吳元緊，黃小華，劉海陽，胡 昱，陳昌平，袁太平，王紹敏，陶啟友

（1. 中國水產科學研究院南海水產研究所/廣東省網箱工程技術研究中心/農業(yè)農村部外海漁業(yè)開發(fā)重點實驗室，廣東 廣州 510300； 2. 大連海洋大學海洋與土木工程學院，遼寧 大連 116023）

深海網箱是發(fā)展現(xiàn)代海洋漁業(yè)的一種重要養(yǎng)殖裝備，其組成一般包括框架系統(tǒng)、網衣系統(tǒng)和錨碇系統(tǒng)。其中錨碇系統(tǒng)作為保障網箱安全運行的關鍵組成部分[1]，一直是網箱抗風浪性能研究的重點。深海網箱系泊形式主要分為多點式和單點式。多點式采用多個錨點固定網箱，網箱活動范圍穩(wěn)定、占用海域面積小，與其相關的水動力特性研究較多。宋協(xié)法等[2]根據Morison公式建立數(shù)學模型，采用Goodman-Lance方法求得網箱受力，并基于此方法對網箱的錨泊系統(tǒng)進行設計。Hou等[3-4]研究了極限狀態(tài)下網格式系泊系統(tǒng)的可靠性，通過對網箱系泊系統(tǒng)疲勞損失的研究，建立數(shù)值模型用以預測系泊系統(tǒng)的失效概率。

然而，傳統(tǒng)的多點式系泊網箱一般需要通過精確調整以使每個錨所受荷載相當，安裝工藝較為復雜[5]，加上多點系泊網箱的活動范圍較為固定，常年大規(guī)模養(yǎng)殖容易造成局部海洋環(huán)境污染，不利于養(yǎng)殖生產優(yōu)質水產品。相比較多點式系泊方式，單點系泊網箱能夠隨著漲落潮在風浪流作用下進行360°全方位旋轉，即風標效應，有效增加網箱的活動區(qū)域，大幅減少魚餌殘料、魚排泄物等廢棄物的海底沉積，并且單點系泊方式所需的硬件、安裝和維護成本上也能大幅降低[6]。因此，單點式系泊被推薦為多點式系泊的替代方案[7]，國內外已有較多企業(yè)、科研機構開展相關研究，尤其在高海況條件下單點系泊網箱的安全性分析吸引了廣泛關注。如2018年由挪威NSK公司研發(fā)設計、中集來福士公司負責建造的“Havfarm 1”深海養(yǎng)殖工船采用外轉塔單點系泊系統(tǒng)[8]，采用單點系泊系統(tǒng)的大型船型養(yǎng)殖設施，往往需要考慮極限狀態(tài)對系泊系統(tǒng)進行優(yōu)化設計，以保證錨泊足夠的安全可靠性[9]。由于實際海況環(huán)境條件下網箱所受的動力荷載是實時變化的，在研究分析單點系泊系統(tǒng)時需要考慮系泊系統(tǒng)和網箱之間的耦合以及網箱的運動響應[10]。目前常用的研究方法有數(shù)值模擬、物理模型試驗、現(xiàn)場測量等。中國臺灣學者Huang等[11-12]、Huang和Pan[13]采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場測量的方法研究網箱的系泊受力，驗證數(shù)值模型的有效性，并評估了纜繩失效的風險。Xu等[14]建立數(shù)值模型研究網箱前部剛性框架、連接點深度以及錨繩斜率對波流作用下單點系泊重力式網箱錨繩拉力的影響，并將結果與物理模型試驗[15-17]進行比對，驗證了該數(shù)值模型的可靠性。Huang等[18]通過物理模型試驗，比較了3種不同的單點系泊方式并基于其中錨繩受力最小的系泊方式研究了網箱在波浪流作用下的運動響應。

本文針對一種船型桁架結構網箱的單點系泊系統(tǒng) (Single-point mooring, SPM)，通過模型比尺為1∶40的網箱水動力物理模型試驗，研究分析了在不同系泊方式、波浪流和有無網衣條件下網箱系泊受力情況，旨在了解網箱單點系泊系統(tǒng)的安全性能，為深海養(yǎng)殖網箱的安全性評估及錨泊系統(tǒng)的科學設計提供理論依據和關鍵數(shù)據支撐。

