半潜式靠泊平台运动特性分析

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第一章绪论1959年IMODCO公司设计制造出第一套CALM(悬链线锚腿系泊)系统，单点系泊很快便作为解决VLCC锚泊问题的最有效措施迅速发展起来，由于它具有诱人的经济性和很高的适应性，许多国家采用单点系泊系统作为大型油轮装卸的终端，到目前为止，世界上共有各类单点超过40座，这种技术作为一种成熟的海上中转、仓储、过驳技术被世界各国竞相采用。我国单点系泊技术的引进始于渤海油田。随后，1968年01月，南海西部公司的一套15吨级的单点投入使用。1993年底和1997年以来，在流花和陆丰两个油田先后建成了四套FPSO，1994年10月在广东茂名建成了我国第一套设计能力为25万吨级，可接卸13．27万吨级油轮，设计年中转能力为10万吨级CALM单点系泊系统。1995年在北部湾附近又建成了我国第二套浅水CALM系统。我国单点系泊设施的建设和单点系泊技术的发展呈蒸蒸日上的发展态势。随着我国海上石油勘探开发事业和石油化工工业的蓬勃发展，必将会兴建更多的单点系泊系统，这项技术在我国的应用也将越来越广涮¨。单点系泊源于英文“SinglepointMooring”，简言之，与固定码头相比，它的最大特点即系泊方式是“点”，也就是大型油轮或超大型油轮可以系泊于近海海面上的一个深水“点”，然后进行装卸货操作。单点系泊码头通常由一个能够漂浮在海面上的浮筒和铺设在海底与陆地贮藏系统连接的管道组成。浮筒漂浮在海面上，油轮上的原油通过漂浮软管进入浮筒后，从水下软管进入海底管线，输到岸上的原油储罐。为防止浮筒随海浪远距离漂移，用数根巨大的锚链将其与海床相连，这样浮筒既可在一定范围内随风浪流漂浮移动，增加缓冲作用，减少与巨轮间发生碰撞的危险，又不至于被海浪漂走。，从油轮偏移其平衡位置后，系泊系统对其产生恢复力的机理来说，单点系泊系统主要可以分成两大类：一种是由重力提供恢复力的系泊系统，一种是由浮力来提供恢复力的系泊系统。由重力来提供恢复力的系泊系统有悬链锚腿系泊系统(CALM)、塔式软刚臂系统等，油轮偏移其平衡位置时，将系泊在其上的重物提起，使其具有位能，从而对油轮作用一个恢复力，使油轮恢复到平衡位置。CALM系统是由重力提供恢复力的系泊系统的典范，在海上油田开发及输油终端中有着广泛的应用。由浮力来提供恢复力的系统有：单锚腿存储(SALS)系统、铰接装载塔(ALT)系统等，油轮偏移其平衡位置时，将系泊在其上的浮力张紧元件拉离其竖直张紧的平衡位置，而形成了一种水平恢复力，使油轮恢复到其静平衡位置。此外，还有一种重力和浮力共同提供恢复力的系泊系统，它的典型代表是悬链铰接塔(CAT)系统和牵索塔系统。随着深水作业的不断增加，各种传统的移动式平台，如半潜式平台和钻井船等，其运动性能和定位难以满足深水作业的要求，而各类固定式平台，如重力式2 第一章绪论平台和导管架平台等，其自重和工程造价随水深大幅度地增加，也已不能适应深海环境，所以必须发展新型的平台。从20世纪50年代以来，这样的研究探索不断进行，并提出了顺应式平台(CompliantPlatform)l堑／概念。在近二十年，顺应式平台得到了广泛的发展应用，其显著特点是具有特殊的结构形式，使工程造价较低，结构安全性良好。Spar平台和张力腿平台就是顺应式平台结构的典型【21。1．3国内外研究现状及存在的问题海洋环境载荷包括波浪载荷、风载荷以及流载荷等等，其中波浪载荷是平台设计中需要主要考虑的一种载荷。在当前的系泊系统设计中，系泊系统运动响应和系泊缆索张力主要是通过耦合浮体运动和缆索张力得到。海洋工程浮体运动计算的发展经历了一个从经验方法到理论方法、二维方法到三维方法的发展历程。浮体荷载计算的经验方法主要是Morison：法。尽管该方法部分地考虑了流体非线性粘性阻尼项，但忽略了浮体的绕射效应(假定浮体特征尺度相对于波长为小量)，而且对于不规则剖面，浮体的附加质量系数和拖曳力系数需要通过试验确定。细长体理论首先在船舶工程中迅速发展起来，它在求解船舶运动的同时，可以得到船体剖面剪力、弯矩及湿表面上的压力分布。然而，细长体理论是建立在平面势流理论基础上的，实际浮体的三维效应是不应被忽略的，特别是对于不满足细长体假设的海洋工程浮体更无法应用。因此三维水动力理论的研究与应用越来越受到重视pJ。1950年，Morison等人总结了许多实验结果，提出了半经验公式计算直立圆柱的波浪力，这就是著名的Morison公式。它适用于小尺度结构物，即特征长度与波长之比小于0．2的结构物。由于它具有一定的合理性，且计算方便，所以至今仍被海洋工程界广泛采用。对于相对尺度较大的直立柱体，需要考虑流场的绕射，1959年，Maccamy和Fuchs[4】给出了由海底伸至水面的大直径圆柱体所受线性波浪力的解析解。1976年，Chal彻bni【5】利用StokestlZ线性波理论，提出了类似问题的拟非线性波浪力计算公式。1981年，Sabunca和Calisal【6J使用分离变量法和匹配渐进法讨论了有限水深下穿透水面的直立圆柱的辐射问题，给出了线性运动模态的流体动力系数的精确解。由于圆柱结构的几何对称性，所以无论是使用分离变量法和匹配渐进系数法，还是寻找相应的格林函数采用格林函数法求解都不困难。1991年，G．X．wul7】对有航速的圆柱体也给出了相应的格林函数形式。1992年，Chau和EatockTaylort：8】给出了直立圆柱二阶波浪绕射问题的格林函数，从而可以方便地求解该问题。系泊缆索张力的计算方法主要有规范法和数值模拟法两种。在各国船级社的 第一章绪论规范中，系泊缆索的设计大多采用悬链线法(CatenaryMethod)。尽管悬链线法能够简单、快捷地计算缆索张力，但该方法也存在许多不足之处。在悬链线方程的推导过程中，假定缆索自重远远大于其所受的流体作用力，所以忽略了流体作用力、缆索惯性力和缆索弹性变形。对于自重较小的缆索，如新型复合索(SyntheticMooringCable)或在流速较大的海域，如海峡地区，即使对于传统系泊缆索，悬链线法也同样不适用。为了能够更精确地研究系泊缆索的运动及张力，尤其是时变大变形缆索的非线性运动及张力，数值模拟法被广泛采用。根据平衡特性的不同，数值模拟法可以分为静力法(StaticMethod)和动力法(DynamicMethod)．根据数值方法的不同，可以分为有限元法(FEM)和有限差分法(FDM)；根据运动特性的不同，可以分为频域法(FrequencyDomain)和时域法(TimeDomain)。在当前国内的系泊系统计算中，主要通过如下几种耦合方法得到系泊系统运动响应和缆索张力：(1)耦合Morison法和悬链线法；(2)耦合频域／时域二维理论(切片法)和悬链线法；(3)耦合频域三维理论和悬链线法；(4)耦合时域三维理论和悬链线法；(5)耦合频域三维理论和频域缆索运动方程法；(6)耦合频．时三维理论和动力有限差分法；(7)耦合频．时三维理论和动力线性有限元法。由于系泊系统是一个复杂的、非线性的、动态的和时变的系统，上述各种系泊系统计算方法均有许多不足之处。在这些算法中，或者忽略了系泊系统的三维效应：或者忽略了系泊系统的动力特性；或者忽略了系泊系统的时变特性；或者忽略了缆索的大变形运动。总之，如何更准确地模拟系泊系统的时变动力非线性效应是当前国内系泊计算急需解决的问题。肖越掣叫利用数值方法研究了锚泊浮体在风、浪、流联合作用下的运动响应和锚链线张力变化规律。采用的数学模型主要包括三维锚链线静力模型和浮体频域运动模型。在数值计算中，分别采用有限差分法和频域格林函数法求解三维锚链线静力模型和浮体频域运动模型得到锚泊系统的总体刚度和浮体的水动力参数，据此求解锚泊浮体运动方程，得到锚泊浮体的运动响应和锚链线上的张力变化。徐兴平【101，徐兴平和童英玉[11】，马汝建【12]分析了单点系泊系统在我国海洋石油开发中的应用。在其计算过程中引入如下假定条件：(1)假定浮筒和油轮为细长体，流体作用力通过Morison方程计算得到；(2)将系泊缆索简化为线性弹簧和质量点。谢炜和唐新铭1¨J采用一种适用于CALM系统的修正APII冲2P准静力方法分析由双浮体(油轮和浮筒)构成的CALM系统。该方法在系泊系统设计阶段可以给出令人满意的结果。黄剑和朱克强【14】针对目前半潜式平台常用的全索链和复合索链两种定位系统进行了静力计算和比较，重点推导了复合索链的计算公式，利用该公式可以计算带有任意多重块的复合链的状态参数。文中给出了复合链系4 第一章绪论泊下的半潜式平台的具体计算步骤，并将结果绘制成了图谱。余龙和谭家华Il5J针对移动式海洋平台锚泊系统通常用锚索或锚链等多种成分合成的锚泊线这一问题，基于准静定方法推导限定水深下多成分锚泊线悬链线方程，并考虑锚泊线组成成分的参数对锚泊系统回复力的影响，建立目标函数最小化的多成分锚泊线优化设计模型。采用遗传算法对南海2号锚泊系统的改造进行分析求解，得到有益的结论。黄祥鹿、陈小红、范菊、马巍等【1¨3】近年来系统地发展了一套二阶摄动理论分析方法。该方法将浮体的运动方程假设为线性，虑波浪干扰力以及锚泊系统所提供的力的非线性特性，在频域内进行摄动展开，采用Goodman．