軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔承載特性研究.pdf

1、隨著石油、天然氣和金屬礦物等海洋資源開采活動(dòng)由淺海向深海(水深大于500m)的推進(jìn)，重力式、樁基導(dǎo)管架平臺(tái)等常見的淺海平臺(tái)形式不再適用而開始推廣采用大型浮式結(jié)構(gòu)，因此大型浮式平臺(tái)結(jié)構(gòu)在深海海底的錨泊問題對(duì)巖土工程提出了新的挑戰(zhàn)。與淺海平臺(tái)相比，深水海洋平臺(tái)基礎(chǔ)的系錨豎向荷載不再是向下的壓力，而是上拔荷載，并存在著水平荷載和力矩荷載分量，所以傳統(tǒng)的以受壓為主的樁基等基礎(chǔ)型式已不再適用，這就需要人們開發(fā)新的海洋平臺(tái)基礎(chǔ)形式。近年來國(guó)內(nèi)外的研

2、究學(xué)者們正研究和推廣一種新型的海洋平臺(tái)基礎(chǔ)形式--吸力式沉箱基礎(chǔ)，其比較適宜于軟土地基和惡劣的海洋環(huán)境，具有運(yùn)輸與安裝方便、工期短、造價(jià)低、可重復(fù)使用等優(yōu)點(diǎn)，并可提供全方位錨固能力，抗拉力發(fā)揮穩(wěn)定，更適合浮式結(jié)構(gòu)作業(yè)要求。由于吸力式沉箱基礎(chǔ)在工作機(jī)理上不同于傳統(tǒng)的重力式基礎(chǔ)和樁基基礎(chǔ)，目前尚缺乏較為統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)與成熟的設(shè)計(jì)理論，而且工程中不可避免地要遇到大量的深厚軟黏土等不良海洋土地基，因此必須發(fā)展和完善軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的有關(guān)設(shè)計(jì)

3、理論體系與計(jì)算方法。為此，本文圍繞波浪循環(huán)荷載作用下軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)穩(wěn)定性研究中所存在的主要問題及沉箱基礎(chǔ)的失穩(wěn)模式等方面進(jìn)行了比較系統(tǒng)而深入的探索研究，論文的主要研究工作包括下列方面： 1.基于大型通用有限元分析軟件ABAOUS平臺(tái)，建立了單調(diào)加載條件下軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的有限元計(jì)算模型。根據(jù)有限元分析，軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的失穩(wěn)破壞機(jī)制明顯不同于傳統(tǒng)的重力式基礎(chǔ)或者樁基基礎(chǔ)。當(dāng)緩慢施加荷載分量時(shí)，吸力式沉箱

4、基礎(chǔ)的豎直上拔破壞模式是沿著沉箱內(nèi)外筒壁所產(chǎn)生的局部剪切破壞，沉箱基礎(chǔ)被單獨(dú)拔出，土塞留在沉箱外；水平破壞模式為“單面破壞機(jī)制”，沉箱簡(jiǎn)后界面與主動(dòng)側(cè)土體之間形成裂縫，筒前土體被擠壓隆起形成被動(dòng)側(cè)破壞楔體，筒底部形成了以簡(jiǎn)體中軸線上某點(diǎn)為中心點(diǎn)的圓弧形旋轉(zhuǎn)破壞面；力矩破壞模式也形成單面破壞機(jī)制，轉(zhuǎn)動(dòng)破壞中心與水平破壞模式相比有所提升，從而簡(jiǎn)前土體被擠壓隆起所形成的被動(dòng)側(cè)破壞楔體變小，筒體周圍形成近似于圓球形的破壞區(qū)域。當(dāng)快速施加荷載分量

5、時(shí)，吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎直上拔破壞模式為基礎(chǔ)的整體破壞，沉箱內(nèi)部產(chǎn)生土塞，筒體底部的土體會(huì)隨著沉箱向上一起拔起；水平破壞模式為“雙面破壞機(jī)制”，不僅在筒前形成被動(dòng)側(cè)破壞楔體，沉箱筒后界面與主動(dòng)側(cè)土體之間不形成裂縫，在筒后形成了主動(dòng)側(cè)破壞楔體，筒底部形成明顯的圓弧形旋轉(zhuǎn)破壞面；力矩破壞模式也為雙面破壞機(jī)制，轉(zhuǎn)動(dòng)破壞中心與水平破壞機(jī)制相比有所提升，筒體周圍也形成近似于圓球形的破壞區(qū)域。通過變動(dòng)參數(shù)的對(duì)比計(jì)算，探討了單調(diào)加載條件下沉箱長(zhǎng)徑比、強(qiáng)

