李濡宇, 毋曉妮, 陳錦劍, 蔣海里, 王會麗

(1. 上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200240;2. 上海公路橋梁(集團(tuán))有限公司,上海 200433)

在國家 “海洋強(qiáng)國”戰(zhàn)略實(shí)施下,我國正加快對海上空間的開發(fā)利用.跨海大橋、海上風(fēng)力發(fā)電和海洋油氣平臺工程項(xiàng)目日益增多[1].這些工程大多采用樁基礎(chǔ).海洋樁基受到波浪和海流的作用,其周圍水動力條件發(fā)生改變后會打破樁基周圍海床泥沙平衡,容易發(fā)生局部沖刷,導(dǎo)致樁基承載力弱化,而發(fā)生結(jié)構(gòu)傾覆等工程安全問題.統(tǒng)計(jì)資料表明,沖刷是海洋工程事故的重要原因[2].為了確保工程的安全和穩(wěn)定運(yùn)行,有必要對海洋結(jié)構(gòu)的樁基礎(chǔ)進(jìn)行局部沖刷防護(hù).

2019年,國家電投集團(tuán)江蘇海上風(fēng)力發(fā)電有限公司在江蘇如東大豐風(fēng)電場首次采用固化土方案進(jìn)行樁基防沖刷工程實(shí)踐探索[3-4].該技術(shù)對淤泥進(jìn)行固化處理,利用流態(tài)固化土初期的流動性,將其泵送至樁基周圍海床表面或者發(fā)展中的沖刷坑中,隨著時(shí)間推移,流態(tài)固化土逐漸硬化成型,形成防護(hù)層,可起到?jīng)_刷防護(hù)和修復(fù)的效果[5].連續(xù)兩年的現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明,固化土方案能有效控制樁基礎(chǔ)局部沖刷,是一種有效且具備廣闊應(yīng)用前景的防沖刷新技術(shù).然而,在施工過程中,泵送流態(tài)固化土?xí)Τ休d力弱化的樁基礎(chǔ)產(chǎn)生作用力,該作用力的量級大小以及是否會影響既有工程的安全,猶未可知.因此,研究泵送過程中流態(tài)固化土對海洋樁基的作用具有重要的科學(xué)意義和工程應(yīng)用價(jià)值.

初始狀態(tài)的高含水率固化土是一種流態(tài)化的泥漿,屬于非牛頓流體范疇[6].目前仍未有針對泵送過程中固化土對樁基作用力的相關(guān)研究.但針對類似的非牛頓流體對結(jié)構(gòu)作用力的研究,現(xiàn)有研究中多為陸上泥石流和海洋滑坡等類似泥漿流對樁基、橋墩以及管線的作用.王友彪[7]通過試驗(yàn)和數(shù)值手段研究了陸上泥石流對橋墩的沖擊力,提出了沖擊力三層模型.Zakeri等[8-9]通過試驗(yàn)和數(shù)值手段研究了海底滑坡對管線的沖擊作用,得出了管道拖曳力經(jīng)驗(yàn)公式.馮斌等[10]和Li等[11]分別開展了海底滑坡對海洋樁基作用力的試驗(yàn)和數(shù)值分析,對作用力的影響因素進(jìn)行了探討.Randolph等[12]提出了海底滑坡對管線作用力的土力學(xué)分析思路,給出軸向和法向承載系數(shù)計(jì)算公式以及管道的破壞包絡(luò)面.王立忠等[13]通過試驗(yàn)對近海慢速滑動泥流對管線作用進(jìn)行研究,得到了管道受力的一般規(guī)律.以上現(xiàn)有研究為本研究提供了可靠的研究思路,即采用兩相流技術(shù)對流態(tài)固化土對樁基的作用力進(jìn)行研究.

