泥面
- 冲刷和地震联合作用对单柱复合筒基础位移变形的影响*
作用点为筒顶，距泥面45.2 m处，波浪对筒基的荷载作用在第三段筒，距泥面14.12 m处。地震工况下，水平地震荷载对上部高耸风机的水平荷载作用于筒顶，距泥面45.2 m处，和正常使用极限位置相同，对筒基的水平荷载作用于泥面以上3.83 m处；竖向地震荷载对上部风机作用点位于泥面以上41.5 m处，对筒基的作用点位于泥面以上3.83 m。图3为单柱复合筒基础有限元模型示意图。模型中土体采用Mohr-Coulomb本构，筒土之间采用摩擦接触，摩擦系数取0.3
新能源进展 2023年6期2024-01-06
- 基于PISA 方法的大直径单桩水平承载特性
线法计算得到单桩泥面转角为3.6‰rad，小于规范[11]规定的4.36‰rad，满足变形要求。表2 32 号桩详细信息Table 2 No.32 pile details3 试验结果分析3.1 嵌固深度对单桩水平承载特性影响为探究嵌固深度L对水平受荷桩桩身响应，嵌固深度分别设置为27 m、29 m、31 m、33 m、35 m、37 m，其他尺寸见表2，桩身材料为均质弹性钢管，土体参数见表1，水平荷载作用在桩顶。3.1.1 单桩水平承载能力不同嵌固深度下
中国港湾建设 2023年10期2023-11-09
- 海上风电大直径单桩基础水平载荷试验研究
或凹陷。场区水下泥面高程为-9.60 m～-13.70 m,勘察期间水深9.10 m～12.90 m,试桩场地地层情况及相关参数见表1。由前期勘察结果,本场地天然地基条件差,不能满足上部风机结构稳定性和抗倾覆要求,所以采用桩基础,桩型选用高强度钢管桩。综合各方面因素,本工程风机基础以⑤-3a层粉砂作为桩端持力层。表1 试桩场地的地层分布及物理力学参数2 水平极限承载力计算为了保证水平试桩试验过程中桩基不破坏或者发生大变形,影响后期工程使用。因此在试桩试验之
山西建筑 2023年17期2023-08-17
- 双臂架四钩浮吊船单船大型单桩翻桩技术
单桩桩身触及海底泥面。应注意，当桩身快要接触海底时，在保证兜底吊带不出现相对滑动的情况下，将桩身调至稍有倾斜的状态，使单桩底部先触及泥面，可通过兜底位置处主钩吊力数值显著降低来判断，避免顶部先触泥而导致脱钩。当兜底的两个主钩吊力为零时，开始同步起升另外两个主钩，同时浮吊船向桩底方向绞船，利用桩底和泥面的接触部位为翻转支点进行翻桩，直至单桩竖直。至此，单浮吊单桩翻桩完成。1.2 兜底索具脱钩原理为保证兜底索具可实现脱钩功能，需按图2所示的方式进行索具连接。即
中国水运 2023年3期2023-04-13
- 单桩基础弱化对海上风机动力响应的影响
将桩土系统等效为泥面以下的一段虚拟悬臂梁，基础刚度由该虚拟段提供；耦合弹簧法将桩土系统等效为泥面处的一组耦合弹簧，弹簧刚度即为基础刚度；分布弹簧法即p-y曲线法，沿桩深度方向布置若干水平弹簧，用以模拟桩土相互作用。表观固定法和耦合弹簧法是对p-y曲线法的有效简化，文献[24]指出三种方法具有较好的一致性，其中表观固定法计算简便，因此本文采用该方法模拟基础刚度。表观固定法中，泥面以上仍为真实单桩，泥面以下的单桩由底部固定的虚拟桩代替，如图1所示，其长度与刚度
中南大学学报（自然科学版） 2023年1期2023-03-27
- 双排钢板桩围堰受力与计算方法研究
有限空间的影响，泥面以下桩基内力采用竖向弹性地基梁进行计算，泥面以上桩基内力可分段求解并通过材料力学公式计算。计算中共存在两个未知数分别为两根拉杆的拉力。最终可通过在拉杆作用点前后排桩间距离的变化量等于拉杆伸长量列出两个方程并求出拉杆拉力。结构计算图示如图1 所示。图1 双排钢板桩围堰计算图示2 有限空间土压力计算在钢板桩间距较大的情况下，双排钢板桩内填土产生的土压力可采用无限空间土压力理论计算。但当钢板桩间距较小时，需考虑滑动土体受前后排桩的限制作用，采
城市道桥与防洪 2023年2期2023-03-12
- 海上风电钢管复合嵌岩桩设计要素研究
器测读结果，汇总泥面H-Y曲线如图2。图2 泥面点H-Y曲线通过预埋测斜管对试验过程中的桩身挠曲进行测试。实测的桩身挠度曲线见图3。图3 试桩测斜曲线2 有限元模型在岩土有限元软件PLAXIS中进行桩土模型的建立。模型尺寸为60 m×60 m×80 m。由于复合桩桩长普遍较长，桩底区域土体大部处于小应变区，为考虑土体刚度的应变相关性，覆盖层均采用HSS小应变本构。灌注桩选用混凝土本构，岩体为霍克-布朗模型。桩体采用3D板单元，网格采用10节点四面体单元，桩
水电与新能源 2023年1期2023-02-22
- 海上风电单桩筒组合基础承载性能有限元分析
