竇玉,于 龍,2
(1.大連理工大學(xué) 水利工程學(xué)院,遼寧 大連116024;2.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧大連116024)
海洋錨固系統(tǒng)的承載力直接影響著海洋平臺(tái)的穩(wěn)定性,隨著海洋勘探深度逐漸進(jìn)入深海領(lǐng)域,新型拖曳錨的應(yīng)用日見(jiàn)廣泛,因此研究新型拖曳錨的極限承載力具有重要意義。極限承載力(Ultimate Pull-out Capacity,UPC)是評(píng)價(jià)新型拖曳錨的一項(xiàng)重要指標(biāo)[1]。Meyerhof G G 等[2]通過(guò)模型試驗(yàn),得到了錨板承載力的半經(jīng)驗(yàn)公式。王棟等[3]基于網(wǎng)格重劃分和場(chǎng)變量映射的大變形有限元技術(shù),研究了錨板與土立即脫離和無(wú)脫離兩種情況下,圓形平板錨在均質(zhì)黏土中的抗拔承載力。周琪等[4]采用FLAC2D建立有限元模型,研究了低應(yīng)力水平和高應(yīng)力水平下黏土應(yīng)變軟化對(duì)平板錨的影響規(guī)律。劉君等[5]采用三維有限元計(jì)算了圓形錨板在均質(zhì)黏土中不同埋深和上拔傾角對(duì)其承載力的影響,給出了傾斜圓形錨板承載力的簡(jiǎn)單計(jì)算公式。蘇芳眉等[6]基于方形錨板在均質(zhì)土及線性土中的拔出試驗(yàn),采用CEL法建立數(shù)值模型,研究了錨板的極限承載力及破壞機(jī)制,并通過(guò)用戶自定義的子程序,實(shí)現(xiàn)了線性土的強(qiáng)度隨錨板拔出而變化。于龍等[7]采用彈-塑性有限元方法分析了正常固結(jié)不排水黏土中的條形錨板,以圖表的形式給出了不同上拔傾角、不同埋深率、不同錨-土黏結(jié)形式下條形錨板的承載力系數(shù)和周?chē)馏w的流動(dòng)機(jī)制,分析了土體自重對(duì)錨板承載力的影響,并給出了不同情況下錨板的極限承載力系數(shù)。喬?hào)|生等[8]基于ABAQUS有限元軟件,建立了拖曳錨二維數(shù)值模型,研究了在循環(huán)荷載作用下,拖曳錨循環(huán)極限抗拔力受錨板埋置深度、荷載循環(huán)次數(shù)影響的規(guī)律。王暉等[9]同樣基于ABAQUS建立二維有限元模型,考慮了錨板粗糙程度、寬厚比、埋置角度、埋置深度以及荷載作用位置等因素對(duì)法向承力錨極限承載力的影響。劉海笑等[1]通過(guò)塑性上限分析理論和非線性有限元數(shù)值方法,研究了拖曳錨的抗拔極限承載力,分析了極限抗拔力受錨板的嵌入深度、角度以及系纜力角度影響的規(guī)律。張娜[10]對(duì)矩形、圓形、梯形三種不同形狀錨板建立三維有限元模型,通過(guò)改變埋置深度、矩形錨板的長(zhǎng)寬比、圓類(lèi)錨板的橢圓度、梯形錨板底角等方式來(lái)研究錨板的承載力。葛利忠等[11],通過(guò)建立錨-土有限元數(shù)值模型,對(duì)錨板的極限承載力和錨的失效形式進(jìn)行分析,考察了不同埋深、埋置傾角等對(duì)其承載力系數(shù)的影響。但是,目前國(guó)內(nèi)外對(duì)拖曳錨極限承載力的研究大多尚未考慮應(yīng)變軟化,黏土的應(yīng)變軟化特性對(duì)拖曳錨極限承載力的影響尚不明確。高靈敏度的海洋軟土具有明顯應(yīng)變軟化特性,致使大變形條件下拖曳錨承載力下降。因而,研究黏土的應(yīng)變軟化特性對(duì)新型拖曳錨極限承載力的影響具有深遠(yuǎn)的意義。Zhou H等[12]通過(guò) T-bar和Ball-bar觸探的數(shù)值計(jì)算和理論分析,提出了應(yīng)變軟化模型:
