摘 要：針對波浪能發(fā)電平臺布置海域水深淺、臺風多發(fā)、珊瑚礁地質地基承載力低的特點，以“南鯤號”鷹式波浪能平臺為研究對象開展低載荷淺水錨泊系統(tǒng)方案設計和動力學分析研究。通過對全錨鏈、彈性索與彈性索+浮筒3種不同方案的對比研究發(fā)現(xiàn)：相較于全錨鏈系泊方案，高彈性非線性材料的添加可有效降低系泊張力、起錨力與水平載荷，但會增大平臺運動范圍；彈性材料與浮筒的聯(lián)合應用則可在進一步降低系泊系統(tǒng)載荷的同時，限制平臺運動范圍。在滿足經濟安全需求基礎上，彈性索+浮筒系泊方案在適應淺水惡劣環(huán)境方面有著良好預期。

關鍵詞：波浪能轉換；淺水系泊；彈性索；珊瑚礁地質；系泊張力

中圖分類號：P751 文獻標志碼：A

0 引 言

中國的大陸海岸線長1.8萬km，共有11000多個海島，海島總面積約占中國陸地面積的0.8%［1］。由于海島供電長期遭受遠離陸地、難以補給等問題困擾，且目前海島大多使用柴油發(fā)電機作為主要能源［2］，但柴油發(fā)電機存在環(huán)境污染、運輸成本高等問題，因此開發(fā)因地制宜的海洋能具有重大意義。波浪能作為海洋可再生能源的一種，具有以機械能形式產生、能流密度大、分布廣泛等特點［3］。據(jù)統(tǒng)計全球波浪能資源約有220～270 MkW，中國約有7 MkW［4-5］。近年來，大量浮式波浪能平臺已成功運行作業(yè)，進一步緩解了能源供給問題［6-7］。因此，在應對海島能源補給困難的問題上，波浪能資源不失為一種有著良好預期的解決方案，但平臺安全作業(yè)離不開系泊系統(tǒng)的保障。

在惡劣海況長期作業(yè)時，浮式波浪能平臺應滿足極端荷載自存性、捕能高效性、平臺穩(wěn)定性與建造運維經濟性等設計準則。珊瑚島礁作為南海代表地貌之一，其地形較為復雜、水深較淺且臺風多發(fā)［8］，但島礁附近由于建造運輸成本低、生態(tài)環(huán)境影響小、組裝布置靈活等優(yōu)勢，成為浮式結構物重點部署對象［9］。Pangalila等［10］指出淺水下系泊系統(tǒng)對平臺影響較大。淺水惡劣環(huán)境下，瞬時系泊張力過大會導致浮式波浪能平臺穩(wěn)定性、捕能效率與自存性大大降低［11］。和慶冬等［12］對淺水風電系統(tǒng)進行整體動力響應分析，認為在淺水條件下，浮體水動力特性和系泊回復剛度受水深影響顯著。此外，南海島礁區(qū)域大多存在地基承載力低下的地質條件，易導致脫錨現(xiàn)象。系泊系統(tǒng)作業(yè)中，深水懸鏈系泊系統(tǒng)憑借自身重量產生的懸鏈線效應，保障平臺安全可靠；但淺水中依靠自身重量產生的水平恢復力對平臺定位作用不明顯，導致系泊性能顯著下降。

為應對以上挑戰(zhàn)，越來越多新型合成材料被應用于淺水系泊中。Thies等［13］對一種高彈性材料進行了模型試驗，指出其在降低極限荷載與系泊成本方面有較好預期。與傳統(tǒng)錨鏈、鋼纜相比，高彈性非線性材料可有效降低系泊線最大張力，適應于高荷載與強流等極端環(huán)境下錨泊系統(tǒng)設計要求［14］。彈性索安裝位置對系泊張力影響較小［15］，且60 m水深下彈性索可有效降低系泊張力，最大可降37%［16］。黃正等［17］通過對三邊型兆瓦級波浪能裝置的錨泊系統(tǒng)的仿真計算，認為聚酯纜的動態(tài)剛度對于系泊張力的影響顯著，且調整平臺錨鏈的出鏈長度可有效提高平臺的安全性。目前對于淺水條件下高彈性系泊材料適應性、惡劣環(huán)境下自存性與較低地基承載力下安全性尚未充分研究。

