張宸鑫，李效民

（中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東青島 266100）

0 引 言

海洋油氣浮式生產(chǎn)結(jié)構(gòu)的定位主要分為懸鏈?zhǔn)藉^泊系統(tǒng)和張緊式錨泊系統(tǒng)兩種形式。懸鏈?zhǔn)藉^泊系統(tǒng)隨水深增加而產(chǎn)生的水平剛度降低、覆蓋海域面積大等問題限制了結(jié)構(gòu)的發(fā)展，降低了承載能力[1]。張緊式錨泊系統(tǒng)與海床缺乏接觸段，形成的拉力提升角對(duì)拋錨點(diǎn)產(chǎn)生較大垂向錨固力，對(duì)錨的垂向抗拔性能帶來隱患[2]。所以亟需探索一種融合兩種錨泊系統(tǒng)優(yōu)勢(shì)的新型錨泊系統(tǒng)。

附加重塊的錨泊系統(tǒng)（圖1所示）能夠結(jié)合上述兩種錨泊系統(tǒng)的優(yōu)勢(shì)，使錨泊系統(tǒng)在預(yù)張力較小的情況下獲得較大的回復(fù)力，不僅強(qiáng)化了錨泊系統(tǒng)的疲勞強(qiáng)度和定位穩(wěn)定性，也降低了成本[3]。Yuan等[4]對(duì)靠近海床處固定重塊的新型錨泊系統(tǒng)進(jìn)行性能評(píng)估，證實(shí)了附加重塊可以改善垂向抗拔性能和降低頂部張力。但在極端環(huán)境下重物會(huì)脫離海床，懸掛延伸成鏈的一部分，使錨泊系統(tǒng)形態(tài)急劇不穩(wěn)定[5]。Gurung 等[6]在緩波型撓性立管的彎拱處布置穩(wěn)定鏈，結(jié)果表明，穩(wěn)定鏈對(duì)柔性立管的性能具有改進(jìn)作用，降低了碰撞風(fēng)險(xiǎn)，改善了線鋪設(shè)方位角。但在當(dāng)前錨泊系統(tǒng)研究中，尚未發(fā)現(xiàn)采用穩(wěn)定鏈替代重塊的模型，因此，本文提出一種附加穩(wěn)定鏈的新型錨泊系統(tǒng)，驗(yàn)證其在降低豎向軸力的同時(shí)，控制纜索與海床垂向距離，避免產(chǎn)生過大的集中作用力，從而減小輔助設(shè)備對(duì)纜索性能產(chǎn)生不良影響的作用。

圖1 附加重塊的錨泊系統(tǒng)示意圖Fig.1 Mooring system with weighted blocks

在研究錨泊系統(tǒng)非線性特性時(shí)通常采用懸鏈線方程、分段外推法、有限元法和集中質(zhì)量法等傳統(tǒng)建模方式，這些數(shù)學(xué)方法通常以連續(xù)介質(zhì)力學(xué)思想為基礎(chǔ)，在數(shù)據(jù)處理過程中具有一定的復(fù)雜性。從Ji等[7]采用懸鏈線方程法對(duì)新型錨泊系統(tǒng)的分析中了解到，懸鏈線方程在使用過程中遵循忽略鏈索彈性變形及流體力作用的假設(shè)，使得數(shù)值模擬結(jié)果與真實(shí)情況之間產(chǎn)生一定的誤差。喬?hào)|生等[8]采用分段外推法對(duì)串聯(lián)浮筒錨泊系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。分段外推法在處理附加輔助裝置時(shí)，每增加一個(gè)浮筒就需增加一段迭代求解過程，處理過程表現(xiàn)出一定的復(fù)雜性。Jaw 等[9]通過有限元方法對(duì)單點(diǎn)多段錨泊系統(tǒng)建立數(shù)學(xué)模型，采用增量法和迭代法對(duì)離散方程進(jìn)行時(shí)間積分，此過程增加了數(shù)據(jù)運(yùn)行的難度。Xiong 等[10]采用集中質(zhì)量法分析了吸力錨的錨點(diǎn)、觸點(diǎn)截?cái)嗪蛯?dǎo)纜孔的復(fù)雜動(dòng)力響應(yīng)。雖然計(jì)算結(jié)果較為精確，但觸點(diǎn)截?cái)嘤?jì)算時(shí)的邊界條件變化以及對(duì)應(yīng)控制方程的模擬都給分析研究帶來困難，使得求解過程變得復(fù)雜。

