面向水面光伏電站的UPVC-FRP復合浮體系統受力試驗與模擬

楊 晨，韓 娟，方 海，劉偉慶，吳啟凡

(南京工業大學土木工程學院，江蘇，南京211816)

近年來，隨著我國經濟社會的發展，傳統發電方式帶來了嚴重的環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，在我國發展光伏發電系統及其相關產業勢在必行[1]。由于地面光伏發電系統對光資源和土地資源的需求較高，近年來出現了一種新型水面漂浮式光伏發電系統，該系統組成構件包括：光伏組件、支架系統、浮體、電器設備和錨索結構，通過浮體承載上部結構，并通過錨索結構固定于岸邊和水底[2]，一般應用于非穩沉區或最高水位水深大于5 m 的水域。水面漂浮式光伏發電系統按其形式的不同主要分為“浮體-光伏組件發電系統”和“浮體-支架系統-光伏組件發電系統”[3]。由于我國擁有極為廣闊的水域面積且多數水域水位較深，水面漂浮式光伏發電系統非常適合在我國建設和發展，因而具有較高的研究價值和廣闊的應用前景[4]。

水面光伏發電系統根據其基礎形式或者建設場地條件的不同主要分為：架高式水上光伏發電系統、魚腹式懸索支架光伏發電系統和水面漂浮式光伏發電系統三大類。目前，水面漂浮式光伏發電系統主要采用如高密度聚乙烯(HDPE)浮體的塑料材質浮體，如圖1(a)所示。但塑料浮體系統存在著強度低、耐久性差等缺陷和不足。而纖維增強復合材料(Fiber Reinforced Polymer，簡稱FRP)，因其具有比強度高、比剛度大、耐腐蝕好等優良特性，已在基礎設施領域得到推廣應用[5?10]。基于此，南京工業大學先進工程復合材料研究中心設計和制造了一種全復合材料水面漂浮式光伏浮體系統[11?12]，如圖1(b)所示。全復合材料水面漂浮式光伏浮體系統在滿足使用功能的前提下，在材料選用、結構選型、成型工藝等方面未按最低成本進行優化設計，其建造成本相對較高，生產工藝也難以做到產量化，且缺乏相關試驗與理論研究結果作為支撐，使得該系統難以作為成熟的產品在光伏市場中得到推廣和應用。

圖1 水面漂浮式光伏發電系統Fig.1 Floating photovoltaic power system

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

該復合圓管浮體系統主要由UPVC-FRP復合圓管浮體主梁、熱鍍鋅鋼矩形管浮體次梁和熱鍍鋅鋼無導軌支架系統組成(無導軌支架系統的設計方案基于對使用壽命和經濟性的綜合考量，優選熱鍍鋅鋼無導軌支架系統。如以使用壽命作為主要考量因素，亦可選用拉擠復合材料型材支架系統)。復合圓管浮體系統結構形式簡單、構件可實現批量化生產、安裝施工方便，可較好地應用于水面漂浮式光伏電站的建設，而且復合材料耐腐蝕性能優異，有利于實現滿足光伏電站25年使用年限的要求。

在復合材料薄壁圓管理論研究方面，Tsai 等[13]對復合材料薄壁梁結構的彎曲變形特征進行了研究，得出了薄壁梁結構的彎曲變形量計算公式。文獻民等[14]以復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]研究了拉擠復合材料型材的抗彎強度。以復合材料薄壁梁理論為理論基礎，推導了大跨度拉擠復合材料薄壁圓管結構的彎曲強度半經驗計算公式。鐘天麟等[16]以碳纖維復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]通過系統性的試驗對泡沫夾心復合材料圓管結構與輕木夾心復合材料圓管結構的受彎性能進行了研究。Francis[18]采用試驗和理論研究方法，分析了泡沫夾心復合材料圓管結構的受壓屈曲和界面剝離。巫文君等[19]對FRP-PVC復合圓管約束混凝土構件進行了彎曲試驗，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]研究了復合材料薄壁圓管在準靜態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 塑料圓管的力學性能進行了詳細的介紹，得出UPVC 塑料圓管的力學性能較低的結論。因此，本文選用UPVC塑料圓管作為模殼，在其外側纏繞玻璃纖維布進行結構增強，設計了一種具備良好的結構安全性、適用性和經濟性的新型UPVC-FRP復合圓管。并對其基本組成材料力學性能、圓管平壓和彎曲受力性能進行了試驗研究，設置了多組試件，在盡可能節省材料成本和滿足結構安全的前提下對UPVC-FRP復合圓管浮體進行構型優化設計。并對復合圓管浮體系統的制造安裝流程進行了詳細介紹。同時，采用流固耦合數值分析方法研究了復合圓管浮體系統因風、浪、流作用引起的水動力特性，驗證了該復合圓管浮體系統的結構安全性，為其適用水域環境的選擇提供參考。

