□□ 魏 鑫,劉 煒 (.山西省交通建設(shè)工程質(zhì)量檢測(cè)中心(有限公司),山西 太原 030006;.山西工程科技職業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院,山西 晉中 03069)

引言

在深水海洋油氣開(kāi)發(fā)工程中包括大量的水下結(jié)構(gòu)物,如海底管道終端設(shè)備(PLET、PLEM)和管匯(Manifold)等,水下生產(chǎn)設(shè)施廣泛采用重力基礎(chǔ)作為永久性基礎(chǔ),重力式基礎(chǔ)作為一種淺基礎(chǔ),其抵抗側(cè)向載荷的能力較弱,且容易受到海底流作用而發(fā)生沖刷和沉降[1]。采用裙板形式將淺基礎(chǔ)貫入到一定深度,可以提高其側(cè)向穩(wěn)定性,同時(shí)對(duì)防止海水沖刷也起到一定的作用。水下設(shè)施的淺基礎(chǔ)上布置型鋼或者加強(qiáng)筋可以提高基礎(chǔ)的剛度,保證通過(guò)吊放下水安裝時(shí),吊點(diǎn)可以作用在基礎(chǔ)上[2]。國(guó)內(nèi)外相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)中并未對(duì)該類帶特殊裙板的重力基礎(chǔ)設(shè)計(jì)做詳細(xì)的計(jì)算描述。有限元方法在水下結(jié)構(gòu)物的基礎(chǔ)分析中得到了廣泛應(yīng)用。劉潤(rùn)等[3]對(duì)黏土中的筒型基礎(chǔ)進(jìn)行了有限元計(jì)算;針對(duì)海上風(fēng)電用筒型基礎(chǔ),詹云剛[4]和丁紅巖等[5]采用有限元方法對(duì)承載力進(jìn)行了計(jì)算;王明顯等[6]、吳景健等[7]和王虎剛[8]對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)的重力基礎(chǔ)承載力進(jìn)行了理論計(jì)算和分析;范慶來(lái)等[9]對(duì)淺基礎(chǔ)的承載力,采用復(fù)合加載模式進(jìn)行數(shù)值研究;國(guó)內(nèi)對(duì)于水下設(shè)施淺基礎(chǔ)集中于承載力研究,有必要對(duì)于貫入特征和側(cè)向穩(wěn)定性進(jìn)行詳細(xì)的理論計(jì)算和數(shù)值分析,以保證基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)可靠性。

1 理論計(jì)算

某水下結(jié)構(gòu)物重力基礎(chǔ)如圖1所示,型鋼位于基礎(chǔ)以下,可起到部分裙板作用,但是此時(shí)受力面積較大,對(duì)于貫入要求較高的此類新型淺基礎(chǔ),可能需要加配重或者負(fù)壓吸力的方式實(shí)現(xiàn)貫入。水下設(shè)施所在地區(qū)的海床表層往下約2.3 m范圍內(nèi)為黏土,表層的土壤抗剪強(qiáng)度為3 kPa,土壤容重為7.5 kN·m-3。淺基礎(chǔ)形式如圖1所示,長(zhǎng)為3.3 m,寬為2.5 m,在長(zhǎng)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(chǔ)裙板的貫入計(jì)算可以參考樁的貫入計(jì)算,但由于淺基礎(chǔ)的深度較小,因而在計(jì)算時(shí)需要考慮克服其頂部平板承載力的影響。根據(jù)API RP 2GEO—2011《Geotechnical and Foundation Design Considerations》[10]中的規(guī)定,裙板的貫入阻力包括側(cè)向摩擦阻力和頂部阻力兩部分組成,計(jì)算見(jiàn)式(1):

圖1 水下結(jié)構(gòu)物重力基礎(chǔ)

Qc=Qf+Qp=fAs+qAp

(1)

式中:Qc——極限軸向抗壓承載力;

Qf——側(cè)向受壓摩擦阻力;

Qp——端部阻力。

側(cè)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(shù)q和端部面積Ap確定。對(duì)于黏土,其單軸摩擦力約等于抗剪切強(qiáng)度;端部承載力系數(shù)按9倍的剪切強(qiáng)度考慮。