本文選取的向量式有限元法是一種結(jié)合向量力學(xué)和數(shù)值計(jì)算的物理模型，核心思想是將纜索離散為相互獨(dú)立的系列質(zhì)點(diǎn)集合，質(zhì)點(diǎn)間由只存在內(nèi)力而沒有質(zhì)量的桿件元連接，通過對(duì)質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)變形以及位置變化來模擬錨線在真實(shí)情況下的運(yùn)動(dòng)[11]。其優(yōu)勢(shì)在于將結(jié)構(gòu)體靜動(dòng)力特性分析有機(jī)統(tǒng)一在一種建模方式中，不需要集成剛度矩陣和迭代求解控制方程，就能預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)體的運(yùn)動(dòng)過程和動(dòng)力響應(yīng)[12]。李效民等[13]采用向量式有限元對(duì)頂張力、懸鏈線立管及惰型立管等典型柔性海洋管道進(jìn)行動(dòng)態(tài)行為分析，證明了向量式有限元法通過采用物理模式和顯式中央差分法所帶來的簡(jiǎn)化分析難度的優(yōu)勢(shì)，在海洋工程領(lǐng)域中處理復(fù)雜邊界條件下的幾何非線性問題方面具有極好的應(yīng)用前景。

本文首先系統(tǒng)地介紹了向量式有限元的理論概念，運(yùn)用Matlab對(duì)新型錨泊系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)學(xué)建模，分析了不同工作條件下模型的有效張力和位型，并將結(jié)果與傳統(tǒng)有限元法進(jìn)行比對(duì)，驗(yàn)證向量式有限元法的準(zhǔn)確性。之后，在Yuan 等[4]提出的新型錨泊系統(tǒng)基礎(chǔ)上，用具有自我調(diào)節(jié)機(jī)制的穩(wěn)定鏈替換重塊，考慮上端浮體運(yùn)動(dòng)影響以及復(fù)雜環(huán)境作用，通過模型敏感性研究來探索重塊和穩(wěn)定鏈間的工作性能差異。

1 錨泊系統(tǒng)的建模及求解

1.1 向量式有限元的基本概念

向量式有限元法以點(diǎn)值描述、途徑單元和虛擬逆向運(yùn)動(dòng)[15-16]為基本框架，可對(duì)多個(gè)連續(xù)結(jié)構(gòu)體間運(yùn)動(dòng)、變形等相互作用進(jìn)行模擬。

如圖2 中桿件（a-b）被離散為有限數(shù)量的質(zhì)點(diǎn)，轉(zhuǎn)換點(diǎn)值描述對(duì)象為空間點(diǎn)位置和點(diǎn)上的載荷作用，整個(gè)纜索的運(yùn)動(dòng)和變形通過質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)和位置變化來描述。在物理意義上，點(diǎn)值描述舍棄了復(fù)雜的分析力學(xué)方式，直接用牛頓定律表示點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)，用有限數(shù)量點(diǎn)單元位移和點(diǎn)力描述載荷和約束條件[16]。建立理想化模型時(shí)，錨泊系統(tǒng)的任一質(zhì)點(diǎn)I的等效質(zhì)量mi可表達(dá)為下式：

圖2 點(diǎn)值描述Fig.2 Point value description

式中，mi是包括集中質(zhì)量和桿件元質(zhì)量的等效質(zhì)量，M為空間點(diǎn)上的集中質(zhì)量，桿件等效質(zhì)量Mi=ρV/2是將實(shí)際桿件上的總質(zhì)量平均分配在桿兩端的連接質(zhì)點(diǎn)上。