1 制備和試驗

1.1 復合圓管浮體系統的制造與安裝流程

復合圓管浮體系統主要由UPVC-FRP主梁、直通連接件、U 型復合材料抱箍、熱鍍鋅鋼矩形管次梁和上部支架系統組成。復合圓管浮體主梁、直通連接件、U 型復合材料抱箍的制造主要采用纏包玻纖布成型工藝。在UPVC塑料圓管中內填聚苯泡沫，聚苯泡沫兩側填塞厚度為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生化學反應)，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、上部支架系統根據設計尺寸采購成品熱鍍鋅鋼矩形管加工。

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

復合圓管浮體系統單元的安裝流程包括以下步驟：1)布置2個U 型復合材料抱箍；2)在抱箍上嵌套UPVC-FRP復合圓管主梁，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，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計方式固定在柱帽上，如圖2(i)所示。

在主梁兩側設置UPVC-FRP 復合圓管直通連接件，通過主梁之間的嵌套進行連接，即可形成整體UPVC-FRP 復合圓管浮體系統。

1.2 復合圓管組成材料基本材性試驗

根據《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]中的規定，對三組不同密度和鋪層方式的復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《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。試驗結果見表1、表2。

表1 拉伸性能試驗結果Table 1 Test results of tensile properties

表2 UPVC塑料塊材壓縮性能試驗結果Table 2 Test results of UPVC compression specimens

1.3 復合圓管平壓性能試驗

根據《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]中的規定，針對UPVC-FRP復合圓管的平壓受力性能進行了試驗研究，共設計六組試件，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 復合圓管彎曲性能試驗

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

表4 試件設計尺寸Table 4 Nominal dimensions of specimens

1.4.1試驗結果

彎曲試驗的加載裝置及典型破壞現象如圖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，考慮浮體的經濟性，本文優選170 g/m2[0°/90°]玻璃纖維布為增強材料，制備出UPVC-FRP復合圓管浮體主梁，其極限抗彎破壞荷載為10.8 kN。

2 復合圓管浮體系統流固耦合數值分析

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

在建立數值模型時，考慮計算工況較多，軟件計算量較大，且由于風、浪、流作用對上部支架系統基本不產生影響，因此，本文所建立的復合圓管浮體系統單元數值模型可簡化為不包含上部支架系統的復合圓管浮體主梁-次梁框架系統數值模型，上部支架系統的重量折算到浮體主梁-次梁框架系統之中。同時，浮體主梁-次梁連接處簡化為剛性連接，忽略復合材料抱箍的影響。復合圓管浮體系統方陣數值模型主要由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-次梁連接處忽略復合材料抱箍的影響。浮體系統方陣整體尺寸為20 m×7.642 m，單元和方陣系統三維幾何模型、網格劃分圖分別如圖7(a)、圖7(b)所示，方陣浮體系統系纜模型如圖7(c)所示。

圖7 復合圓管浮體系統模型Fig.7 Composite floating system model

模型接觸區域設定為水域，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Table5 Mooring parameters

數值模擬工況參見表6。根據實際工程，水位深度取5.9 m，波浪入射方向均考慮對浮動式結構運動最不利的橫浪方向，即90°入射方向，風向、流向均同浪向。由于流固耦合數值分析過程運算量較大，本節設定波浪入射周期在3 s以內，時間間隔為0.5 s。

表6 計算工況Table 6 Calculation conditions

以復合圓管浮體系統單元水動力流固耦合數值分析為例，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合圓管浮體系統的三維幾何模型，再將其導入至軟件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建OVERSET模型，對TAHK 模型和OVERSET模型進行零部件分配區域操作，為每個零部件分別創建一個區域，為其表面分別創建一個邊界，并為每個邊界分別創建一條特征線；4)設置默認控制中的基礎尺寸為0.9 m，棱柱層數為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 模型進行網格劃分，如圖8(e)～圖8(g)；5)新建零部件，設置該零部件的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)創建平截面，設置原點為(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，分別設置波浪入射有效波高和波浪入射周期，如圖8(i)；8)設置BODY模型的質量、剛度和纜繩預緊力，繼而開始計算。

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

2.1 單元浮體系統水動力數值分析

2.1.1計算結果

單元復合圓管浮體系統的水動力數值分析波浪力(矩)數據如圖9、圖10所示，運動響應計算結果如圖11、圖12所示。

1)工況1波浪力(矩)計算結果

復合圓管浮體系統單元自16 s開始其所受的水平波浪力趨于穩定，選取16 s～21 s的波浪力數據繪制如圖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定，選取15 s～21.33 s的波浪力數據繪制如圖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軸波浪力矩趨于穩定，選取15.22 s～21.57 s的波浪力矩數據繪制如圖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動力響應計算結果Fig.9 Dynamic response calculation resultsof Condition 1

2)工況2波浪力(矩)計算結果

復合圓管浮體系統單元自15.01 s開始其所受的水平波浪力趨于穩定，選取15.01 s～20.41 s的波浪力數據繪制如圖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定，選取15.5 s～20.78 s的波浪力數據繪制如圖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軸波浪力矩趨于穩定，選取15.01 s～22.9 s的波浪力矩數據繪制如圖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動力響應計算結果Fig.10 Dynamic response calculation results of Condition 2