大到9.0 m，泥面转角下降约44%；当桩径增大到8.5 m时，基础的泥面转角降到规范或行业要求的4.36×10-3rad以下；桩体直径的增大使基础的刚度和抗弯性能明显提高、结构的水平承载性能显著增强；在实际设计时，因考虑沉桩设备限制，建议在满足设计要求的前提下适当减小桩体直径。图2 变形随桩体直径的变化桩体直径增大的过程中，自重增加比结构竖向刚度增大对沉降量的影响稍大，故桩顶的沉降量也略微增大，但均远小于规范或行业要求的100 mm。2.2 桩体入土深度
水利水电快报 2022年12期2022-12-21
- 海上风电嵌岩桩水平抗力影响因素研究
嵌岩灌注桩大约在泥面线下5 cm处弯矩达到最大值，极易导致桩体的失稳或岩土的渐进破坏。最为经典的理论分析方法为p—y曲线法[6-8]，通常结合现场或模型试验结果，对地基初始刚度和极限抗力Pu进行研究，在此基础上提出更为合理的修正p—y曲线[9-10]。有限元方法可以考虑多种影响因素对承载力的影响，因此在嵌岩桩的水平承载特性研究中得到了广泛应用[11-14]。综上所述，水平承载特性是嵌岩桩研究的热点问题，对于桩—土或桩—岩直接接触的研究已较为完善，但嵌岩桩在
海洋工程 2022年4期2022-08-17
- 复合加载模式的单桩复合桶型基础极限承载特性和包络线分析*
内设6块分仓板，泥面以上塔桶高为45 m，桶嵌入地层约13 m。建立的地层模型，长度为外桶径的10倍即360 m、高度为54 m。采用有限差分Flac3D软件进行全过程模拟计算，采用显示差分法可计算大变形，动态调整，适用于岩土、结构的受力与变形计算，准确性高，且比有限元计算速度快，能较好地分析不同荷载大小作用下的承载力变化规律特征。根据现场地质勘察，并结合室内相关土力学试验，综合确定的地层力学指标如表1，接触参数如表2。表1 土的物理力学指标Table 1
工业建筑 2022年5期2022-08-01
- 桶形基础稳定性与地基极限承载特性分析*
内设6块分舱板，泥面以上塔筒高45m，桶嵌入地层约13m。建立的地层模型长度为外桶径的10倍即360m，高54m。单桩复合桶的单柱部分分上、中、下3段，其中上段直径7m、壁厚70mm、高20m，下段直径10m、壁厚75mm、高11m，中段为连接上、下段的过渡段，壁厚70mm、高14m。泥面桶盖厚30mm。图2 吸力桶-地层三维模型地层上边界为自由无约束边界，底部采用固定位移约束，地层侧面采用x，y约束，吸力桶无固定约束，仅施加联合荷载。z向应力场将在计算中
施工技术(中英文) 2022年6期2022-04-28
- 海底管道敷设过程的海底拖管强度分析
和拖管头均在水下泥面附近，拖管时管道全部与泥面接触，拖带管道阻力大，需要的拖索长[5]。本项目对传统的底拖管施工方法进行了改进，即把拖管头提升到泥面适当高度进行拖管，从而减少拖管与泥面的接触，而钢缆不再与泥面摩擦。对于这种改进的底拖管法，研究了基于解析解的计算分析方法，编制了计算机程序，可以计算底拖过程管道的应力和变形。1 底拖法的改进图1为改进的底拖法拖航示意，即将管道与拖管头的联结部分提升一定高度进行拖管。这种方法具备的优点是：其一，由于钢缆不再与海底
石油工程建设 2022年2期2022-04-21
- 深水钢桩起吊下放运动特征分析
LC1：桩尖位于泥面以上150 m处（对应钩头在海平面附近，水下4 m）。工况LC2：桩尖位于泥面以上60 m处（对应钩头在海平面附近，水下94 m）。工况LC3：桩尖位于泥面以上30 m处（对应钩头在海平面附近，水下124 m）。计算分析涵盖了对应限制有义波高Hs=2.0 m的当地海况波浪周期范围Tp=4.0～13 s，来浪方向考虑每30°间隔的不同方向来浪。来流对钢桩运动特点的影响也在本文范围内。如图4所示，来浪及来流方向角度定义为相对于X方向（船头方
石油工程建设 2022年2期2022-04-21
- 变阻抗桩非自由端竖向瞬态激振动力响应分析方法及应用*
水上成桩桩位处的泥面低于水面的特点，需要采用先施打钢护筒入泥面一定深度，后钻孔成桩的工艺。对于泥面较深或泥面软弱土层较厚的工况，所需要的钢护筒较长，且浇筑混凝土后钢护筒一般不再拆除。由于长钢护筒的使用，采用低应变反射波法检测灌注桩桩身质量时常遇到以下问题：1)钢护筒段桩身阻抗与无钢护筒段桩身阻抗不同，主要表现在钢护筒本身增加了桩身阻抗，以及钢护筒段桩径固定且一般大于设计桩径，导致该段桩身阻抗与无钢护筒段桩身阻抗不同(由设计以及成孔孔径所致)；2)钢护筒顶高
水运工程 2022年4期2022-04-18
- 海上风机变径单桩基础水平承载特性数值分析
