面向水面光伏電站的UPVC-FRP復(fù)合浮體系統(tǒng)受力試驗與模擬

楊 晨，韓 娟，方 海，劉偉慶，吳啟凡

(南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇，南京211816)

近年來，隨著我國經(jīng)濟社會的發(fā)展，傳統(tǒng)發(fā)電方式帶來了嚴重的環(huán)境污染問題以及能源、資源的匱乏問題，而太陽能是最常見的一種可再生能源、清潔能源。因此，在我國發(fā)展光伏發(fā)電系統(tǒng)及其相關(guān)產(chǎn)業(yè)勢在必行[1]。由于地面光伏發(fā)電系統(tǒng)對光資源和土地資源的需求較高，近年來出現(xiàn)了一種新型水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)，該系統(tǒng)組成構(gòu)件包括：光伏組件、支架系統(tǒng)、浮體、電器設(shè)備和錨索結(jié)構(gòu)，通過浮體承載上部結(jié)構(gòu)，并通過錨索結(jié)構(gòu)固定于岸邊和水底[2]，一般應(yīng)用于非穩(wěn)沉區(qū)或最高水位水深大于5 m 的水域。水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)按其形式的不同主要分為“浮體-光伏組件發(fā)電系統(tǒng)”和“浮體-支架系統(tǒng)-光伏組件發(fā)電系統(tǒng)”[3]。由于我國擁有極為廣闊的水域面積且多數(shù)水域水位較深，水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)非常適合在我國建設(shè)和發(fā)展，因而具有較高的研究價值和廣闊的應(yīng)用前景[4]。

水面光伏發(fā)電系統(tǒng)根據(jù)其基礎(chǔ)形式或者建設(shè)場地條件的不同主要分為：架高式水上光伏發(fā)電系統(tǒng)、魚腹式懸索支架光伏發(fā)電系統(tǒng)和水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)三大類。目前，水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)主要采用如高密度聚乙烯(HDPE)浮體的塑料材質(zhì)浮體，如圖1(a)所示。但塑料浮體系統(tǒng)存在著強度低、耐久性差等缺陷和不足。而纖維增強復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer，簡稱FRP)，因其具有比強度高、比剛度大、耐腐蝕好等優(yōu)良特性，已在基礎(chǔ)設(shè)施領(lǐng)域得到推廣應(yīng)用[5?10]。基于此，南京工業(yè)大學(xué)先進工程復(fù)合材料研究中心設(shè)計和制造了一種全復(fù)合材料水面漂浮式光伏浮體系統(tǒng)[11?12]，如圖1(b)所示。全復(fù)合材料水面漂浮式光伏浮體系統(tǒng)在滿足使用功能的前提下，在材料選用、結(jié)構(gòu)選型、成型工藝等方面未按最低成本進行優(yōu)化設(shè)計，其建造成本相對較高，生產(chǎn)工藝也難以做到產(chǎn)量化，且缺乏相關(guān)試驗與理論研究結(jié)果作為支撐，使得該系統(tǒng)難以作為成熟的產(chǎn)品在光伏市場中得到推廣和應(yīng)用。

圖1 水面漂浮式光伏發(fā)電系統(tǒng)Fig.1 Floating photovoltaic power system

基于上述水面漂浮式光伏浮體系統(tǒng)的缺陷與不足，本文提出了一種由UPVC塑料圓管和FRP復(fù)合而成的新型水面漂浮式光伏電站的低成本浮體系統(tǒng)。

該復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)主要由UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體主梁、熱鍍鋅鋼矩形管浮體次梁和熱鍍鋅鋼無導(dǎo)軌支架系統(tǒng)組成(無導(dǎo)軌支架系統(tǒng)的設(shè)計方案基于對使用壽命和經(jīng)濟性的綜合考量，優(yōu)選熱鍍鋅鋼無導(dǎo)軌支架系統(tǒng)。如以使用壽命作為主要考量因素，亦可選用拉擠復(fù)合材料型材支架系統(tǒng))。復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式簡單、構(gòu)件可實現(xiàn)批量化生產(chǎn)、安裝施工方便，可較好地應(yīng)用于水面漂浮式光伏電站的建設(shè)，而且復(fù)合材料耐腐蝕性能優(yōu)異，有利于實現(xiàn)滿足光伏電站25年使用年限的要求。

