超大型浮体运动与波浪载荷的水弹性响应分析
大型浮式平台结构强度
大型浮式平台结构强度文艳; 张云峰; 崔桂媛; 王超【期刊名称】《《中国海洋平台》》【年(卷),期】2019(034)005【总页数】4页(P37-40)【关键词】浮式平台; 波浪载荷; 结构强度; 结构波【作者】文艳; 张云峰; 崔桂媛; 王超【作者单位】上海外高桥造船有限公司上海200137; 上海外高桥造船海洋工程有限公司上海200137【正文语种】中文【中图分类】F416.220 引言我国海岸线绵长，领海广阔，海洋资源丰富。
大型浮式平台可作为海洋资源开采过程中的中转站，为其提供安全支持。
大型浮式平台需长期在海中作业，其在波浪载荷作用下的结构强度往往是设计者最关心的部分。
大型浮体往往由很多模块通过连接器进行连接，单个模块在尺度上类似于半潜平台或大型集装箱船。
国内外很多学者对类似于大型浮式平台的大型浮体在波浪载荷作用下的结构强度进行了相关研究：杨鹏等[1]研究超大型浮体单模块在危险载荷工况下的结构强度，曹剑锋等[2]使用ANSYS/AQWA对浮体进行水动力响应和结构强度分析，张勇[3]分析浮式结构物在波浪中的随机振动，李良碧等[4]基于直接强度计算方法对浮式结构物单模块强度进行分析。
另外，还有很多学者对大型浮体的水弹性响应问题进行了相关研究，文献[5-7]从理论和计算角度对大型浮体的水弹性响应问题进行分析。
图1 防浪围圈型大型浮式平台本文基于直接强度计算方法，采用法国船级社(BV)开发的Homer软件，对防浪围圈型大型浮式平台单模块进行分析，计算其在典型海况下的结构强度问题。
1 计算模型防浪围圈型大型浮式平台如图1所示，整个平台由6个梯形单模块组成，模块之间使用连接器连接。
平台主尺度如表1所示。
表1 防浪围圈型大型浮式平台主尺度内圈长度/m外圈长度/m型宽/m型深/m175221407使用Homer软件选取整个平台的单模块进行分析，此时需建立水动力模型、湿表面模型和有限元结构模型，3种模型如图2所示。
波浪滑翔机的水动力性能分析
波浪滑翔机的水动力性能分析张禹;薄玉清;刘慧芳【摘要】波浪滑翔机是一种新型的无人观测平台,能在不同海况下对海洋环境进行持续观测.本文介绍了其总体结构和运动机理,它是通过单纯的机械结构将波浪能转化为波浪滑翔机的前进动力,从而解决了常规滑翔机需要自带能源的弊端.基于三维势流理论和波浪的绕射辐射理论,再结合水动力分析软件AQWA,在频域内的规则波作用下,分析在不同方向下的水面浮体的动力响应,得到运动响应幅值算子(RAOs).还分析规则波波幅对水下滑翔体推力以及整体航速的影响,得到推力与航速的关系.实验结果为以后的研究提供了理论数据参照.【期刊名称】《制造业自动化》【年(卷),期】2017(039)003【总页数】4页(P136-139)【关键词】波浪滑翔机;双体结构;水动力;运动响应【作者】张禹;薄玉清;刘慧芳【作者单位】沈阳工业大学机械工程学院,沈阳 110870;沈阳工业大学机械工程学院,沈阳 110870;沈阳工业大学机械工程学院,沈阳 110870【正文语种】中文【中图分类】TB126;U644随着社会经济的快速发展，陆地资源的逐渐枯竭，人们逐渐的就把目光投向了资源丰富的海洋，因此海洋的开发利用就成为一个重要话题[1]。
紧接着就出现了各种各样的海洋观测和开发设备，但是这些设备的动力系统一般采用的是燃油或电池，需要能源的补充，因此续航能力非常有限，无法进行长时间的监测，而且容易造成海洋环境污染[2]。
要从根本上解决这一问题，就必须改进它的驱动方式或者采用新的能源供应。
波浪滑翔机的出现就很好的解决了这一问题，作为一种新型的无人观测设备，它是利用波浪能进行驱动，几乎不需要提供额外的能量，实现了强的续航能力，而且没有废气和废物的排放，对海洋环境不会造成污染[3,4]。
在其上搭载有太阳能电池板，为各种测量仪器进行能源补充，因此可实现长时间﹑大范围的自主航行[5,6]。
波浪滑翔机搭载的多种传感器，可以获取各种海洋参数，并且将数据及时的传递到岸站上，实现对各个区域的海洋环境的监测。
基于CFD-FEM的浮式结构水弹性响应数值模拟
㊀㊀文章编号:１００５￣９８６５(２０２０)０６￣００２４￣０９基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ的浮式结构水弹性响应数值模拟刘㊀一ꎬ朱仁庆ꎬ程㊀勇ꎬ谢㊀彤ꎬ李润泽(江苏科技大学船舶与海洋工程学院ꎬ江苏镇江㊀２１２００１)摘㊀要:开发并验证了一种基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ耦合的弹性浮体水弹性响应计算模拟方法ꎮ采用ＣＦＤ方法建立黏性数值水池模拟非线性波浪ꎬ弹性浮板进行有限元离散ꎬ并在交界面进行数据交互实现耦合计算ꎻ通过与水池试验数据和三维板理论在各种波浪环境下的浮体垂向位移结果对比ꎬ证实ＣＦＤ￣ＦＥＭ耦合方法的有效性ꎮ并进一步研究了浮板的厚度㊁入射波波幅和浮板的三维效应对浮板水弹性响应的影响ꎮ结论表明ꎬ波幅的增加会加剧弹性浮板的水弹性响应ꎬ浮板各点处的垂向位移随波幅的增加而增大ꎻ当浮板厚度改变时ꎬ不同厚度浮板自由端处的垂向位移差异较小ꎬ而在中部等位置处ꎬ厚度对浮板的水弹性响应有较大的影响ꎮ关键词:非线性波浪ꎻＣＦＤ￣ＦＥＭꎻ水弹性响应ꎻ超大型浮体中图分类号:Ｕ６６１.１ꎻＰ７５１㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀ＤＯＩ:１０.１６４８３/ｊ.ｉｓｓｎ.１００５￣９８６５.２０２０.０６.００３收稿时间:２０１９￣１２￣１５基金项目:国家自然科学基金项目(５１１７９０７７)作者简介:刘㊀一(１９９４￣)ꎬ男ꎬ山东泰安人ꎬ硕士研究生ꎬ从事海洋结构物水动力性能及水弹性响应研究ꎮＥ￣ｍａｉｌ:１１３９３６５１９４＠ｑｑ.ｃｏｍＮｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｓｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂａｓｅｄｏｎＣＦＤ￣ＦＥＭｍｅｔｈｏｄＬＩＵＹｉꎬＺＨＵＲｅｎｑｉｎｇꎬＣＨＥＮＧＹｏｎｇꎬＸＩＥＴｏｎｇꎬＬＩＲｕｎｚｅ(ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＺｈｅｎｊｉａｎｇ２１２００１ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:ＩｎｔｈｉｓｓｔｕｄｙꎬａｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｅｌａｓｔｉｃｐｌａｔｅｗｈｉｃｈｃｏｕｐｌｅｓＣＦＤａｎｄＦＥＭｉｓｄｅｖｅｌｏｐｅｄａｎｄｖａｌｉｄａｔｅｄ.ＴｈｅＣＦＤｍｅｔｈｏｄｉｓｕｓｅｄｔｏｅｓｔａｂｌｉｓｈｔｈｅｖｉｓｃｏｕｓｎｕｍｅｒｉｃａｌｔａｎｋｆｏｒｎｏｎｌｉｎｅａｒｗａｖｅꎬａｎｄｔｈｅｅｌａｓｔｉｃｐｌａｔｅｉｓｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｄｉｓｃｒｅｔｅꎬｔｈｅｎｔｈｅｄａｔａｉｓｅｘｃｈａｎｇｅｄａｔｔｈｅｉｎｔｅｒｆａｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔａｎｋａｎｄｐｌａｔｅ.Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｗｉｔｈ３ＤｐａｎｅｌｍｅｔｈｏｄａｎｄｔａｎｋｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｕｎｄｅｒｖａｒｉｏｕｓｗａｖｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｉｎｔｅｒｍｓｏｆｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔꎬｔｈｅｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆＣＦＤ￣ＦＥＭｃｏｕｐｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄｉｓｖｅｒｉｆｉｅｄ.Ｆｉｎａｌｌｙꎬｔｈｉｓｍｅｔｈｏｄｉｓａｐｐｌｉｅｄｔｏａｎａｌｙｚｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｓｏｆｄｅｓｉｇｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅ.Ｔｈｅｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓｈｏｗｓｔｈａｔｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｗａｖｅａｍｐｌｉｔｕｄｅｗｉｌｌａｇｇｒａｖａｔｅｔｈｅｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｔｈｅｆｌｏａｔｉｎｇｐｌａｔｅ.Ｔｈｅｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｔｈｅｆｌｏａｔｉｎｇｐｌａｔｅｒｉｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｗａｖｅａｍｐｌｉｔｕｄｅ.Ｔｈｅｒｅｉｓａｓｍａｌｌｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｉｎｔｈｅｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｔｆｏｒｅ￣ｅｎｄａｎｄｂａｃｋｅｎｄｗｈｅｎｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｔｈｅｆｌｏａｔｉｎｇｐｌａｔｅｃｈａｎｇｅｓ.Ｈｏｗｅｖｅｒꎬｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｐｌａｔｅｈａｓａｇｒｅａｔｅｒｉｍｐａｃｔａｔｔｈｅｍｉｄ￣ｐｏｓｉｔｉｏｎｏｎｔｈｅｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｎｏｎｌｉｎｅａｒｗａｖｅꎻＣＦＤ￣ＦＥＭꎻｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｓꎻｖｅｒｙｌａｒｇｅｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅ(ＶＬＦＳ)超大型浮体是一种综合性的海洋浮式结构物ꎬ在维护国家海洋权益方面有极其重要的作用[１]ꎮ超大型浮体水平尺度与垂向尺度相差非常大ꎬ是一种极为扁平的柔性结构物ꎬ过大的尺度差异导致其弯曲刚度降低ꎬ其弹性变形相比于船舶与其他海洋结构物不能被忽略ꎬ因此必须采用水弹性方法分析超大型浮体在流体载荷作用下的变形以及浮体变形对流场的影响ꎮ过去对浮体水弹性的求解方法是基于Ｂｉｓｈｏｐ等[２]提出的二维水弹性力学理论ꎬ通过将复杂的海洋结构物简化为梁模型ꎬ以模型的干模态叠加来表达结构的运动与变第３８卷第６期２０２０年１１月海洋工程ＴＨＥＯＣＥＡＮＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧＶｏｌ.３８Ｎｏ.６Ｎｏｖ.２０２０形ꎬ建立流固耦合运动方程ꎬ计算海洋结构物的水弹性响应ꎮ由于二维水弹性理论在计算时忽略了船宽对流体运动的干扰ꎬＷｕ[３]将三维适航性理论与三维结构动力学理论相结合ꎬ提出可适用于分析波浪中任意三维弹性体的三维水弹性理论ꎮ杜双兴[４]提出了零航速三维振荡源格林函数快速计算方法ꎬ使得三维水弹性分析工作可以在ＰＣ机上进行ꎬ并建立了完善的三维航行船体线性水弹性力学频域分析方法[５]ꎬ从而可不受浮体细长比和航速的限制ꎮＭｕｒａｉ等[６]提出了将大型浮体处理成多个小结构组合的计算方法ꎬ并将数值计算与试验数据对比ꎬ两者之间有良好的一致性ꎮ王大云[７]采用三维时域格林函数ꎬ推导出应用于弹性体的三维势流时域积分方程ꎬ建立了三维水弹性时域分析理论ꎮＷａｔａｎａｂｅ等[８]讨论了超大型浮体(ＶＬＦＳ)锚链系统㊁海域海底的变化以及结构数值模型的选取ꎬ并进一步探讨了未来ＶＬＦＳ研究的方向ꎮ陈徐均[９]建立了浮体二阶水弹性力学分析方法ꎬ并推导锚泊浮体三维线性及非线性频域水弹性力学运动方程ꎬ开发出计算系泊浮体的计算程序ꎮ付世晓[１０]将刚性浮体的锚泊系统动力分析理论与三维水弹性理论相结合ꎬ推导并建立了能够考虑浮体弹性影响的锚泊系统动力响应分析方法ꎬ并编制了相应的计算程序ꎮ目前主要采用势流理论对各类浮式结构物的水弹性响应进行计算分析ꎮ由于其对波浪破碎㊁砰击等现象难以数值模拟ꎬ且忽略了流体黏性的影响ꎬ因而对强非线性波浪运动及其引起的结构大幅运动和变形不能精确模拟ꎬ对结构物近壁面的压力变化也不能准确捕捉ꎮ相比于势流理论ꎬ计算流体动力学(ＣＦＤ)在描述流场中速度场与压力场的改变ꎬ捕捉自由液面处波浪的非线性现象等方面有更高的精度和准确性ꎮ方昭昭等[１１]在计算波浪对航行船舶水动力的影响时发现ꎬ相比于势流计算结果ꎬ计算流体动力学方法更能真实的反映模拟流场ꎬ并且ＣＦＤ方法计算结果更加精准ꎮ随着计算流体动力学的发展ꎬ如何采用ＣＦＤ模拟海洋结构物与流体的耦合作用得到越来越多学者的关注ꎮＬｅｙ等[１２]开发了一种基于雷诺时均Ｎ￣Ｓ方程(ＲＡＮＳ)方法的ＣＦＤ和动态ＦＥＡ的单向和双向耦合系统ꎬ并证明了ＣＦＤ方法和动态ＦＥＡ耦合技术可以很好地预测由规则波和不规则波激励引起的载荷ꎮＳｅｎｇ[１３]采用ＯｐｅｎＦｏａｍ开发了一种耦合方法ꎬ使用梁模型进行水弹性响应的计算ꎬ结果证明ＣＦＤ方法在估算结构的水弹性响应方面具有良好的准确性ꎮＴｏｍｏｋｉ等[１４]使用ＣＦＤ￣ＦＥＡ技术分析了６６００ＴＥＵ集装箱船的水弹性响应ꎬ并计算了船体中剖面弯矩的变化ꎬ与三维水弹性方法进行比较ꎬ有良好的一致性ꎮ但是流体与结构之间的耦合是采用单项耦合ꎬ由于仅考虑单向耦合计算ꎬ不能实现流体与结构之间的双向数据传递ꎮ采用ＣＦＤ￣ＦＥＭ方法实现双向流固耦合ꎬ计算非线性波浪与弹性浮板的水弹性响应问题ꎮ首先ꎬ基于ＣＦＤ方法建立黏性数值水池ꎬ采用速度入口造波原理模拟五阶Ｓｔｏｋｅｓ波浪ꎻ使用ＦＥＭ方法对弹性浮板进行离散ꎬ建立弹性浮板与外部流场的交界面ꎮ计算过程中ꎬ浮板表面的压力载荷通过数据映射的方式传递给有限元计算模块的浮板模型ꎬ模型在压力载荷的作用下发生形变ꎬ并将变形后的模型数据传递给ＣＦＤ计算模块ꎬ对流固耦合表面进行更新ꎬ在新的交界面上再进行流体质点速度场与压力场的计算ꎬ在下一时间步内重复此步骤ꎮ在计算过程中ＣＦＤ和ＦＥＭ两模块的数据进行实时交互ꎬ从而实现交界面上浮板的运动与弹性形变协调ꎮ此外ꎬ还探讨了在不同参数下ꎬ如浮板厚度㊁入射波波幅以及浮板的三维效应对弹性浮板水弹性响应的影响ꎮ１㊀数值模型１.