海洋桩基平台打桩动力分析

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中国石油大学硕士研究生学位论文华东(申请工学硕士学位)海洋桩基平台打桩动力分析学科专业：培养方向：硕士生：指导教师：油气井工程油气井岩石力学与工程肖花陈建民(教授)入学时间：200．i年9月论文完成时间：2007年4月 海洋桩基平台打桩动力分析肖花(油气井工程)指导教师：陈建民(教授)摘要桩基式导管架海洋平台是实现海洋石油开发的优良设施，平台受到的所有载荷最终都由打入土的桩来承担。在打桩前必需对打桩过程进行计算分析，以确保安全。本文以某一水下桩为研究对象，用GRLWEAP软件对打桩的动力学过程进行了分析。考虑了桩管中产生土塞和不产生土塞的工况，也考虑了打桩过程中可能由于意外事故而暂停打桩的工况。得到了打到预定深度的总打桩次数和不同深度处打入单位长度桩所需的打桩数；计算出了终锤打桩过程中桩顶受力和桩顶位移速度随时间的变化曲线，该曲线呈波动变化，波动的第二个波峰快速衰减到较小值：如果发生暂停打桩工况，则随暂停时间增加，续打时的难度也增大，要求暂停时间不能过长，且应尽量避免在硬土层中停打。另外，用ANSYS软件对水下桩的自沉过程和桩土相互作用进行了分析。分析结果表明，桩身在服役过程中的水平位移随深度呈衰减波的形式变化，衰减波的衰减速度很快，波峰的绝对值在第二个峰处就已减小到很小的值。关键词：自由站立，波动方程，桩土相互作用，ANSYS，GRLWEAP DynamicalanalysisofpiledrivingforpilefoundafionoffshoreplatformXIAOHua(Oil&GasWellEngineering)DirectedbyProf∞sorCHENJian-minAbstractPilefoundationoI矗妇platformisagoodfaeiutyforexploitationofoffshoreoil．Thepileswillbearalloftheloadswhichareappliedtotheplatform．Toassuresafety,it'snecessarytoanalyzetheprocessofpilingbeforedriven．Thepapertakesadeepwaterpileasthesubject,andrisestheprofessionalsoftwareGRLWEAPtoanalyzethedynamicprocessofpiledriving．Wecomidertheconditionsthatthepilepluggedandunplugged，andalsothinkoverthatitmaybepauseduringdrivmg．Itcanbeobtainedthetotalblowsofdrivmgthepiletodesireddepthandtheblow-countofdrivingpilewithunitlengthindifferemdepth．Thenwefindoutthechangecurvewhichdescribesthephenomenonthattopforceandtopvelocitychangeovertimeduringthelasthammering．TheClll'vechangesasthepropagationofwave，andthesecondpeakdampstoasmallervaluequickly．Ifpausehappens,thedifficultyofsuccessivedrivingwillincreasealongwiththehalttimegrowing．So，thehalttimecan'tbetoolong，andweshouldtrytoavoidpauseinhardpans．Inaddition,weusetheANSYSsofPvvaretoanalyzetheprocessofpilefleesinkingandthepile—soilinteraction．Accordingtotheresults，thehorizontaldisplacementsofpilechangeasadecay蛔gwavealong、Ⅳiththedepthduringthepileinservice．Thedecayingvelocityisveryfast，andthe absolutevalueofthepeakhasdecreasedtoaverysmallvalueatthesecondwavepeak．Keywords：Freestick-up，Waveequation,Pile-soilinteraction,ANSYS，GRI胍AP 独创性声明本人声明所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得中国石油大学或其它教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均己在论文中作了明确的说明并表示了谢意。签名：盔整z口口7年岁月够日关于论文使用授权的说明本人完全了解中国石油大学有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留送交论文的复印件及电子版，允许论文被查阅和借阅；学校可以公布论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。(保密论文在解密后应遵守此规定)学生签名：直垄Z007年岁月z箩日导师签名：盈芝遂鏖∑2口。7年岁月侈日 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言1．1引言海洋是一个巨大的宝库，不仅为人类提供丰富的渔业资源，矿产资源，而且海底下蕴藏着丰富的石油资源。要开发海上油气田，就要有钻井和采油平台。海洋平台是海上石油开发必不可少的工具和基地。油气生产必须以固定式海洋平台作为采油基地。而采油工程建设主要就是建造固定式平台。固定式平台用途广泛，不但可用于钻井，还可作为储油平台、生活平台、油水分离平台。导管架平台属于固定式平台的一种。近年来，我国近海石油开发得到了迅速的发展，导管架平台的设计，制造和安装都有了突破性的进展f“。对海洋平台来说，波浪载荷是一项主要的环境载荷。导管架型结构具有抵抗波浪能力强，稳定性好、自持能力强和甲板负荷大的特点。因此，桩基导管架平台是海洋石油开发的重要设施。仅胜利油田在渤海湾的浅海海域，就已经建成了70多座固定式平台‘21。桩基导管架平台是目前我国海上石油开发和生产的最常用型式。它由上部甲扳、下部导管架和穿过导管架腿柱并打入海底的钢管桩基组成。由于长期处于恶劣的海洋环境中，这些钢结构不断遭到侵蚀和破坏，风、浪、流和冰载荷长期作用，波浪引起的桩基运动，杆件的腐蚀，海床的淘蚀，以及海生物的附着生长等原因都可影响桩的承载能力，而海洋桩基平台受到的所有载荷，最终都由插入土的桩来承担。打桩的质量会直接影响导管架平台的安全，一旦发生事故，就会造成人员伤亡和平台整体性破坏事故。导管架平台的桩腿决定了平台的固定程度，在整个平台结构中具有极为重要的作用，对平台结构在外载作用下的动、静力响应性能具有极大的影响。1 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言1．2桩基平台打桩研究现状桩基础是目前海洋工程中应用最为广泛的一种基础型式，在海洋工程中采用的桩基有着与陆地上不同的特点。首先，海洋工程中采用的桩一般较长，最长的可达百米以上；其次，海洋工程中的桩基往往要承受很大的水平荷载。由于这些特点使海工中的桩基从设计计算到现场施工都比陆上工程中的桩基更为复杂，同时也存在着更多尚需研究探讨的问题[31。目前，海上平台最常用的桩基础是开口桩，通常是采用蒸汽、柴油或液压为动力的冲击锤将桩打入海底。打桩过程中有以下几个问题需要解决【4】：(1)在一定的桩锤、打桩系统和地质条件下，桩是否可以打到一定的深度，桩尖能否达到某个持力层，怎样的收锤标准才能达到设计要求的承载力。(2)了解打桩过程中桩身应力的变化，确定打桩应力。(3)估计打桩锤数和打桩时间。(4)确定桩身组成的最佳设计。桩身截面面积不仅影响打桩的应力大小，还直接涉及到桩身的刚度从而影响锤击能量的传递和桩锤的打桩能力。(5)选择最佳的垫层材料以减小打桩应力而又能保持高效率的沉桩。1．2．1静力分析(1)桩土相互作用关于桩与土的相互作用问题人们进行了大量研究，提出了多种计算模型，如wiI，l(er模型、二参数模型[51、三维有限层模型16]等等，这些模型多数都用来解决土介质的受力问题。目前的桩土相互作用的分析，主要2 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言有以下方法【刀：①极限地基反力法不考虑地基的变形特性，所以此法不适用于一般桩结构物变形问题的计算。②弹性地基反力法分为线弹性地基反力法和非线弹性地基反力法。弹性地基反力法中最常用的是：张有令法和M法。张氏法假定土反力与土的埋藏深度无关，这种假定显然是不对的，但取地下一定深度的土反力作为计算值，计算方法简便，在以前计算机不普及的情况下，得到了广泛的应用。M法假定土反力与深度成线性关系，而土本身并不是线性的，虽然这种假定不太合理但由于计算简单，并且对一般的桩结构物的计算也可得到较好的结果，因此在我国及欧洲得到了很广泛的应用。③复合地基反力法(曲线法)是目前世界上最流行的方法，由于它能如实的把地基的非线弹性性质及由地表面开始的进行性破坏现象反映到桩的计算中去，所以这种计算方法最为合理，使用最为广泛。④数值解法数值解法是近年发展起来的，主要有有限元法、边界元法、有限差分法与半解析无限元法等。有限单元法将桩．土系统离散成许多单元进行分析，在确定和满足土的边界条件后，建立运动方程并求得其数值解。该法能考虑土的非线性及复杂边界条件，具有通用性，但对于三维问题划分单元相当多，计算工作量很大。廖雄华嘲提出用修正的梁杆单元模拟具有尺寸效应的承载桩，该模型大量减少了单元数和结点数，并建议将广义位移法和有限元结合起来，用普通的梁杆单元考虑桩体的刚度因素，而用桩周节点的广义位移法模拟桩身的尺寸效应以及桩土问的某种位移约束条件。这种桩的数值模型较好地反映了由于土中结构物的刚度条件导致的对周围土体变形施加的约束条件。3 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言(2)沉桩挤土分析①土体位移分析土体的位移性状随着土性的不同而不同，桩在压入不同土层深度时，其位移模式也不相同。对于粘性土层，当桩进入较浅土层时，T睨-zaghi[9]提出的桩周土位移模式指出，桩尖以下土体的破坏面一直延伸至地表，从桩侧呈楔形破坏挤出；当桩进入较深土层时，Mcyerholilo】提出的桩周土破坏模式指出，近地表处的土体隆起要比深部的土体隆起大。当桩尖刺入不可压缩介质中时，土体按类似于球形孔的扩张模式移动。Massarch[9]对打入硬的、密实的粘土中的模型桩周土体的变形机理作了描述，指出其位移模式类似于一柱状孔的扩张。Tomlis∞【111认为这个变形机理与现场开挖观察到的结果一致。②以小孔扩张理论为基础的研究方法BishopR．E．等在《压痕硬度试验理论》中讨论了无摩擦介质中的圆柱形与球形小孔扩张问题，随后该理论被引入岩土工程中用于分析桩的承载力、桩孔扩张等。从70年代开始，人们利用圆孔扩张理论来研究沉桩挤土效应，并在此基础上发展了许多方法。Butterfield和Bancrjce[12，13憎次提出用平面应变条件下零初始半径的柱状孔扩张来模拟沉桩挤土过程，导出了小应变和大应变公式，并应用Honkel孔压公式，得出了土中的孔压和桩土界面上的径向有效应力。胡中雄等【蝴则将饱和软土中打入桩的挤土过程看成无限土体内柱孔的不排水扩张，桩尖处看成球状孔的扩张。根据静力极限平衡及Mohr准则，导出了径向、竖向总应力和孔隙水压力的表达式，其结果与实测结果较为符合。CaterJ．P和CividiniA．【15,16]在圆孔扩张理论的基础上，采用剑桥本构4 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言模型初步考虑土体的非线性，用一维有限元分析了沉桩对桩周土体的影响。将二维问题简化为一维问题，虽便于结合其它因素如有限应变和±的非线性一起求解，但此方法忽略了地表和桩尖对土体垂直变形和剪切作用的影响，更无法模拟沉桩挤土过程的连续变形特征。Banerjee等【171最早提出了按准静力求解沉桩挤土效应的二维欧拉方法。他们假定土体本构关系满足冯，米赛斯或修正剑桥模型，采用修正拉格朗日和修正剑桥模型来模拟沉桩挤土过程，然后就沉桩挤土有限元分析所得的结果，再对固结进行有限元分析。