在復(fù)合材料薄壁圓管理論研究方面，Tsai 等[13]對復(fù)合材料薄壁梁結(jié)構(gòu)的彎曲變形特征進行了研究，得出了薄壁梁結(jié)構(gòu)的彎曲變形量計算公式。文獻民等[14]以復(fù)合材料圓管試件為研究對象，針對任意壁厚試件的等效彈性和剪切模量開展了理論研究，提出了等效彈性和剪切模量的高階理論計算方法。駱心怡等[15]研究了拉擠復(fù)合材料型材的抗彎強度。以復(fù)合材料薄壁梁理論為理論基礎(chǔ)，推導(dǎo)了大跨度拉擠復(fù)合材料薄壁圓管結(jié)構(gòu)的彎曲強度半經(jīng)驗計算公式。鐘天麟等[16]以碳纖維復(fù)合材料圓管為研究對象，對試件的拉、壓、彎、剪受力性能進行了研究。Giancaspro等[17]通過系統(tǒng)性的試驗對泡沫夾心復(fù)合材料圓管結(jié)構(gòu)與輕木夾心復(fù)合材料圓管結(jié)構(gòu)的受彎性能進行了研究。Francis[18]采用試驗和理論研究方法，分析了泡沫夾心復(fù)合材料圓管結(jié)構(gòu)的受壓屈曲和界面剝離。巫文君等[19]對FRP-PVC復(fù)合圓管約束混凝土構(gòu)件進行了彎曲試驗，并通過分析其工作機理，得出其簡化的極限承載力公式。解江等[20]研究了復(fù)合材料薄壁圓管在準靜態(tài)軸向壓縮載荷下的失效吸能特性和吸能機理，研究表明，0°與90°鋪層交替程度對復(fù)合材料圓管的吸能特性影響較大。王興海[21]對UPVC 塑料圓管的力學(xué)性能進行了詳細的介紹，得出UPVC 塑料圓管的力學(xué)性能較低的結(jié)論。因此，本文選用UPVC塑料圓管作為模殼，在其外側(cè)纏繞玻璃纖維布進行結(jié)構(gòu)增強，設(shè)計了一種具備良好的結(jié)構(gòu)安全性、適用性和經(jīng)濟性的新型UPVC-FRP復(fù)合圓管。并對其基本組成材料力學(xué)性能、圓管平壓和彎曲受力性能進行了試驗研究，設(shè)置了多組試件，在盡可能節(jié)省材料成本和滿足結(jié)構(gòu)安全的前提下對UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體進行構(gòu)型優(yōu)化設(shè)計。并對復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的制造安裝流程進行了詳細介紹。同時，采用流固耦合數(shù)值分析方法研究了復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)因風(fēng)、浪、流作用引起的水動力特性，驗證了該復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)安全性，為其適用水域環(huán)境的選擇提供參考。

1 制備和試驗

1.1 復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的制造與安裝流程

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)主要由UPVC-FRP主梁、直通連接件、U 型復(fù)合材料抱箍、熱鍍鋅鋼矩形管次梁和上部支架系統(tǒng)組成。復(fù)合圓管浮體主梁、直通連接件、U 型復(fù)合材料抱箍的制造主要采用纏包玻纖布成型工藝。在UPVC塑料圓管中內(nèi)填聚苯泡沫，聚苯泡沫兩側(cè)填塞厚度為50 mm的聚氨酯泡沫(避免端部纏包玻纖布時涂刷的不飽和聚酯樹脂與聚苯泡沫之間發(fā)生化學(xué)反應(yīng))，如圖2(a)所示。在UPVC塑料圓管表面均勻涂刷不飽和聚酯樹脂，然后在圓管表面螺旋纏包玻璃纖維布，再均勻涂刷樹脂，待樹脂充分浸透玻纖布后，即完成FRP面層的制備，如圖2(b)所示。次梁、上部支架系統(tǒng)根據(jù)設(shè)計尺寸采購成品熱鍍鋅鋼矩形管加工。

圖2 UPVC-FRP 復(fù)合圓管浮體單元制造安裝圖Fig.2 Manufacturing and installation processof composite floating system body

