海洋平台荷载ANSYS分析报告.docx
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海洋平台荷载ANSYS分析报告
海洋平台有限元建模
我们采用大型通用有限元软件ANSYS进行海洋平台的建模及力学分析。
建模时，主要采用PIPE16单元、PIPE59单元、COMBIN39单元、BEAM4单元以及SHELL63单元。
PIPE59单元是ANSYS程序中专门用于模拟浸没在水中的杆件结构的单元，应用PIPE59单元可以很好地模拟海洋波浪、海流对海水中杆件的作用力。
因此，采用PIPE59单元模拟海洋平台在水中部分的桩柱。
对于水面以上、泥面以下桩柱采用PIPE16单元模拟。
平台钢板采用SHELL63单元模拟，槽钢采用BEAM4单元模拟。
平台上部设备按质量换算成集中力施加在平台顶面上。
埋入土壤的桩柱部分所受土壤非线性作用力通过非线性弹簧单元COMBIN39模拟。
具体应用时，首先根据地质资料计算桩土的侧向荷载-位移传递曲线（p-y曲线）、轴向荷载-位移传递曲线（t-z曲线）以及桩端荷载-位移传递曲线（q-z曲线），然后将荷载-位移传递曲线离散建立非线性弹簧单元实常数。
设置x、y方向的非线性弹簧单元，按p-y曲线确定单元实常数，以便模拟桩柱的横向承载变形；设置z向非线性弹簧单元，按t-z曲线确定单元实常数，以便模拟桩身的竖向承载变形；桩端设置z向非线性弹簧，按q-z曲线确定单元实常数，以便模拟桩端土壤的支撑力；设置z向转动弹簧，按t-z曲线转化的θ-z曲线确定单元实常数，以便模拟土对桩身的转动摩擦力。
模拟q-z曲线的非线性弹簧单元单向受压，其余弹簧均为拉压双向单元。
图3-3a平台有限元模型图（主视图）
桩基承载能力分析
1桩的轴向承载能力分析
受压桩的轴向承载力，主要取决于桩本身的材料强度或桩周围土壤对桩的支持能力。
对于摩擦桩，它的承载能力通常由后者决定。
打入土壤中的桩，在不出现过份变形和应力条件下，所能安全承受的桩顶轴向载荷，一般认为由桩身表面摩擦阻力和桩端支撑力共同承担。
根据静力平衡条件，可写成如下的表达式：
（4-1）
式中：
QT——桩顶载荷；
Qs——桩身摩阻力；
Qp——桩端阻力。
当Qs和Qs皆达最大值时，QT称为桩的极限承载能力。
Qs可由下式决定：
（4-2）
式中：
fs——土层中单位桩身极限摩阻力，kN/m2；
As——按土层分段的桩身面积，m2。
Qp可由下式计算：
（4-3）
式中：
qp——桩端单位面积极限阻力，kN/m2；
Ap——桩端横截面积，m2。
1.1砂性土的侧摩阻及端部阻力
对于打入砂性地基的桩，其桩身侧摩阻力fs和qp的一般表达式为：
（4-4a）
（4-4b）
式中：
K——无因次土层侧压力系数；
P0——计算点处的有效上复土压力，kN/m2，P0=γh；；
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
松
中等
密实
砂
砂质粉土
粉土
20
67.0
12
2.9
中等
密实
砂
砂质粉土
25
81.3
20
4.8
密实
很密实
砂
砂质粉土
30
95.7
40
9.6
密实
很密实
砾石
砂
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）
式中：
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）
式中：
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）
式中：
Pu——土壤的横向极限抗力，kN/m2；
γ——土的有效容重，kN/m3；
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）
式中：
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
z/D
t/tmax
0.0016
0.30
0
0
0.0031
0.50
0.1
1
0.0057
0.75
∞
1
0.0080
0.90
0.0100
1.00
0.0200
0.70~0.90
∞
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
z/D
Q/Qp
0.002
0.25
0.013
0.50
0.042
0.75
0.073
0.90
0.100
1.00
∞
1.00
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
P/Pu
y/yc
P/Pu
y/yc
0
0
0
0
0
0
0.5
1.0
0.5
1.0
0.5
1.0
0.72
3.0
0.72
3.
0.72
3.0
1.00
8.0
0.72
∞
0.72x/XR
15.0
1.00
∞
0.72x/XR
∞
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）
式中：
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
密实
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）
式中：
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
1.0
平行于波向
0.7
0.8
1.0
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
24º
24º
10.5º
10.5º
-3º
-3º
-3º
F（T）
2.297
2.297
2.297
2.516
2.516
2.283
2.283
2.283
M（T·m）
24.750
24.750
24.750
28.390
28.390
26.148
26.148
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。
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
波浪以24º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·m。
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。
搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角，所得结果见下图。
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
波浪以24º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·m。
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）
式中：
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）
式中：
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）
平台结构
箱体
桩柱与箱体连接部位
桩柱在土壤中部分
8桩柱
8.65MPa
33.0MPa
16.5MPa
6桩柱
11.1MPa
33.5MPa
16.9MPa
4桩柱
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入射时平台的变形与应力结果
平台结构
最大变形
最大应力
8桩柱
16.56cm
91MPa
6桩柱
16.21cm
92MPa
4桩柱
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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