往復流作用下深水網箱的單錨腿系泊系統設計及效用評估

王紹敏，袁太平，陶啟友，郭杰進，胡 昱，劉海陽，黃小華

（中國水產科學研究院南海水產研究所，農業部外海漁業開發重點實驗室，廣東省網箱工程技術研究中心，廣州 510300）

系泊系統在深水網箱養殖的安全性中扮演重要角色，目前網箱于使用海域的系泊主要采用輻射式多點系泊方式，由于多點系泊對施工要求較高，對于缺乏專業施工裝備的養殖產業存在較高難度。深海養殖需要占用海域，在有限海域中盡可能多地布置養殖網箱是獲取更高養殖經濟效益的手段之一，由于安全系泊半徑的要求，輻射式多點系泊方式往往會占用較多海域面積，且水深越深海域占用越多，導致網箱布置數量受到限制。這些問題一定程度上制約了網箱養殖向深遠海發展。

單點系泊系統在海洋工程領域較為常見，其中單錨腿系泊系統 SALMS（single anchor leg mooring system）［1-2］屬于單點系泊系統形式之一，主要依據配重緩沖系統或浮筒緩沖系統，通過提升系統剛度以降低速度、減小位移實現能量吸收而達到系泊的目的，同樣運用了相關原理的還有軟鋼臂單點系泊系統［3-6］，具有工作穩定、海況適應度高的特點。由于具備投資小、易于回收、施工簡便、工期較短，抵抗惡劣環境優勢明顯等諸多優點，加上單點系泊特殊的風標效應可給養殖行為帶來較好的生態優勢，近些年來單點系泊已得到網箱養殖產業相關學者的關注。HUANG等［7-8］研究了多環境載荷條件下單點系泊網箱的結構性能及可靠性，并分析了不同規格PE（polyester）材料構成的單點系泊系統的疲勞特性；DECEW等［9］分別采用試驗方法和數值仿真方法分析了一種單點系泊的梯形網箱在純流作用下的動力特性；SHAINEE等［10-11］計算了規則波、隨機波和均勻流作用下單點系泊網箱的自潛特性，評估了該類網箱應用于深遠海的可行性；XU等［12］通過數值模擬分析了單點系泊自潛重力式網箱在波流組合中的水動力特性，比較了網箱正面有無框架情況下網箱的變形量。但是上述研究大都聚焦于養殖網箱本身，忽略了系泊系統的三維效應和系泊系統的動力特性。總的來說，國內在系泊系統和網箱的耦合動力分析及效用評估方面研究目前還不夠完善。

因此，本研究依據產業自身需求并借鑒海洋工程領域單點系泊系統特點，專門設計一型可應用于往復流情況下的新型單錨腿單點系泊系統，與網箱建立耦合分析模型，系統分析系泊系統的動力特性。著重研究錨泊線頂端激勵、浮筒位移距離以及綁系網箱的浮纜張力變化，評價系泊系統的安全性、海域利用率和適用性等方面的效用，以期為網箱系統設計與產業發展提供參考。

1 材料與方法

1.1 單錨腿系泊系統

系泊系統實際運用時作為受迫振動系統，其運動方程的一般形式［13］為：

式（1）中，M為系統的總質量矢量，C為系統的總阻尼矢量，K為系統的總剛度矢量，F（t）為系統所受外力，、X分別為加速度、速度和位移。

分析式（1）可知，當系統外力F（t）既定的情況下，系泊物的位移與系泊系統的總剛度K密切相關。對網箱而言，系泊系統的水平剛度主要提供網箱水平方向的恢復力，該恢復力主要通過系泊腿的懸鏈線自重和預張力提供；而在垂直方向上，恢復力主要由系統頂端浮體自身浮力提供，多數傳統網箱的系泊便是直接將系泊纜索與網箱浮管連接，由浮管的浮力提供垂向恢復力，該連接方法增加了浮管的承載負擔，最終會影響網箱安全［14-18］。

養殖行為過程中對占海面積小的要求，最終即是要求系泊網箱離開初始位置的距離短、系泊系統的系泊半徑小或是盡可能長的以海底臥鏈形式呈現，因此本研究以高效利用海域面積為目標，設計一種符合養殖行業的新型、簡易且施工方便的單錨腿系泊裝置以供深遠海養殖網箱選擇，設計圖如圖1-a所示。