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元的安裝流程包括以下步驟：1)布置2個U 型復(fù)合材料抱箍；2)在抱箍上嵌套UPVC-FRP復(fù)合圓管主梁，如圖2(c)所示；3)將次梁沿主梁的橫向軸線方向按照抱箍的布置間距擱置于主梁之上，并與抱箍的挑耳通過螺栓進行連接，如圖2(d)～圖2(e)所示；4)焊接底板和前后立柱形成上部支架系統(tǒng)，底板通過螺栓固定在次梁上，如圖2(f)～圖2(g)所示；5)將熱鍍鋅鋼立柱柱帽嵌套于熱鍍鋅鋼前、后立柱頂部，并用螺栓進行固定，如圖2(h)所示；6) 太陽能光伏組件按設(shè)計方式固定在柱帽上，如圖2(i)所示。

在主梁兩側(cè)設(shè)置UPVC-FRP 復(fù)合圓管直通連接件，通過主梁之間的嵌套進行連接，即可形成整體UPVC-FRP 復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)。

1.2 復(fù)合圓管組成材料基本材性試驗

根據(jù)《纖維增強塑料性能試驗方法總則》(GB/T 1446?2005)[22]和《玻璃纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》(GB/T 1477?2005)[23]中的規(guī)定，對三組不同密度和鋪層方式的復(fù)合材料面層片材試件(長度250 mm，寬度25 mm，試件組170 g/m2[0°/90°]雙軸向玻璃纖維布手糊復(fù)合材料面層片材拉伸試件；試件組2：800 g/m2[±45]雙軸向玻璃纖維布手糊復(fù)合材料面層片材拉伸試件；試件組3：800 g/m2[0°/90°]雙軸向玻璃纖維布手糊復(fù)合材料面層片材拉伸試件)和UPVC 塑料片材試件(長度250 mm，寬度25 mm，厚度5 mm)進行了拉伸試驗。根據(jù)《纖維增強塑料壓縮性能試驗方法》(GB/T 1448?2005)[24]，對UPVC塑料塊材試件(高度300 mm，長度25 mm，寬度25 mm)進行了壓縮性能試驗。試驗結(jié)果見表1、表2。

表1 拉伸性能試驗結(jié)果Table 1 Test results of tensile properties

表2 UPVC塑料塊材壓縮性能試驗結(jié)果Table 2 Test results of UPVC compression specimens

1.3 復(fù)合圓管平壓性能試驗

根據(jù)《纖維增強熱固性塑料管平行板外載性能試驗方法》(GB/T 5352?2005)[25]中的規(guī)定，針對UPVC-FRP復(fù)合圓管的平壓受力性能進行了試驗研究，共設(shè)計六組試件，試件尺寸詳見表3。

表3 試件具體尺寸Table3 Detailsof test samples

1.3.1試驗結(jié)果

試件組1、試件組2、試件組3、試件組4的平壓荷載-位移曲線對比如圖3所示。對比U-250-X和U-500-X 組試件，平壓破壞荷載平均值分別為494.72 N、957.81 N，管徑變形量平均值分別為56.20 mm、63.48 mm，平壓剛度平均值分別為0.035 MPa、0.03 MPa。后者的平壓破壞荷載較前者提升了93.61%，管徑變形量增大了12.95%，平壓剛度基本保持一致。

圖3 試件組1、2、3、4平壓荷載-位移曲線對比Fig.3 Comparison of load-displacement curves of Specimen Groups 1,2,3 and 4

對比UF-250-170-090-X 和UF-500-170-090-X組試件，平壓破壞荷載平均值分別為823.31 N、1365.53 N，管徑變形量平均值分別為38.16 mm、29.56 mm，平壓剛度平均值分別為0.086 MPa、0.092 MPa。后者的平壓破壞荷載較前者提升了65.86%，管徑變形量減小了22.54%，而平壓剛度基本保持一致。通過上述分析可以看出，隨著試件長度的增加，其平壓破壞荷載的提升程度在50%以上，而其管徑變形量并未有較大的減小。

對比U-250-X 和UF-250-170-090-X 組試件，平壓破壞荷載平均值分別為494.72 N、823.31 N，管徑變形量平均值分別為56.20 mm、38.16 mm，平壓剛度平均值分別為0.036 MPa、0.086 MPa。后者的平壓破壞荷載較前者提升了66.42%，管徑變形量減小了32.1%，平壓剛度較前者提升了138.9%。