本文基于上述設計導向，以廣州能源所鷹式波浪能裝置為例，從實際工程需求出發(fā)，對南海珊瑚礁環(huán)境下浮式波浪能裝置系泊系統(tǒng)臺風自存性開展研究。本文根據(jù)AQWA軟件對波浪能平臺開展數(shù)值模擬，以系泊張力、起錨力、水平載荷與平臺運動范圍為設計導向，在16級臺風生存工況下，提出全錨鏈、彈性索與彈性索+浮筒系泊3種方案，基于API RP 2SK［18］規(guī)范，對系泊方案校核，優(yōu)選適應淺水惡劣環(huán)境的系泊方案。

1 系泊方案的選取

1.1 數(shù)值模型

本文以廣州能源所設計的兆瓦級波浪能平臺（megawatt wave energy converter，MWEC）為研究對象，其外形如圖1a所示，由主甲板、直立柱體、弧形柱體、橫梁、延伸板、液壓缸與鷹頭裝置構成，整體構型為等邊三角形。平臺在16級臺風的生存工況中，鷹頭裝置與其余裝置處于鎖死，無相對運動狀態(tài)。水動力計算中，兆瓦級波浪能平臺坐標原點位于水線面與中縱剖面交界中心處，[x]軸指向立柱1，[z]軸由坐標原點指向水面以上，[y]軸滿足右手定則。波浪沿[x]軸正向傳播為0°，沿[x]軸正向逆時針向[y]軸正向變化，入射角從0°開始增加。在上述坐標系中，平臺重心（0，0，[-5.51]），主要參數(shù)見表1。模型網格如圖1b所示，網格共有7271個節(jié)點和7430個單元。

1.2 環(huán)境參數(shù)

基于平臺投放地點環(huán)境條件，在16級臺風的生存工況下考慮風、浪、流等環(huán)境載荷作用，選用 API 風譜，海浪譜采 JONSWAP 譜，波浪入射角從0°～60°（15°為間隔）共5個方向，具體環(huán)境參數(shù)見表2。

1.3 波浪能裝置水動力特性

1.3.1 附加阻尼

本文計算結果均基于勢流軟件AQWA，計算過程中并未考慮粘性作用，運動響應幅值算子（response amplitude operator，RAO）曲線的計算結果通常會有一定的誤差，從而影響時域分析的結果。因此需增加附加阻尼減小計算結果的誤差。參考BV規(guī)范NR493，粘性阻尼的計算公式為：

[B=2λ·（M+ΔM）K] （1）

式中：[λ]——臨界阻尼系數(shù)；[M]——浮式平臺的質量矩陣；[ΔM]——浮式平臺的附加質量矩陣；[K]——浮式平臺的靜水剛度矩陣。

根據(jù)《鋼質海船入級規(guī)范（2021）》，無相關資料時，可取5%～10%臨界阻尼。本文采用阻尼系數(shù)[λ=0.05 ]，對裝置的垂蕩、橫搖和縱搖自由度的粘性阻尼進行修正。兆瓦級波浪能平臺的靜水參數(shù)見表3。

1.3.2 波浪二階力的選擇

對于淺水系泊平臺，水深對二階速度勢的影響會導致二階力的明顯變化，這會降低環(huán)境載荷的影響，不利于系泊系統(tǒng)的安全性。本文對于波浪二階力的計算方法為：

[F（2）（t）=i=1NSPLj=1NSPLP-ijcos-ωi-ωjt+εi-εj+P+ijcos-ωi+ωjt+εi+εj+i=1NSPLj=1NSPLQ-ijsin-ωi-ωjt+εi-εj+Q+ijsin-ωi+ωjt+εi+εj] （2）

式中：[F（2）（t）]——二階波浪漂移力，N；[Pij]——二級波浪力傳遞函數(shù)矩陣關于對角線對稱部分，[P-ij]為差頻項，[P+ij]為和頻項；[Qij]——二階波浪力傳遞函數(shù)矩陣關于對角線反對稱部分，[Q-ij]為差頻項，[Q+ij]為和頻項；[ωi]——[i]規(guī)則波的頻率，Hz；[ωj]——[j]規(guī)則波的頻率，Hz；[ai]——[i]規(guī)則波的波幅，m；[εi]——[i]規(guī)則波的相位角，rad；[εj]——[j]規(guī)則波的相位角，rad。