Lance法对锚泊线的一阶运动方程进行求解，将二阶运动方程改写成齐次方程和非齐次方程两部分，分别采用Goodman．Lance法和格林函数法求解。这一方法可以同时给出计入动态耦合的结构物慢漂运动和锚泊系统的载荷特性，并与大量、系统的试验结果验证和比较，证明了该方法的可靠性和实用性。周崇庆、文lJ-I-光和李天匀【24J采用该方法在频域内分析了风浪中锚泊渔船的锚链系泊张力。刘应中，缪国平和李谊乐掣25j采用准定常时间域方法分析了在风、浪、流联合作用下海上系泊系统的运动及动力特性。在每一时间步系泊力由准静态方法得到。得到船舶运动时历后，采用推广的三维集中质量法求得锚链的动力特性。在计算船舶的静水恢复力和Froude．Kryiov力时，计及了瞬时湿表面变化引起的非线性作用。李向犁26J采用时域切片法和经验公式计算浮体的时域运动响应和二阶平均漂移力。通过耦合悬链线法，得到系泊浮体的时域运动响应和缆索的系泊张力。聂孟喜、王旭升、王晓明和张琳【27】为解决海洋工程中系泊系统在风、浪、流联合作用下系泊力的计算问题，在时域内建立了一种计算防风水鼓系泊系统系泊力的方法。在分析波浪荷载时，使用了设计波法和非线性Stokes五阶波，并由经验公式求出了船舶的风、流作用力。由准静态方法计算了初始条件后，在忽略了锚链和水鼓动态效应对船舶运动的影响的条件下，求解了系泊力和船舶的运动时历。再由二维集中质量法建立了锚链和水鼓的数学模型，用Houbolt方法求解了锚链和水鼓的运动方程，并对系泊力进行了修正。模拟计算结果与经验公式计算结果吻合较好，且模拟计算的时域特征表现突出，建立的时域计算方法可用于防风水鼓系泊系统的系泊力计算。杜度、张宁、马骋和张纬康【28】129】应用时域仿真的方法研究了系泊系统的非线性动力学特性。以三阶操纵运动方程为基础，引入定常的风力、潮流作用力和二阶波浪力同时采用McKenna和wong经验公式计算系泊缆索张力，建立了系泊系统三自由度的运动微分方程。在此数学模型的基础上，建立了系泊系统的多自由度的计算机仿真模型。在风浪流联合作用的情形下，对一艘单点系泊油轮的动 第一章绪论力学行为进行了仿真研究。丁红岩等130]对筒型基础结构的沉放及其承载力方面进行了大量模型试验与现场试验研究工作。1．4半潜式柔性系泊系统简介柔性靠泊系统由两套相同的柔性靠泊结构组成。柔性靠泊结构主要包括通过连接杆连接为一体的四个浮筒和四个独立的筒型基础组成，每个筒型基础与对应的浮筒通过一根锚链连接，见图1．1。半潜式靠泊系统在船舶靠泊时是通过其靠泊平台的变位进行吸能的，见图1．2。筒型基础直径6．0m，高8．5m；浮简直径6．5m，高4．0m。每套柔性靠泊结构的其中两个浮筒前沿处各有一条立柱(①1200x50)，两条立柱的同一外侧均装有靠船件(采用半圆型(D型)橡胶护舷，型号D400×400×1500)，因此可称作靠船柱。在位状态浮筒位于水面以下2．3m(确切的说是位于最低潮位+二分之一半波高以下)，靠船柱伸出水面。柔性靠泊方案特点：1、相对于刚性靠泊，柔性系靠泊的靠泊力较小，系靠泊安全性提高，靠泊浮筒吸能量大，单个浮筒设计吸能700kN．m，实际吸能可以超过3000KN．m，而且反力较小，这是普通靠船结构无法达到的；2、由于上述原因，使结构及基础较小，投资费用较低，建造周期较短；3、可根据水深条件调节系泊链的长度，使柔性系靠泊装置可适应浅海水域不同水深条件，有利于重复使用；4、输油软管悬挂于钻井船与靠泊浮筒之间的索链下方，并跨过靠泊浮简上的油管托架上储油轮，无需输油旋转接头，输油安全可靠。该系泊系统是一个大的弹性系统，弹性的主要贡献者是水下浮筒。该系统的特点是：水下浮筒提供浮力，当浮筒同其他系泊构件连接好后，浮筒全部浸没在水下，它除了克服自身重力和水下系泊链及摩擦链重量外，还具有剩余的浮力，即净浮力。在系泊系统中，当系泊油轮受到外力作用而发生偏移时，该浮力可使系泊油轮返回原位置。也就是说，浮筒在系统中起弹性作用。浮筒的净浮力影响使得环境荷载不是一次作用在船上，船也不是一次偏移到最终位置。当船在外力作用下偏离原始位置时，浮筒的净浮力会抵抗外力的作用，将船往原始位置拉，因此，浮筒的净浮力可以使环境力缓慢的作用在系泊油轮上，在整个系统弹性中，净浮力的弹性占很大比例，故水下浮筒是整个系统弹性的主要贡献者。6 第一章绪论’特；墨耋毫i耋毫图1．1柔性靠泊平台结构图1．5本文的主要工作图1．2浮筒变位嗳能示意图半潜式靠泊平台上部为由立柱与浮筒组成的对称结构。通过对称布置的锚链与下部固定于海底的筒型基础结构相连，在中小海况下，由于浮筒净浮力的存在，锚链沿竖向绷紧，靠泊平台主要作平面内运动；在高海况下．靠泊平台可进行升沉、摇摆等平面外非线性运动。波浪作用下，上部结构形状以及浮筒净浮力的选取是决定靠泊平台整体刚度的关键因素，而整体刚度对半潜式靠泊平台的运动响应起决定性作用。本文的中心问题就是半潜式靠泊平台结构整体刚度的确定，其中要研究解决的问题主要包含3方面，即：ral通过试验探寻靠泊平台在静水中的固有周期；靠泊工况下船速、载况等因素对靠泊平台运动特性的影响规律；系泊工况下，水深、浮简净浮力等参数对靠泊平台运动特性的影响规律。(b1建立半潜式靠泊平台结构尺寸和浮筒净浮力与水动力系数的数学模型，并推导相关的运动方程。(c1分析半潜式靠泊平台护舷撞击力与位移的变化趋势与规律。关键技术路线：采用考虑锚链线各种受力并允许锚链弹性变形的计算模型，在频域内，通过对半潜式靠泊平台运动的耦合分析，计算锚泊潜体的运动与受力，采用数值方法计算锚链线模型。采用了半解析方法——特征函数展开和匹配渐进法，根据改进平面波法计算直立浮动圆柱的辐射速度势和多根直立浮动圆柱群的水动力系数；据此求解半潜式靠泊平台运动方程，得到半潜式靠泊平台的运动响应和锚链线上的张力变化。 第二章理论基础2．1概述2．1．1Laplace方程当流体假定为无粘性、无旋、不可压缩的理想流体时，V2①=0式中，①为流体的速度势。2．1．2Bernoulli方程满足Laplace方程【3l】：(2．1)在流体理想、无旋、不n-J压缩的1段定F，沉体满足Bernoulli方程：詈+抑2+参+gz=告亿2，式中，P。为大气压力。2．1．3线性势流理论假定流体理想、无旋、不可压缩，则速度势存在，且势函数①必须满足Laplace方程和自由表面边界条件以及物体表面、海底的边界条件和Sommerfeid的无穷远处的辐射条件【32】，即V2①(x，Y，z，f)=0(流场中处处满足)(2．3)娑：o(z=-d，海底条件)(2．4)墨孚+g挲：oo：o，线性化的自由表面条件)(2．5)Ot。Oz娑：圪(物面条件)(2．6)在无限远处还应满足适当的辐射条件：9m压f婺一腩①1-0(2．7)月-+*＼勰／、。式中，g为重力加速度。其中速度势西可以分解为入射波势、绕射波势和辐射波势的线性和。8 第二章理论基础2．1．4波浪力计算方法波周期(T)、波长(L)、波数(k)、波频((-))、波速(c)，它们的关系如下所示：T=2，r／(kc)k=2磊t／L缈=kc=2zt／TC=co／k(2．8)线形波的色散关系：国2=kgtanhkd(2．9)一下2波长的计算公式：L=等一tanhkd(2．10)Z万7,2当水深很大，d寸∞，F{a于tanhkd专1，则厶=}，式中，厶为深水波么7／"波长。相应地，有限水深波长可写为：三：厶tanhf拿竽1，对于给定波周期和、、L／水深，可用迭代方法求出相应的波长。作用在近海结构上的波浪力可用三类不同的方法进行计算【33]：(1)Morison方程；(2)Froude—Krylov理_论；(3)绕射理论。Morison方程假定，作用力是由惯性力和阻力线性加在一起组成的，所含惯性系数和阻力系数必须由试验确定。当阻力占主要地位时，Morison方程是适用的，结构特征尺度与波长相比较是小量时，通常就属于这种情形。当阻力很小，惯性力占统治地位，而且结构特征尺度相对较小时，可用Froude．Krylov理论。该理论利用入射波压力在结构表面受压面积上积分计算波浪力。方便之处在于，对某些对称物体，波浪力用预定形式得出，波浪力系数一般容易确定。当结构尺度与波长可比拟时，可以认为，结构的存在将改变结构附近的波浪场，这时，波浪受结构表面的绕射影响有必要记入，这就是通常所说的绕射理论。三种方法的适用范围见图2．1。其中H为波高，D为结构的特征尺度(例如垂直圆柱体的直径)，L为波长。卜，-3·O‘破惯性绕射1—0．10．20．3【／'-图2．1三种波浪力计算方法的适用范围9限极波性力惯+阻，_0O2l 第二章理论基础2．2数学模型2．2．1靠泊平台运动模型为了便于表示和计算分析浮体在波浪上的运动，采用如图2-2所示的坐标系统。在图中引入两个坐标系统：参考坐标系统O’-x’Y’z，和随体坐标系统f动坐标系)O-xyz。在o’-x’Y’z’中，坐标面0’x’Y’位于静水面．O’x，轴指向船艏和浮体运动方向，O’Y’轴垂直水面向上；而在O-xyz中，坐标系统固定于浮体上并与浮体一起运动，坐标面Oxy位于静水面，ox轴指向船艏，oy轴垂直水面向上。浮体在波浪中受到各种外载荷共同作用从而引起浮体的运动，根据准静态结构分析的原理，当假定浮体处于瞬态静止时，作用在浮体上的外力不是一个平衡力系，其不平衡力则由浮体运动加速度引起的浮体惯性力来平衡。