楊芷蘅，劉雨，王振宇，唐旭，朱亞洲

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.上海打撈局,上海 200090；3.南通遠洋船舶配套有限公司，江蘇 南通 226000)

在沉船打撈作業(yè)中，因為存在吸附力，在沉船離底的過程中會，對船底產(chǎn)生數(shù)千噸的向下拉力，增加了整個起吊過程的難度和風(fēng)險。國內(nèi)外學(xué)者的相關(guān)研究主要針對拔樁過程中海底土壤對樁靴等結(jié)構(gòu)的吸附力影響因素[1-8]，但針對大噸位沉船結(jié)構(gòu)的沉底淺度入泥吸附力研究較少。為此，考慮基于土體承載力計算原理，利用有限元仿真方法，計及起吊速度及沉船入泥深度等因素對起吊離底過程進行仿真模擬，分析不同起吊模式對吸附力大小的影響，為沉船起吊過程中的吊力分布及結(jié)構(gòu)加強方案優(yōu)化提供技術(shù)支持。

1 吸附力理論

分析沉船的受力，典型沉船受力示意于圖1，船體受到吸附力、提升力、沉船浮力、沉船水下自重，以及沉船浸沒在海土中所排開的海土重量等載荷作用，并達到力的平衡。

圖1 沉船受力示意

底質(zhì)中結(jié)構(gòu)物的吸附力可以根據(jù)力的方向來確定。分析可知，沉船在起吊過程中提升力的方向與海土對沉船的吸附力方向相反，在重力方向已知的情況下可以根據(jù)平衡公式對吸附力公式進行推算[9]，太沙基吸附力公式如下所示。

Ft=P+ω-G+f=

(1)

式中：Ft為海土對沉船的吸附力峰值；P為海土極限承載情況下的提升力；ω為沉船浸沒在海土中所排開的海土重量；G為沉船水下自重；f為沉船浮力；S為海土的抗剪強度；A為沉船與海土接觸處水平投影面積；D為沉船在海土中的浸沒深度；B為沉船的寬度；L為沉船的長度。

太沙基吸附力公式對底質(zhì)的類型要求較低，用于此吸附力的計算滿足要求。然而考慮到船區(qū)域海土的力學(xué)特性及沉船自身的結(jié)構(gòu)特性，選用太沙基吸附力修正公式[10]。

(2)

式中：SR為結(jié)構(gòu)體與底質(zhì)的接觸面積；SP為結(jié)構(gòu)與底質(zhì)接觸處的多向投影面積。

因此，運用太沙基吸附力修正公式得到的理論計算結(jié)果與ABAQUS數(shù)值仿真模型分析得到的結(jié)果進行對比，可以驗證ABAQUS數(shù)值仿真分析的可靠性。

2 仿真模型的建立

2.1 打撈過程及工況

沉船脫離海土的過程中，沉船主要受海土吸附力、船體自重和海水浮力的影響，船體自重和海水浮力在此過程中并無變化，而在吸附力達到峰值時沉船所受載荷最大，為最危險的工況，定義其為起吊離底工況在沉船打撈過程中，所受的載荷隨船體所處起吊階段的不同而變化，吸附力主要集中在起吊離底工況。因此，在吸附力計算中，針對起吊離底工況。

2.2 吸附力計算數(shù)值模型

實際典型船體入泥深度較淺，且船艏、船艉向上翹起，與底部海土接觸面積較小甚至無接觸，所以船體與海土接觸面主要集中在主船體船舯部分。在進行吸附力仿真計算時，對船底接觸面進行簡化設(shè)置，降低因接觸面不規(guī)則而導(dǎo)致的網(wǎng)格畸變風(fēng)險的發(fā)生。同時在單獨進行吸附力計算時，由于海底洋流對排開海土的沖刷，典型沉船船體周邊排開土體積可忽略，計算沉船結(jié)構(gòu)所受的提升力，吸附力仿真計算時可對船體結(jié)構(gòu)做剛體無自重設(shè)定，不建立海水流體模型，此時計算出的提升力等于吸附力。在海土吸附力數(shù)值計算時進行船體與海土接觸行為分析，設(shè)定吸附力數(shù)值計算模型的船體與海土的接觸投影面長80 m，寬18 m，與現(xiàn)實情況下船體與海土的接觸面積相近。

以海土作為地基材料，主應(yīng)力的破壞影響較小，Mohr-Coulomb模型采用光滑的塑性流動勢，線彈性和塑性模型結(jié)合使用，適用于單調(diào)載荷作用下的力學(xué)特性分析，選取Mohr-Coulomb模型作為土體的本構(gòu)屬性。

