大圓筒結(jié)構(gòu)振動(dòng)下沉過(guò)程的有限元分析

大圓筒結(jié)構(gòu)振動(dòng)下沉過(guò)程的有限元分析

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)沉積大圓結(jié)構(gòu)的研究主要集中在結(jié)構(gòu)的支撐結(jié)構(gòu)和設(shè)計(jì)計(jì)算理論上，而對(duì)沉積大圓結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究甚少。沉入式大圓筒的下沉方法主要包括靜力加載下沉、開(kāi)挖下沉和振動(dòng)下沉等。李振國(guó)等學(xué)者利用Smith方法將大圓筒簡(jiǎn)化為類(lèi)似于樁柱的一維多自由度體系,假定應(yīng)力波在筒體的水平截面上均勻分布,并以平面波的形式沿筒身傳播。學(xué)者們還利用有限元塊體單元模擬土體對(duì)大圓筒下沉過(guò)程中的動(dòng)力響應(yīng),李蕊利用二維PLAXIS建立圓筒結(jié)構(gòu)靜力下沉過(guò)程的數(shù)值模型,并以實(shí)體單元模擬大圓筒和土體。河海大學(xué)土木工程學(xué)院采用MARC軟件對(duì)大圓筒下沉過(guò)程進(jìn)行靜力和動(dòng)力計(jì)算,但由于模型的局限性均未能得到應(yīng)力波形式的完整解答。本研究首先將土體等效為彈簧單元,采用LS-DYNA瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)有限元軟件建立大圓筒振動(dòng)下沉的數(shù)值模型,以不連續(xù)的時(shí)間點(diǎn)和空間點(diǎn)近似描述大圓筒連續(xù)振動(dòng)下沉過(guò)程,從應(yīng)力波的角度給出大圓筒下沉全過(guò)程控制應(yīng)力的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)數(shù)值解。結(jié)合工程實(shí)例對(duì)比分析大圓筒振動(dòng)下沉的典型影響因素,驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的可行性。1土體及其內(nèi)阻尼比本研究假定大圓筒結(jié)構(gòu)的筒體為彈性材料,不考慮應(yīng)變速率的影響;假定土體為粘彈塑性材料,以附加粘性阻尼器的理想彈塑性彈簧模擬土體。假定大圓筒、振動(dòng)錘和鋼架系統(tǒng)的振幅與重力無(wú)關(guān),假定振動(dòng)錘組固定鋼架的剛度為無(wú)限大,不考慮水體對(duì)大圓筒的作用。假定在振動(dòng)錘的振動(dòng)頻率(7.0~23.3Hz)或轉(zhuǎn)速(400~1400r/min)的變化范圍內(nèi),土體的本構(gòu)關(guān)系與振動(dòng)頻率無(wú)關(guān),除個(gè)別位置外振動(dòng)次數(shù)對(duì)土體的動(dòng)強(qiáng)度沒(méi)有影響。忽略筒體的軸向塑性變形,假定筒身各點(diǎn)位的軸向振幅相同。不考慮鋼板夾點(diǎn)處的結(jié)點(diǎn)處理,仍按混凝土計(jì)算;不考慮筒體在往復(fù)荷載作用下的疲勞問(wèn)題。由于在振動(dòng)下沉過(guò)程中,大圓筒結(jié)構(gòu)及其所受動(dòng)力荷載均呈軸對(duì)稱分布,為簡(jiǎn)化起見(jiàn)土體模型也采用橫向均勻分布,根據(jù)“m”法理論土層的土性參數(shù)由上向下逐漸增大。采用附加集中質(zhì)量點(diǎn)的彈塑性彈簧單元與阻尼單元模擬土體,根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)土體的內(nèi)阻尼比取0.15~0.20,大圓筒結(jié)構(gòu)自身的阻尼比為0.05,故確定該系統(tǒng)的阻尼比為0.20~0.25。根據(jù)Smith方法給出樁周土體的最大彈性變形約為2.54mm,以此確定土彈簧的彈性變形極值和塑性力。沉入式大圓筒結(jié)構(gòu)的有限元模型,見(jiàn)圖1。2工程實(shí)例分析2.1大重標(biāo)準(zhǔn)振動(dòng)裝置的應(yīng)用以長(zhǎng)江口深水航道防沙堤的大圓筒結(jié)構(gòu)試驗(yàn)段為例,不考慮水體對(duì)大圓筒結(jié)構(gòu)的作用和混凝土施工縫的影響,采用上述非線性彈簧單元數(shù)值模型模擬大圓筒的振動(dòng)下沉過(guò)程,并與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。C60鋼筋混凝土預(yù)制圓筒的直徑D=12.0m,壁厚t=210~250mm,圓筒高22.2m,質(zhì)量470t。圓筒的底高程-23.5m,沉入土層中的深度15.2m。在圓筒上部6.0m的范圍內(nèi)施加有粘結(jié)的后張預(yù)應(yīng)力。圓筒振動(dòng)下沉施工采用APE400型振動(dòng)錘,每套系統(tǒng)由4臺(tái)APE400型振動(dòng)錘組成,其間以鋼架連接,通過(guò)傳動(dòng)裝置互相聯(lián)動(dòng)以消除相位差,每個(gè)振動(dòng)錘下方均通過(guò)2個(gè)液壓夾頭與筒身固定。當(dāng)振動(dòng)錘的轉(zhuǎn)速分別取400、800、1000、1200和1400r/min時(shí),施加在大圓筒上豎向荷載的峰值分別為131.60、526.38、822.47、1184.35和1612.04kN。地基土層的主要物理力學(xué)指標(biāo),見(jiàn)表1。