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自升式钻井船桩靴承载能力研究


天津大学 硕士学位论文 自升式钻井船桩靴承载能力研究 姓名:付丽娜 申请学位级别:硕士 专业:结构工程 指导教师:丁红岩 20080501

中文摘要
自升式钻井船是一种机动、高效、作业稳定的海上工程船,既能自升,又能 迁航,具有性能好、功能强、通用性好等优点,近年来被广泛应用于海上平台的 建造和维护、海底管线的铺设和维修、海上油井的钻探等许多海上

石油工程。自 升式钻井船的重要技术特点是采用尺寸相对较大的独立大桩靴,就位时插桩、迁 航时拔桩是发挥其特点和优势的基本前提。如何控制桩靴入泥深度,使其既满足 承载力要求又能安全拔桩,是亟待解决的关键问题。 本文综合利用有限元数值模拟和经典土力学理论两种方法,对桩靴基础的竖 向承载力进行研究,并对钻井船桩靴尺寸、土体特性参数的影响进行分析。具体 的研究工作包括以下几个方面:

1、总结目前国内外对自升式钻井船的研究现状; 2、采用经典土力学极限承载力理论研究桩靴承载能力,讨论均质土和层状
土中桩靴承载力计算方法以及穿刺可能性分析方法,考虑桩靴入泥的动态过程, 在桩土相互作用下,分析不同土质下桩靴入泥深度的计算方法。 3、采用ABAQUS有限元法,考虑桩土接触面作用,分析竖向荷载作用下桩 靴基础的承载力。研究钻井船桩靴尺寸、土体特性参数(包括粘聚力、弹性模量、 内摩擦角)、摩擦系数等各种因素对桩靴贯入阻力的影响规律,以及贯入阻力随 入泥深度的变化规律。在此基础上,将流固耦合的数值方法引入到桩土相互作用 的分析中,进一步研究贯入阻力与入泥深度关系以及压桩结束后孔隙水压力的变 化规律。 4、以渤海五号钻井船为例,在预压荷载21MN作用下,对比理论计算与有 限元分析两种方法的结果,发现二者能够较好的吻合,从而证明ABAQUS有限 元分析的可行性。

关键词:

自升式钻井船桩靴入泥承载力ABAQUS

ABSTRAC T

Jack-up self-elevating drilling platform is vessel which
can



kind of mobile

ocean

engineering

lift itself.Because

jack—up

self-elevating drilling platforms have

good performances,strong functions,and good versatility,SO in the recent decades, t11ey have got widely used in offshore oil engineering,such
as

platform
and
SO

construction on.Having

and maintenance,the pipeline laying and repairing,the oil drilling

independent big spuds is

one

of the most

important

technique characteristics of

jack-up

self-elevating drilling platform.111e basic precondition of spud foundation
can

application is that it

be penetrated into the soil during setup and

call

be

pulled

out

before towing.How to determine the spud pene仃ation depth to make it satisfy the bearing capacity

and can be

pulled out safely is



critical issue. traditional formulas of

Two methods,finite element numerical soil mechanics bearing
are

simulation and

adopted in this research.The dissertation analyzes the vertical spud

capacity

of the

foundations under

static
are as

load

and

discusses the

influencing factors.The main contents of the research 1.The research status has been reviewed and

follows:

ofjack-up

self-elevating drilling

platform home and abroad
study the bearing capacity

summarized.
are used

2.111e traditional theories of soil mechanics

to

formulas of the

spud foundations

on

uniform

and

layered

soils,and the potential for

punch—though.Considering the interaction between spud

foundation

and the soil,the

methods of predicting the penetrmion depth summarized.

on

different kinds of soils have

been

3.The vertical beating capacity of the spud foundations analyzed by and

under

static load has been

ABAQUS,which
contact

is



numerical simulation software of finite element

takes the

interaction between spud
the vertical
on

foundation and

the

soil
are

into

account.By using

ABAQUS

resistance—penetration responses
are

studied

and different influencing factors include the size cohesive

the penetration resistance

discussed,which
as

dimension

of the spud

and

the soil natural parameters,such

the
as

strength,elastic modulus and internal

friction angle of the soil,as well

the friction coefficient coupling method in

between soil and



spud

foundation.On this

basis the fluid—solid

ABAQUS

is applied to study the vertical resistance-penetration

responses furthermore,and analyze the change discipline of pore water pressure after penetration. 4.Taking

jack—up

drilling platform Bohai N05 for example,the dissertation

compares the numerical simulation results with the theoretic analysis results under
preload of 2 1 MN.In general,good agreement is found

between them,thus

verifying

the validity ofABAQUS FEM software in engineering design.

KEY

WORDS:jack—up

self-elevating drilling platform,spud,penetration,bearing

capacity,ABAQUS

独创性声明
本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的 研究成果,除了文中特别加以标注和致谢之处外,论文中不包含其它人已经发表

或撰写过的研究成果,也不包含为获得墨注盘堂或其它教育机构的学位或证
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作了明确的说明并表示了谢意。

学位论文作者签名:名寸硐蝴P

签字日期:

p彦年j月乌口同

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学位论文作孝签名:{寸确唧
签字日期:

导师签名:

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咕年岁月事。日

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穆年歹月?p日

第一章绪论

第一章绪论

1.1概述

随着科技、经济和社会的发展,海洋石油、天然气勘探开发工作范围扩大, 目前更是从近海浅水区域向世界各地更为复杂、危险的深海区域发展.并逐渐形

成投资高、风险太、高新技术密集的能源工业新领域,各种海上移动式钻井装置 迅速发展,自升式钻井船应运而生。自升式钻井船是一种特殊的海洋工程船,由
船体、桩腿和升降装置等几个部分组成,既可以升降船体,也可以升降桩腿,升

船和插桩是为了在海上作业,降船和升桩是为了迁航。自升式钻井船也不同于一 般的自航工程船,因为它克服了漂浮式工程船工作不稳定的缺点,海上作业时, 桩腿站立于海底,船体升到水面以上,在甲板上作业非常平稳[1。5】。 如图l-1所示为某自升式钻井船海上拍摄图片,典型的现代自升式钻井船能
够通过升降装置下放三条或更多的垂直桩腿(每个桩腿上装有独立桩靴),并将 自身的船体升到水面以上。自升式钻井船处于升起状态时,就变成一座坐落在海

底的海上平台,可用作临时人员住所,为更大的固定平台提供维修、供应和其他 海上支持服务。完成海上任务后,可降下船体迁航,进行其他工作或移位到其他 海域。当有恶劣天气预报时,自升式钻井船可在完成任务后提前降船,在风暴到 达之前返回港口n




f趔曼
圈11自升式钻井船

第一章绪论

自升式钻井船一般的操作过程如下:拖航一就位一放桩一插桩(压桩)一预 压一升船一作业完毕一降船一拔桩(一般需要冲桩)一提桩一固桩后拖航。自升 式钻井船优点较多,主要是:工作性能好、功能强、通用性好,克服了固定式平 台不能重复使用的缺点;所需要的钢材少,造价低;在各种海况下几乎能连续工 作,作业稳定,效率高;因而被广泛用于海上平台的建造和维护、海底管线的铺 设和维修、海上油井的钻探修理等许多海上石油工程。缺点是移位时桩腿升高, 因而重心高,稳性差,耐风、浪能力不强;拔桩有时比较困难。现代自升式钻井 船的重要技术特点是具有尺寸相对较大的独立桩靴,带来的重要优点是桩靴贯入 深度小,船的插、拔桩速度快,机动性好【8】。

1.2自升式钻井船的发展

第一座自升式钻井平台“德朗1号"建于1950年,但到1953年成了一座永 久性的固定式平台。第一座移动自升式钻井平台是1954年建的“滨海51号”, 1954年建的“嘎斯先生I号”是提升甲板式的自升式平台。1955年建造了第一 座三腿自升式钻井平台“天蝎号’’,首次在桁架式桩腿上使用了齿条和齿轮升降 系统。1956年滨海公司的54号钻井平台首次在桁架式桩腿上使用液压升降系统。 1957年建的“嘎斯先生II号”开始用液压升降系统的沉垫支承式装置。1967年 建的“德莱塞I号”开始具有自定位功能。到1974年移动自升式钻井平台就能 在105m的水深作业。自升式钻井平台一般分独立桩腿自升式和沉垫支承式两种 类型,可以是自航的、助航的或非自航的,大多数自升式钻井平台是非自航的。 目前,国外已发展出自升自航式钻井船,配有动力推进定位装置到更深的作业海 域钻探,国内还没有使用和建造自升自航式钻井船的相关报道。 到1960年,大约有30座自升式平台在使用中,最大工作水深为50~-60m。 20世纪60年代,自升式平台不仅在数量上是以前的4倍,而且得到不断的改进, 发展了倾斜式桩腿以改善深水中的抗倾功能。随着水深的增加,桩腿越来越长, 结构与平台的漂浮稳性问题随之出现,平台在海上的就位问题也更加严重,于是 改进主体对桩腿的支持,提高桩腿的升降速度成为平台设计中迫切需要解决的问 题。到60年代末,自升式平台的工作水深达到91.44m。70年代,为了满足全世 界石油勘探的需要,自升式平台的数量迅速发展,到70年代末,自升式钻井平 台占移动式钻井平台的一半,同时还研制出悬臂梁式平台,采用高强度钢材制造 桩腿等。至此自升式平台已经趋于成熟,其性能指标已达到高水平。例如,Baker Marine公司下属的Engineering TechnologyAnalysis Inc.公司设计的ETA欧洲级、 亚洲级及美洲级自升式平台,其中,ETA美洲级平台在飓风季节的最大作业水深


第一章绪论

为116m,其他季节为13lm,钻井深度为9144m,甲板可变荷载达到5000t。自 升式钻井平台自问世以来,世界上几乎每年都有新船投入使用,随着技术进步, 钻井船的工作水深、起吊能力和甲板载荷能力在不断增大。目前,自升式钻井船 在世界各主要海上油田得到普遍应用,作业海域涉及墨西哥湾、波斯湾、北海、 远东、马拉开波湖以及西非近海等。 我国海上油田的勘探开发起步于20世纪70年代,经过多年的探索和努力, 建成了渤海湾油田、东海气田和南海油田等三个初具规模的海上油田。在这些海 上油田的勘探、开发过程中,大多数使用了自升式钻井船。尤其是渤海湾油田,

水深范围和地质条件特别适合自升式钻井船,该油田海上钻井和修井作业主要依
靠自升式钻井船来完成,目前,我国共有20多座自升式钻井船,占我国移动式 钻井船的70%以上。由此可见,自升式钻井船在我国海上油田的勘探开发中,占 据着重要的地位。我国使用的自升式钻井平台,有两部分,一部分自行设计、建

造,一部分从国外引进。三十多年来,尽管我们已积累了许多宝贵的工程实践经
验,但在基础研究、设计、建造工艺、检验和使用方面经验并不多,总体与国外

水平还存在一定差距【l训。

新建造的自升式钻井船主要发展的技术特剧5】是:
(1)工作水深相对偏深。在4艘新建造的自升式钻井船中,有3艘工作水 深为122m,仅一艘为61m。 (2)适应海况能力较强。新建自升式钻井船都能适应50年一遇的海况,适 应浪高有的高达27m。 (3)油、气、水处理能力较强,相对的平台主尺度较大,平台配备动力也 较大,平台甲板可变荷载也相对较高。如英国新建造的“Harding TPG500号’’ 自升式钻井船原油生产能力为10180m3/d,注水能力为22260m3/d,天然气生产 能力为90万m3/d,平台的主尺度为88.7m×102.4m×9.14m,比通常使用的罗布雷 300型自升式钻井平台主尺度64.9m×64.6m×8.2m要大许多。而“Harding TPG500 号"平台的动力高达20000kW,可变荷载高达8500t,比较罗布雷300型自升式 钻井平台配备动力为5000kW、可变荷载为1735t高得多。 (4)平台下部采用特殊的原油储存结构设计,克服了自升式钻井船不能储 存较大量原油的缺点。.如新设计建造的“Harding TPG500号”平台具有92200 m3 的原油储存能力,新建的“Siri号”平台的原油储存能力也高达50000 m3。

1.3自升式钻井船的主要装置
1、船体(平台)

第一章绪论

为了提高甲板荷载能力,自升式钻井船的船体大都建成驳船型式,主要提供 生产作业和生活的场地,并在迁航中提供浮力,保证迁航稳定。 2、升降装置 升降装置目前常用的有电动液压式和电动齿轮齿条式两种。电动液压式利用 液压缸中活塞杆的伸缩运动带动桩腿运动,多用于较浅水深的自升式钻井船。电 动齿轮齿条式装置齿条焊接在管状桩腿上,齿轮安装在船体的主甲板上,齿轮驱 动齿条,带动桩腿连续升降,当桩腿站立在海上时,船体相对于桩腿也可连续升

降,动力由液压系统提供,它常用于深水钻井船。
3、固桩结构 固桩结构包括固桩块、固桩架等,是把桩腿与船体固定在一起,将船体荷载 传递给桩腿,再传递给海底地基,也称为荷载传递结构。 4、桩腿和桩靴 自升式钻井船在桩腿底端安装尺寸较大的桩靴,桩靴的形状特点可总结为: 宽、大、薄、倒截头锥形。这种桩靴增大了自升式钻井船坐底状态的对地接触面

积,降低了桩靴对地比压,减小了桩靴的入泥量,使桩靴更容易拔出,方便船的
灵活就位和移位,提高船的机动性和安全性。历史上典型的桩靴形状为长方形, 长度和宽度较大,高度较小,如图1.2所示。一般自升式平台的桩靴多为正方形、

多边形或圆形,如我国渤海五号钻井船桩靴形状为正八边形。表1.1列出五种最
常规的国外自升式钻井船和其桩靴的具体尺度,其中Class250是目前世界最大 等级的自升式钻井船之一。

图1-2自升式钻井船典型的桩靴示意图 表1.1典型的自升式钻井船及其桩靴的尺寸
型号(∞

警/径(fl’
4r 547

型妻譬簦鋈墨鸳纛
19,4x 17.3x 1.8 24.5×11.5x2.4 29.7x 12.1×2.7

’桩靴/m尺度
5.5 x2.7x0.6 7.3x3.6x0.6 7.9x4.2x0.6 9.7x4.8x0.6 14.5x E。8


Ch鹧l仍3≯

Cl蝴145
C3Il描175

Ch自渤6矿33.6×20.Ox3.0
C融I翻i250 7r 4"/.4x31.2x3.9

1.7



第一章绪论

5、吊机和甲板 第一条自升式钻井船使用很小的吊机支持地震或测井工作,自升式测井船 Cajun II Class28只配有一台4t的吊机,甲板载荷能力为12.5t。若吊机的吊重能 力超过200t,可用于打水泥塞、海上打捞和海上结构建造等工作。 6、生活设施 自升式钻井船的甲板上布置有生活楼和驾驶室,现代自升式钻井船生活楼都 比较宽敞,住宿条件比较舒适,工作人员可在生活楼内完成大部分主要工作,美 国海岸警卫队规定运送人员最多为36人睁71。 自升式钻井船一般根据工作水深、海底土壤条件和升降装置等因素进行选 型。从工作水深分别选桁架式或壳体式桩腿;根据海底土壤条件分别选插桩式、 整体沉垫式或桩靴式桩腿;桩腿数目直接影响船体的型式,目前常用三桩腿(配 三角形船体)和四桩腿(配矩形船体)。早期的自升式平台,限于升降能力,桩 腿数目很多,一般为6至8条桩腿,多者达14条桩腿。桩腿数目越少,受的外 力越小,升降装置数目也少,造价低,因此三桩腿是发展趋势。但三桩腿不能象 四桩腿那样进行对角线预压,因而需增加载舱。目前四桩腿自升式平台也较多, 我国设计建造的自升式平台,大多是四桩腿的,如姊妹船“渤海五号"、“渤海 七号’’钻井平台【6】。

1.4研究课题的工程背景及意义

在国外,自升式钻井船经过50多年的发展,已积累许多比较成熟的经验。 对独立桩靴自升式平台与地基的相互作用的研究比较多,美国SNAME、英国
City

University的建筑工程系和挪威SINTF发表过一些相关的研究论文。研究方

法多为实验室测试、海上现场实测和理论分析等,许多研究成果可为本文提供有 益的参考和帮助。挪威船级社Classfication
Notes No.31.5推荐的地基承载力计算

