模型導入到AQWA中，輸入網箱的質量、轉動慣量及系泊系統相關參數，進行網格劃分所建模型共包含32 219個單元，網箱水動力數值模型如圖2所示。

圖2 網箱水動力數值模型

2 模型驗證

2.1 物理模型試驗

圖3 網箱物理模型

圖4 模型試驗布置圖

2.1 試驗工況

試驗選取在網箱工作狀態下，波浪波高為12.5、15.0、17.5 cm，對應的周期分別為1.4、1.7、2.1 s共計3組工況，根據相似準則，規則波下數值模型與物理模型波高與周期的對應關系表如表2所示。

表2 試驗波浪流參數

2.2 數值模擬與試驗結果對比

由于該網箱系泊方式為單點系泊，具有明顯的風標效應，網箱艏部方向會隨著風流浪的方向變化而變化，并且由于其特殊的Y字形系泊方式，使得網箱左右兩側受到相應的系泊拉力的束縛，因此橫搖幅度很小，所以關于網箱運動響應，本研究僅考慮縱搖、縱蕩和升沉3個方向。網箱動力響應及錨泊受力結果對比如下圖5及圖6所示。

圖5 不同波浪條件下網箱動力響應對比

圖6 不同波浪條件下錨鏈系泊張力對比

從圖中可以看出，網箱數值模型在三組波浪工況下計算所得的動態響應幅值和周期及錨繩的張力上與物理試驗結果基本吻合，誤差不超過5%，由此可以采用此模型對潛浮式網箱進行水動力分析，也可以證明本文網箱數值模擬方法的有效性。

3 不同系泊方式對比

3.1 系泊方式

系泊系統作為網箱的重要組成部分，是網箱抵御惡劣風浪海況的關鍵。傳統的單點系泊系統一般采用單根錨繩的方式，本研究將其定義為“一”字型系泊，此外，本研究提出一種交叉式的“Y”字型系泊方式，相關介紹在1.3小節已有描述，兩種系泊方式如圖7所示。

圖7 不同系泊方式網箱布置圖

為探究兩種系泊方式的可行性，分別對兩種系泊方式下網箱在相同波浪條件下的運動響應及系泊錨鏈受力及躺地段長度進行模擬分析。

3.2 動態響應結果對比

圖8所示為不同波浪工況下兩種系泊方式的網箱動態響應結果?？梢钥闯觯瑑煞N系泊方式的網箱在波浪作用下的縱搖、縱蕩、升沉運動有著相同的趨勢，其中縱搖和升沉均與波浪周期和波高呈現正相關趨勢。另外，還可以看出兩種系泊方式的網箱在動態響應上無明顯差別，這是主要是由于系泊系統只是給網箱提供一個穩定的系泊束縛，網箱的動態響應主要還是受自身固有特征和波浪參數的影響。

3.3 系泊受力及臥鏈長度結果對比

圖9所示為兩種系泊方式下各工況對應的最小臥鏈長度對比結果。

圖9 不同系泊方式下錨鏈臥鏈長度

可以看出，在各組波況下，“Y”字型系泊的最小臥鏈長度均大于“一”字型系泊，波高為6 m時，三組周期下平均最小臥鏈長度的均值差值最大(179.16%)，兩者的差異隨著波高的增加逐漸減小，當波高增加至10 m時，兩者平均差值最小(14.06%)。在系泊張力方面，由圖10可知，兩者系泊方式的錨繩張力峰值均與波高呈正相關，與周期呈負相關，“Y”字型在所有模擬的波況下的系泊張力峰值均小于“一”字型系泊，在波高為10 m波浪周期為13 s時出現最大差值46.5%，所有試驗工況平均差值為31.43%。

圖10 不同系泊方式下錨鏈系泊張力

綜上所述，可以看出，相較“一”字型系泊方式而言，采用“Y”字型系泊不僅不會影響網箱整體的動態穩定性，而且能夠有效降低錨繩的張力，延長錨繩臥鏈長度，可以保障系泊系統的安全性，因此針對本文所提的船型桁架結構網箱，使用“Y”字型系泊對惡劣海況具有更好的對惡劣海況的適應性。

4 系泊影響參數分析

4.1 錨鏈長度影響

在確定“Y”字型系泊方式后，在某些極端波浪條件，比如10 m波高、9 s周期波況下，錨鏈張力峰值超過破斷荷載并且臥鏈長度也較短，為提高網箱系泊安全，探究不同系泊參數對網箱系泊特性影響，本研究從錨鏈長度和配重塊重量兩個方面開展研究，波浪條件選定為10 m波高、9 s周期的規則波。