浮体所受的～阶波浪力、回复浮力、惯性力和锚泊力是相互联系并随时间变化的，需要通过求解运动平衡方程得到Ⅲ+a+戤=‘(2．11)其中：【M】为附加质量矩阵；【c】为阻尼系数矩阵；【K】为恢复力系数矩阵；(j}，{±)。{J)分别为广义加速度列阵、广义速度列阵、广义位移列阵；【Fw】为波浪力。2．2．2锚链线模型．，=■L———r=-．j=硝QI二=二t‘．望箜手；，’=≥‘1=，＼。参——l，1＼＼。，2图2-2靠泊平台运动坐标示意图在锚泊系统的计算中，引入如图2．3所示的两个坐标系：总体坐标系和局部坐标系㈨川。 第二章理论基础hI·Uu·u图2-3锚泊系统坐标系统示意图在图2．3中，总体坐标系O．xyz为右手笛卡儿坐标系，其坐标原点O位于锚点，相应的速度分量分别为u，v，W。而局部坐标系O．tbn的坐标原点位于锚链线上的任意一点，t轴指向锚链线在该点的切线方向，n轴为锚链线在该点的法线方向，b轴为锚链线在该点的次法线方向，相应的速度分量分别为U，V，w。分析锚链线上的各种受力，根据牛顿第二定律，得出锚链线的静力模型如下：彬eosot+F(1+∈)一Tou／as=0(2．12)一彬sinot+G(1+e)+c3T／Os=o(2．13)H(I+∈)+Tcosaoo／c3s=0(2．14)叫cgs=(1+e)cosctcos0(2．15)却|aS=(1+∈)sinotQ．16)az|aS=(1+∈)cosasin0Q．17)∈=T／AE(2．18)其中，∈为锚链线单位长度应变；H为b方向上锚链受到的流体力；F为n方向上锚链受到的流体力；G为t方向上锚链受到的流体力；Q为锚链线沿长度方向上的倾角；0为锚链线与X轴的夹角；T为锚链线上的张力。式(2．12)-(2．17)具有六个未知量：Ⅱ，0，T，X，Y，z，方程的个数也为六个，所以由式(2．12)-(2．17)组成的方程组是封闭的。为了定解该方程组，必须增加适当的边界条件：锚链线下点边界条件：x=Y=z=0(2．19) 第二章理论基础锚链线上点边界条件(s=1)：x=xbY-y6z=气式中：％，Y。，乙为浮体在系泊点处的位移矢量。2．2．3锚链线模型计算(2．20)刀J计算镭链线I-阴叟刀，将连绥的锸链线隅敢如图2-4所不。将锚链线连续模型(式(2．12)-(2．17))采用中心差分格式离散成锚链线差分模型(式(2．21)-(2．27))㈣㈣‘231。wccos(等)堋㈦一z(紫)=。㈣-WcSin(警扣№『)+等=o(2．22)T／cosGt(警卜c，屿剐亿23，等-(1屿)COS(XtCOSB(2．24)等=(I+Ei)Si吣(2．25)1Zi+1矿一Zt=(1+∈，)COS仅tSinoi(2．26)ZEi2i_L(2．27)E；彳j、701X图2．4锚链线离散示意图如图2-4所示，锚链线被分为n段、n+1个节点，根据式(2．21)～(2．26)，有6n+6个变量，6r1个方程，因而必须增加6个附加方程才能使方程组封闭。根据12 第二章理论基础边界条件得到如下6个附加条件：xo=Yo=zo=0；‘=xb，只=Yb，Zn=乙(2．28)2．2．4锚泊平台运动模型锚泊浮体的运动模型为^及+C毙+五X=E+Fm(2．29)其中：[M】为附加质量矩阵；[C】为阻尼系数矩阵；[K]为恢复力系数矩阵；{j)，{文)，{工)分别为广义加速度列阵、广义速度列阵、广义位移列阵；[Fw】为波浪力：[Fm】为锚泊力。2．2．5锚链平台系统耦合计算在计算锚泊浮体运动时，首先，根据式(2．11)计算浮体在自由状态时的位移量：其次，由浮体在自由状态时的位移量，根据式(2．12)～(2．17)计算锚链中的张力；第三步，在考虑锚泊力的情况下，计算式(2．29)，可得到浮体的位移量，本次得到的位移量为考虑了锚泊系统后的位移量；第四步，根据第三步得到的位移量，采用式(2．12)～(2．17)，计算锚链中的张力；第五步，重复第三步和第四步，直到前一步的浮体位移量与后一次的浮体位移量在工程误差许可的范围内，则结束循环。对于锚泊系统的要求是在保证锚链不破裂的情况下，锚泊浮体的位移量越小越好。基于这一原则，如果在结束循环后，发现锚链并没有破裂时，可考虑增加锚链的预张力，再次计算上述的第一步到第五步。依此反复，直到锚链发生断裂。取最后一次锚链没破裂时的预张力为设计预张力。如果在计算上述的第一步到第五步时，锚链发生断裂，可以考虑改变工作海况或改变锚链型号和直径，再次计算，直到满足要求。2．3水动力系数计算平台在波浪场中，波浪与结构之间的相互作用问题可分解为绕射问题和辐射问题分别进行研究。辐射问题，实际上是求辐射载荷。其定义是：当结构以一定模态作微幅振荡运动时，在稳定的流场中产生一个向外辐射的波浪场，结构会受到这种辐射波的作用。求解这些作用力的问题就称为辐射问题。从辐射载荷的定义可知，它是由结构在某一方向上作某种模态的微幅振荡运动而引起的，所以这些载荷与结构的运动模态之间存在着对应关系。～般是将辐 第二章理论基础射波载荷与对应的结构运动的加速度和速度分离，进而得到与加速度、速度有关的辐射载荷作用系数，分别称为结构的附加质量系数和附加阻尼系数，它们统称为结构的水动力系数。在研究平台的运动响应时，波浪作用力和水动力系数都是必须知道的【35]。2．3．1基本假设和坐标系引入波浪场中流体不可压、无粘性、均匀的理想流体假设，并认为场中运动处处无旋即有势，可采用势流理论处理辐射问题。有一定运动模态的靠泊平台位于水深为d的波浪场中，由N个柱体构成的靠泊平台吃水h、半径为a，平台结构简图如图2．2，建立坐标系统如图2．5，xoy平面位于静止的自由表面上，OZ轴垂直向上，原点O位于静止自由表面上任一点，令单个柱体圆心oj的坐标为(Xoj，Yoj，z)(j=l，2，⋯，N)，以此点为原点可建立第i柱局部坐标系ojrj0：，这样第k个柱体中一t∑'ok在j柱局部柱坐标系中坐标可记为(Rik，aik，z)0，k=l，2，⋯，N)，其中，Rik为柱间距。图2-5柱群坐标系图2-6柱体流域划分假设柱群中第i个柱体的原点oi具有在某一频率∞上六个自由度小振幅周期运动的速度矢量为巧={K，，砭J，巧，，K，，以』，圪，}P1州(2．30)考虑柱群中任一浮动圆柱j0=i，2---N)，其流域划分如图2-6，由于几何轴对称性，第六个运动模态即首摇运动不产生辐射速度势记为西?(p=l，2，⋯5)。在不同流场区域内，对应有如下的控制方程和边界条件：V20(x，Y，z，t)=0(流场中处处满足)‘(2．31)娑：0(z=-d，海底条件)(2．32)OZ窖+g娑：0(z：0，线性化的自由表面条件)(2．33) 第二章理论基础对浸没水中柱体表面还应满足以下条件：考5[铲％一圪jasine／lco哆+[肾V圪]acosoj']sin。，(rj=a,-h≤Z≤01詈吨吨≯鸣岷俨哦无限远处应满足适当辐射条件：q挲Or讽①卜⋯I式中：j=1，⋯，N；∞为振荡圆频率5的正根。2．3．2流场速度势的求解(0≤，≤a，z=-h)(2．34)(2．35)(2．36)l(o为波数，是色散关系方程∞2／g=kotanhkod对孤立的直立浮式圆柱速度势的求解采用了半解析方法一特征函数展开和匹配渐进法[35--40】。考虑一个静止的孤立浮式圆柱j，其坐标系和流域划分可参见图2．5和图2-6，即将整个流场划分为两部分：1．内域1，指位于直立浮动圆柱底部以下同直径的柱状水域；2．外域2，指除去内域的柱体以外的无限水域。若将内、外域中相应的空间辐射速度势分别记为①：，①是，由分离变量法将流场速度势中；(r，，矽，，z)(，=1，2)展成以不同特征函数展开的无穷级数形式，其级数展开形式可统一记为①多(，：『，g，z)=f／q饬p(0，z)cos丫(嘭，一xp)P1州(2．37)式中：l=1，2；p=l，2，⋯，5；)cl=)c3=X5，也=如=rd2∥=K尸；∥=K／口；刀=圪／(d一办)；∥=Z4，(d一办)2；∥=以，(d一五)2内外域相应的特征函数甲：、甲墨具有以下统一形式rf，rtTtr、晰咖㈡7+喜Ap溜cos(掣卜亿38，’Ld一厅／恍棚=Bff。H且；(他ko^ra!)Zo∽+瞎糌∽，(2．39)其中，IT(x)、HT、KT分别为第一类修正的丫阶Bessel函数、第一类修正的丫阶Hankeli垂l数和第二类丫阶修正的Besseli函数；当p=3时，7=0，其余7=1；l(q为本特征值，是方程舒+gkqtgkqd=O的正根(q≥1)；zq(z)为在区间[·d，0】正交化的函数，定义为： 第二章理论基础2rocz，=ii；《耋主器g=。；z，cz，=iF；笔豪器g≥·c2．4。，令钙为对应不同模态的外域辐射波速度势定解条件的非齐次边界条件的特解，．-3以分别证明得到相应的特解为夸岫；忙2(d-l_-h)一"卜)2．纠；衅=譬=南卜)2-爿(2．41)式(2．38)中令，：口利用c。s『，掣]的正交性，可确定系数彳：，式(2．39)对r＼“一Ⅳ／取偏微分，亦令Fa利用Zq(z)的正交性，可确定复系数B品。群=击甄晔(。翔一哗(。栩]I，：，。c。s竺箬≯出(刀=0，l，2，⋯)(2．42)暌=古j掣∽(z)出(g-0，1，2，⋯)(2．