方法中,对各种海洋结构物分类比较详细,其中第七部分专指自升式平台,可参
照确定自升式钻井船的限制状态条件【1九 在我国,自升式钻井船还未得到全方位地开发应用。通过对自升式钻井船的 特点、性能和作业海域的分析,有关专家认为:这一海洋工程结构物适合在我国 渤海湾、杭州湾、长江口等距岸较近的浅海海域的环境条件下使用,在我国海洋 石油开发及海上施工中具有良好的应用前景。 自升式钻井船的桩靴尺寸相对较大,对地压强相对较小,但比具有独立桩腿 自升式平台对地压强的1.5"--'3.5MPa小许多,又比整体沉垫自升式平台的对地压 强的0.35MPa大,这个特点导致了自升式钻井船不同于独立桩腿自升式平台和

第一章绪论

整体沉垫自升式平台的一系列需要研究的特性。 自升式钻井船处于作业工况时,依靠桩腿和桩靴站立在海底,其安全、稳定 作业的先决条件是要有稳定可靠的海底地基。但自升式钻井船作业周期短、移位 频繁,每次作业地点的海底地基土的性状不同,常常差距很大。因此,需要研究

自升式钻井船与地基之间的相互作用关系。鉴于自身的功能特性,在所有类型的
海洋移动平台中,自升式钻井船发生事故的频率最高,导致事故发生的最大原因 与地基承载力有关,被认为是最具有改进潜力的研究领域。其中最具灾难性的破 坏是桩靴穿刺现象,通常见于成层土的情况,但在均质土中也时常发生。 桩靴承载能力与地质结构、桩靴的几何尺寸和桩靴入泥深度有关系,仅就承 载力而言,增大桩靴面积和增加入泥深度会增加承载力。但增大桩靴面积和增加 入泥深度会增加钻井船拔桩需要的力,拔桩力是由平台的浮力提供的,平台的体 积有限,因此可提供的拔桩力是有限制的。如何选择桩靴和桩靴入泥深度,使其 既满足承载力要求又能安全拔桩,是亟待解决的关键问题。 由于中国沿海地层复杂,特别是渤海湾,部分地方地质疏松,可能由于钻井 船桩腿入泥过深而造成对平台的危害。目前,国内平台从未对这一情况进行论证 研究,在操作时尽量保证平台桩腿入泥不要超过极限值,但桩腿入泥过深的现象 仍无法避免。国外海洋石油业对这一情况也缺乏研究。本论文即进行平台与地基 相互作用研究,分析桩靴承载能力,在考虑平台安全的情况下,对桩腿贯入深度 和压桩荷载提出指导性建议。

1.5本文主要研究内容和方法

鉴于经典土力学方法对实际问题作了大量的简化,存在许多不足之处,如不 能有效地处理复杂边界条件,不能将结构、基础和地基作为整体统一分析,在分 析复杂结构问题中,采取过多的保守措施等。本文使用ABAQUS有限元程序进 行了考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究,并与理论计算值作对比。具体 研究内容有: 1、详细了解自升式钻井船的使用现状和技术特点,进一步深入分析国内外 对自升式钻井船的研究成果,明确研究的内容、目的和方法。 2、采用经典土力学极限承载能力理论研究桩靴承载能力,在已有理论基础 上总结均质土(粘性土层、砂性土层、粉土层)和层状土中桩靴承载力计算公式, 并进一步探讨层状地基穿刺可能性分析方法。考虑桩靴入泥的动态过程,在桩土 相互作用下,分析不同土质下桩靴入泥深度的计算方法。 3、采用有限元大型通用软件ABAQUS,考虑桩土接触面作用,选用M.C


第一章绪论

弹塑性本构模型,对竖向荷载作用下的压桩过程进行小应变非线性数值模拟。研 究土体特性参数、钻井船桩靴尺寸、摩擦等各种影响因素下,桩靴贯入阻力的变 化规律,以及贯入阻力随入泥深度的变化规律。并将流固耦合引入有限元分析中,

进一步分析桩靴贯入阻力一入泥深度关系,进而模拟压桩结束后孔隙水压力的变
化规律。 4、以渤海五号钻井船为例,分析在预压荷载21MN的作用下桩靴的入泥深 度,对比理论计算与ABAQUS有限元分析两种方法的结果,得出有效结论。 5、总结全文内容,提出有待于进一步研究的问题。

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

2.1概述

桩靴承载能力分析是做好自升式钻井船优化设计,发挥自升式钻井船特点和 优势的重要前提。 在风、浪、流的作用下,自升式钻井船所受的竖向荷载会发生变化,而且还 会产生附加的水平荷载和弯矩。若海面绝对平静,桩靴以承受竖向荷载为主。虽 然实际作用是竖向力V、弯矩M、水平力H的组合,但是,设计诸多自升式钻 井船时分析竖向力作用下地基土的工作性能,尤其是桩靴承载能力仍是一个最重 要的方面。在这种情况下,我们需要清楚大贯入度时桩靴底部和周围土体的破坏 机制,能够预测钻井船的原位工作性能,减少事故的发生。 本章采用极限承载力公式,详细分析各种典型地基条件,在竖向荷载作用下, 自升式钻井船的桩靴承载能力和沉降入泥。

2.2自升式钻井船受荷分析 2.2.1海洋工程地质的特点
海洋工程地质与陆地工程地质相比有许多不同的特点,以下是《中国工程地 质》中给出的海洋工程地质的一般特点【7】。 第一,海底的地形、地貌与地层构造,被海水侵蚀,不能直接观察,给客观 认识带来困难;第二,海底工程地质取样不同于陆地。从海底取出的土样品离开 海底后,其所处的环境温度、压力等条件已经完全不同于海底状态,处于空气中 的土样品可能会发生氧化,使土样品的物理力学性质和状态发生变化,土样品已

不能反映原状条件下海底土的真实状态和性质;第三,海底地形和沉积物不稳定。 在波浪、海流、潮汐等各种因素作用下,海底地形和沉积物在不断演化,演化的
速度不同于陆地,相对的更加不稳定。另外,海面升降形成的沉积相及其沉积物, 作为海洋工程的地基,由于形成时间较短,未经成岩作用,存在着流沙、软基、 不均匀沉降、浅层气等一系列工程地质问题。这些问题给海洋工程地质研究提出 更高的要求。例如,海洋地质条件影响海洋结构物的结构型式及其地基构成、地 基稳定性和承载能力,从而使海洋结构物的设计和施工更加困难;地层在垂直和

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

水平方向的不均匀会造成地基承载能力的不均匀等。

2.2.2自升式钻井船的荷载
自升式钻井船的荷载计算,在英国海岸警卫队(USCG)2000年5月发布的

稳性计算和强度计算规定中有详细说吲91。
支撑状态的自升式钻井船受到的荷载有自身重力荷载和环境荷载两类。自重 荷载主要是垂直方向的荷载,包括固定自重荷载W和可变荷载Wv两部分;环 境荷载有风、浪、流在船体上产生的作用荷载,海底地基对桩靴、桩腿作用产生 的荷载,参见图2.1。

图2.1支撑状态的自升式钻井船荷载示意图

图2-1仅表示一种荷载方向,即所有的荷载都作用在自升式钻井船的纵向平 面内。实际的荷载比本图复杂,受力状态一般是空间三维的,所有的荷载都在一 个平面内的概率不大。所有荷载都被假设在一个平面内,并且外荷载都在同一个 方向的分析,通常认为是保守的分析方法。若海面绝对平静,则桩靴以承受竖向 荷载为主。 调查发现自升式钻井船发生事故的最大原因与海底地基承载力有关,其中最 具灾难性的破坏是桩靴穿刺现象。因此,研究桩靴基础的竖向承载能力是设计诸 多自升式钻井船的关键技术和重要基础。

2.3浅基础破坏理论

自升式钻井船具有较大的桩靴,大桩靴对海底地基产生的压力相对较小,入

泥深度相对较浅,明显具有浅基础的基本特点。其坐落的海底地基通常完全处于
天然状态,因为海底地基一般很难预先处理,故海底地基又具有天然地基的特点。 本文研究的桩靴宽度取值范围是6,---,14m,实际上,钻井船桩腿的贯入深度与桩


第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

靴宽度的比值一般不超过2.5。因此认为,天然地基上的浅基础理论可以适用于 自升式钻井船的研究。浅基础经典土力学承载力公式可以用来计算桩靴的贯入深 度。 由于地基承载能力不足而使地基遭致破坏的实质是基础下面持力层土的剪 切破坏。经典土力学中浅基础地基的剪切破坏模式可分为三种:整体剪切破坏、 局部剪切破坏和冲剪破坏。图2.2列出了土力学中典型的荷载试验P.S曲线。 曲线a为整体剪切破坏模式。开始阶段,荷载较小,P.S曲线呈直线状态; 荷载增大到某个极限值后,沉降突然急剧增大,呈现脆性破坏特征。 曲线b为局部剪切破坏模式。P—S曲线没有明显的直线段,随着荷载增大到 某个极限值后,沉降开始较快增长,但不是呈现急剧增长的特征。 曲线c为冲剪破坏模式。在整个沉降过程中不出现明显的拐点,沉降随荷载 变化较快,但对压力的变化率不是特别敏感。

图2.2荷载试验P—S曲线

lb)

图2.3地基破坏模式

与荷载试验P—S曲线相对应,图2.3为典型的地基破坏模式示意图。其中: (a)表示整体剪切破坏的特征。荷载较小时,基础正下方地基土中形成一 个三角形压密区I。随着荷载的增大,压密区向两侧挤压,地基土中产生塑性区,

塑性区由基础边缘逐步扩大到Ⅱ、Ⅲ,最终塑性区连成一片,基础极速下沉,侧
边地基土向上隆起,地基形成连续滑动面而破坏,整个地基完全丧失承载力。整 体剪切破坏通常发生在密砂或硬粘土等坚硬地基中。 (b)表示局部剪切破坏的特征。随荷载的增大,基础中产生压密区I和塑 性区II,但与整体剪切破坏不同的是,塑性区的发展仅仅被限制在地基内部的某 一区域,未形成延伸至地面的连续滑动面,基础两侧地面微微隆起,不出现明显

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

的裂缝。参见图2.2曲线b,P.S曲线有一个转折点,但地基破坏时曲线不呈现 如整体剪切破坏那样明显的陡降。局部剪切破坏通常发生在中等密实砂土中。 (c)表示冲剪破坏的特征。随着荷载的增加,基础下的土层产生压缩变形, 基础出现持续下沉,主要是因为地基土的较大压缩以致于基础呈现连续刺入。基 础不出现连续的滑动面,侧边地面不出现隆起,基础边缘下地基由于垂直剪切而 破坏。P.S曲线没有明显的特征点,没有比例界限,也没有极限荷载。冲剪破坏 通常发生在松砂或软土地基中。

2.4自升式钻井船在单一地层中地基承载能力计算
自升式钻井船在我国海上油气勘探开发中使用广泛。对于海上某一预定钻井

位置,钻井船桩靴插桩深度的计算是分析压桩荷载是否满足地基土极限承载力要
求的问题。对自升式钻井船地基土极限承载力的计算,目前在我国还没有统一规 范,在实际工作中,一般采用国外提出的针对不同类型土的极限承载力简化计算 式计算。在我们20多年的工作实践中,利用这些公式计算的钻井船插桩深度与 实际插桩深度基本相符。但由于作业区域不同,土质不同,地区经验不同,某些 土试验参数的确定,计算参数的选取,应用计算公式时限制条件的选择等,对计 算结果影响较大。本节对几种不同土质的极限承载力计算方法进行一个归纳【9】。 1、粘性桩靴土的极限承载力计算: 桩靴在粘性土中,且其下一层为砂土或比本层硬的粘土时,一般以Skempton 公式计算,并按桩靴插入土中所产生的孔及孔壁是否坍塌分为土的回填和非回填 两种情况。 (1)对于回填情况,土的极限承载力用下式计算:

q。=N。s。+7矿/彳

(2-1)

Skempton给出承载力系数M的计算方澍24】:
札=5.0(1+0.2D/a)(1+0.2纠L)≤9
如果桩靴的形状为圆形,此时B和£相等(即曰为等效直径),则
(2—2)

札=6.0(1+0.2D/B)≤9
式中,鼋。—土的极限承载力,kPa; A一桩靴最大截面面积,m2; D一海底泥面到桩靴计算断面的深度,m; 艿一桩靴的宽度(或等效直径),m; 三一桩靴的长度,m; M一承载力系数;

(2-3)

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

s,,一桩靴计算断面下纠2范围内土的平均不排水抗剪强度,l【Pa; ,,’一桩靴计算断面处土的有效容重,l斟/m3; y一桩靴排开土的体积,m3。 式(2.1)的使用范围:①D/口<2.5;②s。相当于一个常数;若桩靴计算断
面下2B/3范围内土的抗剪强度变化达士50%时,此式不再适用,可按成层土考虑。 (2)对于非回填情况,土的极限承载力则用下式计算:
qu=NcsH+yD(2-4)

式中,Y’一桩靴计算断面以上土的平均有效容重,心/m3。
2、砂土桩靴土的极限承载力计算:

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图2-4浅桩靴承载能力系数

桩靴在砂土中,且其下一层为比本层土硬的土层时,使用Terzagtli和Peck 公式计算:

q。=0.3z;BNr+杉D(M-1)+/叫么
式中,∥一桩靴计算断面下B/2范围内土的平均有效容重,l州/m3;

(2-5)

∥一桩靴计算断面以上土的有效容重,斟/m3;
札、M—基于土内摩擦角伊的承载能力系数,查图2—4可得;其他符号


同式(2.1)。 3、粉土桩靴土的极限承载力计算:



粉土上的桩靴极限承载力计算没有固定的公式,其插桩深度分析根据桩靴插 入期间土的排水属性估计:当其表现为排水性时,用砂土上的桩靴承载力公式进 行计算;当其表现为不排水性时,用粘土上的桩靴承载力公式进行计算。
12

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

2.5自升式钻井船在层状地基上承载能力计算及穿刺分析
自升式钻井船桩腿底端安装大桩靴,为安全、稳定地工作提供足够的支撑, 而支撑桩靴的海底地基须有足够的承载能力,才能保证稳定地支撑。海底土常为 多层土交叠状态,这种层状地基土的承载能力计算和分析比单一土层要复杂许 多,承载能力分析要考虑到持力层范围内所有土层的性状。遇到上硬下软的海底 层状地基时,地基的承载能力往往取决于下部软土层,并与硬土层的厚度及上、 下土层的相对强度有关。如果承载力不够,可能发生桩靴穿透上部硬层,突然下 陷的穿刺现象。如果软土层较厚,桩靴快速下降深度较大,就会造成自升式平台 严重倾斜,发生桩腿或升降装置严重损坏的危险事故。 以下详细介绍自升式钻井船桩靴坐落在层状地基上承载能力计算方法及穿 刺可能性分析。

2.5.1一般层状地基承载能力的计算
大多数的层状地基可简化为双层地基,或者硬土层覆盖软土层,或者软土层 覆盖硬土层【10】。 1、当双层地基都是粘土时的计算方法


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图2.5修改的承载能力因素

双层粘土的情况可以使用Bro、珊和MeyerhoPs方法【11】,该方法给出了圆形基
础双层地基土承载能力计算方法,适用于上软下硬或上硬下软两种情况,桩靴都 处于双层地基的上层土中。这种状态下地基的承载能力不能仅考虑上层土的性 状,还要考虑下层土的性状对承载能力的影响。具体计算公式:
q。=SutNm。(2-6)

式中,虬。一承载能力因素,与%S埘、H/B有关,查图2—5n-J得;
S。一上层土的抗剪强度; s曲一下层土的抗剪强度,考虑到土的强度与深度的关系,通常S曲位于

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

桩靴最宽处以下B/2~2B/3;

日一桩靴基础底面到下卧层项面的距离,m; 曰一桩靴的直径,m。
2、一层为粘土一层为非粘性土地基时的计算方法 如果双层土或多层土中的其中一层为粒状土时,可以用等效的方法将粒状土 换算出当量粘性土抗剪强度,再用Brown和Meyerhof公式计算承载力。具体换算 公式:
1 二

zYBNr=Ms。

(2-7)

式中,厂’一粒状土的有效容重,kN/m3;

札一粒状土的承载能力因素;
札一等效粘土层的承载能力因素,Ⅳr、M查图2.4可得。
通过上式计算获得的S。。是非粘性土的等效粘土层的抗剪强度。 3、当双层地基上软下硬,桩靴一部分落在硬层上时的计算方法 当上层土的承载能力较小,不足以承载桩靴,使桩靴一部分落在硬层上,一 部分处于软土层中。可分别计算上层土部分和下层土部分的承载能力。

2.5.2硬壳层情况下地基承载能力的计算分析方法
海底土时常遇到这样一种层状地基情况,上层土的强度大,而厚度小,下层 土强度小,而厚度大,有时软土层的承载能力比上层土小得多,这种海底地基通 常称为“硬壳层”。我国渤海湾等海域常会遇到“硬壳层”下有很厚一层软弱的 淤泥质土层。在这种地基条件下,仅仅满足上层土的强度要求是不够的,必须详 细校核软土层的承载能力。 强度较低的软土层称为软弱下卧层,其对地基承载力有重要的影响,往往起 着决定性作用。理论上考虑软弱下卧层影响的方法有两种,一种是先验算上部硬 壳层的承载能力,再验算软弱下卧层的强度,这也是《建筑地基基础设计规范》 推荐的方法【l 6J;另一种是考虑软弱下卧层对整个地基承载力的影响,验算双层地 基承载力。前一种方法比较实用,后一种方法比较全面,但在工程设计中,应用 后一种方法还需要进行研究,对某些参数的取法作出规定。


,l、

《建筑地基基础设计规范》推荐的方法…】 这种方法将基底的压力扩散到软弱下卧层的顶面,然后校核在软弱下卧层顶

面处的应力是否小于软弱下卧层的承载力。方法的适用条件是:上层土与软弱下 卧层的压缩模量比值大于或等于3。 《建筑地基基础设计规范》规定,当地基受力范围内有软弱下卧层时,应按

14

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

下式计算:

吒+%≤f-
式中,盯.一软弱下卧层的项面处的附加应力设计值,l【Pa;

(2-8)

几一软弱下卧层的项面处土的自重应力标准值,kPa:
f一软弱下卧层的顶面处经深度修正后的地基承载力设计值,kPa。
如果满足上式,则承载能力满足要求,此处海底地基可以作业。如果不满足 上式,则该处海底不适合作业。如果在桩靴设计阶段计算时不满足上述条件,可 采用扩大桩靴底面积降低基底压力的方法(见图2-6)。




艟盹 \


上拇硬层 ntg@ 软弱下e}层

????????????I??



