基于CEL的船舶抛锚入泥深度分析

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VLCC压载舱泥沙淤积成因及对策

VLCC压载舱泥沙淤积成因及对策罗勇; 丁磊【期刊名称】《《机电设备》》【年(卷),期】2019(036)006【总页数】4页(P30-32,35)【关键词】油轮; 多沙水域; 压载水舱; 泥沙淤积; 气动冲沙【作者】罗勇; 丁磊【作者单位】南京水利科学研究院江苏南京 210029【正文语种】中文【中图分类】U664.80 引言我国大部分进口原油均是由大型远洋油轮运至如宁波、舟山一带的港口，卸下油后经输油管道送至内地炼制。

对于进出沿线港口的远洋大型油轮而言，在港操作以及航行至合适海域都需要置换大量的压载舱水，以平衡船舶配重；在置换压载舱水的同时，将带入大量的泥沙并沉积于压载舱。

宁波、舟山水域地处我国东部沿海，由于受到长江口大量排泄泥沙输出外海、海潮与周边水沙环境等因素的影响，水体含沙量高，尤其在风浪天时，底层水体含沙量可达5 kg/m3以上。

油轮每航次都要沉淀几十至上百吨淤泥[1]（见图1），由此引发对船舶的伤害，也给船舶泥沙清淤带来困难。

船舶压载水舱的泥沙淤积是我国远洋油轮特有的问题。

分析研究油轮压载水舱的泥沙淤积成因，从而合理有效地清理油轮压载水舱泥沙，对延长船舶使用寿命、改善运输环境、促进能源建设均有积极意义。

1 压载舱水流运动特性舟山地区水域泥沙颗粒细，一般泥沙中值粒径为0.008 mm，底层最大0.03 mm，悬沙表层较小为0.002 2 mm。

在含盐的水流中发生絮凝，絮凝的沉降速度在现代数学模型中一般选用0.04 cm/s～0.05 cm/s，调整沉速及沉降机率可算得其与实际情况的对比结果。

图1 油轮压载水舱结构示意及泥沙淤积情形图 2为压载舱的结构，分为边压载水舱和底压载水舱。

以压载水进入边舱为例，水流可作为多汊分支水流的出流和入流流量相等，可以概化为3组2个汊道的流量进行分流计算[2]，如图3所示。

图2 压载舱结构示意（单位：mm）图3 压载舱水流运动分布2 船舱泥沙淤积成因2.1 泥沙絮凝沉降由于油轮停泊于宁波舟山水域，我国学者曾用钱塘江、长江口泥沙做了大量试验，得出该水域泥沙絮凝的临界粒径为0.032 mm的结论；若大于此粒径，不发生絮凝；若小于此粒径，则发生絮凝，并得到计算舟山水域絮凝泥沙粒径与絮凝泥沙沉速公式[3]。

基于有限元法的船舶干坞状态下注入压载水坞墩受力分析

作者简介：何光伟（９３１７一）男，工程师，从事船舶设计工作
薛林（９５１８一）男，助理工程师，从事船舶设计工怍
收稿日期：２１１— ４０卜１０
Ｄｅｇｎ＆Ｄｅｖｏｐｍｅｎｓｉｅｌｔ
２３分析结果．
Ｓｏｉｉｅｙｉｔｓｖｒｍｐｏｔｔｔｄｙｔｔｅｓｆｄｏｋｉｇｂｏｃｎｄｋａｅｌｉｇｂｌａｔｗａｅ．ｉａｒｃｒｉｓｏｒｏｓｕｈｅｓｒｓｏｃｎｌｋｓｉｏｃｆｒｆｌｎａｌｓｔｒＴｈｓｐｐｅａｒｅｕｔｔｉｍａｈｍａｉａｉｕａｉｙＦｔｅｔｌｓｍｌｔｃｏｎｂＥＡｔｄｔｅｌｅｐｅｉｅｓｒｓｎｌｉｆｔｅｄｋｎｇｂｌｋｓｍｅｈｏｏｒａｉｒｃｓｔｅｓａａｙｓｓｏｈｏｃｉｏｃ．ｚ
ＨＥＧｕａｗｅ，ＸＵＥＬｉｎｇｉｎ
（ＳｕｎｚｏｏｇｕｈｐｕｌｉｇＣ；ｔ．ａｇｈｕ５６ＣＳＣＧａｇｈｕ４２）ｄ１１
ＡｂｔａｔＧｅｅａｙｅｏｇａａｔｔｒｌｂｕｅｔＷＴＣＴｂｆｒｉｌｎｈｓｏａｊｓｓｉ’ ｓｒｃ：ｎｒｌ，ｎｕｈｂｌｓｗａｌｅｍｐｄｉｏＢ／ＯｅｏｅｓｐａｃｅｄｕｔｈｐＳｌｌｅｗｉｐｎｈｕｔｌｔｏｄｔｎＨｏｅｅ，ｒａａｏｌｓｗｔｗｉｅｎｅｅｒｅｓｉｓｏａｊｓｆａｉｏｄｔｎｆａｉｇｃｎｉｏ．ｗｖｒａｇｅｔｅｌｆａｌｔａｅｌｂｅｄｄｆｒａｇｈｐｄｕｔｏｔｇｃｎｉｏ．ｏｎｉｄｂａｒｌｏｌｔｎｌｉ