43)考虑另一个柱体k，具有相同半径a，其至IJj柱的距离为Rjk，此时将第j柱发出的绕射波变换到k柱的局部坐标系q％酿z下，采用Bessel函数的加法公式，由于靠泊平台各立柱满足大间距条件，故可以将耗散波成分忽略不计，经一系列数学推导，可以得到在第k柱局部柱坐标系下由第j柱发出的辐射波速度势为：嘭=∥ISp(Rjk，％)P毗一‰咆)+Dp(rk，够)Icoshko(z+d)P一硝(2．44)在上式中，0(月弦，d肚)代表等效平面波幅。41”21，简记为瞄，其表达式为：翳=Sp(Rjk，啄)=磋铬∥cos7(％一砟)Dp(％，够)代表非平面修正项，简记为D；喵2纬(吆，皖)2去【-瞄喜(一f)f．f2．Jl(‰。)c。sf(‰一ok)一嘭∑q(一f)7．f．J小。o)sinf(％一叫I其中，蜀为Newman常数j且岛；1，毛=2(，≥1)；彤=乙(和业)=％删Ⅳ0^1∥siny(旷名)；No=[1+sinh2kod／2kod]．／2；这样，由柱群中第／柱的P模态运动发出的辐射波在第七柱作为入射波，其速度势，吖：乃．I喵+主，C叼p．P一如略cos(町以’1．c。sh‰(z+d)．e一耐(2．45)16 第二章理论基础其中，平面波幅，瞄包含两部分；在第z柱周围流域由第／柱p模态运动引起的辐射波；由其它柱的辐射波在，柱产生的绕射波在第k柱周围流域作为入射波的等效平面波幅，这样得到／喵=岛·瞄(％)+∑，q·睨(％，)(2．46)式中：工后=·，2，⋯，Ⅳ且．，≠尼；岛为心。necker常数，且岛={：)占二宕：％，(口力代表由第q柱(g≠，)方向以单位波幅入射的平面波在第，柱引起的绕射波，在第k柱作为入射波的波幅。由式(2．46)，即可确定未知的等效平面波幅／c蛋。为了确定％(a。，)，在第，柱的局部坐标系O,r,O,z下，波幅为A、圆频率为彩，由q柱方向入射的平面行进波的速度势①：(巧，q，z，f)应为①／。=曼丝÷警·薹岛／”“J。(‰巧)c。s聊(易一％，)·P一耐(2．47)相应的绕射波速度势西0(‘，岛，z，f)应在流域内处处满足Laplace方程，且同时满足线性自由表面条件、物面条件、海底条件和适当的无穷远处辐射条件。同样，在不同流域，绕射波速度势①{(巧，曰，z，f)应展开为不同的特征函数的无穷级数形式。由于柱间相互水动力作用发生在所有柱体的外域，故只考虑其外域解①：(rt,易，z，t)，并由于采用大间距假设而忽略其耗散波成分，即有屹“蜘)也CO薹叫。粉水)cos埘(19I鸣)e嘲(2．48)进一步，由Bessel函数的加法公式将其变换到第k柱的局部坐标系q％皖z下，得到毗眦小引弘端薹‰(㈣·J，(‰％)·[cos(岛一％)cosm(谚一qt)(2．49)-sin(O，一％)sinm(Ot一％☆)】}．P嘲由第一类Hankel函数的渐进性质和大间距假设，有心+；(‰心)≈一厂5[·+警p畸’亿5。，这样，在k柱附近由，柱发出的绕射波速度势可记为①名：罢％(％，)e-ikor女cos(巩f{]cosh‰(州)e枷其中：17(2．51) 第二章理论基础％，(％，)=(峨3圭黯·[·+掣卜c⋯，)哌，(aqt=-icoshkod·U盯(口。，)(2．52)这样，式(2．45)就构成了以／喏为未知数的一组N(N一1)阶的线性代数方程组，其中，尼，，=l，2，⋯，Ⅳ且Jj}≠，对每一个固定的P、J组合，可以求得该未知数，瞄。由上述推导和分析可知，，第j柱以P模态小幅振荡运动引起的流场运动，造成其他N．1柱产生了辐射和绕射效应，在第k柱产生的流场总入射波速度势即为式(2．44)所示。最后得到其内外域的绕射波速度势分别为：船∥州bcos如训+蚓NI-m=O丢％(训I1，，≠七l厶＼“／l墓糖㈤啷商．赢了Qj3’膨叫一如。咎m=Ol'g"魄(搿]亿54，洲+喜磁黯㈩旧m)}，曙(m)2．，qc。sm(皖一％)+瓦≥’[朋2c。s聊(皖一‰)鄙(2．55)+2msinm(0,一％)磁]2．3．3柱群水动力系数计算对于第j柱以p运动模态的周期性小振幅振荡运动，将引起整个柱群周围流场中的流体运动，即有辐射波外传作用。该辐射波对运动柱体和其他柱体均会产生辐射波浪载荷作用力和力矩。根据其相位的不同可将辐射波的作用力和力矩分解为对应于各个柱体不同模态的振荡运动加速度和速度的分量，并分别称为附加质量力和附加阻尼力。再将这些力和力矩分别与相应的振荡运动加速度和速度分离，就得到与柱体振荡频率国相关的系数，对应地分别称为附加质量系数、附加阻尼系数，统称为水动力系数135|。一旦流场辐射波速度势①?，亦即内外域速度势i吖(，j}，ok，z，f)(，=l，2)确定，则由伯努利方程可确定流场中任一点的动压力，形或，P瘩(rk，瞑，z，f)(，=l，2)，忽略静水压力项pgz，可得 第二章理论基础胪一户等(2．56)在式(2．56)qb，当，=l时，令z=一h；当，=2时，令厂=a，沿k柱湿表面￡积分，可分别得到第j柱的第P模态的辐射波对其第q模态的作用力和力矩。定义，甲为第j柱以第P模态作微幅振荡运动产生的辐射波对第k柱第q模态方向的波浪作用力；jM尸为第j柱以第P模态作微幅振荡运动产生的辐射波对第k柱第q模态方向的波浪力矩。这样，辐射波力，甲和辐射波力矩，M尸分别为／FF=JJ，Ⅳ‘FlqdS(q=l，2，3)I，^，尸：打，pf．(厅。×％)ds(g：4，5)f‘2·57’sJ式中以。_k柱的单位内法线矢量；‘一k柱表面任一点至力矩作用点的矢径；￡——k柱的湿表面。将辐射波力，甲和辐射波力矩，M尸与相应的振荡运动加速度和速度分离，则得到附加质量系数4∥、附加阻尼系数，B∥与它们的关系式为，甲一／带’衫--y卵‘“；(P=l，2，3；q=1，2，3)(2．58)，岬=一f筚·打?一，掣·“?(P=l，2，⋯5；g=4，6或P=4，5；q=l，2，3)(2．59)进一步，可以将附加质量系数，彳∥、附加阻尼系数，B∥表示如下：胪峨阴，即__Re㈠FJFk胛-]，Ay=-Re嘲，By=-Re嘲将式(2．55)代入式(2．56)、(P=1，2，3；q=1，2，3)(P=1，2，⋯5；g=4，5勒=4，5；q=1，2，31(2．60)(2．61)式(2．57)，相应的流场速度势可由式(2．53)、(2．54)给出，jFP或jM誓=6q·zqp+M警·rqfjkp=q或p+q=6、jFP或jM}一_1uqkP·rq·fjLP车q、式中磊——克罗内克常数；(2．62)(2．63)％——柱群中某一单柱由第p模态的强迫振荡运动引起第q模态上的水动力作用力或力矩；‘——单柱在式(2．52)给出的入射波作用下的散射效应引起的第g模态的19 第二章理论基础作用力或力矩；M尹——水动力相互作用系数。朋y对应个唰的P，q组合，有M∥=，磊。t，％c。s％+石lit．0薏[＆(工)c。s％一2习，=1．，≠々I儿々，M：2，磊。1，吒c。s％+瓦七[霸(工)c。s％一2巧2，=I，，≠^I‘“o““M：3，磊。t，哦cos％+石11。．0南ffkkl[《(工)c。s％]}，=1．，≠七IJ—I(石)(x)sin口lksin晓‰M：42，互。t，Gc。s‰+五≥[品(工)c。s％一2巧(x)sin％]}M：5=，互。t，岛cos％+瓦≥[磁(工)c。s％一2巧(x)sin％]}M：2=，磊。t，岛sin％+五笔[霸(工)sin％+2巧(x)c。s％]}M；3，互。t，吒sin％+瓦三[岛(工)sin％]}M；42，磊。t，岛Sin％+赢三[岛(x)sin％+2刀@COs％]}M；52，磊。t，Gsin％+五≥[硝(x)sin％+2巧(z)c。s％]}孵3：∑N，四，M：。：∑N，《，M。3s：∑N，嚷I=1．，≠^I=1．，≠tI=1．I≠kMr=M；4，M：5：M。2．5，M。5，5：M：5(2．64)f2．65)(2．66)(2．67)(2．68)(2．69)(2．70)(2．71)(2．72)(2．73)(2．74)由上面各式可知，柱群水动力相互作用并不是发生在所有的P，q运动模态组合之中。同样，由于柱群的几何对称性，对第k柱来说，其附加质量系数矩阵，筚、附加阻尼系数，筚亦是对称的稀疏实数矩阵。经过数学推导可以得到对应各个不同运动模态的附加质量系数、附加阻尼系数的具体解析表达式。为了便于分析和比较，将相应的各个质量系数，彳∥、附加阻尼系数，曰∥无因次化。定义：∥2为第J柱以第P模态作微幅振荡运动产生的辐射波对第k柱单位长度上的第q模态的无因次化附加质量系数；A2置为第J柱以第P模态作微幅振荡运动产生的辐射波对第k柱单位长度上的第q模态的无因次化附加阻尼系数。这样，无因次化后k柱单位长度上水动力参数∥2和兄2分别为 第二章理论基础IJ筚-研_(p，q=l，2，3)聩={／舻·m～订1(P=1，2，3；q=4，5)【，矽‘聊～．口-2(p，q=4，5)九毳=(2．75)J妒·m一(p，q=l，2，3)，妒·聊～·口一(P=1，2，3；q=4，5)(2．76)／掣·研～·口。2(p，q--4，5)式中：m——单柱的排水质量，m=缈口2h。为了求得整个柱群的水动力参数，将各个单柱的∥舅和旯窘求和，得力朋=∑∑馏I户㈨。1}(2．77)NN、7∥％∑∑麟I／。lk=lJ其中：P，q=l，2，3，4，5，分别对应于纵荡、横荡、垂荡、横摇、纵摇这5个运动模态。