CividiniA掣1羽也发展了此方法，利用修正拉格朗日公式，在分析中用Goodman接触面单元处理桩土之间的剪切作用，以Druker-Prager准则考虑土的弹塑性，按准静力三维轴对称问题求解。这种方法可以研究桩侧土体和桩尖附近土体，并对沉桩的全过程进行模拟，克服了一维简化方法的局限。③应变路径方法美国麻省理工学院的aaUghM．M．80年代1191提出了应变路径法。他将地基看作是一种特殊的流体，将沉桩想象成一个刚体，以一定的速度贯入均匀流场，采用流函数及应变路径法，对桩周土的应力应变及孔压进行分析，得到较好的结果。④波动分析方法波动分析方法主要针对打桩系统的波动特征，从桩体的一维波动分析入手，发展到对整个锤．桩．土系统进行有限元数值分析。Isaaes在30年代首先提出了可用一维波动方程来描述打桩时的桩体性状。1960年，SmithE．A．L．发表了《打桩分析中的波动方程》，提出了对于锤．桩．土体系，可以用一系列质块、弹簧和阻尼器组成的离散模型来模拟，使得应力波理论进入了实用阶段。但这一方法在本质上只能分析桩体，而对桩周土无能为力。于是逐渐提出了波动有限元法，根据应力5 中国石油大学(华东)硕士论文第l章前言波理论，将锤．桩．土系统作为波动问题用有限元求解。ChowY．K和SmithI．M．[20,21l等用隐式积分法求解三维轴对称波动有限元方程，分析中采用了接触单元考虑桩土间的相对滑移与剪切，土体满足冯．米赛斯准则，但结果不理想。王运功等【2习提出了冲击动力反应的显式有限元积分法，并编制了分析一般连续冲击问题的有限元程序。采用波动有限元进行沉桩分析，能够模拟打桩的波动特性，理论性较强，分析结果也较为全面，但在应用上还有一定困难矧。(3)桩基受力分析设置桩基的目的是为了承受竖向与横向的荷载。桩的竖向承载力与桩所穿过的整个土层和桩底持力层的性质、桩的外形和尺寸密切相关；而桩所承受的横向荷载则同桩侧土的抗力系数、桩身的抗弯刚度与强度密切相关【3洲。①桩的竖向承载力的计算在计算桩的竖向承载力时，要考虑桩基在轴向荷载的作用下的两种破坏可能，一是由于桩的承载能力不足；二是由于桩本身强度不足。桩基的容许承载力应分别按这两种情况确定，以其中较小者作为设计依据。在根据土的抗剪强度进行计算时，桩的竖向承载力一般由两部分组成：一部分是由桩侧摩擦力提供的，一部分是由桩端阻力提供的。计算时，土的强度指标直接影响到承载力的大小，但是由于取样技术的多样化以及试验室试验结果的离散性，在实际操作中它们的取值存在着很大的随意性，所以工程师的经验往往起着决定性的影响。②桩的水平向承载力的计算承受垂直于桩轴方向的荷载，桩顶部会产生水平位移，同时桩会发生弯曲，因此桩的水平承载力应满足以下要求：桩体发生的弯曲应力不应超过桩体的容许弯曲应力；桩头的水平位移量不应超过由上部结构确6 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言定的容许位移量。桩的横向抗力的计算公式为：E1<,ry／dx4)+P(劭，)=0；式中日为桩的抗弯强度；妫桩的水平位移；删为单位长度桩的地基反力。根据海洋工程中桩的特点，桩的横向承载力求解一般采用P-Y曲线法。20世纪70年代初，P．Y曲线法被正式提出并采用，目前已成为计算大变位情况下横向受荷桩的实用方法，被广泛应用于海上平台的桩基设计与分析中。P．Y曲线法通过现场试桩或室内试验相关的方法直接给出各类土的P-Y反应曲线。目前美国石油学会的嗡PIRP2A"以及我国的“海上固定平台入级与建造规范”中所采用的P_Y曲线都是根据Matlock和Reese等在美国墨西哥湾沿岸地区的几次现场试桩资料整理分析得来的，将这些仅在个别地区特定条件下的少量试桩结果得到的P．y曲线推广到其它地区和各种不同条件之下应用，显然非常粗略，应用时应将拟建工程桩的特征和土质条件与上述地区的相应条件迸行对比，以决定是否采用上述曲线。1．2．2动力响应分析研究单桩在强烈激振作用下的动力响应对桩的设计和施工都具有重要的意义。关于这一问题的研究是基于桩一土系统呈线形的模型，有离散模型、连续介质模型、有限单元或边界元模型，卢世深、林亚超【251总结分析了支承子刚性地层上的桩分别对轴向动力荷载和横向动力荷载的响应：基于桩．土系统呈非线性的模型有Matlock|26]提出的由非线形的离散弹簧、阻尼器及摩擦单元组成的集中质量模型和Novak提出的边界层模型口7，28】。这些模型的建立为桩动力特性的研究开辟了新的思路和途径，然而他们大多数只侧重于对某种单一激振下桩动力特性的研究，而没有对桩在动力竖向偏心荷载作用下的动力响应作进一步的探讨。浙江大学岩土工程研究所的陈云敏等口9铡用Winker地基±模型对7 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言锤击法沉桩时层状地基中的预制桩建立了合理的力学模型。经过动力分析，给出了单桩在桩顶偏心动力竖向荷载作用下动力响应的数值解，并分析了激振强度、桩径、土对桩的水平地基反力系数以及土的粘滞阻尼系数等对桩动力响应的影响。为研究桩在强烈轴向和弯矩激振共同作用下的响应提供了初步的分析方法。1．2．3试验研究无论是静力还是动力桩基测试方法均是对桩．土系统施加力，根据系统的响应识别该系统的特性[30-321。(1)静载荷试验对于打入式桩，桩的打入改善了桩周土，土工试验得到的参数往往是实际的下限值。而对非打入式桩，计算其承载力就更加困难，成孔往往减少了桩周土的有效应力，使桩的承载力减小，土工试验得到的参数一般情况下是实际的上限值。在荷兰被认为是评价桩承载力的最有效方法，利用静力触探测试结果确定的桩设计承载力，一般不再进行承载力测试。但是1982年第二届欧洲贯入试验会议期间进行的测试表明，利用土工资料计算桩的承载力差异很大。正因如此，几乎所有国家均把静载荷试验作为确定桩承载力的最可靠方法。传统的静载荷试验的荷载沉降测试既费力，误差又大，IFCO新近开发的荷载沉降测试系统(LD．System)，具有高精度、自动连续记录和分析试验结果的优点，克服了这方面的困难。(2)动力测试包括用于测试桩基承载力的PDA(打桩分析仪)等大应变动态测量和用于桩身结构完整性的P11r(桩身结构完整性分析仪)测量及其它小应变动态测量。对于等截面、质地较均匀的预制桩，这些测量结果可靠或较为可靠；灌注桩的动态测量检验，目前已有相当多的实践经验，具8 中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言有一定的可靠性。常规的PDA测量，是在桩头下一定距离安装两个应变传感器和两个加速度传感器，测量在冲击力下桩头的应变和加速度。PDA分析承载力的方法很多，既有简单的计算公式法(如CASE法、Impedance法、TND法)，也有复杂的拟合法(如CAPWAP法、TNOWAVE法)。研PDA的初衷是监测预制桩的打入性能，现在已经用于其它类型的桩。我国从事PDA研究、开发和应用的人员已很多，也有大量这方面的文献。(3)拟静载试验常规的PDA测试，由于荷载持续时间短，不仅变形速率的影响使其和静载荷试验相比差异很大，而且因荷载持续时间小于应力波在桩中传播所需的时间，使得分析变得非常复杂，导致所得结果可靠度降低。拟静载荷试验通过延长荷载持续时间，降低了应变率对土性质的影响，克服了桩中应力波传播及拉应力的产生，使测试结果分析非常简单，提高了测试结果的可靠性。(4)桩基完整性测试利用小应变法测试桩的质量在国内有许多方法，但不是所有桩基缺陷都可以通过应力波方法监测发现。在PIT测试中，锤击力的持续时间是一个重要参数。理论分析和试验研究表明，当桩缺陷长度小于约1／4脉冲长度，桩的缺陷形状只能定性而不能定量确定。缺陷宽度等于零的裂隙，利用应力波办法检测是不可能发现的。目前国内外有许多程序，利用类似CAPWAP的方法拟合确定缺陷的形状，实际上拟合的只是一个可能的结果嗍。1．3论文的研究意义和主要内容随着陆地石油资源的日益紧张，海上油田的开发地位也变得越来越重要了。而桩基式导管架海洋平台是实现海洋石油开发的优良设施。海洋桩基平台受到的所有载荷，最终都是由插入土的桩来承担的。打桩的O 中国石油大学(华东)硕士论文第l章前言质量会直接影响导管架平台的安全。目前对桩基的研究侧重于桩身结构的完整性、单桩承载力、打桩效应等，在以上几个方面的研究都已经很深入，有了很多有价值的研究成果。但是由于海洋环境恶劣多变，平台要经受风、浪、流、冰以及地震等荷载的作用，另外海底地质条件比起陆上来说更是复杂多样，地质资料的取得更加困难，所以对打桩过程的研究不多，但是对打桩过程进行分析是很重要的。尤其是一些大型的重要工程，由于不便进行实地试验，所以打桩过程分析就更为必要，以便提早发现问题，并加以解决。，，7本文以某水下导管架平台的一根桩作为研究对象，详细研究了打桩的全过程，主要研究内容可归结为以下三点：(1)桩自由下沉和自由站立分析打桩前，桩立于海底，由于受自重、环境荷载作用，桩柱可能因受力过大而失效。利用ANSYS软件对桩的自由站立状况迸行分析。(2)打桩动力分析利用GRLWEAP软件，在给定的海洋地质条件、桩柱直径、打桩设备参数的情况下，对打桩过程进行模拟计算，确定打桩应力，总锤击数等参数，以及验证能否打到预定深度。(3)桩土相互作用分析利用ANSYS软件建立桩．土的有限元模型，对桩土相互作用进行分析，确定桩中的应力分布和土中的应力分布状况。本文拟在前人研究的基础上提出了一套研究打桩过程的新方法，这对于一些大型的不便进行实地试验的工程来说具有重要的意义。但由于波浪分布规律、动力特性都比较复杂，使得打桩研究还有很多工作要做。当然也希望通过这方面的工作能为以后的进一步研究提供一些参考。10 中国石油大学(华东)硕士论文第2章桩土的基本参数以及对桩基模型的假定本文以某深海导管架平台的桩、土的各项参数作为基本计算数据，对打桩过程进行动力响应分析研究。2．1桩的基本参数(1)桩的主要尺寸本文研究的桩为一中空的钢管桩，长度为133．076m，从上到下共分6段，厚度为0．0381m～O．0508m不等。设计入士深度95．43m。桩的具体数据见表2．1。表2．1桩的外径和壁厚表(从桩顶到桩底)外直径，m桩的深度，m壁厚，mO～15．58990．038115．5899～20．96700．044520．9670～69．36610．05081．676469．366l6—72．36590．044572．3659～130．06100．0508130．0610～133．07600．0445(2)桩的材料特性桩的材料选用Q345型钢，其属性如下：屈服强度：吒=345MPa许用应力：E=o．9xcr,=O．9x345=310．5MPa弹性模量：E=2．1x105MPa泊松比：p=0．3密度：P=7800kg，一 中国石油大学(华东)硕士论文第2章桩土的基本参数以及对桩基模型的假定2．2土层的基本参数土层厚度为100．58m，从上到下共分17个土层，各土层基本参数可见表2．2。表2-2土层参数表土土性各层层底埋土浮容重。剪切强度．侧摩阻端部承载层深，m(kg／m')(Ida)力，(kPa)力，(MPa)l软粘土—一44285915801197014中等密实的粉砂Nq一122—_9，30IODl2394O．99土‰-,2．9慨3低流动性粘土一lO．36lool65．1l3”8n59N亭r-404硬粉砂土d34I9．6456．974．93‰-户9．58^f瞻5低流动性牯土—-32009_00I舯02113951．62中等密实砂质粉Nq=--206—打∞9．∞81．，94．79沙q__F；479MPa7低流动性粘土--41009．00I卸．02130．∞l62Nq一40S密实的粉质砂土—m．999．509i76争嚣4一．58MPa层状粘土和粉砂9—弓5．蝣9．39l∞．02151．771．砬岩N铲∞一10密实的砂质粉沙．--．60撕蛾31．394．79啦-_高●78MPaNq=401l密实的砂质粉沙—_6767吼∞95．769．5Bk=258MPa非常密实的粘性12——鲫．Ol10．1915991l毋．9I1．44土非常密实的砂质Nq-2013—救．竹9脚11．394．79粉沙q-Iq79MPa14低塑性粘土—88豁9∞16奠971阻971．s3Nq,。2015低塑性粘土—铊66争∞0l394∞q--_爿79MPa16坚硬的粘性土—孵76争∞30仉19掀76270N彻17坚硬的粉砂岩—-00j0螂11．剪4．79m-_F珥，79MPa12 中国石油大学(华东)硕士论文第2章桩土的基本参数以及对桩基模型的假定2．3对桩基作用的基本假定我们对模型进行了简化，做出以下假设：(1)桩按线弹性材料考虑，土体则考虑为理想塑性材料；(2)建立三维模型，考虑到接触问题，在桩和土之间建立接触对；(3)假设上部平台的全部重量由各桩腿平均分配；(4)假设在每个土层中土具有各向同性；(5)不考虑桩间土的影响。