第 47 卷第 5 期 渔 业 现 代 化 Vol． 47 No． 5

2020 年 10 月 FISHEＲY MODEＲNIZATION Oct． 2020

DOI: 10. 3969 /j. issn. 1007-9580. 2020. 05. 011

收稿日期: 2020-06-01

基金项目: 山东省支持青岛海洋科学与技术试点国家实验室重大科技专项( 2018SDKJ0303－3)

作者简介: 黎建勋( 1984—) ，男，助理研究员，研究方向: 船舶电气。E－mail: ljxsolo@ 163． com

某型深远海养殖工船动力系统方案设计

黎建勋1，2

，王 靖1，2

( 1 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，农业农村部远洋渔船与装备重点实验室，上海 200092;

2 青岛海洋科学与技术国家实验室深蓝渔业工程联合实验室，山东 青岛 266237)

摘要: 为实现某型深远海养殖工船动力系统最优方案设计，结合工船锚泊与游弋养殖模式工况特点，融合养

殖系统动力载荷，进行动力系统适渔性、可靠性、经济性需求分析、方案遴选和论证。构建常规推进、交流电

力推进、直流配网型电力推进技术三种动力系统方案，得出各动力系统方案初期投入、日常运营、可靠性分析

与后期维护成本并进行比较。通过对各个动力系统方案的优缺点进行综合分析，得出采用 4 台发电机组的

交流电力推进系统方案为实现养殖工船动力系统、供电系统与养殖系统动力载荷优化匹配的最优配置方案。

关键词: 养殖工船; 动力系统; 动力负荷; 电力推进

中图分类号: S951 文献标志码: A 文章编号: 1007－9580( 2020) 05－074－08

海水养殖和海洋牧场建设是解决中国渔业资

源问题的重要途径［1］。拓展现代水产养殖的新

空间是宣誓海洋主权“屯渔戍边”的一项有效举

措［2］。深远海离岸养殖，主要有网箱养殖和养殖

工船两种产业模式［3－4］，是水产养殖业的重要发

展方向［5－7］。目前，深海网箱养殖模式具有水环

境影响小、投资成本低、安全保障不足、维护成本

高等特点［3，8－10］，技术装备相对成熟［11］，已取得一

定的社会效益，但在面临台风等突发自然灾害时，

该模式缺乏灵活的管控和应对策略，容易造成巨

大经济损失［12－14］。深远海养殖工船采用游弋式

工作模式，可灵活选择适宜的养殖海区，增加年产

频次，提高养殖产量，能规避台风等自然灾害影

响，最终实现养殖模式集约化、自动化、规模化、专

业化、安全可控与产能最大化。

20 世纪 80 年代，欧美发达国家开始研发大

型养殖工船，并先后形成试验船［15－17］。中国专家

20 世纪 70 年代末提出建造养殖工船的初步设

想［18－20］，但受投资成本、技术发展水平等客观因

素的制约，发展速度缓慢。目前，中国养殖工船研

发仍处于起步阶段，其船型、动力系统、电站、锚

泊、养殖、加工、补给等多种关键技术和系统建设

方案都亟待探索性研究和技术突破。

介绍了某型养殖工船平台的动力系统研究方

案，阐述了各动力系统方案的优缺点，为中国深远

海养殖工船技术研究提供借鉴和参考。

1 动力系统方案

1． 1 动力需求分析

本养殖工船设计为自航、钢质、单机单桨、可

游弋养殖工船，可寻找合适的水域自主锚泊，进行

轮作式养殖生产，养殖、加工大黄鱼等经济鱼种，

并进行货物扒载和活鱼转运。该船集成有养殖、

加工、冷藏、吸鱼作业等自动化、智能化装备，养殖

载荷考虑有冗余设计。

动力系统作为养殖工船的心脏，其性能技术

直接决定了船在深远海上航行、养殖作业的安全

性、可靠性与经济效益［21］，其重要性不言而喻。

养殖工船自身具有锚泊与游弋养殖模式多工况作

业的特点。其主要工况可归纳为航行、养殖、吸

鱼、迁移这四类，功率需求可以简化为推进负载、

养殖/加工负载以及船上其他日用负载的功率需

求( 表 1) 。其生产工况特点为: ( 1) 航行工况，养

殖系统动力装备不工作; ( 2) 养殖作业工况，工船

推进负载不工作，工船长期锚泊养殖作业; ( 3) 吸

鱼作业工况，工船推进负载不工作; ( 4) 迁移作业

工况，工船处于低速航行模式，推进负载降功率运

第 5 期 黎建勋等: 某型深远海养殖工船动力系统方案设计

行，养殖负载维持必要的运行。

养殖工船动力系统可以采用常规推进及电力

推进的选型方案。系统除需保证必要的推进功率

外，还需考虑适渔性和经济性需求。就原动机选

型而言，可采用中高速原动机机型，以减小体积和

重量。由于养殖的大黄鱼鱼群对养殖环境的噪声

控制要求非常高［22－23］，而高速原动机噪声大、寿

命短，不适宜大黄鱼养殖。

养殖工船发电机应考虑以下配置原则: ( 1)

长期运行工况下尽可能采用单机供电，其负荷

率最好在 80%左右; ( 2) 主发电机台数一般选 3

台，至少 2 台，并采用同容量、同型号机组，有利

于并联运行的稳定性和减少备件; ( 3) 必须设置

备用发电机组，其功率应等于电站中最大一台

机组的功率，保证当最大一台运行发电机组损

坏时，仍能满足各种工况作业下工船电能负载

的需要。

从表 1 可 知，养殖工船最大功率需 求 为

4 100 kW，长期运行的养殖工况功 率需求为

2 980 kW，吸 鱼 作 业 为 3 240 kW，迁 移 作 业 为

3 210 kW，最大推进功率需求为 3 400 kW。机组

的选型和机组的最佳工作点应兼顾各个工况功率

需求，重点满足养殖作业工况下的功率需求和经

济性。结合规范要求，表 1 同时列出了中速机选

型下的电力推进、常规推进机组配置方案比较，以

及 4 台机组和 3 台机组的配置方案比较。其中，

方案一采用 4 台相同功率发电机的电力推进配置

方案，方案二采用 3 台发电机( 功率 2 大 1 小) 的

电力推进配置方案; 方案三为常规主机推进带 1

台轴带发电机，并配有 3 台发电机组的配置方案。

表 1 大型养殖工船功率需求参数

Tab． 1 Power demand parameters for large aquaculture platform

功率需求 航行工况 养殖工况 吸鱼作业 迁移作业

推进功率/kW 3 400 / / 1700

养殖及加工负载功率/kW / 2 200 2 060 880

其他负载功率/kW 700 780 1 180 630

总功率需求/kW 4 100 2 980 3 240 3 210

方案一

4 台机组

( 装机功率 5 016kW)

使用发电机功率( kW×台) 1 254×4 1 254×3 1 254×3 1 254×3

备用发电机功率( kW×台) / 1 254×1 1 254×1 1 254×1

发电机负载率( %) 81． 7 79． 2 86． 1 85． 3

方案二

3 台机组

( 装机功率 5 899kW)

使用发电机功率( kW×台) 2 218×2 2 218×1+1 463×1 2 218×1+1 463×1 2 218×1+1 463×1

备用发电机功率( kW×台) 1 463×1 2 218×1 2 218×1 2 218×1

发电机负载率( %) 92． 4 81． 0 88． 0 87． 2

方案三

常规推进带轴带发电机

( 装机功率 7 762kW)

推进主机功率( kW) 4 000 / / 4 000

使用发电机功率( kW×台) 1 254×1 1 125×1+1 254×2 1 125×1+1 254×2 1 254×2

备用发电机功率( kW×台) 1 254×2 1 254×1 1 254×1 1 254×1

发电机负载率( %) 55． 8 82． 0 89． 2 60． 2

对于 4 台机组和 3 台机组的配置比较，从表

1 可以看出，方案一采用 4 台 1 254 kW 相同功率

的机组，方案二采用 2 台 2 218 kW + 1 台 1 463

kW 机组的配置，两种方案在负荷率上均能满足

各柴油机运行在最佳油耗点附近。由于方案二采

用的机型不一致，必然增加后期的维护成本，且该

方案装机功率相对较大，冗余度小，不是非常经

济。方案三为 1 台 4 000 kW 主机+1 台 1 125 kW

轴带发电机( PTO) +3 台 1 254 kW 发电机组的动

力系统配置方案，共含 4 台发电机，电网考虑有适

当的冗余。在养殖、吸鱼工况下，轴带发电机可作

为在网运行发电机，也可作为备用发电机，“闲

置”的主机也得到一定程度利用。但相较电力推

进方案而言，此方案系统装机功率为最大。综上，

动力系统如采用电力推进方案，采用 4 台发电机

配网是较合理的。

1． 2 常规推进方案

常规推进方案配置 1 台 4 000 kW 推进主机，

75

渔 业 现 代 化 2020 年

1 台 1 125 kW，AC 400 V 3 相 50 Hz 轴带发电机

( PTO) 和 3 台 1 254 kW，AC 400 V 3 相 50 Hz 常

规发电机组，并设有 AC 400 V 主配电板。AC 400 V

主配电板设计为 2 段汇流排，3 台主发电机可长

期并联运行，亦可与轴带发电机在养殖、吸鱼作业

工况长期并联运行。养殖负载及常规日用负载均

布在左右汇流排。

图 1 为常规主机推进单线图。

图 1 常规主机推进单线图

Fig． 1 Single wire diagram of conventional main engine propulsion

1． 3 交流电力推进方案

相对常规推进，电力推进技术具有节能、环

保、噪声低、操纵性、机动性、可靠性、推进效率高

等优势，在渔业船舶中已得到逐步应用［24－27］。交

流电力推进方案配置由 4 台 1 254 kW，AC 690 V

3 相 50 Hz 交流发电机组，1 座 AC 690 V 主配电

板( MSB1 ) ，2 台 1 700 kW 有源前端变频器

( AFE) ，1 套 3 400 kW 双绕组推进电机，1 套单轴

螺旋桨( PＲO) ，2 套 AC 690 V/400 V 日用变压

器，1 座 AC 400 V 主 配 电 板 ( MSB2) 等 组 成。

AC690 V 主配电板设计为 2 段汇流排，4 台主发

电机可长期并联运行，养殖负载及常规日用负载

均布在左右汇流排。图 2 为交流电力推进系统单

线图。

1． 4 直流配网型电力推进方案

直流配网型电力推进系统故障电流小、能源

接口简便［28］，在分布电源接入、能量存储利用、负

荷扰动抑制、节能减排降噪方面具有突出技术优

势［29］。与交流系统相比，能更好发挥区域配电优

势，摆脱交流电力推进系统中发电机定速限制柴

油机经济性发挥的问题，从而更加节能，并节约空

间及总体重量［30－31］。

直流配网型电力推进配置方案与交流电力

推进方案基本相同，仍然设计为 4 台 1 254 kW，

AC 690 V 3 相 50 Hz 交流发电机组，1 套 3 400

kW 双绕组推进电机和 1 套单轴螺旋桨。不同

之处在于其主配电板( MSB1) 网络为 DC 直流主

配电板，采用 2 段 DC 1 000 V 汇流排。在 DC 主

配电板内设有各发电机的供电整流控制单元( 1

～ 4 号整流器) ，以及双绕组推进电机的逆变器

控制单元( 1 ～ 2 号逆变器) 。养殖变频负载及日

用变压器亦由主配电板中的逆变器控制，并均

布在汇流排左右。图 3 为直流配网型电力推进

系统单线图。

76

第 5 期 黎建勋等: 某型深远海养殖工船动力系统方案设计

图 2 交流电力推进动力单线图

Fig． 2 Single wire diagram of AC electric propulsion system

图 3 直流电力推进动力单线图

Fig． 3 Single wire diagram of DC electric propulsion system

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渔 业 现 代 化 2020 年

2 动力系统方案比较

2． 1 初期投入

采用常规推进、交流电力推进、直流配网型电

力推进方案，从表 2 可以看出，交流电力推进方案

总价最低，常规推进方案次之，直流配网型电力推

进方案最贵。

2． 2 运营成本

由于交流电力推进和直流配网型电力推进原

动机选型基本相同，故运营成本比较仅围绕柴油机

组的经济性开展。每年按 344 d 运行考虑，其余时

间为靠码头或进厂维护时间，常规主机配置每年燃

油消耗量见表 3，电力推进配置每年燃油消耗量见

表 4。通过表 3 和表 4 对比分析可知，每年常规推

进会比电力推进省油 7． 4 t。其主要原因是主机直

接驱动螺旋桨，减少了中间电力转换环节，总体燃

油消耗率比发电机组要低，但因为主机运行时间

短，因此，每年的运营成本节省不明显。

表 2 动力系统初期投入比较

Tab． 2 Comparison of initial investment for power system

系统设备配置方案 常规主机推进 交流电力推进 直流配网型电力推进

配置 价格/万元 配置 价格/万元 配置 价格/万元

主机 4 000 kW×1 1 000 / / / /

轴带发电机/发电机组 1 125 kW×1+

1 254 kW×3 957 1 254 kW×4 920 1 254 kW×4 920

主配电板 AC 400 V 140 AC 690 /400 V 230 DC 1000 /AC 400 V 1 030

PMS 及监控设备 1 套 60 1 套 60 1 套 60

主推进变频器 / / 1 700 kW×2 400 / /

主推进电机 / / 3 400 kW×1 190 3 400 kW×1 190

齿轮箱及桨轴 单轴单桨 200 单轴单桨 200 单轴单桨 200

UPS 电源 / / 2 台 10 2 台 10

主推进控制 1 套 30 1 套 50 1 套 50

总价/万元 2 387 2 060 2 460

表 3 常规推进年燃油消耗量统计

Tab． 3 Statistics of annual fuel consumption of conventional propulsion

工况 常规主机配置

功率类别 实际功率/kW 综合燃油消耗率/( g /kW·h) 运行时间 d×24 h 实际油耗/t 每年总计油耗/t

航行

养殖

吸鱼

迁移

柴油机 3 400 190

发电机组 700 195

柴油机 0 190

发电机组 2 980 195

柴油机 0 190

发电机组 3 240 195

柴油机 1 700 200

发电机组 1 510 195

20×24

300×24

20×24

4×24

310． 1

65． 5

0． 0

4 183． 9

0． 0

303． 3

32． 6

28． 3

4 923． 7

表 4 电力推进年燃油消耗量统计

Tab． 4 Statistics of annual fuel consumption of electric propulsion

工况 电力推进配置

功率类别 实际功率/kW 综合燃油消耗率/( g /kW·h) 运行时间 d×24 h 实际油耗/t 每年总计油耗/t

航行 发电机组 4 100 195 20×24 383． 8

养殖 发电机组 2 980 195 300×24 4 183． 9

吸鱼 发电机组 3 240 195 20×24 303． 3

迁移 发电机组 3 210 195 4×24 60． 1

4 931． 1

78

第 5 期 黎建勋等: 某型深远海养殖工船动力系统方案设计

3 可靠性与后期维护成本分析

根据常规主机推进和电力推进所配置主要

设备以及各工况下出现单机组或单个设备故障

的情况，系统运行的可靠性分析见表 5。由于变

频器属于电力电子元器件，常规使用年限都在

10 年以上，不需要进行相关维护，因此后期维护

费用较低，基本不存在维护要求。从主机及发

电机组柴油机的小修和大修维护考虑，以 10 年

为一周期计，经估算，采用电力推进方案，其后

期设备维护费用将比常规推进方案节省费用约

140 万元。

表 5 常规推进与电力推进重要设备故障下的可靠性对比

Tab． 5 Ｒeliability comparison under important equipment failure of conventional propulsion and electric propulsion

工况

常规推进( 带轴发电机方案)

故障设备 影响后果 影响程度

电力推进

故障设备 影响后果 影响程度

航行

主机 船舶失去动力 严重 主推进电机故障 双绕组设计失去一半动力 轻度

发电机组 3 台机组，另外 2 台可满足功

率需求 无 发电机组故障 4 台机组，另外 3 台可满足功

率需求 无

养殖

主机 主机不运行 无 主推进电机故障 电机不运行 无

发电机组 4 台机组，剩余 3 台可满足功

率需求 无 发电机组故障 4 台机组，剩余 3 台可满足功

率需求 无

吸鱼

主机 主机不运行 无 主推进电机故障 电机不运行 无

发电机组 4 台机组，剩余 3 台可满足功

率需求 无 发电机组故障 4 台机组，剩余 3 台可满足功

率需求 无

迁移

主机 船舶失去动力 严重 主推进电机故障 双绕组设计失去一半动力 无

发电机组 3 台机组，另外 2 台可满足功

率需求 无 发电机组故障 4 台机组，剩余 3 台可满足功

率需求 无

4 讨论

4． 1 动力需求

船舶动力装置操纵性、可靠性、可维性、经济

性、振动和噪声指标是船舶动力需求的主要指

标［32］。一般非电力推进船舶电站的负荷率在 85%

～90%是合理的，而对于大容量船舶电站，采用电力

推进方案时，发电机负荷率不超过 95%是合理可行

的［33］。本船设计为 4 台交流发电机组的动力系统

方案，在满足全船多工况最佳负荷率的同时，其装

机功率最小，动力设备最大限度上统一化，设备互

换性、可维护性较强，可靠性、安全性高。

4． 2 动力系统适渔性

养殖工船动力系统应同时考虑设计方法和养

殖技术的有机结合［18］。本船在锚泊与游弋养殖

模式多工况作业下，采用电力推进方案，不易受动

力设备单一故障的影响［34］，动力系统重要设备单

一故障对养殖作业基本无影响，与养殖载荷耦合

性强。此外，相对常规推进而言，采用电力推进动

力系统的方案具有噪声低、振动小的优势［35］，这

对大黄鱼养殖非常有利。

4． 3 动力系统经济性

显然根据以往多种船型电力推进方案论证的

结论，多数情况下电力推进船型的动力装置总费

用可能比非电力推进动力装置总费用增加 50% ～

60%［35］，但是，对本船动力系统，综合运行特点、

初期投入、运行成本和后期维护成本分析，采用交

流电力推进方案具有明显经济性优势。采用常规

推进方案，动力系统装机功率大，在养殖和吸鱼工

况下主机将长期闲置，设备维护成本高，动力系统

经济性较差。通过主机+轴带发电机( PTO) 的动

力系统改善策略，主机利用率虽得到一定程度的

提高，但其后期维护成本高，且主机原动机在长期

的养殖作业工况下，负荷率仅为 28%，经济性不

是最佳。直流配网型电力推进方案，系统造价高，

组网技术难度较大，在目前养殖工船上较难推广。

4． 4 不足与建议

对于养殖工船，动力系统方案还应兼顾考虑

79

渔 业 现 代 化 2020 年

噪声影响，限于篇幅，本文未作分析。此外，本船

在迁移工况下，部分养殖负载降功率运行，降低了

发电机组功率配置需求，提高了动力系统经济性，

但是在一定程度上降低了适渔性。建议后续的养

殖工船可考虑采用双机双桨方案，动力系统采用

双主机+双轴带发电机( PTO) 的动力系统策略，

来改善动力系统经济性。如养殖工船对工船空

间、震动、噪声控制、电网谐波质量要求高，同时需

对养殖循环水流量、载荷有精准控制需求时，采用

直流配网型电力推进方案较有意义。

5 结论

对于采用单机单桨推进方式的深远海养殖工

船，动力需求、养殖载荷耦合性、适渔性、经济性是

动力系统方案最需考虑的设计因素。本船采用 4

台中速柴油发电机组的交流电力推进方案，系统

装机功率最小，动力系统推进效率在各工况下始

终维持在 80% ～90%的高效工作区内，其经济性、

可靠性、安全性、可维性、养殖载荷耦合性、适渔性

最佳，为最优匹配方案。 □

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80

第 5 期 黎建勋等: 某型深远海养殖工船动力系统方案设计

Scheme design of power system for a deep sea aquaculture platform

LI Jianxun1，2

，WANG Jing1，2

( 1 Fishery Machinery and Instrument Ｒesearch Institute，Chinese Academy of Fishery Sciences，