2．4频谱分析2．4．1快速傅立叶变换(FFT)快速傅里叶变换(FFT)并不是一种新的变换，而是一种快速算法。由于有限长序列在其频域也可离散化为有限长序Y0(DFT)，因此离散傅里叶变换(DFT)在数字信号处理中是非常有用的，例如在信号的频谱分析、系统的分析、设计和实现中都会用到DFT的计算。但是，在相当长的时间里，由于DFT的计算量太大，即使采用计算机也很难对问题进行实时处理，所以并没有得到真正的运用。直到1965年首次发现了DFT运算的一种快速算法后，情况才发生了根本的变化。人们开始认识到DFT运算的一些内在规律，从而很快地一套高速有效的运算方法问世了，这就是人们普遍称之为快速傅里叶变换(FFT)的算法。FFT出现后使DFT的运算大大简化，运算时间一般可缩短一二个数量级之多，从而使DFT的运算在实际中得到了广泛的应用。2．4．2利用FFT分析时域连续信号频谱DFT的重要应用之一是对时域连续信号的频谱进行分析。所谓频谱分析就是(求信号的傅里叶变化)计算信号各个频率分量的幅值、相位和功率。经典的频谱分析是利用FFT来实现的。 第二章理论基础谱线间距，的最小间距。t，=NT又称频谱分辨率(单位：Hz)，所谓频谱分辨率是指可分辨两频率F：五：上：上NNTtp(2．78)其中，T为采样时间间隔(单位：s)、fs为采样频率(单位：Hz)、F为谱线间距(单位：Uz)、N为频率点个数、tp为截取连续时间信号的样本长度(又称记录长度，单位：S)在实际应用中，要根据信号最高频率fk和频谱分辨率F的要求来确定T、tp和N的大小。1)由采样定理，为保证采样信号不失真，Z≥2f,；即应使采样周期T满足T≤1／(2以)(2．79)2)由频谱分辨率F和T确定NⅣ；五：上FFT为了使用FFT运算，这里N为2的幂次即N=2”。率好，但会增加样本记录时fgJt。。3)由N，T确定最小记录长度tp=NT2．4．3利用FFT进行信号消噪(2．80)由上式可知，N越大分辨(2．81)假设信号在传输过程中受到噪声的干扰，则在接收端得到的信号将难以辨识。用FFT方法消噪就是对含噪声的频谱进行处理，将噪声所在频段的X(k)值全部置零后，再对处理后的X(k)进行离散傅里叶逆变换(IFFT)口-5得到原信号的近似结果。这种方法要求噪声与原信号的频谱不在同一频段，否则将很难处理。在时域上杂乱无章含有噪音的信号，通过快速博里叶变换，可以得到很清晰的频谱分布图，从而揭示未知信号的成分并了解组成它的主要信号的频率大小，为进一步的分析提供必要的基础。 第三章模型试验3．1试验目的1．完成在靠泊工况下靠泊浮筒受力和位移的试验分析；2．完成在位工况下靠泊浮筒受力和位移的试验分析。3．2试验设备本试验在天津港湾研究所波浪港池中进行。试验水池尺寸：长40m、宽1lm、深1m，可模拟最大水深40m，模型试验在水池长度方向22m处进行，水池尺寸以及平台结构的布置满足中华人民共和国交通部发布的《波浪模型试验规程》。消波段3．3量测仪器{lr|||毫图3—1港池平面布置图试验中波高采用电容式波高仪测量，由计算机控制采集和分析测量结果。，半潜式靠泊平台运动量采用北京波谱世纪科技发展有限公司生产的加速度和位移测量仪测量，同时量测平台的横移、纵移和升沉三个方向的加速度及纵移，通过计算机采集和处理。缆绳力和船舶撞击能量分别采用天津水运科学研究所研制的缆绳力传感器 第三章模型试验和护舷传感器测量，并通过该所研制的2000型水工数据采集系统，所有数据利用计算机进行处理和统计，主要试验仪器如图3．2～圈3．13所示。萄3-6护舷力传感器国3．7系缆力传感器 第三章模型试验图3．11加速度、位移采集系统!品簿．㈡‘—一呈窜垂蔓。’一一～图3．】2锚链、护般、缆力数据采集系统图3一13遣渡机3．4相似准则在港口工程中，诸多工程技术问题需要通过水工物理模型试验解决。模型试验可以比较准确地演示各种海洋环境条件，直接获得特定的复杂环境条件下工程建设所需的有关数据和设计参数。由于受场地、设备等客观条件的限制，模型需要缩小几十倍，从而产生模型与原型的相似问鹿。而流动相似原理是模型试验研究的理论基础，流动相似原理包括几何相似、运动相似和动力相似【43]1州。几何相似指模型的边界形状与原型的边界形状相似，这要求两个流动系统所 第三章模型试验对应的长度成一定比例。运动相似是指在满足几何相似的两个流动系统中，对应质点的运动状态和运动轨迹是几何相似的，并且通过对应位移所用的时间也成固定的比例，这样对应点处的速度向量和加速度向量相互平行，且大小成一定比例。动力相似是指在几何相似和运动相似的两个流动系统中对应点处作用着同样的力，这些力方向相同，大小成一定的比例。在船舶模型试验中，涉及的主要相似准则包括：(1)重力相似准则_V2：Fr(3．1)三、或写为：㈢=吼(3．2)式中，Fr称为重力相似准数或弗劳德数(FroudeNumber)，它是无因次数；V为速度：g为重力加速度；L为几何长度；下标“S”和“m”分别表示属于实船和船模的物理量。确定模型的大小及其它实验条件的依据是：保证影响流动的主要相似准则及由边界条件和初始条件推导而得的相似准则相等，从而使模型流动与原型流动相似。通常，原型和模型都是处在重力场中，故重力加速度相同，则由式(3．2)可得乃2=兄(其中五为模型线形缩尺比)，由此可得重力相似条件下：速度比尺乃=旯l／2(3．3)若原型和模型采用相同的流体，则有五。=l，此时，力和质量比尺相同，即力和质量比尺砧=乃=∥(3．4)(2)惯性力相似准则一VT：Stf3．5)或写为：(孚)。=(a(3．6)式中，St称为斯托哈数(StroutalNumber)，V、L、T分别为速度、几何长度及周期，下标“S"和“m”分别表示属于实船和船模的物理量。根据上述相似法则，模型与原型各种物理量之间的转换关系如表3．1所示。26 第三章模型试验表3．1模型与实船各物理量之间的转换关系(3)弹性力相似准则co：半(3．7)L式中，e称为弹性力相似准数或柯西数；V为速度；P为密度；E为弹性模量。柯西准则主要用来模拟缆绳和护舷的受力情况。通常情况下，缆绳和护舷的模拟并不直接采用(3．7)式，而是依据重力相似准则，使得原型与模型的受力一变形关系相似。3．5模型设计试验严格遵循《港口工程技术规范》及《波浪模型试验规程》等相关规定，采用正态模型，按重力相似设计，模型比尺为l：40。对橡胶护舷和缆绳等非刚性构件还考虑了弹性变形相似。(1)柔性靠泊平台模型原型与模型结构的主要轮廓尺寸见表3．2，3．3。模型结构如图3．14所示。原型结构、1：40模型结构自重分别为：270t、4．219kg。表3．2原型结构尺寸27 第三章模型试验0)柔性靠、系泊平台模型m)平台模型与船模整体囤巨314柔性靠、系泊平台模型和平台模型与船模整体图图3-15备测试参数布置图(2)橡胶护舷模型橡胶护舷接几何比尺1：40制作，在保证护舷外形相似条件下，通过调整橡胶成分和护舷筒体壁厚使护舷的力学性能曲线与原型相似。每个靠泊平台上布置两个护舷。(3)缆绳和锚链模型缆绳模型应与原型的拉力—伸长关系曲线相似．由于没有实测原型资料，按 第三章模型试验《波浪模型试验规程》，采用下式确定模型缆绳拉力一伸长关系：L：—Cg—d／_(-AS／S)(3．8)11,式中，乙为模型缆绳拉力洲)；o为原型缆绳弹性系数；其中尼龙缆：G=1．540x104MPa：dp为原型缆绳直径(m)；as／s为原型缆绳相对伸长，s为原型缆绳初始长度：n为指数，尼龙缆可取n=3，钢缆可取n=3／2：五为模型比尺。缆绳模拟采用基本无弹性的尼龙线与多级弹簧钢片的组合体模拟，通过改变弹簧钢片的长度来模拟不同的拉力一伸长曲线，以达到拉力一伸长相似。同时，缆绳的长度、系缆位置及系缆角度也与原型相似。本试验中舶缆和艉缆各4根，艏横缆、艏倒缆、艉横缆和艉倒缆分别为2根。计算模型缆绳重量：模型采用的缆绳为直径120mm的尼龙绳，固浮码头，模型较小。如果采用组合锯条弹簧片是平行的，所以采用单根尼龙绳，其可作为弹性缆绳的模拟。(--)1：40比尺的模型缆绳直径l：40比尺：o．=12‰=3ram(--)1：40比尺的模型缆绳重量按照中华人民共和国交通部发布的《波浪模型试验规程》计算模型缆绳质量，其公式为：形：Cp钐(3．9)其中W一一模型缆绳单位长度的质量(k％)；C。一一空气中，原型缆绳的质量比例系数；尼龙绳：Cp=670乡／mz．m1。d。一一原型缆绳的直径(m)5A一一模型比尺；比尺为1：40模型的缆绳质量形=670x0．1钐oz=6．03％；．锚链直径21mm；长度91mm；宽度84mm；高度25ram；重量155kg／m。(4)船舶模型，．试验船舶为10000吨级穿梭油轮船(设计船型资料见表3．4)。船舶模型采用木制船模，与原型保持几何相似。对船舶的不同载重状况分别采用铅制砝码压载配重，并经船舶专业研究单位的仪器测试，使船舶模型满足吃水、重量、重心位置、质量惯性矩和自振周期等与原型相似。29 第三章模型试验表3—4船舶试验参数(5)波浪模拟波浪模拟满足重力相似条件，在波浪试验前，将特征波要素输入计算机，控制造波机产生相应的规则波和不规则波序列，使之在模型放置处满足所要求的波要素。