海洋平臺(tái)大直徑鋼管樁打樁過程有限元分析研究

劉劍濤，李 颯

(1. 中海油田服務(wù)股份有限公司 物探事業(yè)部，天津 300451； 2. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 天津 300072)

海洋平臺(tái)大直徑鋼管樁打樁過程有限元分析研究

劉劍濤1，李 颯2

(1. 中海油田服務(wù)股份有限公司 物探事業(yè)部，天津 300451； 2. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 天津 300072)

近年來海上工程的規(guī)模越來越大，為了滿足工程需要，樁基設(shè)計(jì)常常采用大直徑，大長度的鋼管樁。打樁過程是個(gè)相當(dāng)復(fù)雜的過程，不僅涉及到幾何非線性、材料非線性、邊界非線性，而且是個(gè)動(dòng)力過程。有限元法在處理打樁分析方面具有很強(qiáng)的優(yōu)勢，采用PLAXIS對不同條件下的打樁問題進(jìn)行了動(dòng)力模擬分析。分析顯示在打樁過程中，樁端土體會(huì)產(chǎn)生較大的水平位移和豎向位移，樁端土體和靠近樁端的部分土塞內(nèi)會(huì)產(chǎn)生較大的超孔隙水壓力。在砂土中，停錘較短時(shí)間也會(huì)使孔壓迅速消散，這也是打樁中間的停錘會(huì)造成后續(xù)打樁困難的主要原因。

海洋平臺(tái)；大直徑鋼管樁；打樁；有限元分析；動(dòng)力分析

E-mail: liujt3@cosl.com.cn

隨著我國海洋工程的迅猛發(fā)展，近年來海上工程的規(guī)模越來越大，為了滿足工程需要，樁基設(shè)計(jì)常常采用大直徑及大長度的鋼管樁。以渤海的海洋平臺(tái)建造來說，以往的海洋平臺(tái)樁的入土深度一般都在60～80 m之間，鋼管樁直徑多為1.2～1.5 m。由于海洋平臺(tái)上部結(jié)構(gòu)的增大，目前的一些樁基設(shè)計(jì)長度達(dá)到90 m以上，樁徑也增大到2 m以上。打樁過程是個(gè)相當(dāng)復(fù)雜的過程，不僅涉及到幾何非線性、材料非線性、邊界非線性，而且是個(gè)動(dòng)力過程[1-2]。對于打樁過程，很多學(xué)者進(jìn)行了探討，但他們多采用反分析或者試驗(yàn)的方法進(jìn)行研究[3-5]。由于對打樁問題采用解析法求解存在一定的難度，再者也不可能考慮到諸多因素的影響。有限元法在處理非均質(zhì)、非線性和復(fù)雜邊界條件等諸多問題方面具有很強(qiáng)的優(yōu)勢，能夠分析不同因素對打樁效應(yīng)的影響，雖然在某些問題的處理上也作了一定的簡化，但相比于解析法而言，有限元方法仍不失為分析打樁問題最有效的方法[6]。

為了對打樁過程有更加深入地了解，文中利用有限元方法對打樁過程進(jìn)行了動(dòng)力分析，對打樁過程中土體周圍的應(yīng)力場、孔壓場的變化進(jìn)行了探討，為海洋平臺(tái)的大直徑鋼管樁打樁的準(zhǔn)確預(yù)測提供科學(xué)的依據(jù)。

1 有限元模型的建立

打樁是一個(gè)動(dòng)力過程，在此采用PLAXIS軟件進(jìn)行動(dòng)力分析。在動(dòng)力荷載作用下，系統(tǒng)在某一時(shí)刻的動(dòng)力平衡方程為

系統(tǒng)的總質(zhì)量矩陣[M]和總剛度矩陣[K]是由單元質(zhì)量矩陣和單元?jiǎng)偠染仃嚱?jīng)過集合建立起來的。而確定阻尼矩陣[C]需要額外的參數(shù)，這些參數(shù)很難從試驗(yàn)中得出，因此在有限元方程中，[C]常常描述為[M]和[K]的函數(shù)，也就是瑞利(Rayleigh)阻尼：

[C]=α[M]+β[K]

式中：α和β均為比例系數(shù)。

采用二維軸對稱有限元模型來模擬打樁過程。樁體為大直徑鋼管樁，參考某工程實(shí)例，樁體的直徑取為1.524 m，壁厚32 mm，樁長12 m，假定計(jì)算開始時(shí)樁體已經(jīng)預(yù)埋入土體10 m，有2 m在土體外部。土體簡化為單一均質(zhì)土層，厚度約為兩倍樁長，取為20 m，寬度為35 m。