霍尔锚的强度和疲劳特性研究

霍尔锚的强度和疲劳特性研究张建;李金泰;唐文献;孙泽【摘要】霍尔锚是无杆锚的典型代表,广泛使用在中小型船舶上,其强度和疲劳特性的高低直接关系到船舶的安全.以C型60 kg霍尔锚为例,通过建立该锚的受力分配模型,结合有限元分析对其进行静力学、疲劳分析.结果表明:霍尔锚的结构强度、刚度、寿命均满足规范GB/T 548-1996中锚的拉力试验的要求.%The Hall anchor is a representative of the stockless anchor,widely used in small and medium ships,and strength and fatigue characteristics of the Hall anchor is directly related to the safety of the ship.In the study,a 60 kg C Hall anchor is taken as an example,the stress distribution model of the anchor is established,and the statics and fatigue are analyzed by the finite element analysis.The results show that Hall′s structural strength,rigidity and life meet the requirements of the tensile test of the anchor in the anchor technology condition of GB/T 548-1996.【期刊名称】《江苏科技大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2017(031)003【总页数】4页(P278-281)【关键词】霍尔锚;强度;疲劳【作者】张建;李金泰;唐文献;孙泽【作者单位】江苏科技大学机械工程学院, 镇江 212003;江苏科技大学机械工程学院, 镇江 212003;江苏科技大学机械工程学院, 镇江 212003;江苏扬远船舶设备铸造有限公司, 泰州 225500【正文语种】中文【中图分类】U663锚是泊船设备中重要的一环，霍尔锚由于抛起方便、收藏稳当等特点，为近代船舶广泛使用.船舶在装卸货物、避风、减刹船速等情况下都需要频繁地将霍尔锚抛入水中，可见锚可靠性的好坏，直接影响到船舶的安全性[1-2].因此，有必要对霍尔锚进行有限元分析和疲劳分析，探讨霍尔锚的强度、刚度和寿命是否满足船舶的使用要求.目前，针对锚的研究多为通过实船试验，测量锚的抓底性能，文献[3]中在砂底上对霍尔锚、AC1-14型锚和波尔锚进行了抓底模型试验研究,分析了锚的重量、几何形状对啮土深度及抓力的影响.文献[4]中分别在硬质底床和软质底床上对霍尔锚、AC-14型锚和波尔锚(N型)进行了抓底试验研究.文献[5]中对霍尔锚进行了水阻力试验研究.利用计算机软件进行仿真研究的也比较多，文献[6]中对ST OFFSHORE锚利用有限元软件进行了强度分析；文献[7]中基于虚拟样机技术，对拉锚试验进行了仿真分析.文献[8]中基于CEL方法对霍尔锚进行了拔锚计算机仿真分析.文献[9]中对船锚在软土中的运动形式进行了研究.文献[10]中基于CEL方法对船锚的入泥深度进行了研究.但是这些文献的研究对象都是锚的实船试验、拉锚试验等，而对于应用广泛的霍尔锚，目前鲜有文献探讨其强度和疲劳特性.文中首先通过PRO/E 软件建立霍尔锚的三维模型，并通过建立霍尔锚受力分配模型确定霍尔锚的外部载荷.再使用abaqus有限元分析软件对霍尔锚有限元模型进行强度分析，并将结果文件导入疲劳分析软件femfat中，对锚进行疲劳分析，探讨该锚的强度、刚度、寿命是否满足近代船舶的使用要求.1.1 霍尔锚三维模型霍尔锚整体结构比较复杂，其中一些倒角等对锚的强度影响不大，却对有限元分析产生重要影响，所以建模时不考虑这部分特征.根据国家标准GB/T 546-1997中的相关规定，采用C型60 kg霍尔锚的相关尺寸，应用PRO/E软件创建霍尔锚模型(图1).1.2 霍尔锚受力分配模型在对霍尔锚进行强度分析前，参照国家标准GB/T 548-1996《锚技术条件》中锚的拉力试验，确定霍尔锚所承受的外载荷(图2).锚在进行拉力实验时，其拉力作用点一端在锚卸扣处，另一端在距锚爪尖L/3处(L为锚爪长度).由该标准中《锚的拉力试验负荷》可知，60 kg霍尔锚的拉力试验负荷为27.1 kN.在具体分析中，霍尔锚整体坐标系以锚杆中线与小轴中轴线交点为原点，锚爪尖指向方向为z轴正方向，垂直于锚中面并指向锚杆方向为y轴正方向.在整体坐标系下，锚杆与锚爪夹角为其最大张角40°；拉力试验中的拉力与锚杆夹角为8°，将拉力分解到y、z两个方向.在此坐标系下拉力加载方向与x-y平面夹角为42°.所以分解到y、z轴的力分别为：1.3 霍尔锚非线性有限元模型在进行有限元分析时，考虑到在实际情况中，横销的作用只是限制小轴的位移，对锚的强度分析影响非常小，却会阻碍有限元计算的收敛，所以本模型不考虑横销；考虑到小轴是简单圆柱件，为降低计算量，采用MPC铰接单元替代.文中所用网格采用hypermesh进行划分(图3)，其中锚的单元类型为C3D4，单元数为487 584，节点数为104 990；锚杆单元类型为C3D4，单元数为198 686，节点数为42 662.锚和锚杆的材料均是铸钢ZG200-400，弹性模量为2.1E5 MPa，泊松比为0.3.在abaqus中进行静力学分析.其中锚与锚杆接触部位定义小滑移接触.将锚杆的两个孔上的节点分别与在其圆孔中心的参考点1、2耦合，约束锚卸扣端的参考点1的x、y、z 3个自由度；在小轴中轴线的1/4处和3/4处建立参考点3、4，将锚与小轴接触的面分别与参考点3、4绑定，并分别将参考点3、4、2通过coupling铰接在一起；将靠锚杆侧距锚爪尖L/3处的部分锚爪表面与在该部分锚爪表面对称中心的参考点5耦合，并分别在参考点5的y轴负方向施加20 139 N 的力，和z轴负方向施加18 133 N的力.整个模型只有静态加载一个分析步.1.4 霍尔锚疲劳分析模型霍尔锚作为船舶首锚，使用频率非常高，仅对霍尔锚做强度分析，难以准确判断其安全性，所以有必要对其进行疲劳分析.使用疲劳分析软件Femfat对霍尔锚进行疲劳分析.将aboqus的模型文件和应力结果文件导入Femfat软件，输入材料的强度极限430 MPa，输入屈服极限230 MPa，可得材料的S-N曲线和应力-应变曲线.由材料的S-N曲线可知，材料应力极限循环次数为2E6次，疲劳强度极限为193.5 N/mm2，曲线斜率为12.由材料的应力-应变曲线可知，材料的弹性模量为210E5 MPa，与有限元分析模型一致，材料厂的断面收缩率为22.4%.对霍尔锚施加的对称循环变应力试验载荷次数应小于材料的应力极限循环次数，取80 000次.2.1 霍尔锚受力分配分析与验证在靠锚杆侧距锚爪尖L/3处的部分锚表面耦合的参考点上的y轴负方向施加了20 139 N的力，z轴负方向施加了18 133 N的力.通过在abaqus visualization中查看结果文件测得，在锚杆靠锚卸扣处孔节点耦合的参考点上，y轴正方向的最大支反力为20 139.2 N，z轴正方向的支反力为18 133 N的力，该结果与霍尔锚受力分配模型高度一致.