泥面
- 沖刷和地震聯合作用對單柱復合筒基礎位移變形的影響*
作用點為筒頂，距泥面45.2 m處，波浪對筒基的荷載作用在第三段筒，距泥面14.12 m處。地震工況下，水平地震荷載對上部高聳風機的水平荷載作用于筒頂，距泥面45.2 m處，和正常使用極限位置相同，對筒基的水平荷載作用于泥面以上3.83 m處；豎向地震荷載對上部風機作用點位于泥面以上41.5 m處，對筒基的作用點位于泥面以上3.83 m。圖3為單柱復合筒基礎有限元模型示意圖。模型中土體采用Mohr-Coulomb本構，筒土之間采用摩擦接觸，摩擦系數取0.3
新能源進展 2023年6期2024-01-06
- 基于PISA 方法的大直徑單樁水平承載特性
線法計算得到單樁泥面轉角為3.6‰rad，小于規(guī)范[11]規(guī)定的4.36‰rad，滿足變形要求。表2 32 號樁詳細信息Table 2 No.32 pile details3 試驗結果分析3.1 嵌固深度對單樁水平承載特性影響為探究嵌固深度L對水平受荷樁樁身響應，嵌固深度分別設置為27 m、29 m、31 m、33 m、35 m、37 m，其他尺寸見表2，樁身材料為均質彈性鋼管，土體參數見表1，水平荷載作用在樁頂。3.1.1 單樁水平承載能力不同嵌固深度下
中國港灣建設 2023年10期2023-11-09
- 海上風電大直徑單樁基礎水平載荷試驗研究
或凹陷。場區(qū)水下泥面高程為-9.60 m～-13.70 m,勘察期間水深9.10 m～12.90 m,試樁場地地層情況及相關參數見表1。由前期勘察結果,本場地天然地基條件差,不能滿足上部風機結構穩(wěn)定性和抗傾覆要求,所以采用樁基礎,樁型選用高強度鋼管樁。綜合各方面因素,本工程風機基礎以⑤-3a層粉砂作為樁端持力層。表1 試樁場地的地層分布及物理力學參數2 水平極限承載力計算為了保證水平試樁試驗過程中樁基不破壞或者發(fā)生大變形,影響后期工程使用。因此在試樁試驗之
山西建筑 2023年17期2023-08-17
- 雙臂架四鉤浮吊船單船大型單樁翻樁技術
單樁樁身觸及海底泥面。應注意，當樁身快要接觸海底時，在保證兜底吊帶不出現相對滑動的情況下，將樁身調至稍有傾斜的狀態(tài)，使單樁底部先觸及泥面，可通過兜底位置處主鉤吊力數值顯著降低來判斷，避免頂部先觸泥而導致脫鉤。當兜底的兩個主鉤吊力為零時，開始同步起升另外兩個主鉤，同時浮吊船向樁底方向絞船，利用樁底和泥面的接觸部位為翻轉支點進行翻樁，直至單樁豎直。至此，單浮吊單樁翻樁完成。1.2 兜底索具脫鉤原理為保證兜底索具可實現脫鉤功能，需按圖2所示的方式進行索具連接。即
中國水運 2023年3期2023-04-13
- 單樁基礎弱化對海上風機動力響應的影響
將樁土系統(tǒng)等效為泥面以下的一段虛擬懸臂梁，基礎剛度由該虛擬段提供；耦合彈簧法將樁土系統(tǒng)等效為泥面處的一組耦合彈簧，彈簧剛度即為基礎剛度；分布彈簧法即p-y曲線法，沿樁深度方向布置若干水平彈簧，用以模擬樁土相互作用。表觀固定法和耦合彈簧法是對p-y曲線法的有效簡化，文獻[24]指出三種方法具有較好的一致性，其中表觀固定法計算簡便，因此本文采用該方法模擬基礎剛度。表觀固定法中，泥面以上仍為真實單樁，泥面以下的單樁由底部固定的虛擬樁代替，如圖1所示，其長度與剛度
中南大學學報（自然科學版） 2023年1期2023-03-27
- 雙排鋼板樁圍堰受力與計算方法研究
有限空間的影響，泥面以下樁基內力采用豎向彈性地基梁進行計算，泥面以上樁基內力可分段求解并通過材料力學公式計算。計算中共存在兩個未知數分別為兩根拉桿的拉力。最終可通過在拉桿作用點前后排樁間距離的變化量等于拉桿伸長量列出兩個方程并求出拉桿拉力。結構計算圖示如圖1 所示。圖1 雙排鋼板樁圍堰計算圖示2 有限空間土壓力計算在鋼板樁間距較大的情況下，雙排鋼板樁內填土產生的土壓力可采用無限空間土壓力理論計算。但當鋼板樁間距較小時，需考慮滑動土體受前后排樁的限制作用，采
城市道橋與防洪 2023年2期2023-03-12
- 海上風電鋼管復合嵌巖樁設計要素研究
器測讀結果，匯總泥面H-Y曲線如圖2。圖2 泥面點H-Y曲線通過預埋測斜管對試驗過程中的樁身撓曲進行測試。實測的樁身撓度曲線見圖3。圖3 試樁測斜曲線2 有限元模型在巖土有限元軟件PLAXIS中進行樁土模型的建立。模型尺寸為60 m×60 m×80 m。由于復合樁樁長普遍較長，樁底區(qū)域土體大部處于小應變區(qū)，為考慮土體剛度的應變相關性，覆蓋層均采用HSS小應變本構。灌注樁選用混凝土本構，巖體為霍克-布朗模型。樁體采用3D板單元，網格采用10節(jié)點四面體單元，樁
水電與新能源 2023年1期2023-02-22
- 海上風電單樁筒組合基礎承載性能有限元分析
