一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力计算方法

摘要

本发明公开了一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力的计算方法，其考虑了正压下沉过程中的挤土作用增加了外侧筒壁所受侧向压力，基于扩孔理论推导出的侧向土压力系数与DNV规范中所给侧向土压力系数相比较，计算结果更接近实际情况。考虑了内侧壁对土体的约束作用使筒内形成土塞效应，且产生的挤土效应会远大于筒外，与规范方法相比较，基于土塞效应推导的筒内土压力计算方法，与规范方法相比较，计算结果更接近实际情况。考虑了正压下沉过程中筒体内外土体呈现出不同的密实程度，对筒内外筒壁端阻力分别进行计算，尤其对于筒内侧端阻力采用反推摩擦角进行计算，方法简便，计算结果更接近实际情况。

说明书

技术领域

本发明涉及一种下沉阻力的计算方法，特别是一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力计算方法。

背景技术

筒型基础是一种新型的海洋工程基础结构形式，由于其材料成本与安装成本低于桩基础，并且易于海上运输安装，所以逐渐受到海上风电行业的采用。目前，在近海风电筒型基础的设计中，对筒型基础的正压下沉阻力预测没有明确的规定，业内人士常根据现有规范中桩基础下沉阻力计算方法进行预测，这种方法与海洋桩基承载力的计算方法近似，结果较为保守，因此，提出了一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力计算方法。

发明内容

本发明提供了一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力计算方法，采用该方法确定筒型基础的正压下沉阻力与实际情况更加符合。

本发明所采用的技术方案：

一种适用于砂土中筒型基础正压下沉阻力的计算方法，其特征在于，采用以下步骤：

(1)基于扩孔理论原理计算筒外壁水平土压力系数：采用圆孔扩张理论进行分析计算，将环形筒壁看作紧密排列的等直径圆柱体，忽略圆柱体之间的相互作用，将筒壁贯入土体的过程看作是圆孔扩张问题，(圆孔扩张理论参见论文Vesic A S.Expansion ofcavities in infinite soil mass[J].Journal of the Soil Mechanics andFoundation Division，American Society of Civil Engineers，1972)

由于弹性区与塑性区交界处径向应力既满足弹性区径向应力状态也满足塑性区径向应力状态，可求得弹性区与塑性区径向应力p_e与径向位移u_p

式中：为砂性土有效内摩擦角；q为初始水平应力；E为土体的弹性模量；μ为泊松比；a为孔半径；r为计算点距圆孔中心的距离。

根据扩孔过程中孔扩张体积变化与周围土体的弹塑性体积变化需满足相等的条件，求解最终塑性半径R：

将公式(2)带入(3)求解得到R:

其中，p_e为弹性区与塑性区交界处径向应力；a₀为扩孔初始半径；a_u为扩孔最终半径；Δ为塑性区的平均塑性体积应变，t为筒型基础壁厚，D为筒型基础直径；其他符号意义同前。

将扩孔最终塑性半径R及弹塑性交界处径向应力p_e带入到塑性区径向应力公式求解最终的扩孔径向应力，即筒壁对外侧土体的挤土压力p_u，结果为：

对于不同深度土体的初始水平应力q，采用静止土压力理论计算，对于正常固结无粘性土，静止土压力系数采用Jaky公式进行计算

式中γ′为土的有效容重，h为土的深度，其他符号意义同前。

将公式(6)带入公式(5)得因此可将筒外壁侧向土压力系数K₀表示为：

(2)考虑土塞作用的筒内土压力计算：内侧壁对土体的约束作用促使筒内形成土塞，产生的挤土效应会远大于筒外，规范中采取与外侧壁相同的侧向压力系数低估了土塞效应。此计算方法考虑了土塞作用，对筒内土塞进行力学平衡分析来进行筒内土压力预测。

对筒内土塞微元体进行受力分析，微元体土骨架竖向受力平衡(筒内土塞受力参见附图4)：

其中：σ为土中任意点竖向应力；R_s筒内土塞半径；f为土塞影响系数，0<f<1；为土体有效内摩擦角，δ为有效外摩擦角；K_i为筒内侧向压力系数。

为简化计算，取环状土塞内摩擦角与外摩擦角δ相同，式(8)简化成：

根据边界条件令求解内壁土压力(p_i)随深度(l)变化的关系为：

筒内侧土压力系数K_i值按照步骤(1)扩孔理论计算，但由于筒内土塞挤压效果远大于筒外挤土效果，所以，计算时，对于塑性区的平均塑性体积应变，取Δ＝0.015，计算得到为K_i＝2.96。