13 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析在打水下桩时，桩立于海底，由于受自重和环境荷载作用，桩柱可能因受力过大而失效。因此，对水下桩的自由站立状况进行受力分析是很有必要的。本章采用ANSYS对水下桩的自由站立状况进行了分析。3．1波浪理论3．1．1波动方程海浪波形不规则和传播方向易变，是一种十分复杂的现象。为了对海浪进行研究，一般借助于正弦曲线对海浪进行描述，写出它的波动方程。正弦波构成了分析海浪的基础。这已成为当前研究海浪的主要方法之__[33,341。(1)海浪的波形及其传播我们这里讨论的是二维波(即流体的运动状态在Y方向没有变化)，并且取z轴向上。对于理想流体，如果所受的唯一外力为重力，并且波动的振幅相对于波长很小(无限小)，则在水深而为常量的情况下，波面(随时间f和地点x的变化，可表示为f=asin(,tx-o't)(3·1)其中a为波的振幅，由于假定振幅相对于波长很小，所以这种波动又称为小振幅波。式中，如果固定x，并以f+丝代换t，则f之值不变。同盯样，如果固定f，以x+孕代换x，f值亦不变。这表明，波面f是时再问f和地点x的周期函数，并且每经过时闯丝和距离孥。f取原来的仃斤值。所以，丝：r应为周期，_29：A应为波长。而_i}称为波数，它表示玎七2石距离内波的个数；仃称为角速度或圆频率，它可定义为2疗单位时间内的振动数。在深水情况下，理论证明口和七的关系为14 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析仃：竿，_j}：孚∥：等：譬，0．2：kgtaIah(孕(3-2)T；丸：T。Tz二、；L。波面不仅是时间和空间的周期函数，而且还将沿某一确定方向移动。从式(3．1)看出，波峰和波谷的位置由下式确定h．o't=±(知+1)要o：o，l，2，L)(3．3)式(3．3)表示波峰或波谷出现的时间和所在位置的关系。如果求X对t的微商，则得出波峰或波谷的移动速度c：垒：!(3-4)C2+dtk因为上述波峰或波谷是任意选取的，故上式也代表整个波面移动的速度。这就是说，波动形成之后，波面以一定的速度传播出去，故称进行波。(2)水质点运动与波形传播的关系上面已经提到，根据观测，在深水中(睾≥去)，水质点运动的轨迹／I,二近似为一个圆，其水平速度和垂直速度分别为甜=acke“sin(h—o't1(3-5)国=一口cb6cos(kr—at)(3-6)上两式表示，质点于水平及铅直方向的运动均为简谐形式。由于质点运动的路程极短，故可于式(3．5)、(3．6)中近似地以质点的平衡位置的坐标(Xo。zo)代替质点的实际坐标(X,g)，并得到站：譬-口c膀‰sin(ho—crf)(3_7)讲∞=冬=一卯_i}e‰cos0Xo—at)(3—8)出以上二式积分后给出15 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析X--％=ackcr。e‰cos(‰一01)(3-9)z一％=ackor一1e‰sin(kx0一。彳)(3-10)自以上二式消去t后得质点的轨迹(并利用式(3_4))为(工一而)2+(z一气)2=口2e2‰(3·11)由此可知，水质点沿圆周运动，圆的半径∞b随深度迅速减小，当深度等于波长时(％=一丝k)，振幅变为口e．2。，即为自由表面振幅的专。3．1．2波动随深度的变化根据式(3．11)可知圆的半径∞‰随深度增加做指数递减。当深度等于波长时(气=一2||}x)，振幅变为∞☆，即为自由表面的振幅的专，约为1／535倍。表3-1列出了不同深度(以波长为单位)-FalaoY_值，a为某一深处的振幅，嘞为海表面的振幅。由表3-1可知，在深水波中，当深度按等差级数增加时，振幅按等比例级数减小。对于波高10m，波长为200m的波浪，在相当于波长的深度处，振幅减小到0．0168m。可见，这种波动主要集中在海面附近，故有表面波之称。表3-1波动振幅随深度交化表I深度，旯01／92丹3／94／95，96，97／98，91Io．／aoll也1／4l，sl，16l昭2l，641／128l尼56l捂353．1．3波浪的作用力在进行海洋平台的设计时，其中最主要的设计之一是求得波浪对海洋平台的作用力。现今，一般采用两种方法将波浪作用转换为海洋建筑物设计的载荷条件。第一种称为设计波法，它是基于在具备给定再现期16 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析间隔的一种海况中，推定出一个设计波的波高和相应的周期，作为一设想的规则波，再依据一种恰当的波浪理论来描述波浪的相应特征，诸如波浪的剖面、水质点的轨道速度和加速度等，进而利用一般流体动力学的方法推算波浪力。第二种方法称为波谱法，它是建立在海况的统计特征上的。将实际海面上呈现出的高低、长短不等的海浪认为是由许多具有随机相位的简单波叠加而成，各个简单波动的能量在相应的波频上的分布就构成一个海浪谱。从海浪谱中可认定出描述海浪特征的统计参数，这些描述不规则海浪的稳定的参数已经取得，便可以利用经典的流体动力学的方法来计算波浪力‘”1。设计波法根据理想化的规则波来计算波浪载荷，它不能完全反映不规则波对建筑物的作用。但计算方法较为简便，至今仍为多数工程设计所用。波谱法利用了描述海浪内部结构的谱的概念，比较全面地反映了海浪运动的全过程。处于海洋中的建筑物，对海洋水流运动起着阻滞作用。例如，进行中的波浪遭遇孤立式建筑物时，产生反射和绕射效应，从而改变了波浪原有的运动状态；潮流流经孤立式建筑物时，被迫绕行而产生所谓的绕流现象。反之，就孤立式建筑物而言，当波浪和潮流行经时，则对孤立式建筑物产生一个作用力，称为绕流力。波浪载荷常是设计海洋建筑物的最重要的依据，下面将主要讨论规则波浪对固定于海底的孤立式建筑物上的载荷。波浪对孤立式建筑物的载荷是和流体绕固体流动时的绕流现象紧密联系的。(1)绕流的拖曳力若运动是恒定的，沿流动方向作用在圆柱上的绕流力称为绕流的拖曳力。显然，拖曳力与物体垂直于流动方向的投影面积(爿)、流体的密17 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析度(p)以及流体未受绕流影响前的速度(v)成正比。一般写为7昂∞pA02(3-12)习惯上以C。作为比例系数，即t昂=击cDp勘2(3-13)二单位柱长上的拖曳力1厶=妄cDP肋2(3一14)上式中c0——拖曳力系数：胁——柱径或垂直于流动方向柱的投影宽度，m。利用上面的公式计算拖曳力，关键在于确定拖曳系数。但现今只有对圆球在无限的流体中作缓慢的均匀直线运动的情况下，才能通过理论分析求出其值。关于拖曳力产生和变化的原因是与边界层在物体表面的形成、发展和分离密切相关的。拖曳力一般由“摩擦拖曳力”和‘‘压差拖曳力”两部分组成。“摩擦拖曳力”是由于流体的粘滞性所引起的摩擦效应产生的，它与流体的流态和物体表面的粗糙度有关。“压差拖曳力”则是由于边界层的分离，在物体后部形成低压的漩涡所造成的，它和流体的流态和物体沿流向的形状有关。圆柱的拖曳力系数一般取G=1．0。(2)绕流的惯性力对于不恒定的绕流运动，绕流流体对物体的作用除了拖曳力外，还有由于流体的加速度所引起的惯性力。设在甜=甜“)，，z，t)的流场中，有一排水体积为％的柱体固定于其中。由于柱的存在，柱周围的液体质点要受到扰动而产生速度的改变。因而，物体要受到一个由于改变了周围液体的运动状态而引起的力。这18 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析个力是由于液体的惯性而引起的，所以称为惯性力。物体在流场中引起的液体质点速度的改变，在物体的表面附近最大，随着距物体距离的增加而逐渐减小，并且和物体的形状有关。因此要解析地计算此惯性力是较困难的，一般将此绕流的惯性力表示为F：M坐(3．15)珊其中拿是当柱体不存在时，柱中心位置处液体的加速度：M则为某～虚拟的液体质量，它与罢的乘积应等于柱体所受的惯性力E。若将虚拟的质量M用柱体的排水质量Mo=p％和某一附加质量M的和来表示，则有E2池啦)砉(3．16)令M。=KMe其中K为常数，则互=(1+K，、M百du=C。Mo_du=％成等(3-17)对于直径为D的单位长度圆柱体上的惯性力，可写为E=。p孚等(3-㈣其中c0称为质量系数(或惯性系数)，它和被绕流物体的形状和绕流的流态有关。少数几种规则形状物体的质量系数，可以从理论分析中得出，多数形状不规则的物体的质量系数需要经试验来确定。匮柱的质量系数一般取C0=2．0。总的绕流力可以表示为F=％+只=圭c∥uz+Cu硝。生dr(3-19) 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析最后要说明的是：上面对于拖曳力的讨论，只有将物体置于原来具有瞬时均匀速度场的情况下才是正确的。同时，在推求上述质量系数的理论值时，也只是采用了可视为均匀的绕流场情况下的速度势函数才是可能的。事实上将上述绕流力用于波浪运动，其速度场不仅不是恒定的，也是不均匀的。只有物体的尺度比之于波长是很微小的情况，才可近似地将所考虑的绕流的范围内视为是均匀的。这个比值一般定为D／A≤0．2，其中D是物体的特征长度。如果是圆柱体，则D是其直径，A是波长。D／3．≤0．2的柱体，一般称为小尺度的孤立柱体。当D／A>0．2时，波浪的绕流流场一般不再视为均匀的。同时，由于柱体的尺寸相对于波长不是很小，柱体的存在对波浪的影响变得显著起来，原来入射的波浪受到柱面的反射波的干扰，波浪的绕射效应就必须在计算波浪和建筑物的相互作用时加以考虑。D／名>0．2的柱体称为大尺度的孤立柱体。3．2桩自由下沉计算桩放置在海底时，由于受自身重力，会自由下沉到一定深度，本小节任务就是计算出在给定的桩和土层条件下桩自由下沉的深度。3．2．1白沉模型的建立(1)选择单元类型桩身和土体都采用8节点的六面体单元，即Solid45号实体单元，它具有塑性、应力强化、大变形和大应变的能力。桩土之间选用面．面接触单元连接，接触面上的刚体目标面选用Targel70单元，接触面选用Contal74单元。(2)建模并划分网格模型为三维空间实体结构，桩采用钢管形状，土体采用长20m，宽20m，深100．58m的长方体块来模拟。坐标系原点定于海平面处，向上为Z方向。所建模型如图3．1；按扫略方式对模型划分网格，如图3-2。20 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析图3．1一桩土模型图圈3-2同格划分圈(3)创建面面接触对桩的外侧面及内侧面分别与相应的土体面之间建立接触对。如图3．3所示。图3-3桩土接触对3．2．2施加约束和载荷要计算的是桩放置到海底后由于受自重自由沉入海底土层的深度，所以在其上只施加自重载荷。对于我们所建立的模型，在实际情况中是，土层相对于桩腿来说，可以看成是无限大均匀介质，因此在模型中必须旌加必要的约束。在土2l 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析层x,y向的外侧面上施加对称约束。在土层底面施加全约束，施加约束后如图3-4。图3-4约束图3．2．3结果分析对模型进行静力计算后可以得到桩的自由下沉深度以及桩土应力分布情况，分别如图3．5和图3-6所示，桩身应力分布图见图3．7。图3．5自由下沉位移图(单位：m) 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析图3-6桩-土应力分布图(单位：Pa)图3—7桩身应力分布图(单位：Pa)由上面的图可以看出，桩由于自重自由下沉8．208m，桩身最大应力值为4．88MPa，发生在桩身最下端，满足强度要求。 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析3．3桩自由站立计算3．3．1基本数据此模型是在桩自由下沉计算的基础上建立的，即：桩身由于受自重已自由下沉g．208m，然后在桩身上施加环境载荷。设计的环境载荷为：设计水深：200m设计波高：6m设计周期：8s海水密度：1010kg／m33．3．2波浪力的施加通过前面的理论部分可知作用在物体上的波浪力可通过下面公式(3．19)求解。我们选择对桩身施加x方向的波浪力(其它方向可用同样方法实现)。施加波浪力是通过ANSYS所带的参数化设计语言APDL编写程序来实现的，具体程序如下：／solual=10101海水密度hi=61设计波高bl=hl／21振幅cd=1．0cm=2．0a0=1．67641桩腿直径v0=0．25931桩体积d=2001设计水深t2=81设计周期 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析h2=1．56"(t2)2k--6．