對比U-500-X 和UF-500-170-090-X 組試件，平壓破壞荷載平均值分別為957.81 N、1365.53 N，管徑變形量平均值分別為63.48 mm、29.56 mm，平壓剛度平均值分別為0.03 MPa、0.092 MPa。后者的平壓破壞荷載較前者提升了42.57%，管徑變形量減小了53.43%。通過上述分析可以看出，相較于純UPVC塑料圓管，UPVC-FRP復(fù)合圓管雖然僅采用一層玻璃纖維布增強，但其抗壓承載能力的提升比例最大可達66.42%。同時，由于玻璃纖維布與不飽和聚酯樹脂充分固化后形成的復(fù)合材料面層與UPVC 塑料圓管緊密連接，使得試件的管徑變形量大大減小，極大地提升了試件的平壓剛度。

試件組1、試件組3、試件組5、試件組6的荷載-位移曲線對比如圖4所示。對比四組試件，UF-250-170-090-X 組試件的平壓破壞荷載平均值為823.31 N，管徑變形量平均值為38.16 mm，平壓剛度平均值為0.086 MPa；UF-250-800-090-X組試件的平壓破壞荷載平均值為379.84 N，管徑變形量平均值為26.8 mm，平壓剛度平均值為0.066 MPa。上述兩組試件的平壓破壞荷載較U-250-X 組試件分別提升了66.42%、108.47%，管徑變形量分別減小了32.10%、32.35%。因此，UPVCFRP復(fù)合圓管的抗壓承載能力較純UPVC 塑料圓管顯著提升。

圖4 試件組1、3、5、6荷載-位移曲線對比Fig.4 Comparison of load-displacement curves of Specimen Groups1,3,5 and 6

1.4 復(fù)合圓管彎曲性能試驗

本文參照《夾層結(jié)構(gòu)彎曲性能試驗方法》(GB/T 1456?88)[26]和ASTM C-393[27]，對UPVCFRP復(fù)合圓管的彎曲性能開展了靜載試驗研究，共設(shè)計了四類試件，具體尺寸參見表4。

表4 試件設(shè)計尺寸Table 4 Nominal dimensions of specimens

1.4.1試驗結(jié)果

彎曲試驗的加載裝置及典型破壞現(xiàn)象如圖5所示，荷載-位移曲線如圖6所示。

圖5 試件加載裝置及典型破壞形態(tài)Fig.5 Loading device and typical failure modes

圖6 試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curvesof specimens

U-4000試件的極限抗彎承載力為2.6 kN，而試件U-4000-170-090、U-4000-800-4545 和U-4000-800-090的極限抗彎承載力分別為10.6 kN、10.8 kN和14.2 kN，分別較試件U-4000提高了307.69%、315.38%和446.15%。

由此可見，UPVC-FRP復(fù)合圓管的極限抗彎承載力得到了大幅提升，同時可以看出，U-4000-800-4545試件的極限抗彎承載力較U-4000-170-090試件僅提高了1.89%，提升幅度并不明顯，原因在于U-4000-800-4545試件采用的800 g/m2[?45°/45°]玻璃纖維布，在纏包過程中較難被不飽和聚酯樹脂浸透，加載過程中，表面FRP層出現(xiàn)多處空鼓剝離，影響了試件的承載力。U-4000-800-090試件的極限抗彎承載力較U-4000-170-090試件提高了31.48%，提升幅度較大，表明采用800 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布相較于采用170 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布可提升試件的承載力。然而，綜合考慮材料成本影響，800 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布單價約為9元/m2，而170 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布單價僅為3元/m2。在滿足浮體使用性和安全性的前提下，考慮浮體的經(jīng)濟性，本文優(yōu)選170 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布為增強材料，制備出UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體主梁，其極限抗彎破壞荷載為10.8 kN。

2 復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)流固耦合數(shù)值分析

本文采用CFD軟件STAR-CCM+[28]開展了基本單元復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)和大尺寸方陣系統(tǒng)的水動力流固耦合數(shù)值分析。計算了單元浮體系統(tǒng)和方陣浮體系統(tǒng)由于風(fēng)、浪、流作用引起的運動響應(yīng)。