API RP 2GEO—2011中對(duì)于淺基礎(chǔ)的承載力計(jì)算公式,其中黏土的不排水承載力計(jì)算見(jiàn)式(2):

Qd=(suNcKc)A′

(2)

式中:Qd——最大豎向載荷;

su——基礎(chǔ)面處的不排水剪切強(qiáng)度;

Nc——無(wú)量綱常數(shù),5.14;

Kc——修正系數(shù),包括形狀修正系數(shù)、嵌入深度修正系數(shù)、載荷傾斜修正系數(shù)、基礎(chǔ)傾斜修正系數(shù)、海床傾斜系數(shù)等;

A′——水平面積。

經(jīng)過(guò)理論計(jì)算得到的型鋼貫入阻力、平板承載力以及總貫入阻力值見(jiàn)表1。由計(jì)算結(jié)果可知,該淺基礎(chǔ)貫入時(shí)的阻力主要來(lái)自于型鋼端部阻力和頂部平板阻力。為降低貫入時(shí)的阻力,可以減小H型鋼的端部面積并在頂板上開(kāi)孔,可從一定程度上利于貫入[11]。

表1 重力基礎(chǔ)貫入計(jì)算值

帶有裙板的淺基礎(chǔ)受到純剪切狀態(tài)時(shí),受到裙板以上土壤的作用導(dǎo)致其側(cè)向阻力增加,其抗側(cè)滑能力有所增加,包括主動(dòng)和被動(dòng)土壤阻力。該淺基礎(chǔ)的側(cè)向阻力包括平板側(cè)向抗滑移阻力以及型鋼土壤阻力,其中平板側(cè)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(jì)算,見(jiàn)式(3):

Hd=suoA

(3)

式中:Hd——最大水平載荷;

suo——基礎(chǔ)面的土壤剪切強(qiáng)度;

A——平板的面積。

不排水狀態(tài)下的裙板極限水平剪切阻力計(jì)算見(jiàn)式(4):

ΔH=KrusuaveAh

(4)

式中:ΔH——極限水平阻力;

suave——海床表面至基礎(chǔ)面的平均土壤剪切強(qiáng)度;

Ah——基礎(chǔ)嵌入的垂直橫截面積;

Kru——不排水水平土壤反力系數(shù)。

Kru與裙板的粗糙度、基礎(chǔ)形狀、側(cè)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(chǔ)之間的間隙等相關(guān)。當(dāng)環(huán)境和土壤狀況較好,主動(dòng)和被動(dòng)土壓力均發(fā)生作用,Kru取值為4;而當(dāng)由于安裝擾動(dòng)造成的主動(dòng)土壓力失效,但被動(dòng)面無(wú)較大沖刷時(shí),Kru取值為2。

分別采用不同的水平土壤反力系數(shù)計(jì)算得到的淺基礎(chǔ)側(cè)向穩(wěn)定性的上限和下限見(jiàn)表2。由表2可見(jiàn),與不帶裙板的淺基礎(chǔ)相比,通過(guò)設(shè)置型鋼淺基礎(chǔ)的側(cè)向阻力值大幅度增加,上限值得到的側(cè)向阻力增大了近5倍,下限值得到的側(cè)向阻力增大近2.5倍,因而設(shè)置裙板可以大大提高黏土中淺基礎(chǔ)的側(cè)向穩(wěn)定性。

表2 重力基礎(chǔ)剪切性能計(jì)算值

2 有限元模型

淺基礎(chǔ)的理論計(jì)算中包括眾多假定,其中貫入計(jì)算采用樁的近似計(jì)算方法,也考慮了淺基礎(chǔ)頂板承載力的影響;側(cè)向穩(wěn)定性計(jì)算根據(jù)不同反力系數(shù)得到了兩組側(cè)向阻力結(jié)果。為驗(yàn)證以上假定,根據(jù)有限元方法對(duì)該淺基礎(chǔ)的貫入特征和側(cè)向穩(wěn)定性進(jìn)行分析。采用通用有限元軟件建立計(jì)算模型,包括淺基礎(chǔ)和土壤,如圖2所示,土壤模型的長(zhǎng)和寬各為10倍的對(duì)應(yīng)基礎(chǔ)邊長(zhǎng),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(cè)向穩(wěn)定性采用兩個(gè)模型,可通過(guò)調(diào)整土壤和防沉板之間的相對(duì)位置來(lái)實(shí)現(xiàn)。