3)工況1運動響應計算結果

復合圓管浮體系統單元10 s后橫蕩運動趨于穩定，在10 s～20 s的運動時程計算結果如圖11(a)所示。由于風、浪、流的作用，浮體主梁-次梁框架系統單元穩定后，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垂蕩運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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橫搖運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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運動響應計算結果Fig.11 Motion response calculation resultsof Condition 1

4)工況2運動響應計算結果

復合圓管浮體系統單元10 s后橫蕩運動趨于穩定，在10 s～20 s的運動時程計算結果如圖12(a)所示。由于風、浪、流的作用，浮體主梁-次梁框架系統單元穩定后，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垂蕩運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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橫搖運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖12(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12 工況2運動響應計算結果Fig.12 Motion response calculation results of Condition 2

2.1.2計算結果比較分析

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。

分析浮體系統波浪力(矩)研究結論可得，復合圓管浮體系統所受垂向波浪力較大，峰值可達3.0 kN，是影響其結構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，復合圓管浮體系統將受到較大的波浪上托力和下沉力。基于前文對其抗壓承載能力和抗彎承載能力的研究結論，其極限破壞荷載約為10.8 kN，遠高于因風、浪、流作用引起的波浪上托力和下沉力，安全儲備較大。

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

2.2 方陣浮體系統水動力數值分析

2.2.1計算結果

方陣浮體系統的水動力數值分析波浪力(矩)數據如圖13、圖14所示，運動響應計算結果如圖15、圖16所示。

1)工況1波浪力(矩)計算結果

復合圓管浮體系統方陣自10.43 s開始其所受的水平波浪力趨于穩定，選取10.43 s～14.5 s的波浪力數據繪制如圖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定，選取10 s～14.08 s的波浪力數據繪制如圖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軸波浪力矩趨于穩定，選取10.42 s～14.5 s的波浪力矩數據繪制如圖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動力響應計算結果Fig.13 Dynamic responsecalculation results of Condition 1

2)工況2波浪力(矩)計算結果

復合圓管浮體系統方陣自13.1 s開始其所受的水平波浪力趨于穩定，選取13.1 s～18.2 s的波浪力數據繪制如圖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定，選取13.1 s～18.2 s的波浪力數據繪制如圖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軸波浪力矩趨于穩定，選取13.58 s～18.7 s的波浪力矩數據繪制如圖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動力響應計算結果Fig.14 Dynamic responsecalculation results of Condition 2

3)工況1運動響應計算結果

復合圓管浮體系統方陣自10 s開始其橫蕩運動趨于穩定，10.6 s～14 s的運動時程計算結果如圖15(a)所示。由于風、浪、流的作用，浮體支架系統方陣穩定后，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垂蕩運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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橫搖運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖15(c)所示。縱搖幅度在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運動響應計算結果Fig.15 Motion response calculation resultsof Condition 1

4)工況2運動響應計算結果

復合圓管浮體系統方陣在14.5 s～18.05 s橫蕩運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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垂蕩運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖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橫搖運動趨于穩定，運動時程計算結果如圖16(c)所示。縱搖幅度在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運動響應計算結果Fig.16 Motion response calculation resultsof Condition 2

2.2.2計算結果比較分析

由計算結果分析可知，在相同水域環境下，對于大尺度的方陣浮體系統，相較于單元浮體系統，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)產生了極大幅度的減小，可以通過方陣浮體系統的整體性有效抵抗因風、浪、流作用可能對結構造成的破壞。同時，對于大尺度的方陣浮體系統，在接近于本文所選取的湖泊水域環境下，其運動量極小，浮體系統的x向橫蕩運動只有0.23 m，可有效避免復合圓管浮體系統各組成構件之間的錯動，滿足整體結構對于安全性能的需求。基于前文對于UPVC-FRP復合圓管浮體單元抗壓承載能力和抗彎承載能力的研究結論，其局部破壞荷載可達10.8 kN，遠高于本文所選水域環境下由于風、浪、流作用引起的波浪上托力和下沉力，構件安全性可得到保證。同時，也為本文所設計的UPVC-FRP復合圓管浮體系統的適用水域環境的選擇提供了一定的參考。

3 結論

本文對UPVC-FRP復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，優選出性價比高的復合圓管浮體系統，并介紹了其制造安裝流程，進而針對某應用水域，對其進行了流固耦合數值分析，主要結論如下：

(1)提出了一種新型UPVC-FRP復合圓管浮體系統，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濟性，優選了一種170 g/m2[0°/90°]雙軸向玻纖布纏包增強圓管構件。

(2)對UPVC-FRP復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合圓管浮體系統進行了流固耦合數值分析，得出了復合圓管浮體系統在風、浪、流作用下的波浪力時程和運動時程計算結果。結果表明，其波浪力(矩)最多可減少108.27%，大尺度的復合圓管浮體系統方陣可大幅提升浮體系統抵抗風、浪、流破壞作用的效果。同時，復合圓管浮體系統方陣運動量極小，有效避免了構件之間的錯動，有利于結構的整體安全性。研究結論可為該新型浮體系統適用水域環境的選擇提供參考。