试验采用间歇式生波方式，以消除造波机的多次反射，本次试验规则波生波时间约为30-45秒，待水面基本平静后再继续造波试验：不规则波每组波列的持续时间约为3．0分钟，波数约为25个左右，然后停机，待水面平静后继续下一组试验。规则波：2m(6s)，所取数据均取自渤海水域资料。试验水池规则波：波高0．025m，周期0．791S。(6)靠船速度模拟原型：10链；7链：4链：模型：10链(0．081m／s)；7链(0．057m／s)；4链(0．033m／s)。(7)水深和诤浮力水深：原型25m；1：40模型625mm；净浮力：原型300t；1：40模型4．688kg。 第三章模型试验3．6试验组次安排与试验方法3．6．1试验组次安排1)试验测试内容1．无波浪柔性靠泊试验，考虑因子：船速、满／空载；测试参数：撞击力(4)、加速度(6)、水平位移(2)、锚链(4)；2．波浪作用下柔性在位系泊试验，考虑因子：满／空载、波浪、波向角；测试参数：撞击力(4)、加速度(6)、水平位移(2)、锚链(4)、系缆(8)。2)试验组次安排无波浪柔性靠泊试验表3-5靠泊设计组合表(船速影响)满载／空载波浪作用下柔性靠泊试验表3-6靠泊设计组合表(船速影响)90。 第三章模型试验波浪作用下柔性在位系泊试验表3—7在位系泊设计组合表(水深影响)9003．6．2试验方法在本试验中，两个三自由度的加速度传感器分别布置在两个靠泊平台的靠船柱顶端，用于测量靠泊平台在船舶撞击作用下的横荡、纵荡、垂荡三个运动方向上的加速度。八个拉力传感器分别安装在锚链与筒形基础的连接处，用于测量锚链在靠(系)泊状态下的张力；八个拉力传感器分别安装在八根系泊缆绳系缆桩端，用于测量靠泊船舶在波浪作用下各系泊缆绳所受的张力。当试验模型正确布置在水池中规定的位置，所有测量仪器安装于正确的位置并接至采集系统的相应记录通道后，对数据采零，待水面稳定后，由造波机制造所要求的规则波，当规则波作用于模型时开始测量所需要的各种数据。所有的测量数据以采样速度每秒30次记录在计算机中，模．数信号转换由16bits的A／D转换器处理。每个试验的测量时间不少于20秒，以便获得足够的数据进行分析。32 第四章靠泊平台运动特性试验分析柔性靠泊平台在油轮靠泊的工况下，锚链可能出现极限荷载，故模型试验考虑了无波浪靠泊及波浪作用下靠泊两种工况组合下，船速对靠泊平台刚度的影响。在系泊工况下，进行了水深、净浮力等因素影响下的模型试验。试验数据通过频谱分析，matlab绘图软件处理。4．1半潜式靠泊平台固有周期分析施加一个扰动在靠泊平台上，结构将偏离静平衡位置，当干扰消失后，由于结构的弹性影响，平台将在静平衡位置附近作往返运动。这种在运动过程中不受外界干扰力作用，而由初始干扰(初始位移、初始速度或两者共同作用)所引起的振动称为自由振动或固有振动。每经过一段时间T后，质点又重复原来的运动情况，此时T称为结构的固有周期145|。靠泊平台的固有周期通过试验方法确定，对靠泊平台施加一个沿着X方向的初始位移使其自由振动，由于阻尼的存在，其振幅将慢慢衰减直到恢复静止。在这个过程中，用加速度传感器和数据采集仪记录下平台的自振加速度。首先估计一下平台的运动周期，确定平台自振的频率范围。然后应用能量法进行频谱分析，即在一定的频率范围内分析平台自振频率的能量变化。从而找到最大能量处对应的频率值，即平台运动过程中出现的最大频率。此时的频率就是靠泊平台自振频率的精确值，对应的周期就是靠泊平台的固有周期。捆霉(●位：Hz)(a)横荡干扰下横荡频谱(b)横摇干扰下横荡频谱图4—1靠泊平台横荡方向上的频谱图 第四章靠泊平台运动特性试验分析从图4．1可以看出在横荡和横摇两种干扰形式下，靠泊平台的横荡方向上的自振周期均为2．5秒，根据模型相似理论Z=乙名1／2转换为原型，则靠泊平台的周期应为15．8秒。常见海浪的波周期都集中在T=7～12s，因此，靠泊平台横荡方向上的运动固有周期能够避开波能集中的常见海浪的频域范围。4．2半潜式靠泊平台运动特性试验分析靠泊工况下，船舶以一定的速度向靠泊平台运动，由于柔性靠泊平台的吸能作用，当船舶靠上平台后，平台与船舶一起运动。当平台达到最大位移时，在水平恢复力的作用下，船舶与平台缓慢地回到初始位置。4．2．1靠泊工况下半潜式靠泊平台运动特性试验分析首先，对照靠泊平台的位移时程曲线和锚链的张力时程曲线，分析船速影响下，船舶靠泊时靠泊平台的位移变化规律以及连接浮筒与筒形基础的锚链受力变化。1．船速影响下的无波浪空载靠泊试验船舶靠泊时，船速大小直接决定了撞击能量和靠泊平台所吸收能量的大小，故本组试验对船速大小与靠泊平台位移的相互关系进行了探究，并根据试验得出了相关结论，这对实际工况下靠泊时船速大小的控制起着理论指导的作用。靠泊平台位移和锚链张力的时程曲线见图4．2～图4．7。(a)锚链1(b)锚链3图4—2船速4链时锚链张力时程曲线 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)锚链1(b)锚链3图4．3船速7链时锚链张力时程曲线(a)锚链1(b)锚链3图4．4船速10链时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．5船速4链时位移时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．6船速7链时位移时程曲线35 第四章靠泊平台运动特性试验分析叮lllJ‘罩碰：-，町唧‘覃伍：s)(a)船艏平台(b)船艉平台图4．7船速l0链时位移时程曲线由位移和锚链张力的时程曲线可以看出，当靠泊平台位移达到最大值时，锚链1、3的张力同时达到最大。由于水的阻尼作用，靠泊平台并未恢复到原有位置，而此时锚链张力比预张力要大一些。由船艉靠泊平台的时程曲线可知，船舶以4链的速度低速靠泊时，由于船舶的摆艉效应，使船艉并未撞到船艉平台，这与试验观测结果一致。船速由4链增大N7链、lO链，船艉平台的位移相应地达到1．58m、1．96m。对比船艏平台，位移仅为相应的船艏平台的36．2％、40．4％。船速为7链、10链时，靠泊平台在船舶靠泊之后，恢复后的船艏(船艉)平台位移呈递增趋势，分别为1．60m(O．60re)、2．20m(O．80m)。可见，船速的增大可以改变船舶撞击船艉靠泊平台的位移，所以为了使靠泊平台达到较好的吸能效果，船速不宜小于4链。否则，船艉靠泊平台的吸能作用将不能体现。表4-1无波浪空载靠泊设计组合表(船速影响) 第四章靠泊平台运动特性试验分析表4．1为船舶无波浪空载柔性靠泊时的测试参数极值表。从上表可以看出，船舶在进行无波浪柔性靠泊时，在净浮力、水深一定的情况下，对于空载靠泊而言，船速越大，靠泊平台的位移也就越大，当船速由4链增至7链、10链时，船艏靠泊平台离开初始位置的平均位移由1．85m增至4．5lm、5．04m，增幅依次为144％、173％，单个靠泊平台可能出现最大位移为4．85m。空载靠泊，船速为4链时，锚链l的最大张力为l84．59kN；船速增至7链时，锚链1的最大张力是4链时的4．5倍；当船速增至10链时，锚链1的最大张力为船速4链时的5．7倍。可见，不仅靠泊平台的位移随着船速的增大而增大，锚链张力同样随着船速的增大而大幅增大。2．船速影响下无波浪满载靠泊试验一般情况下，船舶满载靠泊时的能量要远大于空载时的能量，故有必要对满载状态下船舶靠泊对靠泊平台的位移的影响与空载时做比较，根据试验结果，得出满载工况下靠泊平台的位移与锚链张力的变化趋势。满载靠泊时靠泊平台位移和锚链张力的时程曲线见图4．8～图4．13。时同(●位：‘)时阃(簟位：‘)(a)锚链1(b)锚链3图4．8船速4链时锚链张力时程曲线时同(单位：·)时何f单位：o，(a)锚链1(b)锚链5图4—9船速7链时锚链张力时程曲线37 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)锚链1(b)锚链3图4．10船速10链时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4—1l船速4链时位移时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．12船速7链时位移时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4-13船速10链时位移时程曲线 第四章靠泊平台运动特性试验分析表4．2为船舶无波浪满载柔性靠泊时的测试参数极值表。对于满载靠泊，靠泊平台的位移同样随着船速的增大而增大，当船速为4链、7链、10链时船艏平台离开初始位置的位移分别为4．3lm、6．24m和6．90m，分别是空载靠泊时的2．33倍、1．38倍、1．37倍。可见，满载靠泊时柔性靠泊平台的吸能作用得到了充分的发挥。但满载靠泊时，必须控制船舶的靠泊速度，船速不宜大于10链。否则，柔性靠泊平台的位移将达N6．60m，单个锚链的最大张力可能达至U670kN。这就说明无论是空载还是满载靠泊时，船舶的大部分能量被船艏平台吸收；同时锚链的受力随着位移的增大而增大。但由于四根锚链受力的随机性，很难总结出单根锚链张力的变化规律。随着船速的增大，船舶的能量增大，靠泊平台所产生的位移也随之增大；但船艏平台与船艉平台的位移之差却随着船速的增大而减小。