深海管道循环竖向管土相互作用大变形极限分析
发布时间：2022-02-19 21:44
深海管道的竖向管–土相互作用机制是决定安装期内管道自重埋深和服役期内疲劳寿命的重要因素。采用新开发的连续极限分析（SLA）方法建立了大变形管–土相互作用模型,系统模拟了软黏土中管道在竖向循环位移作用下的受力特性。该模型考虑了应变率效应和应变软化效应对土体强度的影响以及管土作用过程中的土体极端大变形行为,成功模拟了管道位移过程中破坏机构演变、沟槽形成、土体坍塌回流和上拔破土等行为。通过与已有模型试验数据对比,验证了SLA方法分析管–土竖向大变形相互作用问题的计算精度和效率,进而探讨了不同循环加载路径下管土竖向抗力与循环荷载幅值和土体破坏模式的关系。该研究以期为建立简化非线性管土竖向作用模型提供参考,并推广SLA法在复杂大变形问题中的应用。
【文章来源】：岩土工程学报. 2020,42(S2)北大核心EICSCD
【文章页数】：6 页
【部分图文】：
计算模型Fig.1SLAmodel
]0.031.1+4.5z670.0031.710Hu等[18]1.05.19z—30.001——图2为管道从海床表面贯入至4D过程的荷载–位移关系曲线。结果表明：不考虑应变软化和率效应的理想土（St=1，=0）在整个加载过程中与模型试验结果存在明显差异，考虑土体的软化而不考虑率效应的算例（St=1.7，=0）可以更合理地预测了深埋处的阻力，但在深度小于3D时仍存在计算结果偏小的情况；当考虑率效应（=0）时土体抗力计算结果出现明显的增大，在埋深小于1D时与模型试验结果高度吻合。图2深埋管道受荷响应Fig.2Loadingresponseofpipeduringdeeppenetration图3为管道贯入至一定深度后土体速度场和无量纲化剪切应变率分布情况。随着管道贯入深度逐渐增大，最终剪切破坏带集中分布在管道周围，土体破坏机构转变为局部破坏模式。由于该模型试验是在常重力下以较小比例进行，土体重量的影响远小于现场，因此在模型试验和数值模拟中均未发现管道上方土体的回填现象。图3土体破坏机构（w/D=4）Fig.3Failuremechanismofsoils3循环加载本节对复杂加载路径下管道与土体的循环竖向作用进行分析。首先对循环位移下管土相互作用特性进行模拟，并将模拟结果与Hu等[18]提供的离心试验结果进行了比较，验证了SLA模型的有效性；之后针对几个关键参数开展参数分析，对复杂加载路径下土体抗力和破坏机构演变规律进行探究。3.1验证采用SLA方法对Hu等[18]离心机试验的最初几个加载循环进行模拟。该试验中，管道从泥面处贯入至初始埋深3D，之后进行一次振幅为3D的上拔/再贯入循环。管–土界面张拉力在上拔过程中设为无穷大，贯入过程中为零，其他具体土体参数见表
??小的情况；当考虑率效应（=0）时土体抗力计算结果出现明显的增大，在埋深小于1D时与模型试验结果高度吻合。图2深埋管道受荷响应Fig.2Loadingresponseofpipeduringdeeppenetration图3为管道贯入至一定深度后土体速度场和无量纲化剪切应变率分布情况。随着管道贯入深度逐渐增大，最终剪切破坏带集中分布在管道周围，土体破坏机构转变为局部破坏模式。由于该模型试验是在常重力下以较小比例进行，土体重量的影响远小于现场，因此在模型试验和数值模拟中均未发现管道上方土体的回填现象。图3土体破坏机构（w/D=4）Fig.3Failuremechanismofsoils3循环加载本节对复杂加载路径下管道与土体的循环竖向作用进行分析。首先对循环位移下管土相互作用特性进行模拟，并将模拟结果与Hu等[18]提供的离心试验结果进行了比较，验证了SLA模型的有效性；之后针对几个关键参数开展参数分析，对复杂加载路径下土体抗力和破坏机构演变规律进行探究。3.1验证采用SLA方法对Hu等[18]离心机试验的最初几个加载循环进行模拟。该试验中，管道从泥面处贯入至初始埋深3D，之后进行一次振幅为3D的上拔/再贯入循环。管–土界面张拉力在上拔过程中设为无穷大，贯入过程中为零，其他具体土体参数见表1所示。注意，由于Hu等[18]给出的初始土体强度在泥面处大小为0，为保证模拟过程数值稳定性，将土体初始强度设置为su0=1+4.8z，这一处理使SLA模型中3D深度处的初始土体强度与离心试验保持一致。离心机试验中未提供的参数St和95分别取3.3和10，土体有效重度取6kN/m3，与实际深海海床土体重度一致。图4（a）将数值?