大到9.0 m，泥面轉角下降約44%；當樁徑增大到8.5 m時，基礎的泥面轉角降到規(guī)范或行業(yè)要求的4.36×10-3rad以下；樁體直徑的增大使基礎的剛度和抗彎性能明顯提高、結構的水平承載性能顯著增強；在實際設計時，因考慮沉樁設備限制，建議在滿足設計要求的前提下適當減小樁體直徑。圖2 變形隨樁體直徑的變化樁體直徑增大的過程中，自重增加比結構豎向剛度增大對沉降量的影響稍大，故樁頂的沉降量也略微增大，但均遠小于規(guī)范或行業(yè)要求的100 mm。2.2 樁體入土深度
水利水電快報 2022年12期2022-12-21
- 海上風電嵌巖樁水平抗力影響因素研究
嵌巖灌注樁大約在泥面線下5 cm處彎矩達到最大值，極易導致樁體的失穩(wěn)或巖土的漸進破壞。最為經典的理論分析方法為p—y曲線法[6-8]，通常結合現場或模型試驗結果，對地基初始剛度和極限抗力Pu進行研究，在此基礎上提出更為合理的修正p—y曲線[9-10]。有限元方法可以考慮多種影響因素對承載力的影響，因此在嵌巖樁的水平承載特性研究中得到了廣泛應用[11-14]。綜上所述，水平承載特性是嵌巖樁研究的熱點問題，對于樁—土或樁—巖直接接觸的研究已較為完善，但嵌巖樁在
海洋工程 2022年4期2022-08-17
- 復合加載模式的單樁復合桶型基礎極限承載特性和包絡線分析*
內設6塊分倉板，泥面以上塔桶高為45 m，桶嵌入地層約13 m。建立的地層模型，長度為外桶徑的10倍即360 m、高度為54 m。采用有限差分Flac3D軟件進行全過程模擬計算，采用顯示差分法可計算大變形，動態(tài)調整，適用于巖土、結構的受力與變形計算，準確性高，且比有限元計算速度快，能較好地分析不同荷載大小作用下的承載力變化規(guī)律特征。根據現場地質勘察，并結合室內相關土力學試驗，綜合確定的地層力學指標如表1，接觸參數如表2。表1 土的物理力學指標Table 1
工業(yè)建筑 2022年5期2022-08-01
- 桶形基礎穩(wěn)定性與地基極限承載特性分析*
內設6塊分艙板，泥面以上塔筒高45m，桶嵌入地層約13m。建立的地層模型長度為外桶徑的10倍即360m，高54m。單樁復合桶的單柱部分分上、中、下3段，其中上段直徑7m、壁厚70mm、高20m，下段直徑10m、壁厚75mm、高11m，中段為連接上、下段的過渡段，壁厚70mm、高14m。泥面桶蓋厚30mm。圖2 吸力桶-地層三維模型地層上邊界為自由無約束邊界，底部采用固定位移約束，地層側面采用x，y約束，吸力桶無固定約束，僅施加聯合荷載。z向應力場將在計算中
施工技術(中英文) 2022年6期2022-04-28
- 海底管道敷設過程的海底拖管強度分析
和拖管頭均在水下泥面附近，拖管時管道全部與泥面接觸，拖帶管道阻力大，需要的拖索長[5]。本項目對傳統(tǒng)的底拖管施工方法進行了改進，即把拖管頭提升到泥面適當高度進行拖管，從而減少拖管與泥面的接觸，而鋼纜不再與泥面摩擦。對于這種改進的底拖管法，研究了基于解析解的計算分析方法，編制了計算機程序，可以計算底拖過程管道的應力和變形。1 底拖法的改進圖1為改進的底拖法拖航示意，即將管道與拖管頭的聯結部分提升一定高度進行拖管。這種方法具備的優(yōu)點是：其一，由于鋼纜不再與海底
石油工程建設 2022年2期2022-04-21
- 深水鋼樁起吊下放運動特征分析
LC1：樁尖位于泥面以上150 m處（對應鉤頭在海平面附近，水下4 m）。工況LC2：樁尖位于泥面以上60 m處（對應鉤頭在海平面附近，水下94 m）。工況LC3：樁尖位于泥面以上30 m處（對應鉤頭在海平面附近，水下124 m）。計算分析涵蓋了對應限制有義波高Hs=2.0 m的當地海況波浪周期范圍Tp=4.0～13 s，來浪方向考慮每30°間隔的不同方向來浪。來流對鋼樁運動特點的影響也在本文范圍內。如圖4所示，來浪及來流方向角度定義為相對于X方向（船頭方
石油工程建設 2022年2期2022-04-21
- 變阻抗樁非自由端豎向瞬態(tài)激振動力響應分析方法及應用*
水上成樁樁位處的泥面低于水面的特點，需要采用先施打鋼護筒入泥面一定深度，后鉆孔成樁的工藝。對于泥面較深或泥面軟弱土層較厚的工況，所需要的鋼護筒較長，且澆筑混凝土后鋼護筒一般不再拆除。由于長鋼護筒的使用，采用低應變反射波法檢測灌注樁樁身質量時常遇到以下問題：1)鋼護筒段樁身阻抗與無鋼護筒段樁身阻抗不同，主要表現在鋼護筒本身增加了樁身阻抗，以及鋼護筒段樁徑固定且一般大于設計樁徑，導致該段樁身阻抗與無鋼護筒段樁身阻抗不同(由設計以及成孔孔徑所致)；2)鋼護筒頂高
水運工程 2022年4期2022-04-18
- 海上風機變徑單樁基礎水平承載特性數值分析