其中:su0是土沒(méi)有發(fā)生應(yīng)變軟化時(shí)的初始不排水抗剪強(qiáng)度;δrem是土體完全擾動(dòng)后的抗剪強(qiáng)度比上初始抗剪強(qiáng)度 su0(即土的靈敏度系數(shù) St的倒數(shù));ξ代表土體累積的絕對(duì)塑性剪應(yīng)變,ξ95是土體經(jīng)歷95%的擾動(dòng)所需要的累積絕對(duì)塑性剪應(yīng)變,一般取值為10 ~ 50[13]。張新全等[14]采用 Zhou H 等[12]軟化模型,通過(guò)大變形有限元方法研究了T-bar承載力受黏土應(yīng)變軟化的影響規(guī)律。
本文基于ABAQUS有限元分析軟件,結(jié)合耦合的歐拉-拉格朗日(CEL)方法建立三維數(shù)值模型,通過(guò)用戶子程序VUSDFLD來(lái)實(shí)現(xiàn)上述應(yīng)變軟化模型,研究了黏土應(yīng)變軟化對(duì)拖曳錨極限承載力的影響。
有限元建模時(shí)充分利用了對(duì)稱性,該模型取一半來(lái)計(jì)算,如圖1所示。采用歐拉體模擬土體,土體材料可以自由流動(dòng)。土體視為均質(zhì)不可壓縮的飽和黏土,強(qiáng)度 su0=10 kPa,彈性模量 E =500 su0,泊松比取0.49,遵循摩爾庫(kù)侖屈服準(zhǔn)則。土體具體尺寸見(jiàn)表1。拖曳錨采用剛體來(lái)模擬,如圖2所示。錨板與土體之間的接觸采用通用接觸,接觸面完全光滑且允許錨土立即分離。拖曳錨埋深 H/L=7,且其應(yīng)力水平γH/su0為10.7。拖曳錨具體尺寸見(jiàn)表2。
圖1 土體有限元模型
圖2 拖曳錨數(shù)值模型
表1 土體尺寸
表2 錨板參數(shù)
為了提高計(jì)算效率,本文分別做了速度收斂性分析和網(wǎng)格依賴性分析。
(1)速度收斂性分析。此時(shí)最小網(wǎng)格尺寸取為L(zhǎng) /40,拖曳錨拔出速度取為 v = 0.20 L /s、0.10 L /s和 v=0.05 L/s。得到拖曳錨的抗力-位移曲線如圖3所示。由圖3可知,速度取0.10 L/s和0.05 L/s時(shí)得到的承載力系數(shù)-位移曲線非常接近,因此本文拔出速度取為 v= 0.10 L /s。
(2)網(wǎng)格依賴性分析。拔出速度取為 v=0.10 L/s。網(wǎng)格最小單元尺寸分別取為 h= L/20、L/40和 L/60,為了提高計(jì)算效率,最小單元尺寸為 L/60時(shí)拖曳錨上拔位移只取1L,計(jì)算結(jié)果如圖4所示。根據(jù)該計(jì)算結(jié)果可知,當(dāng)最小網(wǎng)格尺寸取 L/40和L/60時(shí)得到的承載力系數(shù)-位移曲線非常接近,故最小網(wǎng)格尺寸取為 L/40。
圖3 速度收斂性分析
圖4 網(wǎng)格依賴性分析
劉海笑等[1]研究表明:深埋情況下,當(dāng)錨板面與水平方向的夾角α在20°~80°之間變化時(shí),拖曳錨的承載力系數(shù)會(huì)在13.6~13.4之間變化。采用本文模型計(jì)算α=20°時(shí)的承載力系數(shù),得到的結(jié)果為14.1,如圖 5 所示。與劉海笑等[1]計(jì)算結(jié)果相差3.68%。由此可驗(yàn)證本文有限元模型的可靠性。
圖5 錨板與水平面夾角20°時(shí)承載力系數(shù)-位移曲線
本文參照張新全[15]選取了 12組軟化參數(shù)(δrem= 0.100,0.200,0.333 和ξ95= 10,15,25,50)來(lái)研究應(yīng)變軟化對(duì)拖曳錨承載力的影響。計(jì)算結(jié)果如圖6、圖7所示。
圖6 考慮應(yīng)變軟化的拖曳錨承載力系數(shù)-位移曲線