家高程基准，海底泥面高程在-18.6～0 m。地质勘测得到风电场地基土物理力学性质如表1所示，地基持力层为⑥-3中砂土层。表1 土层物理力学参数表1.2 有限元数值计算模型对变径桩模型进行适当简化，其结构示意如图1(a)所示。根据工程资料，桩顶直径DT=6.0 m，桩底直径DB=6.5 m，上部高度H1=22 m，变径段长度H2=15 m，总桩长H=84 m，桩基埋深55 m，以此钢管桩作为典型桩进行研究。利用ABAQUS建立变径单桩基础三维有限元模型，模
科学技术与工程 2022年9期2022-04-06
- 海上风机单桩基础桩形影响因素分析
照勘察结果可知，泥面高程为-25.06m～-29.17m，平潮水深为25.58m～29.75m。常浪向为东南向，浪向分布在东-南方位支架，海流主流方向为西南西。工程海区域风向为东北、东南风，夏季主导风为偏南风，秋季以东北风为主，春季以东南风为主。场址内部水深明显，表层土为淤泥质土。1.2 工程地质风电场场区，距离岸边20km，面积广阔，无礁石、岛屿分布，水下地形平坦，为海积地貌。按照区域地质、钻孔资料，风电场地层存在较多覆盖层，厚度由北向南逐渐增加。分析勘
中国科技纵横 2022年3期2022-03-26
- 耙头高压冲水喷嘴流场数值模拟及分析
域；h为喷嘴距离泥面距离，按照软件计算距离泥面一定距离的淹没射流压力。图2 喷嘴流场计算2.2 二维建模及网格划分建立喷嘴和周围水体二维网格，喷嘴进口水域为50 mm×50 mm，喷嘴出口水域为150 mm×50 mm。采用非结构网格进行网格划分，网格总数量为81 972，见图3。图3 计算流场局部网格2.3 数值模拟计算控制方程高压冲水喷嘴外的流场属于定常不可压缩黏性流动，其N-S方程为：连续性方程(1)动量守恒方程(2)式中：t为时间；ρ为密度；ν为运
水运工程 2022年2期2022-03-07
- 海上风电机组与支撑结构一体化动力响应分析
ile软件计算出泥面处水平刚度、转动刚度。计算得水平刚度为1.31×106kN/m，转动刚度为4.75×108kN·m/rad。2.1.2 支撑结构参数单桩基础方案采用一根直径D为7000～8200 mm(壁厚65～80 mm)、平均桩长为71.0 m的钢管桩打入海底基床，桩尖平均高程为-61.0 m，桩身入土深度约50 m，桩顶高程为10 m。单桩基础模型相关参数及土壤主要性能参数如表1和表2所示。表1 单桩基础模型参数(据国家85高程)表2 土壤主要性
绿色科技 2022年2期2022-03-04
- 海上风电植入式嵌岩桩承载特性分析
示。第一阶段，在泥面处右侧混凝土开始破坏，随着荷载增加，破坏区域逐渐向下发展，最终沿高度方向破坏范围约1 倍桩径；第二阶段，在泥面下14 m 左右区域左侧开裂，破坏范围随荷载增加沿水平向和竖向扩展，最终破坏范围竖向约0.5 倍桩径，水平向大约2/3 倍桩径；第三阶段，开裂区域位于泥面下24-25 m，混凝土左侧受拉开裂，最终达到极限荷载后水平破坏范围约0.5 倍桩径，竖向破坏范围接近0.5 倍桩径。图4 不同阶段混凝土受拉破坏图图5 为不同工况下各阶段开裂
港工技术 2021年5期2021-11-07
- 南黄海铁板砂地层插桩分析及应对
算，在三桩未接触泥面或贴着泥面时平台仍以一定航速移动，但当三桩接触泥面后同时放桩10 cm，平台停止移动，船体吃水减少；上提三桩10 cm后，平台立刻恢复移动。多次重复上述动作，反馈结果相同。此现象表明桩靴接触泥面后一旦放桩，平台就会被海底地层完全支撑起来，即该井位海底地层承载力较高，桩靴插入困难。通过分阶段逐步将作业平台由漂浮吃水4 m减少至吃水3.6 m，即逐步增大插桩力，根据测深仪及桩靴高度数据计算，桩靴仍没有入泥。连接三桩冲桩管线，依次对三桩进行冲
海洋石油 2021年2期2021-07-02
- 非均质土中海上风电单桩基础动力响应特性
状况中，假定海床泥面处位移为零，土体内部是有应力存在的，因此在施加水平荷载前必须进行初始地应力平衡[18−19]. 本文采用ODB导入法进行初始地应力的平衡. 非均质土中海上风电单桩基础数值计算模型如图1所示.图1 非均质土中海上风电单桩基础数值计算模型Fig.1 Numerical model of offshore wind power monopile foundation in heterogeneous soil为了模拟桩‒土之间的非线性，根据土
工程科学学报 2021年5期2021-05-19
- 地震动方向对海上风力发电机动力响应的影响