為了提高海土吸附力模擬分析的準(zhǔn)確性，設(shè)置海底土壤邊界可滿足無限空間結(jié)構(gòu)的效果，取值為長400 m，寬400 m，高75 m。為了計算海土的極限吸附力，假定土體不發(fā)生膨脹，膨脹角設(shè)置為0°。

在進行有限元分析時，由于海底洋流對排開海土的沖刷，典型沉船船體周邊排開土體積可忽略，不考慮排開海土的重力，為了單獨求得海土吸附力，不設(shè)置海水的浮力場，將船體自重設(shè)置為零，所以在仿真結(jié)果中求得的提升力與船體所受海土吸附力相等。通過船體和土體的材料性質(zhì)及參數(shù)分析，決定船體底部為主動面，海土面為從動面，根據(jù)材料屬性，摩擦系數(shù)為0.2的硬接觸方式。

在自重的影響下，土體結(jié)構(gòu)應(yīng)力的疊加產(chǎn)生了地應(yīng)力，在地應(yīng)力的作用下會導(dǎo)致土體的位移，導(dǎo)致出現(xiàn)與原始狀態(tài)不一致的情況。因此,需要將計算過程中所得的應(yīng)力場導(dǎo)入ABAQUS的下一次計算中，與土體的外力平衡。平衡地應(yīng)力前后應(yīng)變及位移見圖2。

圖2 平衡地應(yīng)力前后應(yīng)變及位移云圖

由圖2可知，平衡地應(yīng)力前土體的內(nèi)力最大可達到2.565 MPa，土體發(fā)生了較大的位移，會導(dǎo)致在整個模擬分析過程中初始情況下對船體造成很大的向下的瞬態(tài)拉力。平衡地應(yīng)力以后，土體結(jié)構(gòu)間因為疊加產(chǎn)生的應(yīng)力并沒有消失，但是通過力場的平衡，土體幾乎沒有位移，此次平衡效果較為良好，為后期計算做好了準(zhǔn)備。

2.3 理論計算公式與數(shù)值模擬結(jié)果對比

根據(jù)典型沉船實際情況，設(shè)定船體陷入海土底質(zhì)深度為0.5 m，船體的底部與泥面完全貼合，海土應(yīng)力及土位移形變見圖3。

圖3 海土應(yīng)力云圖及位移形變

由圖3可知，在沉船提升過程中，海土應(yīng)力出現(xiàn)極大值時，應(yīng)力以船底與海土接觸處為中心向外擴散，最大應(yīng)力出現(xiàn)在船體周圍；由于沉船的提升方向為豎直向上，在沉船提升過程中，海土豎直方向上的位移變形所受影響較大，當(dāng)海土豎直方向位移變形出現(xiàn)極大值時，豎直方向最大位移變形出現(xiàn)在船底與海土接觸處。

船體浸沒深度0.5 m時船體吸附力隨位移的變化見圖4。

圖4 船體浸沒深度0.5 m時的船體位移-吸附力

由圖4可知，船體浸沒深度0.5 m時，船體吸附力在船體位移為0.4 m時達到最大，其最大吸附力為1.40×104kN。

將各參數(shù)數(shù)值代入公式(2)，S=6 kPa，A=960 m2，B=18 m，L=80 m，D=0.5，SR/SP=1。計算結(jié)果，海土吸附力產(chǎn)生的吸附力為1.82×104kN，通過對比，數(shù)值模擬結(jié)果與理論計算公式結(jié)果的誤差在25%以內(nèi)，且有限元計算中考慮了粘聚力和負孔隙水壓力，相對于太沙基修正公式來說考慮的參數(shù)更為周全，結(jié)果更為真實，更具有實際工程意義。表明所建立的吸附力數(shù)值仿真模型較為可靠。

3 吸附力數(shù)值仿真分析

3.1 不同船體浸沒深度對吸附力的影響

離底過程中，船體的浸沒深度是影響提升力的要素之一，以0.01 m/s的速度提升沉船，設(shè)置三種工況，船體在海土的浸沒深度分別為0.2、0.5、0.8 m。不同船體浸沒深度下船體吸附力隨位移的變化見圖5。

圖5 不同船體浸沒深度下船體位移-吸附力

從圖5可見，浸沒深度越大，吸附力的峰值越高，并且達到峰值的位移越大，而在浸沒0.8 m深度的工況下，到達峰值后，海土發(fā)生軟化，吸附力開始有下降趨勢，當(dāng)沉船提升至0.8 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。而在浸沒0.2 m的工況下，吸附力在離底前過程中海土大部分時間處于彈性變形狀態(tài)，海土的軟化現(xiàn)象并不明顯，當(dāng)沉船提升至0.2 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。而在浸沒0.5 m的工況下，到達峰值后，海土發(fā)生軟化，吸附力開始下降，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。

