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中国海洋工程，第20卷，第4期，第623-634页
2006中国海洋出版社，ISSN 0890-5487
软基上深埋大直径圆柱结构抗侧向荷载的数值分析*
栾茂田a,b,1和范庆来a,b
a大连理工大学海岸与近海工程国家重点实验室，大连116024
b大连理工大学土木水利学院岩土工程研究所，
大连116024，中国
（2006年2月8日收到; 2006年9月12日收到修改后的表格; 2006年9月20日接受）
摘要
本文提出的是一种三维塑性极限分析方法，该方法对交叉各向异性软土地基中深埋大直径圆柱结构的承载力进行了分析。最可能的破坏机理假定为复合破裂面，即由被动区域内的单个楔块或靠近泥线的主动和被动区域中的两个楔块组成，这取决于圆柱结构与活动楔块中相邻土壤之间界面处的分离或结合状态以及截断的球形滑动表面在结构倾向于在位于结构对称轴上的一点上翻转的圆柱体底部。在考虑中的圆柱形结构和土体相互作用系统也通过有限元方法借助于通用有限元法软件ABAQUS，其中假定土壤服从Hill的产量标准。 假定的失效机理和塑性极限分析预测均通过基于有限元的数值计算来验证。对于通常具有各向异性不排水强度特性的粘土的K0 - 固结的地基，通过参数研究表明限制分析没有考虑在一定条件下，土体的各向异性高估了软土地基深埋圆柱结构的侧向极限承载力。
关键词：圆柱结构;塑性极限分析;土体各向异性;软土地基;有限元分析
1.简介
沿海和海洋工程的大直径圆柱形结构已在中国得到广泛应用。这种结构由钢或钢筋混凝土圆柱薄壁壳体通过特殊的施工程序部分置于地下组成。这种类型的结构与其他常规的沉箱防波堤相比，当用在软土地基上时，圆柱结构不需要改善软地基。
通过模型试验和数值计算，在中国对圆柱结构的性能进行了调查。Zhu（2002）进行了一系列模型试验，研究了基础压力的行为和内外压力分布在实验数据的基础上，证明了模型结构在翻转过程中围绕地表下的一个点旋转。由于圆柱结构的稳定性不同于传统的重力防波堤，Wang和Chi（1997） ）和Sun（2004）分别提出了计算结构位移，倾角和沉降的新方法，其中土体与墙面摩擦力对抗侧向荷载起着重要作用。圆柱形结构在软基中的性能为Fan等人（2004）使用三维有限元法进行了模拟。然而，在这些有限元分析中，土壤被假定为各向同性的，并且使用了Drucker-Prager屈服准则。上述研究试图获得对这种结构的稳定机理;然而，在软土上评估这种结构的横向承载力并没有普遍接受的方法。
Randolph和Houlsby（1984）对平面应变条件下无限长圆柱体的二维塑性极限分析提供了理解嵌入土壤中的圆柱体抵抗侧向荷载的极限承载力的重要步骤.Murff和Hamilton （1993）提出了一个有限深度圆柱体的侧向承载力的上限塑性极限分析.Aubeny等人（2003）修改了Murff和Hamilton（1993）模型来评估土壤强度各向异性对吸力的影响沉箱容量。
本文提出了一种改进的塑性三维上限极限分析程序，用于评估软土中大直径圆柱结构的横向极限荷载。 根据Aube-ny等人（2003）提出的方法，考虑土体强度的交叉各向异性。将所提出的方法与基于有限元的数值分析相比较。土体强度的交叉各向异性对检查承载能力。
2.修正后的上界限分析方法
2.1 潜在的失败机制
分别考虑两种类型的失效机制，包括“双面”和“单面”模式。图1中示意性地示出了在气缸壁和活动土壤楔之间形成吸力的“双面”机构。实际上，活动土壤楔与结构完全结合而没有相对分离。如图2所示，在圆柱形结构前方形成了具有间隙的“单侧”模式是可选的。在这种情况下，预计会在靠近土壤表面的结构后面出现一个活动的土壤楔。该间隙被认为仅延伸到圆锥形楔的底部，并且不影响圆柱形结构底部的截断球形破坏模式这些假设可以通过有限元分析来验证，如图6所示。
如图1和图2所示，L为嵌入深度; LP为泥线以上横向载荷作用点的高度; L0为旋转中心O的深度; z0为深度土壤楔子; r0是
R1= L-L0和R2= (R2 R12)1/2，R是圆柱体的半径，R2是破裂面的半径。从几何结构来看，已知L0=（z0 L）/ 2。在Murff和Hamilton（1993）和Aubeny等人（2003）提出的失效模式中，具有相同结构的活动楔形楔形和锥形楔形假定为可变形的。活动楔被拉下来。土壤之间的质量较低。
图1双侧失效机理
图2单侧失效机理
平面应变流动模式与结构和土体的旋转不相容，并且导致上部边界性质的失效（L / D lt;4，L为埋深和D直径）（Randolph等，1998）。因此，在本文中，平面应变流模式被截断的球形破坏表面所替代，该破坏表面延伸到圆锥形楔形物的基部周围，如图1和2所示。
在圆柱坐标系（r、theta;、z）中，主动楔和被动楔的假定速度分布可以表示如下（Murff and Hamilton，1993）