1.3.3 幅值響應算子

兆瓦級波浪能平臺在0°、30°、60°與90°下垂蕩、橫搖和縱搖的運動響應幅值算子計算結果如圖2所示。垂蕩方向響應幅值算子受波浪入射角變化影響較小，各入射角均在0.1 rad/s處達到峰值，響應幅值算子最大值為0.89 m。橫搖與縱搖方向響應幅值算子受入射角變化影響較大且變化規(guī)律相似。從圖2b橫搖曲線中可看出，隨著入射角的增加，響應幅值算子呈增加趨勢；隨著入射波頻率的增加，響應幅值算子呈雙峰值的振蕩變化趨勢，響應幅值算子最大值為90°的1.64 （ °）/m。從圖2c縱搖曲線中可看出，入射角與響應幅值算子變化規(guī)律與橫搖曲線相反，入射頻率與響應幅值算子變化規(guī)律與橫搖曲線相同，響應幅值算子最大值為0°的1.90（ °）/m。

1.4 系泊材料選取與布置方式

如圖3所示，系泊系統(tǒng)采用6根相同系泊線構成，3個立柱分別布置兩根系泊線，導纜點均位于立柱外側，同一立柱系泊線以相同夾角平行向外延伸。同時，考慮到安全性，設計時將波浪能平臺及系泊系統(tǒng)順時針旋轉15°改善正常工況下系泊系統(tǒng)的受力情況。淺水中由于錨鏈的懸鏈線效應不明顯，無法為系泊系統(tǒng)提供足夠恢復能力。本文采用高彈性非線性系泊材料替換部分錨鏈，旨在有效降低淺水系泊極限荷載。單根彈性索拉力位移變化如圖4所示，單根彈性索破斷荷載為21 kN。選取300根彈性索，直徑為27 mm，水中濕重為0 kg/m，破斷力為6300 kN。

1.5 系泊方案設計

考慮到南海珊瑚礁地質地基承載力低下，且平臺受到淺水臺風惡劣環(huán)境因素影響，本文共設計3種系泊方案，旨在探明極端環(huán)境下鷹式波浪能平臺自存性。

方案1：全錨鏈系泊，該方案系泊線重量大，在水深較大時可提供更大的預張力；

方案2：彈性索+錨鏈系泊，該方案為海洋工程領域常見的系泊纜組合方案，本方案中將聚酯纜換為彈性更好的彈性索，使系泊系統(tǒng)在極端環(huán)境下有更好的安全性；

方案3：彈性索+浮筒+錨鏈系泊，該方案在方案2的基礎上增加浮筒，改善懸鏈線線型，提高系泊剛度。

3種系泊方案的具體參數(shù)如下。

1）全錨鏈系泊方案

方案1采用R4-RQ4等級錨鏈系泊，錨鏈直徑為127 mm，干重為353 kg/m，破斷力為14955 kN，錨鏈全長340 m，系泊示意圖如圖5所示。

2）彈性索系泊方案

方案2采用3段分布布置。第1段為38 m長，等級R4-RQ4，直徑127 mm錨鏈；第2段為12 m高彈性材料，由300根彈性索構成；第3段為290 m長，等級R4-RQ4，直徑127 mm錨鏈，系泊示意圖如圖6所示。

3）彈性索+浮筒系泊方案

方案3采用4段分布布置。第1段為38 m長，等級R4-RQ4，直徑127 mm錨鏈；第2段為12 m高彈性材料，由300根彈性索構成；第3段為100 t浮筒構成；第4段為290 m長，等級R4-RQ4，直徑127 mm錨鏈，其中浮筒直徑5 m高8.1 m，系泊示意圖如圖7所示。

2 系泊方案計算

為設計適應南海珊瑚礁地質的兆瓦級波浪能平臺臺風自存系泊系統(tǒng)，以平臺運動范圍、系泊張力、起錨力與水平載荷為重點關注對象，考慮到對稱性在波浪入射角從0°～60°（15°為間隔）共5個方向進行仿真，為進一步減小波浪隨機性的影響，分別以波浪種子為10、100、1000進行計算，選取計算結果中最大值為最終結果。計算結果中安全系數(shù)為系泊線破斷力與最大系泊張力的比值，為保證安全性，正常工況下應大于2，破損工況下應大于1.25。