3．船速影响波浪作用下满载靠泊试验半潜式靠泊平台在海洋上绝大部分时间都处于波浪作用下，因此仅仅进行无波浪靠泊试验很难对实际情况进行准确的模拟。故有必要在波浪作用下进行船舶靠泊试验，以得出更接近实际情况下靠泊平台的工作状况。39 第四章靠泊平台运动特性试验分析盯闱f簟位：·)(a)锚链1(b)锚链3图4．14船速4链时锚链张力时程曲线饕渡店位謦T时程曲坑(a)船艏平台(b)船艉平台图4．15船速4链时位移时程曲线时阿(单位：s)(a)锚链1(b)锚链3图4．16船速7链时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．17船速7链时位移时程曲线 第四章靠泊平台运动特性试验分析，r同(●位：-)时间(簟位；e)(a)锚链1(b)锚链3图4．18船速10链时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4-19船速10链时位移时程曲线当船速为4链时，由靠泊平台的位移时程曲线可以看出，在波浪力的作用下，船舶靠泊时还是船艏首先靠上平台，并且船艏平台的位移是船艉平台的7．77倍。随着船速增大到7链、10链，船艏平台的位移分别是船艉平台的1．82倍、1．39倍。可见随着船速的增大，水的阻尼对船艉的速度影响有减弱的趋势，这和无波浪靠泊时的趋势是一致的。在波浪作用下，当船速10链时，船舶第一次靠上平台后，船舶与靠泊平台继续发生碰撞，此时平台位移和锚链张力都比第一次要小。表4-3波向角90。靠泊设计组合表(船速影响)41 第四章靠泊平台运动特性试验分析表4．3为波浪作用下考虑船速影响的船舶柔性靠泊测试参数极值表。从上表可以看出，波浪作用下船舶在进行柔性靠泊时，在净浮力、水深、波浪、波向角一定的情况下，船速由4链增至7链、10链时，船艏平台离开平衡位置的平均位移由1．08m增至1．47m、3．81m，增幅依次为36％、253％；船艉平台位移由0．14m增至0．81m、2．74m，增幅依次为479％、1857％，可见船速增大对靠泊平台的位移影响很大。当船速为10链时，锚链l的张力达到了1110kN，相应的靠泊平台的位移达到了7．08m，相比无波浪满载靠泊时，柔性靠泊平台的位移6．60m、单个锚链的最大张力670kN还要大。可见，波浪作用下船舶满载靠泊时，由于波浪力的作用，靠泊平台可能发生更大的位移，以吸收波浪作用到船舶上产生的能量。因此，船舶在波浪作用下满载靠泊时，船速不宜大于10链。4．2．2系泊工况下半潜式靠泊平台运动特性试验分析在波向角90。系泊时，系泊船舶作与波浪周期相同的周期运动，当波浪作用于船舶时，船舶向系泊平台运动，船舶撞击护舷，此时缆绳处于松弛状态。当护舷变形被压缩至最大值，系泊平台位移达到最大时，船舶在系泊平台和波浪共同作用下开始反弹，船舶开始返回运动，此时锚链张力达到最大值。当船舶离开平台一段距离后，缆绳绷紧，当系泊平台达到负的最大位移时，缆绳张力达到最大值，系泊平台和船舶在缆绳拉力和波浪共同作用下又向内运动直至恢复到原始位置，然后在波浪作用下重复上述运动。1．水位影响下船舶系泊试验在波向角90。系泊时，船舶的运动主要由横荡和横摇组成。水位的变化主要体现在水深上，当水位下降时，水深变小，附加质量将增大，使船体运动特别是横荡和横摇运动量有所减小，从而使靠泊平台的水平位移和锚链张力有所减小。下面根据靠泊平台位移、锚链张力的时程曲线，定性分析两者之间的变化和联系，具体分析如下：由于系泊状态下船舶撞击靠泊平台的位置的随机性，所以每根锚链的受力变化很难找出准确的变化规律，由锚链的张力时程曲线可以看出锚链的受力变化周期大约为6～12s，而且水深一定时，锚链张力随着平台位移的增大而增大；锚链张力的峰值出现在系泊平台位移达到最大时。随着水深的增加，靠泊平台的位移逐渐增大，相应地锚链张力也跟着增大。该测量结论与理论推导计算一致，与现场的直观观测结果一致。42 第四章靠泊平台运动特性试验分析-t同【簟位：o)时同(单位：·)(a)锚链1(b)锚链8图4-20水深20m时锚链张力时程曲线时田(It位：s)Iri'llU(单位：·)(a)船艏平台(b)船艉平台图4．21水深20m时位移时程曲线(a)锚链1(b)锚链3图4．22水深25m时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．23水深25m时位移时程曲线43 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)锚链l(b)锚链3图4—24水深30m时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．25水深30m时位移时程曲线表4-4波向角90。在位系泊设计组合表(水深影响)，表4．4为考虑水深影响船舶柔性系泊测试参数极值表。从上表可以看出，波浪作用下船舶在进行柔性系泊时，在净浮力、波高、载况一定的情况下，水深越大，系泊平台偏离初始位置的位移越大，锚链的平均张力也随之增大。由位移、锚链时程曲线可知，当水深为20m时，船艏靠泊平台偏离初始位置的位移为0．8m；㈣卿∞抛珊砌抑揶m珊姗^EE一捌鲁v尊划 第四章靠泊平台运动特性试验分析当水深为25m和30m时，船艏靠泊平台偏离初始位置的位移增幅分别为0．84倍、2．1倍。水深为20m时，锚链1、3的平均张力为301．44kN，水深为25m、30m时，锚链1、3的平均张力增幅分别达到1．54倍、1．64倍。系泊工况下，平台作与波浪周期相关的周期运动，锚链张力也周期性地变化，而且变化周期短，单位时间内变化次数多，在计算锚链的疲劳寿命时需要考虑。2．净浮力影响下船舶系泊试验浮筒在系统中的主要作用是依靠其净浮力改善系泊系统的弹性，浮筒净浮力的大小直接影响整个靠泊平台的刚度，因此能否合理选择浮筒净浮力是柔性系泊系统的关键。由于本系泊系统不同于单浮筒结构，其影响因素较多，结构比较复杂，故通过试验对净浮力影响下系泊平台的位移及其锚链做定性定量的分析，得出相关的结论。根据位移和锚链张力的时程曲线，可以看出，锚链张力在0"--'600kN范围内作周期性变化，并且随着净浮力的增加，锚链张力明显增大；同时靠泊平台的位移随着净浮力的增大，偏离初始位置的最大位移有减小的趋势。这说明增加净浮力，可以通过增加锚链预张力来增加靠泊平台的刚度，使其位移控制在设计范围内；但净浮力过大，会大幅度加大锚链的张力。所以能否合理的控制净浮力，是柔性靠泊平台成功与否的关键。(a)锚链1(b)锚链2(c)锚链3(d)锚链4图4．26净浮力200t时锚链张力时程曲线45 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)船艏平台(b)船艉平台图4．27净浮力200t时位移时程曲线(a)锚链1(c)锚链3(b)锚链2(d)锚链4图4．28净浮力250t时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．29净浮力250t时位移时程曲线 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)锚链l(c)锚链3(b)锚链2时同(单位：6)(d)锚链4图4．30净浮力350t时锚链张力时程曲线(a)船艏平台(b)船艉平台图4．31净浮力350t时位移时程曲线表4—5波向角90。在位系泊设计组合表(净浮力影响)47 第四章靠泊平台运动特性试验分析表4．5为考虑浮筒净浮力影响船舶柔性系泊测试参数极值表。从上表可以看出，波浪作用下船舶在进行柔性系泊时，在水深、载况一定的情况下，随着净浮力由200t增加至lJ250t、350t，船艏平台锚链的平均张力由304．28kN分别增大为349．60kN、529．82kN，增幅分别为15．9％、74．1％；而靠泊平台的平均位移由0．91m减少No．58m、0．70m，减幅分别为36．3％、23．1％。原因是净浮力增大，相当于加大了锚链的预张力，使靠泊平台的刚度增大，从而使靠泊平台的位移减小，这与数值计算结果相吻合。由此可知，系泊工况中，净浮力最好控制在250t左右，此时系泊状态下靠泊平台的最大位移仅有1．25m，而锚链的张力却只有349．60kN，完全满足工程需要。4．3半潜式靠泊平台护舷撞击力与浮筒位移的关系波浪作用下码头的系泊船舶撞击作用是码头结构的重要荷载之一。早在上世纪60年代初，国外已经开始进行这方面的研究。国内在这方面的研究起步稍晚，到70年代初，国内学者开始对该问题进行大量的研究。到目前为止，对于波浪作用下系泊船舶对码头撞击作用的研究，已经取得了一些重要成果。但对于柔性靠泊系统的研究，由于涉及到多浮体之间的耦合运动问题，到目前为止国内外还没有特别好的研究成果，本节通过模型试验，对柔性靠泊平台在系、靠泊两种工况下，分析靠泊平台护舷撞击力。4．3．1靠泊工况下半潜式靠泊平台护舷撞击力与位移试验分析1．船速影响无波浪满载靠泊试验前面根据试验数据，就靠泊平台的位移和锚链张力进行了分析；本节主要讨论靠泊平台的护舷撞击力，并分析护舷撞击力与平台位移的关系。 