自升式平台桩靴砂箱设计研究

白勇辉, 张 吉, 冯昌宁

(上海外高桥造船有限公司， 上海 200000)

自升式平台桩靴砂箱设计研究

白勇辉1, 张 吉2, 冯昌宁1

(上海外高桥造船有限公司， 上海 200000)

该文对采用桩靴砂箱完成自升式平台坞内升桩的技术进行了研究，通过数值计算分析了砂箱中心砂层厚度、内摩擦角及弹性模量三个参数对砂层载荷传递效果的影响，设计合理的砂箱结构以保证平台升桩时坞底结构和自升式平台的安全。

自升式平台；砂箱；坞内升桩；内摩擦角；弹性模量

0 引言

为了更好适应船舶工业的发展，国内船厂开始着手海洋工程的研究和开发，积极探索如何在现有基础设施上建造海工产品。上海外高桥造船有限公司为了完成JU2000E型自升式平台项目，在船坞内进行总装。由于受船坞深度的限制，需升桩以便安装悬臂梁，同时能够检验升降系统承载能力和操作性能，包括齿条、齿轮、导向块、制动块的位置是否对齐。

在船坞内进行自升式平台升桩时，若将桩靴直接坐落于坞底，由于接触受载面积过小，将导致桩靴、坞底结构的破坏。该文通过砂箱结构设计研究，以保证平台升桩站立时坞底结构的安全。

1 初步方案设计

JU-2000E型自升式平台桩腿为桁架式结构，桩靴为圆盘型，平台总重量约为14 900 t(不包括钻台及以上、直升机平台等部分)。为此设计三个圆形砂箱，砂箱的半径可按经典土力学的理想简化计算方法进行选取，砂箱结构示意图如图1所示。若基底压力在砂垫层中按30°角扩散，砂箱中心区域的砂层厚度h，扩散后的荷载作用面的直径为Rs=R+(h+ha)·tan 30°=10.24 m，其中：h0=1.168 m，h=1.0 m。砂箱围壁结构取高度2.5 m，壁厚8 mm。同时，为了提高围壁板的稳性，在围壁板顶部增加面板，在围壁与底板之间增设肘板，并在围壁底部增加环形底板，以防止砂土从围壁底部溢出。

图1 砂箱结构图

2 砂箱结构有限元分析

2.1 有限元模型

采用有限元软件Abaqus进行数值分析，砂层采用体单元，基础与砂垫层之间、砂垫层与围壁及底板之间定义摩擦接触，摩擦角等于砂土的内摩擦角。桩靴底板及坞底板均采用刚性板模拟，坞底板为刚性约束，不考虑底板的沉降及变形。砂箱围壁采用Shell单元，约束对称面的水平位移，材料为船用低碳钢，有限元模型如图2所示。

图2 有限元模型图

2.2 弹性分析

将砂层视为弹性材料进行初步的计算分析，以初步了解砂箱载荷传递情况，得到载荷施加前后的砂垫变形如图3所示。

图3 砂垫层变形示意图(放大50倍) 图4 载荷-位移(沉降)曲线

图5 砂垫底层压应力分布图

由图4～图5可知：砂层的压力最大为306 kPa，对于压实系数为0.94的砂垫层的设计载荷一般为200 kPa ～250 kPa，在此载荷工况下砂层将会发生塑性失效，因此，要准确地分析砂层的传递情况，需要对砂层材料进行弹塑性分析。

2.3 弹塑性分析

通过分析不同的内摩擦角、弹性模量对砂层传递载荷效应的影响，从而确定合理的砂层参数。

2.3.1 内摩擦角对砂层传递载荷效应的影响

砂土层内摩擦角与砂土的粒径及级配有关，砂土内摩擦角越大，砂土的抗剪强度越大。砂土的内摩擦角变化范围一般为25°～40°，计算分析不同内摩擦角下砂层的传力特性。

(1) 内摩擦角为30°

砂层中心高度分别取0.5 m、1.0 m、1.5 m三种砂箱结构进行计算，计算结果见表1。

表1 不同砂箱高度计算结果表

通过分析，砂层中心处的压应力最大，向边缘逐步减小。但随着砂箱高度的增加，大于250 kPa的区域也随之增大。由三种不同砂层高度砂箱结构计算结果表明，砂层越厚砂层底部的最大应力越小，边缘处的最大应力越大，也就是说随着砂层厚度增加传递于坞底的载荷更加均匀，最大载荷也越小。因此，在条件允许的情况下，设计尽可能高的砂层厚度可以减小传递至坞底的最大压力。但是，会使砂箱围壁结构尺寸增加，同时砂箱的用砂量增加，实验准备砂层的工时、成本均上升。如h=1.5 m与h=1.0 m相比最大应力减小8.9%，而用砂量提高28%。

