钦州某油码头沉箱内力数值分析_谢乔木.pdf

在目前沉箱结构计算中，分析沉箱立板内力时，往往只考虑贮仓压力和波浪力的组合（前壁），贮仓压力、墙后土压力及剩余水压力的组合（后壁）；对离岸孤立墩沉箱结构计算时，也很少考虑船舶撞击力作用1，规范也没有给出相应的计算方法，而沉箱底板内力计算则考虑了船舶荷载的作用。为了分析钦州某油码头孤立墩沉箱在船舶荷载作用下的内力情况，作者利用 ANSYS 分别采取两种不同地基模型对沉箱进行空间结构计算，对沉箱内力进行比较分析，探讨一种工程上可行，结果可靠的有效数值计算，以供设计时使用。1计算模型1.1文革勒地基模型法1.1.1计算模型建立1867 年，捷克工程师 E.Winkler 提出地基上任一点所受的压力强度 p 与该点的地基沉降 s 成正比的假设，即 p=ks，式中比例常数 k 为基床反2009 年 7 月第 7 期总第 429 期Jul.2009No.7Serial No.429水运工程Port&Waterway Engineering钦州某油码头沉箱内力数值分析谢乔木，丁建军（中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东 广州 510230）摘要：利用有限元分析软件 ANSYS，对沉箱重力式码头在船舶荷载作用下的沉箱静态力学性能进行数值分析。通过对比分析文革勒地基模型法和半无限弹性体法的计算结果，认为壳单元与体单元采用 MPC 接触方法，土体以弹簧来模拟的计算模型能够满足设计要求，建模简单，计算快捷，可供设计时使用。同时数值分析表明，在船舶荷载和贮仓压力作用下，沉箱立板内侧的竖向弯矩最大值发生在立板与底板的连接处，有必要对重力式孤立墩在船舶荷载作用下的沉箱进行空间结构计算。关键词：沉箱重力式码头；数值分析；文革勒地基模型；半无限弹性体中图分类号：U 656.1+11文献标志码：A文章编号：1002-4972（2009）07-0097-07Numerical analysis of caisson internal force for an oil wharf in QinzhouXIE Qiao-mu,DING Jian-jun（CCCC-FHDI Engineering Co.，Ltd.，Guangzhou 510230，China）Abstract:Using finite element procedure ANSYS,we analyze caisson gravity wharf acted by the vesselload in the static condition.Comparing the Winkler foundation model with the semi-infinite elastic body model,we find out that by taking the MPC(Multi Point Constraint)to join the shell elements with the solid elements,and simulating the soil by the elastic spring,the design requirements can be satisfied.Meanwhile,it has theadvantages of simple model construction and quick calculation.The numerical analysis indicates that themaximum moment of vertical slab of caisson occurs in the corner between the vertical slab and the bottom slab.So,we think it is necessary to conduct space structure calculation when the isolated caisson gravity wharf is actedby the vessel load.Key words:caisson gravity wharf;numerical analysis;Winkler foundation model;semi-infinite elastic body收稿日期：2009-05-27作者简介：谢乔木（1979），男，硕士，从事港口航道与海岸工程设计。