唐文獻(xiàn)，吳文樂(lè)，張 建，王筱蓉，孫 澤，李金泰

(1.江蘇科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇揚(yáng)遠(yuǎn)船舶設(shè)備鑄造有限公司，江蘇 泰州 225500)

錨泊系統(tǒng)起錨破土阻力分析

唐文獻(xiàn)1，吳文樂(lè)1，張 建1，王筱蓉1，孫 澤2，李金泰1

(1.江蘇科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇揚(yáng)遠(yuǎn)船舶設(shè)備鑄造有限公司，江蘇 泰州 225500)

為提高船舶在起錨過(guò)程中的效率與安全性，在經(jīng)典理論公式基礎(chǔ)上，通過(guò)ABAQUS軟件模擬錨泊系統(tǒng)起錨破土過(guò)程，建立阻力數(shù)值分析方法，得出數(shù)值分析結(jié)果與土體流動(dòng)機(jī)制。將阻力數(shù)值解與理論解進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明，數(shù)值分析方法比理論公式的結(jié)果更加符合預(yù)期效果，并且能夠模擬土壤流動(dòng)情況。

錨泊系統(tǒng)；起錨；ABAQUS；數(shù)值分析

錨泊系統(tǒng)是水上漂浮結(jié)構(gòu)物必不可少的部分，能夠在惡劣水域下抵御狂風(fēng)、巨浪、暴潮，降低危險(xiǎn)事故發(fā)生的概率。

正常起錨分5個(gè)階段：①回收余鏈階段；②收緊錨鏈階段；③錨破土階段；④收起懸錨階段；⑤錨鏈入孔階段。船錨破土是指將部分或全部侵入海床的錨取出的過(guò)程，而錨破土過(guò)程中的安全性對(duì)整個(gè)過(guò)程具有重要意義。在實(shí)際海上作業(yè)中，將錨從底質(zhì)中拔出來(lái)的力越小越好，有利于減少船體和錨鏈的載荷，降低船只作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)。若錨不能及時(shí)拔出，將會(huì)造成電機(jī)堵轉(zhuǎn)，電流陡增，損壞電機(jī)。2014年7月，中國(guó)船級(jí)社CCS發(fā)布了《鋼質(zhì)海船入級(jí)規(guī)范修改通報(bào)》，對(duì)錨操作進(jìn)行了補(bǔ)充規(guī)定，要求提高錨操作時(shí)的穩(wěn)定性[1]。近年來(lái)，我國(guó)逐步加強(qiáng)對(duì)深海油氣資源的開(kāi)采，為保證海上鉆井平臺(tái)工作的穩(wěn)定性，對(duì)錨泊設(shè)備提出更高要求，如何提高船舶在錨地起錨過(guò)程中的安全性已受到研究人員和相關(guān)機(jī)構(gòu)的高度重視。

船舶用錨根據(jù)海底土壤不同具有較多種類[2]，本文在理論研究的基礎(chǔ)上，以通用的霍爾錨為對(duì)象，采用CEL耦合方法，對(duì)船舶在起錨過(guò)程中土體的彈塑性變形進(jìn)行研究，建立起錨破土阻力數(shù)值分析方法，所得結(jié)果對(duì)船舶順利起錨具有重要意義，為船舶在起錨困難時(shí)提供破土阻力的計(jì)算依據(jù)，避免危險(xiǎn)事故的發(fā)生。

1 起錨破土阻力理論分析

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)錨破土過(guò)程的阻力進(jìn)行了深入研究，其中具有代表性的有浙江大學(xué)于曉杰提出的動(dòng)摩擦模型理論、Terzaghi理論和ChaoMing Chi理論等，但前兩種理論存在一定的局限性。動(dòng)摩擦模型理論涉及到土-錨微觀表面剛毛的接觸特性，其參數(shù)如錨與土表面剛毛剛度系數(shù)等不易得到；Terzaghi理論未考慮錨爪的具體參數(shù)，如錨爪長(zhǎng)度等[3-5]。因此這兩種理論過(guò)于保守，難以指導(dǎo)實(shí)際工作。

由于入土錨桿的側(cè)摩阻力相對(duì)錨爪所受阻力較小，那么在錨卸扣處所受的力就等于在錨爪參考點(diǎn)所受力，ChaoMing Chi綜合考慮了錨和非均質(zhì)土的影響因素，在Terzaghi等人的基礎(chǔ)上，以恒定速度起錨，從內(nèi)部耗能的角度研究了錨在參考點(diǎn)所受力的大小[6]。其內(nèi)部速度能量場(chǎng)與受力情況見(jiàn)圖1。