验证了霍尔锚受力分配模型的正确性.2.2 霍尔锚有限元计算分析霍尔锚在进行拉力试验时，其拉力作用点，一端在锚卸扣处、另一端在距锚爪尖L/3处，在拉力的作用下，锚与锚杆成一夹角，紧密贴合并相互作用，由于锚上与锚杆接触部位的倒角较小，所以此处应为锚上受相互作用力最大的地方，也是霍尔锚最危险的地方.霍尔锚的锚与锚杆所用的材料都是ZG200-400，属于铸钢类，故采用第一强度理论进行校核，即最大拉应力理论.从图4锚应力应变云图中可以看出，应力最大值出现在锚与锚杆接触部位，与实际情况相符，值为73.3 MPa，小于材料的强度极限430 MPa，此应力值小于材料的屈服极限230 MPa，所以锚的强度满足要求.在设置边界条件时，将锚杆靠近锚卸扣一端固定，在锚上施加作用力，所以理论上霍尔锚整体的最大位移应该出现在锚爪上，并向锚杆固定端一次递减.从锚的位移云图可以看出，锚最大位移出现在锚爪尖，最大位移出现在此处，最大位移为2.589 mm，此位移较小，满足刚度要求.从图5锚杆应力应变云图可以看出应力最大值出现在锚杆与锚接触部位，值为157.4 MPa，小于材料的强度极限430 MPa，此应力值小于材料的屈服极限230 MPa，所以锚的强度满足要求.从锚杆的位移云图可以看出:锚杆最大位移出现在锚杆底部，值为2.342 mm，此位移较小，满足刚度要求.2.3 霍尔锚疲劳计算分析从霍尔锚的应力云图中可以看出:锚上应力较大的部位出现在锚与锚杆接触的地方，锚杆上较大应力的部位出现在与锚贴合的面和其背面上，所以多次使用霍尔锚，会对应力较大的地方造成一些损伤.将femfat分析结果改成abaqus可查看文件，从图6霍尔锚的疲劳损伤值倒数云图可以看出：锚的疲劳损伤值倒数最小值出现在与锚杆接触部位，为42.44，因为疲劳寿命=应力循环次数/损伤值，所以锚的疲劳寿命为80 000×42.44=3 395 200次；锚杆的疲劳损伤值倒数最小值出现在与锚接触部位，为2.207，所以锚的疲劳寿命为80 000×2.207=176 560次.(1) 有限元分析结果中，参考点1上，y轴正方向的最大支反力为20 139.2 N，Z轴正方向的支反力为18 133 N的力，该结果与霍尔锚受力分配模型高度一致，并符合国家标准GB/T 548-1996《锚技术条件》和《材料和焊接规范》中锚的拉力试验的试验原理.同时该结果验证了霍尔锚受力分配模型的正确性.(2) 通过霍尔锚有限元分析，得到霍尔锚的最大应力为157.4 MPa小于材料的屈服极限230 MPa，说明霍尔锚的强度符合要求.霍尔锚最大位移出现在锚爪尖，最大位移为2.589 mm，此位移较小，说明霍尔锚的刚度符合要求.所以霍尔锚在使用过程中不易发生破坏和变形.(3) 通过霍尔锚的疲劳分析，可知锚的疲劳寿命为3 395 200次；锚杆的疲劳寿命为176 560次.在不考虑锈蚀、碰撞等情况下霍尔锚寿命长，不易发生疲劳破坏，符合近代船舶频繁使用的要求.【相关文献】[1] 夏国忠.船舶结构与设备[M].大连：大连海事大学出版社，1998:58-61.[2] 蒋治强,于洋.近代船用锚发展历史与现状[J].中国水运,2013，13(2):120-123. JIANG Zhiqiang, YU Yang. History and current situation of the development of modern ship anchor[J]. China Water Transport,2013，13(2):120-123.(in Chinese)[3] LEE J H, SEO B C, SHIN H K. Experimental study of embedding motion and holding power of drag embedment type anchor (DEA) on sang seafloor[J]. Journal of the Societyof Naval Architects of Korea,2011,48(2):183-187.[4] SHIN H K, SEO B C, LEE J H. Experimental study of embedding motion and holding power of drag embedment type anchor on hard and soft seafloor[J]. International Journal of Naval Architect and Ocean Engineering, 2011(3):193-200.[5] 王伟，于洋.霍尔锚水阻力试验研究[J] .中国航海,2012，35(2)：81-83. WANG Wei, YU Yang. An experimental study of water resistance on Hall’s anchor[J]. Navigation of China, 2012，35(2)：81-83.(in Chinese)[6] 雷林，王智祥，张敏，等.ST offshore锚三维建模及有限元分析[J].重庆交通大学学报(自然科学版),2014，29(2)：303-306. LEI Lin,WANG Zhixiang, ZHANG Min,et al. Analysis on ST offshore anchor 3D modeling & fea[J].Journal of Chongqing Jiaotong University(Natural Science),2014，29(2)：303-306.(in Chinses)[7] 李纯金，刘志强，王明强，等.基于虚拟样机技术的VLCC锚系运动仿真研究[J].船舶工程,2008，30(6)：35-38. LI Chunjin, LIU Zhiqiang, WANG Mingqiang, et al. Study on the anchor motion simulation of VLCC based on virtual prototype[J].Ship Engineering,2008，30(6)：35-38.(in Chinese)[8] 唐文献，吴文乐，张建，等. 锚泊系统起锚破土阻力分析[J].船海工程,2015,44(6)：31-34. TANG Wenxian，WU Wenle，ZHANG Jian，et al. Resistance analysis of lifting anchor ground-breaking process for mooring system[J]. Ship & Ocean Engineering，2015,44(6)：31-34.(in Chinese)[9] 易路. 船锚在软土中的运动形式研究[J]. 水利水电快报，2008,28(8)：39-42. YI Lu. Study on behavior of drag anchor in soft soils[J]. Express Water Resources & Hydropower Information,2008,28(8)：39-42.[10] 王懿，贾旭，黄俊，等. 基于CEL的船舶抛锚入泥深度分析[J].石油机械,2014,42(12)：44-47. WANG Yi，JIA Xu，HUANG Jun，et al. Analysis of penetration depth of dropped anchor based on CEL[J]. China Petroleum Machinery,2014,42(12)：44-47.(in Chinese)。