考慮到泵送施工的流態(tài)固化土對樁基可能造成的不良影響,本文基于東海大橋海上風(fēng)電場固化土沖刷防護(hù)項(xiàng)目背景,參考相關(guān)水文地質(zhì)資料,建立數(shù)值模型,分析了流態(tài)固化土對樁基作用力的影響規(guī)律,提出了作用力簡化分析思路,并給出了流態(tài)固化土對樁基作用力的簡易評估公式.研究結(jié)果可為固化土防沖刷技術(shù)的工程應(yīng)用提供控制依據(jù).

1 理論基礎(chǔ)

1.1 基本假設(shè)

目前,固化土防沖刷技術(shù)于東海大橋附近風(fēng)電場有初步應(yīng)用探索.實(shí)際工程中,整個(gè)流態(tài)固化土漿液在泵送過程處于復(fù)雜多變的海洋環(huán)境,存在諸多不確定性,有必要對模型進(jìn)行簡化.

(1) 一般地,常選平潮期分批次施工,波浪作用可忽略不計(jì).各批次施工周期相較于潮流變化周期較短,且潮流隨深度變化較小,因此可簡化為恒定水流環(huán)境.

(2) 樁基礎(chǔ)剛性較大,位移及振動可忽略,可視為剛性體插入海床.恒定流作用下泵漿管位移影響忽略,視為豎直向下的固定剛體.

(3) 實(shí)際的沖刷坑形狀復(fù)雜、不規(guī)則.為方便分析,根據(jù)文獻(xiàn)[14],采用概化的倒圓臺形沖刷坑模型.

1.2 兩相流模型

實(shí)際工程中,常對工程廢棄土、海洋灘涂、疏浚淤泥等泥狀物進(jìn)行固化處理和泵送施工,實(shí)現(xiàn)泥狀物的資源化利用.從泥源土特性來講,這些原料土多為淤泥質(zhì)黏土,為保證流動性要求,原料土初始含水率通常需調(diào)配至80%～135%(2.5～3.5倍液限),因此,高含水率流態(tài)固化土為泥漿狀材料,可看成一種具有黏滯性的非牛頓流體.在防沖刷應(yīng)用場景中,高含水率流態(tài)固化土泵入樁基周圍沖刷坑中,其運(yùn)動過程可視作泥漿在水中流動,而非土體滑動,可以用兩相流理論進(jìn)行分析[15].

高含水率流態(tài)固化土在水中流動擴(kuò)散,漿水交界面會有摻混,因此采用歐拉兩相流模型模擬高含水率流態(tài)固化土在水中流動過程.其控制方程包括連續(xù)性方程和動量方程.多相流連續(xù)性方程如下:

(1)

式中:αq、ρq和Uq分別為第q相的體積分?jǐn)?shù)、密度和速度;t為時(shí)間.多相體積分?jǐn)?shù)滿足下式:

(2)

式中:n為流體相數(shù).

動量方程由Navier-Stokes描述,表達(dá)式如下:

Fq+Flift,q+FVm,q+Ftd,q

(3)

(4)

(5)

Kpq為相間動量交換系數(shù).

2 數(shù)值模型建立與驗(yàn)證

通過ANSYS Fluent建立考慮水流和流態(tài)固化土的歐拉兩相流數(shù)值模型,對樁基礎(chǔ)周圍沖刷坑內(nèi)流態(tài)固化土泵送過程進(jìn)行模擬.初始狀態(tài),計(jì)算域充滿恒定流速的動水以模擬恒定水流環(huán)境,流態(tài)固化土從泵漿管口泵入,并對樁基礎(chǔ)產(chǎn)生作用力,分析泵速、海流流速、固化土類型等因素對樁基所受作用力的影響.

2.1 計(jì)算域和邊界條件

本研究的重點(diǎn)區(qū)域?yàn)樗嬉韵虏糠?因此僅建立水面以下模型,計(jì)算模型如圖1所示.樁徑D設(shè)置為5 m.計(jì)算域長寬為18D×14D,水深Hw取10 m.本模型的沖刷坑深度h取6 m[14-16],沖刷坑頂部寬度為2h[16].泵漿管徑d取 200 mm,H為水下部分泵漿管長,W為泵漿管口至樁基外表面的水平距離.由于樁的遮蔽效應(yīng)[1],在樁下游泵漿受流場擾動較小,固化土留存較多,同時(shí)結(jié)合前期數(shù)值試算結(jié)果,本文選取樁下游,泵漿管口較低的位置作為泵漿基準(zhǔn)點(diǎn),即W=1.5 m,H=14.5 m的M0點(diǎn).