家高程基準，海底泥面高程在-18.6～0 m。地質勘測得到風電場地基土物理力學性質如表1所示，地基持力層為⑥-3中砂土層。表1 土層物理力學參數表1.2 有限元數值計算模型對變徑樁模型進行適當簡化，其結構示意如圖1(a)所示。根據工程資料，樁頂直徑DT=6.0 m，樁底直徑DB=6.5 m，上部高度H1=22 m，變徑段長度H2=15 m，總樁長H=84 m，樁基埋深55 m，以此鋼管樁作為典型樁進行研究。利用ABAQUS建立變徑單樁基礎三維有限元模型，模
科學技術與工程 2022年9期2022-04-06
- 海上風機單樁基礎樁形影響因素分析
照勘察結果可知，泥面高程為-25.06m～-29.17m，平潮水深為25.58m～29.75m。常浪向為東南向，浪向分布在東-南方位支架，海流主流方向為西南西。工程海區(qū)域風向為東北、東南風，夏季主導風為偏南風，秋季以東北風為主，春季以東南風為主。場址內部水深明顯，表層土為淤泥質土。1.2 工程地質風電場場區(qū)，距離岸邊20km，面積廣闊，無礁石、島嶼分布，水下地形平坦，為海積地貌。按照區(qū)域地質、鉆孔資料，風電場地層存在較多覆蓋層，厚度由北向南逐漸增加。分析勘
中國科技縱橫 2022年3期2022-03-26
- 耙頭高壓沖水噴嘴流場數值模擬及分析
域；h為噴嘴距離泥面距離，按照軟件計算距離泥面一定距離的淹沒射流壓力。圖2 噴嘴流場計算2.2 二維建模及網格劃分建立噴嘴和周圍水體二維網格，噴嘴進口水域為50 mm×50 mm，噴嘴出口水域為150 mm×50 mm。采用非結構網格進行網格劃分，網格總數量為81 972，見圖3。圖3 計算流場局部網格2.3 數值模擬計算控制方程高壓沖水噴嘴外的流場屬于定常不可壓縮黏性流動，其N-S方程為：連續(xù)性方程(1)動量守恒方程(2)式中：t為時間；ρ為密度；ν為運
水運工程 2022年2期2022-03-07
- 海上風電機組與支撐結構一體化動力響應分析
ile軟件計算出泥面處水平剛度、轉動剛度。計算得水平剛度為1.31×106kN/m，轉動剛度為4.75×108kN·m/rad。2.1.2 支撐結構參數單樁基礎方案采用一根直徑D為7000～8200 mm(壁厚65～80 mm)、平均樁長為71.0 m的鋼管樁打入海底基床，樁尖平均高程為-61.0 m，樁身入土深度約50 m，樁頂高程為10 m。單樁基礎模型相關參數及土壤主要性能參數如表1和表2所示。表1 單樁基礎模型參數(據國家85高程)表2 土壤主要性
綠色科技 2022年2期2022-03-04
- 海上風電植入式嵌巖樁承載特性分析
示。第一階段，在泥面處右側混凝土開始破壞，隨著荷載增加，破壞區(qū)域逐漸向下發(fā)展，最終沿高度方向破壞范圍約1 倍樁徑；第二階段，在泥面下14 m 左右區(qū)域左側開裂，破壞范圍隨荷載增加沿水平向和豎向擴展，最終破壞范圍豎向約0.5 倍樁徑，水平向大約2/3 倍樁徑；第三階段，開裂區(qū)域位于泥面下24-25 m，混凝土左側受拉開裂，最終達到極限荷載后水平破壞范圍約0.5 倍樁徑，豎向破壞范圍接近0.5 倍樁徑。圖4 不同階段混凝土受拉破壞圖圖5 為不同工況下各階段開裂
港工技術 2021年5期2021-11-07
- 南黃海鐵板砂地層插樁分析及應對
算，在三樁未接觸泥面或貼著泥面時平臺仍以一定航速移動，但當三樁接觸泥面后同時放樁10 cm，平臺停止移動，船體吃水減少；上提三樁10 cm后，平臺立刻恢復移動。多次重復上述動作，反饋結果相同。此現象表明樁靴接觸泥面后一旦放樁，平臺就會被海底地層完全支撐起來，即該井位海底地層承載力較高，樁靴插入困難。通過分階段逐步將作業(yè)平臺由漂浮吃水4 m減少至吃水3.6 m，即逐步增大插樁力，根據測深儀及樁靴高度數據計算，樁靴仍沒有入泥。連接三樁沖樁管線，依次對三樁進行沖
海洋石油 2021年2期2021-07-02
- 非均質土中海上風電單樁基礎動力響應特性
狀況中，假定海床泥面處位移為零，土體內部是有應力存在的，因此在施加水平荷載前必須進行初始地應力平衡[18?19]. 本文采用ODB導入法進行初始地應力的平衡. 非均質土中海上風電單樁基礎數值計算模型如圖1所示.圖1 非均質土中海上風電單樁基礎數值計算模型Fig.1 Numerical model of offshore wind power monopile foundation in heterogeneous soil為了模擬樁?土之間的非線性，根據土
工程科學學報 2021年5期2021-05-19
- 地震動方向對海上風力發(fā)電機動力響應的影響
機塔頂位移和結構泥面處彎矩幅值的相對誤差均達到40 %，但僅采用了一條強震記錄。目前，DNV規(guī)范[14]要求將風-波浪與地震作用組合，但未明確輸入地震動方向。針對陸上風力發(fā)電機，Wang等[15]將Taft波作為輸入地震動，發(fā)現其沿側向時，塔頂位移和塔底彎矩幅值最大，認為輸入地震動方向影響風力發(fā)電機動力響應。戴靠山等[16]發(fā)現：地震動沿風力發(fā)電機側向輸入時，塔頂加速度幅值最大；席仁強等[17]認為輸入地震動方向對停機和運行狀態(tài)的風力發(fā)電機響應均有顯著影響