為了簡(jiǎn)化內(nèi)力并對(duì)不連續(xù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行處理，可以利用時(shí)間途徑將錨泊系統(tǒng)模擬運(yùn)動(dòng)時(shí)間歷程劃分為一系列獨(dú)立的連續(xù)途徑單元。在本構(gòu)關(guān)系中，結(jié)構(gòu)在空間上限制在一個(gè)結(jié)構(gòu)單元內(nèi)，在時(shí)間上限制在途徑單元內(nèi)。圖3 為點(diǎn)I從t0到tf的運(yùn)動(dòng)軌跡，取一組微段，用ta、tb分別表示初始時(shí)間和終結(jié)時(shí)間，模擬點(diǎn)I在該途徑單元上的空間位置向量及運(yùn)動(dòng)過程。質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)方程為

圖3 途徑單元Fig.3 Path unit

式中，Pμ和fμ是桿件元提供的等效作用力及節(jié)點(diǎn)內(nèi)力，n為桿件元總數(shù)。

采用合適的單元可以使變形近似看成均勻變化，力的計(jì)算也可以轉(zhuǎn)化成小變形、小變位的問題。圖4 以ta初始時(shí)刻型態(tài)為基礎(chǔ)構(gòu)架，途徑單元內(nèi)任意時(shí)刻t的位置向量發(fā)生平移（-u1）和轉(zhuǎn)動(dòng)（-θ）的逆向運(yùn)動(dòng)，分別得到桿件位置（1'-2'）和桿件位置Vd(1d-2d)，這個(gè)過程與材料力學(xué)中軸力元件的基本假設(shè)相符，最后通過虛擬逆向運(yùn)動(dòng)得到消除平移和轉(zhuǎn)動(dòng)的錨泊系統(tǒng)的純變形。

圖4 逆向運(yùn)動(dòng)Fig.4 Inverse motion

綜上所述，向量式有限元法基于牛頓力學(xué)，模擬過程中遵循運(yùn)動(dòng)定律和胡克定律。在分析單元結(jié)構(gòu)的時(shí)候，類似將桿件的變形過程分解為一系列時(shí)間點(diǎn)集合，單獨(dú)對(duì)這些時(shí)間片段求解。每一個(gè)結(jié)構(gòu)單元相對(duì)獨(dú)立，內(nèi)力變化也只計(jì)算兩個(gè)時(shí)間點(diǎn)之間的內(nèi)力變化。這種計(jì)算在時(shí)間途徑單元內(nèi)連續(xù)，但在整體時(shí)間段上不連續(xù)，因此在時(shí)間點(diǎn)上，復(fù)雜邊界條件變化時(shí)，只需在該質(zhì)點(diǎn)位置處根據(jù)真實(shí)情況增減不同方向的集中載荷來替代模塊作用，這對(duì)于處理重塊、穩(wěn)定鏈等輔助設(shè)備所帶來的復(fù)雜邊界變化具有極大優(yōu)勢(shì)。

1.2 錨泊系統(tǒng)內(nèi)力計(jì)算

式中，E為彈性模量?為微應(yīng)變，l0為桿件元變形前長(zhǎng)度?為變形函數(shù)，A為截面積，l為桿件元變形后長(zhǎng)度。改寫系泊纜索軸力公式（4）成節(jié)點(diǎn)內(nèi)力表達(dá)式為

再通過正向運(yùn)動(dòng)使經(jīng)過虛擬逆向運(yùn)動(dòng)的結(jié)構(gòu)體回到原位置，這個(gè)過程中力的量值不發(fā)生改變，只有方向做向量轉(zhuǎn)動(dòng)，所以

式中，f1、f2是指空間點(diǎn)所提供的桿件元節(jié)點(diǎn)內(nèi)力。

1.3 控制方程的求解

為了避免隱式差分可能帶來的迭代和收斂等復(fù)雜問題，本文采用顯式時(shí)間積分法，通過點(diǎn)運(yùn)動(dòng)循環(huán)和內(nèi)力循環(huán)進(jìn)行計(jì)算。轉(zhuǎn)換公式（8）的差分計(jì)算可表達(dá)為