1 材料與方法

1.1 設備與儀器

本研究船型桁架結構網箱單點系泊受力試驗在中國水產科學研究院江蘇如東試驗基地進行。試驗水池長 50 m、寬 26 m、深 1.2 m，造波機總寬 24 m，單塊造波板寬度為0.5 m。水池前端及兩側配備直立式消能網，尾端為斜坡式消能網，用以減少波浪反射對試驗的影響。浪高測量儀器為大連理工大學海岸及近海工程國家重點實驗室研制的LYL-Ⅲ型浪高儀，量程介于0～50 cm，測試相對誤差小于1%。系泊力測量采用應變式水下拉力計，具有良好的溫度特性和水密性能，測力計量程200 N，誤差小于1%。水流流速采用ADV聲學多普勒流速儀測量，該儀器采樣頻率為200 Hz，測量量程為1 m?s–1，精度為測量值的 0.5%。對邊界測量、底部測量和貼近水面的測量均能獲得非常理想的數(shù)據。

1.2 網箱模型與布置

網箱采用全錨鏈單點系泊系統(tǒng)，主體為船型桁架與浮體混合結構，能夠在臺風大浪來臨時自適應調整自身位置，大幅減小風浪對網箱的沖擊，具備安全性高、結構穩(wěn)定性強等特點，網衣鋪設固定在桁架內側，即使在大水流的作用下也能保證網箱的養(yǎng)殖空間 (圖1)。同時可通過網箱前、后端浮體壓載水實現(xiàn)平臺的整體上浮和下潛，滿足養(yǎng)殖過程的操作需求。原型網箱長102.2 m、寬35.1 m、型深9 m，艏部浮體高 17.5 m，艉部浮體高 17 m，正常吃水8.2 m。錨鏈采用直徑62 mm的AM 3級錨鏈鋼，其單位長度質量為 84.2 kg?m–1。

圖1 船型桁架結構深海養(yǎng)殖網箱設計示意圖Figure 1 Schematic diagram of design of deep-sea aquaculture cage with ship-type truss structure

本試驗采用正態(tài)模型，根據《波浪模型試驗規(guī)程》(JTJ/T 234—2001) 相關規(guī)定，同時考慮設備的綜合能力，模型比尺設定為1∶40。根據重力相似準則，時間比尺為1∶，動力相似比尺為1∶64 000，網箱結構主要參數(shù)見表1，模型試驗布置見圖2。由于原型網衣的網目及線徑尺寸較小，若按照1∶40的比尺進行縮放，現(xiàn)實試驗中往往很難實現(xiàn)，關于這方面的研究各國學者也開展了很多工作，謝璇[19]詳細探討了關于網衣的相似準則及應用的合理性。本試驗采用桂福坤等[20]、李玉成等[21]提出的網衣變尺度相似準則，即網衣三維大尺度的長寬高采用大比尺1∶40，網目及目腳直徑采用小比尺，設定為1∶1，網衣材質采用與原型網衣相同的聚乙烯 (PE) 網，網衣底部與桁架底端連接固定。為了最大程度減小邊界效應的影響，同時滿足試驗規(guī)程的相關要求，網箱模型布置與造波板距離應大于6倍波長。

圖2 模型試驗布置圖Figure 2 Layout of model test

表1 網箱結構主要參數(shù)Table 1 Main parameters of cage

1.3 波浪要素和數(shù)據采集

根據重力相似原理，幾何比尺1∶40，試驗波浪流要素見表2。模型放置之前，先進行湊波、湊流試驗，波浪平均波高和波周期偏差控制在±3%，水流平均流速偏差控制在±5%。規(guī)則波采用10～20個波的平均波高，每組工況進行多次試驗，分析結果，剔除明顯錯誤或重復性不好的試驗組次，保留3組重復性較好的試驗組次，取平均值。

表2 試驗波浪參數(shù)Table 2 Wave parameters in physical model test

1.4 試驗方案設計

本試驗主要研究網箱2種系泊方式網箱受力，一種為正常工況，單點雙側“Y”字型系泊 (圖3-a)，另一種基于“Y”字型的單側失效工況 (圖3-b中“一”字型系泊)。

雙側“Y”字型系泊，前段兩根1.5 m長錨鏈與網箱艏部兩端相連，后段一根0.75 m長錨鏈與錨固點連接，節(jié)點處懸一掛重，質量78 g (原型5 t)。測量該系泊方式下的網箱受力需兩個測力計，分別布置在圖3-a中①和②號點，網箱系泊受力數(shù)據采用兩個測力計在網箱中線上的合力，計算方式如下：

“一”字型系泊，作為“Y”字型系泊一側失效的情況，通過一根2.25 m長的錨鏈與網箱艏部相連，在錨鏈距離底端0.75 m處懸一相同掛重。該種布置方式只需一個測力計，放置在錨鏈末端圖3-b中③號點位置，該點受力即為網箱系泊受力，計算方式如下：