【参考文献】：
期刊论文
[1]桶形基础液压下沉过程的耦合欧拉-拉格朗日有限元法分析[J]. 闫澍旺,林澍,霍知亮,楚剑,郭伟. 岩土力学. 2017(01)
[2]渤海湾软黏土对埋设海底管线约束力的研究[J]. 刘润,郭绍曾,王洪播,张军. 岩土工程学报. 2013(05)
硕士论文
[1]海底管线自沉与土体水平向抗力研究[D]. 郭绍曾.天津大学 2012
本文编号：3633675
【文章来源】：岩土工程学报. 2020,42(S2)北大核心EICSCD
【文章页数】：6 页
【部分图文】：
计算模型Fig.1SLAmodel
]0.031.1+4.5z670.0031.710Hu等[18]1.05.19z—30.001——图2为管道从海床表面贯入至4D过程的荷载–位移关系曲线。结果表明：不考虑应变软化和率效应的理想土（St=1，=0）在整个加载过程中与模型试验结果存在明显差异，考虑土体的软化而不考虑率效应的算例（St=1.7，=0）可以更合理地预测了深埋处的阻力，但在深度小于3D时仍存在计算结果偏小的情况；当考虑率效应（=0）时土体抗力计算结果出现明显的增大，在埋深小于1D时与模型试验结果高度吻合。图2深埋管道受荷响应Fig.2Loadingresponseofpipeduringdeeppenetration图3为管道贯入至一定深度后土体速度场和无量纲化剪切应变率分布情况。随着管道贯入深度逐渐增大，最终剪切破坏带集中分布在管道周围，土体破坏机构转变为局部破坏模式。由于该模型试验是在常重力下以较小比例进行，土体重量的影响远小于现场，因此在模型试验和数值模拟中均未发现管道上方土体的回填现象。图3土体破坏机构（w/D=4）Fig.3Failuremechanismofsoils3循环加载本节对复杂加载路径下管道与土体的循环竖向作用进行分析。首先对循环位移下管土相互作用特性进行模拟，并将模拟结果与Hu等[18]提供的离心试验结果进行了比较，验证了SLA模型的有效性；之后针对几个关键参数开展参数分析，对复杂加载路径下土体抗力和破坏机构演变规律进行探究。3.1验证采用SLA方法对Hu等[18]离心机试验的最初几个加载循环进行模拟。该试验中，管道从泥面处贯入至初始埋深3D，之后进行一次振幅为3D的上拔/再贯入循环。管–土界面张拉力在上拔过程中设为无穷大，贯入过程中为零，其他具体土体参数见表
??小的情况；当考虑率效应（=0）时土体抗力计算结果出现明显的增大，在埋深小于1D时与模型试验结果高度吻合。图2深埋管道受荷响应Fig.2Loadingresponseofpipeduringdeeppenetration图3为管道贯入至一定深度后土体速度场和无量纲化剪切应变率分布情况。随着管道贯入深度逐渐增大，最终剪切破坏带集中分布在管道周围，土体破坏机构转变为局部破坏模式。由于该模型试验是在常重力下以较小比例进行，土体重量的影响远小于现场，因此在模型试验和数值模拟中均未发现管道上方土体的回填现象。图3土体破坏机构（w/D=4）Fig.3Failuremechanismofsoils3循环加载本节对复杂加载路径下管道与土体的循环竖向作用进行分析。首先对循环位移下管土相互作用特性进行模拟，并将模拟结果与Hu等[18]提供的离心试验结果进行了比较，验证了SLA模型的有效性；之后针对几个关键参数开展参数分析，对复杂加载路径下土体抗力和破坏机构演变规律进行探究。3.1验证采用SLA方法对Hu等[18]离心机试验的最初几个加载循环进行模拟。该试验中，管道从泥面处贯入至初始埋深3D，之后进行一次振幅为3D的上拔/再贯入循环。管–土界面张拉力在上拔过程中设为无穷大，贯入过程中为零，其他具体土体参数见表1所示。注意，由于Hu等[18]给出的初始土体强度在泥面处大小为0，为保证模拟过程数值稳定性，将土体初始强度设置为su0=1+4.8z，这一处理使SLA模型中3D深度处的初始土体强度与离心试验保持一致。离心机试验中未提供的参数St和95分别取3.3和10，土体有效重度取6kN/m3，与实际深海海床土体重度一致。图4（a）将数值?
【参考文献】：
期刊论文
[1]桶形基础液压下沉过程的耦合欧拉-拉格朗日有限元法分析[J]. 闫澍旺,林澍,霍知亮,楚剑,郭伟. 岩土力学. 2017(01)
[2]渤海湾软黏土对埋设海底管线约束力的研究[J]. 刘润,郭绍曾,王洪播,张军. 岩土工程学报. 2013(05)
硕士论文
[1]海底管线自沉与土体水平向抗力研究[D]. 郭绍曾.天津大学 2012
本文编号：3633675
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