(3)考虑土塞作用及太沙基极限承载力原理的筒端土压力计算：筒型基础端部呈环形且贯入深度要远大于筒壁厚度，按条形深基础地基极限承载力计算方法确定筒型基础下沉过程中的筒端阻力，基础宽度为筒壁厚度。正压下沉过程中筒体内外土体呈现出不同的密实程度，对筒端阻力造成影响，对筒内外筒壁端阻力分别进行计算(参见附图8，分别为筒内壁与筒外壁的有效内摩擦角。)。

筒外侧筒端阻力q₂计算：

q₂＝1.2cN_c+γ₁DN_γ+0.6γBN_γ(11)

其中，N_c、N_q、N_γ为承载力系数，D为基础的埋深；B为筒壁的厚度的一半；γ₁为基底以上土的等效容重。

令条形的半径为nR式(11)中等效容重可表示为

其中，γ₀为基底以上土的容重；f_s为基础侧面与土之间的极限摩阻力，f_s＝k₀·γ′h·tanδ，k₀为水平土压力系数取0.8，τ为环形圆柱体边界上的剪阻力，对于砂性土而言，τ常取0，其他符号意义同前。

根据滑动面几何关系，式(12)中n与有效内摩擦角的关系：

将式(12)(13)带入式(11)，有效内摩擦角为可计算筒外侧端阻力。

筒内侧筒端阻力q₁计算：

对于筒内侧端阻力，根据环形土塞理论，用影响系数f校核确定筒内土塞影响半径R_s，根据R_s＝nB以及公式(13)反推出筒内环形土塞的有效摩擦角后再进根据式(11)计算筒内侧端阻力q₁。

最终可得到考虑内外挤土差异的筒端阻力值q_u：

其中，q₁为筒外侧端阻力；q₂为筒外侧端阻力；s为筒端部面积。

本发明具有的优点和积极效果是：

(1)考虑了正压下沉过程中的挤土作用增加了外侧筒壁所受侧向压力，基于扩孔理论推导出的侧向土压力系数与DNV规范中所给侧向土压力系数相比较，计算结果更接近实际情况。

(2)考虑了内侧壁对土体的约束作用使筒内形成土塞效应，且产生的挤土效应会远大于筒外，与规范方法相比较，基于土塞效应推导的筒内土压力计算方法，与规范方法相比较，计算结果更接近实际情况。

(3)考虑了正压下沉过程中筒体内外土体呈现出不同的密实程度，对筒内外筒壁端阻力分别进行计算，尤其对于筒内侧端阻力采用反推摩擦角进行计算，方法简便，计算结果更接近实际情况。

(4)综上所述，本发明符合工程实际，方法简单明确，易于计算，所涉及参数容易确定且可靠，使得计算结果更加精确。

附图说明

图1为扩孔理论计算模型一筒外壁土压力与实测值对比曲线

图2为扩孔理论计算模型二筒外壁土压力与实测值对比曲线

图3为扩孔理论计算模型三筒外壁土压力与实测值对比曲线

图4为筒内土塞为单元受理平衡分析

图5为模型一筒内土压力随深度变化计算值与实测值对比曲线

图6为模型二筒内土压力随深度变化计算值与实测值对比曲线

图7为模型三筒内土压力随深度变化计算值与实测值对比曲线

图8为筒壁内外侧挤土差异示意图

图9为模型一筒端压力计算值与实测值对比曲线

图10为模型二筒端压力计算值与实测值对比曲线

图11为模型三筒端压力计算值与实测值对比曲线

具体实施方式

下面结合具体实施例进一步说明本发明的技术方案。

为能进一步了解本发明的发明内容、结构与功效，列举以下实施例，并配合附图说明如下：

一种计算筒型基础砂土中正压下沉阻力的计算方法，实施例共计算了三种小比尺模型并与实测结果进行了比对，模型实验中土质的物理性质及强度参数见表1：

模型筒体详细尺寸见表2：

表1

(1)基于扩孔理论原理计算筒外壁水平土压力系数：

依照上述计算方法计算了三个筒外壁土压力系数，且扩孔压力的计算结果与实测值对比见附图1-3.

(2)考虑土塞作用计算筒内土压：

计算中，由于筒壁越厚对筒内环状土塞的影响区域越大，影响系数f越大，三个模型f分别取0.45、0.9、1.0。筒内土压力随深度变化与实测对比见附图5-7。

(3)考虑土塞作用及太沙基极限承载力原理的筒端土压力计算：

筒端压力理论计算与实测值对比曲线见附图9-11。

本发明是针对筒型基础砂土中正压下沉阻力计算，分析附图1-3、附图5-7、附图9-11，三个模型的计算结果与实测结果较好的吻合，因此可用于筒型基础正压下沉阻力的预测，接近实际情况。

以上对本发明做了示例性的描述，应该说明的是，在不脱离本发明的核心的情况下，任何简单的变形、修改或者其他本领域技术人员能够不花费创造性劳动的等同替换均落入本发明的保护范围。