振動與沖擊 2021年5期2021-03-17
- 高樁碼頭樁后回淤對樁的影響數值分析
03 年6 月，泥面高程為-12 m，淤泥不存在；2）2006 年8 月，泥面高程為-9 m，淤泥回淤厚度為3 m；3）2008 年10 月，泥面高程為-6.6 m，淤泥回淤厚度為5.4 m；4）2012 年5 月，泥面高程為-4.6 m，淤泥回淤厚度為7.4 m；5）2015 年1 月，泥面高程為-3 m，淤泥回淤厚度為9 m。2.2 有限元模型建立一榀排架有限元模型，如圖2 所示。模型中樁徑2.3 m，樁長50 m。土為均質土層，將其簡化為6 層。由于
港工技術 2021年1期2021-03-12
- 海上風電高樁承臺基礎承載特性數值模擬研究
A點與B點之間，泥面處樁周土體的屈服范圍繼續(xù)增大。B點以后承載力曲線迅速下降，表明此時承臺在B點達到極限強度。因此，可推斷該承臺的極限荷載約為315 600 kN。圖5 土的等效塑性應變?yōu)榱朔治鏊胶奢d下高樁承臺中單樁的受力情況，選取3根典型樁進行分析，分別為長軸方向斜樁6號樁、直樁9號樁和短軸方向斜樁12號樁。當高樁承臺基礎承受極限水平荷載時，3根樁的樁身塑性應力曲線見圖6。從圖6可知，樁所受到的應力主要集中于2個區(qū)域：第1個區(qū)域為泥面上樁的自由段部分，
水力發(fā)電 2021年12期2021-03-12
- 海上風機嵌巖樁水平承載特性有限元分析
01D[11]。泥面以上樁自由端30 m，其中水面下長度15 m。底部嵌入弱風化巖層中。樁為植入式基礎，內部無土。根據福建某海域地質條件，平均水深設為15 m，有限元模型中巖層上部土體簡化為單一土層，土體寬度80 m，大于10倍樁徑，土體總高度65 m，其中表層砂層厚度13 m，下部為弱風化巖層。本文計算的所有工況中，樁底距巖石底部距離均大于5D。土體側邊界約束水平位移和豎向轉角，土體底部邊界6個自由度全部約束。土質參數見表1，泥質粉細砂(下文中簡稱砂土)
哈爾濱工程大學學報 2021年1期2021-02-25
- 兩級箱涵式泄水口在吹填工程中的應用
位置處，隨著吹填泥面高程的增加，埋沒箱涵后將無法正常排出吹填區(qū)內的余水。若箱涵設置在堤身高位置處，吹填初期的余水將無法排出，形成較大水頭對堤身穩(wěn)定帶來影響。根據上述特點本文設計了適用于深水斜坡堤的兩級箱涵式泄水口，由箱涵、排水管兩部分組成。箱涵由角鋼和側板焊接構成，設置有閘板槽和閘板，閘板位于閘板槽內，構成閘板式調控結構。箱涵和排水管安放在深水斜坡堤堤身上，箱涵與排水管通過焊接相互連接在一起，組成適用于深水斜坡堤的泄水結構。吹填區(qū)內余水進入排水管的水位借助
珠江水運 2020年24期2021-01-19
- 風-波浪荷載對海上風機地震響應的影響
機塔頂位移和結構泥面彎矩幅值。這些研究均表明風-波浪荷載顯著影響海上風機地震響應，但并未得出統(tǒng)一結論。海上風電場建設時間較短，相關研究較少。對于陸上風機，Asareh 等[9]，Witcher[10]，彭超[11]通過數值模擬發(fā)現風荷載增大風力發(fā)電機地震響應。Yuan 等[12]發(fā)現風荷載降低風力機支撐結構的易損性。Prowell 等[13]針對56 kW 風力發(fā)電機開展室外振動臺試驗，發(fā)現氣動力減小風力機塔頂加速度和塔底彎矩幅值，但風速僅為5.1 m/s
工程力學 2020年11期2020-11-14
- 對稱布置翼板加翼樁的水平承載性能分析
較各工況下加翼樁泥面處位移、樁身傾斜率、樁身內力、樁身應力和極限承載力，分析加翼樁翼板受力機理，提出對稱布置二、三和四翼板加翼樁水平極限承載力隨荷載方向變化的規(guī)律，為加翼樁的設計和推廣應用提供技術支撐。1 計算模型與參數1.1 計算模型作為海上風電加翼樁研究的一部分[5-6]，為便于對比分析，以江蘇某5 MW 級海上風電機組的單樁和以此改進的加翼樁為對象進行有限元建模計算。鋼管樁樁長73 m，入土深度55 m，樁徑5.0 m，壁厚80 mm，翼板對稱布置，
水利水運工程學報 2020年5期2020-10-24
- 螺旋推進式挖藕機的設計與試驗
齊，即此時噴頭與泥面距離為0；當連接到第三、四螺栓孔處，噴頭與泥面距離分別為-50 mm和-100 mm，實現噴頭與泥面距離較準確控制.1.2.4 角度調節(jié)設計 角度調節(jié)裝置如圖6所示，預先已在固定環(huán)圓周做好角度標記角度調節(jié)，需要對噴頭進行角度調整時，松開固定環(huán)兩端固定螺母，將噴頭調整到需要的角度，再對固定環(huán)兩端螺母進行擰緊加固，即可實現角度調節(jié).噴流裝置總體結構如圖7所示.1：方管；2：通孔；3.螺母.1：Square tube；2：Through ho
