外輸浮筒水動(dòng)力計(jì)算方法比較

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(哈爾濱工程大學(xué) 深海工程技術(shù)研究中心，哈爾濱 150001)

外輸浮筒水動(dòng)力計(jì)算方法比較

康莊，徐祥，付森，張橙

(哈爾濱工程大學(xué) 深海工程技術(shù)研究中心，哈爾濱 150001)

為準(zhǔn)確預(yù)報(bào)外輸浮筒的水動(dòng)力性能，分別對(duì)基于輻射/繞射理論和細(xì)長(zhǎng)體理論的水動(dòng)力計(jì)算方法進(jìn)行改進(jìn)，并給出了相應(yīng)的理論計(jì)算模型。提出一種莫里森單元+碟形單元的組合模型以計(jì)算浮筒主體及其裙板的黏性載荷。設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)對(duì)2種計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證對(duì)比，發(fā)現(xiàn)2種方法的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在運(yùn)動(dòng)幅值和總體趨勢(shì)上基本保持一致，驗(yàn)證了外輸浮筒水動(dòng)力計(jì)算模型的正確性，并且基于輻射/繞射理論的計(jì)算方法精度更高。

外輸浮筒；輻射/繞射理論；細(xì)長(zhǎng)體理論；碟型單元

外輸浮筒主要由柱狀外形的主體、油船的系泊設(shè)備、輸油設(shè)備和相關(guān)處理設(shè)備等組成。浮筒的主體承擔(dān)了提供浮力及保持外輸浮筒穩(wěn)性的功能，而位于浮筒水線以下的裙板主要是為了增加浮筒運(yùn)動(dòng)的附加質(zhì)量和阻尼載荷，以達(dá)到改善浮筒的運(yùn)動(dòng)性能的目的，并且浮筒裙板還具有防止穿梭油船與浮筒碰撞的作用[1]。典型的外輸浮筒結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。

圖1 典型外輸浮筒結(jié)構(gòu)示意

由于外輸浮筒在小尺度構(gòu)件到大尺度構(gòu)件的過(guò)渡范圍內(nèi)，所以在其水動(dòng)力計(jì)算與分析中黏性效應(yīng)是不可忽略的。目前對(duì)于外輸浮筒水動(dòng)力的計(jì)算方法主要有2種：①采用二階繞射、輻射理論計(jì)算外輸浮筒的非黏性水動(dòng)力，利用莫里森公式計(jì)算其黏性水動(dòng)力[3]；②采用細(xì)長(zhǎng)體公式來(lái)計(jì)算外輸浮筒的水動(dòng)力。這2種方法各有特點(diǎn)：繞射/輻射方法在計(jì)算中考慮了外輸浮筒的存在對(duì)波浪場(chǎng)的影響，而細(xì)長(zhǎng)體模型則假設(shè)外輸浮筒對(duì)波浪場(chǎng)的影響可以忽略。直觀來(lái)看輻射/繞射模型在波浪力的計(jì)算中要比細(xì)長(zhǎng)體模型更加全面和系統(tǒng)，但是其缺點(diǎn)在于只計(jì)算到浮體的平均自由表面處[4]。而細(xì)長(zhǎng)體模型在計(jì)算波浪力時(shí)，可考慮到浮體的瞬時(shí)自由表面效應(yīng)，但是對(duì)波浪載荷的計(jì)算較為簡(jiǎn)單且某種程度上依賴(lài)經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的選取。

另外，上述2種方法采用單一的莫里森單元或細(xì)長(zhǎng)體單元來(lái)計(jì)算外輸浮筒的黏性載荷，這2種單元可以較好地模擬浮筒的圓柱主體的黏性載荷，但是卻無(wú)法考慮裙板的黏性載荷，這將導(dǎo)致在實(shí)際計(jì)算中往往會(huì)過(guò)度地預(yù)測(cè)外輸浮筒的縱搖運(yùn)動(dòng)[5]。