由圖1可見(jiàn)，錨爪被簡(jiǎn)化成AB桿，錨爪抓土后與水平面夾角為θf(wàn)；α為能量場(chǎng)的剛性楔角。A點(diǎn)附近的內(nèi)部耗能發(fā)生在可變形區(qū)域(3)和滑移表面(1)、(2)和(4)。同樣，B點(diǎn)附近的內(nèi)部耗能發(fā)生在可變形區(qū)域(7)和滑移表面(5)、(6)和(8)。C點(diǎn)為錨爪重心，也是參考點(diǎn)。

根據(jù)彈塑性變形全量理論與Tresca屈服極限推出單位體積內(nèi)部能耗為

D=Suv0L

(1)

式中：D——內(nèi)部能耗；Su——不排水抗剪強(qiáng)度；L——滑移表面長(zhǎng)度。

那么垂向載荷Fn所產(chǎn)生的能耗就等于總內(nèi)部能耗：

Fnv0=D1+D2+D3+D4+D5+D6+D7+D8

(2)

因此，垂向載荷為

(3)

由于土體在泥水分界處的不排水抗剪強(qiáng)度不為零，且隨著深度變化逐漸變大，滿足公式[6]：

(4)

式中：k——土壤的強(qiáng)度梯度；z——錨爪的埋深；Su0——泥水分界處的不排水抗剪強(qiáng)度。

起錨拉力主要由錨鏈提供，為豎向載荷。所以，根據(jù)式(3)和(4)得破土阻力公式：

(5)

該公式充分考慮了土-錨系統(tǒng)的綜合特性，能夠?yàn)殄^泊系統(tǒng)起錨破土阻力的預(yù)測(cè)提供理論基礎(chǔ)。但是實(shí)際海況復(fù)雜多變，使得計(jì)算出的阻力值難以與實(shí)際情況完全一致。因此，為了更好地計(jì)算出破土阻力，本文在沿用理論公式的基礎(chǔ)上，采用數(shù)值分析方法，模擬起錨破土過(guò)程，并將理論解與數(shù)值解進(jìn)行對(duì)比分析。

2 土-錨系統(tǒng)的有限元數(shù)值模型

ABAQUS軟件能夠針對(duì)土體的變形與滲流進(jìn)行耦合分析，滲透定律則采用Forchheimer非線性定律或Darcy定律。為了能夠有效模擬土-錨系統(tǒng)阻力變化，在考慮流固耦合情況下，進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算[7-9]。

2.1 土-錨系統(tǒng)模型

本文研究對(duì)象為典型的霍爾錨，最大高度為7.1 m，錨爪高度H為3 m，錨身厚度B為2.2 m，錨爪展開(kāi)角度α為45°，錨的最大寬度D為5 m。為避免邊界效應(yīng)，取土體模型寬度L=10D，取深度h=5D，見(jiàn)圖2。

圖2 土-錨系統(tǒng)參數(shù)圖

利用ANSA軟件對(duì)實(shí)體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，霍爾錨網(wǎng)格以六面體縮減積分單元C3D8R為主，局部采用四面體網(wǎng)格離散。由于錨的破土過(guò)程為大變形問(wèn)題，土體的變形程度遠(yuǎn)遠(yuǎn)比錨的變形程度大得多。因此，在有限元軟件模擬起錨過(guò)程中，可以將錨的整體結(jié)構(gòu)設(shè)置為剛體，采用恒定速度起錨，加載方式為在船錨卸扣處施加速度邊界條件。

海洋里土層基本是多層土壤構(gòu)成的交叉狀態(tài)，本文將多層土地基簡(jiǎn)化成單土地基進(jìn)行計(jì)算。土體網(wǎng)格綜合拉格朗日與歐拉網(wǎng)格的優(yōu)點(diǎn)，借鑒CEL方法進(jìn)行分析,選用Mohr-Coulomb模型，將土體單元類型設(shè)置為歐拉六面體縮減積分單元EC3D8R[10]。高度主要分為3層：第一層模擬水域，設(shè)置為空穴，即無(wú)任何材料屬性，空穴深度對(duì)計(jì)算結(jié)果幾乎沒(méi)有影響，網(wǎng)格設(shè)置最為密集，用來(lái)模擬土體在起錨過(guò)程中的土體流動(dòng)及隆起情況；第二層為軟土，破土過(guò)程主要發(fā)生在該層，為土體的大變形區(qū)，對(duì)破土阻力影響較大，網(wǎng)格較為密集；第三層與第二層同為軟土，由于對(duì)起錨阻力影響較小，為了減小計(jì)算時(shí)間，網(wǎng)格設(shè)置較為稀疏?？紤]到土體的自重問(wèn)題，需要對(duì)模型平衡地應(yīng)力，并設(shè)置土體的邊界條件。ABAQUS有限元模型見(jiàn)圖3。