土體和樁體均采用15結(jié)點(diǎn)三角形單元進(jìn)行離散，該單元提供四階位移插值，數(shù)值積分采用12個(gè)高斯點(diǎn)，對大多數(shù)問題能給出高精度的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果。幾何模型見圖1所示。

樁體是鋼管樁，在打樁過程中變形很小，因此采用線彈性模型來模擬。土層簡化為單一均質(zhì)土層，由于加載時(shí)間很短，材料類型設(shè)置為不排水。砂土采用硬化模型模擬，硬化模型不同于理想彈塑性模型，其屈服面在主應(yīng)力空間中不是固定的，會(huì)隨著塑性應(yīng)變的發(fā)生而膨脹。硬化模型不僅考慮了土體的彈塑性、剪脹性，而且還引入了一個(gè)屈服帽蓋。本次計(jì)算采用的硬化模型的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系滿足雙曲線方程，即軸向應(yīng)變?chǔ)?與偏應(yīng)力q滿足下式：

式中E50可采用下式進(jìn)行計(jì)算，其它各符號(hào)的意義見圖2。

圖1 模型劃分的網(wǎng)格Fig. 1 Mesh of model

圖2 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig. 2 The relationship of stress-strain

為了模擬樁土間的相互作用，在管樁的周圍建立接觸面單元，接觸法則遵循庫倫(Coulomb)摩擦模型，這樣可以更加真實(shí)地模擬實(shí)際情況。材料的基本參數(shù)如表1所示。

表1 材料基本參數(shù)Tab. 1 Basic material parameters

由于有限元模型取得足夠大，兩側(cè)的邊界采用水平向約束，底部邊界采用固定約束。打樁是動(dòng)力問題，會(huì)在土體內(nèi)激起振動(dòng)波，由于實(shí)際的土體是半無限大介質(zhì)，因此需要在遠(yuǎn)場域設(shè)置特殊的吸收邊界以避免振動(dòng)波在模型邊界處的反射，模型的右側(cè)和底部設(shè)置了吸收邊界。

根據(jù)實(shí)際的打樁記錄，每次錘擊的作用力可近似地用半個(gè)周期的正弦函數(shù)來模擬，近似取為F=F0sin(100πt)，其中F0為振幅，頻率為50，荷載作用的時(shí)間為0.01 s。每分鐘的錘擊數(shù)約為60下，每兩次錘擊的時(shí)間間隔為1 s，在施加半個(gè)正弦波荷載之后動(dòng)荷載值變?yōu)榱悖孕柽M(jìn)行1 s的動(dòng)力計(jì)算，此時(shí)振動(dòng)波在樁體內(nèi)來回反射，土體自由振動(dòng)，之后再施加下一錘擊的動(dòng)力荷載。

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1不同錘擊力作用下樁頂?shù)呢Q向位移、速度和加速度

將樁頂錘擊力的振幅F0分別設(shè)為30 000 kPa、40 000 kPa、50 000 kPa，研究不同錘擊力作用下樁頂?shù)呢Q向位移、速度和加速度。

圖3 樁頂位移隨時(shí)間的變化Fig. 3 The change of pile top displacement with time

從圖3可以看出，當(dāng)樁體位移達(dá)到最大值以后會(huì)發(fā)生回彈，之后才趨于穩(wěn)定，回彈量的大小與土體性質(zhì)有關(guān)。動(dòng)荷載的作用時(shí)間是0.01 s，但當(dāng)時(shí)間達(dá)到0.1 s時(shí)樁頂?shù)奈灰撇炮呌诜€(wěn)定，可見樁體位移具有明顯的滯后效應(yīng)。當(dāng)錘擊力較大時(shí)，樁體的貫入量明顯增大。

由圖4和圖5中可知，在樁頂荷載減小為零時(shí)，由于土體抗力的存在，樁體會(huì)產(chǎn)生反向的加速度，經(jīng)歷幾次波動(dòng)后最終趨于穩(wěn)定。當(dāng)錘擊力較大時(shí)，樁頂?shù)乃俣群图铀俣纫矔?huì)隨之增加，且達(dá)到穩(wěn)定所需的時(shí)間較長。

圖4 樁頂速度隨時(shí)間的變化Fig. 4 The change of pile top velocity with time

圖5 樁頂加速度隨時(shí)間的變化Fig. 5 The change of pile top acceleration with time

2.2打樁時(shí)的土體響應(yīng)

為了研究連續(xù)打樁對土體的影響，在不排水條件下對樁體連續(xù)進(jìn)行了三次錘擊(錘擊力恒為40 000 kPa)，分析此時(shí)土體的響應(yīng)。