6、度折減系數(shù)、土的抗剪強(qiáng)度、土的變形模量等因素對(duì)吸力式沉箱基礎(chǔ)極限抗拔承載力的影響。計(jì)算還表明，隨著水平荷載作用點(diǎn)與沉箱基礎(chǔ)底部距離的增加，沉箱基礎(chǔ)水平承載力先增加后減少而呈現(xiàn)拋物線形狀。同時(shí)不同的水平荷載位置會(huì)使吸力式沉箱基礎(chǔ)發(fā)生不同機(jī)制的失穩(wěn)破壞，產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)或水平移動(dòng)破壞模式。 2.針對(duì)軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔破壞機(jī)制及極限承載力特性，基于“反向承載力”的觀點(diǎn)建立了吸力式沉箱基礎(chǔ)抗拔極限承載力的三維極限分析上限解法。假定

7、沉箱基礎(chǔ)地基土體的破壞模式是“反向地基承載力”破壞機(jī)理，即基礎(chǔ)為整體破壞，在沉箱內(nèi)部產(chǎn)生土塞，少量土體環(huán)繞粘附在沉箱外壁隨沉箱基礎(chǔ)向上拔出，沉箱底部的反向地基承載力計(jì)算采用典型的Prandtl破壞機(jī)制。吸力式沉箱基礎(chǔ)地基的破壞區(qū)分為基礎(chǔ)下錐體主動(dòng)區(qū)、對(duì)數(shù)螺線變形區(qū)、Rankme被動(dòng)區(qū)、基礎(chǔ)內(nèi)的土塞及粘附在簡(jiǎn)體外壁的薄層土體五部分。為了驗(yàn)證所建議的基于“反向承載力”觀點(diǎn)的極限分析上限解法的可行性和有效性，針對(duì)飽和均質(zhì)軟黏土地基，將其計(jì)算所

8、得的長(zhǎng)徑比L/D=2.0的吸力式沉箱基礎(chǔ)抗拔承載力結(jié)果與有限元解及簡(jiǎn)化極限平衡解進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)三種計(jì)算結(jié)果比較吻合，最大誤差不超過10％。進(jìn)而通過變動(dòng)參數(shù)的對(duì)比分析，進(jìn)一步探討了極限分析上限解與有限元解、極限平衡解的差異。結(jié)果表明：在給定土體參數(shù)等條件下，變動(dòng)沉箱長(zhǎng)徑比L/D所得到的吸力式沉箱基礎(chǔ)抗拔承載力上限解與有限元解比較一致，而當(dāng)沉箱長(zhǎng)徑比相對(duì)較大時(shí)，極限分析上限解略大于極限平衡解。在土體各向同性情況下，按照極限分析上限解法計(jì)算

9、所得到的吸力式沉箱基礎(chǔ)歸一化抗拔承載力系數(shù)對(duì)于土體重度、土體不排水抗剪強(qiáng)度的依賴性與有限元分析所得到的規(guī)律是一致的。 3.基于Andersen對(duì)于軟黏土所提出的考慮波浪荷載導(dǎo)致的軟土地基循環(huán)軟化效應(yīng)的循環(huán)強(qiáng)度，建議將循環(huán)強(qiáng)度與Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則相結(jié)合，并在大型通用有限元軟件平臺(tái)上通過二次開發(fā)，建立了循環(huán)荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的三維有限元計(jì)算模型。通過擬靜力數(shù)值計(jì)算確定了不同循環(huán)荷載分量作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的循環(huán)

10、承載力，并與單調(diào)加載作用下的吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力進(jìn)行對(duì)比，為工程設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。通過計(jì)算表明：當(dāng)考慮荷載的變值特征和土體的循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí)，吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力會(huì)大大降低，而沉箱基礎(chǔ)的失穩(wěn)機(jī)制沒有太大變化。吸力式沉箱基礎(chǔ)的循環(huán)承載力與沉箱長(zhǎng)徑比、荷載循環(huán)破壞次數(shù)、荷載作用點(diǎn)位置等諸多因素密切相關(guān)。隨著循環(huán)破壞振次的增加，吸力式沉箱基礎(chǔ)的循環(huán)承載力降低，降低程度趨于平緩。 4.數(shù)值實(shí)現(xiàn)Swipe試驗(yàn)方法、固定位移比法及荷

11、載-位移控制方法以搜尋吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力破壞包絡(luò)面，以此來探討復(fù)合加載模式下吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載特性。通過有限元數(shù)值計(jì)算表明，在不同長(zhǎng)徑比和強(qiáng)度折減系數(shù)情況下，吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力破壞包絡(luò)面形狀基本不變，但其大小發(fā)生變化。在V-M-H三維空間中，吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力破壞包絡(luò)面形成一個(gè)關(guān)于M軸的非對(duì)稱的近似l/4橢球體空間曲面。隨著力矩荷載分量的增大；V-H平面上的吸力式沉箱基礎(chǔ)承載力破壞包絡(luò)面的形狀和大小均發(fā)生了明顯的變化，當(dāng)力