圖1 幾何和邊界設(shè)定Fig.1 Setting of geometry and boundary condition

海流入口設(shè)置為速度入口邊界(Velocity inlet),出口為自由出流邊界(Outflow).計(jì)算域兩側(cè)為對稱邊界(Symmetry),可減小流體反射.Roulund等[17]指出當(dāng)弗勞德數(shù)Fr<0.2時(shí),可忽略空氣層對水流結(jié)構(gòu)的影響,因此,水流自由表面采用“剛蓋假定”,即對計(jì)算域頂部也采用對稱邊界.底部海床面為光滑壁面(Free slip wall),其底床粗糙度(Roughness height)主要取決于沉積物粒徑大小和底床起伏(比如砂脊、砂波的影響).此處不考慮底床起伏的影響,故僅采用底床沉積物中值粒徑d50表征底部邊界粗糙度.據(jù)李宏偉等[18]的研究可知,當(dāng)?shù)状驳牧叫∮? mm時(shí),粗糙度對流場的影響可忽略,而海床土為淤泥質(zhì)粉土,其中值粒徑遠(yuǎn)小于1 mm,則可以合理假設(shè)計(jì)算域的整個(gè)底部邊界為光滑壁面.樁基材質(zhì)為鋼材,泵漿管為PVC材質(zhì),兩者的表面粗糙度通常小于1 mm,同理,可忽略樁基和泵漿管表面粗糙度影響,因此數(shù)值模型中設(shè)置樁基和泵漿管表面為光滑壁面.泵漿管入口采用速度入口邊界,以恒定流速泵漿.入口處水流流速為vc.

2.2 材料屬性

高含水率固化土在水中流動時(shí),可看成黏滯性非牛頓流體,采用流變模型進(jìn)行描述.然而,目前關(guān)于高含水率固化土的流變特性研究十分有限.本研究參考Yin等[15]的研究成果,以初始含水率為165%,水泥摻量為200 kg/m3,鹽度為0的固化伊利土的參數(shù)為本研究的基準(zhǔn)流變參數(shù)S0.為滿足泵送施工要求,固化土流動值宜為160～200 mm[19].根據(jù)Yin等[15]提出的流動值與流變參數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系,另補(bǔ)充兩組材料參數(shù)S1、S2,詳見表1,對材料的影響進(jìn)行分析.表中:μ為黏度;τ0為屈服應(yīng)力;ρ為高含水率流態(tài)固化土密度;Ds為坍落流動值.通過調(diào)研,總結(jié)得出80%～135%初始含水率的流態(tài)固化土密度ρ范圍在1 350～1 600 kg/m3,本研究統(tǒng)一取 1 400 kg/m3.

表1 固化土漿液性質(zhì)Tab.1 Properties of solidified slurry

2.3 網(wǎng)格劃分

圖2為數(shù)值模型網(wǎng)格劃分情況.采用ANSYS Workbench的ICEM-CFD子程序?qū)θ蜻M(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分(六面體網(wǎng)格),最大網(wǎng)格尺寸為2.32 m.由于樁基和泵漿管附近流場變化復(fù)雜,也是需要重點(diǎn)關(guān)注的流場區(qū)域,因此對樁周和管周進(jìn)行局部網(wǎng)格加密細(xì)化,網(wǎng)格尺寸為0.5 m.總網(wǎng)格數(shù)達(dá)到53.4萬.