1.4 錨泊系統(tǒng)模型的建立

錨泊系統(tǒng)的整體坐標(biāo)系如圖5 所示。以O(shè)點(diǎn)作為纜索與海床接觸的錨固點(diǎn)，向上均勻劃分單元節(jié)點(diǎn)為1，2，···，i，j，···，N，N+1。對(duì)于纜索的初始位型，假設(shè)初始是具有一定傾角的無重斜直桿，底端鉸接?？刹捎幂d荷控制或位移控制解決初值和邊值問題，在指定時(shí)間內(nèi)，將第N+1質(zhì)點(diǎn)從A移動(dòng)至目標(biāo)位置B，同時(shí)以斜坡加載函數(shù)方式將載荷施加到纜索上，形成最終初始目標(biāo)位型。

圖5 錨泊系統(tǒng)坐標(biāo)示意Fig.5 Coordinates of mooring system

1.5 海床土模型

懸鏈線形狀使拖地段與海床相互作用，考慮海床土與錨泊系統(tǒng)間的接觸摩擦，可以避免失穩(wěn)或者疲勞斷裂狀況可能帶來的損失。本文采用線性截?cái)鄰椈赡Ｐ图皫?kù)倫摩擦力模型來模擬海床土體實(shí)際情況（如圖6所示）。海床土摩擦力表示為階梯方程式：

圖6 海床土體的模擬Fig.6 Simulation of seabed soil

式中，μ為摩擦系數(shù)，Rk為豎向支持反力，Cv為切向速度限制，v為拖地段移動(dòng)速度。

2 附加穩(wěn)定鏈張緊式錨泊系統(tǒng)靜動(dòng)力特性分析

2.1 靜水平衡狀態(tài)驗(yàn)證

采用向量式有限元法驗(yàn)證水深1000 m的FPSO系泊效果，并與圖7中的三種錨泊系統(tǒng)進(jìn)行對(duì)比[4]。復(fù)合錨泊系統(tǒng)鏈長(zhǎng)1896 m，劃分為105段，材料特性如表1所示。

圖7 三種不同錨泊系統(tǒng)Fig.7 Three different mooring systems

表1 系泊纜索材料特性Tab.1 Material properties of mooring cables

錨泊系統(tǒng)在靜水平衡狀態(tài)下的位型與張力如圖8 所示，從圖8（a）截取海床以上60 m 部分位型細(xì)節(jié)圖可看出，TML 呈近似張緊的直線形狀，HMSW 和HMSWB 呈現(xiàn)出懸鏈線特性，存在拖地段。圖8（b）為穩(wěn)定狀態(tài)下的靜張力，三種模型的張力總體呈增大趨勢(shì)，中部張力增長(zhǎng)緩慢，這是因?yàn)榫埘ダK質(zhì)量輕于上下段鋼鏈。HMSW 模式由于底部重塊的存在，使得張力值偏大于TML 模式。對(duì)比采用向量式有限元法得到的結(jié)果與傳統(tǒng)有限元方法的結(jié)果，發(fā)現(xiàn)向量式有限元對(duì)復(fù)合錨泊系統(tǒng)的模擬準(zhǔn)確且有效，在位型預(yù)測(cè)及張力分析等方面的吻合程度較高、可實(shí)施性程度較好。

圖8 新型錨泊系統(tǒng)位型和張力對(duì)比圖Fig.8 Comparison of configuration and tension of new mooring system

2.2 環(huán)境載荷作用分析

在上述材料及布置方案基礎(chǔ)上，采用穩(wěn)定鏈替代重塊的設(shè)計(jì)形式，連接方式與重塊的連接形式相同。在拋錨點(diǎn)向上串聯(lián)布置5 條統(tǒng)一特性穩(wěn)定鏈，相互間距為20 m（如圖9 所示）。分別對(duì)三種不同輔助裝置錨泊系統(tǒng)的性能進(jìn)行數(shù)值模擬：布置重塊、單一穩(wěn)定鏈及復(fù)合穩(wěn)定鏈模式。單一穩(wěn)定鏈材質(zhì)按表2 上部材料設(shè)置；復(fù)合穩(wěn)定鏈材質(zhì)完全按照表2 所展示的材料特性。詳細(xì)的環(huán)境載荷見表3。