机塔顶位移和结构泥面处弯矩幅值的相对误差均达到40 %，但仅采用了一条强震记录。目前，DNV规范[14]要求将风-波浪与地震作用组合，但未明确输入地震动方向。针对陆上风力发电机，Wang等[15]将Taft波作为输入地震动，发现其沿侧向时，塔顶位移和塔底弯矩幅值最大，认为输入地震动方向影响风力发电机动力响应。戴靠山等[16]发现：地震动沿风力发电机侧向输入时，塔顶加速度幅值最大；席仁强等[17]认为输入地震动方向对停机和运行状态的风力发电机响应均有显著影响
振动与冲击 2021年5期2021-03-17
- 高桩码头桩后回淤对桩的影响数值分析
03 年6 月，泥面高程为-12 m，淤泥不存在；2）2006 年8 月，泥面高程为-9 m，淤泥回淤厚度为3 m；3）2008 年10 月，泥面高程为-6.6 m，淤泥回淤厚度为5.4 m；4）2012 年5 月，泥面高程为-4.6 m，淤泥回淤厚度为7.4 m；5）2015 年1 月，泥面高程为-3 m，淤泥回淤厚度为9 m。2.2 有限元模型建立一榀排架有限元模型，如图2 所示。模型中桩径2.3 m，桩长50 m。土为均质土层，将其简化为6 层。由于
港工技术 2021年1期2021-03-12
- 海上风电高桩承台基础承载特性数值模拟研究
A点与B点之间，泥面处桩周土体的屈服范围继续增大。B点以后承载力曲线迅速下降，表明此时承台在B点达到极限强度。因此，可推断该承台的极限荷载约为315 600 kN。图5 土的等效塑性应变为了分析水平荷载下高桩承台中单桩的受力情况，选取3根典型桩进行分析，分别为长轴方向斜桩6号桩、直桩9号桩和短轴方向斜桩12号桩。当高桩承台基础承受极限水平荷载时，3根桩的桩身塑性应力曲线见图6。从图6可知，桩所受到的应力主要集中于2个区域：第1个区域为泥面上桩的自由段部分，
水力发电 2021年12期2021-03-12
- 海上风机嵌岩桩水平承载特性有限元分析
01D[11]。泥面以上桩自由端30 m，其中水面下长度15 m。底部嵌入弱风化岩层中。桩为植入式基础，内部无土。根据福建某海域地质条件，平均水深设为15 m，有限元模型中岩层上部土体简化为单一土层，土体宽度80 m，大于10倍桩径，土体总高度65 m，其中表层砂层厚度13 m，下部为弱风化岩层。本文计算的所有工况中，桩底距岩石底部距离均大于5D。土体侧边界约束水平位移和竖向转角，土体底部边界6个自由度全部约束。土质参数见表1，泥质粉细砂(下文中简称砂土)
哈尔滨工程大学学报 2021年1期2021-02-25
- 两级箱涵式泄水口在吹填工程中的应用
位置处，随着吹填泥面高程的增加，埋没箱涵后将无法正常排出吹填区内的余水。若箱涵设置在堤身高位置处，吹填初期的余水将无法排出，形成较大水头对堤身稳定带来影响。根据上述特点本文设计了适用于深水斜坡堤的两级箱涵式泄水口，由箱涵、排水管两部分组成。箱涵由角钢和侧板焊接构成，设置有闸板槽和闸板，闸板位于闸板槽内，构成闸板式调控结构。箱涵和排水管安放在深水斜坡堤堤身上，箱涵与排水管通过焊接相互连接在一起，组成适用于深水斜坡堤的泄水结构。吹填区内余水进入排水管的水位借助
珠江水运 2020年24期2021-01-19
- 风-波浪荷载对海上风机地震响应的影响
机塔顶位移和结构泥面弯矩幅值。这些研究均表明风-波浪荷载显著影响海上风机地震响应，但并未得出统一结论。海上风电场建设时间较短，相关研究较少。对于陆上风机，Asareh 等[9]，Witcher[10]，彭超[11]通过数值模拟发现风荷载增大风力发电机地震响应。Yuan 等[12]发现风荷载降低风力机支撑结构的易损性。Prowell 等[13]针对56 kW 风力发电机开展室外振动台试验，发现气动力减小风力机塔顶加速度和塔底弯矩幅值，但风速仅为5.1 m/s
工程力学 2020年11期2020-11-14
- 对称布置翼板加翼桩的水平承载性能分析
较各工况下加翼桩泥面处位移、桩身倾斜率、桩身内力、桩身应力和极限承载力，分析加翼桩翼板受力机理，提出对称布置二、三和四翼板加翼桩水平极限承载力随荷载方向变化的规律，为加翼桩的设计和推广应用提供技术支撑。1 计算模型与参数1.1 计算模型作为海上风电加翼桩研究的一部分[5-6]，为便于对比分析，以江苏某5 MW 级海上风电机组的单桩和以此改进的加翼桩为对象进行有限元建模计算。钢管桩桩长73 m，入土深度55 m，桩径5.0 m，壁厚80 mm，翼板对称布置，
水利水运工程学报 2020年5期2020-10-24
- 螺旋推进式挖藕机的设计与试验
齐，即此时喷头与泥面距离为0；当连接到第三、四螺栓孔处，喷头与泥面距离分别为-50 mm和-100 mm，实现喷头与泥面距离较准确控制.1.2.4 角度调节设计 角度调节装置如图6所示，预先已在固定环圆周做好角度标记角度调节，需要对喷头进行角度调整时，松开固定环两端固定螺母，将喷头调整到需要的角度，再对固定环两端螺母进行拧紧加固，即可实现角度调节.喷流装置总体结构如图7所示.1：方管；2：通孔；3.螺母.1：Square tube；2：Through ho