(2) 内摩擦角25°

取砂层中心高度为1.0 m，得到不同内摩擦角应力情况见表2。

表2 不同内摩擦角计算结果表

与内摩擦角30°的工况相比，大于250 kPa的区域增大，且最大应力值也相应增加，该参数的垫层对载荷传递的扩散程度较低。

围壁钢结构应力分布如图6所示。

图6 围壁应力分布(摩擦角25°)

径向的拉压应力最大值及弯矩最大值出现在围壁的底端，环向拉应力最大值67.25 MPa在距底板0.3 m～1.0 m范围内。与内摩擦角30°的工况相比，围壁内的应力也相应增大。

图7 坞底砂层压力分布曲线

不同内摩擦角坞底砂层压力分布曲线如图7所示，在施加同等载荷的情况下，25°内摩擦角对应的最大值较大，说明其应力较集中。摩擦角越大，靠近围壁处的土拱效应越强，自重形成的基底竖向压力越小，施加载荷后的基底压力越小。当施加的外部载荷较大时，由于30°内摩擦角砂粒料的应力扩散效果好，围壁处的基底压力也会出现大于25°内摩擦角的情况。总趋势表明，30°摩擦角对应的基底压力稍均匀些，因此30°摩擦角对应的砂层载荷传递效果较好。

2.3.2 弹性模量对砂层传力特性的影响

砂土层材料弹性模量设定为50 MPa，为了使坞底载荷分布更加均匀，分析不同弹性模量对砂层传力特性的影响。成分不同的砂弹性模量不同，一般在5 MPa ～60 MPa[1]，不同模量设计方案示意图如图8所示。

图8 不同弹性模量设计方案模量分布示意图

依据上述三种方案，内摩擦角为30°计算得到的结果见表3。

表3 不同弹性模量设计方案计算结果

由表3可以看出，不同弹性模量砂层对其载荷传递特性有较大的影响，中心区域弹性模量较小可以减小中心区域的最大压力值，使底部压力分布更加均匀。综合最大压应力及压力分布等特点来看，较优的组合方案为方案3，最大压力为332.7 kPa，最大压力相对较低、最小压力相对较高，大于250 kPa的作用面积较大，说明该砂箱砂层的传递载荷效果较好。与坞底设计载荷500 kPa相比，采用该模量组合的砂箱结构进行升桩试验坞底结构的安全系数为1.5，围壁结构满足结构强度要求。

3 砂箱结构优化分析

3.1 优化方案

砂箱结构在计算分析的基础上，中心区域砂层厚度取1.0 m，并结合船厂实际情况，调整优化砂箱尺寸：托盘直径降至16.985 m，即桩靴外径的水平投影超出托盘边缘0.5 m，围壁高度为1.893 m，距桩靴下表面约0.2 m。优化后砂箱结构如图9所示。

图9 优化后砂箱结构示意图

3.2 计算结果分析

利用同样方法，对优化后砂箱结构进行全面分析，评估坞底结构的安全性。砂层高度为1.0 m，内摩擦角为30°，通过计算分析，最大压力为446.5 kPa，最大压力相对较低、最小压力相对较高，砂箱砂层的传递载荷效果比较好。与坞底设计载荷500 kPa相比，采用该模量组合的砂箱结构进行升桩试验，坞底结构的安全系数为1.12；围壁结构的应力水平为80 MPa，满足结构强度要求，并有较大的安全裕度[2]。

4 结束语

该文对JU-2000E型自升式平台桩靴砂箱弹塑性进行了研究，利用有限元软件Abaqus计算分析了通过砂层将平台载荷传递于坞底的压力分布情况，同时分析了不同砂层参数，包括砂层高度、内摩擦角、弹性模量对砂层传力特性的影响，

设计的砂箱可实现桩靴载荷的传递与扩散，使得作用于坞底的压力载荷分布相对均匀，可以满足坞底安全要求。研究成果对自升式平台在坞内等类似场地进行升桩建造同样具有借鉴意义。

[1] 顾晓鲁等.地基与基础[M].北京：中国建筑工业出版社.2003.

[2] American Bureau of Shipping. Rules for building and classing mobile offshore drilling unit[S].2012.

Design and Research on Pile Shoe Sandbox of Self-elevating Platform

BAI Yong-hui1, ZHANG Ji2, FENG Chang-ning1

(Shanghai Wai Gao Qiao Shipbuild Co., Ltd, Shanghai 200000, China)

This article studies the docking pile elevating technology of self-elevating platform with pile shoe sandbox. The impact on sand layer load transfer effect, which includes three parameters such as thickness of sand layer in the center of sandbox, internal frictional angle and elastic modulus, are analyzed by the numerical calculation. This article provides a sensible design of sandbox structure to ensure the safety of dock bottom structure and self-elevating platform during the pile elevating process.

self-elevating platform; sandbox; docking pile elevating; internal frictional angle; elastic modulus

2014-03-03

白勇辉(1980-)，男，助理工程师。

1001-4500(2014)04-0009-05

P75

A