表2 穩(wěn)定鏈材料特性Tab.2 Material properties of stable chain

表3 環(huán)境載荷參數(shù)Tab.3 Environmental load parameters

圖9 附加穩(wěn)定鏈錨泊系統(tǒng)Fig.9 Additional stable chain mooring system

附加穩(wěn)定鏈或重塊會(huì)促使錨泊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)在錨固點(diǎn)附近發(fā)生懸鏈形變，往往帶來海床摩擦效應(yīng)。圖10是海床摩擦作用影響錨泊系統(tǒng)位型和張力時(shí)程的對(duì)比圖。從圖10（a）截取的海床以上60 m 部分位型細(xì)節(jié)圖可以看出，HMSW 和附加穩(wěn)定鏈模型由于重塊重力影響使下端線形發(fā)生變化，HMSW 呈現(xiàn)為存在拖地段的懸鏈線狀，減緩了拉力提升角。無附加任何重塊或者穩(wěn)定鏈的錨泊系統(tǒng)呈張緊狀，其余兩種模型的位型處于上述兩種情況之間，輕微海床摩擦作用對(duì)鏈型影響不大。圖10（b）中，穩(wěn)定鏈?zhǔn)瑰^泊系統(tǒng)位型發(fā)生微妙變化，同時(shí)可以控制張力在一定范圍內(nèi)，這是由于重塊重力的影響使拖地段長(zhǎng)度增大，與海床土接觸產(chǎn)生的相互作用力變大?？傊?，海床土作用力的強(qiáng)弱與錨泊系統(tǒng)的鏈型有關(guān)，而穩(wěn)定鏈的存在可以在一定程度上控制鏈型變化。

圖10 海床作用下的錨泊系統(tǒng)位型和張力時(shí)程Fig.10 Configuration and time history of tension under seabed action

圖11是TML、HMSW、單一穩(wěn)定鏈、復(fù)合穩(wěn)定鏈的上部浮體縱蕩、垂蕩運(yùn)動(dòng)下的時(shí)程張力圖。在縱蕩運(yùn)動(dòng)和垂蕩運(yùn)動(dòng)中，由于重塊重量會(huì)增大頂部張力，浮體的牽伸也會(huì)隨之增大，所以HMSW 的動(dòng)張力最大，而穩(wěn)定鏈可以有效地控制重塊的重力大小從而約束了頂部張力。圖中都可以看出單一穩(wěn)定鏈與復(fù)合穩(wěn)定鏈僅存在可忽略不計(jì)的細(xì)微差距，因此設(shè)計(jì)時(shí)可優(yōu)先考慮安裝簡(jiǎn)單、成本低廉的串聯(lián)單一穩(wěn)定鏈的錨泊系統(tǒng)。

圖11 縱蕩、垂蕩運(yùn)動(dòng)引起的張力時(shí)程Fig.11 Time history of tension induced by surge and heave motion

2.3 動(dòng)張力曲線及頻譜分析

錨泊系統(tǒng)頻繁出現(xiàn)張緊—松弛狀況會(huì)大幅度減弱穩(wěn)定性，加快出現(xiàn)疲勞損傷危險(xiǎn)。為了預(yù)測(cè)出現(xiàn)張緊—松弛狀態(tài)的條件，探索穩(wěn)定鏈和重塊在相同工況作業(yè)下的性能特點(diǎn)，分別對(duì)動(dòng)張力曲線及頻譜、上部浮筒振蕩進(jìn)行分析。設(shè)置預(yù)張力Fp為2233 kN，頂端單元正弦位移激勵(lì)作用產(chǎn)生動(dòng)張力，振幅Am以0.5 m 為間隔從0.5 m 到5.0 m 增加，頻率f以0.1 Hz為間隔從0.1 Hz增加到2.0 Hz[17]。本文選取位移激勵(lì)振幅Am=1 m 時(shí)，20 組不同頻率激勵(lì)的詳細(xì)變化趨勢(shì)進(jìn)行展示，其他振幅下激勵(lì)結(jié)果與本組實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)相似。