甘肃农业大学学报 2020年4期2020-09-22
- 自重作用下吹填土地基的大变形固结分析
变形非常大，同时泥面不断下降也有效减小了吹填地基中超孔隙水的渗透路径，所以吹填土地基的变形是一个大变形固结问题，需要采用大变形固结理论。目前的大变形固结理论一般可以划分为两种[1]，即 Gibson等[2-4]发展的一维大变形固结理论和Carter引进的、建立在非线性连续介质力学理论基础之上的大变形固结理论[5-11]。其中，非线性连续介质力学大变形固结理论虽然理论上比较严谨、扩展性强，但是该理论的固结方程形式复杂，工程应用上受到一定的限制，而 Gibso
港工技术 2020年4期2020-08-04
- 稻秸秆绳排水体真空固结处理高含水率疏浚淤泥可行性研究
为排水体处理后，泥面沉降量、含水率及不排水强度等均匀塑料排水板处理后的接近，由此认为，碎秸秆排水体可以替代传统的塑料排水板用于真空负压处理高含水率淤泥[8]。需要强调，将碎秸秆包裹于条袋状土工布中制作成的排水体的抗拉强度极低，因此一般只能用于深度较浅的疏浚淤泥地基处理中，对于较厚的疏浚淤泥地基，采用碎秸秆制作成的排水体由于抗拉强度较低，所以会导致打设困难的问题。基于碎秸秆排水体在抗拉性能方面的不足，本课题组提出了将秸秆绳进行简单编织后包于条状土工袋中制作成
江苏水利 2020年7期2020-07-28
- 上钢下混组合桩水平承载性能影响因素分析
限元模型坐标系以泥面处桩轴心为坐标系原点，泥面为XY平面，基桩轴线向上为Z轴正方向，水平荷载沿X轴正方向通过桩截面圆心。模型边界采用底部边界设置固定约束，四周边界设置法向水平位移约束[12-13]。1.2 计算参数钢管桩和PHC桩均采用线弹性本构模型，钢管桩及联接段均为Q345钢，PHC桩为A型桩，混凝土强度等级C80。地基土体采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型，以淤泥质粉质黏土作为土体模型参数。模型材料物理力学参数见表1。水平荷载逐级施加于桩顶横
水利与建筑工程学报 2020年2期2020-05-31
- 一种嵌入土体的锚链反悬链线形态分析软件
输入参数系泊点在泥面下的深度值 z(m)；泥面处的锚链荷载 T(N)；锚链与泥面的夹角θ(°)；锚链的轴向刚度 EA(N)；锚链单链环的名义直径(m)；土体中锚链的单位长度重量(N/m)；锚链剖分单元长度(m)；土壤有关参数。3.2 软件输出参数传递到系泊点的荷载大小(N)；锚链张力的水平分量(N)；锚链张力的竖向分量(N)；锚链形态的水平坐标(m)；锚链形态的竖向坐标(m)；系泊点处荷载与水平面的夹角(°)；未张紧锚链的初始长度(m)；受载伸张后的锚链长
天津科技 2019年8期2019-08-28
- 海上风电机组大直径嵌岩单桩基础结构设计关键参数的研究
标高为10 m；泥面处标高为-8.3 m；桩底标高按入岩深度10 m 考虑，取-33.3 m。单桩基础土层参数如表2所示。表2 单桩基础土层参数采用Z-SOIL 有限元软件对单桩基础进行三维有限元建模。钢管桩桩身采用SHELL 单元，最下层弱风化花岗片麻岩采用H-B 岩体本构模型；其余土层采用摩尔-库伦(M-C)土体本构模型，桩土间接触面采用小变形接触模型；桩顶荷载水平力F=1833 kN，竖向力G=5000 kN，扭矩N=1773 kN·m，弯矩M=12
太阳能 2019年7期2019-08-03
- 台风环境中典型海上风机结构的动力响应数值分析
力响应过程中桩基泥面和轮毂点转角、位移进行计算分析，动力响应分析计算时程均为60 s。2.2.1 台风工况1：气流攻角在±40°范围内变化(1) 桩基泥面处转角、位移动力响应分析。气流攻角变化时，两种典型结构海上风机桩基泥面处转角、位移动力响应结果分别如图9和图10所示。选取导管架基础中动力响应最大的右上桩与单桩基础进行对比分析可知，导管架基础桩基泥面转角和泥面位移均明显小于单桩基础的响应值。导管架基础右上桩最大泥面转角接近0.026°、最大泥面位移接近0
中国海洋平台 2019年3期2019-07-11
- 海洋风电导管架结构对桩径变化位置的敏感性分析研究
带来的风险，通过泥面以下钢管桩变径来满足灌浆间隙要求[3]。同时，对桩径变化位置进行敏感性分析，得出理想变径点，为实际工程提供指导性建议。1 导管架基础介绍导管架基础结构借鉴了海洋石油平台的概念，导管架基础根据桩数不同可设计成三桩、四桩等多桩导管架，其上部采用桁架式结构，其结构刚度比三、四脚架基础刚度更大[4]，适用水深和可支撑的风机规格大于三、四脚架基础，适用水深一般在10～50m。水浅区域导管架结构的造价高于单桩结构和三、四脚架结构，水深越深，由于基
