2025, Vol. 32 
2. 青岛海洋科技中心，山东 青岛 266237
3. 上海海洋大学海洋生物资源与管理学院，上海 201306
2. Qingdao Marine Science and Technology Center, Qingdao 266237, China
3. College of Marine Living Resource Sciences and Management, Shanghai Ocean University, Shanghai 201306, China
自20世纪80年代起，我国海水网箱养殖产量逐年递增，网箱养殖已成为海水养殖的主要方式之一[1]。近年来，海产品需求持续提升以及近岸养殖空间受限等问题日益显著，为了提高生产质量和效率，网箱养殖逐步由近岸迈向离岸海域[2-3]。相较于近岸养殖，离岸养殖产品品质更高，但因风浪干扰所造成的养殖损失较大，因此针对深水网箱进行动力响应分析，对优化网箱结构及提升养殖安全性至关重要[4-5]。此前，众多学者针对深水重力式网箱进行了大量水动力实验，开展了波流载荷下网箱主体结构及锚泊系统的动力响应研究[5-11]，着重分析了浮架[12-15]、配重系统及网衣[16-20]的受力与变形，为网箱结构设计提供理论参考。然而，传统重力式网箱在复杂恶劣的海洋环境中容易遭受巨浪强流的冲击，造成结构整体倾斜、侧翻等现象，导致养殖鱼类死亡。升降式网箱作为应对极端海况的新型网箱，可以在台风来临时沉入海平面以下来规避风浪灾害，其相较于传统重力式网箱，极大提高了养殖安全性。
目前国内应用较广泛的升降式网箱有HDPE圆形升降式网箱以及可升降式大型桁架类网箱。对于HDPE升降式网箱的研究，许条建等[21-22]通过数值模拟以及物理模型实验验证了网箱潜降避浪的可行性，并对比分析组合式网箱和单一网箱的锚绳张力，发现在潜降状态下组合式网箱的锚绳张力降低率更大。黄六一等[23]分析了HDPE升降式网箱的最大倾角与浮绳框边长、沉降水深和网箱直径的关系，发现三者与沉降倾角呈现出线性关系。在可升降式大型桁架类网箱[24-31]的研究中，Jin等[32]对“Ocean Farm 1”模型在波浪和水流中的运动响应、水平漂移力和系泊载荷进行了数值模拟研究。Wang等[33]基于CFD对“深蓝1号”进行水动力数值模拟，探究了不同吃水条件下和规则波参数下的网箱运动响应和系泊张力。崔勇等[34]建立了波浪作用下一种半潜式网箱的数值模型，通过有限元的方法计算网箱的锚绳受力与运动情况。由于HDPE升降式网箱遇风浪易变形且潜降系统难以操控、可升降式大型桁架类网箱普遍造价较高等问题，研究并应用一款能够提升经济效益且适应极端海况的新型升降式网箱成为近年来的研究热点。
本研究中的新型升降式网箱外侧为镀锌钢结构框架，由四点锚泊系统、升降系统、能源系统等组成，在遭遇极端海况时可下沉至适宜深度以躲避危害，而后通过控制系统回归海面继续生产工作。升降式网箱通常布设于大浪、强流并存的深远海域，因此，应对波流联合作用下升降式网箱的水动力特性开展研究。通过数值模拟对其在波流联合海况下的运动响应进行分析，根据势流理论计算作用于网箱的波浪力、运动方程求解网箱的动力响应，得到极端海况下网箱潜降后的锚绳张力、垂荡、纵荡和纵摇的运动变化，研究结果可为优化网箱结构、降低成本和减少能源损耗提供依据。
1 材料与方法 1.1 基本理论本研究假定流体是无粘、均匀、不可压缩的理想流体，流动无旋，基本方程为拉普拉斯方程，具体形式如下式：
| $\frac{{{\partial ^2}\varphi }}{{\partial {x^2}}} + \frac{{{\partial ^2}\varphi }}{{\partial {y^2}}} + \frac{{{\partial ^2}\varphi }}{{\partial {z^2}}} = 0$ | (1) |
网箱在静水自由表面上做六自由度摇荡运动时，其一阶不定常速度势Ф(x,y,z,t)满足以下条件：
自由表面条件：
| $\frac{{{\partial ^2}\Phi }}{{\partial {t^2}}} + g\frac{{\partial \Phi }}{{\partial z}} = 0$ | (2) |
湿表面条件：
| $\frac{{\partial \Phi }}{{\partial n}} = \overrightarrow {{U_j}} \cdot \overrightarrow {{n_j}} $ | (3) |
海底边界条件：