甘肅農業(yè)大學學報 2020年4期2020-09-22
- 自重作用下吹填土地基的大變形固結分析
變形非常大，同時泥面不斷下降也有效減小了吹填地基中超孔隙水的滲透路徑，所以吹填土地基的變形是一個大變形固結問題，需要采用大變形固結理論。目前的大變形固結理論一般可以劃分為兩種[1]，即 Gibson等[2-4]發(fā)展的一維大變形固結理論和Carter引進的、建立在非線性連續(xù)介質力學理論基礎之上的大變形固結理論[5-11]。其中，非線性連續(xù)介質力學大變形固結理論雖然理論上比較嚴謹、擴展性強，但是該理論的固結方程形式復雜，工程應用上受到一定的限制，而 Gibso
港工技術 2020年4期2020-08-04
- 稻秸稈繩排水體真空固結處理高含水率疏浚淤泥可行性研究
為排水體處理后，泥面沉降量、含水率及不排水強度等均勻塑料排水板處理后的接近，由此認為，碎秸稈排水體可以替代傳統(tǒng)的塑料排水板用于真空負壓處理高含水率淤泥[8]。需要強調，將碎秸稈包裹于條袋狀土工布中制作成的排水體的抗拉強度極低，因此一般只能用于深度較淺的疏浚淤泥地基處理中，對于較厚的疏浚淤泥地基，采用碎秸稈制作成的排水體由于抗拉強度較低，所以會導致打設困難的問題。基于碎秸稈排水體在抗拉性能方面的不足，本課題組提出了將秸稈繩進行簡單編織后包于條狀土工袋中制作成
江蘇水利 2020年7期2020-07-28
- 上鋼下混組合樁水平承載性能影響因素分析
限元模型坐標系以泥面處樁軸心為坐標系原點，泥面為XY平面，基樁軸線向上為Z軸正方向，水平荷載沿X軸正方向通過樁截面圓心。模型邊界采用底部邊界設置固定約束，四周邊界設置法向水平位移約束[12-13]。1.2 計算參數鋼管樁和PHC樁均采用線彈性本構模型，鋼管樁及聯接段均為Q345鋼，PHC樁為A型樁，混凝土強度等級C80。地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構模型，以淤泥質粉質黏土作為土體模型參數。模型材料物理力學參數見表1。水平荷載逐級施加于樁頂橫
水利與建筑工程學報 2020年2期2020-05-31
- 一種嵌入土體的錨鏈反懸鏈線形態(tài)分析軟件
輸入參數系泊點在泥面下的深度值 z(m)；泥面處的錨鏈荷載 T(N)；錨鏈與泥面的夾角θ(°)；錨鏈的軸向剛度 EA(N)；錨鏈單鏈環(huán)的名義直徑(m)；土體中錨鏈的單位長度重量(N/m)；錨鏈剖分單元長度(m)；土壤有關參數。3.2 軟件輸出參數傳遞到系泊點的荷載大小(N)；錨鏈張力的水平分量(N)；錨鏈張力的豎向分量(N)；錨鏈形態(tài)的水平坐標(m)；錨鏈形態(tài)的豎向坐標(m)；系泊點處荷載與水平面的夾角(°)；未張緊錨鏈的初始長度(m)；受載伸張后的錨鏈長
天津科技 2019年8期2019-08-28
- 海上風電機組大直徑嵌巖單樁基礎結構設計關鍵參數的研究
標高為10 m；泥面處標高為-8.3 m；樁底標高按入巖深度10 m 考慮，取-33.3 m。單樁基礎土層參數如表2所示。表2 單樁基礎土層參數采用Z-SOIL 有限元軟件對單樁基礎進行三維有限元建模。鋼管樁樁身采用SHELL 單元，最下層弱風化花崗片麻巖采用H-B 巖體本構模型；其余土層采用摩爾-庫倫(M-C)土體本構模型，樁土間接觸面采用小變形接觸模型；樁頂荷載水平力F=1833 kN，豎向力G=5000 kN，扭矩N=1773 kN·m，彎矩M=12
太陽能 2019年7期2019-08-03
- 臺風環(huán)境中典型海上風機結構的動力響應數值分析
力響應過程中樁基泥面和輪轂點轉角、位移進行計算分析，動力響應分析計算時程均為60 s。2.2.1 臺風工況1：氣流攻角在±40°范圍內變化(1) 樁基泥面處轉角、位移動力響應分析。氣流攻角變化時，兩種典型結構海上風機樁基泥面處轉角、位移動力響應結果分別如圖9和圖10所示。選取導管架基礎中動力響應最大的右上樁與單樁基礎進行對比分析可知，導管架基礎樁基泥面轉角和泥面位移均明顯小于單樁基礎的響應值。導管架基礎右上樁最大泥面轉角接近0.026°、最大泥面位移接近0
中國海洋平臺 2019年3期2019-07-11
- 海洋風電導管架結構對樁徑變化位置的敏感性分析研究
帶來的風險，通過泥面以下鋼管樁變徑來滿足灌漿間隙要求[3]。同時，對樁徑變化位置進行敏感性分析，得出理想變徑點，為實際工程提供指導性建議。1??導管架基礎介紹導管架基礎結構借鑒了海洋石油平臺的概念，導管架基礎根據樁數不同可設計成三樁、四樁等多樁導管架，其上部采用桁架式結構，其結構剛度比三、四腳架基礎剛度更大[4]，適用水深和可支撐的風機規(guī)格大于三、四腳架基礎，適用水深一般在10～50m。水淺區(qū)域導管架結構的造價高于單樁結構和三、四腳架結構，水深越深，由于基