Key Laboratory of Fishery Equipment and Engineering，Ministry of Agriculture，Shanghai 200092，China;

2 Joint Ｒesearch Laboratory for Deep Blue Fishery Engineering Equipment Technology，

Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology，Qingdao 266237，Shandong，China)

Abstract: In order to realize the optimal scheme design of power system for a deep sea aquaculture platform，

combining with the characteristics of the mooring and cruising aquaculture mode，the dynamic load of the

aquaculture system was integrated，the requirements of fishing suitability，reliability and economy of the power

system were analyzed，and the scheme selection and demonstration were carried out． Three power system

schemes of conventional propulsion，AC electric propulsion and DC distribution network electric propulsion

technology were constructed，and the initial investment， daily operation， reliability analysis and late

maintenance cost of each power system scheme were obtained and compared． Through the comprehensive

analysis of the advantages and disadvantages of each power system scheme，it is concluded that the AC electric

propulsion system scheme with four generator sets is the optimal configuration scheme to realize the optimal

matching of dynamic load of aquaculture platform power system，power supply system and aquaculture system．

Key words: aquaculture platform; power system; dynamic load; electric propulsion

81

第 47 卷第 2 期 渔 业 现 代 化 Vol．47 No．2

2020 年 4 月 FISHEＲY MODEＲNIZATION Apr．2020

DOI: 10. 3969 /j. issn. 1007-9580. 2020. 02. 010

收稿日期: 2019-07-23

基金项目: 山东省支持青岛海洋科学与技术试点国家实验室重大科技专项( 2018SDKJ0303-3) ; 农业农村部远洋渔船标准化研究和标准

化船型设计论证

作者简介: 王靖( 1985—) ，女，助理研究员，硕士，研究方向: 渔船结构优化。E-mail: wangjing@ fmiri．ac．cn

大型养殖工船的结构设计

王 靖1，2

，黎建勋1，2

，崔铭超1，2

( 1 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，上海 200092;

2 青岛海洋科学与技术国家实验室，山东 青岛 266237)

摘要: 大型养殖工船主要在深远海海域养殖作业，在满足各种作业工况及养鱼布置的条件下要保证船体结构

具有足够的强度，需要对养殖工船进行结构设计工作。由于养殖工船船型和使用工况比较特殊，目前还没有

根据其特殊性而专门编写的现行规范。本船根据养殖工船总体布置和装载等特点，参照双壳油船规范中适

用章节要求计算出船体结构的基本尺寸和规格，再根据其实际装载情况建立有限元模型，采用有限元方法计

算其结构强度。计算和分析结果显示: 通过双壳油船规范计算的结构尺寸、规格基本满足要求; 局部结构强

度达不到强度衡准要求的，通过结构加强后，可满足强度衡准要求。通过采用规范中相似船进行船体结构基

本设计，再利用有限元方法分析校核结构强度，经验证该计算方法满足结构设计要求。

关键词: 养殖工船; 养殖鱼舱; 强度分析; 有限元

中图分类号: U674．4 文献标志码: A 文章编号: 1007-9580( 2020) 02-075-07

中国目前的海水养殖主要是陆基和近、浅海

养殖。由于养殖空间有限，海水养殖密度过大，造

成病害频发和环境恶化［1］。深远海海域水交换

率高、污染少，所以要实现海水养殖业可持续发

展，要大力发展深远海养殖工程［2］，大型养殖工

船是重要的发展方向。挪威是世界上深远海养殖

先进国家之一，具有较先进的海水养殖装备技术，

其设计的钢架结构养殖工船可容纳 200 万条幼鱼

或 1 万 t 三文鱼成鱼。法国和挪威合作建成了一

艘长 270 m、总排水量 10 万 t 的养殖工船［3］。中

国深远海装备发展起步较晚，“十二五”期间开展

了大型养殖工船系统研究，形成了 10 万 t 级养殖

工船方案，实施了利用黄海冷水团资源开展海上

冷水鱼养殖 3 000 t 级养殖工船设计［4］。

区别于传统陆基养殖模式，养殖工船应用船舶

自带动力优势在深远海区域进行游弋式养殖，同时

船舱养殖可以隔离外界海水，不受环境和温度影

响，可有效解决传统近海养殖业不可持续的问题。

养殖工船使用相对封闭的船舱作为养殖舱，通过汲

水管将外源不同深度的海水抽入舱内进行养殖生

产，以满足不同海水鱼类对水温和水质的特殊需

要。由于养殖工船为新概念船，既不属于传统渔

船，也不属于常规商船，对于该类船舶，目前船级社

现行规范中并无专门船型规范可以遵照执行。根

据其装载情况和作业工况参照船舶规范中适合的

篇章进行基本结构设计和强度校核，再应用有限元

方法进行结构强度直接计算与分析。

1 船体结构设计依据

1．1 规范和规则

该养殖工船的船体结构设计按照中国船级社

《海上浮式装置入级规范》中的定义，其结构形式

为船型、具有自航能力，所以该船属于船式浮式装

置［5］。根据该规范第 2 篇第 1 章规定，该养殖工

船船舶区域的结构应符合《钢制海船入级规范》

中关于船体结构的相关规定［6］，海工区域的结构

应符合《海上移动平台入级规范》中 的 相 关 规

定［7］。船体结构用钢符合中国船级社《材料与焊

接规范》的相应规定［8］。

1．2 船型参数和装载方式

该船主要在中国近海、远海进行养殖作业，并

兼有规模化繁育、加工及渔船补给、物流等功能，属

渔 业 现 代 化 2020 年

远海航区。船体为双底、双壳、单甲板、双层板舱

壁、纵骨架式钢质全焊接船舶。该船主要参数: 总

长( Loa) 249．80 m，计算船长( L) 241．00 m，型宽( B)

48．00 m，型深( D) 18．50 m，结构吃水( d) 12．50 m，

满载排水量( ) 12．6 万 t，航速( v) 10 kn。

养殖平台在主甲板下设置了 6 对养殖鱼舱，养

殖鱼舱布置在船中，满足养殖需求( 图 1) 。该船各

种装载情况的稳性符合中国《国际完整稳性规则》

( 2008) 对远海航区船舶的要求［9］。养殖平台的鱼

舱内泵入海水用于养鱼，其半舱养鱼的工况与油船

装载液货在装载方式上有相似性，装载情况可按双

壳油船进行分类计算，具体分类见表 1。

图 1 养殖鱼舱平面布置图

Fig． 1 Fish tank arrangement plan

表 1 装载工况说明

Tab． 1 Loading condition description

工况 工况描述

空载 坞内起浮时无任何装载

压载出港 非作业状态工船自航

压载到港 非作业状态工船自航

作业出港 1 养殖、繁育、加工正常作业状态

作业到港 1 养殖、繁育、加工正常作业状态

作业出港 2 繁育、加工正常作业状态

作业到港 2 繁育、加工正常作业状态

2 船体结构设计校核方法

2．1 规范计算方法

按规范进行结构设计，首先根据总布置图进

行结构的初步布置，确定船舶的骨架形式，确定肋

骨间距，然后根据规范进行船体主要构件尺寸计

算。对于构件的计算，可按外板、甲板、船底骨架、

舷侧骨架、甲板骨架、支柱、舱壁、首尾结构、上层

建筑等顺序进行。按规范计算的构件尺寸是保证

船舶安全的最低要求，最后选定的尺寸还要根据

船舶实际使用要求做适当调整。对于在使用中需

要承受较大局部载荷的结构进行局部加强，对于

横向和纵向框架结构要保证连续性，保证载荷传

递的有效性［10-16］。

2．2 按规范校核总纵强度

根据《钢制海船入级规范》要求，需进行总纵

强度校核计算。该船的尺度比: L /B = 5．02＞5，B /

D= 2．59＞2．5，L = 241 m＜500 m，Cb = 0．848。尺度

比 B /D 不满足规范要求，需要进行直接计算校核

结构强度，先对根据规范经验公式计算得到的基

本结构尺寸进行验算性的总纵强度校核，再建立

有限元模型进行直接计算，校核结构强度。船体

总纵强度计算按常规方法将船体梁静置于波浪

上，参与总纵强度的纵向结构见图 2。

图 2 参与总纵强度的纵向结构横截面

Fig． 2 Cross section of the longitudinal structure in

the total longitudinal strength

取机 舱 前 端 壁 至 防 撞 舱 壁 ( 其 长 度 大 于

0．4 L) 进行校核，按规范公式进行总弯曲应力校

核，计算公式:

σ =| Ms + Mw | /Wc ( 1)

式中: σ—弯曲应力，N/mm2

; Ms—许用静水弯矩，

kN·m; Mw—波浪弯矩，kN·m; Wc—计算点处的

船体梁剖面模数，cm3

。

76

第 2 期 王靖等: 大型养殖工船的结构设计

计算出各个舱壁处的许用静水弯矩，将其与

各个工况下设计静水弯矩进行比较，每个截面的

许用静水弯矩大于设计静水弯矩，总弯曲应力满

足规范要求。计算结果见表 2。

计算许用静水切力，计算公式:

τ =| Fs + Fw | S /Iδ ( 2)

式中: τ—剪切应力，N/mm2

; Fs—许用静水切力，

kN; Fw—波浪切力，kN; S—静矩，cm3

; I—惯性矩，

cm4

; δ—板厚系数。

经 计 算，许用静水切力大于设计静水切

力［17－18］( 表 3) 。该平台按规范要求进行屈曲强

度校核，选取受压板格船底板、内底板、甲板板、甲

板纵桁腹板、中纵壁顶板、中纵壁底列板、旁纵壁

底板、旁纵壁顶板、舷顶列板、箱型中桁材、旁桁材

进行校核，满足规范要求; 受剪板格中和轴处舷侧

板也满足规范要求。

表 2 总弯曲应力校核

Tab． 2 Total bending stress checking

剖面 FＲ77 FＲ120 FＲ16 FＲ206 FＲ249 FＲ273

Wd / cm3 363 587．61 368 824．32 368 824．32 368 824．32 368 824．32 363 587．61

Wb / cm3 392 074．68 424 858．09 424 858．09 424 858．09 424 858．09 392 074．68

M/( kN·m) 8157 414．29 8 964 480．09 8 964 480．09 8 964 480．09 8 274 904．70 6 861 306．90

Mw( +) /( kN·m) 2 977 754．47 4 652 439．72 4 652 439．72 3 841 641．10 1 825 675．81 700 485．89

Mw( －) /( kN·m) －3 138 704．24 －4 903 907．43 －4 903 907．43 －4 049 284．56 －1 924 354．90 －738 347．65

Ms

( +) /( kN·m) 5 179 659．82 4 312 040．37 4 312 040．37 5 122 839．00 6 449 228．89 6 160 821．01

Ms( －) /( kN·m) －5 018 710．05 －4 060 572．66 －4 060 572．66 －4 915 195．53 －6 350 549．80 －6 122 959．24

σd / N/mm2 224．36 243．06 243．06 243．06 224．36 188．71

［σd

］/ N/mm2 243．06 243．06 243．06 243．06 243．06 243．06

( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足)

σb /( N/mm2

) －208．1 －211．0 －211．0 －211．0 －194．8 －175．0

［σb

］/( N/mm2

) 224．4 224．4 224．4 224．4 224．4 224．4

( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足) ( 满足)

注: σd—甲板处弯曲应力，N/mm2

; σb—外底板处弯曲应力，N/mm2

; ［σd］—甲板处许用弯曲应力，N/mm2

; ［σb］—甲板处许用弯

曲应力，N/mm2

; M—许用合成弯矩，kN·m ; Ms( +) —中拱静水弯矩，kN·m; Ms( －) —中垂静水弯矩，kN·m; Mw( +) —中拱波浪

弯矩，kN·m; Mw( －) —中垂波浪弯矩，kN·m; Wd—甲板处的船体梁剖面模数，cm3

; Wb—外底板处的船体梁剖面模数，cm3

表 3 剪切强度校核

Tab． 3 Shear strength checking

剖面 FＲ77 FＲ120 FＲ163 FＲ206 FＲ249 FＲ273

Fs

( +) /kN 102 203．31 87 222．26 96 822．89 80 174．40 84 891．47 53 969．72

Fs

( －) / kN －99 983．51 －84 614．00 －96 822．89 －83 060．14 －87 460．89 －55 079．62

Fw( +) /kN 32 742．05 48 447．13 38 846．49 55 494．99 50 777．92 19 423．25

Fw( －) /kN －34 961．84 －51 055．39 －38 846．49 －52 609．25 －48 208．50 －18 313．35

I/ cm4 3 555 997．73 3 721 585．86 3 721 585．86 3 721 585．86 3 721 585．86 3 555 997．73

S / cm3 22 324 061 23 238 914 23 238 914 23 238 914 23 238 914 22 324 061

δ /( N/mm2

) 77．02 77．02 77．02 77．02 77．02 41．89

［τ］/( N/mm2

) 110 110 110 110 110 110

τmax /( N/mm2

) 110 110 110 110 110 110

注: τmax—最大剪切应力，N/mm2

; ［τ］—许用剪切应力，N/mm2

; Fs

( +) —中拱静水切力，kN; Fs

( －) —中垂静水切力，kN; Fw( +) —

中拱波浪切力，kN; Fw( －) —中垂波浪切力，kN

77

渔 业 现 代 化 2020 年

2．3 有限元法校核屈服强度

2．3．1 校核依据

该船尺度比不满足规范要求，同时该船为新

船型，需对船体结构进行直接计算［19-23］。有限元

程序计算是校核船体结构强度的常用方法，有限

元法是将结构离散为有限个单元。对于船体结构

二维平面结构就是将其分为有限个平面单元，一

般为三角形或四边形。理想情况下，每一单元与

相邻单元的连接边应保持连续。本平台强度校核

应用有限元计算软件 MSC /Patran ＆ Nastran 进行

前后处理及解算，强度校核形式采用相当应力 σe

( Von Mises Stress) 进行比较，其计算公式:

σe = σ2

x + σ2

y － σxσy + 3τ

2

槡 xy ( 3)

式中: σe—板单元相当应力，N/mm2

; σx—单元 X

方 向 应 力，N/mm2

; σy—单 元 Y 方 向 应 力，

N/mm2

; τxy—单元 XY 平面的剪切应力，N/mm2

。

有限元模型坐标系统取右手直角坐标( 图

3) ，X 轴为船体的纵向，向船首方向为正; Y 轴为

船体的横向，向左舷为正; Z 轴为船体的垂向，垂

直向上为正。

图 3 有限元模型坐标系统

Fig． 3 Coordinate system of finite element model

进行屈服强度校核，应用前处理程序 MSC /

patran 建立典型舱段养殖鱼舱有限元模型，确定

模型边界条件，根据装载工况对模型进行工况加

载，分析和后处理，其间对模型进行优化，最后得

到分析结果。

2．3．2 模型建立

有限元模型纵向范围为 1 /2 养殖鱼舱+1 养

殖鱼舱+1 /2 养殖鱼舱，横向范围取船体半宽，建

立有限元模型。该模型坐标系统如前所述为右手

坐标系。板材和主要支撑结构采用四点壳单元模

拟，纵骨及加强筋采用梁单元模拟。网格尺寸取

纵骨间距，开孔以删除相关位置单元和板厚折减

的方式处理，舱段有限元模型见图 4。

图 4 舱段模型

Fig． 4 Tank model

2．3．3 边界条件

给有限元模型施加边界条件，模型两端横截

面分别为端面 a 和端面 b，在两端分别建立独立

节点和 MPC，将端部独立节点与 MPC 关联，将定

义的边界施加到 MPC 节点上。两端独立节点和

端面的关联见图 5，δx、δy、δz 为 X、Y、Z 三个方向的

线位移，θx、θy、θz 为 X、Y、Z 三个方向的角位移。

具体位置边界条件施加方式见表 4。

图 5 舱段模型边界条件

Fig． 5 Boundary conditions on tank model

表 4 模型边界条件

Tab．4 Boundary conditions on the model

位置 线位移约束 角位移约束

δx δy δz θx θy θz

纵中剖面 － 固定 － 固定 － 固定

端面 a、b 相关 相关 相关 － － －

独立点 a 固定 固定 固定 固定 固定 －

独立点 b － 固定 固定 固定 固定 －

2．3．4 载荷和工况

根据装载情况，分多个工况进行计算分析，典

型的 6 种工况包括空载( LC1) 、压载( LC2) 、满载

( LC3) 、中间 1 个养殖鱼舱装载( LC4) 、两个 1 /2

78

第 2 期 王靖等: 大型养殖工船的结构设计

养殖鱼舱装载( LC5) 、重压载( LC6) ; 主要载荷有

甲板载荷、养殖鱼舱静水压力、舷外水压力、静水

弯矩、波浪弯矩、各个方向的加速度，各个工况施

加相应的载荷，之后进行分析计算。

2．3．5 计算校核结果

经过对 6 种工况的计算分析，有限元模型屈

服强度计算结果见表 5，表明按规范要求校核的

构件甲板、船底外板、内底板、舷侧外板、内壳板、

纵舱壁、双壳内平台、船底纵桁、双层底肋板、横舱

壁、横向强框架等处最大应力都低于许用应力，屈

服强度均满足要求。各工况下板单元形心处中面

相当应力分布云图和最大相当应力所在大概位置

见图 6。

表 5 屈服强度计算结果

Tab．5 Yield strength calculated results

构件 最大应力/

( N/mm2

)

