张大朋，严 谨，朱克强

不同系泊缆失效模式下深海碟形网箱的水动力特性

张大朋1，严 谨1，朱克强2

（1. 广东海洋大学海洋工程学院，广东 湛江 524005；2. 宁波大学海运学院，浙江 宁波 315211）

【】研究碟形网箱在系泊缆断裂的部位和数量不同时，系泊缆断裂后碟形网箱的水动力特性。结合某碟形网箱具体参数和其系泊系统布局情况，建立该碟形网箱的水动力分析模型，探究系泊缆在不同位置发生断裂和不同数量系泊缆断裂失效模式对碟形网箱水动力特性的影响。【】1）不管何种模式的缆失效，都会导致其余未发生断裂系泊缆所承受的系泊张力重新分布。2）缆失效位置和数量的不同都会对网箱主体的六自由度运动产生不同的影响：当系泊缆锚固端断裂时，缆的自重及缆承受的水中阻力会对碟形网箱主体倾覆运动起到某种程度的限制作用。当系泊缆在上端断裂时，断裂后整根系泊缆完全脱离碟形网箱主体，如果自顶端断裂的系泊缆较多，就会导致碟形网箱主体发生大倾角倾覆；如果只剩下一根系泊缆与碟形网箱相连，碟形网箱有可能发生风标效应。

碟形网箱；系泊缆；失效模式；水动力特性

碟形网箱是海洋渔业养殖与开发过程中广泛应用的一种海洋网箱。与圆形重力式网箱相比，碟形网箱有着适应性强、抗风浪性好、结构稳定性强、不易发生变形等多种优点[1-2]。范浩等[3]对单缆失效下的碟形网箱展开水动力特性分析；徐为兵等[4]探究不同波高及波流联合作用下碟形网箱水动力特性，发现海流流速对锚绳张力影响最大，其次为波高，而周期对张力的影响并不明显；李玉成等[5-6]分析碟形网箱和圆形重力式网箱的系泊系统张力变化；汤威等[7]分析不同系泊形式对碟形网箱水动力系统的影响；陈连源等[8]提出一种升降式碟形网箱的设计方案；袁建强[9]在提出一种升降式网箱设计方案的基础上，基于SESAM软件对深海网箱平台整体结构在风暴工况下的总体强度进行校核；蔡晓雄[10]分析Spar平台在系泊缆失效形式下的水动力响应情况；侯会敏[11]对深海系泊网箱的系泊系统疲劳损伤情况进行可靠性分析；汪蔷[12]研究系泊缆的剩余强度；Lian等[13]分析纤维缆绳的损伤程度对混合拉紧缆绳系泊系统性能的影响。目前，关于碟形网箱系泊系统完整状态下的水动力特性和单一缆失效模式下的水动力研究已经较为成熟，但关于系泊系统中多缆断裂失效模式下的水动力特性及系泊缆不同部位发生断裂后碟形网箱的水动力特性的研究则较少见诸报道。有鉴于此，本研究参照某碟形网箱具体参数，建立该网箱总体水动力分析模型，对该系统在泊缆断裂部位和数量不同的情况下的碟形网箱水动力特性进行分析，以期为指导具体碟形网箱的海上作业提供参考。

1 动力学仿真模型构建

1.1 系统组成与模型布局

系泊缆发生断裂的位置一般集中在缆上端和海底锚固端，因此，本研究中系泊缆的失效部位也假设发生在缆上端和海底锚固端。

本研究对象为沉降式碟形网箱，该网箱在风平浪静时可浮于水面，有台风时可下沉到水面以下。该网箱为一个自张紧结构，主要由一个八边形浮环和一个中心立柱组成。网箱浮环由八个钢管分段用法兰连接，每个分段分别密封并加压。网箱用质量达3 t的混凝土块压载，通过悬挂索悬挂在中心立柱下面，使之保持一定的稳定性。中心立柱内有一个长达3 m的浮舱（其体积可变），配合一定长度的悬挂索使网箱下潜并稳定在特定的深度。碟形网箱系统组成见表1，模型示意见图1。

a，系统模型；b，俯视图

表1 碟形网箱系统组成

1.2 建模的假定与等效处理

实体网箱立柱为镀锌钢管，中间是有一定容积的密封腔体。由于OrcaFlex软件功能的限制（该软件的原理是凝集质量法），本模拟在处理该部分模型时将立柱等效为实心的外形相同、重量相等的圆柱。原因在于立柱的结构强度和弯曲强度是足够的，本研究需要关注的是它本身重量和能产生的浮力。该网箱最初数据来源于文献[14-15]，在不显著影响网箱水动力特性的前提下，为了便于建模以及提高计算效率，本模型作如下假设和简化[16]：