圖2 網(wǎng)格特性Fig.2 Characteristics of grid

2.4 求解設(shè)定

本數(shù)值計(jì)算采用瞬態(tài)分析方法.不同工況泵送固化土的總量保持恒定,即212 m3.計(jì)算結(jié)束時(shí)間取決于泵送固化土的速度.以泵速vm=2.5 m/s為例,計(jì)算總時(shí)長為45 min=2 700 s,計(jì)算時(shí)間步長取0.02 s.多相流計(jì)算時(shí),壓力場和速度場的耦合采用Phase Coupled SIMPLE算法求解,空間離散采用二階迎風(fēng)格式,基于單元的最小二乘法用于梯度的數(shù)值逼近,瞬態(tài)項(xiàng)選用二階迎風(fēng)差分格式.

2.5 方法驗(yàn)證

在進(jìn)行數(shù)值研究之前,需要對流態(tài)固化土與單樁相互作用的數(shù)值模型進(jìn)行驗(yàn)證.目前,在海洋環(huán)境中泵送固化土的研究十分有限,沒有直接相關(guān)的試驗(yàn)或者數(shù)值數(shù)據(jù)可參考.考慮到固化土在泵送過程中時(shí)變性可忽略,泵漿階段的高含水率固化土在水下的運(yùn)動可視為泥漿在水中流動,流動過程中對樁基礎(chǔ)的作用可視作水下流動的泥漿對樁基礎(chǔ)的作用.因此,本文將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[10]中的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比,以驗(yàn)證流態(tài)固化土與單樁相互作用的數(shù)值模型的可靠性.該試驗(yàn)以泥漿在水下的流動模擬海底滑坡運(yùn)動過程,分析海底滑坡與緩坡海床上的單樁的相互作用.本文參考該物理模型試驗(yàn),建立兩相流數(shù)值模型,具體的數(shù)值模型建立過程可參見Li等[11]的研究.將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[10]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比,如圖3所示.圖中:CD為阻力系數(shù);Renon為非牛頓流體的雷諾數(shù).從結(jié)果對比圖3可以看出,不同泥漿性質(zhì)和泥流流速條件下(即泥流的雷諾數(shù)不同),水下流動的泥漿與樁基的相互作用力的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在整體趨勢上保持一致.因此,可認(rèn)為該數(shù)值模型能較好模擬水下泥流對單樁的作用過程,輸出結(jié)果有效且可靠,即該數(shù)值模型可應(yīng)用于初始階段流態(tài)固化土在水下流動過程中對單樁的作用力分析.

圖3 數(shù)值方法和模型驗(yàn)證Fig.3 Verification of numerical method and model

3 結(jié)果討論

3.1 影響因素分析

對沿水深整個(gè)樁基上所受的合力Fx進(jìn)行分析.合力Fx以順?biāo)鞣较驗(yàn)檎?由水流和流態(tài)固化土兩部分貢獻(xiàn).

為研究動水條件下流態(tài)固化土對樁基所受合力的影響,設(shè)計(jì)單因素?cái)?shù)值試驗(yàn),考慮vc,vm和固化土類型的影響.以東海大橋風(fēng)電場為例[20],水流流速通常為0.5～2.5 m/s,根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際推算出泵送速度的范圍為2～3 m/s,固化土類型考慮S0、S1、S2這3種不同流變參數(shù)的固化土,設(shè)計(jì)工況如表2所示.以vc=1 m/s,vm=2.5 m/s,固化土S0為基準(zhǔn)工況.工況2～4旨在探究水流流速影響,工況6～10研究泵送速度的影響,工況11和12關(guān)注固化土類型的影響.

