水下結構物重力基礎貫入及抗剪性能有限元分析①

□□ 魏 鑫,劉 煒 (.山西省交通建設工程質量檢測中心(有限公司),山西 太原 030006;.山西工程科技職業大學 建筑工程學院,山西 晉中 03069)

引言

在深水海洋油氣開發工程中包括大量的水下結構物,如海底管道終端設備(PLET、PLEM)和管匯(Manifold)等,水下生產設施廣泛采用重力基礎作為永久性基礎,重力式基礎作為一種淺基礎,其抵抗側向載荷的能力較弱,且容易受到海底流作用而發生沖刷和沉降[1]。采用裙板形式將淺基礎貫入到一定深度,可以提高其側向穩定性,同時對防止海水沖刷也起到一定的作用。水下設施的淺基礎上布置型鋼或者加強筋可以提高基礎的剛度,保證通過吊放下水安裝時,吊點可以作用在基礎上[2]。國內外相關標準中并未對該類帶特殊裙板的重力基礎設計做詳細的計算描述。有限元方法在水下結構物的基礎分析中得到了廣泛應用。劉潤等[3]對黏土中的筒型基礎進行了有限元計算;針對海上風電用筒型基礎,詹云剛[4]和丁紅巖等[5]采用有限元方法對承載力進行了計算;王明顯等[6]、吳景健等[7]和王虎剛[8]對導管架平臺的重力基礎承載力進行了理論計算和分析;范慶來等[9]對淺基礎的承載力,采用復合加載模式進行數值研究;國內對于水下設施淺基礎集中于承載力研究,有必要對于貫入特征和側向穩定性進行詳細的理論計算和數值分析,以保證基礎的設計可靠性。

1 理論計算

某水下結構物重力基礎如圖1所示,型鋼位于基礎以下,可起到部分裙板作用,但是此時受力面積較大,對于貫入要求較高的此類新型淺基礎,可能需要加配重或者負壓吸力的方式實現貫入。水下設施所在地區的海床表層往下約2.3 m范圍內為黏土,表層的土壤抗剪強度為3 kPa,土壤容重為7.5 kN·m-3。淺基礎形式如圖1所示,長為3.3 m,寬為2.5 m,在長度方向布置了2道300 mm×300 mm的H型鋼,在寬度方向布置了3道300 mm×300 mm的H型鋼。淺基礎裙板的貫入計算可以參考樁的貫入計算,但由于淺基礎的深度較小,因而在計算時需要考慮克服其頂部平板承載力的影響。根據API RP 2GEO—2011《Geotechnical and Foundation Design Considerations》[10]中的規定,裙板的貫入阻力包括側向摩擦阻力和頂部阻力兩部分組成,計算見式(1):

圖1 水下結構物重力基礎

Qc=Qf+Qp=fAs+qAp

(1)

式中:Qc——極限軸向抗壓承載力;

Qf——側向受壓摩擦阻力;

Qp——端部阻力。

側向摩擦阻力由單軸摩擦力f以及裙板的雙向面積As確定,端部承載力由端部阻力系數q和端部面積Ap確定。對于黏土,其單軸摩擦力約等于抗剪切強度;端部承載力系數按9倍的剪切強度考慮。

API RP 2GEO—2011中對于淺基礎的承載力計算公式,其中黏土的不排水承載力計算見式(2):

Qd=(suNcKc)A′

(2)

式中:Qd——最大豎向載荷;

su——基礎面處的不排水剪切強度;

Nc——無量綱常數,5.14;

Kc——修正系數,包括形狀修正系數、嵌入深度修正系數、載荷傾斜修正系數、基礎傾斜修正系數、海床傾斜系數等;

A′——水平面積。

經過理論計算得到的型鋼貫入阻力、平板承載力以及總貫入阻力值見表1。由計算結果可知,該淺基礎貫入時的阻力主要來自于型鋼端部阻力和頂部平板阻力。為降低貫入時的阻力,可以減小H型鋼的端部面積并在頂板上開孔,可從一定程度上利于貫入[11]。

表1 重力基礎貫入計算值

帶有裙板的淺基礎受到純剪切狀態時,受到裙板以上土壤的作用導致其側向阻力增加,其抗側滑能力有所增加,包括主動和被動土壤阻力。該淺基礎的側向阻力包括平板側向抗滑移阻力以及型鋼土壤阻力,其中平板側向抗滑移阻力按照API RP 2GEO—2011中黏土的不排水水平抗滑移能力計算,見式(3):

Hd=suoA

(3)

式中:Hd——最大水平載荷;

suo——基礎面的土壤剪切強度;

A——平板的面積。

不排水狀態下的裙板極限水平剪切阻力計算見式(4):

ΔH=KrusuaveAh

(4)

式中:ΔH——極限水平阻力;

suave——海床表面至基礎面的平均土壤剪切強度;