１㊀控制方程１.１.１㊀流体控制方程当不考虑流体的压缩性ꎬ不计流体表面张力时ꎬ使用连续方程与Ｎ￣Ｓ方程来描述海洋工程问题中的黏性流体运动:Ñ ｕ＝０(１)∂ρｕ∂ｔ＋Ñ (ρｕｕ)＝Ñ μÑｕ－Ñｐ＋ρｇ(２)式中:ｕ为速度矢量ꎬρ为流体密度ꎬｐ为压力ꎬｇ表示重力矢量ꎬμ为黏度系数ꎬ其为动力黏度系数μｆｌｕｉｄ与涡动黏度系数μｔ之和ꎮ１.１.２㊀结构控制方程假设结构为线弹性材料ꎬ在波浪等外载荷作用下相对于原平衡位置做刚体运动和变形ꎬ其结构运动方程５２第６期刘㊀一ꎬ等:基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ的浮式结构水弹性响应数值模拟通过有限元方法得到:ｍｘ ＋ｃｘ ＋ｋｘ＝Ｆ(ｔ)(３)式中:ｍ为结构质量矩阵ꎬｃ为结构阻尼矩阵ꎬｋ为结构刚度矩阵ꎬｘ为节点位移列阵ꎬＦ(ｔ)为外界各种力合成的等效节点力列阵ꎮ对于线弹性材料而言ꎬ其应力应变关系为线性关系ꎬ由胡克定律给出:σ＝Ｄε(４)式中:Ｄ为材料正切系数ꎬσ为应力ꎬε为应变ꎮ１.２㊀数值方法１.２.１㊀湍流模型在求解工程实际问题时ꎬ通常将连续方程与Ｎ￣Ｓ方程各项取时均ꎬ此时Ｎ￣Ｓ方程成为雷诺时均Ｎ￣Ｓ(ＲＡＮＳ)方程ꎮ在求解ＲＡＮＳ方程时ꎬ由于引入涡动黏度系数μｔꎬ将导致方程不封闭ꎬ需引入湍流模型来进行计算ꎮ在海洋工程计算中ꎬＳＳＴｋ￣ω模型在方程中增加了交叉扩散项ꎬ并且在湍流黏性系数中考虑了剪切应力的影响ꎬ使其计算稳定性好ꎬ计算效率与计算精度较高ꎬ故计算中使用的湍流模型为ＳＳＴｋ￣ω模型ꎮＳＳＴｋ￣ω模型的输运方程为:∂∂ｔ(ρｋ)＋∂∂ｘｉρｋｕｉ()＝∂∂ｘｊ(Γｋ∂ｋ∂ｘｊ)＋Ｇ~ｋ＋Ｙｋ＋Ｓｋ(５)∂∂ｔ(ρω)＋∂∂ｘｉρωｕｉ()＝∂∂ｘｊ(Γω∂ω∂ｘｊ)＋Ｇω＋Ｙω＋Ｓω(６)式中:ｋ与ω分别表示湍流动能与湍流耗散率ꎻｕｉ为速度分量ꎻＧ~ｋ是指由于平均速度引起的湍动能ｋ产生的项ꎬＧω是单位耗散项ꎬΓｋ和Γω分别是ｋ和ω的有效扩散项ꎬＹｋ和Ｙω分别是ｋ和ω的湍流动能耗散项ꎬＳｋ与Ｓω是自定义源项ꎮ１.２.２㊀数值造波方法非线性波浪相比于线性波浪而言ꎬ其波峰较陡ꎬ波谷较为平坦ꎬ呈现出的是一种非对称曲线ꎬ更加符合现实中的实际波浪ꎮ选取五阶波浪Ｓｔｏｋｅｓ进行波浪的模拟ꎻ在数值水池造波边界处ꎬ流体质点的速度和波面瞬时升高满足式(７)~(１０)中的条件ꎮ五阶Ｓｔｏｋｅｓ波的波面方程为:η＝１ｋᶄð５ｎ＝１λｎｃｏｓ[ｎ(ｋᶄｘ－ωᶄｔ)](７)㊀㊀ｘ方向的速度为:ｕｘ＝ｃð５ｎ＝１ｎλｎｃｏｓｈ[ｎｋᶄ(ｚ＋ｄ)]ˑｃｏｓ[ｎ(ｋᶄｘ－ωᶄｔ)](８)㊀㊀ｚ方向的速度为:ｕｚ＝ｃð５ｎ＝１ｎλｎｃｏｓｈ[ｎｋᶄ(ｚ＋ｄ)]ˑｓｉｎ[ｎ(ｋᶄｘ－ωᶄｔ)](９)㊀㊀在式(７)~(９)中的各项系数为:λ１＝λλ２＝λ２Ｂ２２＋λ４Ｂ２４λ３＝λ２Ｂ３３＋λ４Ｂ３５λ４＝λ２Ｂ４４λ５＝λ２Ｂ５５ìîíïïïïïïïï(１０)式中:ωᶄ为圆频率ꎬｋᶄ为波数ꎬｄ为水深ꎻ参数ｃ的定义为ｃ＝ｃｏｓｈ(ｋｄ)ꎻ式(１０)中的参数在文献[１５]中对各项有详细的计算过程与定义ꎮ６２海㊀㊀洋㊀㊀工㊀㊀程第３８卷１.２.３㊀数值消波方法对数值水池而言ꎬ常规的消波方法是在水池的尾部出口位置加设消波区域ꎬ以消减在出口边界上的波浪反射对计算区域的影响ꎮ但是考虑到由于水池中浮式结构物的存在ꎬ在波浪冲击到物体上时ꎬ会产生反射波浪ꎬ并在一定程度上影响到速度入口造波的准确性ꎮ为消除物体反射波浪以及水池出口处的反射波浪对速度造波入口边界的影响ꎬ将在水池入口区域与出口区域都设置消波区域ꎬ如图１所示ꎮ在图１的数值水池入口消波区采用强迫波形消波方法(ｗａｖｅｆｏｒｃｉｎｇ)ꎬ通过在动量方程中增加源项来实现波形的强制ꎮ在其入口消波区域的动量方程中增加的源项为:ｑφ＝－γρ(φ－φ∗)(１１)式中:γ为阻尼系数ꎬφ为动量方程的数值求解结果ꎬφ∗为理论计算的数值求解结果ꎮ在图１的数值水池出口消波区采用阻尼消波的方法(ｗａｖｅｄａｍｐｉｎｇ)ꎬ通过在波浪运动的垂直方向上增加阻尼以增强波浪的耗散ꎮ在动量方程中附加的阻尼源项为:Ｓｄｚ＝ρ(ｆ１＋ｆ２ｕ３)ｅｋｅｕ３(１２)ｋ＝ｘ－ｘｓｄｘｅｄ－ｘｓｄæèçöø÷ｎｄ(１３)式中:ｕ３为在垂向的速度分量ꎻｆ１ꎬｆ２分别为线性阻尼项与非线性阻尼项ꎻｎｄ为沿波浪传播方向上的阻尼系数ꎬｎｄ的取值参考文献[１６]ꎻｘｓｄꎬｘｅｄ分别为阻尼区域开始位置坐标与结束位置坐标ꎮ图１㊀数值水池消波区域Ｆｉｇ.１㊀Ａｒｅａｏｆｗａｖｅｄａｍｐｉｎｇｉｎｎｕｍｅｒｉｃａｌｔａｎｋ１.３㊀耦合方法在耦合计算中ꎬ采用ＣＦＤ和ＦＥＭ之间的双向耦合方法ꎬ该过程在图２中进行简要说明ꎬ图中的ｔ０为初始时刻ꎬΔｔ表示每个耦合内的时间增量ꎮ在初始时间使用ＣＦＤ计算出浮板表面的压力以数据映射的方法传递给有限元模块中的浮板模型ꎬ在压力载荷的作用下ꎬ浮板有限元节点产生速度与加速度的变化ꎬ将导致流固耦合交界面变形ꎻ之后把变形后的节点数据传递给ＣＦＤ计算程序ꎬ进行交界面的更新ꎮ由ＣＦＤ计算出的压力场和速度场以及ＦＥＭ计算出节点的速度和加速度将传递给下一时间步ꎮ耦合计算中数据映射至关重要ꎬ因为ＣＦＤ与ＦＥＭ之间的网格离散不同ꎬ网格节点不相对应ꎬ计算中的数据映射采用形状函数插值的方法进行ꎮ图２㊀ＣＦＤ￣ＦＥＭ双向耦合流程Ｆｉｇ.２㊀Ｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｔｗｏ￣ｗａｙｃｏｕｐｌｉｎｇｏｆＣＦＤ￣ＦＥＭ７２第６期刘㊀一ꎬ等:基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ的浮式结构水弹性响应数值模拟２㊀数值计算２.１㊀计算模型验证计算模型与文献[１７]中的一致ꎬ弹性浮板模型参数见表１ꎮ由于数值水池前端设置了消波区ꎬ浮体前端与数值水池入口处的间距可以缩短ꎬ这里选择为Ｌꎻ浮体尾端到数值水池出口处的距离为１.５Ｌꎻ为减少水池两侧边界对计算的影响ꎬ设置浮体到水池两侧边界的距离为２Ｂꎮ入射波波高Ｈｗ＝０.０２ｍꎬ波长分别取λ＝２ｍ与λ＝４ｍꎮ流场采用正六面体网格划分ꎬ弹性浮板采用四面体单元划分ꎮ为了提高数值模拟精度ꎬ在自由液面上下波动空间和弹性浮板所在区域及附近流域内进行了网格加密ꎮ流场网格与结构单元划分如图３所示ꎮ在流体与结构交界面上ꎬ流场网格节点与单元节点不重合ꎬ在计算过程中ꎬ在交界面上进行数据映射ꎬ实现计算数据的同步交互ꎮ表１㊀弹性浮板模型参数Ｔａｂ.