工程与试验 2019年4期2019-03-27
- 超大直径单桩埋深对桩身变形的影响研究
s软件分析了桩身泥面与桩底的位移变化，结果表明位移受到桩径及入土深度的影响。朱斌等[6-7]根据原位试验结果获得了桩侧土压力、桩身最大弯矩截面位置范围及桩身变形区域。胡安峰等[8-11]采用数值计算方法，研究了循环荷载作用下单桩基础的累积侧向位移问题，结果表明当循环荷载较小时，钢管桩泥面处水平位移随着循环的进行逐渐稳定；当循环荷载超过一定值后，泥面处水平位移急剧发展且不稳定。Carswell等[12-13]认为短期循环荷载对硬黏土中单桩基础的固有频率和桩身
浙江工业大学学报 2019年2期2019-03-19
- 翼板长宽比和夹角对加翼桩水平承载性能影响分析
基础形式，通过在泥面下的桩身设置翼板以增加桩前土抗力，从而减小单桩桩径，降低超大直径单桩基础应用难度。为开展加翼桩研究，南京水利科学研究院设立了中央级公益性科研院所基本科研业务费专项资金项目《用于提高水平承载能力的加翼桩研究》和《桩基参数和荷载参数对加翼桩水平承载性能影响研究》，基于ABAQUS有限元分析软件构建加翼桩三维数值仿真模型，研究加翼桩翼板数量、面积、形状、刚度、埋深等因素对加翼桩水平承载的影响，探索加翼桩水平承载力计算方法，为新型结构的工程应用
水道港口 2018年5期2018-12-04
- 加翼桩水平承载力计算方法研究
风电基础，通过在泥面下的桩身设置翼板增加桩前土抗力，减小水平位移，以提高基础水平承载力[1]。由于目前有关加翼桩的研究甚少，更缺乏实测数据，为深入研究加翼桩的水平承载性能，通过海上风电大直径单桩与加翼桩水平承载性能数值模拟计算结果的对比分析，基于桩身土压力分布特点和受力机理，参考规范中的P-Y曲线模式对相关参数拟合修正，分析了加翼桩翼板参数对水平承载力的影响规律[2-4]，提出了适用于海上风电大直径加翼桩水平承载力经验式，为加翼桩研究和运用提供参考。1 大
水利水运工程学报 2018年4期2018-09-13
- 挑流丁坝在海港工程中的应用
结合各位置处丁坝泥面高程情况，各挑流丁坝高度及坝顶宽度设计如下，典型断面见图3。图3 挑流丁坝典型横断面（m）Fig.3 Typical cross section of spur dike(m)1号挑流丁坝泥面高程约1.0 m，设计坝顶高程2.0 m，坝顶高于原泥面1 m，坝顶宽度15 m。2号挑流丁坝泥面高程约1.0 m，设计坝顶高程2.0 m，坝顶高于原泥面1 m，坝顶宽度15 m。3号挑流丁坝坝顶宽度15 m，其中距堤头127～272 m段为港汊加
中国港湾建设 2018年7期2018-07-24
- 超大尺寸沉井不排水下沉及封底水下三维机械声呐应用研究
2 常规方式测量泥面标高2.1 测量方式介绍沉井下沉过程中各拟定工况下对刃脚埋深及泥面标高有严格要求，首先需通过设备自身控制泥面状态，然后通过测量手段监控泥面状态。图2 直吸泥管刃脚埋深控制图示（1）吸泥深度控制空气吸泥管为无缝钢管，吸泥管的长度均一致，吊点设置均一致，梅根吸泥管均设置刻度标尺。龙门吊尺寸、大钩均一致。以沉井顶面平台为参照，可通过吸泥管下放深度来控制吸泥面，此过程由操作人员进行控制，现场技术人员进行旁站监控（见图2）。（2）刃脚埋深控制直吸
上海铁道增刊 2018年2期2018-07-23
- 翼板刚度与埋深对加翼桩水平承载性能影响分析
板中心线作用于距泥面18 m的桩顶横截面中心。钢管桩及翼板为Q345钢，密度7 850 kg／m3，弹性模量206 GPa，泊松比0．3。地基为粉质黏土，密度 1 960 kg／m3，黏聚力 25．0 kPa，内摩擦角 14°，泊松比0．3，土体弹性模量按4倍压缩模量取值为30．0 MPa［8－9］。假定加翼桩最大应力达到材料允许强度或桩身泥面处倾斜率达到4‰时，为水平极限承载状态［10－11］。对建立的模型进行可靠性验证，通过海洋高桩基础水平大变位模型试
水利与建筑工程学报 2018年1期2018-03-20
- 波流作用下大直径管桩码头动力响应分析
土深度为45m，泥面以上长度为35m，工程所在地地质条件见表2。设计波浪重现期为50年一遇，波浪要素见表3，相应重现期下的水流流速值见表4。表1 钢管桩及混凝土主要材料参数表表2 地质条件参数表表3 设计波浪要素表表4 海流流速表1.2 波流荷载的计算对于静止于水的中小直径圆柱体所受波浪荷载计算一般采用Morison方程［5］，任意高度Z处单位柱高所受水平波浪力为：式中：P——作用在柱体全断面上的水平波浪力；PD——水平拖曳力（kN／m）；Pl——水平惯性