1）将构件间真实的复杂连接全部简化为铰接；

2）将配重块简化为忽略外形、带有相同质量的点，即减少配重块对网箱系统稳定性的扰动；

3）简单考虑网衣对波流的阻滞效应。

网箱浮环由8段钢管组成，段与段之间用一个六自由度浮体来连接，在进行数值模拟时仅仅将六自由度浮体作为一个连接点来考虑。不用三自由度浮体连接的原因在于真实的网箱浮环是有一定刚度的，受到波浪作用时浮环会发生一定的弯曲和扭转，而这是不可忽略的因素。

徐为兵等[4]证实，研究对象为碟形网箱主体，则忽略网衣对碟形网箱主体的运动特性影响不大，本研究在这一结论的基础上进行建模。但如果研究对象为网箱上面网衣的变形，如何对网衣进行等效处理则是必须考虑的问题，也是难点和关键技术。针对传统的圆形重力式网箱结构，尝试通过改变网线的数量和直径来达到网衣等效的效果。故引入如下假设：将网衣分成很多部分，每一部分拧在一起，成为一根新的网线，保证网线前后体积不变，根据莫里森方程，在保证波流力不变的基础上，为新的网线取一个新的系数。处理方法如下：

假设真实的网线直径为0，水动力系数为C；将根相邻的网线拧成为一根新的网线后，新的网线直径为，水动力系数为C。网线前后体积保持不变，则有

化简，得

假设前后水动力系数相等，则有

按照式（1—3）所得，对网箱模型中的网衣作相应处理，按照参考文献[16]施加波流载荷，并与文献[17]的计算结果进行比较。当流速为0.1 m/s时，网箱的变形见图2。由图2可见，等效简化的网箱数值模型的变形趋势与试验结果的网衣变形趋势趋于一致，说明这种方法有一定的可行性。

a，网箱等效简化后数值模型；b，模型试验实测图

a, simplified numerical model for cage; b, experimental model

图2 仿真网衣变形与实验对比结果

Fig. 2 Deformation comparison of net lines between simulation and experiment

1.3 海洋载荷设置

该海域水深为55 m，波高为6 m，波浪周期为12 s，海流流速为2 m/s，波流同向，波流方向均为整体坐标系下的180°。由文献[18]的结论可知，斯托克斯五阶波计算理论得出的结果更为保守，可提高实际工程上的安全裕度。因此，波浪的类型选择斯托克斯五阶波。该模型中4个三自由度浮标的质量皆为0.136 t，体积为0.438 9 m3，高度为1 m。系泊缆静态构型与环境载荷方向见图3。在计算过程中，系泊缆法向拖曳力系数取1.200，轴向拖曳力系数取为0.008。

图3 碟型网箱模型及环境载荷方向

2 结果与分析

2.1 系泊系统完好时的动力响应

由图4可知，在系泊系统完好时，碟形网箱主体的水动力学特性较为稳定。三自由度平动与转动均为有规律的周期波动，尤其是碟形网箱主体的艏摇运动，其波动幅度非常小。此时4根系泊缆两端的张力分布情况较为简单，系泊缆1与2上端系泊张力曲线重合，系泊缆3与4上端系泊张力曲线重合；且系泊缆1与2锚固端张力曲线重合，系泊缆3与4锚固端张力曲线重合。这说明在系泊系统完好时，该碟形网箱系统的整体水动力特性比较稳定，且系泊张力分布情况较为规律。

图4 系泊系统完好时碟形网箱系统的水动力响应

2.2 单一系泊缆失效时的动力响应

在单根系泊缆失效的情况下，失效部位发生在上端（图5）或锚固端（图6），都会引起整个系泊系统中系泊张力的重新分布；且在上端发生断裂的碟形网箱，其平动与转动幅度都比在锚固端发生断裂时的幅度大。原因在于，当单根系泊缆在底部锚固端断裂时，虽然缆底部与海床间的锚固作用消失导致碟形网箱主体在该方向的运动约束大大减弱，但缆上端仍然与碟形网箱相连，此时系泊缆类似于在上端受到碟形网箱主体拖曳作用的拖缆，缆的自重及缆承受的水中阻力会对碟形网箱主体倾覆运动起到某种程度的限制作用，此时碟形网箱的运动以朝着缆断裂相反方向的平动运动为主；当单根系泊缆在上端断裂时，最大纵摇角已达到22°，断裂后整根系泊缆完全脱离碟形网箱主体，从而导致碟形网箱主体发生大倾角倾覆。