圖3 土-錨系統(tǒng)的有限元模型(隱藏空穴后)

2.2 土-錨系統(tǒng)材料參數(shù)

錨材采用鐵質(zhì)、彈塑性材料，密度ρ=7 900 kg/m3，彈性模量E=200 GPa，泊松比υ=0.3。

土體材料：土體為軟土，彈塑性材料，密度為ρ=1 800 kg/m3，彈性模量E=5.5 MPa，泊松比為v=0.49，內(nèi)摩擦角φ為10°，初始孔隙比為1，有效容重γ′=7.4 kN/m3，泥水分界處的抗剪強(qiáng)度Su=1.5 kPa，土壤的強(qiáng)度梯度k=1 kPa/m。

2.3 錨的初始埋深

在研究起錨過(guò)程時(shí)，錨的初始埋深對(duì)計(jì)算結(jié)果存在影響，同時(shí)為避免對(duì)海底管線和電纜的損壞，需要對(duì)船錨的初始埋深進(jìn)行計(jì)算[11]。根據(jù)《廣東省沿海航道通航標(biāo)準(zhǔn)》，船舶在應(yīng)急情況下拋錨的入土深度為2～4 m。一般霍爾錨的入土深度滿足經(jīng)驗(yàn)公式：

(6)

式中：T——錨的入土深度；H——錨爪的高度；α——錨爪展開(kāi)角度；B——錨身厚度。

結(jié)合本文中使用的霍爾錨模型，錨爪高度H為3 m，錨爪展開(kāi)角度α為42°，錨爪厚度B為2.2 m，則錨的入土深度為3.3 m，且在《廣東省沿海航道通航標(biāo)準(zhǔn)》范圍之內(nèi)。

3 起錨破土結(jié)果分析與討論

3.1 理論結(jié)果分析

由于式(5)中不排水抗剪強(qiáng)度和錨爪抓地夾角為不定值，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，有限元計(jì)算中將錨爪抓地夾角設(shè)為定值。因此，在理論計(jì)算過(guò)程中，同樣將夾角設(shè)為定值。而對(duì)于不排水抗剪強(qiáng)度的影響，主要與埋深有關(guān)，在有限元模擬中是以恒定速度起錨，因此埋深隨時(shí)間呈線性變化，最終阻力為

(7)

式中：h——錨爪初始深度；v——起錨速度；t——時(shí)間變量。

結(jié)合數(shù)值分析中的數(shù)據(jù)，經(jīng)計(jì)算得出，破土阻力呈線性變化。

F=142-13.7t

(8)

3.2 數(shù)值結(jié)果分析

將模型提交計(jì)算后，得到一條上下波動(dòng)但呈下降趨勢(shì)的阻力曲線。為方便描述，通過(guò)ORIGIN軟件擬合出一條符合實(shí)際解的光滑阻力趨勢(shì)曲線，見(jiàn)圖4。由圖4可見(jiàn)，以恒定速度起錨時(shí)，初始階段船錨位于最深處，起錨阻力最大，下降趨勢(shì)較為緩慢；當(dāng)起錨作業(yè)時(shí)間到1.5 s左右，船錨上拔至1.5 m處時(shí)，阻力下降幅度明顯增大，由于在模型的計(jì)算過(guò)程中考慮了船錨的自重，因此破土后阻力不會(huì)消失。而在實(shí)際情況中，當(dāng)錨完全脫離土壤以后，錨的回收還需克服錨鏈重量以及海流的阻力，這在模型中未予體現(xiàn)。