28／h2a2=6．28，12c=a2／k+Do，tl，le-8,t2，1time,tl+Do,nl，16641，16656x=Nx(n1)z=Nz(n1)!波长!波数!o角速度!波速!循环选择桩身上的节点a3=k’x·a2’tl10ul=hl+c+k+exp(k+z)+sin(a3)!水平速度vl=-a2+hl+c+k+exp(k+小+cos(a3)pl=0．5+cd+al*a0*ul+abs(uD+cm‘al*v0+vl!波浪力Fill，Fx,pl*enddo+Do，nl，16897，17136x=Nx(n1)z=Nz(n1)a3=．k+x-a2*tl!Oul=hl+c+k‘exp(k4z、+sin(a3)vl=一a2％l+c*k+exp(k+西‘cos(a3)pl=0．5‘cd+al+a0+ul‘abs(ul№m+al+v0’vl髓l，Fx，pl*enddosolve 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析*enddofinish3．3．3结果分析计算后可得桩在X方向位移情况和桩．土等效应力分布情况，分别见图3-8和图3-9。图3-8x方向位移图(单位：m)图3-9桩．土应力分布图(单位：pa)26 中国石油大学(华东)硕士论文第3章桩自由下沉和自由站立分析由图可以看出，在X方向施加了设计的波浪力后，桩身在X方向的位移为O．108755m，偏转角度非常小；桩身最大应力为11．7MPa，满足强度要求，不会发生破坏。此桩在设计波浪载荷下可以自由站立。3．4小结使用ANSYS软件对水下桩自由站立情况进行分析是可行的。具体可以分为两个阶段来实现：(1)计算桩被放置到海底后，自由下沉的深度；(2)分析自由下沉后的桩受海浪作用的结果。桩按线弹性材料处理，土按理想塑性材料来处理，可以较准确的模拟出水下桩自由站立的受力情况；使用参数化设计语言APDL解决了波浪力施加的问题，由此得出了一种计算水下桩自由站立的新思路和新方法。 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析打桩时，锤击能量克服土对桩的阻力而把桩击入土中。对于大直径、长度长的桩，按惯用的动力打桩公式预测桩的承载力等问题已不能适应。其原因是，它们把打桩过程看成是两个绝对刚体自由碰撞问题，认为锤击能量瞬间就传递到桩底，但实际上打桩的能量是以一种应力波的方式向下传递，所以用波动方程能给打桩提供较合理的分析[303。Smith提出一维波动方程，并用它来分析打桩时锤．桩．土系统的受力情况，他对计算参数作了分析和建议，从而使波动方程获得广泛应用。本章采用波动方程法对打桩过程进行了模拟计算。4．1动力打桩理论4．1．1一维波动方程S．Venant【3刀在1865年研究了自由支承的弹性杆件的一端受到撞击后，应力波在杆件内的传播规律，并提出一维波动方程。1931年D．V．Isaac用它来分析打桩时锤．桩．土系统的受力状况，并在古典的波动方程中引入反映桩周土阻力的参数项R’【3羽，即宴：c2粤±彤(4-1)——--=C。———-士代。西‘a矿式中国——桩内某截面沿Z轴向的位移；c——应力波在桩内的传播速度；r——时间；彤——反映桩周土阻力的参数项。由于实际打桩条件多变复杂，因此对上式直接积分求解是很困难的，难以推广使用。直到50年代Smith提出把锤．桩．土系统理想化为分离的单元模型，把一次锤击过程分割为许多时间间隔，分析在每一个时间闻 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析隔内各单元体的运动过程，运用迭代逐步逼近方法，求得打桩中所需要的计算结果。Snfith还对打桩时锤．桩．土系统的模拟形式和计算参数做了分析和建议，从而使波动方程能用来分析实际打桩问题。如图4．1所示，从桩中取出一微元段出，在打桩瞬间作用在该桩段上的力有轴力F并41F—O．Fdz、桩周阻力R以及波动过程中桩重产生的惯性∞力里．口。I-1Ⅳ——珂图4-1一维波动方程的建立由微分桩段竖向力之和为零的条件，可得F_f，．望比1±R．旦二口：0(睨)L出Jg式中彤——微分桩段的重量；a——微分桩段的加速度；g_—重力加速度。由于篆瑙害、口=挚；代入式(㈦后，得 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析磐：丝宴．dz±旦R(4-3)at2Wlg出2矽设杆件的密度为p，即p=—等：，代入式(4．3)后，即得到考虑土阻2，以‘珏力时的一维波动方程为挚彰窘±参R或窘彰窘删c“，式中置——-桩侧阻力。。—单性应力波在杆内的传播速度，。：f墨丫2；＼PJE——杆的弹性模量。4．1．2波动方程的分离单元解Smith提出用分离单元法求解，其基本思想是把整个锤一桩．土系统理想化为许多分离单元。桩锤、垫层、桩帽以及桩身的刚度均用无质量的弹簧来模拟，各部分的重量则由刚性的单元来表示。因此，桩锤对桩的一次锤击过程，可以转化为各分离单元的运动闯题来分柝[391。计算时仅对一次锤击过程进行分析，捶击产生的弹性应力波在桩中的传播受到桩周土阻尼作用而作变速运动。在分析时把一次锤击的时间分成许多极短的时间间隔(一般采用1／3000～1／4000s)【柚】，在每一个时间段△t内，弹性应力波仅在一个单元内运动，还来不及传播到下一个时间段。因此，从总体上看。弹性应力波是以变速运动在桩内传播．但就某一段时间以及某一单元体而言，作匀速运动来处理，可使求解简化。锤击应力波的传播可用图4-2加以描述。当锤击开始时，J}--0(f=七·△，)，锤以初速q-与锤垫接触。 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析图4．2应力波传播过程图当k=l时，应力波只影响第一个单元，锤q以匀速度q．。向下运动，产生位移w1．。为w1，l=qp‘△，(4-5)锤垫弹簧K产生的压缩量△wl，。=wl，。一w2．。(此刻w2．1=O)；弹簧置产生的锤垫力鼻．1=K·△w1’lo力分别作用在单元嵋和w2上，使它们分别产生加速度为q，l=一E'1．g／形；02J=互j·g／％(4-6)在这一段时间间隔末，单元w1、w'的速度将变化为q。1。q，o+qJ‘At；屹．1=a2J‘At(4-7)此时，第一时间间隔(．i}=1)各单元的运动到此结束。同理，可分别求得k=2，k=3时间间隔单元的位移、压缩量、弹簧力和作用在单元上的合力、加速度以及速度。计算结果如表4．1所示。在桩段％处，侧面有土阻力墨，则其值可根据位移嵋．，计算。31 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析依次计算以后各时间段k=4⋯5．．时各单元的运动情况，于是应力波逐渐向桩尖传播。如此循环重复进行计算，直到出现下列情况为止：(1)桩尖贯入度(即桩尖单元的位移)已达到最大值，不再增加；(2)各单元体的速度‰．。均已等于零(或负值)；(3)重复迭代计算次数已达到规定次数。表4．1不同时间段的计算结果表．i}时间段单元位移弹簧压缩量弹簧作用力Ⅵj=wl’l+q．I‘△f△叫2=w1．2。w2．2Ej=毛‘挑。：k--2％j=U2．I。出山％=％．2Ej=屯·Awzow1)=Ⅵj+吃2。缸△嗍j=MJ-w2j％=毛。△嵋J七=3％j=心．2+呸。’&Aw2j2W2)"W3j最j=也·Aw2，嵋j=w3j+屿。‘垃Aw3j2w33‰=与·△'％t时间段单元的合力单元加速度K时段末，单兀速度钆2-％q。=毛．2’g／啊qj--qJ+％‘△fk--2锄2巧j一五2a2．2=Z2。‘g／％％j=呸J+口20’出毛。如a3．2=弓j·g／％屿j=口，．2’址毛j2一％～=钆。g／％qj=q．2+qj‘△f乞J书j一％a2j=z2J‘g／We呸3=02。2+吃j’△fk=3铴鸡j一‰一墨码j=毛j·g／％屿J=吩j+码，‘At钆鸪。，qj--z4．3’g／％‰j=qj。At 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析通过上述计算，可以了解到一次锤击过程中，桩产生的贯入度大小和桩身各断面上的作用力，并由此求得桩身各断面上的打桩应力大小、桩周边上的土阻力等。波动方程在指导桩基工程的设计和施工方面有着广阔的发展前途，它能够预估桩锤的打桩能力、确定打桩应力和预测桩的长期载荷下的承载力等。但是它未能估计到近海打桩过程中，能量会遭到很大损失，也不能提供桩的沉降量以及反映裙桩与单桩之间的不同特性。目前主要结合国内的施工条件、桩的类型和土质条件，制定切合实际情况的计算参数，使波动方程的应用更加发展。4．2打桩动力分析4．2．1打桩软件一GRLWEAP程序简介美国GobleRaueheLikinsandAssociate．Inc．公司推出的GRLWEAP程序(GRL'sWaveEquationAnalysisofPileDriving)，可全面地模拟桩锤、打桩系统、桩和土的性能，具有打桩过程分析的功能，是目前为止比较好的软件。它可以计算以下内容1411：(1)在已知桩的特性和地质条件的情况下，采用不同的桩锤和打桩系统时，计算不同的贯入度时桩的承载力；(2)桩身的最大拉应力和最大压应力：(3)传给桩的能量；(4)桩锤活塞跳高。通过这种方法，就可在已知桩的特性和地质条件的情况下，选择不同的桩锤和打桩系统进行模拟计算，得到以上内容，就可以了解打桩过程中可能出现的问题。GRLWEAP程序的一个扩展功能就是可以模拟打桩的全过程，程序除了要求输入锤、桩、打桩系统的全部资料以及各土层的弹性极限和摩33 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析擦阻力系数外，还要求输入各土层的静承载力值。与任何一个计算程序一样，在各参数选择正确的情况下，GRLWEAP程序可以很好地对打桩的全过程进行模拟，所得的结果有参考价值。目前，波动方程的分析技术已成为大型桩基工程设计的重要工具。4．2．2打桩分析4．2．2．1基本规定(1)打桩拒锤捶数在一个正常工作的锤作用下的拒桩标准为[421：在打桩阻力超过以下任何一种情况的条件下视为达到拒锤标准，即：打入0．3m(1fD需要800下；或者连续5次都是打入0．3m需要300下。(2)桩身许用应力钢管桩的屈服强度为345MPa。根据APIRPWSD推荐[421，打桩动应力不应超过屈服强度吒的900，则桩身最大应力五不能超过许用应力E，E。o．9×％=0．9x345=310．5MPa。4．2．212锤的属性选用的锤是ⅫU800S，属性见表4-2。表4-2MI-IU800S锤的属性表名称M删800S额定功率。kJ799．232锤垫的重量。ton45．04有效功率，％90替打的直径。m2．235锤的总重量。ton112冲程．m1．81 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析4．2．2．3载荷工况本章要考虑表4．3所列的六种情况下桩的可打性。表4-3阻力因数设置表工况表面摩擦系数端部阻力系数土塞情况描述第一种O．50．6无土塞连续打桩第二种O．60．7无土塞24h停打第三种O．61．O无土塞45M!／：打第四种O．5o．6有土塞连续打桩第五种O．6O．7有土塞24h停打第六种O．61．0有土塞48h停打4．2．2．4分析设置单位制选择国际单位制SI，桩的设置见表4-4。桩锤设置好后的模型如图4．3。图4-3桩．锤模型图35 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析表4_4桩的设置表桩长，m截面积，G-m2弹性模量，MPa周长，m屈服应力，h廿aO1960．962100005．266634515．58591960．962loDOO5．266634515．58592278．922100005．266634518．586l2278．922l00005．266634520．97602278．922100005．266634520．穸7602594．34210D005．266634542．97592594．342100005．266634542．97592594．342100005．2616634569．366l2594．342100005．266634569．36612278．9221aD005．266634572．36592278．922100005．266634572．36592278．922100005．266634575．06lO1960．962100005．2666345130．06101960．962lo0005．2666345130．06102278睨21oI)00S．2666345133．07602278．9221000lo5．2666345桩端部阻力按有-I-塞和无土塞两种情况来设置，其区别在于设置时桩的端部阻力不同。