為充分考慮外輸浮筒各結(jié)構(gòu)的黏性效應(yīng)以準(zhǔn)確預(yù)報(bào)外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，本文對(duì)上述2種計(jì)算方法進(jìn)行改進(jìn)，首先將外輸浮筒水動(dòng)力載荷分為非黏性載荷與黏性載荷，非黏性載荷部分仍然利用上述2種方法分別求解。對(duì)于黏性載荷部分，提出了一種莫里森單元+碟形單元組合形式的計(jì)算模型來(lái)模擬外輸浮筒主體與裙板的黏性效應(yīng)，在此基礎(chǔ)上編寫(xiě)程序預(yù)報(bào)外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，并設(shè)計(jì)了試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵则?yàn)證2種計(jì)算方法的正確性，同時(shí)對(duì)比分析其各自的計(jì)算特點(diǎn)。

1 基于輻射/繞射理論的計(jì)算方法

1.1 非黏性載荷計(jì)算

1)輻射水動(dòng)力載荷。在時(shí)域內(nèi)進(jìn)行輻射水動(dòng)力載荷計(jì)算，基于線性時(shí)域輻射力分析理論，將浮體輻射力表示為時(shí)域水動(dòng)力脈沖函數(shù)與浮體速度積分的卷積形式。

2)一階、二階波浪力載荷。按照零航速二階勢(shì)流頻域水動(dòng)力分析理論進(jìn)行一階和二階波浪力載荷計(jì)算。首先分析浮體在規(guī)則波中受到的一階波浪力，不規(guī)則波中浮體受到的波浪力載荷可由規(guī)則波中載荷經(jīng)迭加得到。

根據(jù)流場(chǎng)速度勢(shì)可以求得流場(chǎng)速度，進(jìn)而求得流場(chǎng)加速度，然后通過(guò)分析可以獲得浮體受到的一階和二階波浪力頻響函數(shù)。

3)浮體受到的靜水恢復(fù)力載荷。根據(jù)靜水力剛度矩陣、浮體重心的位置以及其所受的浮力得到作用在浮體上的靜水力和力矩。

1.2 黏性載荷計(jì)算

由于外輸浮筒獨(dú)特的主尺度以及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，其所受的黏性載荷在總體受力中占據(jù)比較重要的位置。對(duì)于外輸浮筒黏性載荷的計(jì)算，本文提出一種莫里森單元和碟形單元相結(jié)合的計(jì)算模型。

1.2.1 莫里森單元

當(dāng)浮體的截面尺度比入射波長(zhǎng)小時(shí)，其黏性效應(yīng)會(huì)變得較為顯著。對(duì)于這些構(gòu)件，可以采用莫里森公式進(jìn)行黏性波浪載荷的評(píng)估，并且垂直于細(xì)長(zhǎng)桿件剖面的黏性波浪載荷可以由慣性力和拖曳力的和來(lái)表示[6]。

作用于細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)上的水動(dòng)力可由分段剖面上的分布水動(dòng)力求和得到。通常，作用在每個(gè)剖面結(jié)構(gòu)上的水動(dòng)力可分為法向力Fn，切向力Ft，升力FL，見(jiàn)圖2。

圖2 莫里森單元受力

由于浮筒主體所受的黏性載荷主要為沿著徑向的拖曳力，因此在下面的討論中僅針對(duì)法向力Fn展開(kāi)。

在垂直于固定桿件軸線方向的二維流動(dòng)中的剖面力Fn為

(1)

此外，由于在勢(shì)流載荷的計(jì)算中已經(jīng)計(jì)及外輸浮筒的慣性載荷，因此本文采用修正的莫里森公式來(lái)進(jìn)行浮筒主體的拖曳力計(jì)算。某一時(shí)刻浮筒主體單位長(zhǎng)度所受的黏性載荷為

(2)

式中，Vr為水質(zhì)點(diǎn)與浮體的相對(duì)速度，m/s。

1.2.2 碟形單元

采用一組碟形單元組合的形式來(lái)模擬裙板的黏性載荷作用。碟形單元沒(méi)有厚度且沒(méi)有質(zhì)量，其形狀見(jiàn)圖3，其所受的流體載荷僅為作用在法線方向上的拖曳力和附加質(zhì)量力。碟形單元的存在模擬了裙板的垂蕩阻尼和縱搖阻尼。