１㊀Ｍｏｄｅｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｐｌａｔｅ主要参数符号数值板长Ｌ３.９７ｍ板宽Ｂ０.９７ｍ板厚Ｄ０.０６ｍ水深Ｄｗ２.３ｍ吃水Ｔ０.０３７ｍ弯曲刚度ＥＩ５０.８３２Ｎ ｍ泊松比σ１０.３图３㊀计算流域网格及弹性浮板单元划分Ｆｉｇ.３㊀Ｍｅｓｈｉｎｇｏｆｎｕｍｅｒｉｃａｌｔａｎｋａｎｄｐｌａｔｅ图４为弹性浮板在迎浪端垂向位移最大时ꎬ浮板中线处的无因次垂向位移ꎬ并与文献[１７]中试验数据与文献[１８]中势流计算结果进行比较ꎻ其中浮板中线位置是指浮板宽度上的中心位置ꎬ而无因次化的垂向位移为节点垂向位移与波幅的比值ꎮ由此可见ꎬ计算结果与两者的结果吻合较好ꎬ说明ＣＦＤ￣ＦＥＭ方法能有效模拟弹性浮体在非线性波浪下的运动ꎬ采用ＣＦＤ￣ＦＥＭ方法模拟非线性波浪作用下超大型浮体水弹性响应具有可行性ꎮ图５为波长２ｍ时ꎬ弹性浮板中线处迎浪端垂向位移时历曲线ꎮ可以看出ꎬ在８ｓ之后ꎬ浮板迎浪端的垂８２海㊀㊀洋㊀㊀工㊀㊀程第３８卷向位移达到较为稳定的状态ꎬ相邻两个垂向位移峰值处的时间间隔与入射波的波浪周期相同ꎬ为Ｔ＝１.１３ｓꎻ同时选取弹性浮板运动的稳定时间段内３个相邻迎浪端垂向位移最大处的时刻ꎬ对比在３个时刻下中线各点处的垂向位移差异(初始时刻为Ｔ０＝９.１７ｓ)ꎬ从图６中可以发现ꎬ在垂向运动稳定时间段内ꎬ在固定的波浪周期间隔之间ꎬ弹性浮板中线各处的垂向位移保持一致ꎬ３个相邻时间间隔内的垂向位移数值差异很小ꎮ这是由于在规则波浪下ꎬ随着计算时长的增加ꎬ浮板弹性变形运动趋于稳定ꎬ相邻时间间隔内的垂向位移差异较小ꎬ图中３个时刻的弹性变形保持一致ꎮ图４㊀浮板中线各点处的垂向位移Ｆｉｇ.４㊀Ｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｔｔｈｅｍｉｄ￣ｌｉｎｅｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｐｌａｔｅ图５㊀弹性浮板中线迎浪端垂向位移时间历程Ｆｉｇ.５㊀Ｖａｒｉａｔｉｏｎｏｆｔｉｍｅｓｅｒｉｅｓｏｆｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｔｆｏｒｅ￣ｅｎｄｏｆｔｈｅｅｌａｓｔｉｃｐｌａｔｅ图６㊀３个相邻时刻下的浮体中线垂向位移Ｆｉｇ.６㊀ＶｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆＶＬＦＳａｔｔｈｒｅｅａｄｊａｃｅｎｔｍｏｍｅｎｔｓ２.２㊀波高对浮板水弹性响应的影响研究入射波波高对弹性浮板水弹性作用的影响ꎬ选取在给定的入射波长λ＝２ｍ与λ＝４ｍ时ꎬ３种不同入射波高下(Ｈ＝０.０２ｍꎬ０.０３ｍꎬ０.０４ｍ)ꎬ弹性浮板中线处迎浪端㊁中部与尾端位置处的垂向位移时间历程结果ꎬ分别如图７和图８所示ꎮ图７㊀λ＝２ｍ时弹性浮板在不同波高条件下的垂向位移时间历程Ｆｉｇ.７㊀Ｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｔｉｍｅｓｅｒｉｅｓｏｆｔｈｅｐｌａｔｅａｔｆｏｒｅ￣ｅｎｄꎬｍｉｄ￣ｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｂａｃｋ￣ｅｎｄｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗａｖｅｈｅｉｇｈｔｓｗｉｔｈλ＝２ｍ９２第６期刘㊀一ꎬ等:基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ的浮式结构水弹性响应数值模拟图８㊀λ＝４ｍ时弹性浮板在不同波高条件下的垂向位移时间历程Ｆｉｇ.８㊀Ｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｔｉｍｅｓｅｒｉｅｓｏｆｔｈｅｐｌａｔｅａｔｆｏｒｅ￣ｅｎｄꎬｍｉｄ￣ｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｂａｃｋ￣ｅｎｄｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗａｖｅｈｅｉｇｈｔｓｗｉｔｈλ＝４ｍ从图７与图８可见ꎬ在两种波长条件下ꎬ弹性浮板各点的垂向位移随着波高的增加而增加ꎮ这是由于当入射波波高增大时ꎬ浮板各点处受到的波浪载荷增加ꎬ浮板的水弹性响应加剧ꎬ导致浮板各位置处的垂向位移数值增加ꎮ在波长２ｍ时ꎬ入射波的周期为１.１３ｓꎬ图７中截取时间段８ｓ与１４ｓ之间稳定段的迎浪端㊁中部以及尾端３个位置处垂向位移的时间历程ꎮ在此时间段内ꎬ浮板各点处的垂向位移变化趋于稳定ꎬ３个不同波高下的垂向位移峰值虽有较大的差异ꎬ但是三者垂向位移变化周期是保持一致的ꎮ这是因为当入射波的波浪周期确定后ꎬ波幅的变化只会影响弹性浮板水弹性响应的剧烈程度ꎬ对其运动的周期无较大的影响ꎮ在图８中ꎬ波长４ｍ时各点处的垂向位移变化周期要远大于波长２ｍ时的变化周期ꎬ但是其不同波高下的各点垂向位移周期也趋于一致ꎮ在迎浪端位置处ꎬ两个波长下不同波浪幅值时的垂向位移峰值基本一致ꎬ这是因为迎浪端垂向位移的变化主要是受到入射波的影响ꎬ其运动状态与波浪基本保持一致ꎬ浮板其他位置处的垂向位移变化对迎浪端的影响较小ꎮ相比于入射波波长λ＝２ｍ而言ꎬ较大的入射波长λ＝４ｍ时的中部与尾端的垂向位移增加的更为明显ꎬ这是由于波长４ｍ时ꎬ浮板迎浪端与尾端的距离为１倍的波长ꎬ当浮板的迎浪端处在波浪的波峰(波谷)位置处ꎬ浮板两端同时存在较大的垂向位移ꎬ从而导致中部位置的垂向位移也进一步加剧ꎻ而在波长２ｍ时ꎬ浮板迎浪端与尾端的距离为１.５倍的波长ꎬ当迎浪端处在波浪波峰(波谷)位置处ꎬ尾端位于波浪波谷(波峰)位置处ꎬ浮板的迎浪端与尾端存在相反的垂向位移ꎬ从而导致浮板中部的水弹性响应减弱ꎬ并没有出现较大的抬升ꎮ在同样波长下ꎬ波高的增加会引起弹性浮板总体弹性变形运动的加剧ꎬ而波长与浮板长度的关系ꎬ在一定程度上会影响弹性浮板内部各点处的最大垂向位移变化ꎮ２.３㊀板厚对水弹性响应的影响研究弹性浮板的板厚对浮板水弹性作用的影响ꎬ选取在给定入射波波高㊁波长时ꎬ３种不同浮板厚度(ｄ＝０.０６ｍꎬ０.１０ｍꎬ０.１４ｍ)下ꎬ迎浪端㊁中部和尾端３个位置处的垂向位移时间历程ꎬ结果如图９所示ꎮ当模型材料属性(弹性模量与泊松比)未发生改变时ꎬ随着弹性浮板厚度的增大ꎬ浮板的截面弯曲刚度也随之增加ꎮ从图９(ａ)与图９(ｃ)可以看出ꎬ在浮板迎浪端与尾端位置处ꎬ垂向位移的变化趋于一致ꎬ３种不同板厚在浮板自由端位置处垂向位移虽有差异ꎬ但数值相差较小ꎮ这是由于在浮板自由端位置ꎬ入射波的波浪载荷对浮板弹性变形运动的影响要远大于截面弯曲刚度的影响ꎬ从而导致在自由端处的垂向位移幅值与入射波的波幅相一致ꎮ在图９(ｂ)的浮板中部位置处ꎬ厚度ｄ＝０.１４ｍ情况下ꎬ浮板中部节点的垂向位移峰值要小于厚度为ｄ＝０.０６ｍ与ｄ＝０.