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)
1
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：
T s p Q Q Q =+
(4-1)
式中：
Q T ——桩顶载荷； Q s ——桩身摩阻力； Q p ——桩端阻力。

当Q s 和Q s 皆达最大值时，Q T 称为桩的极限承载能力。

Q s 可由下式决定：
s s s Q f A =⋅∑ (4-2) 式中：
f s ——土层中单位桩身极限摩阻力，kN/m 2； A s ——按土层分段的桩身面积，m 2。

Q p 可由下式计算：
p p p Q q A =⋅ (4-3)
式中：
q p ——桩端单位面积极限阻力，kN/m 2； A p ——桩端横截面积，m 2。

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f s 和q p 的一般表达式为：
0tan s f KP δ= (4-4a) 0p q q N P = (4-4b) 式中：
K ——无因次土层侧压力系数；
P 0——计算点处的有效上复土压力，kN/m 2，P 0=γh ；； γ——土的有效容重，kN/m 3； 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；
3
N q ——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。

N q 可根据表4-1取值。

表4-1 砂土的承载力系数N q
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f s 和q p 的一般表达式为：
s u f C α= (4-5a) 9P u q C = (4-5b) 式中：
α——无量纲系数；
C u ——未扰动土壤不排水抗剪强度，kN/m 2。

系数α可用下式计算：
()0.50.5 1.0αψψ=≤
(4-6)
()0.25
0.5 1.0αψψ-=>
式中：
ψ——c /P 0′相应点；
P 0′——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。

3u u u x Jx P C C D γ⎛⎫=++ ⎪⎝⎭
(4-7a) 9u u P C =
(4-7b)
式中：
P u ——土壤的横向极限抗力，kN/m 2； γ——土的有效容重，kN/m 3；
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(C u >96KN/m 2)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。

2.832u u u x x P C C D γ⎛⎫=++ ⎪⎝⎭ (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：
()12us P C z C D z γ=⋅+⋅⋅⋅
(4-9a) 3ud P C D z γ=⋅⋅⋅
(4-9b)
式中：
P us ——浅层土壤的横向极限抗力(力/单位长度)，kN/m ；
P ud ——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/m 3；
C 1，C 2，C 3——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 。

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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4-2 t-z 曲线
图4-2 桩的轴向荷载传递－位移(t-z)曲线Array
表4-3 q-z曲线
图4-3 桩端荷载－位移(q-z)曲线
3.2 横向荷载桩的土反力
○1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
7
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/m 2； y ——实际的桩侧横向位移，m ； P u ——桩侧极限抗力，kN/m2；
y c ——相对于应变值ε50的位移值，y c =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：
1/3
0.5u c P
y P y ⎛⎫= ⎪⎝⎭
(4-10)
○
2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4-5 Reese 硬粘土p-y 曲线
图中：
y ——y 50=ε50×0.5；
A s ——P u 随深度变化的无量纲系数。

○
3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：
tanh u u kx P AP y P ⎛⎫
= ⎪⎝⎭
(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；
P u ——深度z 处的极限承载力，kN/m ；
k ——地基反力的初始模量，kN/m 2，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
9
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φ按下式计算：
360l
L
φ=
⋅ (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
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°。

○
1 8桩柱结构 前后两列桩柱之间的间距l 1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5-2 8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
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。

○2 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5-3 6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。

○3 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5-4 4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
11
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
w F p A =⋅ (5-2) 式中：
F w ——作用于结果的风载荷，N ；
A ——受风构件在风向的投影面积，m 2； p ——标准风压值，N/m 2。

作用在结构物上的标准风压值一般按下式计算：
z z p k k W β=⋅⋅⋅
(5-3)
式中：
k ——风载体型系数；
k z ——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/m 2。

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k z 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/m 2(539N/m 2)。

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
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6-1 8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。

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表6-2 平台在载荷作用下的最大变形
1.2 平台在设计载荷作用下的应力
图6-2a 8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图6-2b 8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图6-2c 8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)
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
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3.1 9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
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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
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平台的变形及应力分析结果
图B-1 6桩柱平台在设计载荷作用下的变形
图B-2 4桩柱平台在设计载荷作用下的变形
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图B-3a 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体
)
图B-3b 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图B-3c 6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
图B-4a 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
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图B-4b 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体
)
图B-4c 4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)。