在建立數(shù)值模型時，考慮計算工況較多，軟件計算量較大，且由于風(fēng)、浪、流作用對上部支架系統(tǒng)基本不產(chǎn)生影響，因此，本文所建立的復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元數(shù)值模型可簡化為不包含上部支架系統(tǒng)的復(fù)合圓管浮體主梁-次梁框架系統(tǒng)數(shù)值模型，上部支架系統(tǒng)的重量折算到浮體主梁-次梁框架系統(tǒng)之中。同時，浮體主梁-次梁連接處簡化為剛性連接，忽略復(fù)合材料抱箍的影響。復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣數(shù)值模型主要由12根單根長度為4 m，外徑為400 mm，壁厚為5 mm 的UPVCFRP復(fù)合圓管浮體主梁和11根單根長度為7.642 m，截面尺寸為60 mm×40 mm×2 mm 的熱鍍鋅鋼矩形管浮體次梁構(gòu)成。浮體主梁連接處、浮體次梁連接處和浮體主梁-次梁連接處均簡化為剛性連接，浮體主梁-次梁連接處忽略復(fù)合材料抱箍的影響。浮體系統(tǒng)方陣整體尺寸為20 m×7.642 m，單元和方陣系統(tǒng)三維幾何模型、網(wǎng)格劃分圖分別如圖7(a)、圖7(b)所示，方陣浮體系統(tǒng)系纜模型如圖7(c)所示。

圖7 復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)模型Fig.7 Composite floating system model

模型接觸區(qū)域設(shè)定為水域，采用歐拉法的VOF(Volume of Fluid Model)模型來模擬水域的多向流。湍流采用Reynolds時均方程的湍流粘性系數(shù)法模擬，湍流模型采用基于湍動能k及湍流耗散率epsilon 的k-ε(k-epsilon)模型，k-epsilon 湍流模型屬于二方程模型，它適合完全發(fā)展的湍流。

本文參照文獻[29]中的系泊方式，選用Φ66丙綸長絲線八股繩作為系泊纜繩。系泊纜繩的設(shè)計強度為322 kN，破斷強度為352 kN，初張力為10 kN。系纜張力T按下式計算：

表5 系泊參數(shù)Table5 Mooring parameters

數(shù)值模擬工況參見表6。根據(jù)實際工程，水位深度取5.9 m，波浪入射方向均考慮對浮動式結(jié)構(gòu)運動最不利的橫浪方向，即90°入射方向，風(fēng)向、流向均同浪向。由于流固耦合數(shù)值分析過程運算量較大，本節(jié)設(shè)定波浪入射周期在3 s以內(nèi)，時間間隔為0.5 s。

表6 計算工況Table 6 Calculation conditions

以復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元水動力流固耦合數(shù)值分析為例，其建模主要流程包括：1)首先在SIEMENS NX 三維繪圖軟件中建立復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的三維幾何模型，再將其導(dǎo)入至軟件STARCCM+中，定義其名稱為BODY，如圖8(a)所示；2)新建零部件，以模型重心為坐標原點，設(shè)置該體零部件的x向長度為3.014 m，y向長度為4 m，z向長度為0.46 mm，定義其名稱為OVER，BODY 模型和OVER 模型的接觸面定義為INTERFACE，再以模型重心為坐標原點，設(shè)置零部件的x向長度為24 m，y向長度為12 m，z向長度為9 mm，定義其名稱為TAHK，如圖8(b)～圖8(d)；3)對BODY 模型和OVER 模型進行減運算并創(chuàng)建OVERSET模型，對TAHK 模型和OVERSET模型進行零部件分配區(qū)域操作，為每個零部件分別創(chuàng)建一個區(qū)域，為其表面分別創(chuàng)建一個邊界，并為每個邊界分別創(chuàng)建一條特征線；4)設(shè)置默認控制中的基礎(chǔ)尺寸為0.9 m，棱柱層數(shù)為2，棱柱總厚度絕對值為0.001 m，體積增長率為慢，對BODY、OVER 和TAHK 模型進行網(wǎng)格劃分，如圖8(e)～圖8(g)；5)新建零部件，設(shè)置該零部件的x向長度為30 m，y向長度為12 m，z向長度為0.3 mm，定義其名稱為WAVE，如圖8(h)；6)創(chuàng)建平截面，設(shè)置原點為(0,0,0)mm，法向為(1,0,0)mm；7)新建歐拉多相流WATER、AIR 以及五階波VOF波，設(shè)置水位上的點為(0, 0, ?0.1) m，水深為5.9 m，按照不同工況，分別設(shè)置波浪入射有效波高和波浪入射周期，如圖8(i)；8)設(shè)置BODY模型的質(zhì)量、剛度和纜繩預(yù)緊力，繼而開始計算。

圖8 復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元水動力流固耦合數(shù)值分析主要流程Fig.8 Main flow of hydrodynamic fluid-solid coupling numerical simulation of composite floating system elements