工程與試驗 2019年4期2019-03-27
- 超大直徑單樁埋深對樁身變形的影響研究
s軟件分析了樁身泥面與樁底的位移變化，結果表明位移受到樁徑及入土深度的影響。朱斌等[6-7]根據原位試驗結果獲得了樁側土壓力、樁身最大彎矩截面位置范圍及樁身變形區(qū)域。胡安峰等[8-11]采用數值計算方法，研究了循環(huán)荷載作用下單樁基礎的累積側向位移問題，結果表明當循環(huán)荷載較小時，鋼管樁泥面處水平位移隨著循環(huán)的進行逐漸穩(wěn)定；當循環(huán)荷載超過一定值后，泥面處水平位移急劇發(fā)展且不穩(wěn)定。Carswell等[12-13]認為短期循環(huán)荷載對硬黏土中單樁基礎的固有頻率和樁身
浙江工業(yè)大學學報 2019年2期2019-03-19
- 翼板長寬比和夾角對加翼樁水平承載性能影響分析
基礎形式，通過在泥面下的樁身設置翼板以增加樁前土抗力，從而減小單樁樁徑，降低超大直徑單樁基礎應用難度。為開展加翼樁研究，南京水利科學研究院設立了中央級公益性科研院所基本科研業(yè)務費專項資金項目《用于提高水平承載能力的加翼樁研究》和《樁基參數和荷載參數對加翼樁水平承載性能影響研究》，基于ABAQUS有限元分析軟件構建加翼樁三維數值仿真模型，研究加翼樁翼板數量、面積、形狀、剛度、埋深等因素對加翼樁水平承載的影響，探索加翼樁水平承載力計算方法，為新型結構的工程應用
水道港口 2018年5期2018-12-04
- 加翼樁水平承載力計算方法研究
風電基礎，通過在泥面下的樁身設置翼板增加樁前土抗力，減小水平位移，以提高基礎水平承載力[1]。由于目前有關加翼樁的研究甚少，更缺乏實測數據，為深入研究加翼樁的水平承載性能，通過海上風電大直徑單樁與加翼樁水平承載性能數值模擬計算結果的對比分析，基于樁身土壓力分布特點和受力機理，參考規(guī)范中的P-Y曲線模式對相關參數擬合修正，分析了加翼樁翼板參數對水平承載力的影響規(guī)律[2-4]，提出了適用于海上風電大直徑加翼樁水平承載力經驗式，為加翼樁研究和運用提供參考。1 大
水利水運工程學報 2018年4期2018-09-13
- 挑流丁壩在海港工程中的應用
結合各位置處丁壩泥面高程情況，各挑流丁壩高度及壩頂寬度設計如下，典型斷面見圖3。圖3 挑流丁壩典型橫斷面（m）Fig.3 Typical cross section of spur dike(m)1號挑流丁壩泥面高程約1.0 m，設計壩頂高程2.0 m，壩頂高于原泥面1 m，壩頂寬度15 m。2號挑流丁壩泥面高程約1.0 m，設計壩頂高程2.0 m，壩頂高于原泥面1 m，壩頂寬度15 m。3號挑流丁壩壩頂寬度15 m，其中距堤頭127～272 m段為港汊加
中國港灣建設 2018年7期2018-07-24
- 超大尺寸沉井不排水下沉及封底水下三維機械聲吶應用研究
2 常規(guī)方式測量泥面標高2.1 測量方式介紹沉井下沉過程中各擬定工況下對刃腳埋深及泥面標高有嚴格要求，首先需通過設備自身控制泥面狀態(tài)，然后通過測量手段監(jiān)控泥面狀態(tài)。圖2 直吸泥管刃腳埋深控制圖示（1）吸泥深度控制空氣吸泥管為無縫鋼管，吸泥管的長度均一致，吊點設置均一致，梅根吸泥管均設置刻度標尺。龍門吊尺寸、大鉤均一致。以沉井頂面平臺為參照，可通過吸泥管下放深度來控制吸泥面，此過程由操作人員進行控制，現場技術人員進行旁站監(jiān)控（見圖2）。（2）刃腳埋深控制直吸
上海鐵道增刊 2018年2期2018-07-23
- 翼板剛度與埋深對加翼樁水平承載性能影響分析
板中心線作用于距泥面18 m的樁頂橫截面中心。鋼管樁及翼板為Q345鋼，密度7 850 kg／m3，彈性模量206 GPa，泊松比0．3。地基為粉質黏土，密度 1 960 kg／m3，黏聚力 25．0 kPa，內摩擦角 14°，泊松比0．3，土體彈性模量按4倍壓縮模量取值為30．0 MPa［8－9］。假定加翼樁最大應力達到材料允許強度或樁身泥面處傾斜率達到4‰時，為水平極限承載狀態(tài)［10－11］。對建立的模型進行可靠性驗證，通過海洋高樁基礎水平大變位模型試
水利與建筑工程學報 2018年1期2018-03-20
- 波流作用下大直徑管樁碼頭動力響應分析
土深度為45m，泥面以上長度為35m，工程所在地地質條件見表2。設計波浪重現期為50年一遇，波浪要素見表3，相應重現期下的水流流速值見表4。表1 鋼管樁及混凝土主要材料參數表表2 地質條件參數表表3 設計波浪要素表表4 海流流速表1.2 波流荷載的計算對于靜止于水的中小直徑圓柱體所受波浪荷載計算一般采用Morison方程［5］，任意高度Z處單位柱高所受水平波浪力為：式中：P——作用在柱體全斷面上的水平波浪力；PD——水平拖曳力（kN／m）；Pl——水平慣性