表2 單因素分析計(jì)算工況Tab.2 Single factor analysis

圖4所示為vc,vm和固化土類型(不同流動值及流變參數(shù))這3種因素對樁上合力的影響.由圖4(a)可見,隨泵漿過程發(fā)展,合力最終都?xì)w于穩(wěn)定峰值.當(dāng)流速較小(vc≤0.5 m/s)時(shí),合力穩(wěn)定峰值為負(fù)值,這歸因于流態(tài)固化土在逆水流方向的作用貢獻(xiàn).當(dāng)流速較大(vc>0.5 m/s)時(shí),合力穩(wěn)定峰值為正值,且隨流速增大,水流力貢獻(xiàn)越來越大,穩(wěn)定峰值不斷增大.相較于基準(zhǔn)工況(vc=1 m/s),vc增至2.5 m/s,可使合力穩(wěn)定峰值增大 1 209.57%.由圖4(b)可以看出,泵送速度的變化對樁上受合力影響不大,雖然泵送速度不低,但泵送方向保持為豎直向下的情況下,流態(tài)固化土并不會對樁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生直接的沖擊,而且水環(huán)境也會對固化土漿液的流動產(chǎn)生阻力.圖4(c)中,當(dāng)流態(tài)固化土流動值較大(流變參數(shù)較小,S0)時(shí),合力峰值為正值,此時(shí)為水流作用主導(dǎo).當(dāng)流態(tài)固化土流動值較小(流變參數(shù)較大,S1/S2)時(shí),合力峰值為負(fù)值,且隨流動值減小(流變參數(shù)增大),流態(tài)固化土在逆水流方向的作用貢獻(xiàn)越來越大,合力峰值不斷減小.相較于基準(zhǔn)工況S0,S2流態(tài)固化土為合力峰值帶來的變化達(dá)到490.91%.

圖4 參數(shù)分析Fig.4 Parameter analysis

為進(jìn)一步探究多因素的綜合影響,理清各因素影響的相對大小,設(shè)計(jì)正交數(shù)值試驗(yàn),進(jìn)行參數(shù)敏感性分析,參數(shù)設(shè)定如表3所示.采用L9(33)正交表,科學(xué)全面地選擇9個(gè)工況.相較于全面試驗(yàn)的27個(gè)工況,正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)極大減少工作量.正交數(shù)值試驗(yàn)設(shè)計(jì)如表4所示.正交試驗(yàn)結(jié)果分析曲線如圖5所示.圖中:Fxp, a為某影響因素在某一水平條件下所有工況的合力峰值的平均值.

表3 因素和水平Tab.3 Factors and levels

表4 正交試驗(yàn)Tab.4 Orthogonal tests

圖5 正交試驗(yàn)結(jié)果分析Fig.5 Results of orthogonal tests

圖5(a)為正交試驗(yàn)結(jié)果的時(shí)程曲線,可以看出,泵漿初始時(shí)刻,樁上合力大小僅取決于水流流速,開始泵漿以后,或上升或下降至穩(wěn)定峰值,樁身受力受水流速流、泵送速度和固化土性質(zhì)的綜合影響.本文采用極差分析方法[21]對合力峰值(Fxp)進(jìn)行參數(shù)敏感性分析.極差分析法也稱R法,是一種針對正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析方法.該方法可通過計(jì)算R值(因素極差值)來判斷影響因素的敏感情況.該方法先計(jì)算某個(gè)影響因素在某一水平條件下所有工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值Kavg,然后對該因素在不同水平條件的Kavg的波動情況進(jìn)行分析,Kavg的極差值即為R值.某影響因素的R值越大,意味著該影響因素對結(jié)果影響越顯著,即該因素越敏感.本文評價(jià)各影響因素對合力峰值的影響顯著性,先計(jì)算出各影響因素的Fxp,a,結(jié)果如圖5(b)所示.從Fxp,a的波動范圍來看,隨水平變化,水流流速的波動范圍最大,即水流流速的R值最大.因此,水流流速對合力峰值的影響最大,其次是固化土類型,泵送速度影響最小.