第四章靠泊平台运动特性试验分析从护舷和位移的时程曲线可以看出，当平台达到最大位移时，护舷受到的撞击力达到最大；船速4链无波浪满载靠泊时，由于船舶的摆艉效应船艏首先靠上平台，船艉稍后靠上，所以船舶的能量大部分被船艏平台所吸收，船艏平台的位移和护舷撞击力都远远大于船艉平台。当船速为7链、10链时，船舶的摆艉效应明显减弱，船艏船艉平台的位移和护舷撞击力相差不大。所以实际靠泊时，船速最好不要低于7链；也不能太大，否则会导致靠泊平台位移较大，使其锚链受力过大。无波浪满载靠泊时靠泊平台的护舷撞击力的时程曲线见图4．32～图4．34。(a)护舷1(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．32船速4链时护舷撞击力时程曲线(a)护舷1(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．33船速7链时护舷撞击力时程曲线(a)护舷1(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．34船速10链时护舷撞击力时程曲线49 第四章靠泊平台运动特性试验分析表4．6无波浪靠泊设计组合表(船速影响)表4．6为船舶无波浪柔性靠泊时的测试参数极值表。从上表可以看出，船舶在进行无波浪靠泊时，船速越大，护舷受到的撞击力也就越大。当船速为4链时，船艏平台的位移是船艉平台的3．56倍；当船速为7链、10链时，船艏平台的位移分别是船艉平台的2．88倍、1．16倍。相应于靠泊平台位移的关系，船艏平台护舷撞击力与船艉平台护舷撞击力的比值在船速为4链、7链和10链时，分别是4．65倍、0．99倍和0．61倍；靠泊平台护舷撞击力的平均值在船速为4链、7链和10链时，分别为94．64kN、193．07kN、293．86kN。可见，船速的增大将会大大增加护舷撞击力，并使靠泊平台产生较大的位移。4．3．2系泊工况下半潜式靠泊平台护舷撞击力与位移试验分析1．水位影响下在位系泊试验分析在波向角90。时，船舶对柔性靠泊平台的撞击能量主要由横荡和横摇运动产生。当水位下降时，水深变小，附加质量将增大，致使船体运动特别是横荡和横摇运动量有所减小，从而撞击能量有所减小。另一方面，当水位较低时船舶撞击护舷的撞击点位置较高，距离船舶中心较远，致使横摇对有效撞击能量的贡献比较大，且水位下降使得透过船体的波能减小，作用于船体的能量有所增大，使得撞击能增大。因此这些因素的相互消长，使得撞击能的变化非常复杂，具体怎么变化，很难找到一定的规律。本次试验仅仅考虑了满载状况下，水深的变化对柔性靠泊平台的位移及护舷撞击力的影响。水深影响下船舶在位系泊时靠泊平台的护舷撞击力的时程曲线见图4-35～图4．37。50 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)护舷2(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．35水深20m时护舷撞击力时程曲线时同(簟位：s)时阿(簟位：·)(a)护舷2(船艏)(b)护舷3(船艉)图4—36水深25m时护舷撞击力时程曲线(a)护舷2(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．37水深30m时护舷撞击力时程曲线表4二7波向角90。在位系泊设计组合表(水位影响)51 第四章靠泊平台运动特性试验分析续表4．7表4．7为考虑水深影响船舶柔性系泊测试参数极值表。从上表可以看出，船舶在进行波浪作用下柔性系泊时，在水深20m时，靠泊平台的平均位移为0．69m；水深25m、30m时，靠泊平台的平均位移为0．58m、1．72m，分别是水深20m时的0．84倍、2．49倍。再看护舷撞击力，水深20m时，护舷撞击力的平均值为148kN，水深25m、30m时，护舷撞击力的均值分别是水深20m时的1．56倍、2．77倍。可见随着水深的增加，护舷撞击力明显增加，靠泊平台的位移也大幅度增加。2．净浮力影响下在位系泊试验分析由4．2．2节可知，净浮力能够改变靠泊平台的系统刚度；同时，净浮力的改变对护舷撞击力的影响也是工程设计中需要考虑的问题。本组试验通过净浮力为200t、250t和300t时，波浪作用下满载船舶在位系泊试验，分析了护舷撞击力变化与位移的关系。护舷撞击力的时程曲线见图4．38～图4．40。(a)护舷1(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．38净浮力200t时护舷撞击力时程曲线52 第四章靠泊平台运动特性试验分析(a)护舷l(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．39净浮力250t时护舷撞击力时程曲线(a)护舷1(船艏)(b)护舷3(船艉)图4．40净浮力350t时护舷撞击力时程曲线表4．8波向角90。在位系泊设计组合表(净浮力影响)表4．8为船舶波浪作用下船舶在位系泊的参数极值表。从上表可以看出，净浮力为200t时，护舷的平均撞击力仅为220．49kN，而当净浮力为300t、350t时，护舷的撞击力分别为322．91kN、332．33kN，增幅分别达到46．5％、50．7％。净浮53 第四章靠泊平台运动特性试验分析力为200t时，靠泊平台的平均位移为0．91m；而当净浮力为300t、350t时，平台的平均位移分别为0．58m、0．70m，减幅分别达到36．3％、23．1％。当净浮力增大时，系统的刚度增大，使得护舷的撞击力大幅增加，同时靠泊平台的位移相应减小，可见靠泊平台吸收船舶能量的能力减弱。所以狰浮力对柔性靠泊系统的吸能能力有着很大的影响，净浮力太小会导致平台的位移太大；净浮力太大将使系统的刚度过大，护舷撞击力增大，使系统容易发生破坏。4．4本章小结本章主要是在靠、系泊两种工况下，对考虑了船速、水深、净浮力等参数影响之后的半潜式柔性靠泊平台的位移、锚链张力以及护舷撞击力的变化规律进行了分析。并进一步对各种参数影响下靠泊平台的运动特点及其受力情况进行了描述，证明了柔性靠泊平台可以在浅海地区推广运用。 第五章结论与展望5．1结论半潜式靠泊平台的运动特性研究是系泊系统研究领域中比较前沿的课题，尤其是构成平台主体的浮筒的波浪荷载计算，用一般的频域分析理论将很难得出精确解。本文根据改进平面波法，采用大间距假设，推导了浮筒柱群的水动力系数计算公式。并依托旅大27．2／32．2油田可行性研究项目原油外输系统可行性方案研究，对油轮系(靠)泊所用的半潜式靠泊平台进行了模型试验。并在柔性靠泊系统模型试验的基础上，对影响船舶系、靠泊的各因素进行了详细的分析，得出了半潜式靠泊平台的运动规律。在靠泊、系泊两种工况下，考虑船速、水深、净浮力等参数影响下半潜式靠泊平台位移、锚链、以及护舷撞击力变化的相关规律。主要结论有：(1)通过模型试验，运用频谱分析方法得出半潜式靠泊平台在静水中横荡自由度运动固有周期为15．8s。常见海浪的波周期都集中在T=7～12s，因此，靠泊平台横荡方向上的运动固有周期能够避开波能集中的常见海浪的频域范围。(2)无波浪靠泊时，随着船舶的靠泊速度、载重量的增大，柔性靠泊系统靠泊平台的位移增大，锚链张力也随之增大，护舷撞击力相应地也就越大。船速4链时，船艉平台的吸能作用体现不出来，故靠泊时船速不宜小于4链。(3)波浪作用下靠泊时，随着船舶靠泊速度的增大，柔性靠泊系统的护舷撞击力以及靠泊平台位移亦随之增大。靠泊速度为1O链(0．5m／s)时的靠泊平台平均位移最大不超过6m，护舷平均撞击力最大不超过600kN，波高不超过2m、6s：靠泊速度不超过7链时，靠泊平台最大位移不超过4m，护舷平均撞击力最大不超过350kN，可满足工程应用。(4)波浪作用下系泊时，水深越大，柔性系泊平台的位移越大，护舷受到的撞击力也就越大，锚链张力也随着水深的增大而大幅度增大。(5)波浪作用下系泊时，通过增加浮筒净浮力，可以通过增加锚链预张力来增加靠泊平台的刚度，使其位移控制在设计范围内。但净浮力过大，会大幅度加大锚链的张力，所以能否合理地控制净浮力，是柔性靠泊平台成功与否的关键。系泊工况中，净浮力最好控制在250t左右，此时靠泊平台的最大位移不超过4m，而锚链的张力不超过400kN，完全满足工程需要。 第五章结论与展望5．2展望本试验是国内最早进行的柔性靠泊系统模型试验。由于影响靠泊平台运动响应的因素较多，且相互之间的联系比较复杂，这些都在不同程度上加大了研究的困难，所以半潜式靠泊平台的运动响应以及多浮体之间的耦合运动问题还有待于今后的进一步研究。另外，随着计算机技术的发展，混合模型试验技术越来越重要，本文仅仅通过模型试验对柔性系靠泊系统进行试验验证，所得试验结果未与同数值计算结果进行对比分析，具有一定的局限性；试验的难点在于船舶与柔性系靠泊平台等三浮体之间的耦合运动问题。在以后类似试验研究中需要注意的问题主要有以下几方面：船舶与靠泊平台碰撞时两者的受损形式，也就是船舶的外壳与靠泊平台结构之间的相对刚度大小的设计问题；柔性系靠泊平台自身的扭转问题；柔性系靠泊系统整体刚度问题(净浮力大小的选取)；多浮体之间的耦合运动问题(运动协调)。如果条件容许，建议做原型试验。