船舶深水抛锚方法分析

船舶深水抛锚方法分析2009年9月14日摘要：由于抛锚方案选择不当、抛锚方法应用不当等原因，极易出现抛锚安全问题，深水抛锚时容易出现出链速度太快刹不住而丢失锚链，深水起锚时由于出链太长容易出现锚机力量不够绞不起锚链而丢失锚链等事故。

本文针对一起具体的深水抛锚丢锚事故，运用数理分析方法对船舶深水抛锚的动力学原理进行了分析，给出了2个极限水深的计算公式，对船舶深水安全抛锚提供了数理支持。

关键词：水路运输；深水抛锚；船舶；安全；锚链抛锚作业是船舶最常见的作业之一，船舶在抛锚作业过程中，经常由于船长和(或)驾驶员对锚地风、流的变化估计不足，对出链长度把握不准、抛锚方法使用不当，致使抛锚时发生安全故事。

如丢锚、断链等等。

因此在深水区安全抛锚是航海界不断探索的课题。

由于水深、底质等原因，如果用一般的抛锚方法，则由于出链过长，链速过快，锚机刹车往往刹不住，很容易造成丢锚事故；抛深水锚时方法不当也容易出现抓底困难而造成抛锚失败；深水抛锚如果出链太长，则有可能超过锚机负荷而收不回锚链等等。

本文从一起丢锚事故来分析深水抛锚的动力学原理。

1事故经过EVERGL0RY轮从越南CAMPHA港装运17000t散煤到菲律宾南部的VILLANUEV A港。

该港位于菲律宾南部Macajarlar海湾，该海湾水深变化剧烈，在很短的距离里内从200m急剧地变化到50m水深，是典型的斜坡形海底，当回声测深仪显示水深为70m时，船长命令大副抛左锚。

在抛锚过程中，船长采用了一般浅水锚地的抛锚方法，没有先用锚机把锚链送到海底附近，而是直接用离合器将锚机脱开，凭借锚和锚链的重力作自由落体运动抛下，随着锚链入水长度的增加，抛出部分的锚和锚链的重量越来越大，下落速度越来越快，导致锚机刹不住，锚链风驰电掣般往下落，最后锚链弃船而去，造成该轮左舷锚链连同左锚一并丢失，后来不得不联系该港引水站，请引水员来帮助抛下右锚。

2重力方式抛锚极限水深的求取深水抛锚，具体多大水深才是“深水”，在现阶段的各种航海资料中没有严格的定义，对于不同的船舶是有区别的，一般来说，按照《船舶操纵与避碰(上册)》所述，水深大于25m，就认为是“深水”，很明显，水深25m对超大型船舶而言，就算不上“深水”了。