首先依次選取f為0.1 Hz、0.3 Hz、0.6 Hz、0.8 Hz和1.0 Hz 5種頻率進(jìn)行分析與討論，取出平穩(wěn)段下的數(shù)值進(jìn)行處理，得到的曲線和頻譜見圖12～16。

由圖12 到圖14 可以看出，低頻激勵(lì)作用下的錨泊系統(tǒng)處于張緊狀態(tài)，且各點(diǎn)處張力均不超過預(yù)張力值，動(dòng)張力曲線的形態(tài)表示為不同頻率正弦曲線的疊加；從頻譜圖可以看出，動(dòng)張力頻率產(chǎn)生倍頻成分，但其值很小。由圖15～16 了解到，隨頻率的增大，最小張力值已經(jīng)小于0，說明錨泊系統(tǒng)狀態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)變，由張緊轉(zhuǎn)變?yōu)樗沙凇獜埦o，此時(shí)動(dòng)張力的峰值也超過預(yù)張力值（圖中水平黑線為預(yù)張力Fp=2233 kN基準(zhǔn)線），動(dòng)張力值變化曲線開始雜亂無章，頻譜圖也出現(xiàn)多成分高頻成分。說明動(dòng)張力呈非線性上升變化，而一旦鏈型由張緊狀態(tài)進(jìn)入松緊—張緊狀態(tài)，那么動(dòng)張力值將會(huì)顯著上升。

圖12 f=0.1 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.12 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=0.1 Hz

圖13 f=0.3 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.13 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=0.3 Hz

圖14 f=0.6 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.14 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=0.6 Hz

圖15 f=0.8 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.15 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=0.8 Hz

圖16 f=1.0 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.16 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=1.0 Hz

單獨(dú)分析三種不同模式，從圖12～16 可以看出，在相同激勵(lì)下，串聯(lián)重塊的TMSW 錨泊系統(tǒng)所受的動(dòng)張力值最大，其次是單一穩(wěn)定鏈。原因是穩(wěn)定鏈的存在使得錨泊系統(tǒng)下端所受重量可根據(jù)與海床之間距離進(jìn)行變化，而復(fù)合成分穩(wěn)定鏈更是發(fā)揮了可變質(zhì)量這一優(yōu)勢(shì)，讓穩(wěn)定鏈的質(zhì)量形成階梯增加狀態(tài)。但從圖15～16可以看到，當(dāng)錨泊系統(tǒng)進(jìn)入松弛—張緊狀態(tài)后，三種形式下的錨泊系統(tǒng)動(dòng)張力時(shí)程曲線圖交織在一起。

下面對(duì)f為1.2、1.4、1.6、1.8和2.0 Hz 5種更高頻率下的錨泊系統(tǒng)動(dòng)張力進(jìn)行展示與分析，如圖17～21所示。

從圖17 到圖21 看出，激勵(lì)頻率的增大并沒有使松弛—張緊狀態(tài)再發(fā)生轉(zhuǎn)變，最大動(dòng)張力均大于預(yù)張力值。頻譜圖中動(dòng)張力的頻率成分包含了高頻成分、低頻成分和激勵(lì)頻率，在錨泊系統(tǒng)底端處的頻譜圖較頂端處的激烈，高頻成分出現(xiàn)次數(shù)較高。

圖17 f=1.2 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.17 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=1.2 Hz

圖18 f=1.4 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.18 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=1.4 Hz

圖19 f=1.6 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.19 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=1.6 Hz

圖20 f=1.8 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.20 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=1.8 Hz

圖21 f=2.0 Hz下動(dòng)張力曲線及對(duì)應(yīng)頻譜圖Fig.21 Dynamic tension curve and spectrum diagram at f=2.0 Hz