图5（续）

Fig. 5（Continued）

A1—A4, 系泊缆1锚固端失效时；B1—B4, 系泊缆2锚固端失效时；C1—C4, 系泊缆3锚固端失效时；D1—D4, 系泊缆4锚固端失效时

图6（续）

Fig. 6（Continued）

2.3 两根系泊缆失效时的动力响应

在两根系泊缆发生断裂时，分两种情况，即一种是两根相邻系泊缆发生断裂，另一种是两根相对系泊缆发生断裂。

当两根相邻系泊缆断裂时（图7）：1）如果两根系泊缆断裂位置发生均发生在上端，则在缆断裂后，碟形网箱主体发生大角度倾覆。2）如果两根系泊缆断裂位置均发生在锚固端，则两根系泊缆失效后它们的自重会对抵抗碟形网箱主体发生倾覆起到更大作用，因此在这种情况下，与单根缆锚固端断裂相比，此时碟形网箱主体的平动更加明显，但大倾角倾覆受到更明显地抑制。3）如果两根系泊缆断裂位置一根发生在上端而另一根发生在锚固端，这种情况与单根缆底部锚固端断裂相比，碟形网箱主体的平动更加明显，但与两根系泊缆断裂位置均发生在锚固端时相比，此时大倾角倾覆受到的抑制有所减弱，在断裂发生的瞬间会发生小幅度艏摇。

A1—A4, 系泊缆1与2上端失效时；B1—B4, 系泊缆1与2锚固端失效时；C1—C4, 系泊缆1上端与系泊缆2锚固端失效时

当两根相对系泊缆断裂时（图8）：1）如果两根系泊缆断裂位置发生均发生在上端，由于断裂缆的对称性，在缆断裂瞬间，碟形网箱主体会发生小幅度倾斜，然后反复摆动，如果外界载荷较为微弱，则此时系统容易达成动平衡；如果外界载荷较为急剧恶劣，则这种不稳定的动平衡将被打破，最终整个网箱主体彻底倾覆。2）如果两根系泊缆的断裂位置均发生在锚固端，碟形网箱主体的运动主要集中在平动方向，两端的缆自重可起到平衡倾覆力矩的作用。3）如果两根系泊缆的断裂位置一根发生在上端而另一根发生在锚固端，由于一根缆的自重仍然可加载到碟形网箱主体上，此时发生在锚固端断裂的缆在其自重作用下会导致碟形网箱主体绕剩余两根系泊缆上端连线的转动；在转动角度过大时，有可能发生倾覆。

A1—A4, 系泊缆1与3上端失效时；B1—B4, 系泊缆1与3锚固端失效时；C1—C4, 系泊缆1上端与系泊缆3锚固端失效时

2.4 三根系泊缆失效时的动力响应

由于该系统共四根系泊缆，故三根系泊缆失效均为相连三根系泊缆，假设系泊缆1、2、3失效。

当三根系泊缆发生断裂时：1）如果是三根系泊缆均为上端断裂（图9），此时碟形网箱主体的系泊形式类似于单点系泊，所有系泊力由剩余的那根系泊缆承受，且碟形网箱主体容易发生风标效应且极易发生大倾角倾覆。2）如果是三根系泊缆均为锚固端断裂（图10），此时碟形网箱主体的系泊形式仍类似于单点系泊，不同的是碟形网箱主体仍与其余三根系泊缆相连，因此这三根系泊缆的自重可以起到抑制大倾角倾覆的作用。3）如果三根系泊缆中一根发生锚固端断裂，而相邻布局的另两根发生上端断裂（图11），此时碟形网箱主体不仅容易发生风标效应也易发生大幅度艏摇。4）如果三根系泊缆中一根发生锚固端断裂，而对角布局的另两根发生上端断裂（图12），这种情况与三根系泊缆均为上端断裂时不同的是，此时碟形网箱主体仍易发生风标效应但发生大倾角倾覆的可能性降低。5）如果三根系泊缆中一根发生上端断裂，而相邻布局的另两根发生锚固端断裂（图13），此时碟形网箱主体不仅容易发生风标效应也易发生大幅度横摇；如果外界海洋载荷过于剧烈，这种横摇容易发展成大倾角倾覆。6）如果三根系泊缆中一根发生上端断裂，而对角布局的另两根发生锚固端断裂（图14），此时碟形网箱主体在发生风标效应时大角度横倾会受到抑制。