西部交通科技 2018年12期2018-02-27
- 冰區(qū)海上風機的動力響應及疲勞分析
力響應分析風機在泥面處的坐標系定義如圖7所示。圖 5 塔筒頂端載荷Fig. 5 Wind load at the top of tower圖 6 冰載荷時間歷程Fig. 6 Ice load time history圖 7 泥面處坐標系定義Fig. 7 The definition of coordinate system at the mudline如圖8所示，當風、冰載荷單獨作用時，冰載荷作用下風機塔頂的縱向位移要遠遠小于風載荷的作用。圖 8 塔筒頂端
艦船科學技術 2018年1期2018-01-31
- 導管架套水下井口基盤安裝技術應用
度，需要在導管架泥面以上位置設置對接DOCKING，以保證導管架和基盤精準就位。根據基盤尺寸和高低樁參數確定DOCKING的參數，并進行強度校核。水下DOCKING和水下井口基盤的總體布置位置如圖1。圖1 DOCKING和水下井口基盤的總體布置圖導管架設計水深79.6m，工作點標高（+）8.5m，工作點尺寸16m×12m，4腿8樁，腿雙斜1∶7.071，設置9個井槽，設計年限20年，吊裝重量2949t。根據導管架在水中與基盤定位樁的對接過程的模擬運動分析和
海洋石油 2017年3期2017-10-23
- 海上風電樁桶復合基礎的豎向承載性能研究
高度h=3 m，泥面以上預留連接段長度l=3 m，桶壁厚度δb=50 mm;樁體的入土深度Z=40 m，泥面以上樁長L=15 m，樁體外徑d=4 m，樁壁厚δp=50 mm;在樁體與桶體的連接部位留有0.1 m的間隙。為了對比樁桶復合基礎的承載性能，本文還建立了與樁桶復合基礎幾何尺寸相同的單樁基礎和桶型基礎。運用ABAQUS建立樁桶復合基礎的有限元模型如圖1所示。圖1 樁桶復合基礎計算模型荷載的施加，首先在樁頂的中心處定義一個參考點，再將參考點與樁頂進行耦
水力發(fā)電 2017年12期2017-03-20
- 鉆井船插樁對導管架平臺群樁影響的CEL有限元分析
組群樁由兩根打入泥面以下96 m的鋼樁組成，鋼樁外徑2.438 m。兩根樁的間距7.071 m，布置見圖1。941鉆井船在番禺10-2就位鉆井作業(yè)時，需要將直徑18 m的樁靴貫入泥面以下15 m深的土層；按照圖1給出的鉆井船插樁與平臺鋼樁之間的相對位置可知，鉆井船樁靴邊緣距最近的平臺鋼樁A外緣僅5.3 m，遠小于1倍的樁靴直徑，因此，須分析鉆井船就位插樁時，對導管架平臺鋼樁甚至平臺安全的影響。使用ABAQUS數值仿真分析軟件建立有限元模型時，參考已有的研究
海洋工程 2016年6期2016-10-12
- 高樁碼頭樁基沖刷的加固措施
深測量結果顯示，泥面變陡、沖深加大，工況明顯惡化，因此，碼頭上部梁板暫停施工。在此期間，施工單位每月兩次繼續(xù)對碼頭前、后沿進行水深觀測，以了解碼頭區(qū)域泥面沖淤的變化；2011年9月業(yè)主委托相關單位對該區(qū)域進行水下地形測量，重點對碼頭前沿主流航道進行全斷面的水深測量，了解航道泥面的沖刷情況及有否偏離跡象。圖2 加固結構圖一圖3 加固方案二結構圖2.2.3潮流及泥面變化情況據碼頭沉樁期間及上部結構停工后施工單位連續(xù)觀測與分析情況顯示，碼頭前后水流沖淤的變化較快
珠江水運 2016年15期2016-05-15
- 水平靜荷載作用下翼板對基樁工作性狀影響的有限元研究
研究表明：基樁在泥面處設置翼板可顯著降低樁身水平位移和彎矩，而且水平位移降低效果優(yōu)于彎矩；對于正方形翼板，當邊長大于1.6D時提升效果不明顯，邊長建議取值不超過1.6D；對于矩形翼板，扁長形翼板效果明顯優(yōu)于豎長形。加翼樁；水平靜荷載；翼板面積；長寬比；ABAQUS風能是一種開發(fā)潛力巨大的清潔可再生能源，近海風能資源約占我國風能總儲量的75%。海上風機結構高聳，其基礎在復雜的環(huán)境荷載作用下承受較大的水平荷載和彎矩。鋼管單樁基礎是目前工程中常用的一種風機基礎形
水道港口 2016年6期2016-02-13
- 主樁套板結構的簡化計算與優(yōu)化設計
，主樁套板結構在泥面下缺少套板的支擋，墻前被動土壓力較小，使得泥面以上部分產生較大的水平位移，而現行的m法計算時通常沒有考慮錨碇點位移的影響，若設計不當將對結構的正常使用造成影響。本文根據結構特點提出主樁套板結構的簡化計算方法，結合案例采用理論方法和有限元法計算主樁內力，并借助ABAQUS軟件分析主樁入土深度和剛度對套板內力的影響，研究成果可供主樁套板結構設計參考。1 工程案例參考京唐港32#泊位的地質資料，該地區(qū)土層主要以第四紀全新統(tǒng)及上更新統(tǒng)松散沉積物
水道港口 2015年2期2015-07-05