| $\frac{{\partial \Phi }}{{\partial n}}\left| {Z = - H} \right. = 0$ | (4) |
无穷远处边界条件：
| $\mathop {lim}\limits_{R \to \infty } \sqrt R \left( {\frac{{\partial \Phi }}{{\partial R}} - ik\Phi } \right) = 0$ | (5) |
式中，g(m/s2)为重力加速度，t(s)为时间，n为湿表面某处法线方向，U(m/s)为湿表面某一点速度，R(m)为空间一点到分析处的距离，H(m)为海底距水平面直线距离，k为波数。
给出初始时刻(t=0)边界上初始位置和速度，利用拉普拉斯方程，场内各点每一时刻的相应的物理量随之确定。研究不定常速度势时，可以将其分解为多个组成部分，每个部分都代表了不同的速度分量：
| $\Phi (x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z,{\rm{ }}t) = {\Phi _I}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z,{\rm{ }}t) + {\Phi _D}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z,{\rm{ }}t) + {\Phi _R}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z,{\rm{ }}t)$ | (6) |
式中，ФI为入射速度势，ФD为绕射速度势，ФR为辐射速度势，单位均为m2/s。
速度势φ(x,y,z)可分解为入射速度势φI，绕射速度势φD和辐射速度势φR，即
| $\varphi (x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z) = {\varphi _I}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z) + {\varphi _D}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z) + {\varphi _R}(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z)$ | (7) |
通过源汇法求得网箱湿表面上每一个网格上的速度势：
| $\begin{array}{*{20}{c}} {{\varphi _i} = \mathop \sum \limits_{j = 1}^N {\beta _{ij}}{\sigma _j}}&{j = 1,{\rm{ }}2,{\rm{ }}3,{\rm{ }} \cdots ,{\rm{ }}N} \end{array}$ | (8) |
式中，βij为影响系数，σj(kg/m)为分布源密度，N为网格数。
求得网箱湿表面上的速度势，运用动量方程得到作用在网箱表面上的动压力值如式(9)。一阶压力在平均湿表面上积分可得到浮体所承受的水平波浪力和艏摇力矩为式(10)。
| $p(x,{\rm{ }}y,{\rm{ }}z,{\rm{ }}t) = \rho \frac{{\partial \varphi }}{{\partial t}}$ | (9) |
| $\left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{F_x} = \int {\int {_S} }p\left( {x,{\rm{ }}y{\rm{, }}z{\rm{, }}t} \right){n_x}{\rm{d}}S}\\ {{F_y} = \int {\int {_S} }p\left( {x,{\rm{ }}y{\rm{, }}z{\rm{, }}t} \right){n_y}{\rm{d}}S}\\ {{M_z} = \int {\int {_S} }p\left( {x,{\rm{ }}y{\rm{, }}z{\rm{, }}t} \right)\left( {x{n_y} - z{n_x}} \right){\rm{d}}S} \end{array}} \right.$ | (10) |
式中，S为任意曲面，ρ为流体密度(kg/m3), nx为曲面上一点法线方向沿x轴的分量，ny为曲面上一点法线方向沿y轴的分量。