AH32 板许

用应力/

( N/mm2

)

利用率

甲板 110 282．00 39%

舷侧外板、船底外板、内底板 157 282．00 56%

内壳板、纵舱壁、双壳内平台 153 282．00 54%

船底纵桁 195 301．00 65%

双层底肋板 188 224．36 84%

横舱壁 133 224．36 59%

横向强框架 215 250．00 86%

其他 215 250．00 86%

图 6 屈服强度分析结果

Fig． 6 Yield strength analysis results

79

渔 业 现 代 化 2020 年

3 结论

船体结构设计主要是确定合适的材料、结构

形式、构件尺寸和连接方式，以保证船体结构强度

满足船舶安全的要求。根据规则、规范和总体布

置确定结构的布置形式，计算出船体结构尺寸，并

对船体进行总纵强度校核。由于该船为新型船

舶，同时超出规范尺度比，为保证安全，对船体结

构进行了有限元直接计算，使本船结构设计满足

了屈服强度的要求，同时为下一步结构优化设计

提供了数据支持。有限元分析结果表明，该养殖

工船的屈服强度可满足要求; 新颖船舶在没有特

定规范时，基本结构构件尺寸的计算根据相似船

舶规范进行设计是可行的，并且可以节约设计时

间，同时也可借鉴相似船的结构设计经验。 □

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80

第 2 期 王靖等: 大型养殖工船的结构设计

Structural design of large aquaculture engineering vessel

WANG Jing1，2

，LI Jianxun1，2

，CUI Mingchao1，2

( 1 Fishery Machinery and Instrument Ｒesearch Institute，Chinese Academy of Fishery Sciences，

Shanghai 200092，China;

2 Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology，Qingdao 266237，Shandong，China)

Abstract: Large aquaculture engineering vessels are mainly operating in the deep sea． In order to ensure the

sufficient strength of the hull structure under various working conditions and fish farming arrangement，it is

necessary to design the structure of the aquaculture engineering vessels． For the reasons that the type and

service condition of aquaculture engineering vessel are special，there is no current specification written

specifically for its particularity． According to the characteristics of its overall layout and loading，the basic size

and specification of the hull structure are calculated in accordance with the applicable section of the code for

double-hull tankers，and the finite element model is established according to the actual loading condition to

calculate the structural strength by the finite element method． The results of calculation and analysis show that

the structure size and specification calculated by the code for double-hull tankers basically meet the

requirements． If the strength of the local structure is not up to the strength requirements，the strength

requirements can be met after the strengthening of the structure． By carrying out the basic design of hull

structure with similar vessel in the code and checking the structural strength with the finite element method，it

is proved that the calculation method meets the requirements of structural design．

Key words: aquaculture engineering vessel; fish tank; strength analysis; finite element

81

第 47 卷第 6 期 渔 业 现 代 化 Vol．47 No．6

2020 年 12 月 FISHEＲY MODEＲNIZATION Dec．2020

DOI: 10. 3969 /j. issn. 1007-9580. 2020. 06. 009

收稿日期: 2020-04-20

基金项目: 山东省支持青岛海洋科学与技术试点国家实验室重大科技专项( 2018SDKJ0303－3) ; 青岛海洋科学与技术试点国家实验室支

持自主科研课题“养殖工船液舱晃荡压力预报方法研究”

作者简介: 韩冰( 1990—) ，男，工程师，硕士，研究方向: 深远海养殖装备总体设计。E－mail: bhan@ qnlm．ac

通信作者: 谌志新( 1969—) ，男，研究员，硕士，研究方向: 海洋渔业装备。E－mail: chenzhixin@ fmiri．ac．cn

基于三维势流理论的深远海养殖工船耐波性能分析

韩 冰1

，谌志新1，2

，崔铭超2

，王庆伟2

，王一帆1

，高 瑞2

( 1 青岛海洋科学与技术试点国家实验室，山东 青岛 266237;

2 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，上海 200092)

摘要: 深远海养殖工船是典型的具有自航能力、长期系泊在固定海域作业的工程船舶。由于作业工况的多样

性，养殖工船的耐波性能分析比普通船舶更为复杂。以养殖工船实际设计项目为依托，基于三维势流理论，

分别对养殖工船自航工况及系泊作业工况下的耐波性能进行研究，继而结合对频域和时域的仿真分析，以人

员安全、设备安全及养殖安全为指标，对养殖工船耐波性能进行评价。结果显示: 在 1 ～ 5 级海况下船体耐波

性能表现良好，可以有效保证各项安全指标，在 6 级海况下，船舶的摇摆角度超出限值，此时应通过运营管理

或加装减摇装置进行处理。初步构建了系统的养殖工船耐波性能分析方法及评价体系，可为其他养殖工船

项目耐波性能的设计及优化提供参考。

关键词: 深远海养殖; 养殖工船; 耐波性分析; 三维势流理论

中图分类号: S969 文献标志码: A 文章编号: 1007-9580( 2020) -058-08

随着人民生活水平的日益提高，对高品质水

产品的需求量越来越大，但是近年来中国近海渔

业资源日益枯竭，海洋捕捞产量逐年减少，海水养

殖成为水产品的主要供应渠道。随着近海养殖过

度发展的同时，近海环境急剧恶化，严重影响了近

海养殖产品的品质。为了解决这些问题，国内外

水产养殖行业开始将目光投向水质更加优良、水

温更加适宜的深远海，积极探索深远海养殖技术，

大型深远海养殖工船应运而生［1－4］。

深远海养殖工船是典型的具有自航能力、长

期系泊在固定海域进行养殖作业的工程船舶，作

为一种全新的舱养式海上渔业养殖设施，耐波性

能的优劣至关重要。一方面，船舶摇摆直接影响

鱼类的生长速度，甚至关系鱼类生命安全，另一方

面，由于养殖工船布置有大量养殖水舱，船体液舱

晃荡问题非常严重，因此对养殖工船耐波性能的

研究尤为重要。目前，养殖工船耐波性能方面的

研究多集中于开放网箱式养殖平台研究方面。苗

玉基等［5］对开放网箱式养殖平台水动力特性时

域分析进行了研究，系统阐述了该类平台时域分

析方法。韩鑫等［6］对开放网箱式养殖平台水动

力特性模型试验进行了研究，依托模型试验研究

了不同工况下平台的水动力特性。在封闭舱养式

养殖工船研究方面，崔铭超等［7］系统地研究了封

闭舱养式养殖工船的构建与总体技术，从安全性、

经济性等方面构建了养殖工船系统和总体技术框

架，但并未深入讨论耐波性能对安全性的深刻影

响。肖凯隆等［8］研究了封闭舱养式养殖工船液

舱晃荡与船体运动的耦合，但集中于液舱晃荡问

题，对船体运动并未展开深入研究。目前，针对封

闭舱养式养殖工船耐波性能方面的研究还处于起

步阶段，对于养殖工船耐波性能分析方法及评价

体系的研究具有重要意义。

以养殖工船实际设计项目为依托，基于三维

势流理论，采用数值模拟方法，分别对养殖工船自

航工况及系泊作业工况下的耐波性能进行研究，

估算船体的横摇和纵摇运动响应。同时对频域和

时域的仿真分析结果进行分析总结，继而以人员

安全、设备安全以及养殖安全为指标，对养殖工船

耐波性能进行评价，根据评价结果给出合理建议，

第 6 期 韩冰等: 基于三维势流理论的深远海养殖工船耐波性能分析

为此类工程项目提供参考。

1 理论概述

根据势流理论，船舶在波浪中的频域运动方

程可表示为:

( M + A) x

¨ + B˙x + Cx = Fwj ( 1)

式中: M 为船体的质量矩阵; A 和 B 分别为船体的

附加质量和辐射阻尼矩阵; C 为船体静水回复力

矩阵; Fwj为一阶波浪激励力。

综合考虑风、波浪和流环境条件的激励载荷，

以及系泊回复力，得到船舶在波浪中的时域运动

方程为:

∑

6

i = 1

［M + A( ∞) ］x

¨ ( t) + ∫

t

0

K( t － τ) ˙x( τ) dτ +

Cx( t) = Fw( t) + Fwd( t) + Fc( t) + Fm( t) ( 2)

式中: A( ∞ ) 为波浪频率为无穷大时船体的附加

质量; K ( t ) 为 时 延 函 数; τ 为 延 时; Fw( t) 、

Fwd( t) 、Fc( t) 、Fm( t) 依次为波浪载荷、风载荷、

流载荷和系泊力。

目前，求解二阶波浪力的方法主要有 3 种: 基

于物面表面积分的近场法，基于动量和能量守恒

的远场法，以及在上述两种方法的基础上衍生出

的中场 法。本研究采用近场法来计算二阶波

浪力［9］。

选用模块法对船体风载荷进行计算，即将水

面以上部分分解为多个标准构件，然后将各构件

的风载荷叠加得到总的载荷。构件 i 承受的风载

荷计算公式为:

Fi

wd = 0．615 × 10 －3

CsChAi

wd( α) V2

z ( 3)

式中: Cs为形状系数; Ch为高度系数; Ai

wd( α) 为风

向为 α 时构件 i 的迎风面积，m2

; Vz为海平面上 10

m 处的平均风速，m /s。则总的风载荷为:

Fwd = ∑Fi

wd ( 4)

总的风载荷矩为:

Mwd = ∑( Fi

wdy xi + Fi

wdx yi ) ( 5)

式中: Fi

wdy 为构件 i 受到的纵向风载荷，kN; Fi

wdx

为构件 i 受到的横向风载荷，kN; xi为构件 i 的横

向风载荷距离参考点的力臂，m; yi为构件 i 的纵

向风载荷距离参考点的力臂，m。

选用模块法计算流载荷，水下部分受到的流

载荷计算公式为:

Fc = 1

2 ρw CdAc( α) Vc

2 ( 6)

式中: ρw 为海水密度，t /m3

; Cd为拖曳力系数; Ac

( α) 为流向 α 时船体的迎流面积，m2

; Vc为设计流

速，m /s。

流载荷矩［10］为:

Mc = Fcy x + Fcx y ( 7)

式中: Fcx为船体受到的纵向流载荷，kN; Fcy 为船

体受到的横向流载荷，kN; x 为船体的横向流载荷

距离参考点的力臂，m; y 为船体的纵向流载荷距

离参考点的力臂，m。

2 计算条件

2．1 养殖工船基本状况

本研究以某养殖工船实际设计项目为研究对

象，主要参数如表 1 所示。该船设计作业海域为

渤海，船体为双底、双壳、纵骨架式钢制全焊接船

舶，采用电力推进方式，全船左右对称布置有 16

个养殖水舱，可以提供 8 万 m3

养殖水体，同时配

备有自动化养殖系统、物流加工系统及综合管理

系统等，可实现全自动化鱼类产品养殖、加工及转

运，船体示意图如图 1 所示。

表 1 船体主要参数

Tab．1 Main parameters of hull

参数 单位 数值

垂线间长 Lpp m 241

型宽 B m 45

型深 D m 21．5

设计吃水 TD m 12

结构吃水 TS m 14

设计排水量△ t ～110 000

船级 — 中国船级社( CCS)

图 1 养殖工船示意图

Fig．1 Sketch map of the aquaculture platform

59

渔 业 现 代 化 2020 年

2．2 装载工况

养殖工船的装载工况复杂，具体可分为两大

类: 一类是自航工况，另一类是系泊作业工况。根

据 NAPA 软件配载结果，自航工况配载( 图 2) 和

系泊作业工况配载( 图 3) 两种典型工况下船体主

要参数见表 2。

图 2 自航工况配载结果

Fig．2 Loading result under self－propelled working condition

图 3 系泊作业工况配载结果

Fig．3 Loading result under mooring working condition

表 2 两种典型工况下船体主要参数

Tab．2 Main parameters of hull under two typical

working conditions

参数 单位 自航工况 系泊作业工况

吃水 m 12 14

重心位置 x m 123．06 125．84

重心位置 y m 0 0

重心位置 z m 11．39 11．03

航速 kn 10 —

2．3 环境条件

根据 GJB4000—2000《舰船通用规范》［11］对

不同等级海况的规定，同时考虑风、波浪和流发生

的联合分布，可得各海况条件下对应的风浪数据

如表 3 所示［12－13］，通过对养殖工船作业海域风浪

统计数据及工船实际作业需求的分析，确定在自

航工况及系泊作业工况下，养殖工船设计作业的

极限海况为 6 级海况。

船体运动性能受风浪流方向组合影响巨大，

船体运动的最大值可能出现在: 风浪流同向; 风浪

同向，且与流呈 90°夹角; 风浪同向，且无流; 风流

同向，且与浪呈 30°夹角; 浪与风、流分别呈 30°、

45°夹角; 浪与风、流分别呈 30°、90°夹角［14］。确

定风浪流方向组合如表 4 所示。

表 3 不同等级海况参数

Tab．3 Parameters under different sea states

海况等级 有义

波高/m

谱峰

周期/s

风速/

( m/s)

流速/

( m/s)

1 0．1 3．2 3 0．02

2 0．5 6．3 5 0．07

3 1．25 7．5 8 0．15

4 2．5 8．8 10 0．25

5 4．0 9．7 13 0．4

6 6．0 12．4 22 0．6

表 4 风浪流方向组合

Tab．4 Direction combinations of wind，wave and current

工况 浪向/( °) 风向/( °) 流向/( °)

LC1 180 180 180

LC2 180 180 90

LC3 180 180 —

LC4 180 150 150

LC5 180 150 135

LC6 180 150 90

60

第 6 期 韩冰等: 基于三维势流理论的深远海养殖工船耐波性能分析

3 计算结果

3．1 频域结果

利用 AQWA－LINE 对两种状态下的船体进

行数值模拟，得到在横浪下船体运动幅值响应算

子 ( Ｒesponse Amplitude Operaters，以 下 简 称

“ＲAO”) 谱峰频率对应的附加质量 Axx 和船体在

重心处的刚度矩阵 Kxx，并结合船体惯性矩 Ixx，由

2 ( Ixx + Axx 槡 ) Kxx 得到临界阻尼 Dc

［15］。由计算

可知，在自航工况下，Axx = 1．06×1010

kg·m2

，Kxx =

1．124 3×1010

N·m /rad，Ixx = 2．587×1010

kg·m2

，

得到 DC = 4． 05 × 1010 N·m·s; 在系泊作业工况

下，Axx = 1． 03 × 1010 kg · m2

，Kxx = 1． 111 9 ×

1010

N·m /rad，Ixx = 3．159×1010

kg·m2

，得到 DC =

4．32×1010

N·m·s。在计算中增加附加横摇阻尼

即可考虑横摇阻尼的非线性，并利用三维线性势

流理论解决时域问题［16－17］。取横摇阻尼为临界

阻尼的 8% 用于数值模拟［18］，即在自航工

况下横摇阻尼为 3．24×109

N·m·s，在系泊作业

工况下横摇阻尼为 3．45×109

N·m·s，船体有限

元模型如图 4 所示。

图 4 船体有限元模型

Fig．4 Finite element model of hull

对养殖工船自航工况及系泊作业工况下的船

体进 行 频 域 计 算，得 到 在 浪 向 角 分 别 为 180°、

150°、120°、90°下船体重心处的横摇和纵摇 ＲAO

分别如图 5～图 8 所示。

图 5 浪向角为 180°时的 ＲAO

Fig．5 ＲAO in 180°wave direction

图 6 浪向角为 150°时的 ＲAO

Fig．6 ＲAO in 150°wave direction

61

渔 业 现 代 化 2020 年

图 7 浪向角为 120°时的 ＲAO

Fig．7 ＲAO in 120°wave direction

图 8 浪向角为 90°时的 ＲAO

Fig．8 ＲAO in 90°wave direction

分析图 5～图 8 可知，在自航工况及系泊作业

工况下，船体横摇和纵摇 ＲAO 曲线趋势一致，但

由于两种状态对应参数不同，导致在曲线峰值大

小和峰值频率上略有差异。

3．2 时域结果

在自航工况及系泊作业工况下，养殖工船时域

计算模型分别如图 9 和图 10 所示。由图 10 可知，

船体由一根位于艏部的系泊缆定位于海底，此时船

体具有“风向标效应”，即船体艏向时刻处于风、波

浪和流环境载荷的最小组合方向上，尽管如此，在

实际设计过程中，仍以船体可能出现的最大的运动

响应为设计依据，这是由于船体在受到外界复杂环

境影响时，需要一个过程才能达到“风向标效应”

所呈现的运动态势，这个过程虽然短暂但仍不可以

忽略，否则将对船舶安全造成影响［19］。

由计算得，在不同等级海况条件下的船体横

摇和纵摇运动响应幅值分别如表 5 和表 6 所示，

需要说明的是，其中 0．00 表示数值很小，实际值

不为 0。

图 9 自航工况时域计算模型

Fig．9 Time-domain numerical model under

self-propelled working condition

图 10 系泊作业工况时域计算模型

Fig．10 Time-domain numerical model under

mooring working condition

62

第 6 期 韩冰等: 基于三维势流理论的深远海养殖工船耐波性能分析

表 5 自航工况下船体运动响应幅值

Tab．5 Hull motion response amplitude under

self-propelled working condition

海况等级 横摇/( °) 纵摇/( °)

1 0．00 0．00

2 0．11 0．02

3 0．80 0．10

4 3．30 0．70

5 7．80 1．80

6 17．5 3．90

表 6 系泊作业工况下船体运动响应幅值

Fig．6 Hull motion response amplitude under

mooring working condition

海况等级 横摇/( °) 纵摇/( °)