2009 年水运工程力系数(MN/m3)，根据这个假设，地面上某点的沉降与作用于其它点上的土压力无关，所以实质上就是把地基看成为无数分割开的小土柱组成的体系，在数值分析中进一步用一根根弹簧代替土柱，形成一群不相关的弹簧体系2。在计算之前首先要确定基床反力系数，国外常按 K.太沙基建议的方法，采用 305 cm305 cm 的方形荷载板进行试验。作者以 soild45 单元模拟胸墙及靠船构件；以适合中厚板的 shell43 单元模拟沉箱立板、隔板及底板；combin14 弹簧单元模拟地基。沉箱、胸墙及靠船构件均为钢筋混凝土材料，材料力学参数取值为：弹性模量 E 为 3.25107kPa，泊松比 为0.17，根据经验块石基床反力系数 k 为 5105kN/m3。考虑到沉箱抗倾抗滑稳定性得到满足，加约束荷载时只在底板边沿限制节点的平面移动，底板中间节点只受弹簧单元的竖向约束。1.1.2计算方法实体单元和壳单元节点的自由度不同，必须考虑到体壳单元的耦合问题，通用的方法有以下几种：1)把壳延伸到体中，分别耦合壳单元节点位移与体单元节点位移，即可以实现壳单元节点和体单元节点自由度的耦合;或壳不用延伸到体中，分别耦合壳单元节点位移与体单元节点位移。2)采用退化单元，在耦合的地方退化生成MPC184 单元，以刚性 MPC184 单元连接体单元和壳单元，这相当于模拟点焊，与实际的模型有区别。3)通过约束方程的方法，约束相应结点的位移和转角，实现体、壳单元的耦合。4)多点约束的方法(MPC,MultiPointConstraint)，即用接触算法来模拟体壳耦合。这种方法能更好地模拟真实情况，而且使用范围比较广。使用点对面的接触方法，接触单元采用 CONTA175，结合绑定接触定义(KEYOPT(12)=5 或 6)来定义壳实体耦合(接触面定义在壳单元面上，目标面定义在实体单元面上)，其原理是在体单元表面生成一层虚拟的壳单元3。MPC 方法可以克服传统接触算法和 ANSYS 中的其他多点约束工具的缺点，不需要输入接触刚度对于小变形问题，它代表真实的线性接触行为；求解系统方程时不需要平衡迭代。对于大变形问题，MPC 方程在每个平衡迭代中不断进行更新，克服了传统约束方程只适用于小应变的限制条件。本文分别用 1）和 4）计算方法对模型进行计算。1.2半无限弹性体法1.2.1计算模型建立按照文革勒地基模型，地基的沉降只发生在基底范围内，这与实际情况不符，其原因在于忽略了地基中的剪应力，而正是由于剪应力的存在，地基中的附加应力才能向旁扩散分布，使地基以外的地表发生沉降。基于以上缺陷，作者以半无限弹性体模拟地基对沉箱进行仿真计算。沉箱对地基的影响范围有一定的区限性，在影响范围之外的土体基本没有受到影响，因此为了节省计算机内存，提高计算效率，需要对地基划定计算边界。一般计算深度 H 取为软土或地基压缩层的厚度；计算宽度 L 取为计算厚度 H 的 34 倍，或者为荷载作用宽度之半的 22.5 倍，取两者的较大者4。作者以 soild45 单元模拟胸墙、靠船构件及地基；以适合中厚板的 shell43 单元模拟沉箱立板、隔板及底板。沉箱、胸墙及靠船构件均为钢筋混凝土材料，地基为 10100 kg 块石基床，两种材料力学参数取值为：钢筋混凝土杨氏模量 E 为3.25107kPa，泊松比为 0.17；10100 kg 块石基床杨氏模量 E 为 8106kPa，泊松比为 0.29。划定计算边界地基基底节点受到所有方向约束，地基侧向约束节点的水平方向，竖向不受约束。1.2.2计算方法沉箱立板 shell43 单元与胸墙 soild45 单元的连接采用 MPC 方法（在文革勒地基模型法中已详述），底板 shell43 单元与基床 soild45 单元之间设置接触面。ANSYS 支持 3 种接触方式：点点，点面，面面，每种接触方式使用的接触单元适用某种问题，本文采用面面接触单元。在这种情况下，刚性面被当作目标面，分别用 TARGE169和 TARGE170 来模拟二维和三维目标面；柔性体的表面被当作接触面，用 CONTA171，CONTA172与 CONTA173，CONTA174 来模拟二维和三维问题。一个目标单元和一个接触单元叫做一个“接触对”，程序通过一个共享的实常数来识别。ANSYS 中的接触单元采用无厚度接触单元，又称 Goodman 单元，被广泛应用于岩土工程中，98第 7 期两片接触面之间假想用无数法向和切向微小弹簧组成。在节点力 Fe作用下，两片接触面间的弹簧受内应力为=n!(1)相应地在两片接触面之间产生的相对位移为w=wswn!（2）式中：角标 s 表示切向；n 表示法向。