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1、為了更加經(jīng)濟(jì)有效地開(kāi)發(fā)海洋油氣資源,張力腿平臺(tái)(TLP)、立柱式平臺(tái)(SPAR)、船形浮式系統(tǒng)(FPSO)、順應(yīng)式平臺(tái)(CT)和半潛式平臺(tái)(FPS)等[1]新型海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)在工程中得到了廣泛的應(yīng)用。這些平臺(tái)結(jié)構(gòu)型式一般都是通過(guò)錨鏈與埋置在海床土體中的基礎(chǔ)進(jìn)行連接,因此隨著這些新型海洋平臺(tái)的應(yīng)用,大型浮式結(jié)構(gòu)在深海海底的錨泊問(wèn)題對(duì)巖土工程界提出了新的挑戰(zhàn)。深海海域環(huán)境十分惡劣,浮式結(jié)構(gòu)錨泊基礎(chǔ)形式的選擇必須綜合考慮上部結(jié)構(gòu)構(gòu)造、海床土質(zhì)條
2、件、復(fù)雜荷載組合、施工的可行性與經(jīng)濟(jì)性等多方面的因素?;谶@些因素,在過(guò)去的10多年里,“吸力式沉箱基礎(chǔ)”(suction caissonfoundation)作為一種新的浮式結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)形式受到全球海洋石油界的廣泛關(guān)注,受到了眾多石油公司的高度重視。本文圍繞傾斜荷載作用下軟土地基上吸力式沉箱基礎(chǔ)的失穩(wěn)模式及沉箱基礎(chǔ)穩(wěn)定性等方面進(jìn)行了較系統(tǒng)而深入的探索研究。論文的主要研究工作包括下列方面: (1)通過(guò)對(duì)室內(nèi)模型試驗(yàn)現(xiàn)象定性觀(guān)察,得出
3、沉箱基礎(chǔ)周?chē)馏w的破壞模式與ABAQUS數(shù)值模擬土體破壞模式比較一致。沉箱基礎(chǔ)破壞模式由沉箱底部旋轉(zhuǎn)失穩(wěn)破壞和桶壁局部剪切破壞組成即沉箱桶后界面與主動(dòng)側(cè)土體之間形成裂縫,桶前土體被擠壓隆起形成被動(dòng)側(cè)破壞楔體,桶底部形成了以桶體中軸線(xiàn)上某點(diǎn)為中心點(diǎn)的圓弧形旋轉(zhuǎn)破壞面。對(duì)于長(zhǎng)徑比相同的吸力式沉箱,當(dāng)荷載傾斜角度ψ(與水平方向夾角)增大,沉箱基礎(chǔ)桶壁部位水平阻力逐漸減小,桶體與土體之間的摩擦阻力逐漸增大,沉箱基礎(chǔ)底部球形旋轉(zhuǎn)破壞面的中心點(diǎn)逐漸
4、偏離中軸線(xiàn)。沉箱破壞模式由沉箱底部旋轉(zhuǎn)失穩(wěn)破壞逐漸變?yōu)橥氨诰植考羟衅茐摹.?dāng)ψ=30°時(shí)兩種破壞模式表現(xiàn)明顯。 (2)ABAQUS有限元模擬計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,對(duì)于不同長(zhǎng)徑比的沉箱基礎(chǔ),其承載力的試驗(yàn)極限值與ABAQUS極限值誤差最小為1.8%,最大為55.5%,承載力的試驗(yàn)極限值與ABAQUS剪切值(即有限元模擬的荷載-位移曲線(xiàn)屈服階段切線(xiàn)值)誤差最小為1.05%,最大為29.6%。上述結(jié)論驗(yàn)證了本文建議的計(jì)
5、算吸力式沉箱基礎(chǔ)地基承載特性的有限元模型及有限元計(jì)算結(jié)果的合理性。 (3)利用ABAQUS軟件對(duì)實(shí)際工程中的吸力式沉箱抗拔承載力進(jìn)行模擬分析,主要考察無(wú)吸力情況下傾斜荷載作用下吸力式沉箱的抗拔性能,探討荷載傾斜角度ψ對(duì)沉箱基礎(chǔ)極限承載力的影響。當(dāng)荷載傾斜角度ψ=90°時(shí),沉箱基礎(chǔ)極限承載力相對(duì)很大。當(dāng)荷載傾斜角度ψ=90°時(shí),沉箱基礎(chǔ)極限承載力相對(duì)很小。研究表明吸力式沉箱基礎(chǔ)在豎直上拔荷載單獨(dú)作用下的極限承載力最大,而隨著荷載方
6、向逐漸偏向豎直方向,吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力逐漸減小,當(dāng)水平荷載單獨(dú)作用下時(shí)吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力最小。本文得出不同長(zhǎng)徑比情況下沉箱基礎(chǔ)豎直-水平承載力的歸一化承載力破壞包絡(luò)面。吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎直.水平承載力的相互影響關(guān)系曲線(xiàn)近似為橢圓,L/D=1.0荷載傾斜角度為15°~45°時(shí)豎直.水平承載力的相互影響效果明顯;L/D=2.0荷載傾斜角度為15°~60。時(shí)豎直.水平承載力的相互影響效果明顯;三仍=3.0荷載傾斜角度為15?!?/p>
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