,l j. .1 i l l H i l i』1. ,H,
Ht90 B和L

图2-6《建筑地基基础设计规范》方法地基破坏示意图 表2。l压力扩散角取值参照表

作用在桩靴底面处的附加应力异=P—c以扩散角0向下传递,均匀地分布 在下卧层上,“硬壳层”起到应力扩散作用。根据扩散后作用在下卧层顶面处的 合力与扩散前在基底处的合力相等的条件,即:


PoA=o-._A

(2-9)

式中,彳一基底底面积,m

2;

彳’一基底底面积扩散到下卧层项面处的面积,m
从而可求得软弱下卧层项面处附加应力矿的计算:

2。

吒=PoA/A
对于矩形基础,有:




(2—10)

盯:=(P一仃。)B叫【(召+2HtgO)(L+2HtgO)J
式中,矿一桩靴底面处土的自重应力,kPa; 日一桩靴基础底面至软弱粘土层顶面的距离,m;

(2-11)

乡一压力扩散角,可按表2.1选取,表中E。。为上层土压缩模量,E,:为下

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

层土压缩模量,当日≤0.25B时,取秒=0。,必要时通过试验确定;其他符号同 式(2—1)。

2、H锄a和Meyerho仂‘法【13】
本方法是fl:lHanna和Meyerhof-T"1980年根据模型实验结果提出的。如果均匀 厚砂层的极限承载力远大于软土层的极限承载力,当钻井船桩靴坐落在砂层顶面 或位于砂层内时,下卧粘土层阻止砂层发生冲剪破坏的极限承载能力可用近似理 论求得。

图2-7

Hanna和Meyerhof方法地基破坏示意图

海底面

..................................L
软粘土层

图2—8

Hanna和Meyerhof公式

图2.7右半表示出均匀厚砂层破坏的情况;左半表示层状地基结构的破坏情 况,在极限载荷下,形状近似于截头锥体的砂体被向下推入到软土层中,此时砂 土的内摩擦角和软土的不排水粘聚力在混合的破坏区中是变化不定的。 当上层为砂土而下层为粘土且桩靴插入为图2.8(a)所示情况时,圆形桩靴 的半经验计算公式为:

q。=6s。+2y7-12(1+20/H)SKstg缈/B+7’V/A
的半经验计算公式为:

(2?12)

当上层为砂土而下层为粘土且桩靴插入为图2.8(b)所示情况时,圆形桩靴

q。=6s。+2H(Hr[+2杉)DSKstg缈/B+厂’VIA 式中,s,。一下卧粘土层的平均不排水抗剪强度,kPa; 矽一砂土的内摩擦角,deg; S一形状系数,保守可取1.0;
16

(2—13)

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

K。一冲剪系数,此处取1.0;其他符号同前。
将公式计算出的双层地基极限承载力和钻井船桩脚最大预压荷载相比较, 判断穿刺发生的可能性。国外资料报道,Hanna和Meyerhof公式在墨西哥湾得到 较好的验证。 3、投影面积法[14-15】 与Hanna和MeyerhoP法不同,投影面积法分析砂土覆盖软粘土层状地基承载 力时未考虑冲剪阻力因素。在这种方法中,考虑施加在硬土层上的桩靴荷载以一 定纵横比率向下扩展,施加在粘土顶面的一个等效基础上。等效基础的形状及总 荷载均与实际基础相同,只是面积按比例扩大。分析时计算在等效基础作用下粘 土层的承载力是否大于所施加的荷载,以判断穿刺能否发生。



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等勉基础

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图2—9投影面积法

试验结果表明,破坏区具有截头圆锥的形状,斜面与垂直线的夹角为O,如 图2.9所示。根据应力扩散原理,考虑下卧粘土层影响下的砂层中的桩靴承载力g。 为:

q。=6s。11+0.2D'/(B+2HtgO)]x【(B+2HtgO)/B】‘+Dy’≤q,
考虑桩靴顶面全部被土回填,公式应改为:

(2-14)

q。=6s。【1+o.2D'/(B+2HtgO)]x【(B+2ntgO)/B】‘+厂7v/A≤q。
式中,D7一海底泥面到软土层顶部的距离,m;

(2-15)

qt一将上部砂层作为单一地层时的极限承载力,由式(2.4)可得,其余符
号同前。 上述公式中的压力扩散角护是分析穿刺可能性、预测插桩深度的重要参数。

我国国家标准《建筑地基基础设计规范》(GB50007—2002)认为,0与上下土层

的压缩模量和驯B值有关【161。实际分析中常采用Young和Focht提出的3:1投影
面积法,即认为tgO=1/3(8=18.40)。2:1法则建议荷载以纵横LL2:1的比率通过 砂层向下扩展,取t98=1/2,是以弹性方法计算土中应力分布的近似解。在渤海 海域,当硬层为砂土时,一般取tgO=1/2;当硬层为粘土时,一般取t98=1/3。 Baglioni等认为:当砂层厚度小于桩靴直径的2.5倍时,密实砂中的0角要比

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

松散砂的口角大,说明秒的大小与内摩擦角伊成正比,从而假设秒=缈用于计算, 并且当穿刺发生时全部载荷将在破坏区的范围内转移到等效基础之上【171。 4、Brown和Meyerhof方法【13】

上层为硬粘土层而下层为软粘土层时,可用Brown和Meyerhof提出的计算公
式,式中符号同前。

q。=3smH|B 4-6s西+矿y|A

(2—16)

2.5.3穿刺分析
自升式钻井船基础穿刺,是指钻井船在升船插桩过程中,桩靴基础遇到硬土 层之下存在软土层的层状地基,当桩靴施加的压载超过层状地基承载力时,地基 土发生冲剪破坏,桩靴穿过硬土层进入软土层后,由于承载力大幅度下降,造成 钻井船桩靴的迅速下沉现象。一旦穿刺发生,就可能引起桩腿损坏,船体倾斜, 甚至翻沉。因此,在硬一软层状地基发育海区,钻井船桩靴基础的潜在穿刺危险 时是钻井船安全的严重威胁。 层状地基的极限承载能力取决于软粘土层的承载能力,与硬土层的厚度及 上、下土层的相对强度有关。大多数的穿刺破坏发生在升船和预压阶段,若上部 硬土层在开始升船阶段有足够的桩靴承载力,而在随后的预压或风暴阶段承载力 不足,造成桩靴突然穿入下部软土层,这种情况认为是最严重的事故。实际发生 穿刺时,多数情况下仅仅一条桩腿出现突然快速下沉,造成结构破坏甚至引起船 体倾覆。有穿刺危险的层状地基可以分为两类: 有软弱粘土层; (a)硬粘土层(有限厚度)下

(b)砂性土层(有限厚度)下有软弱粘土层。经研究发现,穿

刺破坏与上层土相对桩靴直径的厚度和上、下土层的相对强度有直接关系【l 9】。 穿刺分析时,各种方法讨论的都是层状地基土的极限承载力问题。由于分析 时的诸多不确定因素和出于对钻井船安全的考虑,选取适当的安全系数是必要 的。考虑到自升式钻井船作业为短期行为及穿刺分析时对土的参数已经做了一定 折减,因此在实际工程中选用安全系数1.5作为判断穿刺发生的标准。若计算的

安全系数不小于1.5,认为穿刺不可能发生,否则将有穿刺的危斟14】。
当运用穿刺安全系数评价自升式钻井船的适应性时,可采用预压载的方法进

行计算滞J。桩腿的预压荷载是根据钻井船在各种工况下的最大对地比压计算的,
因此可以将预压荷载视为桩腿最大设计荷载,则可接受的安全系数为: 邯


在硬土层中计算出的最大承载力、,。 …。 桩腿预压荷载

…~

,.,一、

当安全系数B≥1.5时,则确定井位是适合钻井船插桩作业的:当1.2<乓 <1.5时,只要最小计算安全系数B。;。不小于1.2,那么本井位仍可认为适合钻

井船插桩作业,即:
.Fs

一。 rain-----塑囹篆豢瓣丛塑扎2
桩腿预压荷载

2.6预压分析

预压【2l】是预先施加垂直荷载,使平台桩靴的对地压力预先达到设计预压值。 然后恢复正常荷载的过程。如果在预压状态下地基能保持稳定,则认为海底地基 具有足够的承载能力。因此,预压是保证自升式钻井船地基稳定性的重要措施, 而地基稳定性是保证作业安全的基本条件。 自升式钻井船在完成插桩升船过程后,主体升离海面,在作业状态之前,船 不再继续升高,而与水面保持较近距离,开始预压。预压通常有两种方法,一种 是灌注压载水预压,一种是自重预压。对三桩腿自升式钻井船,需要对船的压载 舱内注入海水,以提高桩靴对地的压力;四桩腿自升式钻井船,则利用其自重, 采用对角两组桩靴轮流施压的方法,提高对地的压力。具体方法是将四个桩腿分 为两组,每对角线上桩靴编为一组,操作升降装置,通过减小一组桩靴对地压力 来实现另一组桩靴对地压力的增加。两种预压方法都可达到预压的目的。 在预压加载的过程中,桩靴的对地压力不断随着荷载的增加而逐渐增加。在 承载力较低的粘性土海底地基中,桩靴入泥会不断增大,地基土不断发生破坏, 破坏机理与升船过程桩靴入泥时相同。一般情况下,预压时间应尽量长,目的是 使桩靴下的地基土尽量地固结,通常预压加载保持在12h以上。

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第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

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2.6.1预压的作用
预压是解决地基承载能力不确定性的最好、最简单的方法,相当于做了一次 实地承载能力检验试验,能确切地检验海底地基是否具有承受最大荷载的能力。 此外,在预压力作用下,桩靴下的地基土可能会进一步固结,部分孔隙水可能渗 出,从而有利于提高地基的承载能力。预压的顺利完成保证了地基的承载能力。 对于海底土无法采用陆地上的现场荷载试验法获得较为真实的地基承载能 力数据,其土力学参数主要通过海底取样和常规试验获得。由于海底取样和试验

中的干扰因素较多,得到的这些参数有—定的误差,无论是采用经典土力学方法
或者计算土力学方法,土力学参数的误差导致承载能力和稳定性计算结果都存在 较大的不准确性,再考虑到土力学本身非常复杂,使得在敏感区域的地基承载能 力的计算确认更加困难。 对于三桩腿平台,海底地基承载能力更为重要,在风暴状态下,一旦一条桩
19

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

腿失稳,平台可能会整体倾斜,桩腿和升降装置损坏,甚至断掉桩腿。四桩腿平 台情况要好于三桩腿平台,如果一条桩腿失稳,还有其他三条桩腿支撑,破坏的 严重性会小一些。因此预压的成功是保证自升式钻井船抗倾能力的基础。 预压对于承载能力较弱的海底地基尤为重要,对于粘性土地基的预压是必要 的,在软粘土中,桩靴会发生较大的入泥,正常情况下,足够预压是预防承载能 力失效破坏最有效的方法;而对于较硬的密砂和硬土地基预压,实际意义不大, 因为其地基的承载能力富余较大,自升式钻井船无论是插桩升船,还是预压,桩 靴入泥量都非常小。 预压荷载到底多大合理,主要考虑三个因素:荷载的大小、方向和性质;地 基土的性能;桩靴的几何尺寸和形状。预压荷载是重力荷载,接近于静止荷载, 施加的方向是垂直向下的。但是简单地将最大垂直荷载叠加作为预压荷载的方法 是不合理的。预压荷载的确定应该包括桩靴对地最大垂直荷载、水平荷载和作用 力矩三者共同作用的结果。

2.6.2地基稳定性分析
预压荷载确定后,需要进行地基稳定性分析。要保证在预压过程中地基土有 足够的承载力,一要防止因入泥过大,造成拔桩困难;二要防止桩靴坐落在薄的 硬壳层覆盖厚的软土层时突然穿透硬壳层下降,损坏桩腿和结构。胜利六号平台 在渤海湾作业时,因预压过量,桩靴入泥9m,采用强力喷冲的方法也未能拔出 桩靴,一年后动用挖泥船将桩靴顶部的泥土挖出后才将桩靴拔出。 预压过程中,桩靴可能会进一步入泥,对于承载能力较高的砂土和粉土,其 入泥量比较小;对于承载能力较弱的粘性土,其入泥量则比较大。地基稳定性的 基本要求是控制桩靴在一定入泥深度内地基土有足够的承载能力,预压的入泥量 必须小于规定值,将规定入泥深度对应的设计承载力计算出来与设计荷载进行比 较。

2.7自升式钻井船桩靴入泥分析 2.7.1桩靴入泥的基本过程



1、分析和控制桩靴入泥深度的重要意义【22】 (1)入泥深度影响船的安全性和机动性,参见图2.10。

①桩腿长度、作业水深已定时,桩靴入泥深度越大,气隙高度越小。
②入泥过深,拔桩困难,船的机动性不好甚至会有危险。

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

(2)入泥深度影响建造成本

①最大作业水深给定后,桩靴的设计入泥深度越大,桩腿的设计长度越大。 ②相同桩靴尺寸,入泥深度越大,所需拔桩力越大,船体主尺度、重量、
升降装置的能力、桩腿直径等都就要增大,船的造价增加。

⑧限制了入泥深度就等于限制了作业的海域和海底工程地质条件。

图2.10自升式钻井船工作水深、入泥示意图

在自升式钻井船操作手册中,入泥深度控制非常重要,通常作为限制条件给 出。我国有关规范没有给出计算方法,国外也没有相关的可以直接计算的方法。 文献[23,24]比较了自升式平台现场测量的入泥深度和极限承载力公式计算的入 泥深度,结果显示极限承载力公式计算结果有较好的参考价值。 自升式钻井船与独立桩腿自升式平台相比有类似之处,但自升式钻井船的桩

靴尺寸相对较大,对地压强和入泥深度大大小于一般独立桩腿自升式平台,是一
种典型的浅基础,用浅基础极限承载力公式更加适合,更具参考价值。文献[24] 认为按Skempton公式计算的地基极限承载荷载与实际接近。 2、桩靴入泥的基本过程