进行时域系泊计算时，系泊缆绳常受到重力、浮力和水动力的联合作用(图1)，静力分析采用悬链线法，忽略系泊缆绳的惯性力并假定系泊缆绳没有弹性变形。承受波流荷载时，张力时刻发生变化，其响应表现为非线性。升降式网箱系泊缆绳进行动力分析时，需要考虑系泊缆绳的质量、拖曳力、弯矩等，使用集中质量法将系泊线离散成多个线单元，网线的数值模拟与其基本相同，所受外力主要集中在单元质点上。
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图1 集中质量点受力分析示意图 Fig. 1 Schematic diagram of force analysis of the lumped mass point |
具体过程如下，将线单元视为圆柱体，单元中心建立局部坐标系(ξ,η,τ)取其中第i个和第i+1个集中质量点的受力(图1), j单元轴上ξ的水动力分量如下：
| $\begin{array}{c} {F_\xi } = {F_{D\xi }} + {F_{l\xi }} = - \frac{1}{2}\rho {C_{D\xi }}{D_R}l(\dot \xi - {e_\xi } \cdot {V_R})|\dot \xi - {e_\xi } \cdot {V_R}| + \\ \rho \forall {{\vec a}_\xi } + \rho \forall {C_{m\xi }}({{\vec a}_\xi } - {e_\xi } \cdot {V_R}) \end{array}$ | (11) |
式中，CDξ表示沿锚绳单元ξ轴的阻力系数，DR表示锚绳直径(m), l表示单元长度(m), eξ表示局部坐标系上ξ轴的单位向量，VR表示水质点的相对速度矢量(m/s), $\forall $表示构件体积(m3), ${\vec a_\xi }$表示水质点加速度矢量在ξ轴分量(m/s2)。η及τ轴的水动力分量与上式同理。
在整体坐标系下将单元受力累加，利用牛顿第二定律建立质点运动方程：
| $(m + \rho \forall {C_m})a = T + \frac{1}{2}\rho {C_D}A\frac{{{V_R}|{V_R}|}}{2} + W + B$ | (12) |
式中，m为集中质量点的质量(kg), T表示集中质量点的张力矢量(N), W表示集中质量点的重力矢量(N), B表示集中质量点的浮力矢量(N)。
运动方程的时域积分如下：
| $\begin{array}{c} (M + {A_\infty })\ddot X(t) + \int_0^t {\dot X(\tau )K(t - \tau ){\rm{d}}\tau + B\dot X(t) + {K_{hs}}X(t) = } \\ \;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{F_d}(\dot X(t)) + {F_m}(X(t)) + {F_s}(\dot X(t)) + {F_w}(t) \end{array}$ | (13) |
式中，M为网箱质量矩阵，A∞为无限频率下附加质量矩阵，$\ddot X(t)$为网箱结构经过时间t的位移，K(t)为脉冲响应函数，B为总阻尼，Khs为静水刚度矩阵，Fw为波浪激励力(kN), Fd为人为附加阻尼力(kN), Fs为Morison拖曳力(kN), Fm为系泊载荷(kN)。
基于Morison公式的Fs可以表示为：
| ${F_s} = \frac{1}{2}\rho {C_c}A|u|u$ | (14) |
上式中，Cc为水流阻力系数，在求解器中给定，u为相对速度，A为垂直于来流方向的投影面积(m2)。
另外，网箱框架结构由许多圆柱组成，其粘性载荷也会影响框架结构的运动响应，求解运动方程时添加附加阻尼。
由于升降式网箱的规模较大，如果在分析中将每个网衣目脚作为单独单元进行模拟实验，计算量将非常庞大，难以实现。因此实际计算中，按照群化倍数将多个网目合并为一个虚拟的大网目来进行计算，以提升计算效率，图2中黑色实线表示需要合并的真实网目。
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图2 网目群化示意图 Fig. 2 Schematic diagram of the mesh grouping |
网目群化方法的原则是虚拟网目和群化前拟合并网目的总体几何尺度、重量、受到的总水动力相等[35]，群化前后单元所受水动力相等：
| ${R_1} = {R_2}$ | (15) |