1 0．00 0．00

2 0．09 0．03

3 0．60 0．20

4 2．50 1．00

5 5．90 2．20

6 17．8 3．90

对比不同海况等级下，自航工况及系泊作业

工况对应的船体运动响应幅值，如图 11 所示。由

图 11 可知，随着海况等级的愈加恶劣，船体运动

响应也随之增大; 在两种状态下，船体运动响应幅

值相差不大，与频域结果规律一致。

4 耐波性能评价

4．1 人员安全的要求

人员安全是指保障船上工作人员的舒适性及

生命安全，人员安全对于船舶耐波性的要求一般

使用船舶耐波性衡准来衡量。对于耐波性衡准，

不同研究机构和专家学者提出了不同的建议，其

中比较有代表性的建议包括《船舶设计实用手册

( 总体分册) 》、北欧合作研究计划以及国际标准

化组织( ISO) 卫生与安全委员会( HSC) 的船舶耐

波性执行标准［20－21］，上述建议虽然数据上略有不

同，但差别不大，通过分析总结得出人能承受的最

大横摇角为 10°，纵摇角为 4．8°，超过这个界限则

认为人无法正常活动; 而人能正常工作的最大横

摇角为 8°，纵摇角为 3°，超过这个界限则认为人

无法正常工作。综上，考虑到养殖工船的运行要

求，为保证人员安全，需满足在自航工况和系泊作

业工况下，横摇角不超过 8°，纵摇角不超过 3°。

图 11 不同海况等级下船体运动响应幅值对比

Fig．11 Comparison of hull motion response amplitude under different sea states

4．2 设备安全的要求

设备安全是指保障船载设备能够正常工作且

不受损坏，养殖工船设备主要分为船舶设备及养

殖设备两部分，其中船舶设备主要遵循《钢质海

船入级规范》《海上浮式装置入级规范》等相关规

范要求［22－23］; 对于养殖设备，除满足上述规范的

要求外，本研究根据所依托项目在前期进行的市

场调研以及设备厂家座谈等方式，对养殖设备的

摇摆限定值进行进一步约束，以保证养殖设备的

正常工作，具体如表 7 所示。表 7 可以看出，为保

证设备安全，需满足在自航工况和系泊作业工况

下，横摇角不超过 20°，纵摇角不超过 7°。

63

渔 业 现 代 化 2020 年

表 7 养殖工船设备摇摆限定值要求

Tab．7 Limit of sway angle of the aquaculture platform

设备类型 横摇幅

角/( °)

纵摇幅

角/( °) 参考标准

与安 全 相 关 的

机械设备

±22．5 ±7．5 《钢质海船入级规范》

( 2014) 、《海上浮式装

置入级规范》( 2014)

应急 安 全 机 械

设备: 如应急发

电机、消防泵等

±22．5 ±10 GB 4000—2000《舰 船

通用规范》

养殖设备 ±20 ±7 —

4．3 养殖安全的要求

养殖安全是指保障船上养殖鱼类正常生长而

不发生意外死亡，船舶摇摆对于鱼类生长的影响

目前尚未出现权威的研究成果，有学者试验发现，

摇摆可使鱼类肾上腺素、血清葡萄糖等指标异常

升高，从而影响鱼类的健康［24］; 也有学者认为，摇

摆可以提高养殖水体内水的流速，鱼类长期处于

较高的流速环境下，容易积累大量乳酸而感到疲

劳，从而影响自身健康甚至威胁生命，而鱼类适应

流速的上限与自身体长密切相关，具体可用如下

经验公式表达［25］:

Vcr = 2．3 L0．8 ( 8)

式中: Vcr 为鱼类最大适应流速，m /s; L 为鱼体

长，m。

本研 究 取 鱼 体 长 L = 0． 2 m，得 到 Vcr =

0．63 m /s ，通过对养殖工船进一步的数值模拟计

算得到，在横摇角为 8°，纵摇角为2．5°时，养殖水

体内流速分布接近上述极限，因此，为保证养殖安

全，需满足在自航工况和系泊作业工况下，横摇角

不超过 8°，纵摇角不超过 2．5°。

4．4 养殖工船耐波性能总结

通过分析上述数据可得，为保证养殖工船的

人员安全、设备安全以及养殖安全，需满足在自航

工况和系泊作业工况下，船舶横摇≤8°，纵摇≤

2. 5°。总结上述计算结果，得到养殖工船耐波性

能总结如表 8 所示。

表 8 可知，在 1 ～ 5 级海况下，养殖工船的耐

波性能良好，可以较好地满足人员安全、设备安全

以及养殖安全的要求，在 6 级海况下，船舶的摇摆

角度超出限值，整船安全受到威胁，应考虑加装减

摇装置。另一方面，如上文所述，由于该养殖工船

的设计作业海域为渤海海域，通过查阅《西北太

平洋波浪统计集( 1961—1990) 》［26］可知，渤海海

域 6 级海况发生的概率仅为 0．2%，发生概率非常

低，加之养殖工船具有自航能力，在监测到极限海

况即将来临时，具备迅速规避的能力，因此认为本

船亦可通过运营管理来解决极端海况下的耐波性

能需求问题，而不需要额外加装减摇装置。

表 8 养殖工船耐波性能总结

Tab．8 Summary of the aquaculture platform’s seakeeping performance

海况

等级

自航工况 系泊作业工况

横摇/( °) 纵摇/( °) 横摇/( °) 纵摇/( °)

1 0．00 0．00 0．00 0．00

2 0．11 0．02 0．09 0．03

3 0．8 0．1 0．6 0．2

4 3．3 0．7 2．5 1．0

5 7．8 1．8 5．9 2．2

6 17．5 3．9 17．8 3．9

注: 要求横摇≤8°，纵摇≤2．5°

5 结论

以养殖工船实际设计项目为依托，分别对工

船典型工况下的耐波性能进行研究，通过频域和

时域仿真分析，得到设计海况下的船舶摇摆幅值，

继而分别从人员安全、设备安全和养殖安全的角

度出发，对养殖工船耐波性能进行评价。该养殖

工船在 1～ 5 级海况下横摇角度和纵摇角度均满

足各项安全限值要求，而在 6 级海况下横摇角度

和纵摇角度急剧增大，对整船安全构成了严重威

胁，此时应考虑加装减摇装置。另一方面，考虑到

6 级海况在设计作业海域发生的概率极低，且加

装减摇装置往往会带来设计上的困难及建造成本

的提高，因此还需根据项目实际情况，统筹考虑建

造及运营成本，优先通过运营管理等手段满足安

全要求，避免盲目修改设计。通过系统地阐述实

际养殖工船项目中耐波性能整体研究过程，初步

构建了耐波性能分析方法及评价体系，为养殖工

船项目耐波性能的设计及优化提供参考。 □

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Seakeeping performance analysis of deep－sea aquaculture platform

based on the three－dimensional potential flow theory

HAN Bing1

，CHEN Zhixin1，2

，CUI Mingchao2

，WANG Qingwei

2

，WANG Yifan1

，GAO Ｒui

2

( 1 Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology，Qingdao 266237，China;

2 Fishery Machinery and Instrument Ｒesearch Institute，Chinese Academy of Fishery Science，Shanghai 200092，China)

Abstract: The deep-sea aquaculture platform is a typical engineering ship with self-propelled capability and

long-term mooring in fixed sea areas． Due to the diversity of working conditions，the analysis of seakeeping

performance of the aquaculture platform is more complicated than that of the common ships．Based on the actual

design project of aquaculture platform，this paper studies the seakeeping performance of aquaculture platform

under self-propelled and mooring working conditions according to the three-dimensional potential flow theory，

and then combines with the simulation analysis of frequency and time domain to evaluate the aquaculture

platform’s seakeeping performance with personnel safety，equipment safety and aquaculture safety as

indicators．The results show that the ship’s seakeeping performance is good under the sea states 1 to 5，which

can effectively ensure the safety indicators．Under the sea state 6，the ship’s sway angle exceeds the limit，at

which time it can be handled by operation management or installation of anti-rolling device． This paper

preliminarily builds a systematic seakeeping performance analysis method and evaluation system of aquaculture

platform，which can provide a reference for the seakeeping performance design and optimization of other

aquaculture platform project．

Key words: deep-sea aquaculture; aquacultural platform; seakeeping performance analysis; three-dimensional

potential flow theory

65

第 48 卷第 6 期 渔 业 现 代 化 Vol. 48 No. 6

2021 年 12 月 FISHERY MODERNIZATION Dec. 2021

DOI:10. 3969 / j. issn. 1007-9580. 2021. 06. 014

收稿日期:2021-03-20

基金项目:国家重点研发计划课题“远洋渔船节能技术及捕捞装备自动化控制系统集成示范(2020YFD0901201)”

作者简介:赵新颖(1979—),男,硕士,高级工程师。 研究方向:渔船轮机工程与节能技术。 E-mail:zhaoxinying@ fmiri. ac. cn

动态边界粒子 SPH 法在养殖工船横摇液舱晃荡模拟中的应用比较

赵新颖1,2

,黄温赟1,2

,黄文超1,2

,管延敏3

(1 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所,农业农村部远洋渔船与装备重点实验室,上海 200092;

2 青岛海洋科学与技术国家试点实验室深蓝渔业工程联合实验室,山东 青岛 266237;

3 江苏科技大学 船舶与海洋工程学院,江苏 镇江 212003)

摘要:为研究养殖工船养殖舱晃荡现象对舱壁结构强度和养殖安全的影响,采用光滑粒子流体动力学方法

(SPH 法)对横摇激励下养殖工船养殖水舱的轻微晃荡和剧烈晃荡进行数值模拟,通过引入动态边界粒子法

解决 SPH 法固壁边界上或边界附近的粒子截断误差影响精度问题,并对动态边界粒子两种处理方法模拟结

果与相关文献进行了对比分析,验证数值方法的有效性。 结果显示:该方法可靠有效,适用于模拟养殖水舱

晃荡时自由液面翻卷、破碎现象;对于轻微液舱晃荡现象,相比于边界粒子运动法,边界粒子固定不动法具有

更高的计算精度;对于剧烈液舱晃荡现象,边界粒子运动法和边界粒子固定不动法则均能有效的数值模拟。

本研究成果对于养殖工船养殖水舱晃荡现象数值模拟提供参考。

关键词:养殖工船;动态边界粒子;晃荡;横摇激励;自由液面破碎

中图分类号:U673. 2 文献标志码:A 文章编号:1007-9580 (2021)06-0103-08

近年来,作为渔业转型升级和绿色发展的重

要方向,工船养殖受到广泛关注,养殖水舱是养殖

工船的核心部分,与载液船舶相似,养殖水舱在波

浪作用下产生的液舱晃荡现象,对船体性能以及

液舱舱壁结构强度产生影响,进而影响养殖安全。

为了对此类现象进行研究,有限差分法[1]

、有限

体积法[2]

、有限元法[3]

、边界元法[4]

、无网格法

(MPS

[5]

、SPH

[6]

、CPM

[7]

) 等诸多方法相继被用

于晃荡现象数值预报。 剧烈的液体晃荡会产生的

自由液面翻卷、破碎等现象的模拟给传统有网格

方法带 来 一 定 的 难 度, 光 滑 粒 子 流 体 动 力 学

(SPH)法作为无网格法的一种,摆脱了传统方法

对网格、单元的依赖,避免了拉格朗日方法中的网

格扭曲及网格重构问题。 该方法通过粒子的运动

模拟流场流动现象,可以实现对自由液面的精确

追踪[1]

,在处理大变形[9]

、动边界[10]

、自由液面翻

卷、破碎[11-12] 等问题时 具有明显的优势, 因此

SPH 已成为研究液舱晃荡问题的热门方法。 如

李大鸣等[13]对中、高液位液体晃荡及防荡隔板对

液体晃荡现象的抑制作用进行了数值模拟,Shao

等[14]提出了一种改进 SPH 方法用于模拟液体晃

荡现象,Gotoh 等[15] 运用不可压缩 SPH 法模拟了

剧烈液体晃荡现象,曹雪雁等[16-17] 运用 SPH 法

模拟了矩形箱体液体晃荡现象以及船舶破舱进水

特性。

SPH 方法中,壁面边界的处理是提高 SPH 的

精度和稳定性的重要因素,一直是 SPH 研究关注

的热点[18]

。 位于固壁边界上或边界附近的粒子

由于其核函数被边界截断,使得该区域的变量梯

度计算不准确,产生截断误差从而引起数值结果

畸变,无法保证二阶精度[19]

。 近年来,不同的壁

面边界的处理方法不断被提出,传统的镜像对称

边界法[20]受镜像对称算法的限制,一般只应用于

规则的平面或者直角边界,在复杂边界问题中很

少被使用;Monaghan

[21] 提出的排斥力法方法简

单,但因守恒性差,无法精确模拟粒子在边界附近

的运动,影响了壁面载荷计算精度;Libersky 等[22]

引入的镜像粒子法能够对内部粒子进行准确计

算,但可能会产生局部流体粒子穿透边界现象;

Marrone 等[12]在镜像粒子的基础上提出的固定虚

渔 业 现 代 化 2021 年

粒子法,满足了壁面不可穿透条件,在处理复杂边

界问题时,依然存在虚粒子布置的困难;动态边界

粒子由 Crespo 等[24] 详细介绍,并在 Liu 等[25] 的

研究中被进一步使用,该方法虚粒子满足与流体

粒子相同的连续性和状态方程,可以与流体粒子

在同一循环内简单地进行计算,可以节省大量的

计算时间。

为准确模拟养殖工船养殖舱自由液面变化以

及计算舱壁受力情况,保证养殖工船结构强度和

养殖安全,本研究采用动态边界粒子 SPH 法对养

殖舱横摇激励下液体晃荡现象展开模拟,并对动

态边界粒子处理的两种方法展开比较研究,数值

结果表明本文采取的方法精确有效,可以为养殖

水舱晃荡现象模拟提供数值参考。

1 SPH 法数值模型

1. 1 控制方程及其离散形式

对于拉格朗日形式下的弱可压缩流体,其连

续性方程和动量方程可以表示为:

dρ

dt

+ ρ ▽·u = 0 (1)

du

dt

= -

1

ρ

▽p +

μ

ρ

▽

2

u + g (2)

式中:p、ρ、u、μ 分别表示流体的压力、密度、速度

和黏性;g 为重力加速度。 流体的弱可压缩性采

用 Monaghan 等[21]提出的人工压缩法,如式(3)。

p =

c

2

0

ρ0

γ

ρ

ρ0

( )

γ

- 1

■

■

|

|

■

■

|

|

+ patm (3)

式中:γ 为常数,取 γ = 7;ρ0 为参考密度,取 ρ0

=

1 000 kg / m

3

;c0 是参考密度下的人工声速,为控

制流体可压缩性带来的密度误差,取 c0

= 20 gH ,

H 为计算域流体深度。

利用 SPH 法的基本原理,连续性方程和动量

方程可以离散为:

dρi

dt

= - ∑

j

mj uj

- ui

( )·▽Wij (4)

dui

dt

= - ∑

j

mj

pi

ρi

2

+

pj

ρj

2 ( + Πij) ▽Wij

+ g (5)

式中:pi、ρi、ui 分别是第 i 个粒子的压力、密度和

速度;mj、ρj 为粒子 i 支持域中相邻粒子 j 的质量

和密度。 Πij 为人工黏性项[26]

,其表达式为:

Πij

=

- αc

-

ijμij

ρ

-

ij

vij·rij < 0

0 vij·rij > 0

■

■

■

|

|

|

|

μij

=

huij·rij

rij

2 + 0. 01h

2

■

■

■

|

|

|

|

|

|

|

|

(6)

式中:系数 α 控制速度耗散的强度,其取值范围

为 0~0. 5,本文 α 取 0. 05,c

-

ij

= 0. 5( ci

+cj ),ρ

-

ij

=

0. 5(ρi

+ρj),h = 0. 5(hi

+hj),uij

= ui

-uj,rij

= ri

-rj 为

粒子 i 与粒子 j 的粒子间距,为防止 rij 过小导致

数值发散,分母中添加项 0. 01h

2

。

1. 2 核函数

核函数对数值模拟的精度、效率及稳定性,目

前应用较为广泛的核函数有 B-样条核函数、3 次

样条 核 函 数、 5 次 样 条 核 函 数 和 高 斯 核 函 数

等[27]

。 Dehnen 等[28]研究发现,随着光滑长度和

周围粒子数量的增加,传统的核函数受到聚集不

稳定 因 素 粒 子 容 易 产 生 结 对 现 象, 推 荐 了

Wendland 核函数[29]

。 本研究在计算过程中采用

Wendland 的 C2 核函数:

W(r,h) = αd 1 -

q

2

( )

4

(2q + 1) 0 ≤ q ≤ 2 (7)

式中;对于二维问题 αd

= 7 / 4πh

2

。

1. 3 时间积分

本研究采用预估校正法求解控制方程,计算

粒子位置、密度和速度。

在预估步有:

r

n+

1

2

i

= r

n

i

+

Δt

2

u

n

i

ρ

n+

1

2

i

= ρ

n

i

+

Δt

2

dρi

dt

( )

n

■

■

■

|

|

|

|

(8)

在校正步有:

u

n+1

i

= u

n+

1

2

i

+

Δt

2

dui

dt

( ) n +

1

2

r

n+1

i

= r

n+

1

2

i

+

Δt

2

u

n+1

i

■

■

■

|

|

|

|

(9)

最 后, 将 u

n+1

i 、 r

n+1

i 代 入 公 式 ( 4 ) 求 得

dρi

dt

( ) n+1,则有

ρ

n+1

i

= ρ

n+

1

2

i

+

Δt

2

dρi

dt

( ) n + 1 (10)

104

第 6 期 赵新颖等:动态边界粒子 SPH 法在养殖工船横摇液舱晃荡模拟中的应用比较

2 壁面边界处理的动态边界条件

2. 1 动态边界条件基本原理

动态边界条件是在边界处布置一组动态边界

粒子(图 1),这些边界粒子跟流体粒子一样参与

连续性方程计算,不参与动量方程求解,当流体粒

子靠近边界与边界粒子的距离减小至 2 倍光滑长

度以下时,受流体粒子影响,边界粒子密度增加导

致压力增大,边界粒子压力的变化又反作用于流

体粒子动量方程,引起流体粒子速度的变化,从而

防止流体粒子穿透边界。 动态边界粒子位置可以

保持固定不动,也可以通过某种方式使其运动,本

研究针对这两种方式展开比较分析。

图 1 动态边界条件示意图

Fig. 1 Schematic diagram of dynamic particle condition

2. 2 动态边界粒子运动

假定壁面平移速度为 u0 ,绕轴心 O 旋转的角

速度为 ω,对于任一边界粒子,其运动速度 uw 为

uw

= u0

+ ω × (rw

- rO) (11)

式中:rw 、 rO 分别为边界粒子、旋转轴心的空间

位置。

在预估步,边界粒子的位置为:

r

n+

1

2

w

= r

n

w

+

Δt

2

u

n

w (12)

在校正步,边界粒子的位置为:

r

n+1

w

= r

n+

1

2

w

+

Δt

2

u

n+1

w (13)

在每一预估步及校正步,先进行边界粒子速

度、位置的更新,再求解流体粒子连续性方程、动

量方程。

2. 3 动态边界粒子固定不动

以物体壁面随体坐标系为参考坐标系,保持

壁面边界不动,流场所受重力方向发生变化,对于

二维问题,有如下公式:

g =

gx

gy

■

■

|

|

■

■

|

|

=

g ·sinθ

g ·cosθ

■

■

|

|

■

■

|

|

(14)

式中:gx、gy 为重力 g 的两个分量;θ 为物体绕轴

心 O 旋转的角位移。

任一流场粒子 a 所受质量力为:

f

a

=

dω

dt

× (ra

- rO) + ω

2 × (ra

- rO) + 2ω ×

(ua

- uO) + g (15)