3.2 流態(tài)固化土對樁基作用力與波、流作用力的對比

如上分析,樁上合力Fx由水流和流態(tài)固化土共同作用產(chǎn)生.采用合力指標(biāo)忽略了兩部分各自產(chǎn)生的力在作用點(diǎn)和方向上的差異,不能全面評價(jià)兩部分力對樁的效應(yīng),因此,需要單獨(dú)對兩部分產(chǎn)生的作用力進(jìn)行探究.首先,以單因素分析的基準(zhǔn)工況為例,即vc=2.5 m/s,vm=1 m/s,固化土S0,對靜水中流態(tài)固化土對樁的作用力Fx0和純水流對樁的作用力Fxc的量級進(jìn)行評估,值得注意的是,Fx0和Fxc方向相反.各作用力隨時(shí)間變化如圖6所示.

圖6 樁上作用力隨時(shí)間變化Fig.6 Force acting on monopile

由圖6可見,水流與流態(tài)固化土共同作用的合力Fx略大于純水流作用與靜水中流態(tài)固化土作用的疊加值Fxc+Fx0,差距較小,兩者量級一致.因此,在計(jì)算樁上所受作用力時(shí),可采用解耦分析思路,單獨(dú)考慮靜水中流態(tài)固化土對樁的作用力,再與海流等海洋環(huán)境荷載疊加.

事實(shí)上,海洋樁基同時(shí)受波浪、海流等作用,在對采取固化土沖刷防護(hù)措施的樁基承載力進(jìn)行核算時(shí),需考慮波流共同作用.為進(jìn)一步評估該解耦分析思路的可行性,采用數(shù)值方法計(jì)算得到靜水中流態(tài)固化土對樁的作用力峰值,并同時(shí)采用數(shù)值方法或《海港水文規(guī)范》[22]、《港口工程荷載規(guī)范》[23]計(jì)算樁上的波流共同作用力,對計(jì)算出的各作用力大小進(jìn)行對比分析.選用東海風(fēng)電場附近海域50年重現(xiàn)期的波浪參數(shù):平均波高2.83 m,波周期7.76 s,波長74.1 m.潮流流速選用設(shè)計(jì)平均流速2.39 m/s[20].流態(tài)固化土類型為S2,泵速取3 m/s.計(jì)算結(jié)果如圖7所示.

圖7 樁上不同力對比Fig.7 Comparison of force acting on monopile

可以看出:數(shù)值計(jì)算得出的波流共同作用力平臺段峰值316 kN與靜水中流態(tài)固化土對樁基的作用力峰值35.6 kN的疊加值為351.6 kN,小于波流共同作用力的規(guī)范計(jì)算結(jié)果528 kN,說明采用解耦分析思路計(jì)算出的樁上作用力是安全保守的.因此,本文建議,在實(shí)際工程中,對需要采取固化土沖刷防護(hù)措施的樁基承載力進(jìn)行核算時(shí),樁上作用力可采用上述解耦分析思路求解,先對靜水中流態(tài)固化土對樁的作用力進(jìn)行計(jì)算,再與波流等海洋環(huán)境荷載疊加.

3.3 流態(tài)固化土對樁基作用力經(jīng)驗(yàn)公式

目前,關(guān)于海洋樁基所受波流等荷載計(jì)算已經(jīng)有較多研究成果和規(guī)范可供參考.然而,尚未有關(guān)于流態(tài)固化土對樁基作用力的研究.針對流態(tài)固化土?xí)痘a(chǎn)生不利影響的問題,采用計(jì)算流體動力學(xué)方法,模擬了靜水中單樁基礎(chǔ)周圍沖刷坑中流態(tài)固化土泵送過程,評估流態(tài)固化土對樁基礎(chǔ)的作用力.下面對固化土類型和泵速影響進(jìn)行定量分析.模擬S0、S1、S2共3種類型固化土,2、2.5、3 m/s這3水平泵速,共9種工況.

