资源描述
海洋平台有限元建模我们采用大型通用有限元软件ANSYS进行海洋平台的建模及力学分析。建 模时，主要采用PIPE16单元、PIPE59单元、COMBIN39单元、BEAM4单元以及 SHELL63 单元。PIPE59单元是ANSYS程序中专门用于模拟浸没在水中的杆件结构的单元， 应用PIPE59单元可以很好地模拟海洋波浪、海流对海水中杆件的作用力。因 此，采用PIPE59单元模拟海洋平台在水中部分的桩柱。对于水面以上、泥面以 下桩柱采用PIPE16单元模拟。平台钢板采用SHELL63单元模拟，槽钢采用 BEAM4单元模拟。平台上部设备按质量换算成集中力施加在平台顶面上。埋入土壤的桩柱部分所受土壤非线性作用力通过非线性弹簧单元 COMBIN39模拟。具体应用时，首先根据地质资料计算桩土的侧向荷载-位移传 递曲线（p-y曲线）、轴向荷载-位移传递曲线（t-z曲线）以及桩端荷载-位移传递曲线 （q-z曲线），然后将荷载-位移传递曲线离散建立非线性弹簧单元实常数。设置 x、y方向的非线性弹簧单元，按p-y曲线确定单元实常数，以便模拟桩柱的横向 承载变形；设置z向非线性弹簧单元，按t-z曲线确定单元实常数，以便模拟桩身 的竖向承载变形；桩端设置z向非线性弹簧，按q-z曲线确定单元实常数，以便 模拟桩端土壤的支撑力；设置z向转动弹簧，按t-z曲线转化的曲线确定单元 实常数，以便模拟土对桩身的转动摩擦力。模拟q-z曲线的非线性弹簧单元单向桩基承载能力分析1桩的轴向承载能力分析受压桩的轴向承载力，主要取决于桩本身的材料强度或桩周围土壤对桩的 支持能力。对于摩擦桩，它的承载能力通常由后者决定。打入土壤中的桩，在不出现过份变形和应力条件下，所能安全承受的桩顶 轴向载荷，一般认为由桩身表面摩擦阻力和桩端支撑力共同承担。根据静力平 衡条件，可写成如下的表达式：Qt = Q+ Q（4-1）T s p式中：qt桩顶载荷；q桩身摩阻力；q桩端阻力。p当Qs和Qs皆达最大值时，Qt称为桩的极限承载能力。Qs可由下式决定：Q =丫 f -A（4-2）ss s式中：fs土层中单位桩身极限摩阻力，kN/m2；A按土层分段的桩身面积，m2。$Qp可由下式计算：Q 二 q - A（4-3）p p P式中：q 桩端单位面积极限阻力， kN/m2；1PA 桩端横截面积， m2。1.1砂性土的侧摩阻及端部阻力(4-4a)(4-4b)对于打入砂性地基的桩，其桩身侧摩阻力fS和qp的一般表达式为: f 二 KP tan 5卩s0q = N Pp q 0式中：K无因次土层侧压力系数；P0计算点处的有效上复土压力，kN/m2，P0=Yh；Y土的有效容重，kN/m3；h计算点处深度，m；桩土之间的摩擦角，=旷5；（P砂土的内摩擦角；N无量纲承载力系数。q对于非堵塞的开口打入管桩，在拉伸和压缩荷载下通常取K为0.8。对于充 分挤压土的桩(形成土塞或桩端封闭)，K值取1。如无其他资料，可参照表4-1选 取5。对于长桩，fs应取表4-1中所给极限值。N可根据表4-1取值。q密度土的类别桩土间的摩擦角5, ()表面摩阻力 极限值(kPa)Nq单位桩端承载力 极限值(MPa)很松 松中松砂 砂质粉土 粉土1547.881.9松 中等 密实砂 砂质粉土 粉土2067.0122.9中等 密实砂砂质粉土2581.3204.8密实 很密实砂砂质粉土3095.7409.6密实 很密实砾石 砂35114.85012.0表4-1砂土的承载力系数Na4.1.2粘性土的侧摩阻及端部阻力对于打入粘性地基的桩，其桩身侧摩阻力fS和qp的一般表达式为：/ =a C(4-5a)suqp = 9Cu(4-5b)式中：a无量纲系数；C未扰动土壤不排水抗剪强度，kN/m2。U 系数a可用下式计算：(4-6)a = 0.刘 0.5( 1.0)式中：屮c/P0r相应点；P。相应点的有效覆盖土压力，kPa。2 桩的横向承载能力分析2.1 软粘土的横向极限抗力对任意深度x处的软至半硬粘土，其横向极限抗力取下列2式的最小值。( T P =3 + 廿 + 仝 Cc d丿uP 二 9Cuu(4-7a)(4-7b)式中：P土壤的横向极限抗力，kN/m2；uY土的有效容重，kN/m3；J无因次经验常数，通过现场试验确定；该值的取值范围自软粘土的0.5到硬粘土的0.25；D桩径，m。2.2硬粘土的横向极限抗力硬粘土(C 96KN/m2)的横向极限抗力可基于Reesel975年提出的方法计算。