时闻)

图2—1 1桩靴与地基土相互之间作用过程的压力变化示意图

桩靴入泥主要发生在升船阶段,升船阶段都选在风、浪、流都比较小的时候
21

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

进行,因此,在桩靴入泥过程中,桩靴和地基承受的荷载主要作用在垂直方向, 环境荷载产生的水平作用力比较小。 参见图2.11,自升式钻井船的桩靴入泥过程主要发生在插桩(升船)、预压 和作业自存三个阶段,但入泥量的主要部分发生在插桩和预压两个阶段。 (1)插桩过程中的入泥 插桩过程就是船的重量由漂浮状态过渡到海底支持状态的过程,由浮力支持 过渡到由桩腿和桩靴支持的过程。 图中0.a段,在预定作业位置,下放桩腿和桩靴,使桩靴接触到海底,刚接 触时,桩靴对海底压力为零,桩靴基本没有入泥,如图中。点。继续向下方桩腿, 入泥不断加大,进入插桩过程,随着桩腿的不断下放,桩靴对海底地基的压力逐 渐增加,入泥不断加大,船体的重量荷载逐渐向桩腿和桩靴转移,船体的吃水减 少,被逐渐上举,最终升离海面。与此同时,在大桩靴不断入泥的同时,海底地 基土提供的向上的承载力也在持续增大,当地基提供的承载力等于桩靴对地基的 压力时,入泥停止,升船阶段结束,如图中fl点。 (2)预压阶段的入泥 为确保地基有足够的承载力,通常需要采取预压措施。预压是预先使独立大 桩靴的对地压力达到或超过作业过程可能出现的最大压力。预压过程中,船体始 终保持在水面以上,随着预压荷载的不断增大,桩靴对海底地基的压力逐渐增大, 桩靴会继续入泥,当地基的承载力再次等于桩靴对地的压力时,桩靴入泥再次停 止,见图中a.b段。通常,预压状态保持一段时间,如图中b.c段。预压后,卸掉 预压荷载,恢复正常荷载状态,如图中c.d段。 (3)作业和自存阶段入泥 在作业和自存状态,桩靴的对地荷载小于或等于最大预压荷载,但由于环境 荷载和部分的可变荷载为动荷载,桩靴有时会产生小量的沉降入泥。 fg段为降船阶段,g-h.i段位拔桩阶段,不考虑入泥。

2.7.2桩靴入泥的组成
桩靴入泥包括三种沉降:瞬时沉降、固结沉降和次固结沉降。 (1)瞬时沉降:发生在快速加载的升船和预压阶段。瞬时沉降是桩靴沉降

入泥的主要部分。瞬时沉降是由土体产生的剪切变形引起的沉斛24】。
(2)固结沉降:发生在整个支撑状态过程中。桩靴产生的附加应力使土体的
孔隙压缩而产生的沉降幽J。对于粘性土壤,固结沉降很小。对于非粘性砂质土, 固结沉降较多一些,但总沉降量不大。 (3)次固结沉降:在整个支撑状态过程中都可能发生。地基被施加荷载后经

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

历较长时间,土体中超孔隙水压力完全消散,有效应力不变的情况下,由于土的

固体骨架长时间缓慢蠕变产生的沉斛241,这部分沉降量较小。 2.7.3桩靴入泥深度的估算方法
1、计算方法分析[221 (1)船级社规范 《海上移动式平台入级与建造规范》中没有计算桩靴承载力的方法。《海上 固定式平台入级与建造规范》中有计算桩基平台桩的承载力方法。桩的承载力分 为两部分,一部分为桩的表面摩擦阻力,一部分为桩端的承载力,其中在粘性土 壤中桩端的承载力为地基抗剪强度的9倍。这个计算方法对固定平台有其合理性, 因为固定平台的桩通常较长,插入海底数十米深处,深处泥土的强度较高,承载 能力较大,加上桩在被打入过程中,端部的泥土被强力挤压,密度较大,因此取 用较大的桩端承载力系数是可以的。而自升式钻井船桩靴入泥浅,没有被强力打 入的过程,失去了上述两个基本条件,利用固定平台桩端承载力的计算方法显然 不合适。 (2)《建筑地基基础设计规范》 陆地建筑基础沉降过程与桩靴入泥过程地基土变形的机理不同。《建筑地基 基础设计规范》主要用于计算固结沉降。 首先,陆地地基的设计承载能力是足够的,陆地基础不允许出现过大的沉降, 沉降量限制在非常小的范围之内。其次,陆地基础沉降时间长,沉降量小,通常 发生地基土层孔隙压缩变形,以固结沉降为主,计算方法基于泥土的初始破坏。

海上桩靴入泥是动态过程,在桩靴入泥停止之前的过程中,地基的承载能力
始终处于不足状态。再者桩靴入泥速度快,时间短,在粘性土中入泥深度较大, 通常不发生地基土层孔隙压缩变形,以瞬时沉降为主,在停止入泥的时刻,地基 的承载力刚好等于桩靴的对地压力。因此,《建筑地基基础设计规范》不适用于 桩靴入泥计算分析。 (3)承载力公式 承载力公式有三种,临塑载荷、临界载荷和极限载荷公式。 临塑载荷是指在桩靴载荷作用下,地基中刚开始产生塑性变形时,桩靴底面 单位面积上所承受的载荷。临界载荷是指在桩靴载荷作用下,地基产生的塑性变 形范围控制在一定限度时,桩靴底面单位面积上所承受的载荷。极限载荷是指在 桩靴载荷作用下,地基中产生的应力达到极限平衡时,桩靴底面单位面积上所承 受的载荷。 桩靴在入泥过程中,对地基产生的压力始终大于地基土的极限承载力。桩靴

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

入泥停止时,地基的承载力刚好等于桩靴的对地压力,此时,桩靴底部的地基土 大部分处于塑性区。因此,桩靴的入泥深度估算不宜使用临塑载荷和临界载荷公 式,而应该使用极限承载力公式。本文将桩靴入泥过程看作基础埋深增大的过程, 使用经典土力学极限承载力理论公式。
2、

桩靴入泥深度的估算【22】 桩靴入泥主要发生在自升式钻井船升船和预压阶段,这个阶段地基主要承受

垂直荷载,水平荷载所占的比例非常小,可以忽略。 参考自升式平台已有的研究方法,土力学地基极限承载力理论公式采用的 Tersaghi条形基础极限承载力公式【251,对于深度方向土层不均匀的情况有:
(2—19)

q。=cNc+y[DNq+I/2r;BN, 式中,c一土的粘聚力,kPa;

一一桩靴基线以上土的有效重度,lN/m3;

以一桩靴基线以下深度B的土的有效重度,Ⅲ/m3;
D一若桩靴顶面没有覆土回填,海底泥面到桩靴基线的距离,若桩靴顶面
被覆土回填,取桩靴的平均厚度h,m;其余符号同前。 (1)不排水条件的粘性土,内摩擦角矽=0,极限承载力公式可改为:
q。=cNc+厂D (2—20)

式中,c一桩靴下0.7B深度处土的平均抗剪强度(kPa),0.7B深度内土壤抗剪
强度的变化范围在士50%内;Nc的计算参见式(2.2)和(2.3)。 (2)完全排水条件的砂土,粘聚力c=0,极限承载力公式可改为:

q。=y;SqDNq+1/2y'2SrBNr 式中,£,S,一形状因素。
长方形桩靴的承载力公式:
q。=yDNq+0.4y29Nr

(2-21)

(2—22)


(3)双层或多层粘土

遇到双层或多层粘土时,可用Brown和Meyerhof's方法,参见式(2.6)。如 果其中一层为粒状土时,可以用等效的方法算出当量粘土的抗剪强度,再用上述 公式计算承载力,参见式(2.7)。

2.7.4桩靴入泥深度计算分析举例
为方便计算,桩靴简化成长方体,h是桩靴平均高度,D为长方体桩靴基线 到泥面距离,如图2.12所示。 1、粘性土情况,估算典型自升式钻井船Classl45可能的入泥深度 已知单只桩靴设计最大对地压力Q桃=1451kN,桩靴宽度召=3.6m,桩靴长

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

度£=7.2 m,桩靴平均高度h=0.5 m;A=B。L;粘性土的有效重度y’=7 l烈/m3; 地基土粘聚力C随深度增加,C=6.3+1.4D。 按Skempton公式,如果桩靴入泥后,项面被覆土回填,则使用式:

留。l=5.0c(1+0.2D/B)(1+o.2B/L)+7锄
如果桩靴入泥后,顶面没有覆土回填,则使用式:

q。2=5.0c(1+0.2D/B)(1+o.2纠£)+yD 由计算知,桩靴可能入泥在1.33"-,1.96之间,接近1.5m。此处土的粘聚力在
8.4"---9.1 kPa之间。

图2.12桩靴入泥状态示意图

2、非粘性土情况,估算Classl45船可能的入泥深度 已知设计参数同上述粘性土情况。以渤海湾胜利油田胜海6井位海底土工程 地质为例,上层土O~2.6m为粉土,有效容重/=9.9 kN/m3,内摩擦角?p=200, 承载力系数N=
o。

6.4 ,Ⅳ。= 5.4

将数据Nq,M,B和y代入公式(2-22)得:D=0时,q。=77 kPa,总承
载力Q=吼?B?L=1995kN。 因为Q=1995 kN大于Q嗽=1451kN,可以认为Classl45船桩靴的入泥深度为
零。但实际0一-,2.6m深度范围内的粉土强度不一样,表层比较松散,实际桩靴有 比较小的入泥。 3、入泥计算分析


在承载力较高的砂性土或粉土上,自升式钻进船桩靴的入泥深度较小。在承 载力较弱的粘性地基土中,入泥深度一般较大。 (1)粘性土中,土壤的粘聚力总是对入泥深度影响最大,应注意抗剪强度 与入泥深度的关系;桩靴的形状对入泥深度也有一定影响。 (2)在非粘性土中,对地比压小于100 kPa的自升式钻井船入泥深度不会大。 当桩靴的宽度曰足够大时,桩靴入泥量很小;内摩擦角足够大时,桩靴入泥量也 很小。

第二章自升式钻井船桩靴承载能力分析

2.8本章小结

1、土力学地基承载能力分析 自升式钻井船桩靴极限承载能力的计算,与陆上建筑物地基土承载能力的计 方法有所不同,计算公式经过了简化。并且在某些方面带有一定经验性,对于不 同地基土,采用不同的公式进行计算。 (1)均质粘土层上桩靴极限承载能力按Skempton公式进行计算;砂土层采 用Terzaghi和Peck公式;粉土层桩靴承载能力的计算主要基于对粉土排水属性 的判断:分别按砂土或粘土层的方法进行计算。 (2)多数层状地基可以简化为双层土,遇到双层或多层粘土地基时,可以 使用Brown和Meyerhof's方法。分层结构的极限承载能力取决于软粘土层的承 载能力,与硬土层的厚度及上、下土层的相对强度有关。 当遇到上下层地基土的强度和承载能力相差较大的情况,特别是上层厚度较 小时,可以使用《建筑地基基础设计规范》方法、Hanna和Meyerhof的方法和 投影面积法等几种方法校核。 (3)层状地基的工程特性是复杂的,影响层状地基承载能力的因素还包括 桩靴的几何要素、土层的分布和性质、载荷的大小等。是否可能发生突然穿刺的 实质是分析地基是否有足够的承载能力。 2、预压分析 预压是检验垂直承载能力的最直接有效的方法,可以结合经验公式使用。在 密砂和硬土中,一般不需要严格的预压;对于软粘土,预压的意义重大;对于软 土覆盖在硬土上的情况,适量预压可以使桩靴落在硬土层上,这时,允许入泥深 度适当增加。

3、入泥深度分析
研究表明,现有自升式钻井船及其桩靴尺寸对粘性土、砂土和粉土海底地基 有较好的适应能力。 经典极限承载力计算公式估算入泥深度的方法简单,在工程应用中有较好的 参考价值,但公式中包含经验因素,预测的入泥深度范围比较宽,在实践中修正 非常重要。

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

3.1概述

自升式钻井船桩靴入泥是一个稳态贯入过程,它不同于一般的静力问题,也 有别于动力问题。在采用有限元方法进行数值模拟计算时,应考虑到如下几个方 面的问题: (1)大变形和非线性 桩靴的贯入使桩周一定范围内的土体产生较大位移,如果按经典的有限元方

法计算,会产生较大的计算误差。所以应该采用连续介质的大变形理论,即采用
能够处理包括几何非线性和材料非线性问题的方法计算。 (2)桩土接触面的模拟 桩土接触面的处理是模拟桩靴贯入过程的一个关键问题,许多学者对此进行 了探索。Mabsout和Tasoulast28】采用滑动面算法模拟沉桩过程,能够较好地反映 桩土接触面的实际情况。在沉桩过程中,桩土之间的接触面积比较大,属于面面 接触。并且,由于桩身具有一定的粗糙度,对土有粘滞作用,因此,在桩被压入 土体的过程中,桩与土体的真实边界并不一定处于两者之间。更重要的是,桩与 土之间产生较大的滑动,处理这一类问题,最好采用拉格朗日乘子法。 (3)桩周土体的本构关系 土体的变形规律是很复杂的,如非线性变形、弹塑性体积变形、剪胀性等, 此外,土体受载的应力路径、应力历史和固结压力等对土体的变形均有显著的影 响,土体的应力应变关系必须采用合理的本构关系来描述。 目前已提出大量的土体本构关系模型【291,主要有两大类:一是弹性非线性模

型,它以弹性理论为基础,在各微小的荷载增量范围内,把土看成弹性材料,从
一个荷载增量变化到另一个荷载增量,通过弹性常数的变化来模拟土体的非线性 特性。其中Duncan.Chang模型应用较广,这种方法还不能十分合理地反映土体 的变形特性;二是弹塑性模型【30】,认为土体的变形包括弹性变形和塑性变形两部 分,把弹性理论和塑性理论结合起来建立本构关系,其中Mohr-Coulomb和 Drucker-Prager模型应用较为广泛。这种方法近来已成功模拟了土体变形的一些 特性,越来越被工程界所采用。 (4)固结问题 桩靴入泥的过程同时也是桩周土体重塑的过程。土体在压桩过程中产生了较
27

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

大的超静孔隙水压力,随着时间的推移,孔压将逐步消散。 鉴于难以用静力法准确模拟自升式钻井船桩靴桩稳态贯入的全过程,本文运 用有限元程序ABAQUS/Standand进行小应变分析,借助于非线性、弹塑性、接 触面等计算技术,在不同深度上分段贯入,采用连续分段分析的方法能够模拟压 桩这一动态过程。在此基础上进而可以分析压桩结束后桩周土体孔隙水压力消散 的规律。 在一般荷载作用下,分析粘性土中浅基础时,通常按不排水条件处理。荷载 刚开始作用时,总应力由孔隙水全部承担。排水时,土体体积改变,应力开始由 孔隙水向土体骨架传递,这个过程称为土的固结。在桩靴贯入过程中无法确定土 骨架承担的应力(有效应力)大小,为了简化模型的复杂性,通常的做法是进行 桩土相互作用的总应力分析。

3.2

ABAQUS中土的弹塑性模型
土是弹塑性介质,在连续介质力学理论的范畴内,两种塑性理论可用于分析

土的应力应变过程,一种是塑性型变理论,一种是塑性增量理论。在塑性形变理 论中,给出的是塑性应变与瞬态应力的关系。在塑性增量理论中,给出的是塑性 应变增量与应力增量之间的关系。形变理论有很大的局限性,它不能反映加载历 史对应力应变关系的影响,塑性增量理论能克服这些不足。所以,土的弹塑性本 构模型主要建立在塑性增量理论基础上,用于描述稳态材料的塑性变形过程。 塑性增量理论又称为塑性流动理论,它把塑性变形看成是非线性的塑性流动 过程。塑性增量理论基于以下假设:各向同性材料小变形情况下,变形过程任何 阶段应变增量可以线性分解为弹性应变和塑性应变增量。

根据弹塑性理论,总应变可分成弹性应变和塑性应变两部分,其中弹性应变 可采用虎克定律计算,塑性应变可采用塑性增量理论计算,对于塑性应变计算,
需要作出三方面的假定: (1)破坏准则和屈服准则:破坏准则是材料在破坏前能达到的极限应力状 态,而屈服准则是确定塑性变形开始时的极限应力状态,当材料的应力状态超过 屈服准则定义的极限时,材料出现塑性应变。