在无土塞时，桩端的有效作用面积为：汹降)2一石(半)2=0．1154砰。在有土黼桩端的有效作腼舭趾石(坐笋)2=2．z06，以 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析4．2．2．5结果分析打桩计算按六种载荷工况进行分析。具体计算结果分述如下(详细数据参见附录A)。第一种载荷工况，桩下端没有土塞；打桩过程中没有停顿，连续打桩到预定贯入深度。最后一锤桩顶应力和速度随时间变化关系见图4_4，图中TopF表示桩顶端的力，TopV表示桩顶端的速度。模拟计算结果如图4．5所示。从图中可以看出在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为233．694MPa，而桩身最大拉应力值为166．928MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa。显然，在桩的打入过程中，不会发生柱状屈曲，满足强度要求。图4-4最后一锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图打桩总锤数为4507下，单位长度的最大打桩数为44．4blows／0．3m，发生在贯入深度接近最终贯入度时。这个值小于API规定的数值，桩可以顺利打到预定深度。 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析|§⋯⋯-uLc印柏叶CI帅⋯⋯-Oomp3№0■嘲⋯⋯日巾制O曲●■■■■⋯●⋯㈩j7尊|V、U王：、k：‘、一Bl■¨CⅢmM‰l‘≮’(7{，)}图4．5打桩分析结果图第二种载荷工况，桩下端没有土塞，打桩过程中有24h停顿。最后一锤桩顶应力和速度随时间变化关系见图4-6。模拟计算结果如图4-7所示。图4．6最后一锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析菖量毒⋯⋯一uCapac埘n帅⋯⋯CompSm,ssO,PaI⋯⋯·丹删㈨8㈣∞matom■m●⋯⋯㈧Ⅲ：＼j。}(177>＼i÷{7，／{)——Bl洲C伽n(b10惦f3帆}——Yonslon(MP劬——S口d∞【m)图4．7打桩分析结果图从图中可以看出，在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为233．968MPa，而桩身最大拉应力值为162．779MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa。在桩的打入过程中，不会发生柱状屈曲，满足强度要求。打桩总锤数为5898下。从图可以看到在贯入深度大约为20m、50m和74m的地方，打桩锤数都有突增现象，这是因为在那些地方设置了24h的时间延迟，使土颗粒发生了密实，造成阻力增大而引起的。单位长度的最大打桩锤数为67．4blows／0．3m，发生在入土深度接近最终贯入度时，这个值小于API规定的数值，桩可以顺利打到预定深度。第三种载荷工况，桩下端没有土塞，打桩过程中有48h停顿。最后一锤桩顶应力和速度随时间变化关系见图4．8。模拟计算结果如图4-9所示，由图可以看出，在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为233．992MPa，桩身最大拉应力值为160．765MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa，满足强度要求。 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析l|图4-8最后一锤桩顼应力和速度随时问变化曲线图⋯⋯一uLcapo口审O邮⋯⋯-c唧S嘛0删⋯⋯·卧m●"O嘶●Ⅲ一m㈩mm_”㈩_●1Ii＼!．|(i1r>、7～7／』《)1If—E∞wuMI‘聃M删一Tenl蛳删raJ一翳『啪州图4．9打桩分析结果图打桩总锤数为6243下，从图4-9可以看到在贯入深度大约为20m、50m和74m处，打桩锤数都有突增现象，这是因为在这些深度处有48h的时间延迟，土颗粒发生密实使阻力增大所致。单位长度的最大打桩锤40 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析数为77．2blows／0．3m，发生在入土深度接近最终贯入度时，这个值小于API规定的数值，桩可以顺利打到预定深度。第四种载荷工况，桩下端形成土塞：打桩过程中没有停顿，连续打桩到预定贯入深度。最后一锤桩顶应力和速度随时间变化关系见图4．10，图中TopF表示桩顶端的力，TopV表示桩顶端的速度。模拟计算结果如图4-11所示，由图可以看出在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为233．746MPa，而桩身最大拉应力值为147．466MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa，满足强度要求。图4-10最后一锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图打桩总锤数为8968下，单位长度的最大打桩数为280．7blows／0．3m，发生在贯入深度接近最终贯入度时。这个值小于API规定的数值，桩可以顺利打到预定深度。与第一种载荷工况的结果比较可以看出，在有土塞时打桩总锤数比无土塞时要大得多。41 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析l§⋯⋯一懂e删Ⅳ㈣⋯⋯·O唧钿獬呻田⋯⋯日盯恻㈨●Ⅲ__㈣●_∞¨_¨m■Ⅲ_●_Itjlji(．乙’．了‘7r一＼r／lf){71一BI附c伽m删鼬醴驯——T_E妇lO删图4-11打桩分析结果图第五种载荷工况，桩下端形成土塞，打桩过程中有24h停顿。最后一锤桩项应力和速度随时问变化关系见图4．12。模拟计算结果如图4-13所示。图4-12最后—锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图42 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析⋯⋯一嚏C．ag咖㈣⋯⋯c唧s喃lUPa)⋯⋯日fn-RuM⋯⋯_”Ⅻ-U⋯Ⅲ一卜Kl!、(L<；r‘弋!＼了、{j_7广，>f)I●∞mⅫmOqⅫm410口●Oj1口⋯——‰㈨斟wm)——M呻R)——SwoltaImJ图4-13打桩分析结果图由图可以看出，在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为233．975MPa，而桩身最大拉应力值为138．236MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa，满足强度要求。但是在打入深度为93．1m时，单位长度的打桩锤数为2336．6blows／0．3m，出现了拒桩，桩无法打到预定深度。打桩捶击数过大是由于打桩中的停顿使土体发生了固结，造成沉桩阻力过大，所以在有士塞的情况下应该避免打桩过程中断。第六种载荷工况，桩下端形成土塞，打桩过程中有48h停顿。最后一锤桩顶应力和速度随时间变化关系见图4-14。模拟计算结果如图4-15所示。由图可以看出，在桩的打入过程中，桩身最大压应力值为234．026MPa，桩身最大拉应力值为123．211MPa，小于钢管桩的许用应力310．5MPa，满足强度要求。但是在打入深度为93．1m时，单位长度的打桩锤数为2999．7blows／0．3m，出现了拒桩，桩无法打到预定深度。打桩捶击数过大是由于打桩中的停顿使土体强度有一定恢复，造成沉桩难度增加，所以在有土塞的情况下应该避免打桩中的停顿。43 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析＼乎⋯j＼j／。屏，。i∥，·，，一，?|’i”。k‘·～^＼／。／_一一“卜图4-14最后一锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图⋯⋯一嚏c日嗍O帅⋯⋯‘cocosI粥M嘲⋯⋯一副T删耻由●Ⅲ㈣㈣_●∞∞m_¨Ⅲ㈩；hf<_j≮t‘’～，●ft．，一7i、I●——?一——～＼、、～、：=卜’’f>——B鼬㈨删30畸——阳s啪咿耐——s懈日㈣图4-15打桩分析结果图(Je∞E)|鲁S 中国石油大学(华东)硕士论文第4章打桩动力分析4．3小结从以上分析结果中可以得出以下结论：(1)随着桩的入土深度的增加，桩身的拉应力和压应力都呈先快速增加后缓慢减小的变化趋势，压应力最大可达234MPa。拉应力在桩入土深度较浅时达极大值，然后随打入土中深度的增加，受摩擦阻力的约束而逐渐减小。(2)比较六种工况情况可以发现，桩身最大拉应力随桩周土的阻力不同而变化，阻力越小，拉应力就越大。这一点与产生桩身拉应力的机理有关，由于锤击过程中锤击能量基本恒定，当桩侧和桩端的阻力较小时，反射应力波为拉力波，整个桩体的运动速度就比较大，因而桩身的弹性变形也较大，拉应力是在弹性变形恢复的过程中产生的，应力与变形成正比，弹性变形越大，拉应力就越大。(3)桩在没有土塞的情况下，使用MHU800S型锤，即使打桩过程中有长时间停顿，也可以将桩顺利打入到预定深度；桩在形成土塞的情况下，如果打桩过程中没有时问延迟，可以顺利将桩打入到预定深度，如果有时问延迟，则会出现拒锤，拒锤情况会发生在第16个地层一硬塑性的粘土层(深度约为92．66m～96．01m)。所以应避免在有土塞的情况下的打桩停顿，并且准备好补救措施。(4)从最后一锤桩顶应力和速度随时间变化曲线图可以看出，一次锤击桩顶的扰动作用可以认为是在桩体中作用了一入射波。当波前到达桩底，就产生反射波。上行波到达自由端桩顶，接着再产生另一个反射波。由桩顶速度随时间变化的曲线可以看出，在打桩过程中桩不是一个刚体，打桩锤的能量以波动形式在桩中传播。(5)桩的强度符合APIRPWSD的要求1421。45 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析导管架桩腿插入海底的深度一般为50m～100m，除支撑上部平台工作之外，还承受由风、浪、流等引起的侧向载荷。在这些力的作用下，泥线以下的桩腿在泥线附近可产生较明显的运动。本章利用ANSYS软件分析了导管架桩腿在受力作用后，桩和土中的应力分布情况以及桩身位移情况。主要考虑了6个自由度方向的力。5．1桩土相互作用理论5．1．1桩的轴向承载力桩基在轴向载荷作用下通常有两种破坏的可能性，一是由于桩侧土的摩擦阻力或桩底端土壤的支承阻力不够所引起的：二是由于桩本身强度不足所造成的。因此，基桩的容许承载力应分别按两种情况确定，以其中较小者作为设计的依据，外荷应小于或等于桩的容许承载力。闭口桩的轴向载荷是由作用于桩侧面的摩擦阻力和作用于桩底端的支承阻力共同承担的【331。海洋平台常用开口管桩，开口桩在打桩过程中，桩内形成坚硬的土塞。当桩内土塞与管内壁的摩擦阻力与土塞下端所承受的支撑阻力达到平衡时，土就不再挤入，可以认为它与闭口桩的效果相同。这种情况对小口径开口钢桩是可以达到的，因此工程中常在开口桩下端的一段管桩内设置隔板，将其分割成几个较小孔口的桩，从而提高闭塞效果。桩基平台设计中近似地把开口管桩的最大轴向承载力Q和闭口钢桩的最大轴向承载力Q表示成一样，即Q=Os+Q。(5—1)式中Q——作用于桩外侧表面的总的摩擦阻力；Q。——制}下端的总的支承阻力。 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析5．1．2桩轴线的挠曲方程在水平载荷作用下，桩的应力状态、桩与土之间的相互作用以及桩的破坏机理等都与主要承受轴向载荷的桩有本质上的不同【331。一般可将桩视为一弹性梁，根据梁挠曲变形理论，写出桩的挠曲微分方程为El矿d4y=p式中E——桩材料的弹性模量；，——桩截面惯性矩；P—旨桩长分布的土反力。受侧向荷载桩挠曲微分方程的求解方法是以黜er的假定为基础的。按此假定，作用于桩上某一点的土反力P可写成如下形式P=一EsY(5—3)式中，E。为土反力模量，负号表示p的作用方向与桩的位移方向相反，将式(5．3)带入式(5．2)得Ef参+Esy=o(5．4)大量的实际资料表明．土反力模量E。随着深度和桩的挠度变化而变化。RP土反力P和桩挠度y之间不成线性关系通常将Es表示为Es=k(X+xoy，(5—5)其中x。为一待定常量。于是式(5-4)可写成E，等+七似氓y，，，=o(5-6)47 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析取参数变换’z：兰±苎Q：dz；垡兰7带入式(5-6)可得笋等卅掣y=。