1) 土體位移的變化

圖6和圖7分別為連續(xù)錘擊時(shí)土體豎向位移和水平位移的云紋圖。從圖中可以看出，樁端處的豎向位移最大，另外土塞也發(fā)生了向下的移動(dòng)。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，當(dāng)鋼管樁樁徑大于1 200 mm時(shí)打樁過程中土塞一般不會(huì)發(fā)生閉合。由于樁體的擠土作用，樁端下部土體沿徑向向外移動(dòng)，離樁端越近的區(qū)域水平位移越大。連續(xù)錘擊時(shí)，樁端土體的豎向位移越來越大，同時(shí)樁外側(cè)土體也產(chǎn)生了較小的豎向位移，樁端的水平位移也逐漸增大。

圖6 連續(xù)錘擊時(shí)土體豎向位移云紋圖Fig. 6 Moire pattern of soil vertical displacement under continuous hammering

圖7 連續(xù)錘擊時(shí)土體水平位移云紋圖Fig. 7 Moire pattern of soil horizontal displacement under continuous hammering

2) 超孔隙水壓力的變化

在打樁過程中，樁周土體內(nèi)會(huì)產(chǎn)生很高的超孔隙水壓力，尤其是樁端附近土體內(nèi)的超孔隙水壓力非常大[4]。從圖8中可以看出，超孔隙水壓力主要出現(xiàn)在樁端區(qū)域和土塞的下半部分。連續(xù)打樁時(shí)，超孔隙水壓力會(huì)逐漸累積，產(chǎn)生超孔隙水壓力的區(qū)域隨著打樁的進(jìn)行而越來越大，由土塞底部向土塞上部擴(kuò)展，在徑向上也逐漸向外擴(kuò)展。在徑向上隨著到樁軸線距離的增加而急速衰減，影響范圍大約為3倍的樁徑。

為探討打樁過程中接樁停錘對打樁的影響，對樁體連續(xù)進(jìn)行兩次錘擊，然后停止打樁，待固結(jié)完成后再對樁體進(jìn)行一次錘擊，將此時(shí)的有效應(yīng)力和連續(xù)三次錘擊的情況進(jìn)行對比，以此研究停錘對打樁的影響。

從圖9可見，固結(jié)后土體內(nèi)部的超孔隙水壓力幾乎全部消散，樁端處的有效應(yīng)力有顯著地提高。

圖8 連續(xù)錘擊時(shí)土體內(nèi)超孔隙水壓力云紋圖Fig. 8 Moire pattern of excess pore water pressure in soil under continuous hammering

3 結(jié) 語

通過上述有限元分析，我們可以得到如下結(jié)論：

1) 錘擊力越大，樁體的貫入度越大，樁頂?shù)乃俣群图铀俣纫苍酱螅疫_(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間較長。

2) 打樁時(shí)樁端土體會(huì)產(chǎn)生較大的水平位移和豎向位移，離樁端越遠(yuǎn)的區(qū)域擠土效應(yīng)越弱。離樁端近的土體振動(dòng)較強(qiáng)，離樁端較遠(yuǎn)的區(qū)域振動(dòng)較弱。

3) 打樁過程中，樁端土體和靠近樁端的部分土塞內(nèi)會(huì)產(chǎn)生較大的超孔隙水壓力，但如果有時(shí)間固結(jié)，孔壓會(huì)迅速消散，這也是打樁中間的停錘會(huì)造成后續(xù)打樁困難的主要原因。

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Finite element analysis on large diameter steel pipe pile driving of offshore platform

LIU Jiantao1， LI Sa2

(1. Geophysical-China Oilfield Services Limited, Tianjin 300451, China; 2. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

In recent years, with the development of offshore engineering, large diameter and deep penetration steel pipe pile foundations are often used in practice. Pile driving is a rather complex process, which involves not only the geometric nonlinear, material nonlinear, boundary nonlinear, but also dynamic analysis. Finite element method has advantages in dealing with this problem. In this study, PLAXIS was adopted to simulate dynamic analysis of pile driving under different conditions. Analysis results show that in the process of pile driving, large horizontal displacement and vertical displacement of the soils at the pile tip may occur, and great excess pore water pressure may appear in the soils at pile tip and soil plug near pile end. In sand, driving suspending with short time also makes pore pressure dissipate rapidly, which is the main reason causing driving difficulties after installation delay.

offshore platform; large diameter steel pipe pile; pile driving; finite element analysis; dynamic analysis

P751; TU473

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2015.06.012

1005-9865(2015)06-090-05

2014-08-02

劉劍濤(1979-)，男，湖南新化人，工程師，主要從事海洋工程樁基礎(chǔ)分析、結(jié)構(gòu)物與土相互作用研究。