| ${d_2} = \frac{{{\rm{N}}{{\rm{T}}_1} \times {\rm{N}}{{\rm{N}}_1}}}{{n \times {\rm{N}}{{\rm{T}}_2} \times {\rm{N}}{{\rm{N}}_2}}} \times {d_1}$ | (16) |
群化前后各计算单元总重量不变：
| ${\rho _1} \times {V_1} = {\rho _2} \times {V_2}$ | (17) |
| ${\rho _2} = \frac{{n \times {\rm{N}}{{\rm{T}}_2} \times {\rm{N}}{{\rm{N}}_2}}}{{{\rm{N}}{{\rm{T}}_1} \times {\rm{N}}{{\rm{N}}_1}}} \times {\rho _1}$ | (18) |
式中，R1为群化前单元所承受的总水动力，R2为群化后虚拟网目所承受的水动力。NN1、NN2分别表示群化前、后网箱箱体网衣纵向网目数，NT1、NT2分别表示群化前、后网箱箱体网衣沿浮框周径方向上的网目数。n为群化倍数，即1个群化的虚拟网目的目脚所包含的真实网目的目脚数量。d1为群化之前真实网目目脚直径，d2为群化之后虚拟网目目脚直径。ρ1为群化前的线密度(kg/m3), ρ2为群化后虚拟网目的线密度(kg/m3)。V1、V2(m3)分别表示群化前、后的网衣体积。
最后通过浮体动力求解器进行联合求解，从而得到升降式网箱主体在波流环境中的运动响应及锚泊张力。崔勇等[34]已在波浪条件下进行了物模与数值模拟结果的比较，验证了本模型的准确性和有效性，可采用此数值模型对升降式网箱进行水动力特性分析。
1.2 网箱模型及其参数设置升降式网箱由主框架、潜降系统、钢管、网衣等部分组成。首先进行三维模型建模(图3)，为简化模型方便运算，忽略了原模型中的光能设备、传感器等智能设备，将智能设备的重量折算入主框架中。利用几何模型获取其节点坐标、回转半径、质心坐标等数据后进行分析前处理。创建网衣节点并连接各杆单元，网衣的建模选用铜与PE两种材料的网衣，将防污性能好的铜网衣安装在网箱顶部和底部，占主要表面积的中间部分安装PE网衣，对于铜网衣将10×10个实际网目看成1个虚拟计算网目，而PE网衣网目群化比例为20。网箱使用具有预紧力的绳索将网衣固定在刚性框架上，忽略网衣变形。锚泊系统建模中，连接网格缆绳与锚泊缆绳，根据实际锚泊尺寸将锚点坐标设置为固定点，给定各缆绳长度、刚度等参数并设定浮漂的初始坐标。
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图3 升降式网箱框架三维模型图 Fig. 3 3D model diagram of a submersible cage |
升降式网箱的具体参数如表1所示。网箱框架高度约为9 m，正六边形主体框架单边最大长度为11 m。网箱采用水下四点网格式锚泊方案，方形系泊框架的单边长度为42 m。漂浮状态时，系泊缆绳L1=19.28 m, L2=23.26 m；潜降10 m状态时，系泊缆绳长度L1=21.72 m, L2=25.32 m(图4)。实验选定海域深度为25 m，网箱锚泊系统的主缆绳的长度与海域深度按照5 : 1的比例，计算出网箱锚泊系统的主缆绳的长度为125 m。
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表1 升降式网箱参数 Tab. 1 Parameters of the submersible cage |
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图4 方形锚泊系统具体参数示意图L1、L2代表网箱在漂浮或潜降状态时系框绳长度. Fig. 4 Schematic diagram of specific parameters of square mooring systemL1 and L2 represent the length of the bridle lines when the cage is floating or submerged. |
开放海域中，波浪和海流同时存在，因此研究网箱在波流联合作用下的水动力特性是十分必要的。目前对于灾害性海浪的定义尚缺乏统一的规范[36]，张薇等[37]提出大于3 m的海浪为灾害性海浪，邢闯等[38]提出有效波高大于或等于4 m即为灾害性海浪，黄小华等[39]提出将深水网箱放置在流速超过1.0 m/s的海区会对其结构造成较大影响。本研究波浪周期工况采用5.37 s、6.26 s、7.16 s、8.05 s、10.4 s、12.3 s 6种，波高设置2.4 m、3.6 m、6.0 m 3种，流速设置1.00 m/s和1.77 m/s两种(表2)，共18组工况，分别对网箱漂浮和潜降(图5)两种状态进行数值模拟实验。