Ah——基礎嵌入的垂直橫截面積;

Kru——不排水水平土壤反力系數。

Kru與裙板的粗糙度、基礎形狀、側面剪切、貫入深度以及由于安裝、破裂或沖刷造成的土壤和基礎之間的間隙等相關。當環境和土壤狀況較好,主動和被動土壓力均發生作用,Kru取值為4;而當由于安裝擾動造成的主動土壓力失效,但被動面無較大沖刷時,Kru取值為2。

分別采用不同的水平土壤反力系數計算得到的淺基礎側向穩定性的上限和下限見表2。由表2可見,與不帶裙板的淺基礎相比,通過設置型鋼淺基礎的側向阻力值大幅度增加,上限值得到的側向阻力增大了近5倍,下限值得到的側向阻力增大近2.5倍,因而設置裙板可以大大提高黏土中淺基礎的側向穩定性。

表2 重力基礎剪切性能計算值

2 有限元模型

淺基礎的理論計算中包括眾多假定,其中貫入計算采用樁的近似計算方法,也考慮了淺基礎頂板承載力的影響;側向穩定性計算根據不同反力系數得到了兩組側向阻力結果。為驗證以上假定,根據有限元方法對該淺基礎的貫入特征和側向穩定性進行分析。采用通用有限元軟件建立計算模型,包括淺基礎和土壤,如圖2所示,土壤模型的長和寬各為10倍的對應基礎邊長,總深度為10 m,其中初始下部土壤深度為8 m,上部空隙深度為2 m;貫入和側向穩定性采用兩個模型,可通過調整土壤和防沉板之間的相對位置來實現。

圖2 有限元模型

采用耦合歐拉-拉格朗日方法(CEL)進行顯式計算分析來模擬準靜態過程,其中土壤采用歐拉材料,鋼板材料采用拉格朗日材料;鋼板和土壤之間的摩擦系數為0.5,土壤為實體單元,材料采用庫倫材料模型,滿足理想彈塑性條件,彈性模量為2.5 MPa,泊松比為0.49,粘聚力為3 MPa;鋼板為殼單元,在幾何中心參考點處建立剛體約束,輸出參考點的反力。邊界條件施加到土壤的側面和底面上,其速度設置為0,認為無歐拉材料流入和流出。貫入分析時施加垂直向下的位移載荷為300 mm,計算時間取0.5 s;側向穩定性分析時施加水平位移載荷為40 mm,計算時間取1 s。

3 計算結果及分析

經過有限元計算貫入分析得到的位移-反力曲線如圖3和圖4所示。由圖3可見,計算在淺基礎貫入0.02 m后趨于穩定,圖4是0.02 m以后的位移-反力曲線與理論值的比較。由圖4可見,在淺基礎貫入0.02～0.30 m的深度內,反力在100～270 kN之間變化,大部分位于理論計算值247 kN以內,因此,理論計算和有限元分析的結果基本符合,可按照上述的理論計算估計該淺基礎的貫入力,以安全系數為3.0考慮,則結構壓載至少要達到750 kN。

圖3 貫入位移-反力曲線

圖4 貫入計算理論與分析結果比較

經過有限元計算側向穩定性分析得到的位移-反力曲線如圖5和圖6所示。由圖5可知,有限元計算在水平位移達到0.07 m后逐步增大直到穩定,圖6是0.07 m后的位移-反力曲線與理論上限和下限值的比較。由圖6可見,淺基礎的極限水平阻力在60 kN左右,與理論上限值符合,由于在有限元模型計算中認為土壤處于初始狀態,未考慮貫入時的土壤擾動以及沖刷等環境條件,工程設計中的側向阻力應在理論上限和下限值之間,以安全系數為2.0考慮,則結構的最大抗側滑能力為17～30 kN。

圖5 側向位移-反力曲線

圖6 側向穩定性計算理論與分析結果比較

4 結論

對于帶有型鋼作為裙板的水下設施淺基礎,提出了采用理論公式和有限元模型進行基礎計算和分析,驗證了水下設施淺基礎的貫入和側向穩定性滿足設計要求,得到結論如下:

4.1 水下設施淺基礎貫入計算需要同時考慮裙板的貫入阻力和頂部的平板阻力,貫入阻力可近似采用樁基礎的貫入公式計算,包括裙板的端部阻力和側向摩擦阻力,平板阻力可近似采用淺基礎的承載力公式計算。

4.2 通過設置裙板可以大幅度提高水下設施淺基礎的側向穩定性,當基礎下的土壤未受到擾動和環境條件的影響,主動和被動土壓力均起作用,可以得到側向阻力的上限值,否則應根據現場條件在上限值和下限值之間選取。

4.3 采用基于耦合歐拉-拉格朗日(CEL)的顯式有限元計算方法,可以得到準靜態過程的水下設施淺基礎貫入和側向穩定性結果。