霍尔锚在粉细砂中抛锚深度模型试验

第42卷第11期2020年11月Vol.42No.11海洋学报Haiyang Xuebao November2020王慧，张可成，王忠涛，等.霍尔锚在粉细砂中抛锚深度模型试验卩].海洋学报，2020,42(11)：123-130,doi:10.3969/j.issn.0253-4193.2020.11.012Wang Hui,Zhang Kecheng,Wang Zhongtao,et al.Model tests on penetration depth of hall anchor in silty sand[J].Haiyang Xuebao,2020, 42(11)：123-130,doi:10.3969/j.issn.0253-4193.2020.11.012霍尔锚在粉细砂中抛锚深度模型试验王慧1,张可成”，王忠涛1,张宇1,王洪波3(1.大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室，辽宁大连116023;2.上海船舶运输科学研究所，上海200135;3.华润置地大连有限公司，辽宁大连116019)摘要：航船应急抛锚时锚板贯入土体可能会影响河床或海床中的结构物甚者造成破坏，因此在通航频繁的航道，结构物埋深的设计需要充分考虑应急抛锚时锚板的贯入深度。

本文通过缩尺模型试验模拟了霍尔锚在中等密实度粉细砂中的抛锚贯入过程，研究了不同抛锚速度(1.15〜4.4m/s)及粉细砂相对密实度(0.45〜0.65)对抛锚贯入深度的影响；基于太沙基极限承载力理论和能量守恒定律，推导出霍尔锚在粉细砂土中贯入深度的表达式，与模型试验结果对比显示理论计算结果偏于保守。

基于试验结果提出修正系数，修正后的理论公式能够较好地快速预测霍尔锚在中等密实度粉细砂中的贯入深度。

研究结果为粉细砂土河床或海床中的结构物埋深设计提供了一定的技术参考。

关键词：霍尔锚；粉细砂土；抛锚深度;抛锚速度中图分类号：P751文献标志码：A文章编号：0253-4193(2020)11-0123-081引言随着长距离油气资源运输、远程通信、跨域交通等需求的日益增长，油气管道、通信光纤、跨海隧道等结构物得到了广泛应用，其主体部分通常埋置于海床或河床中叫近几年油气管道和通信光缆受损事故分析表明，大部分事故是船舶应急抛锚作业造成的叫因此，快速且准确地预测船舶应急抛锚时锚板的贯入深度，是设计海床或河床中结构物埋置深度的重要参考依据之一。

基于SILAS系统的湛江港宝满港区浚前淤泥测量技术_2010年中国航海学会测绘学组学术研讨会学术交流论文

1. 引言根据《淤泥质海港适航水深应用技术规范》(JTJ/T325-2006)的表述，床面泥沙颗粒中值粒径＜0.03mm，淤泥颗粒之间有粘结力并在海水中呈絮凝状态的海岸港和河口港为淤泥质海港。因为淤泥质海港岸滩物质组成较细，絮凝状的泥沙颗粒在潮、浪作用下，主要呈悬沙输移，沉落到水底后，在尚未密实前的一段时间内具有很强的流动性，易发生浮泥现象，浮泥性质与水相似，几乎不存在抗剪切力，可供航行，浮泥密度的上限一般认定为 1200-1250 ㎏ [1] /m³，下限为 1030-1080 ㎏/m³ 。随着水体中悬移的泥沙沉落增多，浮泥进一步密实，逐渐形成流泥，密度范围一般为 1250-1550 ㎏/m³。当孔隙水被排走，密度增加到 1550-1700 ㎏/m ³时，在水流作用下不会再直接悬扬，属于流塑淤泥的范畴。现今，随着各深水港池航道挖槽水深越来越大，回淤加剧，疏浚的泥沙抛沉于航道两侧时，床面的泥沙容重小，更易起动，在遇到合适的动力条件，则集中于航槽，浮泥回淤问题可能更加突出。按密度划分淤泥，可以细化浮泥的密度分层，有助于分析特定目标层的流变特性，从而减少疏浚量，节约资金。由于密度分层不易界定，淤泥测量至今仍然是个较为复杂的问题。国内过去一般使用γ 射线密度计和三爪砣法测定淤泥密度。然而，操作放射性设备需要严格的技能培训和特殊的施工许可，且工作效率低，对人员和被测区域环境有潜在的放射性危害，安全性不易控制。 [2] 三爪砣测量，简单灵活、价格低廉、操作安全简便，但其对测量环境要求较高，依赖于制造、测量环境、测量员的感知和熟练程度，精度较低。由于是纯粹的人工作业，其效率也低下。近年来，海测大队引进荷兰 SILAS 走航式适航水深测量系统进行淤泥层厚度的测定，取得了较好的效果。 2. SILAS 系统原理 SILAS系统利用双频测深仪发射低频声波信号，声波在通过的声阻抗不同的两种介质时，在媒界面上将产生反射，密度差别越大，则声阻抗差别越大，反射的声强度也就越大，这种密度上的差别被定义为“密度梯度”。由于声波的反射和密度梯度之间的关系是已知的，即每一次反射都是因为密度的梯度变化引起的，因而可以对密度梯度进行量化处理。利用标定过的声源信号来记录反射信号的强度，以及根据声源信号的增益(放大倍数)及时变增益(TVG) 等参数就可以高精度地测定密度的梯度值，再根据密度梯度的变化，求取每个特定深度上的 [3] 相对密度值。再通过使用密度计进行单点密度测量(图一)，建立起反射强度和绝对密度之间的对应关系，从而确定整条断面不同深度上的密度值。藉此推算出泥质属性相同的测线和每个给定密度值所对应的水深值，同时提取各点的定位值，则相应密度层水深值减去高频水深值即为该密度层厚度，如图二所示。