該網箱設計作業水深為30 m，上文模擬計算選定的錨鏈長度為90 m，即3倍水深長度，下面以單倍水深30 m為間隔，分別設置4～7倍水深長度錨鏈進行對比分析。表3為網箱不同錨鏈長度下的動態響應模擬結果，網箱的3個自由度上的運動響應均取網箱穩定狀態下的幅值。從表中可以看出隨著錨鏈長度的增加，網箱的縱搖、升沉幅值略有增加，縱蕩幅值略有減小，但增量與減量的值均較小，所以錨鏈長度的增加對網箱的運動響應影響不大。

表3 不同錨鏈長度下網箱運動響應模擬結果

圖11為網箱系泊張力峰值變化曲線，從圖中可以看出隨著錨繩長度的增加，系泊張力峰值持續減小，當錨鏈長度從90 m延長至120 m、延長1倍水深長度時，系泊張力峰值從3 251.11 kN減小至1 727.26 kN，出現了最大減幅(46.87%)，當錨鏈長度繼續增加至210 m(7倍水深)時，錨繩受力進一步減小，系泊力峰值減小至1 209.57 kN。

圖11 不同錨鏈長度下系泊張力峰值

圖12為網箱最小臥鏈長度變化曲線，從圖中可以看出隨著錨繩長度的增加，最小臥鏈長度持續增加，每增加1倍水深，最小臥鏈長度平均增加59.86%。

圖12 不同錨鏈長度下最小臥鏈長度

根據上述分析結果，為達到較小的系泊受力和更大的最小臥鏈長度，應盡量選取長度較大的錨鏈，但需要注意的是網箱在建造和投入使用中往往會受到安裝成本和海域范圍等制約，錨繩長度也不是任意加大的。

4.2 配重塊重量影響

為討論配重塊重量參數對網箱動力特性及系泊纜響應的影響，選定錨鏈長度為150 m，以5 t配重重量為起點，2.5 t為間隔，共計5組配重重量進行參數設置。表4為不同配重塊重量下的網箱運動響應模擬結果，可以看出配重塊重量的增加對網箱的動態響應的影響不明顯，重量從5 t增加至15 t，網箱的縱搖增加了0.47°，升沉增加了0.07 m，縱蕩減小了0.11 m。

表4 不同配重塊重量下網箱運動響應模擬結果

圖13為網箱錨鏈的系泊力峰值變化的趨勢圖，可以看出系泊張力與配重塊重量呈負相關，重量從5 t增加至15 t，系泊張力峰值從1 388.86 kN降至815.76 kN，降幅為41.26%；此外，隨著配重塊重量的增加，最小臥鏈長度也有著較為明顯的增加，如圖14所示，配重重量從5 t增至15 t，最小臥鏈長度從3.76 m增至8.30 m，增幅達120.81%。

圖13 不同配重重量下的系泊張力峰值

圖14 不同配重塊重量下的最小臥鏈長度

綜上可以看出，通過延長錨鏈長度和增加配重塊重量能夠顯著降低錨鏈的系泊張力大小，黃小華等[28]對與本研究對象結構相似的“德海1號”網箱開展的物理試驗也得到了類似的結論，從而也側面驗證了本研究數值模擬結果的可靠性。

5 結論

本研究通過創建網箱水動力模型，對兩種系泊方式下網箱主體運動及系泊特性開展研究，又從系泊長度和配重塊重量兩個方面開展了相應的系泊影響參數分析，得到以下結論：1)本研究創建的網箱水動力模型模擬計算結果與物理模型試驗結果誤差不超過5%，驗證了數值模型的有效性，相應建模方法可以為大型網箱水動力模型建立提供參考；2)“Y”字型系泊的系泊張力峰值小于“一”字型系泊，且隨著波高增加，優勢更為顯著，此外，不同波況下“Y”字型系泊的臥鏈長度均長于“一”字型系泊，以上證明針對本研究網箱對象，“Y”字型系泊優于“一”字型系泊；3)隨著錨鏈長度增加和配重塊重量增加，網箱系泊張力會顯著減小，最小臥鏈長度會顯著增加，因此可通過增加錨鏈長度及增加配重塊質量改善網箱系泊性能、保證系泊安全。