2.1 方案1計算結果

對方案1的系泊系統(tǒng)，在如表2所示的環(huán)境參數(shù)下進行仿真計算，考慮到所處極端工況下可能會出現(xiàn)錨鏈斷裂問題，還對最大張力錨鏈破斷后的工況進行了計算，計算結果如表4所示。

由表4可知，方案1在浪向角為0°時安全系數(shù)最小，為1.6，小于2。

表5為方案1破斷工況下的計算結果。

由表５可知，在破斷工況下，方案1在浪向角為0 °時安全系數(shù)最小，僅為1.1，小于1.25，存在安全風險。

2.2 方案2計算結果

對方案2的系泊系統(tǒng)，在如表2所示的環(huán)境參數(shù)下進行仿真計算，考慮到所處極端工況下可能會出現(xiàn)錨鏈斷裂問題，還對最大張力錨鏈破斷后的工況進行了計算，計算結果如表6所示。

由表6可知，方案2在浪向角為15 °時安全系數(shù)最小，為2.25，大于2。

表7為方案２破斷工況下的計算結果。

由表7可知，在破斷工況下，方案2在浪向角為15 °時，安全系數(shù)最小，為1.30，大于1.25，安全風險相對較低。

2.3 方案3計算結果

對方案3的系泊系統(tǒng)，在如表2所示的環(huán)境參數(shù)下進行仿真計算，考慮到所處極端工況下可能會出現(xiàn)錨鏈斷裂問題，還對最大張力錨鏈破斷后的工況進行了計算，計算結果如表8所示。

由表8可知，方案3安全系數(shù)整體較高，均大于2，但仍需對破斷工況下的計算結果進行判斷，以確保系泊方案的安全性，表9為方案3破斷工況下的計算結果。

由表9可知，在破斷工況下，方案3在浪向角為0°時安全系數(shù)最小，為1.4，大于1.25，安全風險相對較低。

3 計算結果對比

3.1 運動響應對比

從表10與圖8可得，3個方案下橫蕩和縱蕩運動隨浪向角的增加呈相反的趨勢，當浪向角從0°增至15°時，縱蕩運動有極小幅度的增加，而橫蕩運動則有極小幅度的減小，根據(jù)圖3，在浪向角為15°時，環(huán)境載荷主要由3、4號兩條系泊線承擔，對平臺的約束作用最小，因此縱蕩幅值最大，而橫蕩方向承受載荷最小，因此具有最小的橫蕩幅值。相對于方案1，高彈性材料的添加使得平臺水平面內位移增加，浮筒與彈性材料的聯(lián)合應用可降低平臺水平運動范圍。其中方案1、2、3的縱蕩最大位移分別為46.42、53.11與36.96 m，橫蕩最大位移為47.54、52.17與35.27 m；相較于方案1，方案2的縱蕩位移增加2.4%，橫蕩位移增加9.7%；相較于方案1、2，方案3的橫蕩位移分別下降20.4 %與30.4 %，縱蕩位移分別下降25.8%與32.4 %。

3.2 系泊張力對比

從表11與圖9可得，各方案隨入射角的增加均呈先降后升的趨勢，且均在浪向角為45°時張力達到最小值。這是因為當浪向角達到45°時，環(huán)境載荷由圖3中1、2、3和4號系泊線共同承擔，此時單根系泊線需承擔的環(huán)境載荷最少，張力最小。值得注意的是，方案1和方案3的最大張力在浪向角0°處取得，而方案2的最大張力則在浪向角15°處取得，事實上由于同一頂點處兩系泊線間存在10°的夾角，在浪向角為0°和15°時兩系泊線受力情況十分相似，受波浪隨機性的影響，可能出現(xiàn)最大系泊張力所在的浪向角不同的情況，本文僅針對不同系泊方案下最大系泊張力進行討論。其中方案1系泊張力最大為8958 kN，方案2和方案3系泊張力最大為2870 kN和1242 kN。相較方案1，方案2系泊張力顯著下降，其中0°入射角下系泊張力下降75.4%；方案3系泊張力進一步下降，其中0°角入射下系泊張力下降86.4%。方案1最小安全系數(shù)為1.61，方案2最小安全系數(shù)為2.25，方案3最小安全系數(shù)為5.1。方案1不滿足安全系數(shù)需求，方案2、方案3滿足，表明彈性材料在降低系泊張力方面有較好預期。