基于CEL法的海洋土体中桩基自沉及稳定性分析

69 /的影响；霍知亮等采用CEL法对黏土中的海底管线与土体之间的大变形问題进行了模拟研究等。

可见，CEL 法在模拟桩基下沉贯入分析时计算结果的准确性具有一定的优势。

2. 数值分析模型2.1 模型建立本文所建立的有限元模型主要包括：桩体和土体两部分。

建立土体模型时，考虑到土体的边界效应，同时参考相关已有文献，土体的直径取桩径的10倍尺寸即：4.5m，土体深度方向尺寸取：45.8m，土体的材料模型选用：摩尔库伦本构模型。

单元划分时，对本文所建立的有限元模型：桩体和土体两部分，进行独立划分，桩体采用C3D8r单元来模拟，土体采用欧拉单元EC3D8r来模拟。

不同组件的单元划分情况如表3所示，桩体单元和土体单元如图1所示。

设置分析载荷步时，选用显示动力分析载荷步，桩体与土体之间采用“面面接触”来实现它们之间的相互作用。

2.2 桩基自沉深度计算在进行桩基自沉深度计算时，土体的边界条件为：约束土体侧面的经向自由度，约束土体底面的所有自由度，加载条件为：对桩体施加自重荷载。

经计算，桩体在自重荷载作用下，在土体中发生下沉：下沉速度随时间的增加逐渐增大，当t=8s时，桩体下沉速度达最大，最大速度v=1m/s，由于桩体受到土体的摩阻力作用，当t=8s之后，桩体下沉速度随时间的增加而逐渐减小，当t=16s时，桩体下沉速度达v=0.01m/s，当t=20s时，桩体下沉速度几乎为零；桩体的竖向位移随时间的增加逐渐增大，t=0~8s 之间时，位移增加的幅度随时间的增加逐渐增大，t=8~16s之间时，位移增加的幅度随时间的增加而逐渐减小，t=16~20s之间时，桩体的竖向位移几乎达到一恒定值保持不变，可见，此时桩体已下沉稳定。

由图2可知，桩体在自重载荷下，最终沉降量为：10.67m。

2.3桩体在锤重和水流荷载作用下的稳定性计算在桩体自沉稳定计算的基础之上，进行桩体在锤重和水流荷载作用下的稳定性计算，土体的边界条件为：约束土体侧面的经向自由度，约束土体底面的所有自由度，加载条件为：对桩体施加自重荷载，在桩顶施加60T重的锤重荷载和水流荷载。

船舶应急抛锚贯入深度计算方法研究

船舶应急抛锚贯入深度计算方法研究
黄勇
【期刊名称】《航海》
【年(卷),期】2024()1
【摘要】本文应用常规公式和有限元CEL大变形分析法,研究了3.5万吨级船舶7.09 t船锚、20万吨级船舶13.35 t船锚、40万吨级船舶18.8 t船锚在长江电力隧道工程锚地、航道等区域的应急抛锚贯入深度情况。

常规公式法计算的最大应急抛锚贯入深度为4.37 m,CEL大变形分析法计算的最大应急抛锚贯入深度为5.33 m,常规公式无法考虑贯入过程中土壤的竖向和横向推力的变化,计算结果相对偏小,CEL大变形法则能考虑多层土壤刚度以及土壤刚度随土层变形增加后的折减,计算精度相对较高。