(2)硬化准则:确定材料硬化后塑性变形进一步发生时应力状态服从的规

律。

(3)流动准则:确定塑性应变增量与应力状态及应力增量之间的关系,表
征塑性应变增量与屈服面相交的法则,分为关联流动法则和非关联流动法则,不 同的弹塑性模型具有不同的假定形式。

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

3.2.1

Mohr-Coulomb模型

ABAQUS中Mohr-Coulomb模型plJ主要适用于在单调荷载下以颗粒结构为特 征的材料。其本构模型是经典Mohr-Coulomb屈服准则的扩展,采用Mohr.ColIlomb 屈服函数,包括粘聚力的各向同性的硬化和软化,但该模型的流动势函数在子午

面上的形状为双曲线,在万平面上没有尖角,因此势函数完全光滑,确保了塑性
流动方向的唯一性。由于Mohr-Coulomb模型的塑性流动法则是非关联的,必须 采用非对称求解器。

t’

——

一/厂。
oi
ot





03

a3

一郇警一
图3-1 Molar-Coulomb模型屈服准则

Mohr-Coulomb模型的屈服准则如图3.1:
f=C+盯tan缈

(3.1)
(3.2)

屈服准则亦可表达为:J+%sin—ccosfp=0 式中,s=1/12(o",一巳);%=1/2(o',+吧); ≯一内摩擦角; 仃一受力面上的正应力;

c—粘聚力;
当土体任意一点在某一平面上的剪应力达到或超过土的抗剪强度时,发生剪

切破坏,该点即处于极限平衡状态。根据摩尔一库伦理论可以得到土体任意一点
的剪切破坏条件。M.C准则中可以用曲线表示伊随盯值的增加而变化情况,但在

静水压力不大的情况下,可认为妒为常数。应变的构成包括弹性应变如“和塑性
如∥应变两部分,即d占=d占引+ds"p/。
3.2.2

Drucker-Prager模型

ABAQUS程序中使用的是扩展的Dmcker-Prager模型[31】。Drucker-Prager模 型的屈服准则取决于屈服面在子午面内的形状。:i生ABAQUS/Standardqb,屈服

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

面可以为线性、双曲线或指数函数形式,因此,Drucker.Prager模型具体分为线 性、双曲线和指数三种;而在ABAQUS/Explicitqb,只有线性模型适用。D.P模 型的屈服准则如图3.2所示。

囊》LinearDruckePPragec

F=f一.口啪乒一d=O
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-g

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o)Exponentlornl:F;彝霄。一P—J陆gO

图3?2

Drucker-Prager模型屈服准则

其中,a)为线性D.P模型,屈服准则的表达式为: F=t-ptanfl-d=0
(3.3)

式中,r=三g[,+丢一c?一妻,c号,3];p=一j1
f=昙=去(q一吒);,.3=(q一吧)3;
∥一材料的内摩擦角;

cq+2吧,;g=q一吒;

K一三轴拉伸屈服应力与三轴压缩屈服应力之比,0.778≤K≤1.0。 d一材料的粘聚力,其值与输入的硬化参数以有关。
当硬化由单轴压缩屈服应力定义(单轴压缩条件下的硬化)时,d取值为:

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

d=(1一三3

tan卢.)以(3-4)

当硬化由单轴拉伸屈服应力定义(单轴拉伸条件下的硬化)时,d取值为:

d:(导+昙tan,a)q 、K 3
3.2.3



(3.5)

Drucker-Prager与Mohr—Coulomb模型转换关系

Drucker-Prager与Mohr-Coulomb模型参数之间存在两种转换关系㈤。
(1)基于平面应变下的线性D.P模型与M.C模型之间参数的转换

《0=—1Ld
1-三j

(3—6)

tanp

K2再1面
l+二tan口

@7)

相关准则:

t趾∥2再4r3sinq’


(3-8)

鱼:』坠
√-+{sin2缈
旦:历cos够

一=——;============

(3.9)

\J‘y,

不相关准则:

tanp=43sin‘p

(3-10) (3.11)

(2)基于三轴试验下的线性D—P模型与M—C模型之间参数的转换
这种转换的条件是摩擦角较小,两种模型在三轴拉伸和压缩中提供相同的失 效定义,只适用于能设置不同的拉伸和压缩屈服应力的线性D.P模型中。
(3—12) (3—13)

tan∥:堕
=—— K:—3-s—inq’

口?:2c一竺生

(3.14)

其中线性Drucker.Prager模型参数K不小于O.778,即要求缈≤22。。当实际的 Molar-Coulomb摩擦角大于22。时,取K=0.778。

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对于DP材料,其材料参数给定后,假定土体为理想的弹塑性,其流动准则 可以使用相关流动准则也可以使用不相关流动准则,其屈服面并不随着材料的逐 渐屈服而改变,因此没有强化准则,其屈服强度随着侧限压力的增加而相应增加, 也考虑了由于屈服而引起的体积膨胀,但不考虑温度变化的影响。 值得注意的是,M.C模型破坏面与中间主应力以无关,而D.P模型却与民 有关。由于典型的颗粒状材料的破坏一般与%的相关性很小,所以M.C模型比 D.P模型更适合于颗粒状材料,如岩土等。

3.3

ABAQUS对非线性问题的处理

1、非线性问题分类 ABAQUS擅长处理计算各种不同材料、复杂荷载过程以及变化接触条件的 非线性组合问题,尤其适合岩土工程领域,被称为“国际上最先进的大型通用非 线性有限元分析软件”。 非线性问题可以分为以下三种类型:

(1)材料非线性:即材料的应力应变关系为非线性。土是非常复杂的非线
性材料,在压缩和剪切时,其应力应变关系从加载开始就表现为非线性的特性,

没有明显的弹性阶段和初始屈服点。非线性的应力一应变曲线具有应变硬化(松
砂和正常固结粘土)或软化(密实砂或超固结粘土)的特性。 (2)几何非线性:即位移的大小对结构的响应发生影响,包括大位移、大 转动、初始应力、几何刚性化和突然翻转等问题。桩靴贯入过程桩周土体产生较 大位移,应按非线性问题处理。 (3)边界条件非线性:即边界条件在分析过程中发生变化。接触问题就是 一种典型的边界条件非线性问题,其特点是:边界条件不是在计算的开始就可以 全部给出,而是在计算过程中确定的,接触体之间的接触面积和压力分布随外荷 载变化,同时还可能需要考虑接触面间的摩擦行为。 2、对非线性问题的处理【32】 ABAQUS/Standard应用Newton.Raphson算法求解非线性问题。它把分析 过程划分为一系列的载荷增量步(10ad increments),在每个增量步内进行若干 次迭代(iteration),得到可接受的解后,再求解下一个增量步,’所有增量响应 的总和就是非线性问题的近似解。 对于在非线性分析中的每次迭代,ABAQUS/Standard都形成模型的刚度矩 阵,并求解系统的方程组。每次迭代都等价于进行一次完整的线性分析。所以在 计算成本上非线性分析的计算费用可能比线性分析高许多倍。
32

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

ABAQUS/Standard会自动调整荷载增量的大小,只需在每个分析步中给出 第一个增量步的值,ABAQUS/Standard自动调整后续增量步的值。如果直接给 出初始增量步的值,ABAQUS/Standard会试图将该分析步所定义的荷载施加在 第一个增量步中。在高度非线性问题中,ABAQUS/Standard不得不反复减小增 量步,从而导致占用CPU时间。一般提供一个合理的初始增量值有利于问题的 求解。在默认的情况下,如果在一个增量值的作用下迭代16次以后仍然不收敛, ABAQUS/Standard将放弃当前增量值,并将增量值设置为前一次增量值的25% 重新开始计算,利用比较小的荷载增量来尝试找到收敛的解答。若此增量仍不能 使其收敛,ABAQUS/Standard将再次减小增量步的值。在中止分析之前,程序 默认允许至多5次减小增量步的值。如果连续两个增量步都只需少于5次的迭代 就可以得到收敛解,刽SAQUS/Standard会自动将增量值增加50%进行计算,得 到更为合理的增量值。

3.4桩土接触问题的模拟
土与结构相互作用一直以来都是土力学中的难题。有限元法的应用为解决其 相互作用提供了有效的方法。一般土与基础的相互作用分析有两种情况:(a)假 设土与结构之间只存在力的传递,并没有相对位移发生。这种情况下土与基础可 以看成两种材料组成的连续体,有限元计算简单。(b)土与结构之间不但存在力 的传递,还存在相对位移。由于桩体在荷载的作用下,桩体的底部和侧壁与周围 的土体都有可能发生滑移、分离等现象,因此桩体与土体之间的相互作用是复杂 的接触问题。 接触问题常被划分为第三类非线性问题,解析解大多是建立在Hertz理论基 础上的,但受物体几何、加载形式和界面条件等的限制,使用范围不大,求解精 度不高。而由于计算机的出现与普及,数值计算方法在求解接触问题中有独特的 优势,经过20多年的迅速发展,目前大致分为两大类:一是直接迭代法,其中 包括增量载荷法、罚函数法、Lagrange乘子法、混合有限元法和虚拟接触载荷法; 二是数学规划法,包括连续二次规划法、线性规划、参数二次规划法。

3.4.1接触面间的相互作用
接触面之间的相互作用㈤包含两部分:一部分是接触面间的法向作用,另一
部分是接触面间的切向作用。切向作用包括接触面间相对运动(滑动)和可能存 在的摩擦剪应力。每一种接触相互作用都可以代表一种接触特性,它定义了在接 触面之间的相互作用的模型。

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

l、接触面的法向作用 两接触面分开的距离称为间隙。当两接触面之间的间隙变为零时,即在 ABAQUS中施加了接触约束。ABAQUS中接触压力和间隙的默认关系是“硬接 触”(hard contact),其含义为:接触面之间能够传递的接触压力的大小不受限 制:当接触压力变为零或负值时,两个接触面分离,并且去掉相应节点上的接触 约束。接触点对上接触正压力大小相等方向相反。另外,ABAQUS还提供了多种 “软接触”(softened comact),包括指数模型、表格模型、线性模型等。 2、接触面的切向作用 接触点对的摩擦力采用库伦摩擦(Coulomb friction)定律。临界摩擦剪应

力‰,=以p,其中∥,为静摩擦系数;P为两接触面之间的接触压力。当接触面
的剪应力小于临界摩擦剪应力时,接触面处于粘结状态,接触点对不发生相对运 动。当接触面的剪应力大于等于临界摩擦剪应力时,接触面问出现相对滑动状态, 此时的摩擦力f=膨p,其中肋为滑动摩擦系数,一般鲍≤以。在ABAQUS中 用指数衰减规律来模拟接触面由静摩擦向动摩擦的转换。


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滑动



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《滑移)

图3.3摩擦行为

通常模拟理想的摩擦行为比较困难,故在默认的大多数情况下,ABAQUS 使用一个允许“弹性滑动’’的罚摩擦公式,如图3.3中的虚线所示。“弹性滑动" 是在粘结的接触面之间所发生的小量的相对运动。ABAQUS自动选择罚刚度(虚 线的斜率),因此这个允许的“弹性滑动’’是单元特征长度的很小一部分,罚摩 擦公式适用于大多数问题。对于必须模拟理想的粘滞.滑动摩擦行为的问题,有 限元程序ABAQUS/Standard采用Lagrange摩擦公式。

3.4.2主面与从面的概念.
桩土相互作用过程中,一般模拟桩与土之间的接触行为多是引入接触面单 元,它是有限元计算中模拟接触面变形的一种特殊单元。采用接触面单元需要确 定哪些点的位移连续,这不能精确模拟桩土接触面在变形过程中的实际情况,有

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

一定的缺陷。利用ABAQUS软件提供的主从接触面则能够有效的解决该问题133]。 ABAQUS采用单纯的主面一从面接触算法。这种算法是指在模拟过程中, 接触方向总是主面的法线方向,从面上的节点不能侵入主面的某一部分,而主面 上的节点可以侵入从面,如图3.4所示。为得到有限元模拟的最佳结果,接触面 的选择必须遵循一定的原则【32】:①应选择刚度较大的面作为主面,这里所说的 “刚度”不但要考虑材料特性,还要考虑结构的刚度,解析面或由刚性单元构成

的面必须作为主面:②从面一侧的有限元网格要比主面分得更细致;③主面不能
是由节点构成的面,并且必须是连续的,如果是有限滑移,主面在发生接触的部 位必须是光滑的(即不能有尖角),而且在整个分析过程中,尽量不要让从面节 点落到主面之外(尤其不要落到主面的背面),否则容易出现收敛问题;④一对 接触面的法线方向应该相反,换言之,如果主面和从面在几何位置上没有发生重 叠,则一个面的法线应指向另一个面所在的那一侧(对于三维实体,法线应指向 实体的外侧)。
主面(线段)

7从面(点)

主面的侵入

图3_4主面可侵入从面

在Ad3AQUS/Standard中接触模拟或者是基于表面(surface)或者是基于接 触单元(contact element)。因此,必须先在模型的各个部件上创建可能发生接触 的表面(surface),然后判断哪一对表面可能发生彼此接触,称之为接触对,最 后定义控制各接触面之间相互作用的本构模型。这些接触面相互作用的定义包括 诸如摩擦行为等。当定义接触相互作用时,必须确定相对滑动的量级是小滑移还 是有限滑移,默认的是有限滑移(finite sliding)公式。在有限滑移的分析过程中, ABAQUS/Standard需要不断地判定从面节点和主面的哪一部分发生接触,因此 计算代价较大。如果两个接触面之间只有很小的相对滑动,滑动量的大小只是单 元尺寸的--,b部分,或者希望得到一个更加有效的分析时,则应用小滑移(small sliding)公式。对于小滑移的接触对,ABAQUS/Standard在分析的开始就确定了

从面节点和主面的哪一部分接触,在整个分析过程中这种接触关系不会再发生变
化,因此,小滑移的计算代价小于有限滑移。

3.4.3接触算法
在ABAQUS/Standard@,为接触分析选择单元时,一般来说,最好在构成从

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

面的模型部分使用一阶单元。接触算法如图3.5所示[321。
开始增量

图3—5接触算法

ABAQUS/standard在每个增量步开始时检查所有接触相互作用状态,以判断 从属节点是开放还是闭合。图中P表示从属节点上的接触压力;h表示从属节点 侵入主控表面的距离。如果一个节点是闭合的,那么ABAQUS/Standard要确定 它是处于滑动还是粘结状态。对于每个闭合节点施加一个约束,而对那些改变接

触状态从闭合到开放的任何节点解除约束。然后进行迭代,并用计算的修正值来
更新模型的构形。在检验力或力矩平衡前,ABAQUS/Standard先检验在从属节 点上接触条件的变化,任何节点在迭代后其间隙成为负值或零,它的状态从开放 改变为闭合。任何节点其接触压力成为负值,则它的状态从闭合改变为开放。如 果当前的迭代步中检测到任何接触变化,ABAQUS/standard标识其为严重不连续 迭代,并不再进行平衡检验。 在进行完第一次迭代后,ABAQUS/standard修正接触约束以反映接触状态的 变化,并试图进行第二次迭代。重复上述过程,直到完成迭代而没有接触状态改 变。这个迭代即为第一次平衡迭代,然后ABAQUS/standard开始进行正常的平

衡收敛检验。如果检验失败,将进行另一次迭代。每当一个严重不连续迭代发生
时,ASAQUS/standard将重新设置内部平衡迭代计数器为零,这个迭代计数器用 来确定是否由于收敛速率太慢而必须中止一个增量步。ABAQUS/standard重复整 个过程直至获得收敛的结果。如果严重不连续迭代的次数很多,而只有很少的平 衡迭代,说明ABAQUS/standard难以确定合适的接触状态。对于任何严重不连 续迭代超过了12次的增量步,ABAQUS/standard会默认地放弃,而应用更小的

