海洋平台荷载ANSYS分析报告Word文档下载推荐.docx
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γ——土的有效容重,kN/m3;
h——计算点处深度,m;
δ——桩土之间的摩擦角,δ=φ-5º
φ——砂土的内摩擦角;
Nq——无量纲承载力系数。
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δ。
对于长桩,fs应取表4-1中所给极限值。
Nq可根据表4-1取值。
表4-1砂土的承载力系数Nq
密度
土的类别
桩土间的摩擦角
δ,(º
)
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
15
47.8
8
1.9
中等
密实
20
67.0
12
2.9
25
81.3
4.8
很密实
30
95.7
40
9.6
砾石
35
114.8
50
12.0
4.1.2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:
(4-5a)
(4-5b)
α——无量纲系数;
Cu——未扰动土壤不排水抗剪强度,kN/m2。
系数α可用下式计算:
(4-6)
ψ——c/P0′相应点;
P0′——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。
(4-7a)
(4-7b)
Pu——土壤的横向极限抗力,kN/m2;
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(Cu>
96KN/m2)的横向极限抗力可基于Reese1975年提出的方法计算。
硬粘土的极限抗力取式2-7b与式2-8计算结果的最小值。
(4-8)
2.3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)
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;
γ——有效土容重,kN/m3;
C1,C2,C3——内摩擦角φ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,m。
图4-1系数C与φ的函数关系
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4-2t-z曲线
A粘土
B砂土
z/D
t/tmax
0.0016
0.30
0.0031
0.50
0.1
1
0.0057
0.75
∞
0.0080
0.90
0.0100
1.00
0.0200
0.70~0.90
图4-2桩的轴向荷载传递-位移(t-z)曲线
表4-3q-z曲线
Q/Qp
0.002
0.25
0.013
0.042
0.073
0.100
图4-3桩端荷载-位移(q-z)曲线
3.2横向荷载桩的土反力
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-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
静载荷
周期性载荷
P/Pu
y/yc
x≥XR
x≤XR
0.5
1.0
0.72
3.0
3.
8.0
0.72x/XR
15.0
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;
Pu——桩侧极限抗力,kN/m2;
yc——相对于应变值ε50的位移值,yc=2.5ε50D;
ε50——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ε50可采用0.005~0.20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:
(4-10)
硬粘土的荷载-位移(p-y)曲线
硬粘土虽然也具有非线性应力应变关系,但比软粘土更为脆性。
目前在工程中通常采用限制土壤变形的方法或以实际试验资料绘制p-y曲线,如图4-5所示。
图4-5Reese硬粘土p-y曲线
图中:
y——y50=ε50×
0.5;
As——Pu随深度变化的无量纲系数。
砂性土的荷载-位移(p-y)曲线
砂土的侧向土抗力-位移(p-y)关系也是非线性的。
根据API规范的有关规定,在缺乏更可靠的资料时,可按如下表达式近似的确定任何给定深度z处的近似值:
(4-11)
A——考虑循环荷载或静力荷载条件的系数,可用下式估算:
A=0.9,对于循环载荷;
A=3.0-0.8(x/D),对于静力载荷;
Pu——深度z处的极限承载力,kN/m;
k——地基反力的初始模量,kN/m2,缺乏资料时可按表4-5确定;
y——横向变位,mm;
表4-5土壤初始模量
砂性土密度
松散
中密
k(kN/m2)
5.43
16.28
33.93
环境载荷的施加与计算
1波浪载荷的施加与计算结果
1.1波浪载荷施加
作用在模型的波浪力将按照定义波流参数表自动施加到PIPE59单元上。
计算作用在群桩上的波浪力时,需要注意以下两种因素的影响。
(1)波剖面效应
按照波浪力学的有关理论,前后两桩柱的波浪相位差
按下式计算:
(5-1)
l——前后桩桩之间的间距;
L——波长。
(2)群桩的遮蔽效应与干扰效应
若桩柱排列过密,计算群桩上的波浪力时,需要考虑群桩间的遮蔽效应和干扰效应。
对于排成一行的柱体,当柱体与柱体之间的间距较小时,波浪作用在后柱体上的力会受到前柱体漩涡尾流的影响,即前柱体的漩涡尾流可能激起后柱体的作用力。
与此同时,后柱体又受到前柱体的遮蔽作用,从而减小了波浪对后柱体的作用力。
对于排成一列的柱体,当柱距较小时,位于中间的柱体将会受到两侧柱体的干扰作用,使其受到的波力比单根柱体受到的波力为大。
群柱体的遮蔽效应和干扰效应主要取决于柱体之间的间距l与柱径D之比。
当l/D≥4时,柱体之间的遮蔽效应和干扰效应可以忽略不计,当l/D<
4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K
l/D
2
3
4
垂直于波向
1.5
1.25
平行于波向
0.7
0.8
1.2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:
波高H=5m;
周期T=8.5s;
波长L=120m;
波浪入射角度为0°
。
8桩柱结构
前后两列桩柱之间的间距l1为4.5m。
前后两列桩柱间的相位差为:
ψ=4.5/120×
360=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l1/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24º
时,平台8根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-28桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
波浪以24º
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
柱1
柱2
柱3
柱4
柱6
柱7
柱8
柱9
相位角
24º
10.5º
-3º
F(T)
2.297
2.516
2.283
M(T·
m)
24.750
28.390
26.148
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209.5T·
m。
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。
时,平台6根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-36桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
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158.6T·
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。
时,平台4根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-44桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
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101.8T·
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)
Fw——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)
k——风载体型系数;
kz——风载沿高度的变化系数;
βz——z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kz取0.84。
对于高度在30m以内结构,风振系数βz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0º
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24º
(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
环境载荷
波浪载荷
风载荷
参数
波高
周期
波长
基本风压
取值
5m
8.5s
120m
55kg/m2
1.1平台在设计载荷作用下的变形
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。
图6-18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
17.40cm
17.69cm
18.02cm
1.2平台在设计载荷作用下的应力
图6-2a8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图6-2b8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图6-2c8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)
箱体
桩柱与箱体连接部位
桩柱在土壤中部分
8.65MPa
33.0MPa
16.5MPa
11.1MPa
33.5MPa
16.9MPa
11.3MPa
34.8MPa
17.3MPa
1.3波浪以90°
入射时平台的变形与应力结果
波浪以90º
入射时,前后桩柱之间相位差为:
3/120×
360=9º
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21º
时,平台受波浪力最大。
计算波浪以90º
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90º
最大应力
16.56cm
91MPa
16.21cm
92MPa
16.53cm
94MPa
3.19桩柱平台在工况一下的静力分析
平台的变形结果见图6-3
图6-3平台在载荷工况一作用下的变形
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,
图6-5平台在载荷工况二作用下的变形
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6-7
图6-7平台在载荷工况三作用下的变形
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6-9
图6-9平台在载荷工况四作用下的变形
图6-10平台在载荷工况四作用下的应力分布
平台的变形及应力分析结果
图B-16桩柱平台在设计载荷作用下的变形
图B-24桩柱平台在设计载荷作用下的变形
图B-3a6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图B-3b6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图B-3c6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
图B-4a4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图B-4b4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图B-4c4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
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