在线弹性假定下，应力 与相对位移 w（变形）成正比关系，关系式为=k0w(3)其中：k0=ks00kn#$式中：ks和 kn分别为切向和法向的单位长度劲度系数（kN/m3），由试验确定，对弹性材料为常数，若材料具有非线性特性，则它们为变量5-6。对该单元进行数字仿真时，需要设定 3 个重要参数：法向刚度(因子)FKN，切向刚度(因子)FKT 以及摩擦系数 MU，其中 FKN 与 FKT 分别对应于 kn与 ks，两个参数的取值一直是数值分析的难点。ANSYS 提供了两种选择：刚度因子(factor)与实际刚度(constant)，当选择 factor 时，输入的数值为一比例因子，其输入范围在 0.0110之间，表示接触刚度为接触体下单元刚度的一个因子；当选择 constant 时，输入数值即为实际刚度。在多数情况下，不需要定义刚度因子，ANSYS 会自动根据变形体单元的材料特性来估计一个缺省的接触刚度值（缺省刚度值等于 1，程序缺省值指的是刚度因子）。当然有试验条件的情况下也可以直接取真正的刚度值。在 ANSYS 接触单元刚度中，FKN 的取值尤为重要，为了取得一个较好的接触刚度值，ANSYS 提出了一个有效计算方法：开始时取一个较低的值，低估值要比高估值好，因为由一个较低的接触刚度值导致的渗透问题要比过高的接触刚度导致的收敛问题容易解决7。一个有经验的数值分析工程师经过一次试算后会取得一个比较好的数值。MU 与 FKT 的关系为：FKT=MUPRES/SLTO式中：PRES 为接触面上压力；SLTO 为允许的最大弹性滑移距离,该值在 ANSYS 中的缺省值为接触单元长度的 1%。笔者取 FKN 为 0.05，摩擦系数 MU 为 0.6。2工程实例2.1工程概述广西钦州某油码头，建两个 10 万吨级泊位，长 609 m，码头后缘兼靠 3 0005 000 吨级船舶。设计高水位为 4.68 m，设计低水位为 0.40 m，极端高水位为 5.77 m，极端低水位为-0.89 m。根据规范计算船舶荷载需配置两鼓一板 SUC1450 橡胶护舷，沉箱隔仓回填中粗砂，码头前沿底高程为-15.2 m。地质情况从泥面往下分别为：淤泥、强风化粉砂质泥岩、中风化粉砂质泥岩，原泥面高程-7.50 m，厚 12 m；强风化粉砂质泥岩层顶高程-19.5 m，中风化粉砂质泥岩层顶高程-20.5 m。沉箱尺寸及码头断面如图 13。沉箱受力情况分别为：船舶荷载 1 990 kN2=3 980 kN，沉箱自重（程序自算），贮仓压力由雅申公式计算结果（表 1）。22计算模型及结果分析作者根据文革勒地基模型法及半无限大弹性体法分别建立 3 种不同的计算模式：1）基床用弹簧单元模拟，每根弹簧的反力系数为：(51050.50.5)kN/m（0.5 m 为单元长度），沉箱立板 shell43壳单元与胸墙 soild45 单元连接时，对两种单元位移进行耦合；2)基床用弹簧单元模拟，每根弹簧的反力系数为：(51050.50.5)kN/m（0.5 m 为单元长度），沉箱立板 shell43 壳单元与胸墙 soild45单元连接时，采用 MPC 方法；3)基床用半无限大图 1码头平面示意谢乔木，丁建军：钦州某油码头沉箱内力数值分析992009 年水运工程图 2码头断面图图 3沉箱结构图水位/m高程/m侧向压力/kPa竖向压力/kPa各设计水位处极端高水位5.77020.4021.1645.016设计高水位4.687.0920.69721.22945.149设计低水位0.4026.9022.3021.7346.23极端低水位-0.8930.1523.1822.0046.801.5 L 处(-8.76 m)底板处(-14.5 m)底板处(-14.5 m)表 1各水位下贮仓压力作用值100第 7 期图 11前壁弯矩 MY(kN m)弹性体进行模拟，计算边界为：取计算深度为 20m，长宽均为 80 m，即半无限弹性体简化为 80 m80 m20 m 长方体（长宽高），沉箱立板 shell43壳单元与胸墙 soild45 单元连接时，采用 MPC 方法，底板 shell43 单元与基床 soild45 单元之间设置接触面,将沉箱底板设为目标面，采用 TARGE170，基床设为接触面，采用 CONTA173。ANSYS 计算模型网格分别如图 46。在只有船舶荷载、自重及贮仓压力作用下，极端低水位时沉箱受力最危险，因此本文只列举极端低水位下沉箱的内力情况。各种计算模式计算结果比较见表 2，由于计算结果图比较多，作者只列举计算模式 3)沉箱内力结果，见图 722。