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表2 数值模拟波流参数 Tab. 2 Wave and current parameters in numerical simulation |
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图5 网箱漂浮(a)与潜降(b)状态示意图 Fig. 5 Schematic diagram of floating (a) and submerged (b) states of the submersible cage |
锚绳的受力值与网箱的运动响应是分析升降式网箱水动力特性的重点。考虑工程安全要求，选取迎流侧和背流侧共4根锚绳上(图6)的最大受力值作为锚绳张力值。网箱在水中的运动响应可分解为6个自由度的运动，分别为纵荡、横荡、垂荡、纵摇、横摇、艏摇。升降式网箱为六边形中心对称结构，因此可将网箱运动简化为二维平面运动，只需采集纵荡、垂荡和纵摇三个自由度的运动幅值即可。本文选取海流与波浪传播方向一致[40-41]的情况进行研究，且波浪为规则波。
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图6 网箱锚泊方式1、2代表迎流侧锚绳，3、4代表背流侧锚绳. Fig. 6 Mooring mode of the submersible cage1 and 2 represent the mooring lines on the upstream side; 3 and 4 represent the mooring lines on the downstream side. |
选取部分海况下网箱在漂浮和潜降后迎流侧和背流侧的最大锚绳张力如表3所示。通过对比分析数据发现，无论网箱处于漂浮还是潜降状态，迎流侧锚绳张力始终大于背流侧。
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表3 锚绳张力 Tab. 3 Anchor rope tension |
所测工况中，网箱在漂浮状态时，迎流侧到背流侧锚绳张力衰减幅度达38.07%~87.45%，该现象与波浪、海流作用以及锚绳的非线性受力属性有关。锚绳受力主要来源于网箱主体框架与网衣，由于迎流侧锚绳直面海流冲击，流速增大使得迎流侧锚绳始终处于张紧状态，而处于网箱后侧的锚绳始终处于松弛状态，因此背流侧锚绳基本不受水流作用的影响。实际工程中，应增大锚绳直径或选择高强度材料作为迎流侧锚绳的材质，使其能够承受更大的张力；潜降状态时，迎流侧到背流侧锚绳张力减幅可达2.24%~67.26%，相较于漂浮状态，其迎流侧及背流侧张力较小，故从工程安全角度考虑，网箱的锚绳选择应重点关注其在漂浮状态下的受力情况。值得一提的是，潜降状态的迎流侧与背流侧锚绳张力在部分工况下衰减较小，这是因为波浪参数较小时，网箱在潜降状态受波浪扰动较小，锚绳受力较为稳定。
2.2 波流参数与网箱动力响应的关系网箱在漂浮与潜降状态时的动力响应变化情况如图7所示。当流速一定，锚绳张力在两种状态时均随波高、周期的增大而增大，在C18工况时，漂浮状态的锚绳张力达到最大值478.03 kN；在分析波高与网箱运动响应的关系时，发现垂荡、纵荡、纵摇均与波高呈正相关；而运动响应与周期的关系较为复杂，垂荡在漂浮时与周期呈正相关，在C9工况时达到峰值，为0.56 m，网箱潜降后垂荡值先是随周期增大而增大，而波高较大时，其随周期增大而逐渐减小；纵荡在两种状态时均与周期均呈正相关，当波高6 m、周期12.3 s、流速1.77 m/s时，纵荡在漂浮状态达到峰值，为1.055 m；纵摇在漂浮时与周期呈负相关，潜降时与周期呈正相关，当C7工况时，纵摇在漂浮状态达到峰值，为7.116°。
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图7 波流联合状态下网箱动力响应变化 Fig. 7 Variations in the dynamic behaviors of the submersible cage under combined wave-current conditions |