2.2數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果表明的結(jié)果分析2.2.1模型試驗(yàn)結(jié)果針對(duì)筒體下沉過(guò)程中筒身母線上錘擊夾點(diǎn)附近的相應(yīng)點(diǎn)位,將第一主應(yīng)力最大值的數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,兩者吻合較好。數(shù)值模擬計(jì)算中均采用混凝土的彈性模量,而實(shí)際上筒體頂部夾點(diǎn)采用鋼板加固,使其實(shí)際應(yīng)變小于數(shù)模計(jì)算值,但該位置第一主應(yīng)力的數(shù)值模擬曲線與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)曲線的斜率基本一致。在筒身高度10.0m以下的部分,現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果相差不大,這基本反映了上層土體性質(zhì)變化的情況。在筒身高度15.0m處,現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)模計(jì)算結(jié)果差異較大的主因在于正處于預(yù)應(yīng)力與非預(yù)應(yīng)力混凝土的交接處,現(xiàn)場(chǎng)鋼筋計(jì)的布置受錨固接頭的限制,從而造成誤差。筒身第一主應(yīng)力數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)曲線的對(duì)比,見(jiàn)圖2。2.2.2土體動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度在大圓筒振動(dòng)下沉的過(guò)程中,對(duì)于相同位置的土層而言,土體動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度與靜態(tài)剪切強(qiáng)度之比會(huì)隨著激振時(shí)間和振動(dòng)次數(shù)的增加而發(fā)生變化。當(dāng)振動(dòng)錘組的轉(zhuǎn)速為1400r/min時(shí),連續(xù)2個(gè)激振周期內(nèi)筒體豎向位移的數(shù)值模擬曲線,見(jiàn)圖3。由圖3可知,當(dāng)土性動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度從靜態(tài)剪切強(qiáng)度的0.1倍增大到1.6倍時(shí),筒身的豎向位移由約1.5mm減小到約0.7mm,與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)值較為接近。由于彈簧單元不能真實(shí)表達(dá)土的初始應(yīng)力狀態(tài),故選用第2個(gè)激振周期的筒體位移值近似地計(jì)算筒體的下沉速度。當(dāng)土體的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度為靜態(tài)剪切強(qiáng)度的0.1~0.3倍時(shí),筒體未發(fā)生明顯回彈,表明土彈簧已進(jìn)入塑性階段,在激振40.0s后筒體約下沉1.65m,與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中4#圓筒用時(shí)38.0s振動(dòng)下沉1.6m的實(shí)際情況較為接近。土體的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度僅有靜態(tài)剪切強(qiáng)度的1/5~2/3,長(zhǎng)江口深水航道治理工程中天津大學(xué)的地基土動(dòng)態(tài)三軸剪切試驗(yàn)結(jié)果也反映出類(lèi)似的情況,動(dòng)態(tài)三軸剪切試驗(yàn)的振動(dòng)頻率只有0.13~0.16Hz,遠(yuǎn)小于現(xiàn)場(chǎng)施工中激振荷載的頻率。天津大學(xué)地基土三軸剪切試驗(yàn)強(qiáng)度的對(duì)比,見(jiàn)表2。2.2.3大重沉積過(guò)程中應(yīng)力波的變化數(shù)值模擬結(jié)果表明,第一主應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在激振點(diǎn)附近距筒體頂部2.0m的范圍內(nèi),激振點(diǎn)處的主拉應(yīng)力較大,已接近5.0MPa的纖維混凝土抗拉強(qiáng)度。對(duì)于筒體的泥面以上部分,處于振動(dòng)錘正下方和相鄰振動(dòng)錘之間區(qū)域的主拉應(yīng)力較大,筒體其他區(qū)域只在土質(zhì)發(fā)生明顯變化或振動(dòng)起始階段才會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力極值。圓筒上部同一振動(dòng)錘的2個(gè)相鄰?qiáng)A點(diǎn)間的拉應(yīng)力大于夾點(diǎn)外側(cè),當(dāng)加載波以球面波形態(tài)向外傳播時(shí),由于同一振動(dòng)錘的2個(gè)夾點(diǎn)相距較近,應(yīng)力波很快形成疊加,而不同振動(dòng)錘之間應(yīng)力波的傳播路徑較長(zhǎng),應(yīng)力波衰減較多,疊加后的應(yīng)力較小。在筒體上相鄰2個(gè)振動(dòng)錘的中間區(qū)域,由于慣性作用也會(huì)產(chǎn)生較大的主拉應(yīng)力。由此可見(jiàn),增加錘擊點(diǎn)的數(shù)量或使夾點(diǎn)分布更均勻、在圓筒上部應(yīng)適當(dāng)加強(qiáng)沿軸向和環(huán)向的鋼筋配筋率,可在一定程度上緩解圓筒上部拉應(yīng)力的集中。