１０ｍ处的垂向位移峰值ꎮ这是因为在浮板中部位置ꎬ弯曲刚度对浮板弹性变形的影响要大于波浪载荷的影响ꎬ当浮板的板厚增加时ꎬ截面弯曲刚度也随之增加ꎬ导致中部节点的垂向位移逐渐减少ꎬ整体的水弹性响应也进一步减弱ꎮ综上所述ꎬ浮板厚度的改变会影响弹性浮板的水弹性响应运动ꎬ对浮板中部位置的影响要远大于对自由端位置的影响ꎮ当浮板厚度在一定范围内变化时ꎬ自由端的垂向位移峰值不会出现较大的变化ꎮ０３海㊀㊀洋㊀㊀工㊀㊀程第３８卷图９㊀弹性浮板在不同板厚条件下的垂向位移时间历程Ｆｉｇ.９㊀Ｔｉｍｅｓｅｒｉｅｓｏｆｔｈｅｐｌａｔｅａｔｆｏｒｅ￣ｅｎｄꎬｍｉｄ￣ｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｂａｃｋ￣ｅｎｄｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｖａｌｕｅｓｏｆｐｌａｔｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓ２.４㊀弹性浮板的三维效应当弹性浮板在入射波浪的作用下出现弹性变形运动时ꎬ由于浮板中线位置处的波浪载荷与两侧自由端处的波浪载荷之间存在一定的差异ꎬ将导致浮板各位置处的垂向位移存在一定的差异ꎮ图１０为入射波高为Ｈ＝０.０４ｍꎬ波长λ＝４ｍ时ꎬ浮板中间位置ꎬ以及两侧自由端处垂向位移ꎮ在图１０中可以看出ꎬ弹性浮板中间位置处各节点的垂向高度要高于两侧自由端位置处的垂向高度ꎬ而对于两侧自由端而言ꎬ两者的垂向高度趋于一致ꎮ从图１１的垂向位移云图中同样可以看出ꎬ浮板各点垂向高度从中间位置向两侧自由端逐渐降低ꎬ两侧的位移云图以浮板中心位置处呈对称分布ꎮ图１０㊀浮板不同位置处的垂向位移(迎浪端位移最大)Ｆｉｇ.１０㊀Ｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｐｌａｔｅ图１１㊀浮板不同位置处的垂向位移云图(迎浪端位移最大)Ｆｉｇ.１１㊀Ｖｅｒｔｉｃａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｏｓｉｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｐｌａｔｅ３㊀结㊀语利用ＣＦＤ建立数值黏性水池ꎬ并采用速度入口造波方法完成五阶Ｓｔｏｋｅｓ波浪的模拟ꎻ通过对弹性浮板进行有限元离散ꎬ并在外部流场与结构之间的交界面上进行数据交互ꎬ实现双向耦合的同步计算ꎮ通过与文献中的数值计算结果和试验结果进行比较ꎬ表明该数学模型可以较准确地模拟弹性浮板在非线性波浪作用下的弹性变形运动ꎮ研究发现:在板厚不变ꎬ入射波幅增加时ꎬ浮板的水弹性响应运动也随着加剧ꎬ浮板各点的垂向位移随波幅的增加而增加ꎻ在给定波浪环境时ꎬ浮板自身厚度的变化对浮板的垂向位移有一定的影响ꎬ在浮板厚度变化时ꎬ迎浪端与尾端两处的自由端垂向位移并没有随浮板厚度出现较大的改变ꎬ而浮板内部节点随厚度的增加ꎬ其垂向位移减小ꎻ在浮板两侧自由端位置处的垂向高度相比于中间位置的垂向高度稍小ꎬ浮板的垂向高度从中间位置向两侧逐渐减小ꎮＣＦＤ￣ＦＥＭ方法在计算大型浮体在非线性波浪环境下的水弹性响应时具有较好的精度ꎬ今后可以采用此方法进一步分析不均匀海底平面与不规则波浪对大型浮体水弹性响应的影响ꎮ１３第６期刘㊀一ꎬ等:基于ＣＦＤ￣ＦＥＭ的浮式结构水弹性响应数值模拟２３海㊀㊀洋㊀㊀工㊀㊀程第３８卷参考文献:[１]㊀崔维成ꎬ吴有生ꎬ李润培.超大型海洋浮式结构物开发过程中需要解决的关键技术问题[Ｊ].海洋工程ꎬ２０００ꎬ１８(３):１￣８.(ＣＵＩＷｅｉｃｈｅｎｇꎬＷＵＹｏｕｓｈｅｎｇꎬＬＩＲｕｎｐｅｉ.Ｔｅｃｈｎｉｃａｌｐｒｏｂｌｅｍｓｉｎｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｖｅｒｙｌａｒｇｅｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[Ｊ].ＴｈｅＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０００ꎬ１８(３):１￣８.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[２]㊀ＢＩＳＨＯＰＲＥＤꎬＰＲＩＣＥＷＧꎬＷＵＹＳ.Ａｇｅｎｅｒａｌｌｉｎｅａｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙｔｈｅｏｒｙｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｍｏｖｉｎｇｉｎａｓｅａｗａｙ[Ｊ].ＰｈｉｌｏｓｏｐｈｉｃａｌＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｒｏｙａｌＳｏｃｉｅｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎꎬＳｅｒｉｅｓＡ:ＭａｔｈｅｍａｔｉｃａｌａｎｄＰｈｙｓｉｃａｌＳｃｉｅｎｃｅｓꎬ１９８６ꎬ３１６:３７５￣４２６. [３]㊀ＷＵＹＳ.Ｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｂｏｄｉｅｓ[Ｄ].Ｌｏｎｄｏｎ:ＬｏｎｄｏｎＢｒｕｎｅｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ１９８４.[４]㊀杜双兴.海洋浮体结构的直接分析方法 三维线性水弹性随机分析理论及应用[Ｄ].无锡:中国船舶科学研究中心ꎬ１９９０.(ＤＵＳＸ.Ｄｉｒｅｃｔａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｏｆｍａｒｉｎｅｆｌｏａｔｉｎｇｂｏｄｙｓｔｒｕｃｔｕｒｅ─３Ｄｌｉｎｅａｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｓｔｏｃｈａｓｔｉｃａｎａｌｙｓｉｓｔｈｅｏｒｙａｎｄｉｔｓａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ[Ｄ].Ｗｕｘｉ:ＣｈｉｎａＳｈｉｐＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒꎬ１９９０.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[５]㊀杜双兴.完善的三维航行船体线性水弹性力学频域分析方法[Ｄ].无锡:中国船舶科学研究中心ꎬ１９９６.(ＤＵＳＸ.Ｐｅｒｆｅｃｔｆｒｅｑｕｅｎｃｙｄｏｍａｉｎａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｆｏｒｌｉｎｅａｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙｏｆ３Ｄｎａｖｉｇａｔｉｏｎｈｕｌｌ[Ｄ].Ｗｕｘｉ:ＣｈｉｎａＳｈｉｐＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒꎬ１９９６.