圖3 碟形單元形狀

碟形單元所承受的黏性阻尼力和附加質(zhì)量力作用在碟形單元的幾何中心，作用力的方向?yàn)槠叫杏诘螁卧姆ň€方向。同樣，在非黏性載荷計(jì)算中已經(jīng)考慮了慣性載荷，這里只需要計(jì)算垂向的阻尼力(矩)。

每個(gè)碟形單元對(duì)于浮筒的垂向阻尼力為

(3)

每個(gè)碟形單元對(duì)于浮筒的阻尼力矩為

式中：Cd為阻尼力系數(shù)；ρ為流體的密度；A為碟形單元的面積,A=π/4D2；v為流體與碟形單元的相對(duì)速度；R為碟形單元中心距離浮筒剖面中心的距離。

1.3 莫里森單元與碟形單元布置方案

1.3.1 莫里森單元的布置方案

圖4 莫里森單元布置

在浮筒的軸向位置布置3個(gè)莫里森單元，用于計(jì)算外輸浮筒主體的黏性水動(dòng)力載荷,見(jiàn)圖4。根據(jù)外輸浮筒主體與莫里森單元所受黏性拖曳力相等來(lái)確定莫里森單元的直徑D與水動(dòng)力參數(shù)CD，莫里森單元的截面尺度要遠(yuǎn)小于入射波長(zhǎng)，所以選擇的莫里森單元直徑要盡可能的小。

3個(gè)莫里森單元的基本位置和水動(dòng)力參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 莫里森單元布置參數(shù)

注：莫里森單元的底面中心坐標(biāo)的規(guī)定是以浮筒的底部中心點(diǎn)為原點(diǎn)；X、Y、Z表示其坐標(biāo)值，H代表莫里森單元的高度。

1.3.2 碟形單元的布置方案

根據(jù)所有單元的面積和等于外輸浮筒裙板的面積來(lái)確定碟形單元的直徑D。

碟形單元的垂向阻尼力系數(shù)Cd以及其距離浮筒中心的位置R的確定方法介紹如下：

第一步，預(yù)設(shè)一個(gè)垂向阻尼力系數(shù)Cd0，并且初步設(shè)定一個(gè)距離浮筒中心的位置R0。

第二步，按照預(yù)設(shè)的Cd0和R0設(shè)計(jì)碟形單元組，并結(jié)合上文的莫里森單元以及輻射/繞射計(jì)算方法對(duì)外輸浮筒進(jìn)行靜水自由衰減分析，得到外輸浮筒的垂蕩與縱搖的自由衰減曲線。

第三步，將計(jì)算得到的垂蕩與縱搖的自由衰減曲線與模型試驗(yàn)得到的外輸浮筒垂蕩與縱搖的自由衰減曲線進(jìn)行比較。

第四步，不斷調(diào)整垂向阻尼力系數(shù)Cd和距離浮筒中心的位置R，直至計(jì)算結(jié)果曲線與試驗(yàn)結(jié)果曲線擬合良好，滿足所要求的精度要求為止。

根據(jù)上述方法，確定碟形單元的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2，其布置方案見(jiàn)圖5。

表2 碟形單元的布置參數(shù)

注：碟形單元的中心坐標(biāo)的規(guī)定是以浮筒的底部中心點(diǎn)為原點(diǎn)；X、Y、Z為其坐標(biāo)值，D為碟形單元的直徑，R為碟形單元的中心距離浮筒垂向中心的距離。

圖5 碟形單元布置方案

依據(jù)以上莫里森單元+碟形單元組合形式的黏性載荷計(jì)算方法，再結(jié)合前文的輻射/繞射非黏性載荷計(jì)算方法，可計(jì)算得到外輸浮筒的各項(xiàng)水動(dòng)力，為外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)預(yù)測(cè)打下基礎(chǔ)。

2 基于細(xì)長(zhǎng)體理論的計(jì)算方法

2.1 非黏性載荷計(jì)算

在細(xì)長(zhǎng)體理論中，浮體所受的非黏性水動(dòng)力可以分成3部分：?jiǎn)挝唤](méi)長(zhǎng)度力、底面力和自由表面力[7]，見(jiàn)圖6。