如圖1所示，系統由水面浮筒、海床重量1、海床重量2和船錨通過中間錨鏈連接組成，其工作原理為：系統工作過程中，網箱因為受到環境合力發生位移，帶動水面浮筒離開初始平衡位置“Ⅰ”，平衡于新位置“Ⅱ”處，此時的狀態為鋼鏈B發生偏轉、浮筒吃水增加、重量1未離開海床；當極限海況情況發生，網箱遭受更高的環境載荷時，進一步帶動浮筒從位置“Ⅱ”處平衡于位置“Ⅲ”處，此時的狀態為鋼鏈B進一步發生偏轉、浮筒吃水更大、重量1離開海床、鋼鏈C發生偏轉但重量2依舊保持于海床上，維持重量2持續在海床上的狀態以防止對錨產生上拔力而走錨，達到網箱于指定點安全系泊的目的。水面浮筒與海床重塊之間形成一個“柔性緩沖臂”［19］并使系泊系統自帶兩級剛度，最終實現養殖網箱于各環境條件下的系泊要求。系泊系統主要構成部件參數為：水面輕質浮筒（聚脲塑料）體積4.5 m3，凈浮力 4 220 kg；重量 1自重 5 760 kg；重量 2自重1 500 kg；錨為大抓力船錨，自重 500 kg；浮纜A選用直徑φ36 mm的纖維繩，破斷負荷174 kN，錨鏈B、C和D均選用鏈徑 φ22 mm的AM2級有檔錨鏈，破斷負荷240 kN，用來抵御環境載荷。由于養殖海域流場的往復現象，實際將置于海床上的部份鏡像對稱設置，以應對往復流作用下的各類極限海況，如圖1-b所示。

1.2 系泊系統剛度驗證

海域實測可直接獲取研究所需的數據，具備數據直觀可靠的特點。為獲取上述設計系統的水平剛度，開展相應的實測試驗，實測地點位于我國南海北部某島海域西側，平潮水深12.7 m，數據采集系統為量程100 kN的水密高靈敏度拉力傳感器與配套采集系統，傳感器設置于浮筒與錨鏈B的連接處，數據采集系統設置于浮筒頂部。等待平潮、微風、有義波高約0.5 m的天氣窗口時展開實測。實測環節，由漁船展開拖帶作業實現浮筒沿X向離開平衡位置，在錨鏈B中產生對應張力，由傳感器測量獲得系泊系統的實測數據。

圖1 單錨腿系泊系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of single anchor leg mooring system

圖2 水平剛度曲線Fig.2 Horizontal stiffness curve

同時對實際海域布置的系泊系統水平剛度進行了數值分析，數值方法基于三維勢流理論，以面元法對浮筒進行水動力計算，獲取其水動力系數后于時域內完成與系泊系統其它部件的耦合計算，獲取不同偏移距離下錨鏈處張力值，詳見文獻［13］。計算結果與實測數據吻合較好，如圖2所示，數值剛度曲線具有兩級躍升的特點，說明了系泊系統具備兩級剛度，可實現系泊系統較大范圍的安全性與適用性。同時，實測數據略小于數值計算結論，主要原因有：1）可能平潮水位水深的實際測量值存在誤差，最終選擇的12.7 m大于實際水深；2）系統是以平潮水位設計，實測處于潮水回落時期，測試海域水深逐漸減小，浮筒吃水減小，導致浮筒離開設計的水平平衡位置時鋼鏈張力值偏小。但數值模擬結果和實測值最大相對誤差在可接受范圍，如，當浮筒離開平衡位置4.7 m時，錨鏈張力實測統計平均值為17.9 kN，數值計算理論值為20.75 kN，相對誤差為13.75%；同時數值計算值變化趨勢與實測值變化趨勢基本一致，可認為本研究數值方法具備一定合理性和精度。