2.1 單元浮體系統(tǒng)水動力數(shù)值分析

2.1.1計算結(jié)果

單元復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的水動力數(shù)值分析波浪力(矩)數(shù)據(jù)如圖9、圖10所示，運動響應(yīng)計算結(jié)果如圖11、圖12所示。

1)工況1波浪力(矩)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元自16 s開始其所受的水平波浪力趨于穩(wěn)定，選取16 s～21 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖9(a)所示的水平波浪力時程曲線。水平波浪力波峰值約為400 N，波谷值約為60 N，平衡位置為241.97 N。自15 s開始其所受的垂向波浪力趨于穩(wěn)定，選取15 s～21.33 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖9(b)所示的垂向波浪力時程曲線。垂向波浪力波峰值約為1450 N，波谷值約為750 N，平衡位置為1059.62 N。自15.22 s開始其所受的繞y軸波浪力矩趨于穩(wěn)定，選取15.22 s～21.57 s的波浪力矩數(shù)據(jù)繪制如圖9(c)所示的繞y軸波浪力矩時程曲線。繞y軸波浪力矩波峰值約為300 N·m，波谷值約為250 N(逆時針)，平衡位置為60.35 N·m。

圖9 工況1動力響應(yīng)計算結(jié)果Fig.9 Dynamic response calculation resultsof Condition 1

2)工況2波浪力(矩)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元自15.01 s開始其所受的水平波浪力趨于穩(wěn)定，選取15.01 s～20.41 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖10(a)所示的水平波浪力時程曲線。水平波浪力波峰值約為750 N，波谷值約為150 N(x軸負向)，平衡位置為408.73 N。自15.5 s開始其所受的波浪力趨于穩(wěn)定，選取15.5 s～20.78 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖10(b)所示的垂向波浪力時程曲線。垂向波浪力波峰值約為3000 N，波谷值約為5 N，平衡位置為1511.41 N。自15.01 s開始其所受的繞y軸波浪力矩趨于穩(wěn)定，選取15.01 s～22.9 s的波浪力矩數(shù)據(jù)繪制如圖10(c)所示的繞y軸波浪力矩時程曲線。繞y軸波浪力矩波峰值約為600 N·m，波谷值約為500 N(逆時針)，平衡位置為121.16 N·m。

圖10 工況2動力響應(yīng)計算結(jié)果Fig.10 Dynamic response calculation results of Condition 2

3)工況1運動響應(yīng)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元10 s后橫蕩運動趨于穩(wěn)定，在10 s～20 s的運動時程計算結(jié)果如圖11(a)所示。由于風(fēng)、浪、流的作用，浮體主梁-次梁框架系統(tǒng)單元穩(wěn)定后，其平衡位置并非為0點，而是在x軸上1.375 m 處。此時，橫蕩幅度在1.33 m～1.42 m，平衡位置為1.3625 m。在13 s～20 s垂蕩運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖11(b)所示。垂蕩幅度在0.01 m(z軸負向)～0.10 m(z軸負向)之間，平衡位置為0.55 m(z軸負向)。在12 s～21 s橫搖運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖11(c)所示。縱搖幅度在4°(逆時針)～4°(順時針)之間，平衡位置為0°。

圖11 工況1運動響應(yīng)計算結(jié)果Fig.11 Motion response calculation resultsof Condition 1

4)工況2運動響應(yīng)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元10 s后橫蕩運動趨于穩(wěn)定，在10 s～20 s的運動時程計算結(jié)果如圖12(a)所示。由于風(fēng)、浪、流的作用，浮體主梁-次梁框架系統(tǒng)單元穩(wěn)定后，其平衡位置并非為0點，而是在x軸上1.375 m 處。此時，橫蕩幅度在1.33 m～1.42 m，平衡位置為1.3625 m。在13 s～20 s垂蕩運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖12(b)所示。垂蕩幅度在0.01 m(z軸負向)～0.10 m(z軸負向)之間，平衡位置為0.55 m(z軸負向)。在12 s～21 s橫搖運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖12(c)所示?？v搖幅度在4°(逆時針)～4°(順時針)之間，平衡位置為0°。

圖12 工況2運動響應(yīng)計算結(jié)果Fig.12 Motion response calculation results of Condition 2