圖6 外輸浮筒非黏性水動(dòng)力

下面給出計(jì)算方法。

1)單位浸沒(méi)長(zhǎng)度力。單位浸沒(méi)長(zhǎng)度力計(jì)算式為

df=ρS{-g}n+ρS{a}n+Ma{a}+

(5)

2)底面力。浮體的底面力計(jì)算式為

(l·Vr)MaVr

(6)

3)自由表面力。與輻射/繞射理論相比，細(xì)長(zhǎng)體理論的優(yōu)點(diǎn)在于考慮了存在于外輸浮筒與波浪瞬時(shí)濕表面相交處的自由表面力，其計(jì)算方法為

(τ·(l×MaVr))(l×Vr)]

(7)

2.2 黏性載荷計(jì)算

針對(duì)浮筒的主體和裙板同樣采用莫里森單元和碟形單元來(lái)進(jìn)行計(jì)算與分析。對(duì)于莫里森單元與碟形單元的布置方案，詳細(xì)的布置參數(shù)及其確定過(guò)程與輻射/繞射理論模型中相似，唯一的不同之處是，在確定碟形單元垂向阻尼力系數(shù)Cd以及其距離浮筒中心的位置R時(shí)，需要結(jié)合細(xì)長(zhǎng)體理論計(jì)算方法對(duì)外輸浮筒進(jìn)行靜水自由衰減分析，得到外輸浮筒的垂蕩與縱搖的自由衰減曲線與試驗(yàn)結(jié)果擬合，以得到碟形單元的Cd和R。

3 計(jì)算方法驗(yàn)證與對(duì)比分析

為了驗(yàn)證上述2種水動(dòng)力計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，設(shè)計(jì)了外輸浮筒在單個(gè)規(guī)則波中的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)試驗(yàn)以及在系列規(guī)則波中的幅值響應(yīng)算子(RAO)試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與2種方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較分析。

3.1 外輸浮筒參數(shù)

外輸浮筒為目前生產(chǎn)中應(yīng)用較為廣泛的“CALM Buoy”式浮筒。表3分別給出了外輸浮筒實(shí)船和模型的主尺度參數(shù)。

表3 外輸浮筒主尺度參數(shù)

模型試驗(yàn)遵循了Froude相似準(zhǔn)則，為了減小模型試驗(yàn)中的尺度效應(yīng)，本次模型試驗(yàn)選擇1∶40的較大縮尺比。圖7為外輸浮筒的模型圖。

圖7 外輸浮筒模型

3.2 單個(gè)規(guī)則波中運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果對(duì)比浮筒參數(shù)

試驗(yàn)中選取的規(guī)則波周期為6.98 s，波幅為0.6 m，波浪方向?yàn)?°。下面給出外輸浮筒縱蕩、垂蕩與縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的對(duì)比結(jié)果。

圖8為模型試驗(yàn)和2種計(jì)算方法得到的浮筒在規(guī)則波下的縱蕩運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果。為了消除數(shù)值計(jì)算和模型試驗(yàn)中水平系泊剛度差異的影響，對(duì)外輸浮筒的縱蕩運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了濾波處理，僅僅保留其縱蕩波頻運(yùn)動(dòng)。從外輸浮筒縱蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線的對(duì)比中可以看出，輻射/繞射模型計(jì)算得到的浮筒縱蕩幅值和周期與試驗(yàn)值較為接近，而細(xì)長(zhǎng)體模型得到的浮筒縱蕩幅值要偏大一些。

圖9和10分別為模型試驗(yàn)和2種計(jì)算方法得到的浮筒在規(guī)則波下的垂蕩和縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果。同樣對(duì)外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行濾波處理，僅僅保留其波頻運(yùn)動(dòng)。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，2種計(jì)算結(jié)果在總體上具有一定精度，在細(xì)節(jié)上仍存在一定差異。

為了更加直接地對(duì)比浮筒的運(yùn)動(dòng)特征，以模型試驗(yàn)的結(jié)果為標(biāo)準(zhǔn)值，將計(jì)算得到的浮筒縱蕩、垂蕩和縱搖運(yùn)動(dòng)的幅值進(jìn)行歸一化處理，具體結(jié)果見(jiàn)表4。