和vtheta;= 0，其中R是圆柱的半径;alpha;是控制径向速度分布的指数; v0是圆柱在土壤表面的有效速度; c是与深度有关的参数0= z0/ c。函数的特殊形式g（r、theta;）和h（r、theta;）由Murff和Hamilton（1993）给出。圆柱围绕点O旋转，角速度为beta;= v0/ L0。球形段假定为固定在圆柱形结构的底部，并以相同的角速度beta;绕点O旋转。
2 .2 Hill产量准则的土壤耗能
作为发展上限解决方案的关键之一，连续变形区域内的能量分布和变形的不连续性应该合理地定义。 在K0固结土相对于垂直轴的交叉各向异性条件下，
Hill使用了以下形式的屈服准则
f = J1/2-k = 0 (2)
其中J是应力张量的第二个不变量，k是一个强度参数，可由简单抗剪强度Sussv给出。
其中常数a1和a2用于表示交叉各向异性的特征，其可以采用如Aubeny等人（2003）给出的以下形式。
SUTX为三轴剪切强度，Sussv为直接简单剪切强度，SUPM为压力计剪切强度。
对于符合希尔屈服准则的连续变形材料而言，可按Murff（1980）提出的单位体积释放如下：
在其中
其中εij是相应的塑性应变分量。
对于沿滑移面的能量释放速率，在相对平移刚体之间的厚度为t的过渡区被认为是经历了均匀的应变率（Murff，1980）。
D=KI(1/2)
在其中：
在这样的过渡区域中的应变率采取的
εij=(1/2t)(vinj vjni) (6)
其中，vi（i = x，y，z）是破裂面上相对速度矢量的分量; ni（i = x，
y，z）是垂直于破裂面的单位向量的分量，然后发现沿滑动面单位面积的泄漏速率为
D A = limt-0（tD） (7)
图3在潜在的失效机理中，具有不同剪切模式的所有单个区域。
为了检验由三轴压缩试验和三轴拉伸试验中剪切强度差异引起的强度各向异性对极限承载力的影响，本文采用以下近似假设：圆柱形结构后面的失效楔形并且基部球形破裂面的前侧处于三轴延伸状态，而位于圆柱体前方的主动楔和位于圆柱形结构基部的破坏面的后侧处于三轴压缩状态。所有单个土壤图3显示了不同区域中的刚性旋转圆柱壳结构的质量。值得注意的是，这种假设是直接的，但是近似的。然后，所有单个区域中的能量分布由Aubeny等人提出的方法推导出来（2003）。
2 .3 内部能源消耗在楔子内
应变率可以通过方程（1）的微分获得，然后代入方程（5）得到单位体积的耗散率。总内能释放率可以通过对楔子如下：
值得注意的是公式（8）适用于耗散率Eq如果需要和消散速率，活动楔的E1a。 E1p。唯一的区别是一个1在两种状态下是不同的。
2 .4 沿楔形刚性土界面的内耗能量
在楔形 - 刚性土界面上的相对速度是通过评估等式 (1)在楔形边界。 基于公式 (6)和(7)，可以得到界面单位面积的耗散率。 沿着楔形 - 刚性土壤破裂表面能量的积分
在其中
其中表面上的单位法向量的相关分量是
而ntheta;= 0。值得注意的是，式（9）适用于包括E的泄漏率。E2a，如果需要的话沿着活动楔和刚性土之间的界面和E2p沿着活动楔和刚性土壤表面之间的界面。
2 .5 沿楔形结构界面的内部能量耗散
在r = R处界面上的相对速度分量是圆柱壁上的速度与被动楔的接触表面之间的差。
和vr#39;= 0。考虑到沿接触面的单位法向量为nr = 1且nz = ntheta; = 0，沿无源楔形物与结构物之间界面的能量耗散率E3p可表示为：
能量耗散率E3a沿着活动楔体与结构之间的界面可以通过相同的程序获得。沿着土体结构界面的内侧分布的能量必须在评估时考虑到由于土 - 结构界面上的摩擦力对抗侧向荷载起着重要作用（Wang and Zhu，2002），所以嵌入软土地基中的圆柱形结构的承载能力。
2 .6 内部土壤 -结构界面的能量耗散
在实践中，圆柱形壳壁通常相对于直径非常薄，直径与厚度之比超过50，因此在稳定性分析中厚度可忽略不计。因此，内壁和土塞之间的相对速度分量是相同的vz”=(v0c/z0)Rcostheta;和vr”=vtheta;”=0
内壁与土塞之间的分配可以得到如下：
2.7沿球面的能量耗散
沿着球形表面的分布可以使用局部球坐标（rho;，phi;，omega;），其原点位于旋转中心O处。如图4所示，y轴是旋转轴，它由xz截面平面上的点O表示，如图1所示b）和图2（b）。速度分量被转换为局部笛卡尔坐标（x，y，z）如下：
图4局部球坐标系中破裂面的元素
其中
R3 =R 2(cos2omega; （sinomega;sinphi;）2)1/2， psi;= arctan [cosomega;/（sinomega;sinphi;）]
变换后的单位法线向量采用以下形式
n 全文共6373字，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
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