圖4 起錨破土阻力隨深度變化

3.3 理論與數(shù)值解對(duì)比分析

為了確保結(jié)果的準(zhǔn)確性，將數(shù)值解(擬合出的平滑曲線)與經(jīng)典理論解進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖5。經(jīng)典理論公式呈線性變化，且在初始階段理論解明顯較大，達(dá)到142 kN。這是由于在實(shí)際海洋底質(zhì)中，土體的不排水抗剪強(qiáng)度的變化并非是線性關(guān)系，以及在泥水分界處不排水抗剪強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)不一。如果想要得到真實(shí)的抗剪強(qiáng)度，需進(jìn)行原位測(cè)試或室內(nèi)試驗(yàn)，如十字板剪切試驗(yàn)和三軸剪切試驗(yàn)等。而對(duì)于剛性楔角α，也是基于經(jīng)驗(yàn)所得，對(duì)結(jié)果同樣存在缺陷，因此線性理論解過(guò)于保守。而數(shù)值解是模擬真實(shí)起錨過(guò)程，雖然計(jì)算原理不同，但是兩者的計(jì)算結(jié)果也非常接近，因此數(shù)值解更加符合實(shí)際情況，為錨鏈的強(qiáng)度校核與錨機(jī)的動(dòng)力選擇提供依據(jù)，保證船舶海上作業(yè)的安全性和穩(wěn)定性。

圖5 理論與數(shù)值解對(duì)比

3.4 起錨土體流動(dòng)分析

圖6為船舶起錨破土過(guò)程中土體的流動(dòng)情況。上方為水域，無(wú)任何材料，用來(lái)模擬土壤的隆起情況；下方區(qū)域?yàn)橥馏w。

圖6 土體流動(dòng)示意

由圖6可見(jiàn)，在破土的初始階段，由于土體邊界較廣，此時(shí)船錨的埋深最大，起錨只會(huì)影響周邊土體，造成剪切破壞，土體開(kāi)始流動(dòng)，如圖6a)。而土體隨船錨上拔至一定深度，土體剪切破壞擴(kuò)展到泥水分界面處，海底表面將會(huì)形成隆起，如圖6b)。由于船錨上部存在覆土，因此在上拔的過(guò)程中，部分淤泥將會(huì)向下流動(dòng)到船錨底部，造成土體回流，形成一個(gè)空腔，同時(shí)船錨上部分覆土也會(huì)隨著上升一起離開(kāi)海底層，如圖6c)。因此，數(shù)值分析可以充分體現(xiàn)土壤的流動(dòng)特性，彌補(bǔ)理論公式的缺陷，為進(jìn)一步研究破土阻力變化提供基礎(chǔ)。

4 結(jié)論

1)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)錨破土的理論研究存在缺陷，ChaoMing Chi理論公式從速度能量場(chǎng)的角度，綜合考慮錨與土的條件參數(shù)，推出理論公式，其結(jié)果與真實(shí)解較為接近。但是完全呈線性變化的不排水抗剪強(qiáng)度與實(shí)際不相符，同時(shí)破土阻力還受到船錨下方土體水和土體表面水的影響，容易產(chǎn)生誤差，不利于準(zhǔn)確預(yù)測(cè)阻力變化。

2)數(shù)值解是以實(shí)際情況模擬起錨破土過(guò)程，所得結(jié)果呈非線性的下降趨勢(shì)，能夠較為精確地判斷阻力變化。綜合對(duì)比兩種解，其阻力變化趨勢(shì)相同，但變化幅度不一。數(shù)值解在初始階段變化較為緩慢，而起錨到一定深度時(shí)，阻力值急劇下降。與理論值相比，數(shù)值解能夠更好地反應(yīng)船錨在破土過(guò)程中的阻力隨深度變化情況，且能夠真實(shí)反應(yīng)土體的流動(dòng)情況，從而可以保證錨鏈與錨機(jī)的正常運(yùn)作，對(duì)船舶海上作業(yè)具有重要意義。

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Resistance Analysis of Lifting Anchor Ground-breaking Process for Mooring System

TANG Wen-xian1, WU Wen-le1, ZHANG Jian1, WANG Xiao-rong1, SUN Ze2, LI Jin-tai1

(1. School of Mechanical Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China;2. Jiangsu Yangyuan Boat and Ship Equipment Casts Co. Ltd., Taizhou Jiangsu 225500, China)

On the basis of classical theoretical formula, the lifting-anchor ground-breaking process of mooring system is simulated by ABAQUS to establish the resistance numerical analysis method. The numerical results and the soil flow mechanisms are obtained. The numerical results of resistance are compared with that of theoretical formulae, showing that the numerical method is more accurate and reasonable.

mooring system; anchor; ABAQUS; numerical analysis

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.008

2015-09-30

江蘇省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(BK20150469)

唐文獻(xiàn)(1962-)，男，博士，教授

U664.4

A

1671-7953(2015)06-0031-05

修回日期：2015-10-10

研究方向:海洋工程裝備設(shè)計(jì)與制造技術(shù)

E-mail:tangwenxian@163.com