从计算结果中可以发现模式 1)及模式 2)的计算结果要比模式 3)大，主要由于文革勒地基假设成一群不相关的弹簧体系，这与实际情况不符，忽略了地基中的剪应力影响，造成了计算结果相图 4计算模式 1)模型网格图 5计算模式 2)模型网格图 6计算模式 3)模型网格图 7底板弯矩 MX(kN m)图 8底板弯矩 MY(kN m)图 9底板剪力(kN)图 10前壁弯矩 MX(kN m)谢乔木，丁建军：钦州某油码头沉箱内力数值分析1012009 年水运工程图 21右侧壁（向陆侧）剪力(kN)图 12前壁剪力(kN)图 13后壁弯矩 MX(kN m)图 14后壁弯矩 MY(kN m)图 15后壁剪力(kN)图 16左侧壁（向陆侧）弯矩 MX(kN m)图 17左侧壁（向陆侧）弯矩 MY(kN m)图 18左侧壁（向陆侧）剪力(kN)图 19左侧壁（向陆侧）弯矩 MX(kN m)图 20左侧壁（向陆侧）弯矩 MY(kN m)102第 7 期图 22基床应力(kPa)对保守。从力学性质上文革勒地基比较适合抗剪强度很低的半液态土，如淤泥和软黏土等。模式3)考虑了土体的剪切性，认为地基为半无限弹性体，从而也造成了模型单元的增多，总共 145 294单元，计算求解时花费大量时间，如果考虑地基非线性的话，计算时间将是难以忍受的在生产应用上不值得推广。模式 1）中前壁的剪力值比模式 2）和模式 3）都小很多，从剪力图上发现，模式 2）和模式 3）的前壁剪力最大值均发生在胸墙与前壁的连接处，而模式 1）的最大值出现在前壁与底板连接处，可知模式 1）中采用的不同单元采用节点位移耦合还是有缺陷。虽然文革勒地基模型存在应力不能扩散和变形的缺陷，但已满足生产设计要求。综上，作者认为模式 2）比较适合生产设计，建模简单，计算快捷。由 3 种模型计算结果看，在船舶荷载及贮仓压力作用下，立板内侧竖直方向最大弯矩发生在立板和底板连接处（计算模式 2）沉箱后壁内侧竖向弯矩为 70.1 kN m）。因此对重力式孤立墩沉箱立板内力计算时应考虑船舶荷载的作用，而且要注意设置立板与底板以及立板之间衔接处的加强钢筋。3结论1）从结果对比中可以看到，采用文革勒地基模型，壳单元与体单元进行 MPC 接触耦合方法建模简单，计算快捷，结果合理，满足设计要求，适合应用于生产设计中。2）对重力式孤立墩沉箱内力计算时应考虑船舶荷载的作用，经计算后发现在船舶荷载作用下，沉箱立板内侧竖向弯矩最大值发生在立板与底板交接处，因此要注意按规范设置立板与底板及立板之间交接处的加强钢筋。参考文献：1JTJ2901998 重力式码头设计与施工规范S.2杨位洸.地基及基础M.北京:中国建筑工业出版社,1999.3葛鹏飞,李天匀,张维衡,等.水下结构数值计算中面体单元连接技术及力学试验研究J.舰船科学技术,2006(4):49-52.4谢康和,周建.岩土工程有限元分析理论与应用M.北京:科学出版社.20025 钱家欢,殷宗泽.土工原理与计算M.北京:中国水利水电出版社,1996.6钱家欢.土力学M.南京:河海大学出版社,1995.7董必昌,王靖涛,程涛.复合地基数字仿真中接触单元参数研究 J.华中科技大学学报:城市科学版,2004(2):42-45.(本文编辑武亚庆)表 2三种计算模式计算结果比较（荷载均采用标准值）左侧壁（向陆侧）右侧壁（向陆侧）基床应力/kPa计算模式弯矩/（kN m m-1)剪力/(kN m-1)弯矩/（kN m m-1)剪力/(kN m-1)外侧内侧外侧内侧MAXMIN水平向竖向水平向竖向1）16.86.826.157.0190.516.86.826057190.52）16.86.826.061.0201.716.86.826.061.0201.73）16.86.426.049.1163.516.86.426.049.1163.5554.255.3水平向竖向水平向竖向底板前壁后壁计算模式弯矩/（kN m m-1)剪力/(kN m-1)弯矩/（kN m m-1)剪力/(KN m-1)弯矩（kN m m-1)剪力/(KN m-1)下侧上侧外侧内侧外侧内侧码头横向码头纵向码头横向码头纵向水平向竖向水平向竖向水平向竖向水平向竖向1）255.6256.385.485.4526.616.96.827.227.182.816.87.027.270.1245.52）274.4261.887.985.7509.616.96.226.029.4124.816.87.026.070.1239.23）226.8217.386.482.5446.316.96.230.029.3124.816.86.526.056.5188.9谢乔木，丁建军：钦州某油码头沉箱内力数值分析103