U硬粘土的极限抗力取式2-7b与式2-8计算结果的最小值。J y x 2.83x)(4-8)2 + +C D丿U2.3砂性土的横向极限抗力对于任意深度z处的砂性土，其横向极限抗力取下列2式的最小值:(4-9a)(4-9b)usP =(C -z + C -D)丫 -z12P = C -D-y - zud 3式中：Pus 浅层土壤的横向极限抗力(力/单位长度)，kN/m； Pud 深层土壤的横向极限抗力(力/单位长度)，kN/m； Y有效土容重，kN/m3 ；m。C, C2, C3内摩擦角0的函数值，由图4-1确定； D从土层表面到给定深度的桩平均直径，/ /4/30卅 O 0-0 o o O1 9- ft- 7 & 4 3 2 13 2 明是rsG頑咪图4-1系数C与曲勺函数关系3 桩的土反力3.1 轴向荷载桩的土反力 土的轴向抗力是由轴向的桩土粘结或荷载沿桩侧向的传递和桩端的承载 力组合而成的。在任一深度动员的桩土的剪力传递和桩的局部位移的图形关 系可以用t-z曲线来表示，同样，可动员的端部承载力和端部的轴向位移可以用 q-z曲线来表示。根据API规范，可采用如图4-2、4-3所示的t-z曲线及q-z曲线。表 4-2 t-z曲 线A 粘土B 砂土z/Dt/t0.0016max0.300.00310.500.00570.750.00800.900.01001.000.02000.700.90g0.700.90z/Dt/t0max00.11g1图4-2桩的轴向荷载传递一位移(t-z)曲线z/DQ/Q0.002p0.250.0130.500.0420.750.0730.900.1001.00g1.00表4-3 q-z曲线图4-3桩端荷载一位移(q-z)曲线3.2横向荷载桩的土反力q软至半硬粘土的荷载位移(p-y)曲线桩在软至半硬粘土中的侧向土抗力一位移关系(p-y)通常是非线性的，采用 的p-y曲线基于马特洛克提出的方法。土壤在短期静载荷作用下达到平衡后受周期载荷作用，通常要引起横向抗 力退化，其横向抗力低于静载抗力。根据马特洛夫的试验成果，在周期性载荷 作用下，横向土壤极限抗力降低到0.72Pu，对于特殊场地，应通过试验确定退 化系数。p-y曲线可按表3所给数据做出，图4-4所示为用无量纲表示的p-y曲线。表4-4软至半硬粘土p-y曲线数据静载何周期性载荷PIPuy/ycxXxXP/PRy/yP/PRy/yucuc0000000.51.00.51.00.51.00.723.00.723.0.723.01.008.00.72g0.72x/X15.01.00gR0.72x/XRg图4-4软至半硬粘土p-y曲线(静载荷作用下)表4-4及图4-4中：P实际的桩侧土壤横向抗力，kN/m2；y实际的桩侧横向位移，m；P 桩侧极限抗力， kN/m2；uyc相对于应变值50的位移值，yc=2.5s50D;0原状土不排水试验在1/2最大应力处出现的应变；若不能在试验中得 到该值，那么*50可采用0.0050.2 0之间的值，硬粘土采用低值。图4-4所给p-y曲线中，曲线AB的形状由下式决定：1/3(4-10)二 0.5Pu4时，柱体之间的遮蔽效应和干扰效应可以忽略不计，当l/D4时，则需要 考虑。我国交通部制订的港口工程技术规范 (1987)中规定采用下表给出的 波浪力群柱系数K。表5-1群柱系数K1/D234垂直于波向1.51.251.0平行于波向0.70.81.01.2波浪载荷计算结果分别计算8桩柱、6桩柱以及4桩柱平台结构桩柱承受波浪载荷。 波浪设计要素为： 波咼H=5m ；周期T8.5s ；波长L 120m ；波浪入射角度为0。Q 8桩柱结构前后两列桩柱之间的间距*为4.5m。前后两列桩柱间的相位差为:妇 4.5/120x360=13.5。ANSYS计算时，定义3个波流参数表，1列、2列、3列各自对应一个波流参 数表，相位调整角之间相差13.5。由于l/D=4.5/0.5=9、l2/D=3/0.5=6，均大于4,因此可以忽略柱体之间的遮 蔽和干扰效应。搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角，所得结果见图5-2。从图中可以看 出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为24。时，平台8根桩柱上作用的水平波 浪力总和最大。