1.3 網箱受力驗證

為保證系泊系統的安全性，進一步對系泊浮體——網箱受力進行計算。網箱材料和模型采用LADER等［20］的有關數據：采用尼龍材質圓柱體外形的網衣由不銹鋼頂圈支撐，頂圈直徑1.46 m，不銹鋼管直徑0.025 m，網衣直徑 1.435 m，高度1.44 m；網衣是由2塊方形網目：目腳長16 mm、網線直徑1.8 mm、長125目、寬81目的矩形網片對接拼成；配重為16個柱形金屬砝碼，每個砝碼質量400 g，沿圓周方向均勻布置在網衣的底端；實驗流速為 0.13 m·s-1、0.21 m·s-1、0.26 m·s-1、0.33 m·s-1、0.52 m·s-1。同時，采用的數值計算理論、方法與本研究作者前期有關計算理論、方法一致［21］，即采用基于纜索動力學開發的專用軟件OrcaFlex，對試驗網箱的物理參數進行數值建模并展開計算，計算值與實驗值比較如表1所示。從表1可以看出，數值模擬結果與實驗結果變化趨勢一致，各速度下誤差最大值不超過9%，同樣驗證了數值方法的合理性，為后續浮體與系泊系統耦合動力分析奠定了基礎。

表1 網箱流場作用力比較Tab.1 Comparison of drag force on the net between calculated and experimental results

1.4 系泊系統與浮體耦合

系泊系統和浮體在海洋環境載荷作用下的耦合動力分析對二者結構的安全性和可靠性評估具有重要意義。因此針對所設計的系泊系統與養殖網箱開展耦合計算，進一步研究系泊系統主要構件如浮纜A、鋼鏈B、浮筒在各典型工況下的受力與運動變化趨勢，可以為單錨腿單點系泊系統結構的效用評估提供依據。依據圖1-b，于平潮水深為D=15 m的養殖海域，設定系泊系統與系泊網箱構成的耦合系統坐標原點為網箱浮管系泊點處，系泊對象選用文獻［21］中截面積（網箱占海面積）為127.33 m2的的 NACA0030對稱翼形網箱，翼型網箱如圖3所示。系泊系統的主要構成部件參數及坐標分別為：浮纜A長24 m，鋼鏈B長14 m，鋼鏈 C長5 m，鋼鏈 D長10 m；浮筒初始位置（-24，0，0）；重量 1初始位置（-24，0，-D）；重量2初始位置（-29，0，-D）；重量3初始位置（-19，0，-D）；兩個船錨初始位置分別為（-39，0，-D）和（-9，0，-D）；養殖海域的環境條件如表2所示。

圖 3 翼型網箱［21］Fig.3 Airfoil net cage［21］

表2 養殖海域環境條件Tab.2 Environmental conditions in cultured sea areas

耦合系統于海洋中使用時會遭受不同方向浪流載荷的作用，以系泊系統為例，浪流作用方向如圖4所示。在當地坐標系X′O′Y′下，依據系統的對稱性，從［0°，90°］范圍內選取典型工況進行計算，遴選對新系泊系統最不利的環境條件。為了找到各種不利工況，在工況遴選范圍內除了對流向為0°的情況進行了有關計算外，實際還存在可能因施工過程中出現的誤差導致的與流往復方向存在的角度差別，將流向為45°的組合也進行了計算，共形成7個工況。

圖4 系泊系統典型環境工況劃分示意圖Fig.4 Schematic diagram of typical environmental conditions

2 結果與討論

2.1 鋼鏈張力最大值

通過浪、流各方向的組合，對形成的7個工況進行了計算，7個環境工況情況下鋼鏈B中的張力統計值如表3所示。計算表明，在流向一定時，浪流同向工況（浪 45°、流 45°，浪 0°、流 0°，浪90°、流90°）下鋼鏈B中的張力值會大于浪流非同向工況，而且3種同向工況的張力極值隨著角度值增加而增加，在浪流均垂直于錨-錨連線的工況（浪 90°、流 90°）下，鋼鏈 B受力達到最大53.33 kN。這是因為水面浮筒和重量1通過鋼鏈B連接構成一個振蕩系統，當系統各部件在外力作用下發生振蕩時，重量1的位移與加速度隨環境合力方向角度的增加而增加，如圖5所示，最終可導致系統部件的振蕩運動相位之間的差異，從而誘導出更大的錨鏈張力，為安全起見對該工況進行重復計算。