3.3 起錨力對比

從表12與圖10可得，僅方案1在浪向角較小時存在明顯的上拔力。對于方案1全錨鏈系泊方案，系泊系統(tǒng)本身預張力有限，在16級臺風工況下，系泊線張緊，錨鏈上會產生沖擊載荷，進而產生起錨力。而方案2和方案3中由于彈性索的使用，系泊系統(tǒng)具有相對充足的預張力，因此相較方案1，方案2與方案3的起錨力均顯著下降，其中0°入射角下起錨力下降達99.9 %，表明應用彈性材料可有效減小錨泊系統(tǒng)脫錨與失效可能性。

3.4 水平載荷

水平載荷是環(huán)境荷載作用于波浪能平臺后，由系泊線傳導至錨點受力的水平分量。從表13與圖11中可得，與系泊張力相同，在浪向角為45°時各方案的最大水平載荷均達到最小值。相較方案1，隨著彈性索的應用，水平載荷顯著下降，其中0°入射角下水平載荷下降78.3%；方案3水平載荷進一步下降，其中0°入射角下水平載荷下降87.2%。

4 結 論

1）以平臺運動范圍、系泊張力、起錨力與水平載荷為設計導向，對上述3種系泊方案校核，最終選取方案3為淺水臺風珊瑚礁地質下平臺系泊方案。相較于方案1，方案3系泊張力下降86.4%，起錨力趨近0，水平載荷下降87.2%。

2）高彈性非線性材料可大幅降低平臺極限荷載，但會增大平臺運動范圍；高彈性非線性材料與浮筒的聯(lián)合應用可在降低系泊極限荷載基礎上，降低平臺運動范圍。在滿足經濟安全需求基礎上，彈性索+浮筒系泊方案在適應淺水惡劣環(huán)境方面有著良好預期。

［參考文獻］

［1］ 自然資源部. 2017年海島統(tǒng)計調查公報［J］. 國土資源通訊， 2018（16）： 31-35， 38.

Ministry of Natural Resources. 2017 island statistical survey bulletin［J］. National land amp; resources information， 2018 （16）： 31-35， 38.

［2］ 袁韓生， 孫錦余， 劉巍. 柴油發(fā)電機余熱在海島能源供應中的應用研究［J］. 南方能源建設， 2019， 6（S1）： 1-5.

YUAN H S， SUN J Y， LIU W. Application of diesel engine waste heat in island energy supply［J］. Southern energy construction， 2019， 6（S1）：1-5.

［3］ 鄭崇偉， 李崇銀. 全球海域波浪能資源評估的研究進展［J］. 海洋預報， 2016， 33（3）： 76-88.

ZHENG C W， LI C Y. Review on the global ocean wave energy resource［J］. Marine forecasts， 2016， 33（3）： 76-88.

［4］ 王傳崑. 我國海洋能資源的初步分析［J］. 海洋工程， 1984， 2（2）： 58-67.

WANG C K. Primary analysis of ocean energy sources of China［J］. The ocean engineering， 1984， 2（2）： 58-67.

［5］ 王傳崑. 我國沿岸波浪能資源狀況的初步分析［J］. 東海海洋， 1984， 2（2）： 32-38.

WANG C K. Primary analysis of the coastal wave energy source off China［J］. Donghai marine science， 1984， 2（2）： 32-38.

［6］ CARCAS M C. The OPD Pelamis WEC： Current status and onward programme （2002）［J］. International journal of ambient energy， 2003， 24（1）： 21-28.

［7］ MOSKVITCH K. News briefing： in Num6ers： CETO 6- Carnegie wave energy［J］. Engineering amp; technology， 2016， 11（4）： 12-13.

［8］ 董進. 南海近島礁波浪演化數(shù)值模擬研究［D］. 大連： 大連理工大學， 2019.

DONG J. Numerical simulation of wave evolution near islands" "and" reefs" "in" the" South" China" Sea［D］. Dalian： Dalian University of Technology， 2019.

［9］ 丁軍， 程小明， 田超， 等. 近島礁淺水環(huán)境下浮式平臺系泊系統(tǒng)設計研究［J］. 船舶力學， 2015， 19（7）： 782-790.