式中:第一项为角加速度项,第二项为向心加速度

项,第三项为科氏加速度项。

将公式(15)代入公式(5),动量方程变为:

dui

dt

= - ∑

j

mj

pi

ρi

2

+

pj

ρj

2 ( + Πij) ▽Wij

+ f

i (16)

3 数值算例

3. 1 轻微液体晃荡算例分析

通常来讲,水平激励的幅值小于 15%的箱体

内液面半径时为小振幅激励,即轻微晃荡;反之,

则为大振幅激励,相应地为剧烈晃荡。 针对轻微

液体晃荡,分别采用两种动态边界粒子模型对其

进行数值模拟。 计算模型定义如图 2 所示,矩形

箱体的长度 L = 0. 92 m,高度 H= 0. 62 m,水深 h =

0. 465 m。 不考虑空气影响,水箱里的水密度为

ρ = 1 000 kg / m

3

。 对箱体施加横摇激励使其绕箱

体中心(轴 x = L / 2,y =H/ 2)转动,横摇角位移 θr

=

θ0

sinωr

t,式中, θ0 为最大角位移, ωr 为横摇圆

频率。

x

y

图 2 矩形箱体坐标系设置示意图

Fig. 2 Schematic diagram of sloshing tank

and the co-ordinate system

105

渔 业 现 代 化 2021 年

在水箱右壁面距离底部 0. 17 m 处设置一个

压力监测点 A(x = 0. 92 m,y = 0. 17 m),并通过与

文献[31]的实验值进行比较对该算例进行验证。

图 3 为在 θ0

= 4°、ωr

= 2. 0 rad / s 工况下,分别采用

两种动态边界粒子运动方法 A 点压力随时间的

变化曲线以及与实验结果的对比。

压

强/Pa

t/s

Akyildiz (2006) 3600

3200

2800

2400

2000

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

边界粒子运动 边界粒子不动

图 3 点 A 处压强比较

Fig. 3 Pressure comparison at point A

由图 3 可见,两种方法得出的计算结果趋势

基本一致,但相对于边界粒子运动法,边界粒子固

定不动法计算值与文献[31]更为接近。

为了进一步比较两种方法对计算精度的影

响,对作用在箱体上的水动力和旋转绕轴的力矩

进行了对比,如图 4 所示。 由图 4 可见,边界粒子

运动法在初始计算时会产生较大数值振荡,在 t =

1. 0 s 左右计算趋于稳定,两种计算方法得到的水

动力和力矩的变化趋势基本一致,两种方法计算

值大小略有差异。

图 5 为两种方法在模拟过程中几个典型时

刻压力场的对比,左边为边界粒子运动的压力

场,右边为边界粒子不动的压力场。 总体来看

两种方法的模拟结果接近,均能很好地捕捉自

由液面形状。

x方

向

力/N

(a)沿x方向力

绕

轴

心

力

矩/(N·m)

t/s t/s

600 150

100

50

-50

-100

-150

0

400

200

0

-200

-400

-600

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

边界粒子运动 边界粒子不动 边界粒子运动 边界粒子不动

图 4 作用于箱体上的力和力矩

Fig. 4 Time history of hydrodynamic force and moment

(a) t=0.0 s (b) t=0.8 s

(c) t=1.6 s (d) t=2.4 s

图 5 计算结果比较

Fig. 5 Comparison of the numerical results between moving boundary particles(left) and fixed particles(right)

106

第 6 期 赵新颖等:动态边界粒子 SPH 法在养殖工船横摇液舱晃荡模拟中的应用比较

3. 2 剧烈液体晃荡算例分析

定义如图 6 所示的矩形箱体,箱体宽 L =

0. 90 m,高 H= 0. 508 m,h = 0. 093 m 对箱体施加

横摇激励使其绕箱体中心(轴 x = 0,y = 0)做简谐

振动,根据箱体自振频率表达式:

ωn

=

1

2

g

(2n + 1)π

L

tanh

(2n + 1)π

L

h ( )

■

■

|

|

■

■

|

|

(17)

得 ω0

= 1. 919 rad / s,选取 ωr

= 1. 631 rad / s(ωr

= 0. 85 ω0 ),横摇角位移随时间的变化曲线如图 7

所示。 建立绝对坐标系,位于初始时刻箱体的下

壁面中点,坐标系不随箱体振动而运动。 二维箱

体初始水深 h = 0. 093 m,内部区域采用矩形布

点,粒子间距 Δx = Δy = 0. 002 m,CFL 常数设置为

0. 2。

为了验证剧烈晃荡工况下模型的精度,在距

离箱体底部 0. 093 m 处的左侧壁面设置一个压力

监测点,坐标值为 B(x = -0. 45 m,y = 0. 009 3 m),

用来检测该点水压随时间的变化。 图 8 为采用两

种边界粒子法计算出的 B 点处压强随时间变化

的曲线以及与文献[32] 试验值的比较。 由图中

可见两种方法计算出的压力峰值的时刻与试验值

是一致的,三条压力曲线的趋势变化也基本一致,

算例表明对于水压值的计算,两种方法均具有良

好的计算精度。

图 6 矩形箱体坐标系设置示意图

Fig. 6 Schematic diagram of sloshing tank and

the co-ordinate system

横

摇

角

度/(°)

t/s

-5

-4

-3

-2

-1

5

4

3

2

1

0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

图 7 横摇角位移曲线

Fig. 7 Time history of roll angle

压

强/Pa

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

边界粒子运动 边界粒子不动 试验值

t/s

5000

4000

3000

2000

1000

0

图 8 点 B 处压强比较

Fig. 8 Pressure comparison at point B

图 9 为两种边界粒子法自由液面高度变化模

拟结果与实验值的比较,可见两种方法均能捕捉

到舱壁抨击、液体飞溅(t = 3. 45 s、t = 4. 35 s)以及

自由液面翻卷(t = 3. 95 s、t = 4. 75 s)现象,适用于

剧烈液体晃荡现象数值模拟。

图 11 为相同时间步长不同粒子间距下计算

结果比较,可见随粒子间距的变小两种方法计算

值与试验值均误差变小,边界粒子固定法在粒子

间距变化时,计算结果变化较小,相对于边界粒子

运动法,边界粒子固定法具有更好的收敛性。

107

渔 业 现 代 化 2021 年

(a) t=3.45 s

(b) t=3.95 s

(c) t=4.35 s

(d) t=4.75 s

图 9 边界粒子运动(图左)、边界粒子固定不动(图中)计算结果与试验值(图右)比较

Fig. 9 Comparison of the numerical results of moving boundary particles(left) and fixed particles(middle)

with experiments(right)

(a) 边界粒子运动 (b) 边界粒子固定不动

压

强/Pa

压

强/Pa

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

CFL=0.1 CFL=0.2 CFL=0.4 试验值 CFL=0.1 CFL=0.2 CFL=0.4 试验值

t/s t/s

5000

4000

3000

2000

1000

0

5000

4000

3000

2000

1000

0

图 10 边界粒子运动(图左)、边界粒子固定不动(图右)不同时间步长下计算结果比较

Fig. 10 Comparison of the numerical results of moving boundary particles(left) and fixed particles(right)

by different time steps

108

第 6 期 赵新颖等:动态边界粒子 SPH 法在养殖工船横摇液舱晃荡模拟中的应用比较

(a) 边界粒子运动 (b) 边界粒子固定不动

压

强/Pa

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

dh=0.001 dh=0.002 dh=0.004 试验值 dh=0.001 dh=0.002 dh=0.004 试验值

t/s t/s

5000

4000

3000

2000

1000

0

压

强/Pa 5000

4000

3000

2000

1000

0

图 11 边界粒子运动(图左)、边界粒子固定不动(图右)不同粒子间距下计算结果比较

Fig. 11 Comparison of the numerical results of moving boundary particles(left) and fixed particles(right) by different particle spacings

4 结论

以养殖工船养殖水舱晃荡现象为研究对象,

运用 SPH 法分别对横摇激励下轻微液体晃荡现

象和剧烈液体晃荡现象展开模拟研究,并引入动

态边界粒子法解决 SPH 法固壁边界上或边界附

近的粒子截断误差影响精度问题,实现了对 SPH

法的改进。 研究发现,边界粒子运动法、边界粒子

固定不动法均能有效地进行液舱晃荡现象数值模

拟;相对于边界粒子运动法,边界粒子固定不动法

具有更好的算法稳定性。 本研究方法适用于液体

晃荡现象数值模拟,可以为养殖工船养殖水舱晃

荡模拟提供数值方法参考。 □

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Comparison of dynamic boundary particle SPH method in

simulation of sloshing under roll excitation of aquaculture vessels

ZHAO Xinying

1,2

,HUANG Wenyun

1,2

,HUANG Wenchao

1,2

,GUAN Yanmin

3

(1 Fishery Machinery and Instrument Research Institute,Chinese Academy of Fishery Science,

Key Laboratory of Ocean Fishing Vessel and Equipment,Ministry of Agriculture and Rural Affairs,

Shanghai 200092,China;

2 Joint Research Laboratory for Deep Blue Fishery Engineering Equipment Technology,

Pilot National Laboratory for Marine Science and Technology(Qingdao),Qingdao 266237,Shandong China;

3 Jiangsu University of Science and Technology,Zhenjiang 212003,Jiangsu China)

Abstract:In order to study the influence of sloshing phenomenon of ballast tank on bulkhead structural

strength of aquaculture vessels,the Smoothed Particle Hydrodynamics(SPH) method was used to simulate the

slight sloshing and violent sloshing of ballast tank under rolling excitation. The influence of particle truncation

error on or near the solid wall boundary of SPH method was solved by introducing dynamic boundary particle

method. The simulation results of the two processing methods of dynamic boundary particles were validated by

comparing with related literatures. The results show that the method used in this paper is reliable and effective,

and is suitable for simulating the rolling and breaking of free surface during ballast tank sloshing. For slight

tank sloshing,the boundary particle fixed method has higher calculation accuracy than the boundary particle

motion method; both the boundary particle motion method and the fixed boundary particle method can

effectively simulate the violent tank sloshing phenomenon. The results of this study can provide a reference for

the numerical simulation of sloshing in the culture tanks of aquaculture vessels.

Key words:dynamic boundary particle; sloshing; roll excitation; free surface crushing

110

第 ４９ 卷第 ５ 期 渔 业 现 代 化 Ｖｏｌ．４９ Ｎｏ．５

２０２２ 年 １０ 月 ＦＩＳＨＥＲＹ ＭＯＤＥＲＮＩＺＡＴＩＯＮ Ｏｃｔ．２０２２

ＤＯＩ：１０．３９６９ ／ ｊ．ｉｓｓｎ．１００７⁃９５８０．２０２２．０５．０１０

收稿日期：２０２２⁃０８⁃０３

基金项目：青岛海洋科学与技术试点国家实验室“问海计划”深远海养殖实验舱构建与中试验证（２０２１ＷＨＺＺＢ１３０１）；中国水产科学研究

院基本科研业务费资助（２０２０ＴＤ７９）

作者简介：王靖（１９８５—），女，助理研究员，硕士，研究方向：渔船结构设计优化。 Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｊｉｎｇ＠ ｆｍｉｒｉ．ａｃ．ｃｎ

基于晃荡载荷的养鱼水舱操作平台结构强度分析

王 靖１，２

，王 侨３

，张 怡１，２

，崔铭超１，２

（１ 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，上海 ２０００９２；

２ 青岛海洋科学与技术国家实验室 深蓝渔业工程联合实验室，山东 青岛 ２６６２３７；

３ 国信中船（青岛）海洋科技有限公司，山东 青岛 ２６６０６１）

摘要：为抵抗养鱼水舱内水体晃荡等载荷，需要设计舱内操作平台使其达到使用要求和规范衡准。 根据船型

参数和舱型确定作用在该平台上的水体晃荡载荷，然后采用直接计算方法，建立包括该平台结构的舱段有限

元模型，对舱段加载局部载荷和总体载荷，校核该平台在局部载荷和总体载荷联合作用下的强度并对其进行

分析。 结果显示：该平台的设计满足规范衡准要求，该平台结构属于结构分类的其他项，衡准为 １９５ Ｎ／ ｍｍ

２

，

经过计算分析，操作平台结构最大应力为 １２４ Ｎ／ ｍｍ

２

。 研究表明，晃荡载荷对该平台强度影响最大，该操作

平台晃荡载荷计算和强度分析方法为后续船设计提供参考。

关键词：养殖工船；养鱼水舱；晃荡载荷；结构强度分析

中图分类号：Ｕ６７４．４ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００７⁃９５８０（２０２２）０５⁃００７６⁃００５

在深远海作业的养殖工船主甲板下设有多个

用于养殖鱼类的养鱼水舱，该舱类似液货船液舱。

与常规液货船不同的是，养殖工船在波浪中航行

或锚泊时，由于养殖作业要求，养鱼水舱养鱼工况

装载至指定位置为非满舱装载，水体在部分装载

工况或海况恶劣船体受到海洋环境中较大的激励

时，养鱼水舱内的水体会发生比较常见的如驻波、

组合波和飞溅等晃荡现象［１⁃３］

。 到目前为止，关

于液货船液舱的晃荡研究得比较多，邹昶方等［４］

在弹性支撑条件下进行过液舱的晃荡载荷试验研

究；中国舰船科学研究中心的徐国徽等［５］ 在耦合

运动条件下进行了液舱晃荡压力的研究；船级社、

设计院和船厂等对多种液货船的液体晃荡对船体

结构影响进行了研究［６⁃１０］

，但对于新船型养殖工

船养鱼水舱的水体晃荡研究较少，特别是晃荡运

动水平和载荷情况有待进一步研究。

在养鱼水舱内水体液面上方，沿舱壁四周设

有观察、养殖操作等功能的钢质平台，即操作平

台。 养殖人员在舱内操作平台上工作时，为保证

养殖人员安全，避免舱内水体晃荡严重时对人员

产生拍击，该操作平台具有阻挡水体飞溅和拍击

功能，设计为非开孔结构平台。 由于水体强烈的

晃荡对液舱内平台结构产生冲击，严重时会造成

工作人员伤害及船体结构破坏［１１⁃１８］

，舱内操作平

台结构强度要进行分析计算。 本研究主要对养殖

工船养鱼水舱水体晃荡载荷计算和操作平台强度

是否满足要求进行了探讨。

１ 船型及舱型参数

养殖工船在船中设纵舱壁将养鱼水舱分为

左、右液舱，设多个横舱壁将养鱼水舱在船长方向

均匀分开。 养鱼水舱及操作平台的横剖面示意图

见图 １。 正常养鱼工况为部分装载工况，操作平

台位于液面上方，满载工况时则浸没在水体中。

该船的船舶类型和养鱼水舱的大小符合中国船级

社《液舱晃荡载荷及构件尺寸评估指南》 （下文

《指南》） 的适用范围［１９］

。 为了满足养鱼水舱适

渔性要求［２０⁃２１］

，该舱舱壁上的筋、梁和纵横框架

等支撑结构均设在舱外侧，养鱼水舱内不设置制

荡舱壁。 故该舱纵向有效晃荡长度为舱长，横向

有效晃荡宽度为舱宽［２２］

。 船型、养鱼水舱参数如

表 １ 所示。

第 ５ 期 王靖等：基于晃荡载荷的养鱼水舱操作平台结构强度分析

表 １ 船型及舱型参数

Ｔａｂ．１ Ｓｈｉｐ ｆｏｒｍ ａｎｄ ｔａｎｋ ｓｈａｐｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ

项目 参数

设计水线长／ ｍ ２４１．００

型宽 Ｂ／ ｍ ４５．００

型深 Ｄ／ ｍ ２１．５０

吃水 ｄ ／ ｍ １４．５０

养鱼水舱最大舱长 ｌ／ ｍ ２２．４０

养鱼水舱最大舱宽 ｂ ／ ｍ １９．６０

养鱼水舱舱高 ｈ ／ ｍ ２０．４０

养鱼水舱装载高度 ｈｆ

／ ｍ １５．３０

养鱼水舱最大装载高度 ｈｈ

／ ｍ ２０．４０

图 １ 养鱼水舱及操作平台示意图

Ｆｉｇ．１ Ｆｉｓｈ ｔａｎｋ ａｎｄ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｄｉａｇｒａｍ

２ 晃荡载荷

２．１ 载荷概述

养鱼水舱内的操作平台设于水体液面上方，

与纵壁焊接，其所受到的载荷有局部性载荷和总

体性载荷［２３］

。 局部载荷有舱内水体晃荡运动产

生的晃荡载荷、工作人员载荷、放置在操作平台上

的设备产生的载荷；总体性载荷是能够引起船舶

整体变形或遭到破坏的载荷，有总纵弯曲力矩、剪

力等。 总体性载荷根据中国船级社《钢制海船入

级规范》（简称《钢规》）计算后施加在舱段上［２４］

。

作用在操作平台上的局部性载荷中除舱内水体晃

荡载荷，其他载荷均可通过设备资料等得知，依据

《指南》对养鱼水舱水体晃荡载荷进行分析计算。

２．２ 晃荡周期

在晃荡分析之前，先进行晃荡谐振分析，即养

鱼水舱内水体晃荡运动固有周期是否接近船体运

动固有周期。 《指南》指出，当养鱼水舱晃荡周期

介于 ０．７ 倍船舶压载运动固有周期和 １．２ 倍船舶

满载运动固有周期之间时，产生晃荡谐振。 船体

横摇固有周期 Ｔｒ和纵摇固有周期 ＴＰ 计算依据公

式（１）和（２）。 计算船体横摇运动固有周期，满载

时为 １５．６３ ｓ，压载时为 １０．６０ ｓ；计算船体纵摇运

动固有周期，满载时为 １３．５１ ｓ，压载时为 １１．５８ ｓ。

液体纵向晃荡运动周期 Ｔｘ 和横向晃荡运动周期

Ｔｙ 计算依据公式（３）和（４），计算结果见表 ２。

Ｔｒ

＝

２．３πkｒ

gＧＭ

（１）

ＴＰ

＝

１．２π（１ ＋ ｄＩ

／ ｄ）Ｌ

g

（２）

式中：kｒ为所考虑装载工况的横摇回转半径，ｍ；g

为重力加速度，g ＝ ９．８１ ｍ ／ ｓ

２

；ＧＭ为所考虑装载工

况的初稳性高度，ｍ； ｄＩ 为船舶所考虑装载工况

下的平均吃水，ｍ；ｄ 为吃水，ｍ；Ｌ 为船长，ｍ。

Ｔｘ

＝

２π

gπ

ｌ

ｓ

ｔａｎｈ （

πｈｌ

ｌ

ｓ

）

（３）

Ｔｙ

＝

２π

gπ

ｂｓ

ｔａｎｈ （

πｈｂ

ｂｓ

）

（４）

式中：g 为重力加速度，g ＝ ９．８１ ｍ ／ ｓ

２

；ｌ

ｓ 为纵向有

效晃荡长度，ｍ；ｈｌ为纵向有效装载高度，ｍ；ｂｓ 为

横向有效晃荡宽度， ｍ； ｈｂ 为横向有效装载高

度，ｍ。

２．３ 晃荡运动水平

晃荡载荷依据养鱼水舱中水体晃荡运动情

况和晃荡载荷大小分为水平一、水平二、和水平

三。 所有符合《 指南》

［１９］ 适用要求的水舱均应

计算水平一下的晃荡载荷；当养鱼水舱纵向有

效晃荡长度 ｌ

ｓ≤０. １３ Ｌ（计算船长） 或横向有效

晃荡宽度 ｂｓ≤０. ５６ Ｂ（型宽） 时，且养鱼水舱内

水体纵摇、横摇运动周期在晃荡谐振周期范围

内时，计算晃荡运动水平二下的晃荡载荷；当养

鱼水舱纵向有效晃荡长度 ｌ

ｓ ＞ ０. １３ Ｌ 或横向有

效晃荡宽度 ｂｓ＞０. ５６ Ｂ 时，且养鱼水舱内液体纵

摇、横摇运动周期在晃荡谐振周期范围内时，计

算晃荡运动水平三下的晃荡载荷。 符合晃荡运

７７

渔 业 现 代 化 ２０２２ 年

动水平二的水舱需计算水平一、水平二下的晃

荡载荷；符合晃荡水平三的水舱需计算晃荡运

动水平一、水平二和水平三下的晃荡载荷，使其

结构强度满足要求。

２．４ 晃荡载荷计算

舱高 ｈ 为 ２０．４ ｍ，步长设为 ０．０５ ｈ，满舱和部

分装载的计算高度 ０．０５ ～ ０．９５ ｈ，具体见表 ２。 当

养鱼水舱内装载超过 ０．１５ ｈ 后，舱内水体的晃荡

周期不在晃荡谐振周期范围内。 依据晃荡水平等

级判断，装载高度超过 ０．１５ ｈ 后，结合养鱼水舱

的舱长、舱宽和舱高等参数不需要进行晃荡水平

二和晃荡水平三下的晃荡载荷计算。 养鱼水舱内

操作平台位于 ０．８０ ｈ 以上，该处只需计算晃荡水

平一下晃荡载荷。 舱内水体横向和纵向晃荡载荷

计算分别依据公式（５）和公式（６），操作平台所受

横向和纵向晃荡载荷取 ０．８０ ｈ 处的晃荡载荷计

算结果，横向晃荡载荷为 ７７．９０ ｋＮ／ ｍ

２

，纵向晃荡

载荷为 ５７．０９ ｋＮ／ ｍ

２

，见表 ２。

ｐ ＝ ρg ｈｆ

( ⁃ ｚ) ＋ ρgｂｔａｎ（πθ ／ １８０） ／ ２ （５）

ｐ ＝ ρg ｈｆ

( ⁃ ｚ) ＋ ρgｌｔａｎ（πϕ／ １８０） ／ ２ （６）

式中：ρ 为海水密度，１．０２５ ｔ ／ ｍ

３

；g 为重力加速度，

取 g ＝ ９．８１ ｍ ／ ｓ

２

；ｈｆ为装载高度，ｍ；ｂ 为舱宽，ｍ；θ

为横摇角，（°）；ϕ 为纵摇角，（°）；ｚ 为舱底到舱壁

计算点处距离，且不大于 ｈｆ，ｍ。

表 ２ 养鱼水舱晃荡载荷和晃荡周期

Ｔａｂ．２ Ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄ ａｎｄ ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｐｅｒｉｏｄ ｏｆ ｆｉｓｈ ｔａｎｋ

养鱼水舱装载高度

步长／ ｈ 舱内高度／ ｍ

水平一横向

晃荡载荷／ （ ｋＮ／ ｍ

２

）

水平一纵向

晃荡载荷／ （ ｋＮ／ ｍ

２

）

水体纵向

晃荡周期 Ｔｘ

／ ｓ

水体横向

晃荡周期 Ｔｙ

／ ｓ

是否处于

谐振范围

０．０５ １．０２ ２３１．７４ ２１０．９４ １４．２１ １２．４５ 是

０．１０ ２．０４ ２２１．４９ ２００．６８ １０．１５ ８．９２ 是

０．１５ ３．０６ ２１１．２３ １９０．４２ ８．４２ ７．４３ 是

０．２０ ４．０８ ２００．９７ １８０．１７ ７．４５ ６．６１ 否

０．２５ ５．１ １９０．７２ １６９．９１ ６．８４ ６．１０ 否

０．３０ ６．１２ １８０．４６ １５９．６５ ６．４２ ５．７７ 否

０．３５ ７．１４ １７０．２０ １４９．４０ ６．１４ ５．５５ 否

０．４０ ８．１６ １５９．９５ １３９．１４ ５．９３ ５．３９ 否

０．４５ ９．１８ １４９．６９ １２８．８９ ５．７８ ５．２８ 否

０．５０ １０．２ １３９．４３ １１８．６３ ５．６７ ５．２０ 否

０．５５ １１．２２ １２９．１８ １０８．３７ ５．５９ ５．１５ 否

０．６０ １２．２４ １１８．９２ ９８．１２ ５．５３ ５．１１ 否

０．６５ １３．２６ １０８．６７ ８７．８６ ５．４９ ５．０８ 否

０．７０ １４．２８ ９８．４１ ７７．６０ ５．４５ ５．０６ 否

０．７５ １５．３ ８８．１５ ６７．３５ ５．４３ ５．０５ 否

０．８０ １６．３２ ７７．９０ ５７．０９ ５．４１ ５．０４ 否

０．８５ １７．３４ ６７．６４ ４６．８３ ５．４０ ５．０３ 否

０．９０ １８．３６ ５７．３８ ３６．５８ ５．３９ ５．０２ 否

０．９５ １９．３８ ４７．１３ ２６．３２ ５．３８ ５．０２ 否

３ 操作平台结构分析

３．１ 计算模型

操作平台位于养鱼水舱内，其既受到局部性

载荷，同时也受到总体性载荷，故该操作平台有限

元模型建在舱段模型内。 操作平台的有限元模型

坐标系同舱段模型［２５］

，见图 ２。 ｘ 向为船体的纵

向，船首方向为正；ｙ 向为船体的横向，向左舷为

正；ｚ 向为船体的垂向，向上为正。 操作平台结构

为船用普通钢材料。 为清楚表达操作平台的模型

范围，将操作平台模型放大引出，单独显示，见

图 ３。

３．２ 载荷和边界条件

操作平台施加载荷包括总体性载荷与局部性

载荷。 有限元直接计算边界条件根据《钢规》 双

壳油船结构强度直接计算进行施加［２６⁃２７］

，模型施

加局部载荷边界条件和总体载荷边界条件后见图

３ 中模型显示。

７８

第 ５ 期 王靖等：基于晃荡载荷的养鱼水舱操作平台结构强度分析

图 ２ 有限元模型坐标系统

Ｆｉｇ．２ Ｃｏｏｒｄｉｎａｔｅ ｓｙｓｔｅｍ ｏｆ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

图 ３ 有限元计算模型

Ｆｉｇ．３ ＦＥＡ ｍｏｄｅｌ

３．３ 应力衡准和计算结果

依据该船所养鱼类对海况的要求，养殖工况

对船体结构强度要求小于航行工况［２８］

，航行工况

下的结构强度满足要求，则其他工况也满足要求。

应力衡准依据《钢规》进行选取，该平台属于构件

分类中的其他类，材料为船用普通钢，许用应力为

１９５ Ｎ／ ｍｍ

２

，见表 ３。

压载工况时，养鱼水舱内没有水体，舱内没有

水体晃荡产生，故可不考虑压载工况下晃荡载荷

对操作平台的影响。 首先分析操作平台只在总体

性载荷作用下的情况，最大应力为 ４．９９ Ｎ／ ｍｍ

２

，

具体分析结果见图 ４。

图 ４ 总体性载荷强度分析结果

Ｆｉｇ．４ Ｇｌｏｂａｌ ｌｏａｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ

非满舱装载时水体产生晃荡运动最为严重，

为该船的满载出港工况，操作平台位置所受的载

荷最大，经分析计算，各个结构单元应力水平均满

足“钢规”衡准要求，计算结果见图 ５ 显示。 该平

台结构最大应力位置为舱内平台四角处，最大应

力 １２４ Ｎ／ ｍｍ

２

，利用率为 ６４％，去除四角位置由于

集中应力影响的单元，该平台最大应力为 ６４ Ｎ／

ｍｍ

２

，位于平台的加筋处，该位置的应力更接近实

际情况。 根据应力云图，四角处可较其他位置适

当加强，另外操作平台设于养鱼水舱，长期处于富

氧、潮湿的环境中，设计时要适当考虑恶劣环境造

成严重腐蚀，适当增加操作平台板材板厚［２９⁃３０］

。

图 ５ 操作平台强度分析结果

Ｆｉｇ．５ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ

４ 结论

养鱼水舱水体有效晃荡长度和有效晃荡宽度

对液体晃荡周期有影响，进而影响晃荡运动水平，

在总体布置阶段要考虑养鱼水舱的舱长和舱宽尺

寸选取问题，尽量减小谐振晃荡影响范围。 总体

性载荷对该平台强度影响很小，其结构响应情况

主要是舱内水体压力和其晃荡运动载荷决定。 对

于平台四角应力较大区域，可采取局部加强措施。

□

参考文献

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Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｉｎ

ｆｉｓｈ ｔａｎｋ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄｓ

ＷＡＮＧ Ｊｉｎｇ

１，２

，ＷＡＮＧ Ｑｉａｏ

３

，ＺＨＡＮＧ Ｙｉ

１，２

，ＣＵＩ Ｍｉｎｇ ｃｈａｏ

１，２

（１ Ｆｉｓｈｅｒｙ Ｍａcｈｉｎｅｒｙ ａｎｄ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔ Ｒｅｓｅａｒcｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｃｈｉｎｅｓｅ Ａcａｄｅｍｙ ｏｆ Ｆｉｓｈｅｒｙ Ｓcｉｅｎcｅｓ，Ｓｈａｎgｈａｉ ２０００９２，Ｃｈｉｎａ；

２ Ｊｏｉｎｔ Ｒｅｓｅａｒcｈ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｆｏｒ Ｄｅｅｐ Ｂｌｕｅ Ｆｉｓｈｅｒｙ Ｅｎgｉｎｅｅｒｉｎg Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ Ｔｅcｈｎｏｌｏgｙ，

Ｑｉｎgｄａｏ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｆｏｒ Ｍａｒｉｎｅ Ｓcｉｅｎcｅ ａｎｄ Ｔｅcｈｎｏｌｏgｙ，Ｑｉｎgｄａｏ ２６６２３７，Ｓｈａｎｄｏｎg，Ｃｈｉｎａ；

３ ＣＯＮＳＯＮ ＣＳＳＣ（Ｑｉｎgｄａｏ） Ｏcｅａｎ Ｔｅcｈｎｏｌｏgｙ Ｃｏ，． Ｌｔｄ，． Ｓｈａｎｄｏｎg Ｑｉｎgｄａｏ ２６６０６１，Ｃｈｉｎａ）

Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｏ ｒｅｓｉｓｔ ｗａｔｅｒ ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄｓ ｉｎ ｔｈｅ ｆｉｓｈ ｗａｔｅｒ ｔａｎｋ， ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｎｅｅｄｓ ｔｏ ｂｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｔｏ ｍｅｅｔ

ｏｐｅｒａｔｉｏｎａｌ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｓｔａｎｄａｒｄｓ．Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｓｈｉｐ ｆｏｒｍ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ａｎｄ ｔａｎｋ ｔｙｐｅ ｔｏ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｓｌｏｓｈｉｎｇ

ｌｏａｄｓ ｏｎ ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ，ａｎｄ ｔｈｅｎ ｕｓｅｓ ｔｈｅ ｄｉｒｅｃｔ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ，ｂｕｉｌｔ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｉｎｃｌｕｄｉｎｇ ｔｈｅ ｐａｒｔ

ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ，ｌｏａｄｉｎｇ ｔｈｅ ｌｏｃａｌ ｌｏａｄｓ ａｎｄ ｇｌｏｂａｌ ｌｏａｄｓ ａｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐａｒｔｍｅｎｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，ｃｈｅｃｋ

ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｕｎｄｅｒ ｌｏｃａｌ ｌｏａｄｓ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｇｌｏｂａｌ ｌｏａｄｓ．Ｔｈｒｏｕｇｈ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ，ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｍｅｅｔｓ ｔｈｅ ｓｔａｎｄａｒｄ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ，ｔｈｅ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｂｅｌｏｎｇｓ ｔｏ ｔｈｅ ｏｔｈｅｒ

ｉｔｅｍｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎ，ｔｈｅ ｓｔａｎｄａｒｄ ｉｓ １９５ Ｎ／ ｍｍ

２

，ａｎｄ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｓｔｒｅｓｓｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ

ｐｌａｔｆｏｒｍ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｒｅ １２４ Ｎ／ ｍｍ

２

． Ｓｏ ｔｈｅ ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄｓ ｈａｖｅ ｔｈｅ ｇｒｅａｔｅｓｔ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｌａｔｆｏｒｍ．Ｔｈｅ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｔｈｅ ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｐｌａｔｆｏｒｍ ｃａｎ ｐｒｏｖｉｄｅ

ａ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ｓｕｂｓｅｑｕｅｎｔ ｓｈｉｐ ｄｅｓｉｇｎ．

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ａｑｕａｃｕｌｔｕｒｅ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｖｅｓｓｅｌ；ｆｉｓｈｉｎｇ ｔａｎｋ；ｓｌｏｓｈｉｎｇ ｌｏａｄ；ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ

８０

第 47 卷第 2 期 渔 业 现 代 化 Vol．47 No．2

2020 年 4 月 FISHEＲY MODEＲNIZATION Apr．2020

DOI: 10. 3969 /j. issn. 1007-9580. 2020. 02. 009

收稿日期: 2019-07-15

基金项目: 山东省支持青岛海洋科学与技术试点国家实验室重大科技专项( 2018SDKJ0303-3)

作者简介: 崔铭超( 1983—) ，男，硕士，工程师，研究方向: 深远海养殖工船总体设计。E-mail: cuimingchao@ 126．com

10 万吨级养殖工船快速性及动力系统配置分析

崔铭超，张 彬，王 靖

( 1 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，农业农村部远洋渔船与装备重点实验室，上海 200092;

2 青岛海洋科学与技术国家实验室深蓝渔业工程联合实验室，山东 青岛 266237)

摘要: 针对养殖工船特定作业需求，探索一种便捷的船舶快速性研究方法，研发经济高效的动力系统，对降低

养殖成本、提高养殖安全、推动产业发展具有重要意义。通过模型试验对比验证计算流体力学( CFD) 叠模法

静水阻力计算的准确性; 基于叠模法对船体快速性进行多目标优化，获取理想的船体低阻力型线; 从养殖工

船功率需求、初始建造成本及动力系统故障失效对比角度，分析养殖工船动力系统的合理配置，获取动力系

统基础方案。结果显示，在 9 ～ 11 kn 及低傅氏数情况下，通过优化线型而降低静水阻力不明显; 在伴流不均

匀度下降到一定程度以后，继续降低阻力，会大幅提升，不利于整体快速性能的提高; 结合系泊养殖实际使用

需求，采用电力推进技术可有效减少初始建造投资、降低后期维护及运营成本，提高养殖工况动力系统可靠

性。根据养殖作业动力系统配置需求，反推养殖工船的快速性特征是研究该类问题行之有效的方法。

关键词: 养殖工船; 模型试验; 计算流体力学; 船舶快速性; 电力推进

中图分类号: S951 文献标志码: A 文章编号: 1007-9580( 2020) 02-068-07

基于养殖工船作业特性，探索一种便捷的船

舶快速性研究方法，研发经济高效的动力系统，对

降低养殖成本、提高养殖安全和推动产业发展具

有重要意义。现代船舶逐渐向大型化、专业化及

绿色环保方向发展，快速性是船舶重要性能之一，

国内外很多学者应用多种方法对船舶快速性开展

研究。研究方法大致分为理论研究、船模试验和

数值模拟。Michell 提出薄船理论［1］; Dawson 法

借助于摄动理论逐渐向非线性领域扩展［2-6］，由

于船舶运动过程极为复杂，理论假设的计算结果

往往与实际有较大出入，船模试验逐渐成为主流

研究方法［7］。大量先进船型的诞生都来源于船

模试验，然而，试验方法有其局限性，费用高、周期

长。随着计算流体力学( CFD) 技术的发展，数值

模拟方法研究越来越受到研究者的重视［8-9］。虽

然计算量与精度的矛盾使其现阶段难以完全替代

传统的模型试验［10］，但选择恰当的数值模型为研

究对象，与传统的船模试验互补，完善或者取代原

有试验中的部分环节的作用愈发明显［11-13］。

现代民用船舶推进方式主要有 3 种: 常规柴

油机推进、电力推进和喷水推进［14］。常规柴油机

推进因其较高的燃油经济性而广泛应用于大型运

输船，但也存在其推进装置功率体积比过大的明

显不足。喷水推进更多地应用于小功率高速船。

电力推进具有振动噪音小、综合经济性高的特

点［15］，但受限于主要元件物理特性，增大船舶功

率较为困难［16-17］。自航式养殖工船区别于常规

运输船，其集养殖、加工、渔船补给和物流等多功

能于一体，长期游弋在深远海区域，其本身对航速

要求不高，推进功率需求较小，动力系统主要用来

支撑养殖工船的日常功能需求。常规燃油主机推

动螺旋桨动力方式在系泊养殖期间几无作用，势

必会造成极大浪费［18］。若全船采用电力推进系

统，针对多种不同工况，全船功率全部由电站进行

调配，可大幅度降低运营成本，规避常规推进方式

的主机闲置浪费。通过模型试验及 CFD 技术，研

究游弋式 10 万吨级养殖工船快速性，并基于 CFD

技术及布置需求对船体线型进行优化，同时结合

全船动力系统及电力负载，论证养殖工船电力推

进的优越性。

1 数值模型

1．1 控制方程和湍流模型

假定水是不可压缩的，则基本控制方程可由

第 2 期 崔铭超等: 10 万吨级养殖工船快速性及动力系统配置分析

式( 1) 表示［19］:

ui

xi

= 0 ( 1)