西部交通科技 2018年12期2018-02-27
- 冰区海上风机的动力响应及疲劳分析
力响应分析风机在泥面处的坐标系定义如图7所示。图 5 塔筒顶端载荷Fig. 5 Wind load at the top of tower图 6 冰载荷时间历程Fig. 6 Ice load time history图 7 泥面处坐标系定义Fig. 7 The definition of coordinate system at the mudline如图8所示，当风、冰载荷单独作用时，冰载荷作用下风机塔顶的纵向位移要远远小于风载荷的作用。图 8 塔筒顶端
舰船科学技术 2018年1期2018-01-31
- 导管架套水下井口基盘安装技术应用
度，需要在导管架泥面以上位置设置对接DOCKING，以保证导管架和基盘精准就位。根据基盘尺寸和高低桩参数确定DOCKING的参数，并进行强度校核。水下DOCKING和水下井口基盘的总体布置位置如图1。图1 DOCKING和水下井口基盘的总体布置图导管架设计水深79.6m，工作点标高（+）8.5m，工作点尺寸16m×12m，4腿8桩，腿双斜1∶7.071，设置9个井槽，设计年限20年，吊装重量2949t。根据导管架在水中与基盘定位桩的对接过程的模拟运动分析和
海洋石油 2017年3期2017-10-23
- 海上风电桩桶复合基础的竖向承载性能研究
高度h=3 m，泥面以上预留连接段长度l=3 m，桶壁厚度δb=50 mm;桩体的入土深度Z=40 m，泥面以上桩长L=15 m，桩体外径d=4 m，桩壁厚δp=50 mm;在桩体与桶体的连接部位留有0.1 m的间隙。为了对比桩桶复合基础的承载性能，本文还建立了与桩桶复合基础几何尺寸相同的单桩基础和桶型基础。运用ABAQUS建立桩桶复合基础的有限元模型如图1所示。图1 桩桶复合基础计算模型荷载的施加，首先在桩顶的中心处定义一个参考点，再将参考点与桩顶进行耦
水力发电 2017年12期2017-03-20
- 钻井船插桩对导管架平台群桩影响的CEL有限元分析
组群桩由两根打入泥面以下96 m的钢桩组成，钢桩外径2.438 m。两根桩的间距7.071 m，布置见图1。941钻井船在番禺10-2就位钻井作业时，需要将直径18 m的桩靴贯入泥面以下15 m深的土层；按照图1给出的钻井船插桩与平台钢桩之间的相对位置可知，钻井船桩靴边缘距最近的平台钢桩A外缘仅5.3 m，远小于1倍的桩靴直径，因此，须分析钻井船就位插桩时，对导管架平台钢桩甚至平台安全的影响。使用ABAQUS数值仿真分析软件建立有限元模型时，参考已有的研究
海洋工程 2016年6期2016-10-12
- 高桩码头桩基冲刷的加固措施
深测量结果显示，泥面变陡、冲深加大，工况明显恶化，因此，码头上部梁板暂停施工。在此期间，施工单位每月两次继续对码头前、后沿进行水深观测，以了解码头区域泥面冲淤的变化；2011年9月业主委托相关单位对该区域进行水下地形测量，重点对码头前沿主流航道进行全断面的水深测量，了解航道泥面的冲刷情况及有否偏离迹象。图2 加固结构图一图3 加固方案二结构图2.2.3潮流及泥面变化情况据码头沉桩期间及上部结构停工后施工单位连续观测与分析情况显示，码头前后水流冲淤的变化较快
珠江水运 2016年15期2016-05-15
- 水平静荷载作用下翼板对基桩工作性状影响的有限元研究
研究表明：基桩在泥面处设置翼板可显著降低桩身水平位移和弯矩，而且水平位移降低效果优于弯矩；对于正方形翼板，当边长大于1.6D时提升效果不明显，边长建议取值不超过1.6D；对于矩形翼板，扁长形翼板效果明显优于竖长形。加翼桩；水平静荷载；翼板面积；长宽比；ABAQUS风能是一种开发潜力巨大的清洁可再生能源，近海风能资源约占我国风能总储量的75%。海上风机结构高耸，其基础在复杂的环境荷载作用下承受较大的水平荷载和弯矩。钢管单桩基础是目前工程中常用的一种风机基础形
水道港口 2016年6期2016-02-13
- 主桩套板结构的简化计算与优化设计
，主桩套板结构在泥面下缺少套板的支挡，墙前被动土压力较小，使得泥面以上部分产生较大的水平位移，而现行的m法计算时通常没有考虑锚碇点位移的影响，若设计不当将对结构的正常使用造成影响。本文根据结构特点提出主桩套板结构的简化计算方法，结合案例采用理论方法和有限元法计算主桩内力，并借助ABAQUS软件分析主桩入土深度和刚度对套板内力的影响，研究成果可供主桩套板结构设计参考。1 工程案例参考京唐港32#泊位的地质资料，该地区土层主要以第四纪全新统及上更新统松散沉积物