针对地层组成多变的复杂情况,建议采用计算过程客观、精度高的有限元CEL方法。

【总页数】5页(P37-41)
【作者】黄勇
【作者单位】中国电力工程顾问集团华东电力设计院有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】U66
【相关文献】
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3.船舶抛锚过程中落锚贯入深度研究
4.抛锚贯入深度计算方法比较研究
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土壤不排水抗剪强度影响分析海底饱和软黏土由于其土壤自身组成、孑Ｌ隙比
及饱和度等性质和状态不同，使得反应土壤强度的不排水抗剪强度在不同的海域存在较大差别。为研究土壤不排水抗剪强度变化对船舶抛锚人泥深度的影响，选取４０ｋｇ的Ｃ型霍尔锚为抛锚对象，假设其抛锚过程中接触土壤时的速度为１ｍ／ｓ，在不排水抗剪强度分别为２、４、６、８和１０ｋＰａ的土壤条件下进行数值分析，其结果如图３所示。从图可以看出，随着不排水抗剪强度的增大，抛锚入泥深度将显著减小，且入泥深度的减小幅度随不排水抗剪强度值的增大而逐渐变小。
且入泥深度变化幅值随不排水抗剪强度值的增大而逐渐变小；抛锚入泥深度变化率与锚质量变化率及土壤水平接触面积变化率的比值呈线性关系。关键词：船舶；抛锚；入泥深度；不排水抗剪强度；落锚速度；ＣＥＬ中图分类号：ＴＥ９５２文献标识码：Ａｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１—４５７８．２０１４．１２．０１０
再
ＥＰ＝’Ｔ…。＂／７Ｓ，Ｎ。Ｚ４
＿ｒ
（２）
＇●萼摩
－扣晰刚｜】弹法＿、限托倬法
式中，Ｚ为锚人泥深度；Ｅ，为锚接触土壤时的动能；Ｓ，为锚形状系数，一般取０．６；Ｎ，为土壤承载力系数；ｙ’为土壤的有效单位重力：
图ｌ
Ｆｉｇ．１
拉格朗日算法与欧拉算法中连续介质变形情况
ＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｍｅｄｉｕｍｉｎＬａｇｒａｎｇｉａｎａｎｄＥｕｌｅｒｉａｎａｌｇｏｒｉｔｈｍａｎａｌｙｓｉｓ
现有抛锚入泥深度计算方法的局
限性
目前，常用的抛锚入泥深度计算方法主要有２
曲，将严重影响计算的收敛性；而欧拉算法中有限元网格在空间上固定不动，冈此不会出现网格大变形问题，但是它很难给出精确的物体界面（如图ｌ所示）：ＣＥＬ算法结合了两者的优点，其采用拉格朗日网格离散结构物，采用欧拉网格离散海底土壤，结构物与海底土壤间的接触面采用拉格朗日域边界来描述，很好地解决了物体界面描述与网格大
４．１
Ｆｒａｃｔｉｏｎ，ＥＶＦ）来跟
踪其经过网格的状态，所有欧拉单元需通过指定ＥＶＦ值来代表其充满欧拉材料的比例。如果ＥＶＦ等于ｌ，则该欧拉单元被欧拉材料完全充满；而当ＥＶＦ等于０时代表该欧拉单元中没有欧拉材料。拉格朗日材料和欧拉材料间的接触通过基于罚函数接触算法的一般接触分析来计算，当欧拉单元中ＥＶＦ为０时，拉格朗日单元能没有任何阻碍地通过欧拉单元。因此，在船舶抛锚有限元模型建立过程中，采用八节点欧拉单元ＥＣ３Ｄ８Ｒ模拟土壤，采用八节点拉格朗日单元Ｃ３Ｄ８Ｒ模拟锚，并将其定义为约束于参考点的刚体。由于采用三维单元模拟土壤，分别选取对应于８倍锚爪宽度与厚度及８倍锚杆高度的范围作为计算区域，以减小边界效应对计算结果的影响。同时，对落锚区域土壤网格进行局部加密，使网格尺寸约为锚实际尺寸的％，具体的有限元计算模型如图２所示。
万方数据
石
油机械
２０１４年第４２卷第１２期
方法进展中指出，ＣＥＬ算法能很好地解决管土相互作用和深水吸力锚性能评估中的土壤大变形问题；Ｐｉｋｅ等。８一在极地海洋油气开发研究中，采用ＣＥＬ算法分析了冰山底部与海底土壤碰撞产生沟槽及其对海底管道的影响。ＣＥＬ算法的出现，对于船舶抛锚人泥深度预测的数值模拟提供了一种新的思路，同时随着ＡＢＡＱＵＳ等大型有限元分析软件的飞速发展，将ＣＥＬ算法集成到其求解器中，为解决各类复杂问题提供了便利。
强烈的非线性和非弹性等特征。土壤受力后会有明显的塑性体积变形，不仅压力会引起塑性体积变
形，而且剪切也会引起塑性体积变形（剪胀性）。
因此，描述土壤应力与应变关系的本构模型经历了从简单弹性、理想塑性到复杂的各向异性的硬化模型和软化模型的发展过程。笔者选取ＡＢＡＱＵＳ软件中的Ｍｏｈｒ—Ｃｏｕｌｏｍｂ模型作为海底土壤的本构模型，并且选取海底土壤的弹性模量Ｅ为不排水抗剪强度Ｓ。的１０００倍，泊松比肛为０．４９。考虑土壤自重的影响，需要对模型进行地应力平衡。
一４４一．一海洋石油装备◆
石油机械ＣＨＩＮ＾㈨’ｒｌ／ｉ）１．Ｅｔ＿、１、Ｉ、ｌ＿：ＨＩＮＩ・：Ｈ、
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２０１４年
第４２卷
第１２期
基于ＣＥＬ的船舶抛锚入泥深度分析
王
懿１
贾
旭２
黄
俊２
段梦兰１
（１．中国石油大学（北京）海洋油气研究中心２．中海油研究总院）
从上述２种抛锚人泥深度计算方法可以看出，经验预测模型只考虑了锚形状参数，无法反映土壤特性对抛锚入泥深度的影响，这显然与实际情况存在较大差异；而ＤＮＶ规范的预测公式中虽然包含了土壤承载力系数，但其无法反映土壤特性随深度的变化，也存在一定的局限性。在船舶抛锚对海底管道损伤风险日渐增大和数值计算方法不断进步的条件下，采用先进的数值计算方法对船舶抛锚入泥深度进行预测，对精确模拟抛锚对海底管道损伤问题具有重要的指导意义：