2.1.2計算結(jié)果比較分析

當波浪入射周期分別為2 s和3 s時，波浪入射有效波高從0.3 m 增大至0.6 m，水平波浪力平均值增大了68.92%，垂向波浪力平均值增大了42.64%，繞y軸波浪力矩平均值增大了100.76%。橫蕩運動平衡位置增大了8.26%，垂蕩運動平衡位置減小了90.91%，橫搖運動平衡位置基本保持不變。

分析浮體系統(tǒng)波浪力(矩)研究結(jié)論可得，復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)所受垂向波浪力較大，峰值可達3.0 kN，是影響其結(jié)構(gòu)安全性的最不利因素。相較于水平波浪力和繞y軸波浪力矩，復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)將受到較大的波浪上托力和下沉力?；谇拔膶ζ淇箟撼休d能力和抗彎承載能力的研究結(jié)論，其極限破壞荷載約為10.8 kN，遠高于因風(fēng)、浪、流作用引起的波浪上托力和下沉力，安全儲備較大。

分析復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)運動量研究結(jié)論可得，由于研究對象為小尺寸單元浮體系統(tǒng)，在風(fēng)、浪、流作用下，其x向橫蕩運動幅度較大，為1.475 m。但由于復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)單元整體尺度較小，相對于大尺度的復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣，其運動情況缺乏參照價值，本文繼續(xù)對大尺寸方陣浮體系統(tǒng)進一步研究。

2.2 方陣浮體系統(tǒng)水動力數(shù)值分析

2.2.1計算結(jié)果

方陣浮體系統(tǒng)的水動力數(shù)值分析波浪力(矩)數(shù)據(jù)如圖13、圖14所示，運動響應(yīng)計算結(jié)果如圖15、圖16所示。

1)工況1波浪力(矩)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣自10.43 s開始其所受的水平波浪力趨于穩(wěn)定，選取10.43 s～14.5 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖13(a)所示的水平波浪力時程曲線。水平波浪力波峰值約為12.5 N(x軸負向)，波谷值約為27.5 N(x軸負向)，平均值為20 N(x軸負向)。自10 s開始其所受的垂向波浪力趨于穩(wěn)定，選取10 s～14.08 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖13(b)所示的垂向波浪力時程曲線。垂向波浪力峰波值約為25 N(z軸負向)，波谷值約為55 N(z軸負向)，平均值為40 N(z軸負向)。自10.42 s開始其所受到的繞y軸波浪力矩趨于穩(wěn)定，選取10.42 s～14.5 s的波浪力矩數(shù)據(jù)繪制如圖13(c)所示的繞y軸波浪力矩時程曲線。繞y軸波浪力矩波峰值約為25 N·m，波谷值約為10 N·m，平均值為18 N·m。

圖13 工況1動力響應(yīng)計算結(jié)果Fig.13 Dynamic responsecalculation results of Condition 1

2)工況2波浪力(矩)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣自13.1 s開始其所受的水平波浪力趨于穩(wěn)定，選取13.1 s～18.2 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖14(a)的水平波浪力時程曲線。水平波浪力波峰值約為22.5 N(x軸負向)，波谷值約為42.5 N(x軸負向)，平均值為32.5 N(x軸負向)。自13.1 s開始其所受的垂向波浪力趨于穩(wěn)定，選取13.1 s～18.2 s的波浪力數(shù)據(jù)繪制如圖14(b)的垂向平波浪力時程曲線。垂向波浪力波峰值約為35 N(z軸負向)，波谷值約為75 N(z軸負向)，平均值為55 N(z軸負向)。自13.58 s開始其所受到的繞y軸波浪力矩趨于穩(wěn)定，選取13.58 s～18.7 s的波浪力矩數(shù)據(jù)繪制如圖14(c)的繞y軸波浪力矩時程曲線。繞y軸的波浪力矩波峰值約為35 N·m，波谷值約為15 N·m，平均值為25 N·m。

圖14 工況2動力響應(yīng)計算結(jié)果Fig.14 Dynamic responsecalculation results of Condition 2

3)工況1運動響應(yīng)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣自10 s開始其橫蕩運動趨于穩(wěn)定，10.6 s～14 s的運動時程計算結(jié)果如圖15(a)所示。由于風(fēng)、浪、流的作用，浮體支架系統(tǒng)方陣穩(wěn)定后，其平衡位置并非為0點，而是在x軸上0.15 m 處。此時，橫蕩幅度在0.096 m～0.19 m，平均幅值為0.143 m。在10.85 s～14.85 s垂蕩運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖15(b)所示。垂蕩幅度在0.0125 m(z軸負向)～0.0275 m(z軸負向)之間，平均幅值為0.02 m(z軸負向)。在10.8 s～14.9 s橫搖運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖15(c)所示?？v搖幅度在0.5°(逆時針方向)～2.5°(逆順時針方向)之間，平均幅值為1.5°(逆時針方向)。