图5-2 8桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系波浪以24相位角作用到最前列桩柱上时，各桩柱上的水平波浪力计算结果 见表5-2。表5-2 波浪载荷计算结果7*柱1柱2柱3柱4柱6柱7柱8柱9相位角24242410.510.5-3-3-3F (T)2.2972.2972.2972.5162.5162.2832.2832.283M (Tm)24.75024.75024.75028.39028.39026.14826.14826.148表中水平波浪力矩对应泥面。8桩柱承受的总水平波浪力为18.77T ； 8桩柱承受的总水平波浪力矩为209.5Tm。6桩柱结构 桩柱间相位差与8桩柱结构相同，忽略群桩遮蔽与干扰效应。搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角，所得结果见下图。从图中可以看 出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为 24时，平台6根桩柱上作用的水平波 浪力总和最大。波浪以24相位角作用到最前列桩柱上时，6桩柱承受的总水平波浪力为 14.19T； 6桩柱承受的总水平波浪力矩为158.6Tm。Q 4桩柱结构 前后两列桩柱间相位差与8桩柱结构相同，忽略群桩遮蔽与干扰效应。搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角，所得结果见下图。从图中可以看 出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为 24时，平台4根桩柱上作用的水平波波浪以 24相位角作用到最前列桩柱上时， 4桩柱承受的总水平波浪力为9.16T； 4桩柱承受的总水平波浪力矩为101.8Tm。2 流载荷的施加与计算结果流载荷通过定义流参数表由ANSYS程序自动施加。流向为E-W向，涨潮为 W向，退潮时为E向。由于E向与W向是对称的，计算时，取流向为W向。最大 流速时(1.1节)，海流单独作用下的载荷大小为110.95T。3风载荷的施加与计算结果将风载荷作为集中力施加在相应节点上。平台受风结构包括平台侧面、平台以下水面以上桩柱部分。风载荷主要取 决于两个因素：一是作用在建筑物表面上的标准风压值；而是建筑物本身的受 风面积。风载荷大小等于二者的乘积，即(5-2)F 二 p - Aw式中：F作用于结果的风载荷，N；A受风构件在风向的投影面积，m2；p标准风压值，N/m2。作用在结构物上的标准风压值一般按下式计算(5-3)p 二 k - k B - Wzz式中：k风载体型系数；k 风载沿高度的变化系数；zBz高度处的风振系数；W基本风压值，N/m2。计算风载时，为保守起见，体型系数k均取为1。海洋荷载条件与荷载技 术规范规定，风压高度变化系数在2m以下时取0.64，在5m以下时取0.84，保 守考虑k取0.84。对于高度在30m以内结构，风振系数”取1.0；基本风压W依据 海洋平台安全性评估资料取55Kg/m2(539N/m2)。平台侧面承受的风载荷的总作用力矩为：168400T设计载荷下平台的安全评估1平台在设计载荷下的静力分析波浪以0入射（与x轴正向夹角），波浪剖面取入射到最前列桩柱相位角为 24（此时平台承受波浪力为最大）。风载荷沿x轴正向施加。通过以上的假定与设 置，目的使平台处于最危险状态下。下面分别对8桩、6桩及4桩平台做设计环境 载荷作用下的静力分析。平台设计环境载荷各参数取值见表6-1。表6-1 平台设计载荷参数表环境载何波浪载荷风载荷参数波高周期波长基本风压取值5m8.5s120m55kg/m21.1平台在设计载荷作用下的变形APR 11 20UG14:25:40三种桩柱结构在设计载荷作用下的变形情况见图6-1、附录B图B-1及图B- 2。通过上述3图可以看出，平台在载荷作用方向下的最大变形出现在平台最上 部。JfODAL 50LVTIDNSTE1=1SUB =1TIME=.L00Z-07 UX(AV&)DHX =. L7337BSHN =-. ULi 66173576!3J-.0D266a 036-593- 07Se-q5- L15D99 15435016966056219B095471. 134124a173976图6-1 8桩柱平台在设计载荷作用下的变形三种平台结构的最大变形结果见表6-2。