；万d'y+譬z弘。r定义为T；。厘吖k(5-7)(5．8)(5．9)参数r称为相对刚度，它的物理意义反映了桩的刚性特征(曰)同土的压缩特性之间的相对关系。同时由于r的具体表达形式是根据E。的函数式(5．5)而选定的，所以它有问接地反映土反力模量￡s随深度变化的特征。r具有长度单位。式(5．8)又可简化为鲁+z—y：o(5．10)蕾佗”y。0‘5。式(5．10)即为土反力模量Es=k(x+Xoy，时桩轴线的挠曲方程的一般性式。5．1．3土反力模量随深度变化的假定土反力模量随深度变化的规律可表达成：E。=k(x+Xoy'其中n=0，】(。=0，Es=k的假定，即土反力模量不随深度而变化。我国学者张有龄根据这个假定求解了桩轴挠曲微分方程，推导了不同边界条件下得桩的挠度、转角、弯矩、剪力、与土反力的计算公式，最早从理论上求解了水平荷载作用下桩的计算问题。当土反力模量为常量时，地面处挠度最大，必然得出地面处反力值也最大。这个结论与现场实验及室内 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析小比例模型实验的结果不符合，因此在这里不拟详细介绍这种方法。大量的实验资料表明，土反力模量Es是随深度而增大的，究竟是线性变化还是非线性变化，也就是n取为何值更符合实际的问题，这是难以简单确定的，常依具体土壤情况、桩的不同沉放方法等因素而定。人们意识到桩的挠度随深度增加而急剧减小，因此对桩的计算影响最大的是土层上部土反力模量值，所以从工程角度出发取x。=0、n=1和Es=kx，即士反力模量随深度线性变化嘲。5．1．4刚性桩、弹性桩、弹性长桩的不同变位性质计算桩的水平承载力，首先要确定地是把桩作为一刚性构件，还是把桩作为一柔性构件，这要根据桩的埋置深度h与相对刚度r的比值大小来划分。对于大多数正常固结粘土及砂性土壤，设土反力模量E。随深度成线性增长，：ff．j比IREs=kx=mBoX，则相对刚度为T=(5．11)式中磊——桩的计算宽度；m——士反力模量随深度变化的比例系数，见表5．1。桩侧土承受水平载荷时，实际是空间受力，为了简化计算，将桩简化为平面受力的矩形桩考虑，因此将各种截面形状的桩的实际宽度丑或直径D都用桩的计算宽度晶来代替。对于单根桩直径或宽度等于(或大于)1m的桩，矩形桩晚=B+I，圆行桩80=0．9(D+1)。当桩的直径或宽度小于1m时：矩形桩玩=1．5B+0．5，圆形桩Bo=0．9(1．5D+0．5)。刚性桩、弹 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析性桩、弹性长桩的特征判断标准，则与桩的埋置深度h有关。桩打入土中的深度h同相对刚度T的比值z。。称为相对桩长，判断的标准及其变位性质如表5-2所示。表5-1土反力模量m表／71值，kN／m4±的名称0．6∞<地面处桩的水地面处桩的水平平位移_4的影响，可视为无限长桩实验和分析都表明，当相对桩长z。。>4时，继续增加桩长也不能增加桩的水平承载力。所以实际上都将这种桩视作无限长桩来考虑，海洋桩基平台多属这种类型的桩1331。 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析5．2桩土相互作用计算5．2．1基本数据在本论文中涉及到的基本数据见表2-1和表2．2。由打桩分析部分可知，桩打入土中95．43m。根据土反力模量m表5．1，取，r，=1000圳／In4；由于桩的直径大于lm，取Bo=o．9CD+1)=2．409m；桩的弹性模量E=2．1×105MPa；，为桩截面的惯性矩，，2丌fD4一d4)／64=0．0857N／m2扔蹑俐：T=5．95m,4T=23．8mo假定土反力模量随深度线性变化，即栉=0，x。=0，Es=k。由于桩的入土深度与相对刚度r的比值为95．43／5．95≥4，所以将此桩视作无限长桩来分析，即当土层深度超过4T深度(23．gin)之后，各土层的土反力模量相同。施加的外载荷是采用对另一平台计算得到的支反力数据，分别为乃，-0．4444E+08N；Fr=0．61948E+08N『；E尸0．48E．卜08N；Mx=-6690．3kN·m；Mr=40537kN·m；Mz=一101．12kN·m．5．2．2基本模型的建立(1)定义单元类型桩和土的单元类型都采用8节点的六面体单元，即Solid45单元。桩土之间选用面一面接触单元连接，接触面上的刚体目标面为Targel70单元，接触面为Contal74单元。5l 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作甩分析(2)建模并划分网格本模型简化为三维空间实体结构，桩采用钢管桩实际尺寸，土体取长为20m，宽20m，深100．58m的长方体块来模拟。坐标系原点定于土体块的上表面的中心(即海底处)，向上为Z的正方向。建立的模型见图5-l。采用扫略方式划分网格，网格划分后的模型见图5-2。图5-1桩土模型图图5-2网格划分图 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析(3)创建面面接触对桩的外侧面和底面分别与相应的土的内侧面之间建立接触对，如图5．3所示。图5—3接触对5．2．3施加约束和载荷选取泥线处的桩腿作为受力部位，在其上施加6个自由度方向上的力，数值如前所述。对于我们所建立的模型，在实际情况中是，土层相对于桩腿来说，可以看作是无限大均匀介质，因此在模型中我们必须施加必要的约束。在沿x轴正负方向的土层外侧面上施加x方向上的约束，在沿Y轴正负方向的土层外侧面上施加Y方向上的约束。在土层底面施加全约束。见图5-4所示。图5-4施加约束后的图53 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析5．2．4结果分析通过观察桩土应力分布图和桩身应力分布图(图5．5至图5．7)，可以发现该桩的最大受力点不在桩的底端，而是在上部靠近地面处。图5．5桩．土应力分布图(单位：Pa)图5-6(a)桩．土应力分布剖面图(左)(单位：Pa) 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩士相互作用分析图5．6(b)桩．土应力分布剖面图(右)(单位：Pa)图5—7桩身应力分布图(单位：Pa)桩身最大受力点出现在z=一3．30657m的地方，即离海底3．30657m处，该处位于第二层土中：桩身最大应力值为252MPa，满足强度要求。55 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析通过观察土层应力分布图(图5．8至图5．10)，以及图5．1l土体应力分布剖面图，可以看到土层与桩之间的一侧的土层受力大，另一侧土层的受力小。从桩身开始，由内到外土层受力是逐渐减小的。图5-8第一层土应力分布图(单位：Pa)图5--9第二层土应力分布图(单位：Pa) 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析图5一lO第三层土应力分布图(单位：Pa)图5-1l(a)土体应力分布剖面图(左)(单位：Pa)57 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析图5．11(b)土体应力分布剖面图(右)(单位：Pa)在土层的最外缘，应力减小为O．001MPa～O．015MPa．，与应力最大值2．66lIv[Pa相比，该力很小，说明本研究土模型的尺寸选取足够，不需要再扩大。另外，土中最大应力出现在离地面不远处的地层中，而不是在地面处。图5．12是桩身x方向位移沿深度变化示意图。图5．12桩身x方向位移沿深度变化示意图 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析为了便于观察，图中对曲线的变化趋势进行了放大处理。我们可以看出，沿桩身从上向下，位移先减小到负值，再增大到正值，正值区和负值区交替出现，且每个区的最大位移值的绝对值从上到下依次减小(详见附录B表B．1)。桩的最大正位移发生在桩的顶端，最大负位移发生在Z=一7．7424m处，即离海底7．7424m处。通过观察可以发现桩身下段在X方向的位移非常小，于是我们考察桩下段对承受横向载荷的贡献情况。具体做法是将海底40m以下的桩截掉，截桩后桩长为77．646m，入土深度为40m。第一种情况，只对桩施加横向力，力的大小同上。受力分析结果如图5．13和图5．14所示。图5．13桩身应力分布图(单位：Pa) 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析图5·14桩在x方向的位移图(单位：m)此时桩身在X方向位移的具体数值见附录B表B．2，比较表B．1和表B．2可以发现桩在X方向的位移变化很小。第二种情况，在对桩施加横向力的同时对桩施加垂向力。在此种情况下，桩土模型会发生破坏，计算无法进行。可见下半部分的桩对承受竖向载荷有很大贡献。从上面两种情况可以得出结论：桩的下半部分对承受横向载荷贡献不大，只对承受垂向载荷有较大贡献。5．3小结本章通过ANSYS软件对建立的桩土模型进行了受力分析，可以得出以下结论。(1)用ANSYS软件对桩土相互作用内力分析进行模拟是可行的。(2)在承受水平力的时候，桩和土之间土的反作用力可以有效承担其所受到的水平力。60 中国石油大学(华东)硕士论文第5章桩土相互作用分析(3)土中最大应力出现在离地面不远处的土层中，而不是在地面处。(4)桩身下段的变形很小，应力相对较小。桩身下段对承受横向载荷贡献很小，对承受竖向载荷有较大影响。(5)随着深度的增加，桩身水平方向位移呈衰减波的形式变化。衰减波的衰减速度很快，波峰的绝对值在第二个峰处就己减小到很小。(6)桩身最大应力点出现在靠近地面一定深度范围内，此处受力很大，容易发生破坏。因此，在设计建造的时候，我们可以通过加大地面附近桩腿的壁厚的方法对桩进行加强，确保该处桩腿的安全。61 中国石油大学(华东)硕士论文第6章结论6．1主要结论本文以某海洋桩基导管架平台的一根桩作为研究对象，综合运用GRLWEAP及ANSYS专业性软件，对打桩的全过程进行了动力分析，得到如下结论。(1)用ANSYS软件解决了水下桩的自沉计算问题。(2)运用ANSYS软件的APDL语言编程解决了在体单元上施加波浪载荷的问题，对水下桩打桩前受自重和环境载荷的自由站立状态进行了计算。解决了用ANSYS软件进行水下桩自由站立状态计算的问题。(3)用GRLWEAP软件对打桩的动力学过程进行了分析。得到了打到预定深度的总打桩次数和不同深度处打入单位长度桩所需的打桩数；并对桩管中产生土塞和不产生土塞的情况进行了分析；对打桩过程中可能由于意外事故而暂停打桩也进行了分析，结果表明，随暂停时间的增加，续打时的难度也增大，要求暂停时间不能过长，且尽量避免在硬土层中停打；另外，还计算出了终锤打桩过程中桩顶受力和桩顶位移速度随时闻呈波动变化的曲线，波动的第二个波峰就快速衰减到较小值。(4)用ANSYS软件对桩土相互作用进行了分析。计算结果表明桩身最大应力节点出现在靠近地面一定深度范围内，此处受力很大，容易发生破坏；随着深度的增加，桩身位移呈衰减波的形式变化，衰减波的衰减速度很快，波蜂的绝对值在第二个峰处就已减小到很小。6．2今后的研究和展望本课题的拓展性很大，由于时间和客观条件的限制，还需要在很多方面开展进～步的研究，主要包括：(1)打海底桩时波浪作用对打桩有很大的影响，本文的波浪条件假62 中国石油大学(华东)硕士论文第6章结论设为方向固定的规则波，以后可以考虑引入波谱分析法等，使计算更接近实际的随机波情况。(2)土的泊松比随着土层的不同而不同，由于缺少数据，本研究中未能考虑，这些都有待进一步开展研究。 中国石油大学(华东)硕士论文参考文献【l】韩志勇，陈建民．海上石油工程嗍．中国石油大学(华东)石油工程学院海洋工程系，2001：l～2【2】刘震．海洋石油工程施工与安全【hq．中国石油大学(华东)石油工程学院，2004．-2～50【3】韩志强．海洋平台桩基计算与施工方法探讨【J】．中国海洋平台，2002；17(6)：28～29【4】刘永锋．用波动方程法选择桩锤和打桩系统叨．中国港湾建设，2002：6(3)：33～34【5】NogamiT’LamYMechanicalModelforElasticDeformationAnalysisofNonhonogeneousSoilMeditun[R]．ProceedingsllthIntConfonSoilMechanicsFoundation,SanFormicisco．CA．1985：785～788【6】HardinBO，DmevichVP．ShearModulusandDampinginSoil叨．