圖15 工況1運動響應(yīng)計算結(jié)果Fig.15 Motion response calculation resultsof Condition 1

4)工況2運動響應(yīng)計算結(jié)果

復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣在14.5 s～18.05 s橫蕩運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖16(a)所示。橫蕩幅度在0.215 m～0.245 m，平均幅值為0.23 m。在12.8 s～16.6 s垂蕩運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖16(b)所示。垂蕩幅度在0.0325 m(z軸負向)～0.055 m(z軸負向)之間，平均幅值為0.044 m(z軸負向)。在14.87 s～18.72 s橫搖運動趨于穩(wěn)定，運動時程計算結(jié)果如圖16(c)所示?？v搖幅度在1°(逆時針方向)～5.5°(逆時針方向)之間，平均幅值為3.25°(逆時針方向)

圖16 工況2運動響應(yīng)計算結(jié)果Fig.16 Motion response calculation resultsof Condition 2

2.2.2計算結(jié)果比較分析

由計算結(jié)果分析可知，在相同水域環(huán)境下，對于大尺度的方陣浮體系統(tǒng)，相較于單元浮體系統(tǒng)，其所受的水平波浪力平均值分別減小了108.27%、107.95%，垂向波浪力平均值分別減小了103.77%、103.64%，繞y軸波浪力矩平均值分別減小了70.17%、79.37%。波浪力(矩)產(chǎn)生了極大幅度的減小，可以通過方陣浮體系統(tǒng)的整體性有效抵抗因風(fēng)、浪、流作用可能對結(jié)構(gòu)造成的破壞。同時，對于大尺度的方陣浮體系統(tǒng)，在接近于本文所選取的湖泊水域環(huán)境下，其運動量極小，浮體系統(tǒng)的x向橫蕩運動只有0.23 m，可有效避免復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)各組成構(gòu)件之間的錯動，滿足整體結(jié)構(gòu)對于安全性能的需求。基于前文對于UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體單元抗壓承載能力和抗彎承載能力的研究結(jié)論，其局部破壞荷載可達10.8 kN，遠高于本文所選水域環(huán)境下由于風(fēng)、浪、流作用引起的波浪上托力和下沉力，構(gòu)件安全性可得到保證。同時，也為本文所設(shè)計的UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)的適用水域環(huán)境的選擇提供了一定的參考。

3 結(jié)論

本文對UPVC-FRP復(fù)合圓管組成材料基本材性、平壓以及彎曲性能進行了試驗研究，優(yōu)選出性價比高的復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)，并介紹了其制造安裝流程，進而針對某應(yīng)用水域，對其進行了流固耦合數(shù)值分析，主要結(jié)論如下：

(1)提出了一種新型UPVC-FRP復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)，對其制造安裝流程進行了詳細介紹。通過試驗，綜合考慮制備工藝及經(jīng)濟性，優(yōu)選了一種170 g/m2[0°/90°]雙軸向玻纖布纏包增強圓管構(gòu)件。

(2)對UPVC-FRP復(fù)合圓管組成材料基本材性、平壓以及三點彎曲性能進行了受力加載試驗。結(jié)果表明，采用FRP增強試件，可使純UPVC圓管試件的抗壓承載能力提升66.42%，抗彎承載力提升315.38%。

(3)基于STAR-CCM+軟件，對小尺寸單元和大尺寸方陣復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)進行了流固耦合數(shù)值分析，得出了復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)在風(fēng)、浪、流作用下的波浪力時程和運動時程計算結(jié)果。結(jié)果表明，其波浪力(矩)最多可減少108.27%，大尺度的復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣可大幅提升浮體系統(tǒng)抵抗風(fēng)、浪、流破壞作用的效果。同時，復(fù)合圓管浮體系統(tǒng)方陣運動量極小，有效避免了構(gòu)件之間的錯動，有利于結(jié)構(gòu)的整體安全性。研究結(jié)論可為該新型浮體系統(tǒng)適用水域環(huán)境的選擇提供參考。