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[６]㊀ＭＵＲＡＬＭꎬＫＡＧＥＭＯＴＯＨꎬＦＵＪＩＮＯＭ.Ｏｎｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆａｈｕｇｅｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｗａｖｅｓ[Ｊ].ＮｏｎｌｉｎｅａｒＡｃｏｕｓｔｉｃｓ:Ｓｔａｔｅ￣ｏｆ￣ｔｈｅ￣ＡｒｔａｎｄＰｅｒｓｐｅｃｔｉｖｅｓ(ＩＳＮＡ１９)ꎬ１９９７ꎬ１８１:１９９￣２１０.[７]㊀王大云.三维船舶水弹性力学的时域分析方法[Ｄ].无锡:中国船舶科学研究中心ꎬ１９９６.(ＷＡＮＧＤＹ.Ｔｉｍｅｄｏｍａｉｎａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｆｏｒ３Ｄｓｈｉｐｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ[Ｄ].Ｗｕｘｉ:ＣｈｉｎａＳｈｉｐＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒꎬ１９９６.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ)) [８]㊀ＷＡＴＡＮＡＢＥＥꎬＵＴＳＵＮＯＭＩＹＡＴꎬＷＡＮＧＣＭ.Ｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃａｎａｌｙｓｉｓｏｆｐｏｎｔｏｏｎ￣ｔｙｐｅＶＬＦＳ:ａｌｉｔｅｒａｔｕｒｅｓｕｒｖｅｙ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２００４ꎬ２６:２４５￣２５６.[９]㊀陈徐均.浮体二阶非线性水弹性力学分析方法[Ｄ].无锡:中国船舶科学研究中心ꎬ２００１.(ＣＨＥＮＸＪ.Ｓｅｃｏｎｄｏｒｄｅｒｎｏｎｌｉｎｅａｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃａｎａｌｙｓｅｓｏｆｆｌｏａｔｉｎｇｓｙｓｔｅｍｓ[Ｄ].Ｗｕｘｉ:ＣｈｉｎａＳｈｉｐＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒꎬ２００１.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ)) [１０]付世晓.锚泊弹性浮体及通载浮桥的非线性水弹性响应研究[Ｄ].上海:上海交通大学ꎬ２００５.(ＦＵＳＸꎬＮｏｎｌｉｎｅａｒｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆａｎｃｈｏｒｅｄｅｌａｓｔｉｃｆｌｏａｔｉｎｇｂｏｄｙａｎｄｐｏｎｔｏｏｎｂｒｉｄｇｅ[Ｄ].Ｓｈａｎｇｈａｉ:ＳｈａｎｇｈａｉＪｉａｏＴｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ２００５.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[１１]方昭昭ꎬ朱仁传ꎬ缪国平.基于数值波浪水池的波浪中船舶水动力计算[Ｊ].水动力研究与进展ꎬ２０１２ꎬ２７(５):５１５￣５２４.(ＦＡＮＧＺＺꎬＺＨＵＲＣꎬＭＩＡＯＧＰ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｆｏｒｃｅｓｆｏｒａｓｈｉｐｉｎｒｅｇｕｌａｒｗａｖｅｓｂａｓｅｄｏｎｎｕｍｅｒｉｃａｌｗａｖｅｔａｎｋ[Ｊ].ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＨｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２０１２ꎬ２７(５):５１５￣５２４.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[１２]ＬＥＹＪꎬＭＯＣＴＡＲＯ.Ａｎｅｎｈａｎｃｅｄｏｎｅ￣ｗａｙｃｏｕｐｌｉｎｇｍｅｔｈｏｄｔｏｐｒｅｄｉｃｔｅｌａｓｔｉｃｇｌｏｂａｌｈｕｌｌｇｉｒｄｅｒｌｏａｄｓ[Ｃ]//Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆ３３ｒｄＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＯｃｅａｎꎬＯｆｆｓｈｏｒｅａｎｄＡｒｃｔｉｃＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ.２０１４:ＯＭＡＥ２０１４￣２４１９９.[１３]ＳＥＮＧＳ.Ｓｌａｍｍｉｎｇａｎｄｗｈｉｐｐｉｎｇａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｈｉｐｓ[Ｄ].Ｃｏｐｅｎｈａｇｅｎ:ＴｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＤｅｎｍａｒｋꎬ２０１２.[１４]ＴＯＭＯＫＩＴꎬＳＡＤＡＯＫＩＭꎬＭＡＳＡＹＯＳＨＩＯ.ＡｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇｇｌｏｂａｌａｎｄｌｏｃａｌｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆａｓｈｉｐｂａｓｅｄｏｎＣＦＤａｎｄＦＥＡｃｏｕｐｌｉｎｇ[Ｊ].ＭａｒｉｎｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１８ꎬ５９:３６８￣３８６.[１５]李邦华ꎬ郑向远ꎬ李炜.波浪水槽中Ｓｔｏｋｅｓ五阶波的数值生成[Ｊ].武汉理工大学学报(交通科学与工程版)ꎬ２０１６ꎬ４０(２):２３８￣２４４.(ＬＩＢＨꎬＺＨＥＮＧＸＹꎬＬＩＷ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｇｅｎｅｒａｔｉｏｎｏｆｆｉｆｔｈ￣ｏｒｄｅｒＳｔｏｋｅｓｗａｖｅｉｎｗａｖｅｔａｎｋ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＷｕｈａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＴｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎＳｃｉｅｎｃｅ＆Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１６ꎬ４０(２):２３８￣２４４.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))[１６]ＪＵＮＷＯＯＣꎬＳＵＮＧＢＹ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｕｓｉｎｇｍｏｍｅｎｔｕｍｓｏｕｒｃｅｗａｖｅ￣ｍａｋｅｒａｐｐｌｉｅｄｔｏＲＡＮＳｅｑｕａｔｉｏｎｍｏｄｅｌ[Ｊ].ＣｏａｓｔａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２００９ꎬ５６:１０４３￣１０６０.[１７]ＭＡＥＤＡＨꎬＭＡＳＵＤＡＫꎬＭＩＹＡＪＩＭＡＳ.Ｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｓｏｆｐｏｎｔｏｏｎｔｙｐｅｖｅｒｙｌａｒｇｅｆｌｏａｔｉｎｇｏｆｆｓｈｏｒｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｃｉｅｔｙＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｓｏｆＪａｐａｎꎬ１９９５ꎬ１７８:２０３￣２１２.[１８]滕斌ꎬ勾莹.大型浮体水弹性作用的频域分析[Ｊ].工程力学ꎬ２００６ꎬ２３(１２):３６￣４８.(ＴＥＮＧＢꎬＧＯＵＹ.Ｈｙｄｒｏｅｌａｓｔｉｃａｎａｌｙｓｉｓｏｆｖｅｒｙｌａｒｇｅｆｌｏａｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｆｒｅｑｕｅｎｃｙｄｏｍａｉｎ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００６ꎬ２３(１２):３６￣４８.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ))。
基于水弹性力学软件的浮式防波堤消波性能分析
基于水弹性力学软件的浮式防波堤消波性能分析基于水弹性力学软件的浮式防波堤消波性能分析引言：浮式防波堤是一种有效的海洋工程结构，用于保护港口、海岸以及沿海地区的海洋及附近地区免受波浪和潮汐的侵蚀。
其消波性能直接影响到工程的稳定和使用效果。
为了更准确地评估浮式防波堤的消波性能，本文采用了水弹性力学软件进行分析。
1. 背景和研究目的随着海洋工程的发展和需求的不断增长，浮式防波堤作为一种重要的结构形式得到了广泛的应用。
其将弹性浮筒与结构框架结合，通过浮筒的浮力，实现了抵抗波浪冲击力的作用。
然而，由于海况的复杂性，浮式防波堤的消波性能还存在许多问题，因此需要进行进一步的研究和分析。
本文旨在基于水弹性力学软件，研究浮式防波堤在不同波浪条件下的消波性能，分析其受力特点和运动规律，并对设计参数进行优化。
2. 数值模拟方法本文采用了基于水弹性力学原理的软件进行数值模拟。
通过建立浮式防波堤的三维模型，并考虑波浪荷载、浮筒弹性和结构应力的相互作用，分析浮式防波堤的受力情况和消波性能。
在数值模拟中，我们考虑了以下几个重要因素：浮筒的初始位置和角度、波浪的高度和周期、结构材料的弹性模量等。
通过改变这些参数，我们可以模拟出不同条件下浮式防波堤的消波性能，并对其进行评估。
3. 结果与分析通过数值模拟，我们得到了浮式防波堤在不同波浪条件下的受力情况和消波效果。
首先，我们分析了浮式防波堤的受力特点。
由于波浪的作用，浮筒会受到压力和力矩的作用，而结构框架则会受到弯曲和剪切力的作用。
通过观察不同位置和角度的浮筒的受力情况，我们可以确定浮式防波堤的结构强度和稳定性。
其次，我们对浮式防波堤的消波性能进行了评估。
通过测量波浪通过防波堤前后的波高和波速，我们可以评估浮式防波堤对波浪的减弱效果。
我们发现，浮式防波堤可以明显地减弱波浪的能量，保持后方水域的相对平静。
最后，我们进行了参数优化的分析。
通过改变浮式防波堤的结构参数，如浮筒的尺寸、初始位置和角度等，我们可以评估不同设计方案下的消波性能。
浮体剖面载荷的几种计算方法
浮体剖面载荷的几种计算方法张天宇;韩荣贵;李磊【摘要】水中浮体的剖面载荷计算对于总体强度分析起着至关重要的作用.利用三维势流水动力软件预报浮体的运动及受力响应,以此结果为前提条件,采用三种不同的方法(压力积分法、多体法和广义模态法).计算浮体的剖面载荷:最后以一个半潜平台结构为算例,并得到三种方法的相互验证.【期刊名称】《船舶》【年(卷),期】2011(022)002【总页数】5页(P38-41,64)【关键词】剖面载荷;广义模态;半潜平台;势流理论【作者】张天宇;韩荣贵;李磊【作者单位】烟台中集来福士海洋工程有限公司,烟台,264000;烟台中集来福士海洋工程有限公司,烟台,264000;烟台中集来福士海洋工程有限公司,烟台,264000【正文语种】中文【中图分类】U661.1水中浮体运动预报通常是基于三维线性势流理论的边界元方法，而以此为基础的软件目前已经比较成熟，如WAMIT，AQWA，SESAM，Hydrostar，这些软件能够提供刚体六个自由度的运动及受力响应。
如果想得到浮体的剖面载荷，则需要对水动力计算结果进行后处理计算。
通常人们求解剖面载荷采用直接压力积分的方法，但这种方法在进行后处理时较为繁琐，容易出错。
第二种方法是把一个浮体看作是两个相对独立的浮体，这样就产生了一个多体系统，而两个浮体之间利用刚度较大的弹簧连接，只要求出弹簧受力即可得到剖面载荷。
第三种方法是利用Newman （1993，1994）提出的广义模态法，这种方法后被T.Mathai（2000）推广，用以计算三维剖面载荷。
本文以一个半潜平台为例，利用这三种方法计算其剖面载荷，并进行对比分析。
这种方法是直接计算剖面载荷的方法，只要求得整个浮体的运动及表面压力，即可通过半个浮体的压力积分及惯性力求得指定剖面的载荷。
用两个右手坐标系，一个是大地坐标系OXYZ，坐标原点在静水面上，X轴指向艏部，Z轴垂直静水面向上并与浮心共线，另一个是连体坐标系oxyz，随物体一起平动和旋转。
波浪与浮式结构物相互作用的研究共3篇
波浪与浮式结构物相互作用的研究共3篇波浪与浮式结构物相互作用的研究1近年来，随着海洋工程建设的不断发展，更多的浮式结构物被建造在海洋中，如海上风电场、浮式油气平台、浮式码头等。
然而，这些浮式结构物在海洋环境中面对着巨大的波浪力量和风力，如何保证其结构安全和平稳运行是当前海洋工程建设亟需解决的重要问题之一。
因此，研究波浪与浮式结构物之间的相互作用具有重要的理论和实践意义。
一、波浪的种类和形成海洋波浪是一种由风吹动海面而产生的机械波。
由于海洋波浪是一种非定常流动的现象，因此其波峰、波谷以及波浪速度等特征参数均随时间和空间变化而发生变化。
波浪可以分为长波、中波和短波三种类型，其中短波长度小于20米。
长波和中波的波长甚至达到几百或上千米，常常由于地球自转和季节差异的影响而变化。
海洋波浪的形成和传播过程受多种因素的影响，其中包括了风速、风向、海水深度、海洋地形等因素。
风速是水面波浪形成的主要外力因素，风速越大，则波浪能量越高，波峰越高，波浪周期越短。
此外，海水深度也会影响波速和波长，波速是波长和周期的倒数，因此海水越浅，波速越慢，波峰越高，波谷越深。
二、浮式结构物的类型和构造浮式结构物通常由浮筒和上部建筑物两部分组成，其中浮筒是支撑上部建筑物的主要结构，同时也起到了降低波浪力和风力的作用。
浮筒的浮力是由其体积和密度决定的，因此浮筒的体积越大，浮力越大，能够承受的波浪载荷也就越大。