波浪種子是確保時域波浪隨機性的重要參數，改變種子數可保證波浪在滿足統計意義要求的條件下生成不同的波浪組合，最終確保計算結果的一般性。依據海洋工程領域相關系泊標準的要求，采用動力分析法核算，需進行至少5個波浪種子條件下的計算，張力最大值按式（2）［22］進行計算：

式（2）中，n為波浪種子數，Ti為不同種子條件下的張力極值，a=0.3。本研究計算了10個波浪種子條件，如表4所示，鋼鏈B中最大值的均值為50.20 kN，依據式（2）計算張力最大值為50.93 kN，破斷負荷240 kN，安全系數K=240／50.93=4.71，可見張力最大的工況下，可以保障錨泊系統的安全性。

表3 各工況下鋼鏈B的張力統計Tab.3 Tension statistics of chain B under typical working conditions

2.2 鋼鏈張力穩定性

進一步對各計算工況下數據的離散性進行計算，分析其穩定性。通過表3可知，7個工況下鋼鏈B的張力標準差隨著浪流方向間夾角的增加而增加，且浪90°、流0°的工況標準差最大，為6.82 kN，反映浪流環境載荷以相互垂直施加于該系泊系統時系統部件的運動穩定性稍弱，設計時候需要格外注意。該海況下錨鏈B的張力時歷曲線如圖6所示。對特殊工況下的張力展開極值分析是確保設計符合安全要求的常用手段之一，海洋工程領域一般認為短期海況符合窄帶瑞利分布，結構物的運動與受力亦認為符合瑞利分布［23-25］。瑞利分布函數為：

式（3）中x為樣本，σ為樣本標準差。依據OCHI［26-27］的研究，在高斯假定下風暴周期T中最可能出現的最大值由公式FMAX=μ＋σ［2ln（n）］1／2計算，其中 ，n=T／Tz＞10是受力波峰的數量，本研究T=500 s，μ和Tz分別是受力時間歷程的平均值和跨零周期。浪90°、流0°的工況下通過極值分析計算，該工況下最可能出現的最大值為55.12 kN，相比掃略計算值產生了8.74 kN的增幅。安全系數K=240／55.12=4.35，系統在該工況下依舊保持較高的安全裕度。

表4 10個波浪種子數下各張力計算值Tab.4 Calculated values of each tension under 10 wave seed conditions

圖5 重量1 X向運動加速度時歷曲線Fig.5 Time history curves of weight 1 X-direction motion acceleration under different working conditions

由于極值分析情況下會出現張力的增幅，需對張力最大值的工況（浪90°、流90°）再次以該方法進行校核，確保安全性。通過對波浪種子1條件下的極值分析，該工況最可能出現的最大值為FMAX=37.55＋5.19×2.88=52.47（kN），相比掃略計算值產生 53.33-52.47=0.86（kN）的降幅，而相比多種子條件下的值產生52.47-50.93=1.54（kN）的增幅。由此可知，本研究涉及的系泊系統應采用極值分析法校核，可以確保系泊系統各工況下的安全，此時安全系數K=240／52.47=4.57。危險工況下以不同極值計算方法對安全系數進行計算后，綜合評估單錨腿系泊系統具備各工況下的安全性。

2.3 系泊網箱偏移量

系泊網箱沿浪流合力方向離開平衡位置的距離，是在極端海況下網箱所需海域面積的度量指標之一，離開平衡位置距離短表明極端海況下網箱所需的海域面積小，同等海域面積下可布置更多網箱，海域利用率高。為了評估本研究所設計系泊系統在用海方面的貢獻量，以系泊系統中的水面浮筒為對象，計算其在環境載荷方向的偏離距離，相關統計情況見表5。由表5可知，各工況下浮筒離開平衡位置的最大距離是浪流均為90°工況時的8.99 m，偏離平衡位置最大值最小的是浪90°、流 0°的工況，為 6.74 m；環境載荷同向工況下的最大偏離距離大于其他非同向的工況，3種同向工況下的最大偏離距離隨角度值的增加而增加，該情況與鋼鏈B的張力變化情況類似，說明浮筒偏離距離大小是引起鋼鏈B中張力增減的原因之一；最大運動幅值為浪流均為45°工況下的4.14 m，最小運動幅值為浪90°、流0°工況下的2.42 m，其他工況下均比較接近，說明系泊系統總體工作情況穩定。綜合分析，浮筒各工況下偏離平衡位置最大距離不超過9 m，所設計的單錨腿單點系泊系統可實現高海況下較小的海域使用面積，若與網箱合理匹配，有助于提升海域利用率。