JSMEP,ASCE，1972；12(6)：667～691阴孙毅．ANSYS在桩土共同作用分析中的应用叨．苏州城建环保学院学报，2002；15(1)：13～16嗍廖雄华，张克绪，王幼青．用修正的梁杆单元刚度阵考虑桩的尺寸效应【J】．哈尔滨建筑大学学报，2001；34(1)：28～31【9】孙均．地下结构有限元法解析【M】．上海：同济大学出版社，1988：58～61【lo】MeyerhofGG．Compactionofsandsandbearingcapacityofpiles[J]．J．S．M．ED．ASCE．1959；8(5)：6～15【1l】华东水利学院土压力教研室．土工原理与计算【M】．北京：水利电力出版社，1979：l12～114 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附录A：打桩分析结果表表A-1第一种载荷工况下打桩分析数据表D∞西IJlimatlE州mowComp．1"l!lglliOnCap∞ityFri甜on嘶^叼Counl$trm$1JeesSh口hEIITItRtl斟削埘“O一3口mMhMP宣mkI矗O554．e'3319564，基02铷0，摹827395拍J3∞2520』3∞2j21331937“．O401fe26．650¨j砑．3571tJ3'且63明B34e8珊837381457390∞7'542，69的5．'_量2，07'量747J11“23∞．''2229750''222965n8f∞85953，2134836弱．9'56745聃5'678548'，2'70∞76391髓509∞5170847∞．21∞798”．02∞3l274j21543．974．521543j772232835阳80‘科f882525263』05．22B¨’88782727039052∞93j∞'297315筠430盯12496．0178832'619261352瞄5如6783柏f8456325狮．15蝴3855237400．38326．o91,19，7船阳3107够J114842114842ff820412738，2'柚83．015274．Bf“30ff63∞．辛'∞188'88t37铷惦58207BBJ20798．522891'23瑚J24083'2eD∞4265248Z7348●282409291S7．e5BDOD1髓．'引1聃，，盖S12矗O3一'260t'12605．01260&'2fnO置745136．2451．3矗24513¨t托3&，Ⅲ』8．'7454¨74549血列5J盘8"54102745』t0卫745．4'OO745●tOl¨5』12J1490J14鼻'伽J'5』f490．11'Bo4513f522∞1'5J狮．''9。1m』22J745．s,21J745』21．1撇3∞9T454甜．12∞，2311¨543117745434J“5』∞11490B41Bt∞¨44．4O舢2t8．403218．3692139042132462336932336942∞矗5i233546233翎23305B232J理2驼．f,45232329232O％船I砖22314372∞973228．784猫B孙228399砼8．'髓篮7∞2227e3'2274订2281711忿46鹞趁152l218‘鹕214201214加12142∞21●201“42∞214201214．20121420'2f420'1O∞O-1∞928J517∞．f42569-135697d驰．'∞452571-f33a3‘一220拍427O'O一23上97．ft2012-el'54．。7486{5．403街723{1．924．86638{5'4'4145f2斟．‘23457486书750-52．7‘7m．22l-Sg．243-40驼0-．33嘲43572．48555舶．0794r501邯¨口-3672341168一tg巧-38'55．40∞TotalI‰nlberof斟州4507嘶ⅥngTlme(mj吣150112∞7564∞∞45柏37@BlowRatep，m吣30柏邬∞70∞100110120Ilnvinll"lqrneforconUlluoulymnnin口hllmmocMY删llimMnolindudHl5●331j878B8B7∞mmmmmw№mm|堇|曼m傩|兰m|璧mm№m№mm№m№触m№：篁|兰|呈№№m№礁舯舯∞瑚∞舯舯∞舯舯肪∞舶舯∞肋舯舯舯舯∞舯舯∞越舯舯∞∞∞∞∞肋∞∞∞∞∞ 中国石油大学(华东)硕士论文附录A表A．2第二种载荷工况下打桩分析数据表LllfEmateEndBlowCompT帅●舯Cap撕tyF6cJonB●耐呻CoumSbemSnm州蝌Howg．30mMPa翱IO■E町恻mU1mnO'∞749．51807494'80749318074931．∞74871．∞1‘5且18074671∞746J'∞748J'JO740J'舯mJ180748718074671∞74671∞74671∞74671∞74671∞7488’∞748Bt8074881807488l8074881∞74881∞74881∞7488180748J1807488t807488'∞74671∞74671∞74B71∞7467'∞746718074671∞74671∞74871∞?46JTO训Num№rofBlov区58∞DdⅥngTime岫nI1961471t7∞8413晒鞯的49(掣310wRate(blmin)3040∞70∞901001'O120DdvingT=meforconfinuouelyrunninghammer,anywaitEmesno!included胁Ⅲ啪捌蕃l5l善《啪脚捌膨忻w狮碰mmmw啷啪蚓m撇m叭哪町描m懈驯m渤缁姒眦埘们做m懈伪m懈m懈懈m镌帕：搴或射珊以船舶梆枷舯彤捌抛m诅讲斟乱碰∞铷甜弧：搴：搴∞驯懈哪挪啪懈m晰Ⅲm铆姒Ⅲmmm啪眦眦wⅢ{耋啪蓦}咐m獬m枷l三埘扒枷暮吾枷槲拼"{暑mmmmmmm耋薹趣缴撇碰m孙捌捌锄搬瑚脚拼掰搿猫掰Ⅲ揩ⅢⅢ川ⅢⅢⅢⅢⅢm¨”¨"帕眈：：耋娃盯¨加仃¨¨mmm叭螂Ⅲ⋯似m㈣们们黜m批蓍；姗引俐三三螂舭Ⅲ叭●j2∞n0矗口jjj●JJ了7了7JJ“““j■■JJ7J舟7JJ““嚣篇嚣黝嚣篇蕃薹嚣軎量嚣慧嚣嚣嚣害窆籀骞謇熹誊星娶，7O053Oe7，51855■J■0且』J∞J山j』一一0Jj且JJj焉器嚣簇淼黜篇裟蓍耋徽鬻躲彗藿嚣淼搿裟淼裟裟：1953O720175221，33由3jJO25启，8JOm■55j舟5嬲篇淼黜戮嬲薹蓥兰薹懋黑蔓茎蚕堇耋茎船嚣勰粼嚣嚣哳暑星呈詈搿笳|；；；激嚣裟髫嚣嚣嚣黧鬈黧黧鬈荟誊戮★n 中国石油大学(华东)硕士论文附录A表A．3第三种载荷工况下打桩分析数据表U§m赳●I=NIBlowC舶II)"r_enlioltD印击Capaaly疗f出∞跏^蛐Cotmt$1temS如-m削Ⅲ州HotW．30mMPmⅧ～¨6442t332街o16O273口2伯且3210j2D』3562S20J512032f337拍024D4776J26量60t9冉29J671433'J7444，3467"5．8370e州，量3口j105069．2鼻11483．9452f2370J470t3257．850'’3∞8山邬’'¨3205n一141447∞215267,055．917啪』驰，5191’9J8'2203'23∞口18884J∞．518∞'5∞j21弛56”，823623．874j24148374j31599』77．22620727口．827B∞7112528295．585上30柏5j盯J307482∞531635203．133粥2惦．43●鹄7J0m218．41}4218217213启∞213工9'2339铊233J642337092338∞233395233"O232932232湖2323742320?B嚣1J∞趋1，5162"3t001229091228m2忿8■44般8245227955227鼬'投7546225945224783221上96215．704214．20121420121420121420'21^201214．2012142∞Z14201214jO'otalmmborof圄口峤B抖3d¨naTime(rnin}20tl，髓124t04髀弛∞BlowRatefo／mm)：∞柏靳∞70∞flyingTimefw酬nu∞_yrunninghammer．Im／,,allBnlesnotincluded鸵1∞O．O∞d∞．7晒“42063．131947424047d08启1243口∞5-118775■∞埘卅∞9∞一105977．08．7∞-73733彳942'彳6．5e3刁5184彳2盯4．88∞O．54．'的-70642{3110一2．929．42．B帕．439∞．49．771．47脚42J48{5呲“9”∞∞8-29453{1173毒2539∞．33．46235472BB-34嚣2．34髑5鞴"O艟'∞EW哪U¨jl董黧鬻薹萋室萋篁誊薹堇堇薹勰藿量蒌萋萋量萋萋萋萋搿搿室薹萋室M栅曼曼曼曼曼曼曼曼曼苎曼曼曼曼曼苎曼曼曼曼曼曼溜曼曼曼曼曼曼曼曼曼曼曼曼曼曼¨"珏让¨¨：窖旺加¨让邛眦m馓们雠mm粥m伽m舭伽伽踟m舭刚射川m鼬m蝌眦m●22O0128』』J』』JJ』』33二25J』■0J'J^^33篙蒹嚣嚣爱袋篇篇篇嚣船嚣嚣发器嚣兹嚣嚣，，O95●OO7，5，85jj』J5j冉JJ毒Jn，JJ由3358me膏j嚣萋囊淼麓嚣麓薹l|薹耋燃嚣嚣鬻裟淼嚣怨嚣裟淼 中国石油大学(华东)硕士论文附录A表A．4第四种载荷工况下打桩分析数据表UItimatoctpad口WEndBlowComOTemionRaadngColIntSIXSmlSShm啪Mow■．30mMPa¨PaS№●tEM㈣1舯nO18074931∞74701舯747018074671∞74671m7¨．71m7467'∞7瓴7’，∞T锵71∞7●8718074871∞74881∞7柏81∞7488180748B'∞7488’∞74881舯7488'∞746718074671．∞74671∞7467'∞7柏7'∞74671∞74671∞74671∞746．7'∞7467To删NumberofBIOVdC89∞DlvsngTime忡mX298224179149128112的∞8lHQBIowRateQb，rnin)：3040∞70∞90100，10120OrlvlngTimeforcontlnuoo．1yrunninghamme●；anywaitIJmesnotincluded啪啪l罢吲呲m鹏|鼋似暾啪新m蝴Ⅲ懈啪叭；号m暑}研眦啉眦啪川埘躺i罟m刚mm啪伽m{g似m¨懈懈Ⅲ协wⅢm礼札托懈弧扎诅舶珊韶弧m媳{；}{{i媳{筝!罕扎般：{i诅{i|锄舶铷{搴{{i札热啦拙∞裟曩淼嚣爰暮器嚣裟鬈器嚣薹薹嚣嚣忽=吾聂嚣裟∞¨m|暑mm{毫{毫{弓|毫{孽勰擞椎撇m{§捌抛搿挑l§m搿拼搿{s搿翻mmⅢⅢmⅢⅢⅢⅢmmⅢ¨=i¨¨“驺“=：¨¨¨让例m眦m仍⋯们mⅢ辩珊椰mmm哳m科m啪⋯泓叭mm|墓一跏，eB926B0●090909g9』』CB3920699．J．¨．¨罨蓥l薹徽l|薹裂篇篇渊黜盟麓裟淼淼躲《砉淼篇篇淼，口O8O9B，7O34‘O62B，JjJi●：{ii“i—r=i．●，¨i¨jJi¨№徽糍裟烈黝嚣垂垂裟喜薹徽耋墓篇激裟塞耋淼淼裟嬲裟强巍黧激黧戮然籍鞴恭黧溅黼一m君奎嚣搿搿戮戮黧鬟髫嚣鬟嚣黧黧巢黧鬻黧嚣嚣，n 中国石油大学(华东)硕士论文附录^表A-5第五种载荷工况下打桩分析数据表晰UⅡm抛EndBlowCOmDTen,loncap“ⅣFactionBeatingCount8口¨溉州埘blo,吲30ill■hUPaem888333'．Bt373055213％2160351971蛳．7t18．636398瑚，20440036275'820^5115O3啪321，34183429317240572753641328鼻8啪14402^293∞13．5513Z831口10344OSB6333．玉8070．5部18237．31柏靼374∞639，915745283475426t∞322923‘545217519'1012t547918406111008』的，'19146311748。75。j22啪2’S5驼．550屉19293，O1"1895J53．2202。7612啪O靼口2拈∞'140钳55S．530077'1528'．5B1．231269J16474．1韶．口2160：3417122-／阳520409017767369，221887719246O71．828110520712874529127921730374535845928“82772”464823571．379．83228f4“辩782．529瞄4262875船．2350096276fT98"183589652¨989钧-536783-5293858畿．