DING J， CHENG X M， TIAN C， et al. Investigations on mooring system design for a floating platform in shallow water" "near" " islands" " and" " reefs［J］." Journal" "of" " ship mechanics， 2015， 19（7）： 782-790.

［10］ PANGALILA F V A， MARTIN J P. A method of estimating line tensions and motions of a semi-submersible based on empirical data and model basin results［C］//Offshore Technology Conference. Houston， Texas， 1969， 2： 90-96.

［11］ 黃碩， 盛松偉， 游亞戈， 等. 超淺水浮式波浪能發(fā)電裝置彈性系泊系統(tǒng)及水動力性能的數(shù)值與模型試驗研究［J］. 太陽能學報， 2019， 40（3）： 715-723.

HUANG S， SHENG S W， YOU Y G， et al. Numerical and model research on flex mooring system and hydrodynamic performance of floating wave energy onverter in ultra-shallow water［J］. Acta energiae solaris sinica， 2019， 40（3）： 715-723.

［12］ 和慶冬， 王月， 張敏. 考慮潮汐影響下淺水浮式風電結構動力響應研究［J］. 太陽能學報， 2023， 44（2）： 109-115.

HE Q D， WANG Y， ZHANG M. Study on dynamic response of shallow water floating wind turbine considering tide［J］. Acta energiae solaris sinica， 2023， 44（2）： 109-115.

［13］ THIES P R， JOHANNING L， MCEVOY P. A novel mooring tether for peak load mitigation： Initial performance and service simulation testing［J］. International journal of marine energy， 2014， 7： 43-56.

［14］ 郭小天， 張亮. 潮流發(fā)電裝置彈性錨泊設計［J］. 應用科技， 2013， 40（3）： 6-9.

GUO X T， ZHANG L. The elastic mooring design of tidal current generation power device［J］. Applied science and technology， 2013， 40（3）： 6-9.

［15］ 李輝. 漂浮式潮流電站組合系泊系統(tǒng)設計分析［D］. 哈爾濱： 哈爾濱工程大學， 2016.

LI H. Design and analysis of combined mooring system for floating tidal power station［D］. Harbin： Harbin Engineering University， 2016.

［16］ 馬勇， 李炳強， 徐顏， 等. 帶有彈性索的潮流能電站系泊系統(tǒng)的設計及特性［J］. 船舶工程， 2017， 39（3）： 60-64， 93.

MA Y， LI B Q， XU Y， et al. Design and characteristics of mooring system of tidal current energy power station with elastic cable［J］. Ship engineering， 2017， 39（3）： 60-64， 93.

［17］ 黃正， 聶銘， 李銘鈞， 等. 三邊型兆瓦級波浪能裝置錨泊系統(tǒng)動力特性分析［J］. 太陽能學報， 2023， 44（6）： 30-38.

HUANG Z， NIE M， LI M J， et al. Dynamic analysis of mooring system of trilateral type megawatt wave energy device［J］. Acta energiae solaris sinica， 2023， 44（6）： 30-38.

［18］ API RP ZSK， Design and analysis of stationkeeping systems for floating structures［S］.

STUDY ON SELF-SUSTAINABILITY OF ELASTIC BUOY MOORING

SYSTEM OF SHALLOW WATER WAVE ENERGY PLATFORM

Zhang Zihao1，Zhao Guoqing2，Sheng Qihu1，Geng Jing1，Li Mingwei1

（1. College of Shipbuilding Engineering， Harbin Engineering University， Harbin 150006， China；

2. Northwest Engineering Corporation Limited， Xian 710065， China）

Abstract：In China， most of the wave energy converter （WEC） is located at shallow water where the coral reef seabed cannot withstand excessive loads. To survival in frequent typhoon， design methods and dynamic analysis on the mooring system of “Nankun” WEC are studied. In the paper， three kinds of mooring lines is surveyed， which include the case of catenary， catenary + elastic cable， catenary + pontoon+elastic cable. Comparative studies show that： compared with the catenary case， elastic cable can reduce the mooring tension and increase the horizontal displacement of WEC， elastic cable+ pontoon can further reduce the mooring tension and reduce horizontal displacement of WEC. Theoretically， The catenary+pontoon+elastic cable is the best solution of mooring system of WECs n adapting to the harsh environment of shallow water.

Keywords：wave energy converter （WEC）； mooring system in shallow water； elastic cable； coral reef geology； mooring tension