圖8 外輸浮筒縱蕩運(yùn)動(dòng)結(jié)果對(duì)比

圖9 外輸浮筒垂蕩運(yùn)動(dòng)結(jié)果對(duì)比

圖10 外輸浮筒縱搖運(yùn)動(dòng)結(jié)果對(duì)比

縱蕩/m垂蕩/m縱搖/(°)模型試驗(yàn)1.00001.00001.0000輻射/繞射模型0.96590.97680.9545細(xì)長(zhǎng)體模型1.19811.09770.9667

由表4可見(jiàn)，基于輻射/繞射理論的計(jì)算模型能夠較好地模擬外輸浮筒的縱蕩、垂蕩運(yùn)動(dòng)；而基于細(xì)長(zhǎng)體理論的計(jì)算模型在預(yù)測(cè)浮筒縱蕩、垂蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)出現(xiàn)較大差異，過(guò)度預(yù)測(cè)了外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)。在縱搖運(yùn)動(dòng)的計(jì)算上，2種模型均相對(duì)保守地預(yù)測(cè)了外輸浮筒的縱搖運(yùn)動(dòng)，但其誤差在可以接受范圍內(nèi)?？傮w來(lái)看，在小周期規(guī)則波條件下，基于輻射/繞射理論的計(jì)算模型在預(yù)測(cè)外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)擁有更高的精度。

3.3 系列規(guī)則波中的RAO結(jié)果對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了一系列規(guī)則波下的外輸浮筒RAO試驗(yàn)。所采用規(guī)則波個(gè)數(shù)為16個(gè)，周期分布為4.62～22.45 s，波長(zhǎng)分布為33.25～786.10 m，波幅為0.6 m。

圖11～圖13給出了外輸浮筒在縱蕩、垂蕩和縱搖3個(gè)方向上計(jì)算與試驗(yàn)得到的RAO曲線。

圖11 外輸浮筒縱蕩運(yùn)動(dòng)RAO

圖12 外輸浮筒垂蕩運(yùn)動(dòng)RAO

圖13 外輸浮筒縱搖運(yùn)動(dòng)RAO

總體來(lái)看，2種計(jì)算方法與模型試驗(yàn)得到的結(jié)果在運(yùn)動(dòng)幅值和總體趨勢(shì)上基本保持一致，這進(jìn)一步證明了本文給出的計(jì)算模型的正確性。具體來(lái)說(shuō)，在圖11外輸浮筒的縱蕩RAO曲線中，波浪周期較小時(shí)，細(xì)長(zhǎng)體理論模型過(guò)度預(yù)測(cè)了浮筒的縱蕩運(yùn)動(dòng)，但是在大周期波浪作用下,其結(jié)果與模型試驗(yàn)的結(jié)果吻合較好；而輻射/繞射模型的計(jì)算結(jié)果要優(yōu)于細(xì)長(zhǎng)體模型，在所有波浪周期下均與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

對(duì)于外輸浮筒垂蕩運(yùn)動(dòng)，由圖12發(fā)現(xiàn)在外輸浮筒垂蕩固有周期附近，即8.85 s左右，細(xì)長(zhǎng)體理論模型過(guò)度預(yù)測(cè)了外輸浮筒的垂蕩運(yùn)動(dòng)，相比之下，輻射/繞射理論模型在浮筒垂蕩固有周期附近的模擬結(jié)果較為精確，在其他區(qū)域這2種方法的結(jié)果差異較小。

對(duì)于圖13的縱搖RAO曲線，當(dāng)波浪周期在外輸浮筒的縱搖固有周期附近，即10.88 s左右時(shí)，2種計(jì)算結(jié)果均與試驗(yàn)結(jié)果存在較小的誤差，在其余波浪周期下則與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。波浪周期與浮筒縱搖固有周期接近時(shí)，裙板與附近流體的相互耦合作用往往會(huì)產(chǎn)生漩渦，增大裙板的黏性阻尼，裙板上的黏性阻尼對(duì)于浮筒縱搖運(yùn)動(dòng)有比較大的影響。這表明在浮筒產(chǎn)生較為劇烈的運(yùn)動(dòng)時(shí)，通過(guò)靜水自由衰減試驗(yàn)所獲得的裙板阻尼系數(shù)將難以準(zhǔn)確反映浮筒裙板所受的阻尼載荷。