根据浮筒的形状和用途不同，浮式结构物可以分为多种类型，如单浮筒式、多浮筒式、球形浮筒式、圆柱形浮筒式等。
浮式结构物的稳定性和抗风险能力是其建设的重点。
为了提高结构的稳定性和抗风性能，浮筒通常使用加重法使其与海床形成一定的刚性固定，这样可以防止结构在波浪作用下的过度晃动和倾斜。
在通常的情况下，增加浮筒的重量和使浮筒与海床的固定性越强，则结构的稳定性和抗风性能也就越高。
三、波浪与浮式结构物的相互作用由于海洋波浪具有高速、高力度和不规则等特点，与浮式结构物的相互作用往往会引起较为复杂的现象。
海上超大型储油船的水弹性频域分析
式 中 ：Ｄ 为 薄板 的 弯 曲刚 度 ；Ｑ 为 薄 板 单 位 两 部 分 ：
图 １ 坐 标 示 意 图
ｇ ｘ ， ｔ ） ＝一 ｍＷ（ ｘ ， ｆ ） ＋ｐ（ ｘ ， ｔ ）
（ １ １ ）
假 定 流 体 为 无粘 、 不 可 压 缩 的理 想 流 体 ，运 动 无 旋 ，流
摘
要 ：超大型储油船是海上浮 式储 油基地 的主要组成结构 ，对其进行水 弹性 响应 分析 是保 障储油基地安全 的一个
重 要 环 节 ，在 势 流 理 论 的基 础 上采 用特 征 函 数 展 开 法 求 解 流 场 速 度 势 以及 底 板 水 动 压 力 分布 ，采 用 一 组 简 单 的正 弦 振 型 函 数 ，将 结 构 的水 弹 性 响进 行 模 态 叠 加 ，然 后 代 入 结 构 水 弹 性 运 动 方 程 求 解 结 构 的 水 弹 性 响 应 ，讨 论 不 同波 长
的周期简谐波 ，则所有含 时问变量 的物 理量均可分离 出时间
因子 ｅ － ｚ ，表 达 如 下 ： （ ， ｚ ， ｔ ） ＝Ｒ ｅ ［ ０ （ ｘ ， ｚ ） ｅ － ｉ ｍ ｔ ］
收 稿 日期 ：２ ０ ｌ ３ — ０ ９ — １ ０
一
、
Ｗ（ ｘ ． ， ） ＝Ｒｅ ［ ｗ（ ｘ ） ｅ 一 ｏ ｘ ］
（ ２ ） （ ３ ）
随着我 国经 济发展以及 国家战 略储备 的需要 ，海 上浮 式
储 油 基 地 的建 设显 得 越 来 越 重 要 ，海 上 浮 式 储 油 基 地 由数 肢 超 大 型 储 油船 靠 泊 组 成 ，水 平 尺 度 非常 大 ，是 一 种 极 为 扁 平 的 柔 性 结 构 物 ， 其 弹 性 变 形 响 应 甚 至 比 刚 体 运 动 响 应 更 为重 要 ， 因此 必 须 分析 超 大 型 储 油 船 在 流体 载 荷 作 用 下 的变 形 以 及 超 大 型 储 油船 变 形 对 流 场 的影 响 ，这 是 一 个 典 型 的流 固 耦 合 问题 ，传 统 的 刚性 假 定 已不 再 适 用 。水 弹 性 理 论 ｝ １ ， ２ ｌ ＿ 为 分 析 波 浪 与 超 大 型 储 油 船 的 相 互 作 用提 供 了 一 个 很 好 的工 具 ，
大型集装箱船港口系泊分析
中国水运 China Water Transport
Vol.19 August
No.8 2019
大型集装箱船港口系泊分析
尹伟光
（上海华润大东船务工程有限公司，上海 202155）
摘 要：随着集装箱吨位和装载箱数的不断上升，对大型集装箱船港口系泊的研究显得尤为迫切。考虑风、浪、流
联合作用的环境条件，运用基于势流理论的 AQWA 软件对停靠港口船舶的系泊系统进行建模。调用 Hydrodynamic
Diffraction 和 Hydrodynamic Response 两个模块，在设定相关的参数和条件后，计算得到该停靠船舶在极端工
况下的船体时域运动响应情况和每根缆绳的系泊张力大小。由计算结果可知，当风、浪、流的速度和方向不同时，
图 2 AQWA 软件模块之间的相互关系 二、系泊船舶的主要参数和港口环境条件 1．船舶的主要参数 本文计算的集装箱船舶，装货量为 10,000 箱左右，其 主尺度为：总长 356.0m；垂线间长 335.0m；船宽 52m； 型深 29.6m；满载排水量为 132,400t。 2．港口的环境条件参数 本文系泊港口的环境条件如表 1 所示。
的波浪方向，可获知各种海况下相应的最大值。如表 2 所示。 表 2 不同工况下系泊缆绳的最大张力值
系泊缆绳
最大张力（kN）
安全系数
①
418.7
3.2
②
422.1
3.2
③
525.7
2.6
④
527.3
2.6
⑤
529.3
2.6
⑥
686.3
2.0
⑦
708.0
1.9
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超大型浮体运动与波浪载荷的水弹性响应分析
超大型浮体结构物是由众多场站组成的，设计其结构应保证良好的运动性能和健康度。
在海洋环境中，波浪对浮体结构载荷的影响很大，因此研究浮体运动与波浪载荷的水弹性
响应分析具有重要的理论意义和实际价值。
浮体结构物在海洋环境中运动状态复杂，而波浪的作用使得它更难以控制和分析。
因此，对于超大型浮体结构物而言，分析其精细的水弹性响应非常重要。
而在进行浮体结构
物的水弹性响应分析时，需要考虑到波浪、流场、结构的非线性效应，以及波浪-结构相
互作用等因素。
其中，波浪载荷是浮体结构物在海洋环境中承受的主要载荷之一，因此波
浪的特性和运动状态分析将直接影响到浮体结构物的水弹性响应。
目前，研究者们在浮体结构物的运动特性、波浪特性以及波浪-结构相互作用问题上
进行了大量的理论和实验研究。
通过对运动学、动力学和水动力特性的分析，研究者们建
立了理论模型，并对模型进行了数值计算和模拟分析，以期得出最优的设计方案。
此外，
实验室中也进行了大量的物理模型试验和海试，以验证理论模型的实用性和精确性。
在浮体运动特性的分析方面，目前的研究主要包括以下内容：运动状态的描述、运动
状态稳定性分析、马闸船流动特性等。
其中，运动状态的描述可通过五自由度和六自由度
运动状态方程来实现，而运动状态的稳定性分析可以通过线性阻尼矩阵的方法进行。
马闸
船的流动特性则需要考虑到牵引线受力情况和流体力学效应等因素。
在波浪特性的分析方面，目前的研究主要包括以下内容：海洋波浪的分类、波浪能量
谱分析、波浪动力学特性等。
海洋波浪可根据产生原因和传播距离分为风浪、涌浪等类型，而波浪能量谱分析则可通过对波浪的周期和振幅等特性进行统计分析得出。
波浪动力学特
性则涉及到波浪的非线性效应和波浪过程的相互作用等因素。
在波浪-结构相互作用问题上，目前的研究主要包括以下内容：波浪的扰动外力分析、结构的水动力响应分析、波浪-结构相互作用问题的数值模拟等。
波浪的扰动外力可通过
波浪统计分布模型和计算波场模型等方法得出，而结构的水动力响应则需要考虑到结构的
形态、质量、弹性特性等因素。
数值模拟则可以通过有限元方法、边界元方法等数值分析
方法来实现，以预测结构物的水弹性响应及其特性。
总之，超大型浮体结构物的水弹性响应分析是一个非常复杂的课题，需要涉及到运动学、动力学、水动力学等多个方面的知识，同时还需要将理论和实验相结合，才能够得到
精准和实用的分析结果。
在未来的研究中，我们需要进一步深入研究浮体运动与波浪载荷
的水弹性响应分析问题，以为超大型浮体结构物的设计和运营提供更加可靠和高效的技术
支持。