2.4 最大及最小動(dòng)張力值

當(dāng)錨泊系統(tǒng)進(jìn)入松弛—張緊狀態(tài)后，該時(shí)刻的動(dòng)張力變化顯著，錨泊系統(tǒng)內(nèi)產(chǎn)生了沖擊張力。為了探索沖擊張力產(chǎn)生的條件，保持預(yù)張力2233 kN不變，將上部激勵(lì)的10種振幅和20種激勵(lì)頻率所組成的工況進(jìn)行模擬，比較穩(wěn)態(tài)時(shí)刻的動(dòng)張力曲線圖，展示不同激勵(lì)下的動(dòng)張力最大、最小值圖。

由圖22可以看到，在多組不同激勵(lì)幅值條件下，錨泊系統(tǒng)的最大動(dòng)張力值隨頻率的增大呈波動(dòng)上升趨勢(shì)。單考慮振幅影響時(shí)，振幅越大，最大動(dòng)張力值越大，在不同振幅作用下，錨泊系統(tǒng)進(jìn)入松弛—張緊狀態(tài)的頻率不同，激勵(lì)的振幅越大，進(jìn)入松緊—張弛狀態(tài)所需頻率越小，且在相同頻率下，幅值越大動(dòng)張力的峰值越大。從最小值可以看出，在頻率大于1.6 Hz時(shí)，所有工況下的最小動(dòng)張力達(dá)到0，是系泊纜進(jìn)入松弛—張緊狀態(tài)，但當(dāng)激勵(lì)頻率較小時(shí)，受高振幅影響的錨泊系統(tǒng)尚未進(jìn)入松弛狀態(tài)。

圖22 不同激勵(lì)下的動(dòng)張力最大、最小值隨頻率變化曲線Fig.22 Maximum and minimum dynamic tensions under different excitions

3 結(jié) 論

本文基于向量式有限元法建立了張緊式錨泊系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)分析模型，編制的Matlab 程序分別實(shí)現(xiàn)了錨泊系統(tǒng)在靜水平衡狀態(tài)及串聯(lián)穩(wěn)定鏈狀態(tài)下的響應(yīng)分析。結(jié)果表明，向量式有限元法的最終結(jié)果與傳統(tǒng)數(shù)學(xué)建模方法十分吻合，可作為一種新型數(shù)值模擬方法應(yīng)用到錨泊系統(tǒng)的特性分析中，尤其適合串聯(lián)重塊或穩(wěn)定鏈這種具有復(fù)雜邊界條件的結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，可為此類錨泊系統(tǒng)的應(yīng)用提供理論和數(shù)據(jù)支持。通過分析，得到以下結(jié)論：

（1）向量式有限元法與傳統(tǒng)有限元法在位型預(yù)測(cè)和張力分析方面的吻合度較高。

（2）附加不同材質(zhì)輔助設(shè)備會(huì)對(duì)張緊式錨泊系統(tǒng)的張力值及垂向抗拔性能產(chǎn)生不同影響。沿海底延伸的穩(wěn)定鏈可以減緩拉力提升角度和所需垂向錨固力，相較于附加恒定質(zhì)量重塊模型，穩(wěn)定鏈模式具有在運(yùn)動(dòng)響應(yīng)不受影響的前提下，降低頂部張力并限制海床接觸風(fēng)險(xiǎn)、提高運(yùn)行壽命和成本效益的優(yōu)勢(shì)。

（3）張緊式錨泊系統(tǒng)狀態(tài)轉(zhuǎn)變會(huì)對(duì)工作性能帶來不利影響。在頂端激勵(lì)作用下，錨泊系統(tǒng)的最大動(dòng)張力值會(huì)隨頻率的增大呈波動(dòng)上升趨勢(shì)，且振幅越大，最大動(dòng)張力值越大，當(dāng)錨泊系統(tǒng)進(jìn)入松弛—張緊狀態(tài)時(shí)，出現(xiàn)顯著最大動(dòng)張力。激勵(lì)的振幅越大，進(jìn)入松緊—張弛狀態(tài)所需的頻率越小。研究錨泊系統(tǒng)狀態(tài)轉(zhuǎn)變條件對(duì)防止整體結(jié)構(gòu)斷裂破壞和疲勞損傷有極大的幫助。