由圖6可知,拖曳錨的峰值承載力幾乎不受應(yīng)變軟化的影響,而拖曳錨殘余承載力受應(yīng)變軟化影響很大。當(dāng)δrem取定值時(shí),隨著ξ95取值變小,拖曳錨殘余承載力系數(shù)逐漸減小,且ξ95越小,拖曳錨達(dá)到殘余承載力所需位移越小,即越容易達(dá)到殘余承載力;由圖7可知,當(dāng)ξ95取定值時(shí),拖曳錨殘余承載力系數(shù)隨著δrem減小而減小。拖曳無(wú)軟化的承載力系數(shù)和殘余承載力系數(shù)具體見(jiàn)表3。
結(jié)合土體軟化云圖分析應(yīng)變軟化對(duì)拖曳錨抗力-位移曲線的影響。從整體趨勢(shì)上看曲線分為三個(gè)階段:(1)上升段;(2)下降段;(3)平穩(wěn)段。本文選取δrem=0.1,ξ95=10時(shí)土體軟化程度云圖分析。
(1)上升段。該階段所需位移很小,說(shuō)明只需很小的位移拖曳錨就能達(dá)到峰值承載力。此時(shí)應(yīng)變很小,因此拖曳錨承載力峰值基本不受應(yīng)變軟化的影響。土體軟化程度如圖8所示。
圖7 考慮應(yīng)變軟化的拖曳錨承載力系數(shù)-位移曲線
表3 不同工況承載力系數(shù)比較
圖8 土體軟化程度(U/L=0.0225)
(2)下降段。隨著拖曳錨的上拔,應(yīng)變逐漸增大,土體強(qiáng)度軟化減弱,造成拖曳錨承載力由峰值逐漸減小到殘余承載力,土體軟化程度如圖9所示。當(dāng)上拔位移 U=0.3L時(shí),拖曳錨正好走到之前形成的剪切帶邊緣。
圖9 土體軟化程度
(3)平穩(wěn)段。土體軟化程度如圖10所示。由軟化程度云圖10可知,當(dāng)拖曳錨位移大于0.3L時(shí),拖曳錨已經(jīng)走出了最初形成的剪切帶,此時(shí)拖曳錨就會(huì)與尚未擾動(dòng)的土體接觸,而未擾動(dòng)的土體受擾動(dòng)后會(huì)回流到拖曳錨的下方,此時(shí)形成的流動(dòng)機(jī)制比較穩(wěn)定,拖曳錨承載力系數(shù)將不再變化。不同軟化參數(shù)情況下,土體的流動(dòng)機(jī)制如圖11所示。
結(jié)合土體流動(dòng)機(jī)制圖11可知:與無(wú)應(yīng)變軟化情況相比,考慮應(yīng)變軟化的土體抗剪強(qiáng)度不均勻,導(dǎo)致流動(dòng)機(jī)制的范圍明顯減小,而且由于錨脛的影響,拖曳錨周?chē)牧鲃?dòng)機(jī)制會(huì)出現(xiàn)不對(duì)稱的現(xiàn)象。當(dāng)δrem一定時(shí),隨著ξ95的增大,拖曳錨左側(cè)周?chē)牧鲃?dòng)機(jī)制范圍逐漸增大;同樣,當(dāng)ξ95取定值時(shí),δrem增大會(huì)使拖曳錨左側(cè)周?chē)牧鲃?dòng)機(jī)制范圍逐漸增大。
圖10 土體軟化程度(U/L>0.3)
圖11 土體流動(dòng)機(jī)制
本文通過(guò)CEL方法,并結(jié)合用戶子程序VUSDFLD實(shí)現(xiàn)Randolph的軟化模型,研究了黏土應(yīng)變軟化對(duì)拖曳錨極限承載力的影響。主要結(jié)論為:
(1)采用CEL研究拖曳錨極限承載力時(shí),建議最小網(wǎng)格尺寸取為 L/40,拔出速度取為0.10 L/s。
(2)拖曳錨的峰值承載力幾乎不受應(yīng)變軟化的影響。
(3)拖曳錨殘余承載力受黏土應(yīng)變軟化的影響很大。當(dāng)δrem取定值時(shí),隨著ξ95取值變小,拖曳錨殘余承載力系數(shù)逐漸減小,且ξ95越小,拖曳錨達(dá)到殘余承載力所需要的位移就越小,即越容易達(dá)到殘余承載力;當(dāng)ξ95取定值時(shí),拖曳錨殘余承載力系數(shù)隨著δrem減小而減小。
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