通過(guò)數(shù)值計(jì)算和理論分析,應(yīng)力波在土層表面附近會(huì)引起較大的筒身應(yīng)力,而長(zhǎng)江口防沙堤大圓筒試驗(yàn)區(qū)域由于受潮流和泥沙沖淤變化的影響,表層約2.0~3.0m范圍內(nèi)的土質(zhì)極不穩(wěn)定,表層淤泥甚至接近流態(tài)。下層土體長(zhǎng)期受上部土體的重力擠壓,強(qiáng)度和對(duì)筒體的作用力比表層流泥大,隨著入土深度增大,應(yīng)力波逐漸衰減,筒體應(yīng)力就越來(lái)越小。應(yīng)力波受表層土體的阻滯而均化,當(dāng)遇到較強(qiáng)土層時(shí)會(huì)使筒身應(yīng)力增大。在大圓筒振動(dòng)下沉的過(guò)程中,表層土的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度可能達(dá)到正常振動(dòng)下沉?xí)r的2.0~4.0倍,是靜態(tài)剪切強(qiáng)度的0.4~2.0倍,筒體的主拉應(yīng)力極值是筒體結(jié)構(gòu)與地基土相互作用的結(jié)果。在初始沖擊荷載作用下,土體的動(dòng)力屈服極限高于靜力屈服極限,瞬時(shí)應(yīng)力隨著加載速度加快而提高,彈性模量隨之增大,而這些變化與含水量的關(guān)系不大。在大圓筒下沉的起始階段,周?chē)馏w未受擾動(dòng)或擾動(dòng)很小,土體的動(dòng)阻力因克服慣性的需要而顯著增大。在大圓筒下沉過(guò)程中,由于土體不斷受振動(dòng)載荷的擾動(dòng),較深土層中的孔隙水排出,孔隙比減小,在重力和圍壓的作用下,土體不斷達(dá)到新的固結(jié)平衡,在此過(guò)程中土體的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì),在某些點(diǎn)位上土體的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度最終有可能超過(guò)靜態(tài)剪切強(qiáng)度。筒身的應(yīng)變波曲線反映出應(yīng)變隨著振動(dòng)時(shí)間和深度的增加而逐漸加大,主拉應(yīng)力極值的出現(xiàn)可能是由土性變化造成的。2.2.4振動(dòng)頻率對(duì)土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的影響土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的主要影響因素包括土性、靜應(yīng)力狀態(tài)和動(dòng)荷載,動(dòng)荷載的影響主要體現(xiàn)在荷載值、循環(huán)次數(shù)、頻率、波形和剪應(yīng)力方向等方面。目前學(xué)術(shù)界就動(dòng)荷載頻率對(duì)土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的影響尚未取得一致意見(jiàn),有學(xué)者認(rèn)為當(dāng)振動(dòng)頻率在0.1~4.0Hz時(shí),土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度隨振動(dòng)頻率的升高而增大,但當(dāng)振動(dòng)頻率繼續(xù)升高后,土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度卻有下降趨勢(shì)。本研究基于上述結(jié)論,認(rèn)為在振動(dòng)錘的振動(dòng)頻率(7.0~23.3Hz)范圍內(nèi),可不考慮振動(dòng)頻率對(duì)土體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的影響。大圓筒振動(dòng)下沉過(guò)程中周?chē)馏w受到擾動(dòng)破壞和動(dòng)載荷的影響,應(yīng)將上層土體動(dòng)力參數(shù)的變化視為受擾動(dòng)土體在動(dòng)載荷作用下的變化,與大圓筒底部土體有所不同。激振荷載的頻率越高,圓筒底部土體的孔隙水壓力就越大,由于圓筒上部的周?chē)馏w受擾動(dòng)破壞時(shí)孔隙水壓力已消散,振動(dòng)頻率的增加可能使土體的動(dòng)力參數(shù)不降反升。一般情況下,動(dòng)荷載的循環(huán)次數(shù)越低,土體的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度就越高,反之則越低。筒體周?chē)馏w的動(dòng)荷載循環(huán)超過(guò)一定次后,土體中的孔隙水和空氣被擠出,土體顆粒重新排列后可能比原始狀態(tài)更密實(shí),土體的動(dòng)力參數(shù)有可能不降反升,甚至超過(guò)靜態(tài)時(shí)的參數(shù)。3筒體應(yīng)力分析1)本研究將土體簡(jiǎn)化為附加集中質(zhì)量點(diǎn)的彈簧阻尼單元,以模擬振動(dòng)下沉過(guò)程中大圓筒與土體的相互作用,數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。2)土性參數(shù)隨激振時(shí)間和振動(dòng)次數(shù)的增加而變化,土體的動(dòng)力學(xué)參數(shù)僅為靜態(tài)參數(shù)的1/5~2/3。3)下沉過(guò)程中筒體第一主應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在激振點(diǎn)附近、距圓筒頂部2.0m的范圍內(nèi),