增量值再进行增量步计算。如果没有严重不连续迭代,从一个增量步到下一个增
量步的接触状态不会发生改变。

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

3.5初始应力场的模拟
在增量分析中,分析域内的应力总是由应力增量加上初始应力而得,即初始 地应力从一开始就影响了分析过程。施加初始应力场,始终要满足下面两个条件: (1)平衡条件:指的是由应力场形成的等效节点荷载要和外荷载相平衡, 如果平衡条件得不到满足,将不能得到一个位移为零的初始状态,此时所对应的 应力场也不再是所施加的初始应力场。 (2)屈服条件:若通过直接定义高斯点上的应力状态的方式来施加初始应 力场,常常会出现某些高斯点的应力位于屈服面之外的情况。超出屈服面的应力 虽然会在以后的计算步中通过应力转移而调整过来,但这毕竟是不合理的。当大 面积的高斯点上的应力超出屈服面之后,应力转移要通过大量的迭代才能完成, 而且有可能出现解不收敛的情况。 有限元计算中初始应力场确定有两种方法。一种是将自重应力公式求得的应 力值直接赋给高斯积分点,其采用的公式为:

g呱:K—ocrz:KoYz}J
g=q= 式中,z一计算点到土体表面的深度; ,,一土体的容重;


@㈣ …~

K一静止侧压力系数。对于正常固结的砂性土,Xo=1一sinqp’;对于正常
固结的粘性土,Ko=0.95一sin’;其中矽’为土体的有效内摩擦角。 另一种是将各单元自重当作唯一的外荷,进行增量计算,计算过程中进行应 力修正,当施加完全部重力时将所求的高斯点应力当作初始应力场。 由于这里考虑的初始应力场就是自重应力场,本文采用以下方法来施加初始 应力场。直接将重力荷载施加于有限元模型,并施加相应的边界约束,计算得到 在重力荷载下的应力场。再将得到的应力场和重力荷载一起施加于原始有限元模 型,便可得到一个既满足平衡条件又不违背屈服准则的没有位移(数量级一般在 10一m以下)的初始应力场。

3.6土体边界尺寸的确定

对于和桩腿相互作用的土体实际是向周围无限延伸的,而在有限元分析中, 需要采用有限边界模拟无限边界。一般常用的方法是从无限延伸的方向截取有限 的边界,假定边界以外土体不受影响,并将截取的边界位移完全约束住。关键的 问题在于如何确定边界的位置,截取多大的计算边界范围才能获得较好的精度,
37

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

一直是不明确的问题。边界范围取得过小.则不可避免地会带来较大的计算误差: 取得过太.导致所需单元增加,求解时间和费用加大,在非线性问题中更为严重, 同时精度也不能得到更好的提高。通常自升式钻井船桩靴贯入海底土中一定深 度,对较粘土可达2~3倍的桩靴直径。文献[19]指出,Hossain等人运用悉尼大 学研发的AFENA有限元程序进行数值分析时,地基土径向取12B,深度取10B
(B为桩靴直径),以保证土体边界完全落在塑性区之外。实际有限元模拟分析 过程中.宣采用试算的方法先确定土体的边界尺寸,本文即按该方法进行。

3.7土体流动状态分析

在竖向荷载作用下,桩靴在均质粘土地基中的贯八过程,可将土体流动状态 分为三个典型阶段。如图3-6为离心机试验结果I“I,其中d为桩靴最大截面基底
的入泥深度。

口=0 58

囤3-6离心机试验土体破坏过程

(1)入泥较浅时.桩靴项面正上方形成一完全开口的孔穴,见图3-6(a)。 此时,桩靴底部正下方土体出现一垂直向下运动的楔形带,竖向范围约l丑,水 平距离达O 8B。同时,桩靴侧面土体开始由水平运动转为向上运动,因此在地

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

基表面靠近孔穴两侧形成明显隆起,变形区沿地表水平距离约1 5~I 6口,发生 整体剪切破坏,属于典型的浅基础破坏形式。

(2)随着桩靴贯入深度的增加,桩周土体开始向孔穴回流,使桩靴项面逐
渐被覆土回填,而上一阶段形成的开口孔穴仍保持原状,见图3-6(b)。研究发 现,孔穴的平均稳定深度H约等于土体开始回流时的深度。土体出现回流的深

度H取决于其抗剪强度s、有效重度,和桩靴直径占,与桩靴的粗糙程度无关。 对单层土的情况,Hossain提出H,D=(s../y’口)o”的线性关系式㈣。 (3)桩靴入泥深度较大时,回流停止,土体在局部区域发生流动破坏,见 图3-6(c)。此时.向下运动的土体楔形带水平范围变为0.5B;地基土变形区沿
地表水平距离变为1 26~1
32B。

根据现场离心机试验,Hassain利用悉尼大学开发的有限元程序AFENA
(Carter and Balaam,1990),按照以下三种可能出现的情况对桩靴八泥过程进行

了小应变分析

工况一:桩靴上部孔穴完全开口}在较硬粘土地基中,桩靴贯入过程未出现
土体回流,如图31(a)所示{

工况二:桩靴上部孔穴被部分回填;土体出现回流,将部分孔穴回填,使孔
穴维持在一稳定深度,如图3—7(b)所示;

工况三:桩靴上部孔穴完全被覆土回填:在较软粘土地基中,桩靴八泥较浅 时,土体就开始回流,无法形成孔穴,如图3.7(c)所示。

∞呻0Pcnc耐#

∞c砷mP砌B《kn咄

n)F1_ⅡBⅡ咖

囤3.7小应变分析考虑的三种孔穴类型

3.8弹塑性有限元计算 3.8.1基本假定
1、不考虑渗流和固结的影响,采用总应力法进行分析计算,土体类型为粘
性土:

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

2、桩靴/桩腿受力问题是空间轴对称的,可化为平面问题,为了简化计算, 采用二维轴对称问题来模拟; 3、桩靴/桩腿材料为钢材,为线弹性体,采用四节点二维轴对称单元CAX4R; 4、土体为连续的弹塑性体,采用Mohr-Coulomb模型,考虑几何非线性和材 料非线性,采用四节点二维轴对称单元CAX4R; 5、桩与土接触采用主动一从面模拟,接触面的摩擦类型为库仑摩擦; 6、桩与土一旦接触就不再分离,也就是处于接触且滑动状态。

3.8.2有限元数值模型


l、计算参数

图3-8桩靴/桩腿示意图

l一.垦..J

j爿

(1)桩靴/桩腿材料:弹性模量E=2.1e+1 1 Pa,泊松比y=O.3,密度
p=7800kg/nlj;

(2)土体:弹性模量E=2.0e+7Pa,泊松比y=0.3,密度P=1800 kg/m3, 粘聚力c=40kPa,内摩擦角伊=00,膨胀角妙=00,边界尺寸径向取50m,深度取
50m;

(3)桩靴/桩腿尺寸:如图3.8,桩腿为圆柱形,直径lm,桩靴平面为圆形, 最大断面处直径B=8m,锥角0=30。,厚度氟=O.5m,平均高度h=1.5m。 地基土和桩靴/桩腿的计算参数,其他的讨论均以此为基础变化。 2、边界条件


根据实际情况,对X=0面施加对称约束,土体侧面约束水平位移,底面为固 定约束,顶面自由。 3、初始地应力平衡



由于桩土之间的相互作用考虑的是库仑摩擦力,摩擦力的大小取决于接触面 之间的正应力的大小,因此必须考虑自重产生的初始应力场的作用。ABAQUS 对初始应力条件的设置不能直接在ABAQUS/CAE中实现,本文具体操作如下: (1)建立好模型、边界条件、接触对和分析步(GEOSTATIC);

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

(2)使用命令mdbmodels[。Model—name。1 setValues(noParislnputFile=ON), 建立没有part的inp文件。然后只施加重力荷载,求解; (3)使用EXCEL编辑求解结果的报告文件(包括全部单元的单元号,s11, s22,s33,s12,s13,s23),只保留结果的数值部分,并将编辑好的文件另存为 逗号分隔文件xxx CSV; (4)在ABAQus,cAE—Mode】 之后、step之前加上:+initial
Edlt

keywords_Model—ham啦材料属性
CSV,重新进行重力

conditions,type=stress,input=xxx

荷载求解.就建立初始地应力平衡。 如图3-9是桩靴埋深d--I 5m时初始地应力平衡结果。

4、荷载施加问题

用有限元模拟静力压入桩的贯入时,常用以下两种计算方式㈨:
(1)力贯八法:在桩顶直接施加压力.使桩向下贯入某一距离,但贯入的 距离较小且不易预先确定。如图3-10(a)所示。此种计算相当于将桩的荷载加 至破坏,使桩产生贯入的静荷载试验。因假定土体为弹塑性材料,加荷过大(超 过破坏值)会导致计算异常,而加荷太小又不能产生塑性应变和贯入,故要通过 试算确定合理的压桩力。

(2)位移贯入法:如图3-10(b)所示,桩贯入的深度为S。此时,桩顶不
需要施加外力,桩的贯入是依靠在桩顶施加的位移边界条件实现的,这实质是使

桩产生向下的运动,该运动对桩周土的作用与桩顶施加外力时一样,故可称为“位
移贯入法”。计算中,将桩预置在一定深度上,然后令其贯入,向下贯入的距离 S_15~20cm。这样大的距离完成后,桩端周围土的受力情况与桩连续贯入到该

—————————皇笙望巳童堡塑型苎墼型型型塑壁墼墨耋壁垄墼篁婴窒
深度时相似。

一………

(b)位移贯入法

图3-10模拟桩贯入的两种方式

等=裟篓警件,求得对桩项向下施加西迸茹,而;茎磊复 纛竺望主黧譬要竺毒,该力的数值扣除--4x排"tc.L秣g'lr":兰蒜轰凳三荔蓉筹
}鐾慧于桩雷入的可舭推算桩靴的承载力等,暮;姜聂y剐9 柽冈fJ警釜翟去竺竺芝兰要墨笔采用主面一从面(Mast阱slaw su‰e)模拟,选 鬻度大的桩体翟竺翌主面(~r ?a韧ve向su阮rfa阳ce斗)窖譬:跬圭要有接触的位置建立接触对,并定支磊蒿磊墨磊

桦萎耄型兽乏苎苎黄笆篓墨的实际贯入过程与静力压入桩沉桩过程具有类似 是。烹喜翟慧坠善篓孕数值模拟。对桩靴的位移获菇’焉聂翥等

s一Ⅷ赫:蓄嚣淼言

性:切向作用为库伦摩擦,摩擦系数∥=o.25,法向作用菇≤f:磊薹甚:?删倩

’一一

一...<.......


/7 _一…一一
一▲一Skempton公式
一一一M-C Model FEM













贯入位移(cm) 图3—1

1桩靴承载力~位移计算结果

42

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

图3.1l为桩靴基底埋深1.5m时得到的极限承载力公式和数值计算结果。设 置参考节点Spud—center为桩靴的底面中点,来考察桩靴的贯入位移。横坐标为 桩靴在地基中的贯入位移,纵坐标为桩靴对地基的垂直压力。 不排水条件的粘性土c=20kPa,内摩擦角矽=0。,其余参数同3.8.2节。其 承载力按Spempton公式(2.20)计算比较合理。

如图3.11所示,承载力一位移曲线初始段为直线,位移增加速度缓慢,土
体在此阶段荷载作用下呈直线变形,此时贯入位移主要是由于土体的压缩变形引 起的;随荷载增加,位移增加速率加快。土体中出现塑性区,贯入位移主要由剪 切和压缩共同引起,此阶段土体处于弹塑性阶段;当荷载达到或超过某一极限值 时,曲线出现陡降段,即使荷载增加很小或恒定,贯入位移也急剧增大,土体中 产生连续破坏面,引起土体的整体剪切破坏。由图看出,当垂直荷载超过140kPa 时,桩靴的垂直位移迅速增大,塑性变形比例大大增加。因此可以预测该深度处 地基承载能力约为140kPa。 由此可见,极限承载力理论计算和ABAQUS有限元模拟两种方法预测的桩 靴承载能力比较接近。A.W.Skempton方法在工程实践中已被验证,因此可以证

实,ABAQUS有限元程序数值计算方法在工程中有较大的参考价值。

3.10单层粘土数值计算结果与讨论

文献[23]指出,如果假定桩靴上部的孔穴被覆土回填,对贯入深度的估计会 更准确。因此,本文假定桩靴项面完全被覆土回填,对桩靴贯入过程进行小应变 数值模拟。这里对桩靴的计算主要是为了定性地分析插桩过程贯入阻力随入泥深 度的变化规律以及各种因素对贯入阻力的影响,从而能够说明压桩力、桩靴承载 力的变化规律。

3.10.1贯入阻力随入泥深度的变化
插桩时,桩靴的贯入造成了桩周土颗粒的挤压和运动,使桩周土体产生变化, 原状土的初始应力状态受到破坏。一般认为,首先是桩靴下面的土体受压缩而变 形,对桩靴产生阻力,随着贯入阻力(或压桩力)增大,桩靴下面土体所受的压 力超过其抗剪强度时,土体会产生剧烈变形直至达到极限破坏。这种极限破坏对 粘性土产生塑性流动,对砂性土产生挤密侧移和向下拖拽。原来处于桩靴下的土 体被向下和向外挤开,桩靴继续贯入到下层土体中。 计算工况:分c=20kPa、c=40kPa两种工况分析桩靴连续入泥过程,其余参

数同3.8.2节。图3.12为两种工况得到的桩靴贯入阻力一入泥深度关系曲线,与
43

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

土体流动的三个阶段是一致的
贯八阻力(削)

^自v避嚣赠<

图3.13地基土剪应力等值线

由以上曲线看出,桩靴入泥较浅时,贯入阻力随入泥深度线性增长,且变化 趋势平缓。由图3—13桩靴基底入泥l 5m时地基土剪应力等值线计算结果可以看 出,随着荷载的增大,桩靴底部正下方地基土很大区域处于塑性区,而底部存在 一个核心三角区.应力相对比较小。贯入位移随荷载的增大呈明显的非线性变化, 土体呈现局部剪切破坏,地基表面出现明显隆起,属于典型的浅基础破坏形式。

随着桩靴继续下沉。土体开始向桩靴顶面回流,贯入阻力随深度快速增长。土体
破坏机理由浅基础形式向深基础转化,剪切破坏区域仅发生在局部范围内。最后, 贯入阻力逐渐趋于稳定,不再随人泥深度的增加而增大,桩靴停止贯八。 比较两条曲线t二者具有相同的变化规律。但是,土体抗剪强度越高,曲线

变化越缓,贯八阻力越大.地基土承载力也越高,与极限承载力公式保持一致。

3.10.2粘土特性参数的影响
l、粘聚力的影响 针对桩靴入泥深度为l B的情况,分别按照粘聚力c=20、30、40、50、60、 80、100、120(kPa)八种工况进行计算,其余参数同3




2节。

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

图3.14为桩靴贯入阻力随粘聚力的变化规律。入泥深度相同时,桩靴的贯 入阻力随粘聚力的增大呈线性增长趋势,与极限承载力公式(2.1)吻合。
蚴0 0 0
{8 0 0 0 ∞ O0 0
27000

至24000 R 盛 <18000 幅
15000 21000

M 00 0
一zI—R区<枢 侣O 0 0
12000 6000 20 40 60 80 100 120 140





10

15

粘聚力(kPa)

内摩擦角(deg)

图3.14粘聚力对贯入阻力的影响

图3.15内摩擦角对贯入阻力的影响

2、内摩擦角的影响 针对桩靴入泥深度为1 B的情况,按照土体内摩擦角妒=00、2.50、50、7.50、 100、12.50、150七种工况进行计算,其余参数同3.8.2节。 图3.15为桩靴贯入阻力随土体内摩擦角的变化规律。入泥深度相同时,桩 靴的贯入阻力随内摩擦角的增大呈线性增长趋势。这与公式中内摩擦角越大,承 载力系数越高是一致的。 3、弹性模量的影响
?