表6-2 平台在载荷作用下的最大变形平台结构8桩柱6桩柱4桩柱最大变形17.40cm17.69cm18.02cm1.2平台在设计载荷作用下的应力1ELSHEKT SOLUTIONSTEP=1 SUB =1 Tiiis-.iijoz-a?cnaAvc：ANAPR 11 2006L1:2S:EL图6-2a 8桩柱平台在设计载荷作用下的应力（整体）1ELSHBKT SOLUTIONSTEP=1SUE =1TI1I3=.100E-0 7SEQV: HOAVC)TOPDHX .173370SMK =.8651+07675 3 ZI.197E+D?-SSQtO?. 579B+07. T69E1-LI7.1u2B+li7. 293E+07.4522407. S7JE+D7SEE1-Ci,7图6-2b 8桩柱平台在设计载荷作用下的应力（箱体）BLEHEMT SOLUriUMSTEP=1SUE： =1inna-O?SEOVCNOAUG：iI OPDIK =.173978SMX =.3302+0BANAPR IL 200514:29:49749L17”39111407- 251E4OD. Z22E409.294E09_433EtO7.ILSEtOa137E十OB.E5BE+DQ.330E+08图6-2c 8桩柱平台在设计载荷作用下的应力（桩柱）由图6-2a、6-2b、6-2c，附录B图B-3a、B-3b、B-3c，以及图B-4a、B-4b、 B-4c可以看出平台的较大应力部位均出现在桩柱上，箱体部分应力较小；桩柱 顶端与箱体连接部位应力最大，桩柱在泥面以下的部分靠上部位应力次之。由 此可以得出以下结论：整个平台的应力危险部位有两处：一处是桩柱与箱体的 连接部位；一处是桩柱与土壤的接触部位。平台的应力结果见表6-3。表6-3平台的应力结果（Mises应力）平台结构箱体桩柱与箱体连接部位桩柱在土壤中部分8桩柱8.65MPa33.0MPa16.5MPa6桩柱ll.IMPa33.5MPa16.9MPa4桩柱11.3MPa34.8MPa17.3MPa1.3 波浪以90入射时平台的变形与应力结果波浪以90入射时，前后桩柱之间相位差为：3/120x360=9 搜索使平台承受总波浪力为最大时的波浪相位角，得到当作用在最前排桩柱上的波浪相位角为21时，平台受波浪力最大。计算波浪以90入射时三种桩柱平台的变形与应力结果，如表6-4所示。表6-3 波浪以90入射时平台的变形与应力结果平台结构最大变形最大应力8桩柱16.56cm91MPa6桩柱16.21cm92MPa4桩柱16.53cm94MPa3.1 9桩柱平台在工况一下的静力分析 平台的变形结果见图6-3NOkL SOLUTTONSTTP=1SUBTIME=.100E-07UXR3Y3=nDMZ a188B58第DT =-.003031Stt! al：；B54ANAPR 13 ZDDb 20:02:03-b0D3O31.113961.092251 124992.167533 UieSS,060931-1CI3S72,146213EL0B954图6-3 平台在载荷工况一作用下的变形ELE&EKrT SDLJTIOn 34UE+ieAPR 13 ZDOb20:11:58STEP=1SITE： 丄TrME=.100E-07SEQV (NOAV&I图6-4平台在载荷工况一作用下的应力分布桩柱平台在工况二下的静力分析平台的变形结果见图6-5，NOkL SOLUTTONSTEPlSUIi -1TrME=.100E-Ll7UY(i7G：iRST3=DDMX -.179399SJDI =-.179261SKK -.iO2h79AN.002679-.173261-23B93-JJ3B390-.057967EH7S36-.1590-35-.119614-J：i7Bie：097752图6-5 平台在载荷工况二作用下的变形ELEMENT SDLUTIOITSTEP=1SUB -1TLE=.lDDI-a7SEQ7 (KTOAVGI TOPDBN -.179398$1K r 北旺+18ANAPR 13 ZDD6 20:23:L6224E+O6.42BE-KI0-643E+aa.657EH-Q0-1O7E-KI0 ：i21E-Ki0 5：36E+O075DE+O0i：B964E+Q0图6-6 平台在载荷工况二作用下的应力分布桩柱平台在工况三下的静力分析平台的变形结果见图6-7NOPAL aOLUTION3TEI=1SUI： =1UXISYS=Oeimx.1434035IDI-.nnza-47SMK=.143401SMK.0li2u47图6-7 平台在载荷工况三作用下的变形ELEHEE-II SOLUTIONSTHP=1SUI： =1= . 