圖3 2種系泊方式示意圖Figure 3 Schematic diagram of two mooring modes

式 (1) 和 (2) 中：F為網箱系泊受力合力；F1、F2、F3分別為①、②、③號點的測力計所測網箱受力。

通過波浪試驗對比分析2種系泊方式條件下的網箱受力變化，了解“Y”字型系泊一側失效后會引起網箱的受力如何變化，從安全性、穩(wěn)定性等方面評估其風險。在此基礎上，進一步開展“Y”字型系泊網箱受外界環(huán)境和自身結構等因素影響的相關試驗研究。外界環(huán)境因素主要分析波浪流對網箱受力的影響，自身結構因素主要分析網箱在有網衣和無網衣時的受力，旨在為網箱系泊系統(tǒng)的設計安裝、維護及運行等提供數(shù)據參考和理論依據。

2 結果與分析

2.1 2種系泊方式受力比較

采用“一”字型和“Y”字型2種不同系泊方式時，網箱在不同波高和周期的規(guī)則波作用下受力變化情況見圖4。2種系泊方式的網箱受力均隨著波高的增加而增大，相同波況條件，“一”字型系泊網箱受力總比“Y”字型系泊大，增幅見表3。波高H=7.5 cm時網箱受力的增幅最大，H=15 cm時增幅最小。這是因為小波高條件下網箱的運動響應程度較低，2種系泊方式的網箱受力較小，隨著波高的增加，網箱運動響應程度顯著提升，網箱受力也隨之明顯增大。但2種系泊方式的網箱受力在增量上雖有所差異卻沒有形成數(shù)量級差，因此整體上網箱受力增幅的變化趨勢為隨波高的增加而減小。

圖4 不同系泊方式下網箱隨波高、周期變化受力曲線Figure 4 Stress curves of net cage with wave height and period under different mooring modes

表3 單側失效后網箱受力變化Table 3 Force change of cages after unilateral failure

同時，也正因為小波高時的網箱受力較小，受外界影響的相對誤差更大，比值關系將進一步放大誤差，僅采用增長幅度或比值作為分析依據難以更好地說明試驗結果，因此考慮結合絕對值增量進行對比分析?？梢钥闯觯还苁恰耙弧弊中拖挡催€是“Y”字型系泊，網箱受力均隨著波高的增加而增大，周期較小(T=1.4 s)時這種變化趨勢更為明顯。但同時兩者之間的差值也越來越大 (表3)，單側失效后網箱受力增量隨波高的增加而增大。

系泊方式的改變會引起網箱受波浪作用后的整個形態(tài)發(fā)生較大變化，采用“Y”字型系泊時，潛浮式網箱艏部梯形擋板結構是影響網箱水阻力大小的主要原因，采用“一”字型系泊時，影響網箱受力大小除艏部擋板外還有側邊網箱的桁架結構。如網箱由“Y”字型系泊一側失效后變?yōu)椤耙弧弊中拖挡?，艏部擋板會由正向面對波?(圖3-a)，轉動一定角度變?yōu)閭认蛎鎸Σɡ?(圖3-b)，網箱桁架結構也更多地暴露在波浪沖擊之下，造成兩者之間的受力大小差異。

2.2 大浪條件下網箱系泊受力

獲取網箱在環(huán)境較惡劣時的受力數(shù)據，對于評估其安全性和穩(wěn)定性必不可少，同時還可作為錨泊系統(tǒng)規(guī)格選擇和安裝的參考依據，為此圍繞“Y”字型系泊網箱在大浪條件下的受力特性開展了試驗研究。圖5是波高12.5～17.5 cm、周期為1.4～2.1 s時的網箱系泊受力變化。相同周期時網箱系泊受力隨波高的增加而增大、周期為1.4 s時波高從12.5 cm增大到17.5 cm，網箱系泊受力分別增長了147.4%、162.4%；周期為1.7 s時分別增長了118.4%、141.8%；周期為2.1 s時分別增長了122.2%、112.7%。隨著周期的增加，網箱受力增幅有所下降。在相同波高條件下網箱受力隨周期的增加逐漸減小，這是因為隨著周期的增加，相同波高的波陡減小，使得波浪拍擊在網箱上的有效受力面積減小，同時波浪“擊打”的頻率也減小，導致網箱受力隨之減小。

圖5 大浪條件下網箱系泊受力變化Figure 5 Change in mooring force under high waves

2.3 流速對網箱系泊受力的影響

波流聯(lián)合作用是確定網箱惡劣環(huán)境最大受力的重要方式。圖6是在大浪條件下加入3個不同的流速后網箱系泊力變化曲線。流速介于9.5～19 cm?s–1，網箱系泊受力隨著流速的增加而增大，隨波浪周期的增加而減小。波浪和水流的變化對網箱系泊受力均有較大影響，波高12.5 cm、周期1.4～2.1 s時，流速由 9.5 cm?s–1增大至 19 cm?s–1，系泊力分別增加了102%、109%、90%。