水道港口 2015年2期2015-07-05
- 强震作用下全直桩码头桩基泥面以下弯矩控制的抗震设计
。强震作用下桩基泥面以下一般难以修复甚至不可修复。因此本文的主要目的是，探讨强震作用下桩基泥面以下弯矩是否可作为全直桩码头抗震设计控制指标之一。然后，本文提出了基于桩基泥面以下弯矩控制的结构抗震设计方法，并重点阐述了其理论依据、主要假定及其逐步分析步骤。最后，本文将通过某港区一期工程投标项目的抗震设计来具体阐述提出的方法。1 基于桩基泥面以下弯矩控制的设计方法1.1 全直桩码头抗侧力性能与建筑框架结构受力特性类似，全直桩码头只能依赖桩与结构梁或板的刚性连接
中国港湾建设 2014年10期2014-12-18
- 排水固结法处理机场场道地基预压荷载取值研究
，沉降计算应考虑泥面以上总荷载作用效应。飞行区场道的作用荷载强度按照以下条件换算:1)道面结构层自上而下为一层42 cm厚水泥混凝土层、两层半刚性基层。其中两基层均采用18 cm厚的水泥稳定碎石。2)基床层(填石渣层)厚度1.0 m。3)为了满足承载力的要求，泥面以上填土厚度在2.0 m以上，选取填土厚度2.0，2.5 m进行计算。4)按当今最大飞行器空客A380后起落架荷载组合效应最大点计算飞机移动荷载作用效应。2 等效使用荷载按照《建筑结构荷载规范》(
铁道建筑 2014年9期2014-11-27
- 离岸深水全直桩码头水平承载力简化计算
del定义X点为泥面处桩身节点，图3是波浪荷载作用下X点的加载系数-位移关系曲线对比，由图可知随着施加荷载的增大，弹塑性桩模型出现明显的渐近线，表明结构已经失稳，结构安全系数为K=16.17。而弹性桩模型始终未出现渐近线，根据失稳判别标准可知结构仍未达极限状态，但由图4经应力换算知此时桩身最大应力约为633 MPa，远大于钢管桩屈服应力，结构已破坏。可见，与传统分析方法不同，离岸深水全直桩码头桩身采用弹性模型模拟无法得到正确结果，桩身应采用弹塑性模型模拟。
水利水运工程学报 2014年5期2014-03-22
- 高桩码头接岸结构尺度对岸坡稳定性影响及其优化研究
在4 种不同坡肩泥面高程（+1.0 m、0 m、-1.0 m、-4.0 m）情况下，分别改变挡土墙的宽度、高度，研究挡土墙的尺寸对岸坡稳定安全系数的影响。另外为排除固定坡比和坡肩宽度的影响，另选择坡比1:2.5、坡肩宽度30 m 的岸坡尺寸，在坡肩泥面高程+1.0 m 的情况下予以验证。由计算结果表2、表3 可知，对于高桩码头的接岸结构，在其他条件不变情况下，改变挡土墙高度h 或挡土墙宽度b，对码头岸坡稳定安全系数的影响不大。因此遵循既满足挡土墙自身抗滑、
水道港口 2013年1期2013-08-29
- 高含水率吹填淤泥自然沉降规律
慢注入量筒中，当泥面达到30 cm即停止注浆，并记录泥浆的初始高度。试验过程中，读取不同时刻泥面的高度；当泥浆沉积基本稳定后，终止试验，泥浆的初始含水率见表2。图1 塑性图白马湖土样编号初始含水率%温州土样编号初始含水率%可门港土样编号初始含水率%张家港土样编号初始含水率%B1391W1325K1255Z163.1B2623W2671K2358Z280.8B3824W3738K3499Z398.0B4894W4843K4561Z4179.5B5960W58
土木工程与管理学报 2012年3期2012-01-23
- 吹填淤泥自重沉积规律试验研究
初始含水率越大，泥面的下沉速度越快，泥面最终的沉降量越大，泥浆最终含水率越大，最终孔隙比越大，最终密度越小；反之，泥浆的初始含水率越小，泥面的沉降速度越慢，泥面最终沉降量越小，泥浆最终含水率越小，最终孔隙比越小，最终密度越大。因此，在实际吹填工程中，要想降低吹填淤泥沉积稳定后的后续处理和再生利用的难度，应当尽量降低吹填淤泥的初始含水率。另外，还可以发现，在时间对数坐标上，不同初始含水率的泥浆有一个相同的沉降模式，s-lgt沉积时程曲线都呈现倒“S”形，这是
土木工程与管理学报 2012年3期2012-01-23
- 粘土中吸力锚沉贯阻力与土塞形成试验研究
带来了不同的内部泥面下陷,这对吸力沉贯开始阶段的土塞发展影响不大,当土塞加速隆起后,压贯越深的情况土塞发展越迅速;在粘土中进行吸力沉贯时,API规范对最大容许吸力估算较为准确,但是需提供比API规范更大的沉贯吸力才能保持沉贯的进行,而且沉贯过程中土塞的高度大于由于筒裙下插置换土体所带来的高度。粘土;吸力锚;沉贯阻力;土塞;内部吸力Abstract:To investigate the insertion resistance and soil heave
海洋工程 2011年1期2011-09-24