式中: xi

( i = 1，2，3) 为空间坐标; ui

( i = 1，2，3) 为

相应方向的速度分量。

目前工程上通常采用基于 Ｒeynolds 时间平

均的 N-S 方程( ＲANS 方程) 的模拟方法来处理不

可压缩流动问题，具体方程为:

ui

t

+



xj

( uiuj

) = － 1

ρ

p

xi

+ v 

xj

ui

xj ( ) +



xj

［－

u'

iu'

j］ ( 2)

式中: i、j 表示坐标轴方向分量; ρ 为流体密度; v

为运动黏性系数; ui、uj 为平均速度; u'

i、u'

j 为脉动

速度;



xj

［－u'

iu'

j

］表示雷诺应力。

采用 k-ε 湍流模型对 N-S 方程进行封闭，即

可对该湍流运动问题进行数值求解。

1．2 几何模型和计算域

养殖工船( 图 1) 区别于一般运输船，其推进

系统主要用于紧急躲避台风及短途游弋，对航

速要求不高。考虑到台风影响辐射半径 100 海

里，以及至少 24 h 预报时间，在设计航速 9．5 kn

的情况下，即可满足生产需求，其他主尺度见表

1。为与模型试验结果进行精确对比，避免尺度

效应对计算结果造成影响，CFD 数值仿真计算

在缩尺比 1 ∶ 80 的模型尺度下进行。进一步优

化工作需要大量计算数据作为支持，且设计航

速对应的傅氏数( Fr) 为 0．10，低于 0．15，因此采

用叠模法进行定常计算; 同时，为了尽可能减少

计算域网格总数，仅对半船进行模拟计算，中纵

剖面作为对称面处理。计算域宽度及高度均取

5 m，为保证流场充分发展，计算域长度取 30 m。

图 1 10 万吨级养殖工船示意图

Fig．1 Sketch map of the 100 000 ton aquaculture platform

表 1 养殖工船及船模主尺度

Tab．1 Main dimension of aquaculture platform and model

项目 实际值 模型值

垂线间长/m 241 3．013

型宽/m 48．0 0．600

型深/m 18．5 0．231

压载吃水( 首/尾吃水) /m 7．7 /5．3 0．096 /0．066

结构吃水/m 12．5 0．156

设计排水量( 海水中) /t 121 289．64 0．237

1．3 网格划分及可靠性分析

为了保证计算精度，在船体附近选取控制体

对网格进行局部加密( 图 2 和图 3) ，并在尾流处

对网格进行进一步细化处理。为保证计算结果的

准确性，需对近壁面第一层网格的厚度进行限定，

以满足与壁面间的无量纲垂向距离( y+

) 在一定

的范围之内。雷诺数( Ｒe) 计算公式:

Ｒe = U × L

v ( 3)

式中: U 为来流速度; L 为特征长度( 取垂线间

长) ，v 为运动黏性系数。在来流速度为 0．287 ～

0. 8636 m /s 范围时，计算得到的雷诺数范围为

8. 55×105 ～2．57×106

，由式( 4) 计算 y+

值:

y + = 0．172 ×

Δy

L

× Ｒe

0．9 ( 4)

近壁面第一层网格厚度取 3 mm，即可使全来

流速度范围内 y+

在 30 ～ 100 的范围内; 边界层使

用棱柱状网格进行划分，共 6 层，增长率为 1．1; 叠

模计算所用网格尺度与带自由面情况下完全一

致，叠模计算总网格数为 110 万个。

图 2 叠模计算体网格划分

Fig．2 Mesh generation of computational volume

图 3 叠模计算体船体附近加密网格划分

Fig．3 Mesh generation of computational volume near hull

69

渔 业 现 代 化 2020 年

2 模型试验

2．1 试验模型

为验证 CFD 计算的可靠性，在上海交通大学

循环水槽中进行了模型试验验证。该循环水槽为

立式结构( 图 4) ，总长约 27 m，其中测试段尺度

为 8．0 m×3．0 m×1．6 m，流速在 0．2～3．0 m /s 之间

连续可调，并配有造波装置及海风模拟装置。水

槽速 度 场 不 均 匀 度 小 于 2%。模 型 缩 尺 比 为

1 ∶ 80。船体模型严格依据型线图按上述缩尺比

加工，模型几何尺寸( 表 1) 误差不超过 2 mm，吃

水误差不超过 1 mm，模型试验情况如图 5 所示。

图 4 多功能循环水槽

Fig．4 Multi-function circulating water channel

图 5 模型试验

Fig．5 Model test

2．2 试验原理及方法

试验采用拘束模型、常温常压水介质强迫流

动的水槽试验方法。试验考虑的准则: 几何学相

似条件，使模型的关键部位在外形上与实船保持

几何相似; 运动学相似条件，阻力及自航试验保证

傅氏数相等; 动力学相似条件，本试验模型均为刚

性模型，无变形，因此不考虑结构力学的相似条

件。船模置于理论吃水处，按进速系数相等、傅氏

数相等的次序推导试验参数。满足以上条件，可

计算得到模型试验与实际工况换算公式:

Vm = Vs / 槡λ ( 5)

式中: Vm 为 模 型 速 度; Vs 为 实 船 速 度; λ 为 缩

尺比。

阻力试验中，将模型利用螺杆紧固件固定置于

水槽中线处，与来流方向一致。调节来流速度，通过

水槽与船模连接处的力传感器来获取阻力数值。

3 数值计算及模型试验结果分析

3．1 原型数值计算及模型试验对比

基于商用软件 STAＲ-CCM+完成数值计算，得

到各航速下阻力值与试验值( 表 2，图 6) ，其中模

型试验数据均取 Fixed 模式结构吃水下。

表 2 试验与计算阻力值对比表

Tab．2 Comparison of resistance values between model test and CFD

v/( m/s) F-Exp /N F-Cal/N Err．

0．287 9 0．574 1 0．593 596 3．40%

0．344 8 0．790 3 0．843 992 6．79%

0．402 3 1．050 4 1．089 252 3．70%

0．460 0 1．346 9 1．358 918 0．89%

0．517 6 1．677 1 1．630 078 －2．80%

0．574 5 2．038 8 1．938 058 －4．94%

0．633 7 2．455 6 2．260 234 －7．96%

0．689 8 2．859 4 2．597 452 －9．16%

0．749 0 3．299 8 2．977 536 －9．75%

0．804 3 3．788 9 3．358 996 －11．35%

0．863 6 4．312 7 3．795 170 －12．00%

注: 表中的 v 为入流速度，F-Exp 为试验测量的阻力值，F-Cal

为 CFD 计算得到的阻力值，Err．为阻力值计算相对试验的百

分比误差

图 6 叠模计算与实测伴流场对比图

Fig．6 Comparison of wake between model test and CFD

70

第 2 期 崔铭超等: 10 万吨级养殖工船快速性及动力系统配置分析

使用叠模法进行数值模拟计算得到的船模阻

力值与试验值具有一致的变化趋势，且在设计航

速时( 航速较低的情况下，入流速度 0． 4 ～ 0． 575

m /s) ，计算值与试验值误差很小，均在 5%左右;

随着航速的增大，船体兴波造成的影响增大，使用

叠模法计算得到的阻力与试验值相比误差增大，

最大可达 12%。因此，在设计航速范围内，使用

叠模法计算得到的尾伴流场与试验测量值吻合良

好。数值计算方法和模型可靠，能够作为进一步

优化计算的依据。

3．2 优化结果分析

通过自由变形法( FFD) ［20］完成船体曲面光

顺变形; 采用最优拉丁超立方设计的试验设计方

案确定 构 建 近 似 模 型 的 样 本 集; 使 用 克 里 格

( Kriging) 法完成近似模型建立; 基于验证的可靠

CFD 数值仿真，通过基于仿真的设计( SBD) 流

程，完成对某大型养殖工船阻力性能及伴流场均

匀度为目标的双目标优化［21-22］。为保证计算结

果的精确性，对 20 个最优解对应的船型进行 CFD

计算，阻力( F) 与伴流不均匀度( W) 之间的关系

如图 7 所示。在 W 下降到一定程度后，若继续降

低，阻力上升幅度会大幅提升，不利于整体快速性

能的提高。

图 7 优化船型分布情况

Fig．7 Distribution of optimized ships

在确定船型优化方案后进行优化船船模试

验，优化船( OPT) 及原型船( OＲG) 阻力性能及伴

流结果对比见图 8 及图 9。优化船阻力性能在全

航速下均优于原型船，阻力降低最多达 2．85%( 对

应实船航速 11 kn) ; 在设计航速下，优化船阻力

降低 1．59%。优化船尾伴流场较原型船呈收缩趋

势，速度分布更加均匀。然而在低速航行兴波阻

力占比不大的情况下，通过优化线型而降低的静

水阻力绝对值并不大。依据试验结果及实际需

求，通过船-机-桨匹配后，航速 9．75 kn 对应的主

机输出功率约为 3 400 kW。

图 8 优化船与原型船阻力对比

Fig．8 Comparison of resistance between optimized ship

and original ship

图 9 优化船与原型船尾伴流场对比

Fig．9 Comparison of wake between optimized ship

and original ship

4 动力系统配置

4．1 养殖工船功率需求

功率需求是全船动力系统设计的输入条件。

养殖工船的工况主要分为航行工况、养殖工况以

及紧急躲避台风( 紧急避台) 工况，其中以养殖工

况占比时间最长。当其就位开启主动流水交换

后，外界海水通过进水泵注入养殖舱中，与养殖舱

进行水流交换，同时需要兼顾养殖生产过程中的

应急强排换水需要。该进出水流交换系统是养殖

工况下的主要电力负载。以前述 10 万吨级养殖

工船的工况为例，各系统功率需求见表 3。

71

渔 业 现 代 化 2020 年

表 3 10 万吨级养殖工船功率需求

Tab．3 Power requirements for the 100 000 ton aquaculture platform

功率需求 航行工况 养殖工况 紧急避台

推进功率/kW 3 400 － 3 400

进水泵功率/kW － 700 350( 备选)

强排泵功率/kW － 1 100( 每次投饲后运行 1h) －

其他养殖相关设备/kW － 400 －

船用其他负载( 含空调和冷库) /kW 700 700 700

总功率需求/kW 4 100

1 800( 长期)

2 900( 峰值)

4 100

4 450( 备选)

4．2 常规推进及电力推进配置

根据表 3 中的功率需求，常规推进方式需配

置一台最大输出功率约为 4 100 kW 的主机用来

航行，养殖工况长期功率需求为 1 800 kW，峰值

功率 2 900 kW ( 每次投饲后运行 1 h) ，维持最低

需求配置的发电机总功率为 3 000 ～ 4 000 kW，此

时系统安全冗余度较低，如要增加养殖过程中的

电力系统安全性，需要继续提高发电机总功率，降

低电力负荷系数。

在电推系统配置设计中，养殖工况作为船舶

的长期运行工况，机组的选型和机组的最佳工作

点需满足该工况。由表 4 可知，从发电机负荷率

看，两种方案的柴油机都运行在最佳油耗点附近;

从机组冗余度考虑，方案 A 的冗余度更高; 从机

组在船上空间布置考虑，方案 B 机组所占空间

小; 从机组的备品备件考虑，方案 A 较有优势; 从

机组的初期投入考虑，方案 B 投资总价稍低。

4．3 比较分析

从初始投资考虑，该船采用电力推进虽然增

加了一台兆瓦级别的发电机和配电板屏数，但是

可以减少一台更为昂贵的主机，如若在该工船其

他系统电功率需求增加而发电机功率继续增大的

情况下，这一经济性优势更为突出。其次，从维护

保养角度出发，常规推进主机长时间闲置，相比电

力推进配置下发电机较为稳定的工作状态，无疑

会增加维护成本。再次，电力推进有更为紧凑的

机舱，可提高空间利用率［23］，采用中高速发电机

可降低振动噪音、改善养殖环境。各工况下设备

故障情况见表 5。可以看出，电力推进比常规推

进可靠性更高、冗余度更好，主要体现在电力推进

系统可将电力设备进行分段、分组处理，达到互为

备用的效果。

表 4 10 万吨级养殖工船多工况电功率负荷

Tab．4 Power load of the 100 000 ton aquaculture platform under multi-working conditions

工况等

电推方案 A

4 台 1 254 kW( MAN 6L21 /31)

电推方案 B

1 台 2016 kW ( MAN 6L27 /38)

+2 台 1463 kW ( MAN 7L21 /31)

机组运行数 机组负荷率 机组运行数 机组负荷率

航行工况 — 4 100 kW 4 0．82 3 0．83

养殖工况

长期 1 800 kW 2 0．72 1 0．89

峰值 2 900 kW 3 0．77 2 0．83

避风工况

正常 4 100 kW 4 0．82 3 0．83

备选 4 450 kW 4 0．89 3 0．89

72

第 2 期 崔铭超等: 10 万吨级养殖工船快速性及动力系统配置分析

表 5 动力系统故障失效分析

Tab．5 Failure analysis of power system

工况 常规主机推进 电力推进

故障设备假设 影响原因 影响程度 故障设备 影响原因 影响程度

航行工况

主机故障 船舶失去动力 危险 主推进电机故障 双绕组设计失掉

一半动力 轻度

发电机组故障 3 台机组，另外 2 台可

满足功率需求 无 发电机组故障 4 台机组，另外 3 台

可满足功率需求 无

养殖工况

主机故障 主机不运行 无 主推进电机故障 电机不运行 无

发电机组故障 3 台机组，剩余 2 台机组无

法满足峰值功率要求 严重 发电机组故障 4 台机组，剩余 3 台能满足

峰值功率要求 无

避风工况

主机故障 船舶失去动力 危险 主推进电机故障 双绕组设计

失掉一半动力 无

发电机组故障 3 台机组，另外 2 台可

满足功率需求 无 发电机组故障 4 台机组，剩余 3 台能满足

峰值功率要求 无

5 结论

基于 CFD 技术使用叠模法对养殖工船进行

数值模拟，结果显示，数值计算得到的船模阻力值

与试验值具有一致的变化趋势，在约 10 kn 设计

航速时，计算值与试验值误差较小，均在 5% 左

右; 随着航速的增大，船体兴波造成的影响增大，

最大可达 12%; 尾伴流场与试验测量值吻合良

好。针对低傅氏数的养殖工船，数值计算方法可

靠，是研究该类型船舶快速性的一种经济快速方

法。通过对船体型线进行多目标优化，结果表明，

在方形系数不变的情况下，通过优化线型方法而

降低的静水阻力收效甚微。

养殖工船工作工况主要分为航行工况、养殖

工况以及紧急躲避台风( 紧急避台) 工况，其中以

养殖工况所占时间最长。不同于常规运输船舶，

航行功能是养殖工船的辅助功能。工船的能源动

力系统要优先保障养殖功能。当养殖系统电力需

求接近或者超过推进功率时，采用电力推进技术

可有效减少初始建造投资，降低后期维护及运营

成本，提高养殖工况动力系统可靠性。同时，采用

中高速发电机，可降低振动噪音，改善养殖环境，

提高养殖安全性。 □

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Analysis of speedability and power system configuration of

100 000 ton aquaculture platform

CUI Mingchao，ZHANG Bin，WANG Jing

( 1 Fishery Machinery and Instrument Ｒesearch Institute，Chinese Academy of Fishery Sciences，Key Laboratory

of Ocean Fishing Vessel and Equipment，Ministry of Agriculture and Ｒural Affairs，Shanghai 200092，China;

2 Joint Ｒesearch Laboratory for Deep Blue Fishery Engineering Equipment Technology，

Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology，Qingdao 266237，Shandong，China)

Abstract: In view of the specific operational needs of the aquaculture platform，it is of great significance to

explore a convenient research method of speedability and develop an economical and efficient power system to

reduce the cost of aquaculture，improve the safety of aquaculture and promote the development of industry．The

accuracy of CFD hydrostatic resistance calculation is verified by model test comparison，the multi-objective

optimization of speedability is carried out based on the CFD technology to obtain the ideal hull low resistance

profile，and the reasonable configuration of the power system of aquaculture platform is analyzed from the

perspective of power demand，initial construction cost and failure comparison of power system to acquire the

power system foundation scheme．The results show that in the case of 9-11 kn and lower Fourier number，the

hydrostatic resistance is not obviously reduced by optimizing the line．After the degree of non-uniformity of wake

decreases to a certain extent，it will be greatly increased if the resistance is further reduced，which is not

conducive to the improvement of the overall speedability． Combined with the actual use demand of mooring

condition，the electric propulsion technology is adopted． It can effectively reduce the initial construction

investment，reduce the later maintenance and operation costs，and improve the reliability of the power system in

the operating condition． According to the configuration requirements of the power system of the aquaculture

operation，it is an effective method to study this kind of problem by deducing the speedability of the

aquaculture platform．

Key words: aquaculture platform; model test; computational fluid dynamics; speedability; electric propulsion

74

第 48 卷第 5 期 渔 业 现 代 化 Vol．48 No．5

2021 年 10 月 FISHEＲY MODEＲNIZATION Oct．2021

DOI: 10．3969 /j．issn．1007-9580．2021．05．014

收稿日期: 2021-03-17

基金项目: 中国水产科学研究院基本科研业务费资助( 2020TD79)

作者简介: 王庆伟( 1981—) ，男，工程师，硕士，研究方向: 船舶设计。E－mail: wangqingwei@ fmiri．ac．cn

养殖工船视域盲区分析研究

王庆伟1，2

，张 彬1，2

，张春涛1

( 1 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，上海 200092;

2 青岛海洋科学与技术国家实验室，山东 青岛 266237)