4 結(jié)論

1)提出的莫里森單元+碟形單元的黏性計(jì)算模型合理可靠，改進(jìn)的2種外輸浮筒水動(dòng)力計(jì)算方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)報(bào)外輸浮筒的運(yùn)動(dòng)。

2)當(dāng)波浪周期較小時(shí)，細(xì)長(zhǎng)體理論模型在預(yù)測(cè)浮筒縱蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)出現(xiàn)一定的偏差；當(dāng)波浪周期接近浮筒垂蕩固有周期時(shí)，輻射/繞射理論模型計(jì)算得到的浮筒垂蕩運(yùn)動(dòng)結(jié)果要優(yōu)于細(xì)長(zhǎng)體理論模型?？偟膩?lái)說(shuō)，基于輻射/繞射理論的水動(dòng)力計(jì)算方法在預(yù)測(cè)外輸浮筒運(yùn)動(dòng)中具有更大的優(yōu)勢(shì)。

3)為了準(zhǔn)確得到裙板的阻尼特征以進(jìn)一步提高計(jì)算精度，可以通過(guò)強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)試驗(yàn)來(lái)得到浮筒在不同運(yùn)動(dòng)頻率下的阻尼特性，并依此建立隨著裙板附近Re數(shù)和Kc數(shù)變化的阻尼力計(jì)算模型。

[1] BV. Rules for the Classification of Offshore Loading and Offloading Buoys[S].BV,2006.

[2] 董艷秋.深海采油平臺(tái)波浪載荷及響應(yīng)[M].天津:天津大學(xué)出版社，2005.

[3] SANGSOO Ryu, ARUN S.DUGGAL. Coupled analysis of deepwater oil offloading buoy and experimental verification[C]. Proceedings of the fifteenth International Offshore and Polar Engineering Conference,2005.

[4] 戴遺山,段文洋.船舶在波浪中運(yùn)動(dòng)的勢(shì)流理論[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社，2008.

[5] SAGRILO,LVS. SIQUEIRA,MQ. A coupled approach for dynamic analysis of CALM systems[J]. Applied ocean research,2002,24:47-58.

[6] NERZIC R，F(xiàn)relin C. Joint distributions of Wind/Waves/Current in West Africa and derivation of multivariate extreme I-FORM contours[C]. Proceedings of the Sixteenth (2007) International Offshore and Polar Engineering Conference. Lisbon, Portugal,July 1-6,2007.

[7] KIM M H, CHEN W. Slowly-varying wave loads on slender structures in multi-directional irregular seas[C]. Proceedings of the 4th International Offshore and Polar Engineering Conference, April 10,1994-April 15. Osaka, Japan: Publ by Int Soc of Offshore and Polar Engineerns (ISOPE),1994:370-376.

Comparison and Analysis of Hydrodynamic Calculation Methods of CALM Buoy

KANGZhuang,XUXiang,FUSen,ZHANGCheng

(Deepwater Engineering Research Center, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

To predict the hydrodynamic performance of CALM buoy accurately, the hydrodynamic calculation methods based on radiation/diffraction theory and slender body theory were analyzed respectively. The viscous loading of CALM buoy was calculated by using Morison elements, and that of the skirt plate of CALM buoy was calculated by designing the independent disc model. The model test for CALM buoy was conducted to verify and contrast the results of the two calculation methods. It was found that the calculated results of the two methods are basically consistent with those of model test in motion amplitude and overall trend, and the hydrodynamic calculation models of CALM buoy proposed in this paper are proved to be correct.

CALM buoy; radiation/diffraction theory; slender body theory; disc model

U661.43

A

1671-7953(2017)06-0116-06

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.06.027

2017-03-31

2017-04-23

國(guó)家自然科學(xué)基金(51509045)

康莊(1978—)，男，博士，副教授

研究方向：深海立管設(shè)計(jì)、渦激振動(dòng)分析和海洋工程結(jié)構(gòu)