上述研究结果表明，网箱漂浮时波高和周期对于纵摇值的影响趋势相反，进一步分析波陡(波高/波长)对纵摇的影响(图8)，发现网箱在漂浮状态时纵摇与波陡呈显著正相关关系。
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图8 网箱在漂浮状态时波陡与纵摇关系变化图 Fig. 8 The relationship between wave steepness and pitch of submersible cage under floating state |
为直观分析流速与网箱动力响应的关系，图9展示出波浪参数一定时，流速由1.00 m/s增大至1.77 m/s后网箱的动力响应变幅。锚绳张力在两种状态时均随流速的增大而增大，计算可得漂浮状态时平均增幅为33%，潜降状态时平均增幅为42%。由于网箱在潜降状态时运动响应较小，分析其因流速增大的幅值变化意义不大，故本节只针对漂浮状态做进一步分析。网箱纵荡变化为增幅，即纵荡与流速呈正相关，垂荡变化为减幅，即垂荡与流速呈负相关，纵摇与流速的变化无明显关联。垂荡、纵荡、纵摇的总体变幅在‒13%~20%之间，平均变化幅值均不超过7%。
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图9 流速由1.0 m/s增大至1.77 m/s后网箱动力响应变幅数值大于0为增幅，小于0为减幅. Fig. 9 Variation in the dynamic behaviors of the submersible cage after the flow velocity increased from 1.00 m/s to 1.77 m/sPositive number indicates increment, and negative number indicates decrement. |
网箱由漂浮至潜降后的动力响应变幅如图10所示。当网箱下潜，锚绳张力、垂荡和纵荡均呈现减小趋势。其中，锚绳张力平均减幅为59%，在C7工况时减幅最大，达到67%；网箱垂荡减幅平均值为70%，在C9工况时减幅达到峰值81%；纵荡减幅平均值为57%，在波高2.4 m、周期5.37 s、流速1.0 m/s时减幅达到峰值90%；而纵摇值在C8、C9、C18工况时为增幅，分别增大26%、97%和10%。
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图10 网箱由漂浮至潜降的动力响应变幅数值大于0为增幅，小于0为减幅. Fig. 10 Variation amplitude of dynamic behaviors of the submersible cage after diving under different flow velocitiesThe positive number is the increment, the negative number is the decrement. |
图11 为升降式网箱在C18工况中一个完整波周期内的运动状态变化过程。对比漂浮(a)与潜降(b)状态时两组网箱运动情况，可以发现当网箱处于潜降状态时，其运动变化幅度明显小于漂浮状态。结果表明，当网箱完全潜入海中，其受到的波浪干扰有所减少，网箱能够保持更长时间的稳定状态。
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图11 一个波周期内网箱位置变化图 Fig. 11 Diagram of changes in the position of the submersible cage during a wave period |
当波高增大，两种状态的网箱动力响应均呈现上升趋势，且波高越大上升趋势越显著，以周期8.05 s为例，当波高从3.6 m增大至6.0 m后，漂浮状态时锚绳张力增大了66%，垂荡、纵荡、纵摇分别增大了154%、100%、84%，这是因为波高与波浪能量呈正相关，波高越大使得到达网箱的波浪能量越大，锚绳张力和运动响应随之增大。部分学者采用不同结构网箱为研究对象、设置不同潜降深度进行实验[29-34]，均得出波高与动力响应呈正相关，佐证了本实验结果，这表明网箱的结构与状态不会改变波高的总体影响趋势。