摘要: 改装设计的养殖工船因养殖需要在主甲板上增设了多个吊机，而且高度已经对驾驶室视线形成了遮

挡，位于船中的海工吊及前部的起重机小吊形成的遮挡比较分散，两个遮挡区域之间的角度小于 5°，常规的

作图方法满足不了法规中对视域的要求，如果通过改变吊机布置位置来达到要求会影响船舶功能。为解决

养殖工船视域盲区间角度小于 5°问题，在实现主甲板上吊机功能前提下，通过合并两个区域，达到了两个盲

区之间角度大于 5°的要求。此方法可将视域中多个分散的小角度视线盲区合并，以达到法规对于盲区之间

的角度小于 5°的要求，此作图方法可应用于对类似于养殖工船甲板布置的船舶。

关键词: 养殖工船; 视域; 角度; 盲区

中图分类号: U662．2 文献标志码: A 文章编号: 1007－9580 ( 2021) 05－0098－06

船舶的视域关系到船舶的航行安全［1－2］，船

舶的设计要保证驾驶室的视线要求，要按视线要

求的计算方法分析达到要求［3－5］。养殖工船是中

国渔业走向深远海发展的新方向，是实现深远海

养殖的一种解决方案［6－7］。养殖工船可规避台

风、赤潮等恶劣天气影响，可根据环境要求转场生

产，是一款可自航的渔业船舶［8－12］。养殖工船通

常驾驶室布置在尾部，加工冷藏位于主甲板上，主

甲板上设置吊机，进行货物扒载，因功能需要，主

甲板上配套养殖设备多，有的设备会对驾驶室视

线形成遮挡。

本养殖工船为现有船舶改造，主甲板上需增

设 6 台吊机，方便吊离养殖舱舱口盖及饲料调拨

等，但吊机的高度对驾驶室的视线形成了遮挡。

本研究在方便甲板吊机布置及保证功能的同时满

足法规中对驾驶室视线的要求下，通过将主甲板

上船中的海工吊及前部的起重机小吊盲区进行合

并，解决了养殖工船视域盲区问题。

1 法规中对视域的要求

《国内航行海船法定检验技术规则》［13］ 和

《国际海上人命安全公约》［14］中对船舶的视域有

明确的规定。对于总长 55 m 及以上的各类船舶，

驾驶室视域的要求总结如下: ( 1) 从驾驶位置上

所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板货状

态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均不应

有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者) 遮

挡。( 2) 在驾驶室外正横前方从驾驶位置所见

的海面视域内任何由货物、起货装置或其他障

碍物造成的盲视扇 形区域的遮挡，应 不 超 过

10°。盲视扇形区域的总弧度不应超过 20°; 在

盲视区之间的可视扇形区域应至少为 5°。但在

本条( 1) 中所述之视域内，每一单独的盲视区均

应不超过 5°。

2 无吊机遮挡满足视域要求

本船设有尾楼，改装前主甲板上没有遮挡时，

本船的视域满足视域要求。法规要求从驾驶位置

上所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板货状

态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均不应

有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者) 遮

挡，改装前无遮挡的视域如图 1。本船空载出港、

空载到 港 工 况 对 应的首尾吃水等数据如表 1

所示。

第 5 期 王庆伟等: 养殖工船视域盲区分析研究

图 1 无遮挡视线图

Fig．1 Unobscured visibility plan

表 1 各装载工况遮挡长度

Tab．1 Blind sectors length of different loading conditions

装载情况 首吃水/m 尾吃水/m 遮挡长度 A/m 法规要求/m

空载出港 5．503 8．446 409．1 ＜498．8

空载到港 5．043 8．501 411．8 ＜498．8

法规中对视域的要求( 1) 遮挡长度为从驾驶

位置上所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板

货状态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均

不应有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者)

遮挡，本船的船身长度为 249．9 m，2 倍的船身长

度及 500 m 取小者为 498．8 m，本船的遮挡长度不

应超过 498．8 m，本船工况中空载出港跟空载到港

吃水最低，两个工况都满足视域中对遮挡长度的

要求，其他工况吃水均比空载两个工况高，更容易

满足视域中对遮挡长度的要求。

本船改装前，主甲板上无遮挡时法规中对视

域的要求( 2) 容易满足。

3 本船主甲板上遮挡视线的布置

3．1 主甲板上吊机布置

改造后本船共 15 个养殖舱，每个养殖舱顶设

有舱口盖，甲板上设置养殖配套的加工间及饲料

舱［15－16］，因起吊舱口盖及养殖需要，主甲板需设

置吊机，进行货物扒载，同时覆盖舱口盖区域，方

便后期舱口盖起吊。

因养殖需要主甲板上布置的加工间跟饲料

间［17－ 20］对视线没有形成遮挡。首桅为非可倒式

桅杆［21－22］，首桅的布置对视线形成了遮挡。

主甲板上吊机的布置，考虑到吊机的回转半

径、回转角度及变幅时间等，为方便吊机作业，总共

放置 6 台吊机，中间的 2 台为 30 t 海工吊，前后的 4

台为 5 T 海工起重机，具体布置的位置如图 2。

图 2 主甲板上吊机布置

Fig．2 Cranes arrangement on main deck

3．2 常规视域遮挡不满足视域要求

考虑到主甲板上 6 台吊机及艏桅杆的视域遮

挡作图如图 3 所示。

图 3 有吊机遮挡视线图

Fig．3 Obscured visibility plan with cranes

99

渔 业 现 代 化 2021 年

由图 3 可知主甲板上尾部起重机小吊对视线

没有影响，中间的两台海工吊及前部的两台起重

机小吊及艏桅杆对视线形成了遮挡。

( 1) 法规中对视域的要求( 1) 中，从驾驶位置

上所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板货状

态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均不应

有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者) ，图

3 中遮挡长度跟改装前表 1 中的遮挡长度基本相

同，满足要求。

( 2) 法规中对视域要求( 2) 中驾驶室外正横

前方从驾驶位置所见的海面视域内任何由货物、

起货装置或其他障碍物造成的盲视扇形区域的遮

挡，应不超过 10°，船首前方至任何一舷 10°范围

内每一单独的盲视区均应不超过 5°，艏桅杆遮挡

的度数为 0．35°，左侧前部的起重机遮挡的度数为

0．54°，左侧 30 t 海工吊遮挡的度数为 1．92°，都没

有超过 5°，满足要求。

( 3) 法规中对视域要求( 2) 中对盲视扇形区

域的总弧度不应超过 20°，由图 2 可以看出遮挡

区域的总弧度度数比较小，艏桅杆遮挡的度数为

0．35°，左侧前部的起重机遮挡的度数为 0．54°，左

侧 30 t 海工吊遮挡的度数为 1．92°，盲视扇形区域

的总弧度度数为 0．35+( 0．54+1．92) ×2 = 5．27°，满

足要求。

( 4) 法规中对视域要求( 2) 中在盲视区之间

的可视扇形区域应至少为 5°，艏桅杆与前面起重

机小吊之间的可视扇形区域为 5．25°＞5°，满足要

求，起重机小吊与海工吊之间的可视扇形区域为

3．79°＜5°，不满足要求。

4 达到法规要求的解决方法

4．1 驾驶室视线越过前面起重机小吊

起重机小吊与海工吊之间的可视扇形区域满

足不了大于 5°的要求，如果视线越过吊机遮挡，

前面起重机小吊的遮挡区域就可以取消，视线越

过前面起重机小吊作图如图 4。

图 4 视线越过前面起重机小吊视线图

Fig．4 Visibility of sight across the front crane

视线越过前面起重机小吊能解决可视扇形区

域之间大于 5°的要求，但法规中对视线要求第

( 1) 条中从驾驶位置上所见的海面视域，在所有

吃水、纵倾和甲板货状态下，自船首前方至任何一

舷 10°范围内均不应有两个船身以上的长度或

500 m( 取其小者) 的遮挡，视线越过前面起重机

后前面盲区 A 会加大，大于要求值 498．8 m，满足

不了此要求，此方法对本船不适用。

4．2 改变主甲板上吊机布置满足视线要求

改变甲板上吊机的布置［23－ 26］，可满足驾驶室

视域的要求，比如船中海工吊向船尾移动 9 600

mm，首部起重机小吊向中心移动 600 mm，如图 5

所示。

( 1) 法规中对视域的要求( 1) 中，从驾驶位置

上所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板货状

态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均不应

有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者) ，图

5 中遮挡长度跟改装前表 1 中的遮挡长度基本相

同，满足要求。

( 2) 法规中对视域要求( 2) 中驾驶室外正横

前方从驾驶位置所见的海面视域内任何由货物、

起货装置或其他障碍物造成的盲视扇形区域的遮

100

第 5 期 王庆伟等: 养殖工船视域盲区分析研究

挡，应不超过 10°，船首前方至任何一舷 10°范围

内每一单独的盲视区均应不超过 5°，海工吊遮挡

角度 为 2． 12°，前部起重机小吊遮挡角度为

0. 54°，艏桅杆遮挡的度数为 0． 35°，都没有超过

5°，满足要求。

图 5 调整吊机布置满足视线要求

Fig．5 Adjusted crane layout to meet the visibility requirements

( 3) 法规中对视域要求( 2) 中对盲视扇形区

域的总弧度不应超过 20°，艏桅杆遮挡的度数为

0．35°，海工吊遮挡角度为 2．12°，前部起重机小吊

遮挡角度为 0．54°，盲视扇形区域的总弧度度数为

0．35+( 2．12+0．54) ×2 = 5．67°＜20°，满足要求。

( 4) 法规中对视域要求( 2) 中在盲视区之间

的可视扇形区域应至少为 5°，艏桅杆与前面起重

机小吊之间的可视扇形区域为 5．05°＞5°，前面起

重机小吊与中间海工吊之间的可视扇形区域为 5．

05°＞5°，满足。

如果因为盲区之间的可视扇形区域达不到

5°去调整主甲板上吊机及桅杆的布置，调整吊机

布置之后作业会很不方便，会对船舶结构等设计

形成较大的影响，起吊跟扒载货物实现不了，对船

舶的功能会形成限制。

4．3 将船中海工吊跟前面小吊盲区合并

因盲区之间的可视扇形区域达不到 5°，将中

间海工吊及前部起重机小吊作为一整个遮挡区

域，如图 6 所示。

图 6 中间海工吊及前部起重机小吊作为一个遮挡区域视线图

Fig．6 Visibility plan of merging two crane’s blind sectors

( 1) 法规中对视域的要求( 1) 中，从驾驶位置

上所见的海面视域，在所有吃水、纵倾和甲板货状

态下，自船首前方至任何一舷 10°范围内均不应

有两个船身以上的长度或 500 m( 取其小者) ，图

6 中遮挡长度跟改装前表 1 中的遮挡长度基本相

同，满足要求。

( 2) 法规中对视域要求( 2) 中驾驶室外正横

前方从驾驶位置所见的海面视域内任何由货物、

起货装置或其他障碍物造成的盲视扇形区域的遮

挡，应不超过 10°，海工吊及前部起重机小吊作为

一整个遮挡区域遮挡角度为 6．26°，满足要求。船

首前方至任何一舷 10°范围内每一单独的盲视区

均应不超过 5°，艏桅杆遮挡的度数为 0．35°，海工

吊及前部起重机小吊作为一整个遮挡区域遮挡度

数为 4．57°，都没有超过 5°，满足要求。

( 3) 法规中对视域要求( 2) 中对盲视扇形区

域的总弧度不应超过 20°，艏桅杆遮挡的度数为

0．35°，海工吊及前部起重机小吊作为一整个遮挡

区域遮挡度数为 6．26°，盲视扇形区域的总弧度度

数为 0．35+6．26×2 = 17．77°＜20°，满足要求。

( 4) 法规中对视域要求( 2) 中在盲视区之间

的可视扇形区域应至少为 5°，艏桅杆与前面起重

101

渔 业 现 代 化 2021 年

机小吊及海工吊盲区之间的可视扇形区域为

5. 25°＞5°，满足要求。

5 讨论

驾驶室视线关系到船舶的安全［27］，要满足法

规中对驾驶室视线的要求，前期船舶设计时要充

分考虑到驾驶室视域问题［28］。如本养殖工船，甲

板上布置的设备多，可让视线越过障碍物［29］，此

方法对艉楼高的船舶适用，如图 1 中 A 值还没达

到两个船身长度跟 500 m 的小者，从驾驶位置跟

A 值最前端画一条直线，看是否能越过障碍物，如

能越过障碍物则满足法规要求，但对本养殖工船

不适用。可以增加新的观测点达到要求［30］，但此

方法要得到船检部门及船东的认可。还可以移动

甲板上的设备，直至满足要求，但此方法会影响船

舶功能。

本研究通过将中间海工吊及前部起重机小吊

作为一整个遮挡区域，合并两个单独的遮挡，达到

了法规中对视域的要求，方便主甲板上遮挡物较

多的船舶采用，采用此方法时可以合并甲板上大

于 2 个的多个遮挡区域，但主甲板上设备的布置

还是要尽量减少遮挡度数，保证驾驶室视线，保证

船舶的安全。此方法如合并遮挡区域太多还是受

到法规的限制，要参考法规的要求灵活运用。

6 结论

养殖工船作为可自航的船舶，主甲板上有遮

挡视线的设备布置，要更加关注驾驶室视线的安

全问题。通过合并两个吊机的遮挡区域，解决了

船舶甲板上遮挡物分散且比较多引起的视线遮挡

问题，满足了法规中对视域的要求，为类似养殖工

船的船舶主甲板布置及视域做图提供借鉴。 □

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102

第 5 期 王庆伟等: 养殖工船视域盲区分析研究

Analysis and research on the visibility blind zone of aquaculture vessels

WANG Qingwei

1，2

，ZHANG Bin1，2

，ZHANG Chuntao1

( 1 Fishery Machinery and Instrument Ｒesearch Institute，Chinese Academy of Fishery Sciences，Shanghai 200092，China;

2 Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology，Qingdao 266237，Shandong，China)

Abstract: To meet aquaculture demands，modified aquaculture vessels usually have several cranes added on the

main deck，and the cranes are high enough to block the navigation bridge visibility．The middle crane and the

crane at the front form scattered blind sectors，and the angle between the two blind zones is smaller than 5°．

With the conventional drawing method，the legal requirement for the bridge visibility can’t be met，while if the

requirement is to be met by changing the crane layout position，then the ship functions will be affected．In order

to solve this problem of the angle being smaller than 5°，a method is proposed in this paper，that’s to combine

the two zones while ensuring the function realization of the cranes on the main deck，so that to increase the

angle between the two blind zones to larger than 5°，and meet the legal requirement on visibility．This method

can be applied to ships with similar deck layout with that of aquaculture vessels．

Key words: aquaculture vessel; bridge visibility; angle; blind zone

103

第 ４９ 卷第 ５ 期 渔 业 现 代 化 Ｖｏｌ．４９ Ｎｏ．５

２０２２ 年 １０ 月 ＦＩＳＨＥＲＹ ＭＯＤＥＲＮＩＺＡＴＩＯＮ Ｏｃｔ．２０２２

ＤＯＩ：１０．３９６９ ／ ｊ．ｉｓｓｎ．１００７⁃９５８０．２０２２．０５．００６

收稿日期：２０２２⁃０６⁃１５

基金项目：青岛海洋科学与技术试点国家实验室“问海计划”深远海养殖实验舱构建与中试验证（２０２１ＷＨＺＺＢ１３０１）；中国水产科学研究

院基本科研业务费（２０２０ＴＤ７９）

作者简介：黎建勋（１９８４—），男，助理研究员，研究方向：船舶电气。 Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｌｊｘｓｏｌｏ＠ １６３．ｃｏｍ

通信作者：黄温赟（１９８５—），男，工程师，硕士，研究方向：船舶机电系统。 Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｈｕａｎｇｗｅｎｙｕｎ＠ ｆｍｉｒｉ．ａｃ．ｃｎ

养殖工船电力推进调距桨动力系统策略

黎建勋１，２

，董晓妮１，２

，崔铭超１，２

，杨栋轩３

（１ 中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所，农业农村部远洋渔船与装备重点实验室，上海 ２０００９２；

２ 青岛海洋科学与技术国家实验室深蓝渔业工程联合实验室，山东 青岛 ２６６２３７；

３ 中国船舶集团青岛北海造船有限公司，山东 青岛 ２６６５２０）

摘要：为解决深远海养殖工船电力推进系统复杂，存在谐波干扰，设备空间占用多，系统成本高等问题，结合

动力系统适渔性需求，采用了一种变频软起动的电力推进调距桨动力系统设计方法。 经过比较该系统配置

方案，研究该系统起动和运行过程中推进电机和螺旋桨的特性曲线，对比分析调距桨动力系统的造价和性

能。 结果显示：该电力推进调距桨动力系统可以简化动力系统配电网络，降低了配电装置成本，提高了系统

冗余度，减少了电网谐波。 研究表明：该方案具有经济性、可行性、可靠性、适渔性。

关键词：养殖工船；电力推进；调距桨；动力系统；变频软起动

中图分类号：Ｕ６６５．１；Ｓ９５１ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００７⁃９５８０（２０２２）０５⁃００４５⁃００９

目前全球约 ９３％的渔业资源处于“完全开发

或过度开发” 状态［１］

，中国海洋渔业产业结构转

型已迫在眉睫［２］

。 养殖工船融合了船舶技术与

养殖技术［３］

，是推进中国海水养殖和海洋牧场建

设的新型技术手段，是中国海洋渔业现代化建设

和可持续发展的重要途径。 近年，中国对深远海

养殖工船总体技术、经济性论证、模型试验、规范

指南、政策制定的研究接连展开［４⁃５］

。 ２０２２ 年 ５

月，全球首艘十万吨级大型深远海养殖工船“国

信 １ 号” 完成交付运营，养殖工船技术取得实船

应用，中国深远海大型养殖工船产业也实现了由

０ 到 １ 的进阶发展。 目前深远海养殖工船面临的

最大问题仍是初期投入成本非常高，很难找到合

适的运 营 企 业， 成 为 制 约 其 快 速 发 展 的 瓶 颈

因素［５］

。

电力推进技术因其具有节能、环保、噪声低、

操纵性、机动性、可靠性、推进效率高等优势，在渔

业船舶领域已逐步得到应用［６⁃１３］

。 养殖工船动力

系统是全船技术经济性和船舶造价影响的一项重

要指标，工船采用电力推进技术可以降低柴油机

总装机功率、提高经济性［１４］

，但是电力推进其主

要控制元器件较依赖于 ＡＢＢ、西门子等国外品

牌，国产化率低［１５⁃１６］

。

针对“国信 １ 号” 深远海养殖工船电力推进

系统，基于适渔性要求，提出了一种电力推进调距

桨动力系统策略。 分析了该方案的技术特性、经

济性、可靠性，及优缺点，希望能为中国深远海养

殖工船推进方式适渔性研发和国产化率研究，提

供借鉴和参考。

１ 动力系统方案与适渔性要求

采用何种推进形式，实现养殖工船动力系统

的操纵性、经济性、可靠性，与养殖工船生产模式

相适宜，是养殖工船动力系统首要考虑的设计原

则。 养殖工船根据时节与水文变化，需要周期性

的锚泊、游弋在目标海域，进行轮作式生产。 “国

信 １ 号” 养殖工船一年 ２ 季，主要开展大黄鱼养

殖，工船具有航行、养殖、吸鱼、转场等多工况作业

的特点。 养殖工船动力系统可以采用常规主机推

进或电 力 推 进 形 式， 螺 旋 桨 形 式 也 有 定 距 桨

（ｆｉｘｅｄ ｐｉｔｃｈ ｐｒｏｐｅｌｌｅｒ，ＦＰＰ）和调距桨（ ｃｏｎｔｒｏｌｌａｂｌｅ

ｐｉｔｃｈ ｐｒｏｐｅｌｌｅｒ，ＣＰＰ）两种方案选择。 由于工船全