系泊缆1、2、3上端失效时

系泊缆1、2、3锚固端失效时

系泊缆1锚固端与系泊缆2、3上端失效时

系泊缆2锚固端与系泊缆1、3上端失效时

系泊缆1上端与系泊缆2、3锚固端失效时

系泊缆2上端与系泊缆1、3锚固端失效时

3 讨论

在顶端失效模式下，系泊张力重新分布后会导致未失效缆的两端系泊张力分别增大，而迎流迎浪方向的系泊缆张力增幅尤其大；针对这种情况，要对迎流迎浪方向的系泊缆进行适当加强，以防这种情况的发生；对于有可能发生的风标效应，可以通过适当调整系泊缆与碟形网箱的连接位置来调节。计算结果表明，当系泊缆索锚固端失效时，由于系泊缆索的自身重力以及系泊缆索与海床之间的摩擦力联合作用下，仍能起到一定对网箱主体的限制作用，但如果海况较为恶劣，就需要在相应的断缆系泊处事先布放一定的储备浮筒，当锚链自底端断裂后，可以通过往浮筒内灌入压载水的形式来对网箱主体的姿态进行调节[19-21]。其余断缆模式下的网箱主体姿态的控制，可通过以上两种方式的组合来实现。

在实际工程实践中，不同系泊缆上端和锚固端的断裂时刻并不是同步的，但在本研究仿真过程中，多根系泊缆不同位置的断裂是同时发生的，虽然这对最初时刻的计算结果有影响的，但当仿真结果稳定后，对最终的计算结果趋同，故在研究中对于缆的断裂模式采取此种方式。

此外，关于网箱网衣的计算方法，当前最新的研究方法是天津大学刘春宏等[22]提出基于多孔介质模型的养殖网箱的等效模拟方法，其研究发现单独只考虑鱼或网都不能准确地描述鱼类养殖网箱周围的流场特性，须将二者结合考虑。而本研究中采用徐为兵等[4]、李玉成等[5-6]对于网箱等效处理的方法。后续研究中将结合理论与实验对照，进一步完善碟形网箱网衣的等效计算方法。

4 结论

本研究对该系统在泊缆断裂部位和数量不同的情况下的碟形网箱水动力特性进行分析，得到如下结论：

1）不管何种模式的缆失效，都会导致其余未发生断裂系泊缆所承受的系泊张力重新分布；

2）缆失效位置和数量的不同都会对网箱主体的六自由度运动产生不同的影响：当系泊缆锚固端断裂时，缆的自重及缆承受的水中阻力仍会对碟形网箱主体倾覆运动起到某种程度的限制作用。当系泊缆在上端断裂时，断裂后整根系泊缆完全脱离碟形网箱主体，如果自顶端断裂的系泊缆较多，就会导致碟形网箱主体发生大倾角倾覆；如果只剩下一根系泊缆与碟形网箱相连，碟形网箱有可能发生风标效应。

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Hydrodynamic Characteristics of Deep Sea Station Cage under Different Failure Modes of Mooring Cables

ZHANG Da-peng1, YAN Jin1, ZHU Ke-qiang2

（1.,,524005,; 2.,,315211,）

【】The study is to obtain the hydrodynamic characteristics of sea station cage after mooring cable breakage at different locations and numbers. 【】Combining the specific parameters of a certain sea station cage and the layout of its mooring system, establishing the hydrodynamic analysis model of the sea station cage, and exploring the influence of the breakage of mooring cables at different locations and the breakage failure modes of different numbers of mooring cables on the hydrodynamic characteristics of the sea station cage.【】1) Failure of any mode of cable will result in redistribution of the mooring tension of the remaining mooring cables that have not been broken. 2) The location and quantity of failure of cable have different effects on the 6-DOF motion of the main body of the sea station cage: When the anchor end of the mooring cable breaks, its weight and the water resistance of the cable will limit the overturning movement of the main body of the spar sea station. When the mooring cable is broken at the upper end, the whole root mooring cable is completely separated from the main body of the sea station cage after fracture. If there are more mooring cables broken from the top, it will lead to large overturning of the main body of the sea station cage. If only one mooring cable remains attached to the sea station cage, it may have weathercock effect.

sea station cage; mooring cable; failure modes; hydrodynamic characteristics

张大朋，严谨，朱克强. 不同系泊缆失效模式下深海碟形网箱的水动力特性[J]. 广东海洋大学学报，2022，42（3）：107-116.

TV131.2；U663

A

1673-9159（2022）03-0107-10

10.3969/j.issn.1673-9159.2022.03.014

2021-10-24

广东海洋大学科研启动经费资助项目（060302072101）；广东省促进经济高质量发展专项“深海油田高可靠智能开采技术研发及产业化项目”；2020国家一流专业船舶与海洋工程（100102-010305072101）；国家“十三五”海洋经济创新发展示范城市项目（湛海创2017C6B1）

张大朋（1987―），男，博士，讲师，研究方向为船舶与海洋工程结构动态响应。E-mail: 1214265737@qq.com