1U0E-07INOAVGILMX=.261E+085EQV70P.03027.5. 0G2S96.O9-39L0-04S43g- 07G7.E7图6-8 平台在载荷工况三作用下的应力分布桩柱平台在工况四下的静力分析 平台的变形结果见图6-9NOkL SOLUTIONSTTP=1SUB -1TrME=.10aE-07rrv(AVG：IR3Y3=nDMZ a102L32 smr 20043 Stt! .00115METANAPR 13 ZOOS 20:32:33-.LDD404-.077996-.032720EH0143-.089191-066606-B044021021435-J：i5531：JJjOLlS图6-9 平台在载荷工况四作用下的变形APR 13 ZDDb20:32:56ELEMEKTT SDLJTIOITSTEP=1SUB -1TEiE=.inni:-a7SEQ7 (tTOAVGI TOPDBH -,1021325H； .eOOE+l6-667E-Kni： 13：iE-Ki6267E+O0.4OOE+Q0 3：33E+OaE.533E-bQ0.SODE-HZiQ.467E+O0.6i：iDE+Q6ADR 11 200614：35： IE平台的变形及应力分析结果NODAL SOLUTIONSTEI=1SUB =1IIMS-.1003-07 uxamngYg=uDTK =.176532SI-E-I =-.002717SMX L7S931UJ-.0D2717. iJ372OE- 077126- L17D48.1-5697J：iL7244.05166. 097087. 137009. 176931APR 11 20uS14:40:18图B-1 6桩柱平台在设计载荷作用下的变形NODAL SOLUTIONSTEI=1SUB =1= . LuuE-li7UX(AVE)B.YS=ULHX =. 1801S4 SHN =-. ULI E13.180164E3J图B-2 4桩柱平台在设计载荷作用下的变形BLHHENT SOLUIIONSTEI=1SUB =1IIME-.1003-07SEQVIUD(KOkUG：iLHX=.175 3 3ZSI-D=.335E+LIE：j图B-3a 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力（整体）BLHHHHT SOLUIIOWSUE =1IIIE = . L00Z-07(Ki：ikUG：iDHX=.176 3 3ZSHN=89237.745E+07- 2493-F0B- EE3E-F03_37EEtO7.ILZE十口凸186E十DESEQVIOD图B-3b 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力（箱体）BLEHENT SOLUriONTIEIE = . 1UUZ-U7DMXSENSUB =1SEQV(KLiAUG：i=.L15I+U7.335E+OBBLEHENT SOLUriONEMXSI-D=.348E+0E：图B-3c 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力（桩柱）SUB =1TIME-.luuS-u?SEQV (KOAVGJ图B-4a 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力（整体）BLEHENT SOLUriUMSTEP=1SUE： “= . inns-o?SECTi：NOAirG：i图B-4b 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力（箱体）图B-4c 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力（桩柱）
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