- 強震作用下全直樁碼頭樁基泥面以下彎矩控制的抗震設計
。強震作用下樁基泥面以下一般難以修復甚至不可修復。因此本文的主要目的是，探討強震作用下樁基泥面以下彎矩是否可作為全直樁碼頭抗震設計控制指標之一。然后，本文提出了基于樁基泥面以下彎矩控制的結構抗震設計方法，并重點闡述了其理論依據、主要假定及其逐步分析步驟。最后，本文將通過某港區(qū)一期工程投標項目的抗震設計來具體闡述提出的方法。1 基于樁基泥面以下彎矩控制的設計方法1.1 全直樁碼頭抗側力性能與建筑框架結構受力特性類似，全直樁碼頭只能依賴樁與結構梁或板的剛性連接
中國港灣建設 2014年10期2014-12-18
- 排水固結法處理機場場道地基預壓荷載取值研究
，沉降計算應考慮泥面以上總荷載作用效應。飛行區(qū)場道的作用荷載強度按照以下條件換算:1)道面結構層自上而下為一層42 cm厚水泥混凝土層、兩層半剛性基層。其中兩基層均采用18 cm厚的水泥穩(wěn)定碎石。2)基床層(填石渣層)厚度1.0 m。3)為了滿足承載力的要求，泥面以上填土厚度在2.0 m以上，選取填土厚度2.0，2.5 m進行計算。4)按當今最大飛行器空客A380后起落架荷載組合效應最大點計算飛機移動荷載作用效應。2 等效使用荷載按照《建筑結構荷載規(guī)范》(
鐵道建筑 2014年9期2014-11-27
- 離岸深水全直樁碼頭水平承載力簡化計算
del定義X點為泥面處樁身節(jié)點，圖3是波浪荷載作用下X點的加載系數-位移關系曲線對比，由圖可知隨著施加荷載的增大，彈塑性樁模型出現明顯的漸近線，表明結構已經失穩(wěn)，結構安全系數為K=16.17。而彈性樁模型始終未出現漸近線，根據失穩(wěn)判別標準可知結構仍未達極限狀態(tài)，但由圖4經應力換算知此時樁身最大應力約為633 MPa，遠大于鋼管樁屈服應力，結構已破壞?？梢姡c傳統(tǒng)分析方法不同，離岸深水全直樁碼頭樁身采用彈性模型模擬無法得到正確結果，樁身應采用彈塑性模型模擬。
水利水運工程學報 2014年5期2014-03-22
- 高樁碼頭接岸結構尺度對岸坡穩(wěn)定性影響及其優(yōu)化研究
在4 種不同坡肩泥面高程（+1.0 m、0 m、-1.0 m、-4.0 m）情況下，分別改變擋土墻的寬度、高度，研究擋土墻的尺寸對岸坡穩(wěn)定安全系數的影響。另外為排除固定坡比和坡肩寬度的影響，另選擇坡比1:2.5、坡肩寬度30 m 的岸坡尺寸，在坡肩泥面高程+1.0 m 的情況下予以驗證。由計算結果表2、表3 可知，對于高樁碼頭的接岸結構，在其他條件不變情況下，改變擋土墻高度h 或擋土墻寬度b，對碼頭岸坡穩(wěn)定安全系數的影響不大。因此遵循既滿足擋土墻自身抗滑、
水道港口 2013年1期2013-08-29
- 高含水率吹填淤泥自然沉降規(guī)律
慢注入量筒中，當泥面達到30 cm即停止注漿，并記錄泥漿的初始高度。試驗過程中，讀取不同時刻泥面的高度；當泥漿沉積基本穩(wěn)定后，終止試驗，泥漿的初始含水率見表2。圖1 塑性圖白馬湖土樣編號初始含水率%溫州土樣編號初始含水率%可門港土樣編號初始含水率%張家港土樣編號初始含水率%B1391W1325K1255Z163.1B2623W2671K2358Z280.8B3824W3738K3499Z398.0B4894W4843K4561Z4179.5B5960W58
土木工程與管理學報 2012年3期2012-01-23
- 吹填淤泥自重沉積規(guī)律試驗研究
初始含水率越大，泥面的下沉速度越快，泥面最終的沉降量越大，泥漿最終含水率越大，最終孔隙比越大，最終密度越??；反之，泥漿的初始含水率越小，泥面的沉降速度越慢，泥面最終沉降量越小，泥漿最終含水率越小，最終孔隙比越小，最終密度越大。因此，在實際吹填工程中，要想降低吹填淤泥沉積穩(wěn)定后的后續(xù)處理和再生利用的難度，應當盡量降低吹填淤泥的初始含水率。另外，還可以發(fā)現，在時間對數坐標上，不同初始含水率的泥漿有一個相同的沉降模式，s-lgt沉積時程曲線都呈現倒“S”形，這是
土木工程與管理學報 2012年3期2012-01-23
- 粘土中吸力錨沉貫阻力與土塞形成試驗研究
帶來了不同的內部泥面下陷,這對吸力沉貫開始階段的土塞發(fā)展影響不大,當土塞加速隆起后,壓貫越深的情況土塞發(fā)展越迅速;在粘土中進行吸力沉貫時,API規(guī)范對最大容許吸力估算較為準確,但是需提供比API規(guī)范更大的沉貫吸力才能保持沉貫的進行,而且沉貫過程中土塞的高度大于由于筒裙下插置換土體所帶來的高度。粘土;吸力錨;沉貫阻力;土塞;內部吸力Abstract:To investigate the insertion resistance and soil heave
海洋工程 2011年1期2011-09-24