针对桩靴入泥深度为l曰的情况,分别按照土体弹性模量E=8、20、40、60、 80、100(MPa)六种工况进行计算,其余参数同3.8.2节。 图3.16为桩靴贯入阻力随弹性模量的变化规律。E较小时,贯入阻力随E的 增大迅速增加,当E>40MPa时,贯入阻力的变化率逐渐趋于平缓。此时,土体 的刚度比为E/s。=40MPa/40kPa=1000,说明当土体的刚度比超过1000时,承载 力较为稳定。因此工程中常取500作为土体刚度比研究桩靴的承载力问题ll 9】。
24000

至21000


会 邑



三18000
<15000 枢
12000


/7






,/
,/

一<






-,









20

40

60

80

100

120





10

12

14

16

粘土弹性模量(MPa) 图3—16弹性模量对贯入阻力的影响

桩靴直径(m)

图3一17桩靴直径对贯入阻力的影响

45

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

3.10.3钻井船桩靴尺寸的影响
1、桩靴直径的影响 针对桩靴入泥深度为1 B的情况,分别按照桩靴最大截面处直径B=6m、8m、 10rn、12m、14m五种工况进行计算。并根据桩靴直径B的增大将土体边界按照 径向和深度均取6B进行调整,以避免土体的边界效应,其余参数同3.8.2节。 图3—17为贯入阻力随桩靴直径的变化规律。在同一深度处,桩靴的贯入阻 力随桩靴直径的增大呈线性增长趋势,与极限承载力公式(2.1)吻合。 2、桩靴锥角的影响 针对桩靴入泥深度为1 B的情况,分别按照桩靴锥角口=0。、15。、30。、 45。、60。五种工况进行计算,其余参数同3.8.2节。 图3.18为贯入阻力随桩靴锥角秒的变化规律。不难看出,当桩靴基底水平 无尖角时,贯入阻力相对较大;截锥形桩靴有利于减小贯入阻力,更容易将桩靴 贯入地基土中。但是,在桩靴平均高度较小的情况下,桩靴锥角的大小对贯入阻 力的影响程度较小。 3、桩靴粗糙度的影响 按照3.8.2节的计算参数,图3.19为桩靴基底埋深I.5m时得到的贯入阻力 与位移的关系曲线,分别对应摩擦系数∥=O.25和∥=O的情况。由图看出,两曲 线基本重合,说明桩靴的粗糙度对贯入阻力影响甚微。桩靴作用在地基土中时, 底部土体被紧紧压在桩靴下面,因此桩土之间基本没有相对剪切滑移,贯入阻力 以桩端阻力为主。大量研究发现,桩靴的粗糙程度对承载力的影响很小【19】。
贯入阻力(kN)
0 0.0 Z I 17500 3000 6000 9000 12000 15000

-R

目0.1

爱 一<15000 慨 稔0.2 蹬

蠢o.3



10

20

30

40

50

60

0.4

桩角(deg)

图3.18桩靴锥角秒对贯入阻力的影响

图3.19桩靴粗糙度对贯入阻力的影响

3.11双层粘土穿刺数值计算与讨论

在层状地基中,穿刺现象一直是引起自升式钻井船基础破坏的主要原因。产

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

生的后果包括桩腿和升降系统的结构破坏,以及钻井船的完全失效。有穿刺危险 的层状地基可咀分为两类: (a)硬粘土层(有限厚度)下有软弱粘土层;
(b)

砂性土层(有限厚度)下有软弱粘土层。本文讨论的是第一种类型。大量试验研

究发现,穿刺破坏与上层土相对桩靴直径的厚度和上、下土层的相对强度有直接
关系。 图3-20为自升式钻井船桩靴贯入双层粘土地基的离心机试验(Stewart
al


1998)结果”w。由图看出,入泥较浅时,桩靴侧面边缘的土体向地表方向流动,

桩靴底部的土体被垂直挤压,向下部软土层方向运动,所以相对单层地基来说, 双层地基表面形成的隆起较小,而桩靴顶面形成的孔穴相对较深,并且土层交界 处发生较大变形,参见(a);随入泥深度的增加,上层土主要竖直向下层土中流 动,剪切破坏面逐渐增多,土层交界处继续变形,地表隆起越来越小,参见(b);

孔穴在贯穿上层土过程中是完全开敞的,当桩靴贯入深度达到引D=1 4时,土体
开始往孔穴回流,此时.桩靴底部的硬土层沿碗形曲线被推入软土中,土壤一旦 开始回流,上层土逐渐将桩靴顶面覆盖,参见(c)。整个过程上层土中并未出现 明显的剪切面,取而代之的是南一般剪切面和局部剪切面共同形成的破坏面。

(b)aid=04
附注:

H一上层粘土的厚度: D~桩靴的直径:

屯一上层粘土的抗剪强度; %一下层粘土的抗剪强度;
s。232kPa,s。214kPa;

5¨/sⅢ=0.44;H/D=1.3

(c)引D=1



图3-20桩靴贯入双层粘土地基时土体变形

设t为上层粘土的厚度,s。、%分别代表上、下层粘土的平均不排水抗剪

强度。有限元计算分三种工况:(a)t/B=l,屯=40kP4‰=16kPa;(b)f/B=s

5,

s。=40kPa,‰=161心a;(c)t/B=I,s。--40kPa,%=8kPa;其余参数同3.8 2节。

第三章考虑桩十相互作用的桩靴承载能力数值研究

图3-21为“占=l时建立的有限元模型

法 浩


Meyerhof公式 Meyerhof公式 Meyerhof公式

圈3—23双层牯土桩靴承载力理论引算结果

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

图3.22为数值计算得到的桩靴承载力一入泥深度关系曲线,三种工况(a)、
(b)、(c)的计算结果分别对应曲线a、b、c;图3.23为三种工况对应的土力 学理论公式计算结果。不难发现,有限元模拟和理论计算的分析结果均得出桩靴 存在穿刺的可能性。但理论计算认为桩靴从开始贯入时软土层即对硬土层产生影 响,因此上层土承载力随深度呈下降趋势,与实际情况相比,结果偏于保守。表 3.1列出了有限元和理论计算的最大承载力。结果表明,与3:1投影面积法相比, Brown和Meyerhof公式与有限元计算结果吻合较好,二者的差值为15%左右。
表3.1有限元与理论计算最大承载力对比 工 况


FEM最大承 载力(MN)
12.8 16.3 10.2

理论计算最大承载力(MN) Brown和Meyerhof法
10.9 13.9 8.4

与有限元差值
—14.8% —14.7% —17.6%

3:1投影法
15.0 22.2 8.1

与有限元差值
17.2% 36.2% 20.6%




3.11.1上层土相对厚度的影响
为了说明上层土相对厚度对穿刺可能性的影响,保持强度比只。。/s。=0.4固定

不变,按照t/B=l和t/B=1.5两种工况取值。由曲线a、b看出,两种情况均可
能发生穿刺现象。 对双层土的情况,贯入曲线相对于单层土来说,有拐点出现,也就是说软土

层对桩靴的贯入过程产生影响。t/B=1时,曲线a在入泥深度d=10m时发生转

折。f佃=1.5时,曲线b在桩靴贯入到土层交界处d=12m时发生转折,贯入深度
明显增大,而且承载力降低幅度大大增加。换言之,随着上层土相对厚度的增加, 承载力随贯入深度增加下降更快,即发生穿刺的危险性越大。最后,两条曲线趋 于重合,说明地基土最终承载力与上层土无关,取决于下层软土的强度,与理论 计算结果保持一致。

3.11.2上下土层相对强度的影响
为了说明强度比‘,。/墨,,对贯入反应的影响,保持厚度比∥曰=1不变,分别按
s曲厂s。=O.2和0.4取值。由曲线a、c看出,承载力峰值明显,且强度比较低时承 载力突变幅度较大,两种情况均可能发生穿刺现象。 低强度比情况下桩靴底部硬土层主要垂直向软土层中运动,基本不会出现向 上的运动趋势。剪切面最初在上层土中出现,随后桩靴底部形成一截锥形的土体, 并且随贯入深度的增加继续向下运动,最后进入下层软土中,这也就增加了贯入
49

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

过程出现承载力突然降低时发生穿刺现象的危险。对比曲线a、c,后者比前者 较早出现拐点,而且%/屯=0.2时,桩靴承载力突变明显。换言之,下层土相对
上层土强度越低,承载力随贯入深度增加下降更快,即发生穿刺的危险性越大。 最后,两条曲线趋于平行,说明地基土最终承载力与上层土无关,取决于下层软 土的强度,与理论计算结果保持一致。

3.12引入流固耦合的数值分析

前面所作的分析并没有考虑压桩过程中桩靴周围土的渗流和固结对基础承

载力的影响。按照实际情况,土体在压桩过程中会产生较大的超静孔隙水压力(简
称超孔压),随着时间的推移,土体逐渐固结,孔隙水压力将逐步消散。ABAQUS 软件可以对土体的渗流和变形进行耦合分析,并能够求解流体的总孔隙压力(简 称孔压)或超孔隙压力。渗透定律可采用Darcy定律或非线性的Forchheimer定 律,此时必须采用特殊的位移/孔压耦合单元进行分析【38】。为了定性说明渗流对 桩靴承载力的影响,在考虑流固耦合的情况下,对压桩过程进行数值计算,并模 拟压桩结束后超静孔隙水压力的消散规律。

3.12.1模型参数
采用二维轴对称模型,土体类型为饱和粘土(边界为50mx50m)。土体侧面 约束水平位移,底面为固定约束,均为不透水边界;土体顶面自由,为透水边界, 因此该面上的孔隙水压力总为零。假设土体为小应变,表3.1列出了模型的计算 参数,桩靴/桩腿尺寸及物理参数同3.8.2节。其中桩体选用轴对称单元CAX4R, 土体选用轴对称平面应变单元CAX4RP。
表3.2土体计算参数表 弹性模量 泊松
比y O.3

重度y
l(N/m3

粘聚力
c(kPa) 20

内摩擦角
够(。) O

剪胀角
∥(o) 0

渗透系数
k(m/s) 1.0x10‘7

初孔 隙比
1.0

摩擦 系数
0.25

E(ma)
20

18

3.12.2计算结果与讨论
l、贯入阻力分析

图3.23为数值计算得到的贯入阻力随桩靴入泥深度的变化曲线。为了与前
面的分析结果做对比,曲线a、b分别代表考虑流固耦合和不考虑流固耦合两种 工况。由图可见,两种工况下的曲线遵循相同的变化规律但形状有所差异。与曲

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

线b比较,曲线a直线段较长,陡降段不明显,剪切破坏面不明显。入泥深度相 同时,考虑流固耦合的情况贯人阻力较大,初始阶段二者相差不大,而后两曲线

基本趋于平行,差值约为10%。究其原因在于,压桩过程中桩靴顶部土体与桩靴 之间相互脱离,出现真空区域,超孔隙水压力为负值,而桩靴底部超孔隙水压为
正值,造成桩靴贯入阻力增大。但由于初始荷载较小,桩靴位移也较小,故负孔 隙水压力很小,可忽略不计,因此曲线前段基本不受影响。
贯^阻力(州

^E

v型鞋孵<

图3-23贯入阻力一^泥深度曲线图

图3.24计算模型部分示意图

2、孔隙水压力分析 压桩结束后,以桩靴基底入泥深度12m(1 5B)为例进行计算。图3-24为 计算模型部分示意图及相应有限元网格的剖分,如图所示,将桩体在相应的贯入

深度就位,然后在桩顶施加位移边界条件,使其向下贯入15~20cm,在此应力 结果的基础上进行固结计算,从而得到土体中孔隙水压力的变化规律。本算例中
桩腿顶部施加的初始位移为1 8cm,两阶段计算共进行了33个荷载增量步。






础 鬲 轴

图3-25桩靴下方中轴线上超孔压变化

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

45





、一

芒30
j£

、一15

幽 南 捌

幽 露。 裂.15
.30 0 2 4





10

12

时间(day)

图3.26桩靴底部沿径向孔压变化(d=12m)

图3.27桩靴上、下孔压对比

(I)孔压随时间变化规律 图3.25、3.26、3.27显示了图3.24中土体各点(点A、B、C、D、E、F、 G)压桩结束后孔压随时间逐步变化的过程。其中,d为各点在海底泥面下的深 度;X为各点距中心轴的距离;R为桩靴的半径。 (1)桩靴下方土体孔压随时间变化的特征十分明显,加载过程孔压迅速增 大,土骨架有效应力很小,随着时间的增加,超孔隙水压力逐渐消散为零,荷载 由土体承担。由于选取的土体渗透系数较大(1×10-7m/¥),所以孔压在前期较短 的时间内消散得比较快,一天之后,超孔隙水压力已经消散80%以上,此后逐级 消散完成;同时消散曲线段有着明显的反“S”形特点。B、C、E、F各点的孔 压消散曲线都有着相同的趋势和特征;A、D点的孔压初始时段有升高现象,出 现了明显的Mandel效应特征,说明桩靴下方存在一个Mandel效应区域。 (2)如图3.25,加载后中轴线上A、B、C三点超孔隙水压力随深度依次 递减。开始阶段,深度较浅的A点孔压消散较快,这与距离排水面较近有关; 此后消散速度逐渐同步。 (3)如图3.26,位于桩靴底部同一深度处的D、E两点初始时段孔压差别 较大, D点孔压先升后降,但峰值小于E点。而后消散过程中D点孔压一直高

于E点,最后恢复到同一初始孔压值。 (4)如图3.27,G点位于桩靴上部,荷载作用初始阶段该处出现空隙,故 在固结初期超孔隙水压为负值,验证了考虑流固耦合时贯入阻力较大的结论;随 时间增长,超孔隙水压逐渐变为正值,然后逐级消散为零。F点正对G点位于桩 靴底部,其孔压变化规律与B、C、E点保持一致。

(II)中轴线上孔压沿深度分布规律
图2.28为桩靴下方土体中轴线上孔压沿深度分布曲线。由图可知,桩靴下 方1.5m深度范围内土体孔压初始时段有升高现象,出现mandel效应;初始时段, 孔压沿深度方向呈曲线分布状态,最大值约在桩靴下方2.5m深度处,随着时间
52

第三章考虑桩土相互作用的桩靴承载能力数值研究

的增长,孔压逐渐沿深度方向线性分布且消散速度趋于均匀。
12

一?一初始值
——‘★一T=0 一v—T=0.13h




13

。14



15

一▲一T=0.95h ~※一T=2.13h 一▲一T=4.8h —o—T=10.81h 一?一T=24.33h 一×一T=300h

(h:小时)

16

120

140

160

180

200

220

240

260

孔压(kPa) 图3.28不同时刻桩靴下方中轴线上孔压沿深度分布曲线
240

初始值
220 T=0

,、200

T--0.13h T--0.42h
T=2.13h

山 l



180

T=4.8h
T=10.81h T=24.33h T=300h

出160 J №
140

120

100 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6

x/R

图3—29不同时刻桩靴底部孔压沿径向分布曲线

(Ⅲ)桩靴底部孔压沿径向分布规律 图2.29为桩靴底部土体孔压沿径向分布曲线。由图可知,在x/R<0.3范围 内,土体孔压初始阶段有升高现象,出现mandcl效应;初始时段,各点孔压沿

半径方向呈曲线分布状态,最大值大约在x/R=0.7位置,随着时间增长,孔压沿
径向逐渐减小,最后恢复到同一初始值。

53

第四章实例分析

第四章实例分析

4.1概述
本章以渤海五号钻井船【42】为实例,针对预压荷载下桩靴的入泥深度进行有限 元和理论计算,并将二者的结果进行对比分析。 据《渤海海洋地质》介绍,渤海湾以泥沙质海底为主,适合自升式钻井船坐 底。同时,渤海湾海洋环境与美国的墨西哥湾、中东的波斯湾以及委内瑞拉的马 拉开波湖有相似之处,风、浪、流等海洋环境条件较好,油田距离岸边较近,也 适合自升式钻井船作业。渤海五号为具有中国CSA5/5自升式钻井船船级的液压 自升式钻井船,最大钻井深度为6000m,其总布置如图4.1、4.2所示。钻井船 最大工作水深为40m,若桩腿入泥深度增加,则最大工作水深将相应减少,但桩 腿入泥深度减少绝不能认为最大工作水深可以增加;最小工作水深为6.6m,系 指升船以后为保证潜水泵不致产生空吸现象所要求的最小水深。 渤海五号钻井船四条桩腿底部均带有独立桩靴,适用于淤泥、粘土、砂土等 多种海底地质条件,在升船前应依据有关部门提供的工程地质资料,对桩靴入泥 深度作出估计,不论海底地质条件如何,最大入泥深度不得超过9m。为了防止 桩腿出现不均匀下沉的情况,或桩腿入泥太深而造成拔桩困难,或插桩过浅导致 冲刷掏空的危险,在升船过程中,需要对桩腿进行预压。升船的具体操作过程如 下:①放桩:即把桩腿下放至海底;②插桩:就位后插桩前,桩靴内应先注满海 水。当桩靴接触海底时即进入插桩状态,随着桩靴/桩腿入泥深度增大,主缸(指