3.2 不同提升速度對吸附力的影響

在打撈過程中，離底速度對海土吸附力也有一定的影響。選取0.1、0.01、0.001 m/s的3種離底速度，不同提升速度下船體吸附力隨位移的變化見圖6。

圖6 不同提升速度下船體位移-吸附力

從圖6可見，當(dāng)速度為0.1 m/s時，在提升初始階段，吸附力的上升極為迅速，吸附力能在很短的時間內(nèi)達到峰值，并且在提升至0.05 m時能夠達到峰值1.98×104kN，此后吸附力迅速下降，在提升至0.35 m處海土發(fā)生軟化，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。而以0.01 m/s與0.001 m/s速度提升時，相較于0.1 m/s的工況更加平緩，當(dāng)提升至0.1 m時海土發(fā)生軟化，之后再趨于平緩，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底粘性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。而0.001 m/s的工況與0.01 m/s的工況曲線變化相近，但0.001 m/s的速度過慢。0.01 m/s的工況下其提升力峰值為1.43×104kN，0.001 m/s的工況下其提升力峰值為1.40×104kN，相比之下0.001 m/s的工況下吸附力的峰值更小。

經(jīng)過分析，0.1 m/s速度提升時，在提升初始階段的極短的時間內(nèi)會產(chǎn)生較大吸附力，而隨著負孔隙水壓力逐漸消失，吸附力急劇下降，吸附力開始突變，之后由于海土的軟化，吸附力的變化趨于平緩，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。0.01 m/s和0.001 m/s的工況下，提升力受負孔隙水壓力的影響很小，符合胡克定律，但是，0.001 m/s的工況與0.1 m/s的工況的吸附力變化趨勢相近。由此，當(dāng)陷入同一深度的情況下，提升速度越小，產(chǎn)生的負孔隙水壓力越小，其離底過程中吊索承受的負載越小，越加穩(wěn)定，更加安全，但當(dāng)速度降低到一定值后，區(qū)別并不明顯。所以，在進行離底起吊作業(yè)時，在打撈時間允許的范圍內(nèi)，盡量要緩慢勻速。

3.3 勻、變速離底對吸附力的影響

假設(shè)船體陷入海底海土深度為0.5 m，通過對比勻速和定位移的變速離底不同打撈方式的工況下吸附力的變化。選取以0.01 m/s的勻速離底方式和定位移的變速離底方式進行比較，見圖7。

圖7 勻、變速提升下船體位移-吸附力

從圖7可見，相比于勻速工況，定位移變速打撈的過程中，速度隨著時間的推移由小變大。在勻速打撈的過程中，在起吊初期處海土處于彈性變形階段，吸附力近似地呈線性的趨勢上升，當(dāng)大約提升至0.1 m處，提升力的上升速度開始減緩，此時在拉伸力的作用下海土發(fā)生軟化，此后吸附力近乎平緩地上升，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。在定位移變速打撈的過程中，打撈初期吸附力相較于勻速工況下更加平穩(wěn)，約在上升至0.4 m處，海土發(fā)生軟化，趨于平緩，當(dāng)沉船提升至0.5 m后，海底黏性土層應(yīng)變突增，吸附力迅速下降，直至消失。

對比發(fā)現(xiàn)，在兩種不同的打撈工況下，其提升力的峰值均為1.41×104kN，但勻速工況下吸附力的變化相對于定位移工況更加穩(wěn)定；而定位移工況下，整個提升過程中克服吸附力做的功較少，更為節(jié)能。結(jié)果表明，打撈方式對吸附力峰值的影響并不大，但是對整個打撈過程中的吸附力變化趨勢影響較大，為了更安全地完成離底過程，勻速打撈的方式更為穩(wěn)定。

4 結(jié)論

1)在同一提升速度下，沉船入泥深度對吸附力峰值會產(chǎn)生明顯的影響，吸附力隨入泥深度的增加而增加，浸沒深度越大，吸附力的峰值越高。

2)在相同浸沒深度下，當(dāng)船體勻速離底時，吸附力變化趨勢單一，打撈過程穩(wěn)定；非勻速離底時，吸附力變化復(fù)雜，打撈過程不穩(wěn)定；但兩種離底方式的吸附力峰值相近，不受離底方式的影響。

3)在相同浸沒深度下，在沉船離底初始階段，海土負孔隙壓力與選定的3種提升速度成正相關(guān)，而吸附力會隨提升速度的增大有一定的增大。

4)打撈方式對吸附力峰值的影響并不大，但是對整個打撈過程中的吸附力變化趨勢影響較大，為了更安全地完成離底過程，應(yīng)選擇采用緩慢勻速打撈的方式。