耦合欧拉一拉格朗日算法
近年来，针对土壤大变形问题的研究主要采用
有限元方法，如Ｍａｒｄｆｅｌｄｔ采用三维有限元方法对汉堡港的码头岸墙与土壤间的大变形问题进行模拟；Ｍａｂｓｃｏｕｔ等６。采用传统的有限元方法对桩嵌入土壤过程进行了模拟。从他们的研究可以看出，传统有限元方法在解决结构物与土壤接触问题和土壤网格大变形问题时常难以收敛：由Ｎｏｈ最早提出的耦合欧拉一拉格朗日算法（ＣＥＬ算法）常被用于解决土壤大变形问题。在有限元分析中，主要通过有限元网格描述有关物理量：拉格朗１３算法能够清晰地描述物体界面，但当所描述的物体发生大变形时，由于有限元网格的运动与物体质点的运动重合而使网格严重扭
ｒＦＴ．
着我国海洋油气开发的飞速发展，海底管道和电缆０
—－
口
在离岸距离２００ｋｍ以内的海上油田，特别是渤海湾地区得到了广泛应用。与此同时，渤海湾地区的海洋渔业、海洋运输业和海洋旅游业等活动日渐频繁，必然使得渔业作业区域和各类船舶航线在部分
海底管道和电缆作为海洋油气运输和控制的重要手段，是海洋油气资源开发与生产的生命线。随
（１）
类：一类为经验预测模型，另一类则根据能量守恒原理计算获得：霍尔锚的入泥深度经验预测公式如下。：
Ｔ＝Ｈ。ＣＯＳＯ／＋Ｂｌ／２
变形问题：Ｐａｕｌ等一在深水油气管道有限元评估
式中，丁为锚入泥深度；Ｈ。为锚爪高度；Ｏ／为锚爪展开角度；Ｂ．为锚身厚度：关于霍尔锚的结构参数可通过规范获得４＝在ＤＮＶ规范中’利用能量守恒定律，当锚的动能全部被土壤吸收时，可以求出锚入泥深度：计算式为：
ｏｆｔｈｅｆｌｕｋｅｗｉｄｔｈａｎｄｈｅｉｇｈｔｏｆ８ｔｉｍｅｓｔｈｅｈｅｉｇｈｔｏｆａｎｃｈｏｒ
ａｎ
ｒｏｄ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎｄｅｐｔｈｏｆｄｒｏｐｐｅｄａｎｃｈｏｒｈａｓ
ｉｎｖｅｒｓｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｗｉｔｈｔｈｅｕｎｄｒ－
。基金项口：国家自然科学基金项目“考虑钢悬链线立管安装的管土非线性相互作用机理研究”（５１３４９００２）；高等学校博士点专项科研基金项目“考虑钢悬链线立管运动速度的管土非线性相互作用机理研究”（２０１３０００７１２０００９）；巾国石油大学青年教师专项培养基金资助项目（Ｋ＇ｔＪＪ２０１２—０４—１４），
万方数据
２０１４年
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王
懿等：基于ＣＥＩ．的船舶抛锚入泥深度分析
海域内与海底管道和电缆的铺设区域产生交叠，从而使得船舶意外的抛锚作业对海底管道与电缆的损伤越来越频繁：以我国为例，近几年发生的多起海底管道与电缆受损事故中大部分由船舶抛锚造成。２００８年１月，渤西外输天然气管道被锚损伤；２００９年３月，渤中１３—１至歧口１８一ｌＷＨＰＩ平台海底管道被大吨位货船的锚拉断；２００９年１２月，舟山定海鳌头浦水道海底电缆被锚损伤；２０１０年７月，烟台长岛地区海底电缆被锚损伤；２０１１年１２月，惠州２ｌ一１油田天然气管道被锚损伤。１。近年来，越来越多的海底管道与受损事故引起了相关机构及研究人员的高度重视。船舶用锚由于航行区域变化大，需要适应多种海底土壤（如砂土、黏土等），大多为无杆转爪锚（如霍尔锚、斯贝克锚等）２。海底管道和电缆在近海区域主要采用挖沟埋设的方式进行安装，在渔船、工程作业船和一般运输船等进行抛锚作业时．锚的入泥深度是决定抛锚对海底管道和电缆损伤程度的重要参数。同时海底土壤存在含水量高、孔隙比大和压缩性高等主要物理特征以及变形量大、不排水抗剪强度较低等力学特性，在抛锚过程中将发生复杂的弹塑性变形。笔者采用耦合欧拉一拉格朗１３方法（ＣＥＬ）对船舶抛锚入泥深度问题进行研究，建立了抛锚入泥深度数值分析方法，所得结果对海底管道安全服役具有理论意义和工程意义。ｌ２
ａｉｎｅｄｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｓｏｉｌ．Ｔｈｅｖａｒｉａｔｉｏｎｏｆｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎｄｅｐｔｈａ］ｓｏｄｅｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｕｎｄｒａｉｎｅｄｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｖａｌｕｅ．Ｔｈｅｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎｄｅｐｔｈｃｈａｎｇｅ
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ｒｕｌｅｒ—Ｌａｇｒａｎｇｉａｎｍｅｔｈｏｄｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｉｎｍｏｄｅｌｉｎｇ，ｔｈｅＥｉｇｈｔ－ｎｏｄｅＥｕｌｅｒｕｎｉｔＥＣ３Ｄ８Ｒｉｓｕｓｅｄｆｏｒｓｉｍｕｌａｔｉｎｇｓｏｉｌａｎｄｅｉｇｈｔ—ｎｏｄｅＬａｇｒａｎｇｉａｎｕｎｉｔＣ３ＤａＲｉｓｕｓｅｄｆｏｒｓｉｍｕｌａｔｉｎｇａｎｃｈｏｒ，ｗｈｉｃｈｉｓｄｅｆｉｎｅｄｓｔｒａｉｎｅｄ
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