渤海五号中压桩力读数装置)上腔压力逐步升高;③压桩:当插桩状态主缸上腔
压力升至4.9MPa时即进入压桩状态,压桩过程中船体逐渐升起,吃水减少。当 吃水减至预压所需吃水之时(建议此时吃水在船体基线以上0.5"--'0.6m)便进入 预压阶段,预压是靠平台本身重量,按对角线预压方式来进行的,每条桩顶预压 荷载为21MN(即主缸上腔压力为20.58MPa),在预压负荷下,必须稳定维持15

分钟。预压过程中,桩靴入泥深度与水深的组合不允许大于49m。
渤海五号钻井船桩靴/桩腿平面布置、剖面图尺寸分别如图4.3、4.4所示。 桩靴为铁制正八边形,水平投影对边间距10m,对角间距10.8m,底部面积82.5m2; 空心圆柱桩腿为铁制,内径2.8m,外径3m,下端连接桩靴,上端链接平台及加 载装置。为了简化有限元分析,有利于接触分析的收敛,同时考虑到目前土力学 极限承载力公式中桩靴形状因素曰/L(B为桩靴宽度;三为桩靴长度)的影响,

第四章实例分析




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55

第四章实例分析

图4-2渤海五号主甲板图

图4-3桩靴平面位置图

表4-1土体材料参数 土类型 土层深度(m) 含水量w(%) 密度P(e:/cm3) 饱和度S.(%) 孔隙比靠 泊松比v 粘聚力e(kPal 内摩擦角口(。) 弹性模量E(MPa) 淤泥质粘土 精质粘土

口 列 冗一
砂土 粘土 砂土
309



/]一

图44桩靴剖面图

95
1 07 0 35

第四章实例分析

本章按等面积法将渤海五号钻井船桩靴底面等效为圆形进行计算,等效直径
B=10

26m。桩体材料参数:弹性模量E-210GPa,泊松比u=0.3.密度

p=7800kg/m3;土体材料参数见表4-1,其中,海底泥面下埋深4~10m砂土层

下覆较厚粘土层,桩靴坐落在该层砂土中时,需要进行穿刺可能性分析。

4.2计算结果讨论 4.2.I有限元模型
采用三维有限元分析,土体侧面施加水平方向约束,底面旌加固定约束,顶

面自由;为避免边界效应,有限元模型土体计算边界宽度取120m,深度取80m, 粘土选用Molar-Coulomb模型,砂土选用Drucker-Prager模型;通过定义主面一从 面模拟接触,接触面的切向作用为库仑摩擦,法向作用默认为“硬接触”桩土之
间的摩擦系数Ⅳ=0 2:加载方式为在桩顶施加位移边界条件。建模时,从桩靴晟

太断面全部埋入泥面开始贯入,这种修正的原因是上部淤泥质粘土层的强度非常 小.施加一个很小的预加荷载就发生了快速的贯入,这就出现了变形很大的有限 元单元,不能够继续模拟土。ABAQUS模型如图4.5所示。

圉4.5有限元模型

4.2.2计算结果
图4_6为有限元和理论公式得到的压桩力一入泥深度关系。由图看出,在预

第四章实例分析

压荷载21000kN作用下,ABAQUS分析得出桩靴入泥深度约为2.9m,坐落在粉 质粘土层中,不会发生穿刺现象;而极限承载力公式求得桩靴持力层为砂土,入 泥深度约为4m;理论分析中,按Skempton公式计算粘土层的承载力,对于砂土 层分别按2.5.2节Hanna和Meyerhof公式和3:1投影面积法进行穿刺可能性分析:

并且,最/J、安全系数B曲=堕错鬻≯=丽19970=o.95<1.2,


H—Meye埘城B=譬麟掣≈器乩29 3:?投影面融层=譬麟警≈器一
压桩力(kN)
0 2 鲁4 6

因此,理论计算结果表明本井位存在穿刺的危险,有待于继续考察,选择更适合 插桩作业的井位。


账8

要,o
12 14

图4-6有限元与理论计算对比

经上述讨论发现,同一贯入深度下,理论计算得到的承载力小于有限元分析 结果,二者平均相差20%。究其原因,有限元分析同时计算桩端阻力和桩侧阻力, 并且充分考虑了桩土之间的相互作用及土体的非线性特性;而理论计算采用的是 天然地基上的浅基础理论,带有一定的经验性。鉴于可靠性问题的重要性,理论 分析采取了相对保守的计算方法。因此,在一定程度上,ABAQUS程序可以用


于指导工程实践。

第五章结论与展望

第五章结论与展望

5.1结论

自升式钻井船由于其自身的优势,正得到越来越广泛的应用,本文主要通过 数值模拟和理论计算两种方法对竖向荷载作用下桩靴基础的承载能力问题进行 探讨,并对钻井船桩靴尺寸、土体特性参数的影响进行分析。本文的主要工作和 成果包括以下几个方面: 1、针对自升式钻井船的主要技术性能和技术特点,并深入研究国、内外研 究现状,指出了桩靴基础的承载能力问题是我国开发自升式钻井船的关键技术之 一o 2、研究了自升式钻井船的桩靴、地基和入泥特点,指出自升式钻井船的桩 靴具有明显的浅基础特征。在国内外对自升式钻井船桩靴承载力计算尚无规范可 循的情况下,本文在现有土力学理论和经验公式基础上,总结了均质和层状地基 桩靴承载力的计算方法,并进一步对层状地基的穿刺现象进行分析。 3、自升式钻井船具有尺寸较大的独立桩靴,对其进行入泥分析具有重要的 意义。本文通过对自升式钻井船桩靴的入泥过程、入泥机理和入泥深度的组成的 分析,认为其入泥过程是基础埋深增大的过程,对地基产生的压力始终大于地基 土的极限承载力,可用极限承载力公式进行桩靴入泥深度的计算。 4、运用有限元软件ABAQUS,考虑桩土的接触作用,采用总应力法对自升 式钻井船在竖向荷载作用下的粘性土桩靴承载能力进行非线性数值模拟。研究结 果表明:有限元数值模拟结果与土力学极限承载力公式计算结果非常接近。在此 基础上进一步模拟桩靴贯入阻力随入泥深度的变化规律及其影响因素。 (1)就土体特性参数粘聚力、内摩擦角、弹性模量的影响进行分析:贯入

深度相同时,随着粘聚力、内摩擦角的增大,桩靴贯入阻力呈线性增长;土体弹
性模量越大,桩靴贯入阻力也相应增大,但当土体刚度比超过1000时,贯入阻 力保持稳定。土体特性参数中粘聚力和内摩擦角的改变对桩靴贯入阻力的影响效 果要大于弹性模量的影响效果,而且规律性也较为明显。所以要想提高桩靴的承 载能力,应优先考虑地基土体的粘聚力和内摩擦角,而后选择适当的刚度。 (2)就钻井船桩靴尺寸大小的影响进行分析:贯入深度相同时,随着桩靴 直径的增大,贯入阻力呈线性增长。 (3)就上硬下软双层粘土地基穿刺现象进行分析:下层土相对上层土的强

第五章结论与展望

度越小,上层土相对桩靴直径的厚度越大,发生穿刺的可能性越大,随着上层土 厚度的增加,地基的最大承载力和出现该最大值的深度也相应增大。 5、将流固耦合的分析方法应用到钻井船桩靴承载能力数值模拟中,得出压 桩结束后超孔隙水压力的消散规律,进一步证明预压过程地基土可进一步固结, 从而有利于提高桩靴基础的承载力。 6、以渤海五号钻井船为实例,分析在预压荷载21MN作用下桩靴的入泥深 度。对比ABAQUS模拟和理论公式的计算结果,发现二者能较好的吻合。证明 有限元法适用于自升式钻井船桩靴承载能力的模拟,可指导工程实践。

5.2有待于进一步研究的问题

本文综合利用土力学理论公式、有限元数值模拟两种研究手段,对桩靴基础 的承载能力进行有效分析。但由于时间关系和自升式钻井船与地基土相互作用的 复杂性,文中尚有许多不足,主要存在以下几个方面的问题有待进一步探讨和改 进。 1、本文对自升式钻井船桩靴承载能力的数值模拟未充分考虑压桩过程中土 体的大变形问题,以及贯入过程中周围土的渗流和固结对桩靴承载力的影响。更 符合实际情况的做法应该是模拟钻井船从插桩、压桩到桩腿在预压荷载作用下土 体达到极限破坏的整个过程,从而有效模拟桩靴入泥的挤土效应和土体破坏过 程、不同土质下泥沙的沉降和回淤过程、以及发生穿刺时层状地基土的破坏机理。 所以有必要完善有限元数值分析的技术和方法,进行更有效的分析。 2、进行孔隙水压力消散规律研究时,将土体表面设为零压排水面,与实际 情况不符,仅可作定性参考。 3、本文仍采用固定有限元边界方法处理土体边界问题,如何将无限元边界 处理方法引入,需要在理论上进一步探讨。 4、本文分析过程中采用的是均质土层,未考虑土质参数随深度的变化,而 实际不同深度的土质参数是存在变化的。为进行更符合实际的分析,需要加强对 海洋土体各计算参数的测量研究。

5、按照实际情况,应对自升式钻井船在竖向力V、水平力H、弯矩M共同 作用下的桩靴承载能力进行研究,并考虑各桩腿之间的互相耦合。7
6、在现有分析基础上,应进行室内外模型试验和现场试验研究,在条件容 许的情况下,应多做现场试验研究。

60

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63

发表论文和参加科研情况说明

发表论文和参加科研情况说明

发表的论文:
[1]丁红岩,付丽娜,张浦阳,“非均质土条件下自升式钻井船桩靴承载力 有限元方法研究",待发表

参与的科研项目:
本人参与了“钢筋混凝土楼板的模板早拆试验”、“辽东湾旅大油田原油外 输系统方案与模型试验研究”的科研项目。

致谢





本论文的工作是在我的导师丁红岩教授的悉指导下完成的,导师两年来无论 在学习上、生活上还是工作上都给予了我无私的帮助和热心的照顾,让我在诸多 方面都有所成长,在此向导师致以最崇高的敬意和感激之情。丁红岩教授平易近 人的性格、一丝不苟的作风、严谨求实的态度、丰富的实践经验以及科学的创新 精神都是我受益终生的宝贵财富。 在实验室工作及撰写论文期间,张浦阳师兄对我的学习和课题研究给予了无 私的指导和帮助,在此向他表示我的感激之情。日常生活及论文写作过程中也得 到了同学于晓洋、张伟、舍友韩春翠、林晓娜、何彩云等的关心和帮助,在此一 并表示诚挚的谢意。 另外,也感谢家人,他们的理解和支持使我能够在学校专心完成我的学业。 最后,衷心感谢所有关心、支持、帮助过我的老师、同学和朋友们!

自升式钻井船桩靴承载能力研究
作者: 学位授予单位: 付丽娜 天津大学

相似文献(4条) 1.学位论文 于晓洋 自升式钻井船桩靴上拔力研究 2008
由于中国沿海地层复杂,特别是渤海湾,部分地方地质疏松,可能由于钻井船桩靴入泥过深而造成对平台的危害。海上自升式钻井船应用的基本前 提就是就位时“下得去”、运行时“立得住”、迁航时“拔得出”。本课题针对搬迁时“拔得出”的问题进行研究,通过理论分析和数值模拟研究不同 土质条件下,不同桩靴类型在不同贯入深度下的拔出规律。 本文总结了国内外对于海上自升式钻井船桩靴上拔力研究的现状,同时对上拔过程中 桩靴上拔阻力的各种影响因素做了研究,列举出计算桩靴上拔阻力的经典算法和经验公式算法。利用有限元分析软件ABAQUS模拟在荷载作用下海上自升 式钻井船桩靴的上拔过程。模型采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型,并考虑土和桩靴之间的接触面作用、初始地应力施加和土体边界影响等诸多因素 ,通过数值分析结果确定桩靴上拔所需的最大上拔力。并定性的分析了土体参数(弹性模量E、粘聚力c)、桩靴参数(直径D,上部坡角)及埋置深度 d对桩靴上拔力的影响及其相互关系曲线。 本文还考虑了饱和多孔粘性土的特性,在ABAQUS有限元分析中引入流固耦合理论。考虑流固耦合作用以 后,桩靴上拔力有所增加,并且根据桩靴上下对称位置处的孔隙水压力的变化趋势的不同,引进了软土吸力的概念,并分析了软土吸力在桩靴净上拔力 中所占的比例,以及其与土体粘聚力c的相互关系。 最后文章对渤海五号钻井船的桩靴上拔过程进行有限元模型实例分析,并且对理论分析和有限 元分析的结果进行比较,检验了有限元模型的可用性和有效性,证明有限元分析方法对海上自升式钻井船桩靴上拔力的工程设计、计算具有指导意义。

2.期刊论文 丁红岩.刘建辉.张超 利用有限元法模拟较大桩靴拔出对筒型基础平台地基的影响 -中国海上油气 2004,16(5)
自升式钻井船和筒型基础平台都属于浅基础结构物.在完成钻井作业后,桩靴较大的自升式钻井船在拔桩中会对筒型基础平台的地基产生一定的影响 .利用通用的有限元程序ANSYS软件,以渤海8号自升式钻井船和歧口17-2筒型基础平台为对象,在相同荷载和约束下分3步模拟了自升式钻井船桩靴的拔出 过程,就桩靴在拔出过程中对筒型基础平台地基强度的影响进行了三维有限元分析.分析结果表明,在设计中将地基承载力提高10%,自升式钻井船就可以在 桩靴距筒型基础筒体12.5 m以外作业.

3.期刊论文 丁红岩.刘建辉.DING Hong-yan.LIU Jian-hui 钻井船拔桩对筒基平台稳定性影响的敏感分析 -岩土力 学2007,28(6)
利用通用的有限元程序ANSYS软件,以渤海8号自升式钻井船和歧口17-2筒型基础平台为对象,采用三维8节点的块体等参元和Drucker-Prager模型,分 3步模拟了钻井船桩靴的拔出过程,并在钻井船桩靴与筒型基础筒体之间距离一定的情况下,考虑土性参数的敏感性,就桩靴在拔出过程中对筒型基础平台 地基强度以及筒体变位的影响进行了三维有限元分析.分析结果表明,随着筒土相对刚度的减小以及内摩擦角、黏聚力的增大,钻井船拔桩对平台地基承载 力的影响逐渐减小;就土性参数中弹性模量、内摩擦角以及黏聚力对筒边地基土体承载力的影响而言,弹性模量和内摩擦角的影响规律更为明显.

4.学位论文 刘建辉 钻井船桩靴的拔出对筒型基础平台地基的影响分析 2004
自升式钻井船和筒型基础都属于浅基础结构物。在完成钻井作业后,桩靴较大的自升式钻井船在拔桩中会对筒型基础平台的地基产生一定的影响。 本文利用通用的有限元程序ANSYS软件,以渤海8号自升式钻井船和歧口17-2筒型基础平台为研究对象,采用三维八结点的块体等参元和DruckerPrager模型,模拟自升式钻井船桩靴的拔出过程,就桩靴在拔出过程中对筒型基础平台地基强度的影响进行了三维有限元分析。 自升式钻井船桩 靴与筒型基础之间的距离在钻井船拔桩荷载对筒型基础平台地基强度的影响分析中起到了至关重要的作用。除此之外,钻井船桩靴尺寸的大小,土体特 性参数弹性模量、内摩擦角以及粘聚力也会在拔桩荷载作用下对平台地基产生一定的影响。另外,在钻井船桩靴拔出过程中,拔桩荷载对筒型基础不同 方位的地基土体强度的影响是不同的。 钻井船拔桩荷载对筒型基础平台地基强度的影响分析主要是研究筒体与筒边地基土体之间的相互作用问题 。本文将有限元和接触单元耦合的数值方法应用到筒土相互作用的分析中,考虑土体的非线性本构关系,对筒体与土体相互作用进行研究;编制广为工 程界采用的邓肯—张土体本构模型程序,丰富ANSYS有限元软件的土体模型库,并对由D-P和D-C这两种土体本构模型计算的结果进行比较。 本文的 研究对临近筒型基础海洋平台的自升式钻井船的施工作业以及提高筒型基础平台地基承载力,降低自升式钻井船拔桩的影响都有一定的指导意义。

本文链接:http://d.g.wanfangdata.com.cn/Thesis_Y1517604.aspx 下载时间:2010年3月29日


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