53745043005270a'451052303099舢．115．66130670895．4棚'．B3'19良4RefusalocoJilSd；110dti“rlallnleou协utDOO．O∞2伯．"52'6．1∞2’a8∞213．3∞233．975嚣lJ∞2337152336∞∞3．3盯233．128232．935232，1573232．"4i132∞O231J54竹1522．∞1009地撇2船．舶32翘．4432289622284432282732275∞22．5948224783221．柏'215710214．∞'21,421)12142酗214∞12¨20t21420'214．2∞214．柏12'14∞1214050214．O∞O∞O．，拈236—27耵8—2矗'16417159-112榭一319”．1∞秘2-53B特．530∞巧2f321-89肿8-27棚-29867越潞2．3'214"-30802-30257-32048-38．544-38507之82∞五80∞-'29．2柏．38935-37．133-30^'1之2278五2619-342"／7之8033-嚣8髓．29．876-29髓2-26912-28．480{8删．317¨-3178tl-32544E酊唧U5‘33797868e875∞mmm瑚mm{兰m|呈mm|兰m{曼mm|兰mmmmmmmmmmmmmmmmm|呈mmmmb堋恤曼曼御恤堇曼恤懈ⅢⅢ懈懈㈨御Ⅲ伽俄伽懈伽伽恤御堋伽馏Ⅲ懈御懈恤御懈懈御mⅢm磺m∞=；们：。船¨¨¨伽m卅¨仍m伽Ⅲm卅；毫m槲例Ⅲ刚m掷m；暑螂伽Ⅲj堇椰m伽翩㈨|薹一蝴●OO7T7277『377屉启鼻777●7g73篙篇嚣萎|l怒嚣瓣淼嚣瓣勰耋耋嚣黝鬻黧裂嬲薹薹淼 中国石油大学(华东)硕士论文附录A表A．6第六种载荷工况下打桩分析数据表UlbmateEndBlowComp，TenJorlDepU'CapacityFddioltBeadngCount溉鼬∞m削州blovm'．30mMPa11267377054235041762454005749147199韶2，点1蝴』11∞3Jt搠28啦918028718915619∞262068962’5765223168265∞922463J23468．135221136418137610723523721541123们0931瑚g322蚰■39564629133435451830260238180039蛳939953940620，85144605'8∞952332．600∞218232216297214040213．324234，0262∞789233J’7描．8062船脚鹚．I饕232939232576232374232880231754231驼4231010229091228864搦444230715瑚2912船932227弱1225950224785221303215712214201214201214201214200214201214201214201214加1214168214170214．170O∞O．123211．113164．114231．'∞娜-99639-'2乱'∞-83删-32314{獬副．5∞J8"3之3134之3571{3648之54'4．256540543402啷07878-30440之8749-约J20之98弼瑚肼05012之7弛1童5410-242帖舶552{730201272讲胛1捌7柏．29327-30724-302∞≈3461-332∞-34111EⅢ’H引U5437978O879∞mmmm|兰mm懈mm|芝mm：星|呈mmmmmmmmmmmmmmmmmm|兰mmmmmk堇曼曼曼堇曼曼曼曼曼懈端兰堇懈兰§Ⅲ伽懈Ⅲ曼曼Ⅲ苎曼曼曼堇曼恤ⅢⅢ埘御Ⅲ堇曼懈¨：；=；锄“∞∞nmm雠”mm撕踟撇舢叭踟；|Ⅲ阱懈m黜舭荟|刚Ⅲ⋯似射嬲猢Ⅲ州～～踟}223O6，，Jj^j，jj正点点O09』J11j7jjJ12卫2拦糕鲞鏖潞僦嬲怒嚣怒萋萋薹薰徽然溉薹墼怒怒怒堇耋徽，27，8973●032655j4J冉』山毒jJ0m卫053J5一再舟J舟七J麓堇嚣烈蚕薹篇僦嚣荟霎耋圣怒墓薹器篇嬲裟淼獬裟淼嚣暑塞嚣搿搿戮舢粥黧嚣嚣刚∽m姗；；；眦啪荟荟兰兰m翟荟誉叭娜蝴引叭引 中国石油大学(华东)硕士论文附录B附录B：海底以下桩身X方向位移数值表表B．1桩入土95．4m时x方向位移数值表(单位：m)SUXISUXISUXlSUXlO7．00Bm18．775-8．50E-0624．098S．29胁55，8拍．9．0lE．071．∞55．“E．0218．872．1．02鼬525．0666．5射1埘57．850一1．00E-062．∞33．45E．0219．356-9．89E-0525．1631．∞跚60．895．1．10E—063．00l2．28E．0219．646-1．钾E-0526．13l1．65E-0663．645．1．20E-064．2581．02E—0220．033-8．98E-06270022．55l}0665．904-1．30E-065．0335．99E彤20．517-1．88E-0627．1952．89E．0670．814．I．48E—066．00l1．“E．03207119．6lE．0727．2925．23嘶71．207．1．49E．066．0971．29E—0320．黜2．38E．0628．1636．∞嘶72．091．1．52E．066．8729．29跏521．2929．48E-0628．7447．13I渐73．368．1．60E-066．968．5．63E-0521．3887．59I■0529．0349．25l-d0675．431一l，7m}．067．065-2．05E—0421．4858．7lE-0629．3249．90晰77．002-1．80E—067．646．1．10E-0321．582682E．0630．9701．06E-0578．279-1．90E-067．743．1．25B．0321．6795．93E-0631．0661．15E．0580．047-2．∞I■067．839．1．24删22．1631．50E舶3I．744lrlOEJ0580．93l-2．10嘶9．678-1．02E彤22．2596．16E．0732．9051．06B-0581．913．2．20E-069．775-9．92E-0422．356-2．70晰33．0959．35B．0683．09l-2．30E-0612．098-3，99E-0422．453．1．16晰34．0446．94E-0684．073．2．40E-0613．065．189E埘22．550-2．04蹦36．7025．39E—0684．761-2．5眶■0613．549-8．39E-0522．647．2．93E．0639．1892．69跚85．547-2．60E—0616．162一1．97E．0522．743．3．82E·0640．5642．敏^E-0786．234．2．7lE-0616．549-8．75E．0622．8404．70E-0641．9393．62脚886．922．2．8lE．0616．840．5．70E—0722．937-5．59聃642．038-1．65E-0887．5Il-2．90晰16．9372．16E—0623．034-6．47E-0642．431-9．72E-0888．198-3，00E-0617．2271．03E-0523．130．7．36聃643．314．1．42E-0788．886-3．10嘶17．3241．3lE艄23．227-3．25E-0544．591-1．92E．0789．573．3．20E，0617．4206．58E埘23．324．7．26E-0644．788-2．18E·0790．163-3．柏E-0617．5171．4l洲23．421．6．27晰45．475-3．09脚91．243．3．∞E—0617．614I．23E彤23．518-528E-0646．163-4JDOE-0791．538-3．9lE．0617．7ll1．06E-0523．614．4．29E-0647．538．4．80E．079I．636-3．94E-0617．8088．85E-0623．7ll-3．30E-d0648．127．5．02E．0791．832．3．9lE．0618．1951．9lE-0623．808-2．3lE．0649．502．6．03E拼92．029-3．17E．0618．29l1．73E—0723．905-1．32E-0651。270-7．00EJ0793．975．3．02E．0618．388．1．56E-0624．001．3．3lE．0753．43l-8．啦匝-0795．670-2．％B．0674 中国石油大学(华东)硕士论文附录B表B．2桩入土40m时x方向位移数值表(单位：m)SUX2SU)(2SUX2S啪06．99B．0216．937Z．14B-0621．5826．83E—0624．098528B．071．0655．09E-0217．227IOlE．0521．6795．9IE．06250666．57E-072．0333．42E_0217．3241．29E-0422．1631．52E-0625．163l，09E-063．00l2．25E-0217．4206．55E拼22．2596．14E-0726．13lI“E舶42581．01E-0217．5171．37E-0422356-2．71E研27．0022．54E-065．0375．95E-0317．6141．2lE-0522．453．1．14E-0627．1952．87E舶6．00l1．41E-0317．7111．05E．．0522．550．2．04E4)627．2925．22晰6．097I．27E-0317．枷8．鼬蹦22．647-2．93E舶28．1636．O卯}-∞6．87ltZrl-_0518．1951．鹳Ⅲ孓0622．743-3．朝蹦28．7447．13脚66968．561E_0518．2911．72E-0722．引04．7lE．06290349．26E．067．065．204E．0418388．155E．0622937-5．58E-0629324990E-067645．108E-0318775-850E．0623034-6．47E4)630．970105E．057．742l23E-0318．872-l02E．0523．130．7．37E-063I066114E．057839．I．21E-0319356．975E-0523．227．3．25Em53l744109E-059．6781．OlE．0319646．146E-0523324．7．25E舶32，9051．03E．059．7749．9lE．0420．033-8．88E-0623．421．6．28E—0633，095933E．0612098．3．96E．0420．517．1．89E枷23．518-5，31E舶34．0446．93B。0613．065．1．87E-0420．7119．65砌23．614．4．27E-0636．7025．37胁13549．8．37E-0520．8082．37E加623．71l-3，29E-06377464．63E-0616．162．1．95E-05212929．46E-0623．808．2，35E-0638．505373E-I)616549．8．73E-0621．3887．56E-0523．905-1．29E-0639．189269E-0616．840．5．68E-0721．4858．68E．0624．001．3，39E-07400153．16E，07说明：S代表桩身上的点到海底面的深度；UX表示x方向的位移．75 中国石油大学(华东)硕士论文致谢首先，由衷地感谢我的导师陈建民教授在硕士生学习期间，对我课程的学习、论文的撰写给予了细心的指导和耐心的帮助，在此期间，不仅学到了科学知识，还有独立从事研究工作的能力，更重要的是他那严谨的治学态度、实事求是的研究作风和宽厚的为人将成为我今后工作的楷模，也是我一生追求的目标。我还深深的感谢我的爷爷奶奶、我的父母以及其他亲人，正是他们对我的支持、理解、鞭策、鼓励和帮助，才使我拥有崇尚知识的理念和热爱生活的态度。最后祝愿各位老师和同学还有我的家人，身体健康，事事顺利! 中国石油大学(华东)硕士论文个人简历、在学期间的研究成果个人简历：姓名：肖花出生日期：1981，01．10籍贯：山东省聊城市2000．09～2004．07山东建筑大学计算机学院计算机科学与技术专业(学士)2004．09～至今中国石油大学(华东)石油工程学院油气井工程专业(硕士)研究成果：【{】陈建民，肖花．用ANSYS软件分析桩土相互作用．第十三届中国海洋(岸)工程学术讨论会论文集(已录用) 海洋桩基平台打桩动力分析作者：肖花学位授予单位：中国石油大学(华东)本文链接：http://d.g.wanfangdata.com.cn/Thesis_Y1214541.aspx