本研究中,流態(tài)固化土作用力方向?yàn)槟嫠鞣较?皆為負(fù)值,本研究只關(guān)注其大小,即取絕對值.圖8為靜水中流態(tài)固化土對樁基作用力大小的時(shí)程曲線.可以看出,固化土流變參數(shù)越小(流動值大)時(shí),作用力大小逐步上升至平臺段;固化土流變參數(shù)越大(流動值小), 作用力大小初期上升后略微下降,下降趨勢愈發(fā)明顯.這主要是因?yàn)楣袒亮髯儏?shù)越大(流動值越小),流動性越弱,容易在樁一側(cè)堆積,進(jìn)而產(chǎn)生樁前后壓差,導(dǎo)致峰值出現(xiàn)[24],如圖9所示.圖中:Hp為1-1截面與數(shù)值計(jì)算域頂部的距離,本文取14 m;采用流態(tài)固化土體積分?jǐn)?shù)φm表征流態(tài)固化土流動形態(tài);pm為流態(tài)固化土樁周壓力.

圖8 靜水條件泵送固化土對樁基作用力大小隨時(shí)間變化Fig.8 Distribution of force acting on monopile in static water with time

圖9 單樁周圍的固化土流動形態(tài)及壓力分布圖Fig.9 Shape of solidified slurry and pressure distribution around monopile

流態(tài)固化土對樁基作用力峰值Fx0, p為最不利情況,對其進(jìn)行量化分析評估.固化土類型與泵速對作用力峰值影響如圖10所示.可以看出,隨泵速和固化土流變參數(shù)增大(流動值減小),作用力峰值呈線性遞增趨勢.因此,對Fx0,p、Ds和vm進(jìn)行無量綱化處理,并采用多元線性回歸方法對結(jié)果進(jìn)行擬合,提出無量綱峰值作用力F′的經(jīng)驗(yàn)公式:

圖10 靜水條件下泵送固化土對樁基作用力峰值變化Fig.10 Peak value of force acting on monopile in static water

(6)

式中:重力加速度g=9.806 m/s2;管徑d=0.2 m;流動值試驗(yàn)采用的標(biāo)準(zhǔn)有機(jī)玻璃圓筒直徑Ds0=0.08 m,擬合優(yōu)度為0.95.其中,無量綱的峰值作用力F′ 表達(dá)式如下:

(7)

式中:海水密度ρw=1 000 kg/m3;Hw+h為沖刷坑底的水深16 m;D=5 m.實(shí)際工程中,可利用經(jīng)驗(yàn)公式對靜水中流態(tài)固化土對樁基作用力進(jìn)行快速評估,結(jié)果可作為現(xiàn)場施工的控制依據(jù).

4 結(jié)論

本研究采用計(jì)算流體動力學(xué)方法,結(jié)合東海大橋海上風(fēng)電場實(shí)測水文資料,模擬了樁基礎(chǔ)周圍沖刷坑中流態(tài)固化土泵送過程,分析了泵送過程中海洋樁基受力變化,得到如下結(jié)論:

(1) 泵送流態(tài)固化土過程中,樁身所受作用力由海流流速、固化土性質(zhì)以及泵速共同決定.海流流速越大,流態(tài)固化土流動值減小(流變參數(shù)增大),泵速增大,對樁所受作用力的貢獻(xiàn)越大.其中,海流流速因素對樁身受力影響最大,其次是固化土類型,泵漿速度影響最小.

(2) 通過與波、流作用做對比,單獨(dú)考慮靜水中流態(tài)固化土對樁的作用力,再與波流共同作用力疊加的解耦分析思路具備可行性,提供了一種在樁基防沖刷施工作業(yè)中考慮流態(tài)固化土作用的簡化計(jì)算方法.

(3) 基于因沖刷導(dǎo)致的樁基礎(chǔ)承載力弱化現(xiàn)狀,提出了靜水中流態(tài)固化土對樁基作用力峰值綜合經(jīng)驗(yàn)公式,結(jié)合風(fēng)浪流力相關(guān)規(guī)范,實(shí)現(xiàn)快速評估泵漿過程中樁受的作用力,結(jié)果可作為現(xiàn)場施工的控制措施的依據(jù).

致謝本文作者對國家自然基金、上海市科學(xué)技術(shù)委員會以及對本研究提供指導(dǎo)和建議的相關(guān)人員表達(dá)衷心的感謝.