圖2 有限元模型

采用耦合歐拉-拉格朗日方法(CEL)進(jìn)行顯式計(jì)算分析來(lái)模擬準(zhǔn)靜態(tài)過(guò)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(shù)為0.5,土壤為實(shí)體單元,材料采用庫(kù)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(diǎn)處建立剛體約束,輸出參考點(diǎn)的反力。邊界條件施加到土壤的側(cè)面和底面上,其速度設(shè)置為0,認(rèn)為無(wú)歐拉材料流入和流出。貫入分析時(shí)施加垂直向下的位移載荷為300 mm,計(jì)算時(shí)間取0.5 s;側(cè)向穩(wěn)定性分析時(shí)施加水平位移載荷為40 mm,計(jì)算時(shí)間取1 s。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

經(jīng)過(guò)有限元計(jì)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(jiàn),計(jì)算在淺基礎(chǔ)貫入0.02 m后趨于穩(wěn)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(jiàn),在淺基礎(chǔ)貫入0.02～0.30 m的深度內(nèi),反力在100～270 kN之間變化,大部分位于理論計(jì)算值247 kN以內(nèi),因此,理論計(jì)算和有限元分析的結(jié)果基本符合,可按照上述的理論計(jì)算估計(jì)該淺基礎(chǔ)的貫入力,以安全系數(shù)為3.0考慮,則結(jié)構(gòu)壓載至少要達(dá)到750 kN。

圖3 貫入位移-反力曲線

圖4 貫入計(jì)算理論與分析結(jié)果比較

經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算側(cè)向穩(wěn)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(jì)算在水平位移達(dá)到0.07 m后逐步增大直到穩(wěn)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(jiàn),淺基礎(chǔ)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(jì)算中認(rèn)為土壤處于初始狀態(tài),未考慮貫入時(shí)的土壤擾動(dòng)以及沖刷等環(huán)境條件,工程設(shè)計(jì)中的側(cè)向阻力應(yīng)在理論上限和下限值之間,以安全系數(shù)為2.0考慮,則結(jié)構(gòu)的最大抗側(cè)滑能力為17～30 kN。

圖5 側(cè)向位移-反力曲線

圖6 側(cè)向穩(wěn)定性計(jì)算理論與分析結(jié)果比較

4 結(jié)論

對(duì)于帶有型鋼作為裙板的水下設(shè)施淺基礎(chǔ),提出了采用理論公式和有限元模型進(jìn)行基礎(chǔ)計(jì)算和分析,驗(yàn)證了水下設(shè)施淺基礎(chǔ)的貫入和側(cè)向穩(wěn)定性滿足設(shè)計(jì)要求,得到結(jié)論如下:

4.1 水下設(shè)施淺基礎(chǔ)貫入計(jì)算需要同時(shí)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(chǔ)的貫入公式計(jì)算,包括裙板的端部阻力和側(cè)向摩擦阻力,平板阻力可近似采用淺基礎(chǔ)的承載力公式計(jì)算。

4.2 通過(guò)設(shè)置裙板可以大幅度提高水下設(shè)施淺基礎(chǔ)的側(cè)向穩(wěn)定性,當(dāng)基礎(chǔ)下的土壤未受到擾動(dòng)和環(huán)境條件的影響,主動(dòng)和被動(dòng)土壓力均起作用,可以得到側(cè)向阻力的上限值,否則應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)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(jì)算方法,可以得到準(zhǔn)靜態(tài)過(guò)程的水下設(shè)施淺基礎(chǔ)貫入和側(cè)向穩(wěn)定性結(jié)果。