圖6 波流聯(lián)合作用下網箱系泊受力變化Figure 6 Mooring force changes under wave-current condition

與純波作用時的網箱受力相比，波流共同作用下，受力有增也有減。一般情況下，增大流速會使得網箱的受力增加，但小流速大波高時存在波流作用下的網箱系泊受力較純波作用小的現(xiàn)象。這可能是因為大波高時，小流速一定程度上會減小網箱的縱蕩運動，使其小于單純波浪條件下的縱蕩幅度，網箱因縱蕩幅度減小，由于慣性運動作用于錨繩上的脈沖效應也相應減小，最終導致錨繩受力小于單純波浪條件下的受力。而當水流較大時，水流自身作用于網箱的荷載超過了網箱慣性運動產生的脈沖效應影響，從而導致錨繩受力大于單純波浪條件下的受力。

2.4 網衣對網箱系泊受力的影響

網衣系統(tǒng)是深海網箱的重要組成部分，網箱添加網衣后，會增加網箱的自重和水阻力，造成網箱周邊的流場變化，影響網箱受力。本組試驗將網箱網衣拆除，以系泊受力為研究對象，重點開展在無網衣時網箱受波浪流作用下的受力研究。將試驗結果與網箱有網衣時的受力進行比較，旨在了解網衣對網箱系泊受力的影響，為網箱的運行管理提供理論依據和數(shù)據參考。

表4和表5為網箱有、無網衣時在純波和波流聯(lián)合作用下的受力變化。無論是純波還是波流聯(lián)合，當網箱增加網衣后，其系泊力明顯增大。工況1—4即純波作用下，網箱增加網衣后系泊力分別增加了138.3%、254.7%、136.9%、159.6% (表4)。同周期時，隨著波高的增加系泊力增幅也有所增大。

表4 網箱有、無網衣時在純波作用下的受力Table 4 Force of net cage with or without netting under pure wave action

表5 網箱有、無網衣時在波流聯(lián)合作用下的受力Table 5 Force of net cage with or without netting under combined action of wave and current

工況5—8即波流聯(lián)合作用下的網箱受力，相較于單純的波浪作用，增大水流后網箱的整體受力均大幅增加，如工況1和7，網箱系泊受力在無網衣和有網衣時分別增加了9.55和4.69倍 (表5)。這與 Colbourne和 Allen[22]、Cifuentes和 Kim[23]得出的結論一致，即在波流聯(lián)合作用下，波高和水流流速對網箱系泊力存在同向影響，但其中流速起主導作用。波浪在水流中的變形，使得一定波高下的波浪對網箱受力的影響減?。涣硗?，因為網箱艏部為梯形擋板結構，水流的存在會一直推著整個網箱向水流方向移動，使得錨鏈一直處于有一定預應力的狀態(tài)，減弱了波浪的脈沖作用。因此可以看出，波流作用下網箱增加網衣后其系泊力增大幅度為44.3%、60.9%、28.5%、33.1%，較純波作用時均有所減小。

3 結論

本文首先通過對比2種單點系泊方式下的網箱系泊受力，分析了系泊失效后引起的網箱受力變化，發(fā)現(xiàn)當“Y”字型系泊一側失效后，將導致網箱安全性明顯降低。在此基礎上，進一步開展“Y”字型系泊網箱受外界環(huán)境 (波浪流作用) 和自身結構 (有無網衣) 等因素影響的相關試驗研究。得出如下結論：

1) 2種系泊條件下，網箱受力均隨波高的增加而增大。當一側系纜失效，即由“Y”字型系泊變?yōu)椤耙弧弊中拖挡磿r網箱的受力明顯增大，在本試驗工況下 (原型波高 3～6 m，周期 9、11 s)，網箱受力的增幅達16.1%～75.4%。

2) 大浪條件下網箱受力隨波高的增加而急劇上升，尤其是對于大而陡峭的波，即波高大、周期短的波浪，網箱受力增幅更為明顯。

3) 波流試驗中，網箱系泊受力與流速變化呈正相關，與周期變化呈負相關。與純波試驗相比，僅在小流速大波高時網箱系泊受力因所受慣性力差異影響而有所減小，多數(shù)情況下網箱受力處于增大的變化趨勢。

4) 網箱有網衣和無網衣其系泊受力有較大差異。在本文純波試驗中網箱增加網衣后其系泊受力均增大了1倍以上；波流共同作用時，增加網衣后的網箱系泊受力增大，但增幅較純波時小得多。在表 5中 5—8工況 (原型波高 5、6 m，周期 9 s，流速 0.6、0.9 m?s–1)下，網箱受力增幅介于 30%～60%。