网箱在漂浮状态时，垂荡、纵荡均与周期呈正相关，而纵摇随周期的增大呈现减小趋势，这是因为波高一定时，波的形状和能量分布随周期变化而改变，波浪在较长周期下的作用力传播相对更平滑，减少了对网箱的冲击，同时纵摇与波陡密切相关，当波高不变，周期增大时，波陡随之减小，网箱在一个周期内的力矩变化减小，导致纵摇的响应减弱。部分学者研究表明，漂浮状态时网箱动力响应与波浪周期之间不存在明显关系[26]，而本研究中纵荡、垂荡、纵摇与周期均有相关性，这是由于网箱底部结构的差异性造成的，与其他支撑式的底部结构不同，本研究对象的底部结构采用了链式配重及具有锥度的几何形状，此种配置使得网箱漂浮状态时重心与浮心重合度高，故网箱虽受波浪扰动，仍然能保证结构的自稳。
当波高、周期一定时，流速增大，锚绳张力平均增大了33%，流速对于锚绳张力的影响效果显著，因为流速的增大加剧了迎流侧锚绳沿波流方向的变形；而网箱垂荡、纵荡和纵摇平均变化幅值不超过7%，这表明网箱在海流冲击下仍能维持较好的稳性。网箱运动响应变幅表现不一，其中纵荡表现为增幅，垂荡为减幅，而纵摇值受流速影响不大。纵荡表现为增幅的原因是网箱对水流的阻尼作用使其沿水流方向做水平漂移运动；垂荡表现为减幅是由于实验中锚绳刚度较高，而本身锚绳的松弛与拉紧会使网箱产生很强的非线性响应，网箱受力在波浪激励下产生脉冲作用，而流速的增加削弱了脉冲。
网箱在潜降状态时，网箱锚绳张力、纵荡随波流参数的增大呈现上升趋势，且锚绳张力与纵荡的变化趋势基本一致。因为网箱被水流推移导致纵荡运动增大，而网箱运动受网格锚泊系统的约束，因而锚绳张力增大，进而形成纵荡与锚绳张力动态平衡。此外，垂荡在波高6.0 m时，随周期增大开始有下降的趋势，而纵荡、纵摇并未出现此现象，这可能是由于锚泊系统限制了网箱的垂荡运动。
3.2 网箱抗风浪性能分析网箱下潜后，锚绳张力、垂荡、纵荡值均明显减小，这是因为网箱漂浮时，海面波浪与网箱结构相互作用产生了较强的波浪力，而网箱潜降后，虽然流体与网箱作用的面积增加，但水的黏性会使波浪的能量分布迅速衰减，波浪力随之减小，因此对锚绳的作用力和网箱的运动响应影响减小。Liu等[34]的研究也证实了网箱潜降避浪的可行性，其发现网箱潜降后的锚绳张力、纵荡、垂荡和纵摇值均有所减小。本研究中，波高6 m、周期12.3 s时，网箱下潜后纵摇幅值有所增大，这可能与网箱的结构形状有关，六边形结构中角度和边的数量可有效分担负载而被广泛应用于工程中，网箱沉入水中后，六边形的形状和网衣的组合可能在水流流经时产生涡流或局部流动分离，增加了其受到的水动力矩，从而导致纵摇的增大，关于此类网箱的流场分析有待研究。
网箱动力响应减幅在流速为1.77 m/s的表现不亚于流速为1.0 m/s时，这说明即使有海流的影响，该网箱也可以通过整体下潜的方式实现有效避浪，减小网箱运动幅度，保障网箱的安全性。此结论与Huang等[31]的实验结论有所不同，其研究表明网箱下潜后，运动响应除垂荡值有所减小，网箱的锚绳力、纵摇与横摇均呈现增大趋势，产生差异的原因可能与实验所设置的波流参数、网箱尺度、潜降深度有关，其研究的网箱在实验中并未完全下潜，而本研究采用的网箱下潜10 m是完全潜降状态。
网箱潜降后的运动响应，除垂荡外，纵荡、纵摇与漂浮状态的差值随波高、周期的增大而减小，C8、C9、C18工况中，潜降后的纵摇值甚至大于漂浮状态，这说明即使在潜降状态，当波长相较于网箱尺度较大时，波浪对网箱的扰动依然很大，而流速的增加会显著降低这一影响。本研究中最大波高设置为6.0 m，最大流速达到1.77 m/s，在巨浪、强流的联合作用下，网箱最大垂荡、纵荡和纵摇值分别为0.549 m、1.055 m和7.116°，研究表明此种设计形式的潜降降式网箱在极端海况条件下具有较高的安全性。
4 结论网箱在漂浮与潜降状态时的动力响应与波浪参数有着明显的关联。迎流侧锚绳张力大于背流侧，且锚绳张力在两种状态时均与波高、周期呈正相关；垂荡、纵荡、纵摇在两种状态时均与波高呈正相关；垂荡在漂浮时与周期呈正相关；纵荡在两种状态时均与周期呈正相关；纵摇在漂浮时与周期呈负相关，潜降时与周期呈正相关。
网箱在漂浮与潜降状态时的动力响应与流速有着明显的关联。锚绳张力在两种状态时均随流速的增大而增大；网箱在漂浮状态时纵荡与流速呈正相关，垂荡与流速呈负相关，纵摇与流速无明显关联，垂荡、纵荡、纵摇的总体变幅在–13%~ 20%之间，平均变化幅值不超过7%。
网箱在漂浮状态时最大垂荡、纵荡和纵摇值分别为0.549 m、1.055 m和7.116°；网箱整体下潜后，锚绳张力、垂荡、纵荡和纵摇平均减幅分别为59%、70%、57%、49%，表明网箱在极端海况下具有良好的潜降避浪性能。
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