圖6 浪90°、流0°海況下錨鏈B的張力時歷曲線Fig.6 Tensile time history curve of chain B under 90°wave direction and 0°current direction sea conditions

表5 各工況下浮筒離開平衡位置統計Tab.5 Distance statistics of float buoy drift under various working conditions

2.4 浮纜長度優化

本研究采用浮纜實現系泊系統與網箱的連接，輕質浮纜具備經濟、耐用和便于操作的優點。浮纜A的長度選取也直接關系到養殖海域的使用率，浮纜長則需要的海域大，海域使用率低；反之，浮纜短則需要的海域小，海域使用率高。為合理選取浮纜長度，以浪90°、流90°為典型工況，計算了不同浮纜A長度（10 m、16 m、24 m、30 m、36 m）下的受力，張力極值變化情況如圖7所示。浮纜A的受力最大值與其長度密切相關，在同等海況下，其張力極值隨長度的增加呈降低趨勢。最小安全系數為K=174／39.32=4.43，可見在長度為10 m的情況下也能保證系泊安全，但比16 m時張力增加較快，因此建議實際運用時可適當增加浮纜A長度，并依據海域網箱布置數量情況恰當選擇浮纜A長度。

圖7 不同長度下浮纜A的張力極值變化曲線Fig.7 Tensile extreme value curve of rope A under different lengths

將該單點系泊系統置于不同水深，并通過調整鋼鏈B長度（水深D-1）、保持其他部件參數不變的方式展開部件受力計算與分析，計算工況為浪90°、流90°，鋼鏈B與輕質浮纜A的張力統計值見表6。鋼鏈B和浮纜A中的張力最大值、標準差均隨著水深的增加呈現先降低后增加的趨勢，大約在30 m水深達到最小值；而當水深超過40 m時，兩個部件內的張力極值都呈現了躍升，原因可能是此時水面浮筒已經浸沒于海面，誘導了鋼鏈B中的張力快速增加，也導致水面浮纜A與水平面之間的夾角增加，而致使張力增加。通過標準差的變化趨勢，該單點系泊系統最適應的水深約為30 m，該系統在該水深與環境條件下匹配性最優。

表6 不同水深情況下鋼鏈B與浮纜A的張力統計Tab.6 Tension statistics of chain B and rope A under different water depths

3 小結

本研究通過借鑒單點系泊系統的優勢，為網箱產業設計出一型可以實現占海面積小的單錨腿單點系泊系統，并對該系泊系統的安全與效用進行了研究分析，主要得到如下幾點結論：

1）基于三維勢流理論建立單錨腿系泊系統的剛度計算數值模型，通過系泊系統海域剛度實測，驗證了數值計算精度，得出該類型的系泊系統具備兩級剛度；利用基于纜索動力學軟件OrcaFlex建立了網箱系統的受力變形數值模型，并依據文獻實驗結論驗證了數值仿真的有效性。

2）開展單錨腿系泊系統與翼形網箱的耦合動力分析，確定該系泊系統具備較高的安全性，對工況掃略計算下的危險工況（浪90°、流90°）進行極值分析和多種子條件的對比計算，保證了結構的安全性。

3）為了對該系泊系統的使用效用進行評估，通過浮筒的偏移位置計算，驗證了該系泊系統可實現海域利用率的提升；不同條件下的研究結果表明，該系泊系統可保障15～50 m水深下網箱的安全系泊，且最適宜30 m水深；水深一定情況下，浮纜A的受力隨長度的增加而降低，可以根據實際需求確定最終的長度。