沖刷防護作業中流態固化土對海洋樁基作用力的數值研究

李濡宇, 毋曉妮, 陳錦劍, 蔣海里, 王會麗

(1. 上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室,上海 200240;2. 上海公路橋梁(集團)有限公司,上海 200433)

在國家 “海洋強國”戰略實施下,我國正加快對海上空間的開發利用.跨海大橋、海上風力發電和海洋油氣平臺工程項目日益增多[1].這些工程大多采用樁基礎.海洋樁基受到波浪和海流的作用,其周圍水動力條件發生改變后會打破樁基周圍海床泥沙平衡,容易發生局部沖刷,導致樁基承載力弱化,而發生結構傾覆等工程安全問題.統計資料表明,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定運行,有必要對海洋結構的樁基礎進行局部沖刷防護.

2019年,國家電投集團江蘇海上風力發電有限公司在江蘇如東大豐風電場首次采用固化土方案進行樁基防沖刷工程實踐探索[3-4].該技術對淤泥進行固化處理,利用流態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展中的沖刷坑中,隨著時間推移,流態固化土逐漸硬化成型,形成防護層,可起到沖刷防護和修復的效果[5].連續兩年的現場監測結果表明,固化土方案能有效控制樁基礎局部沖刷,是一種有效且具備廣闊應用前景的防沖刷新技術.然而,在施工過程中,泵送流態固化土會對承載力弱化的樁基礎產生作用力,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固化土對海洋樁基的作用具有重要的科學意義和工程應用價值.

初始狀態的高含水率固化土是一種流態化的泥漿,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研究.但針對類似的非牛頓流體對結構作用力的研究,現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]通過試驗和數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]通過試驗和數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驗公式.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和數值分析,對作用力的影響因素進行了探討.Randolph等[12]提出了海底滑坡對管線作用力的土力學分析思路,給出軸向和法向承載系數計算公式以及管道的破壞包絡面.王立忠等[13]通過試驗對近海慢速滑動泥流對管線作用進行研究,得到了管道受力的一般規律.以上現有研究為本研究提供了可靠的研究思路,即采用兩相流技術對流態固化土對樁基的作用力進行研究.

考慮到泵送施工的流態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電場固化土沖刷防護項目背景,參考相關水文地質資料,建立數值模型,分析了流態固化土對樁基作用力的影響規律,提出了作用力簡化分析思路,并給出了流態固化土對樁基作用力的簡易評估公式.研究結果可為固化土防沖刷技術的工程應用提供控制依據.

1 理論基礎

1.1 基本假設

目前,固化土防沖刷技術于東海大橋附近風電場有初步應用探索.實際工程中,整個流態固化土漿液在泵送過程處于復雜多變的海洋環境,存在諸多不確定性,有必要對模型進行簡化.

(1) 一般地,常選平潮期分批次施工,波浪作用可忽略不計.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境.

(2) 樁基礎剛性較大,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) 實際的沖刷坑形狀復雜、不規則.為方便分析,根據文獻[14],采用概化的倒圓臺形沖刷坑模型.

1.2 兩相流模型

實際工程中,常對工程廢棄土、海洋灘涂、疏浚淤泥等泥狀物進行固化處理和泵送施工,實現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黏土,為保證流動性要求,原料土初始含水率通常需調配至80%～135%(2.5～3.5倍液限),因此,高含水率流態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.在防沖刷應用場景中,高含水率流態固化土泵入樁基周圍沖刷坑中,其運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行分析[15].

高含水率流態固化土在水中流動擴散,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固化土在水中流動過程.其控制方程包括連續性方程和動量方程.多相流連續性方程如下:

(1)

式中:αq、ρq和Uq分別為第q相的體積分數、密度和速度;t為時間.多相體積分數滿足下式:

(2)

式中:n為流體相數.

動量方程由Navier-Stokes描述,表達式如下:

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

(3)

(4)

(5)

Kpq為相間動量交換系數.

2 數值模型建立與驗證

通過ANSYS Fluent建立考慮水流和流態固化土的歐拉兩相流數值模型,對樁基礎周圍沖刷坑內流態固化土泵送過程進行模擬.初始狀態,計算域充滿恒定流速的動水以模擬恒定水流環境,流態固化土從泵漿管口泵入,并對樁基礎產生作用力,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 計算域和邊界條件

本研究的重點區域為水面以下部分,因此僅建立水面以下模型,計算模型如圖1所示.樁徑D設置為5 m.計算域長寬為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[1],在樁下游泵漿受流場擾動較小,固化土留存較多,同時結合前期數值試算結果,本文選取樁下游,泵漿管口較低的位置作為泵漿基準點,即W=1.5 m,H=14.5 m的M0點.

圖1 幾何和邊界設定Fig.1 Setting of geometry and boundary condition

海流入口設置為速度入口邊界(Velocity inlet),出口為自由出流邊界(Outflow).計算域兩側為對稱邊界(Symmetry),可減小流體反射.Roulund等[17]指出當弗勞德數Fr<0.2時,可忽略空氣層對水流結構的影響,因此,水流自由表面采用“剛蓋假定”,即對計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.據李宏偉等[18]的研究可知,當底床的粒徑小于1 mm時,粗糙度對流場的影響可忽略,而海床土為淤泥質粉土,其中值粒徑遠小于1 mm,則可以合理假設計算域的整個底部邊界為光滑壁面.樁基材質為鋼材,泵漿管為PVC材質,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,因此數值模型中設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,可看成黏滯性非牛頓流體,采用流變模型進行描述.然而,目前關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為本研究的基準流變參數S0.為滿足泵送施工要求,固化土流動值宜為160～200 mm[19].根據Yin等[15]提出的流動值與流變參數經驗關系,另補充兩組材料參數S1、S2,詳見表1,對材料的影響進行分析.表中:μ為黏度;τ0為屈服應力;ρ為高含水率流態固化土密度;Ds為坍落流動值.通過調研,總結得出80%～135%初始含水率的流態固化土密度ρ范圍在1 350～1 600 kg/m3,本研究統一取 1 400 kg/m3.

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

2.3 網格劃分

圖2為數值模型網格劃分情況.采用ANSYS Workbench的ICEM-CFD子程序對全域進行非結構化網格劃分(六面體網格),最大網格尺寸為2.32 m.由于樁基和泵漿管附近流場變化復雜,也是需要重點關注的流場區域,因此對樁周和管周進行局部網格加密細化,網格尺寸為0.5 m.總網格數達到53.4萬.

圖2 網格特性Fig.2 Characteristics of grid

2.4 求解設定

本數值計算采用瞬態分析方法.不同工況泵送固化土的總量保持恒定,即212 m3.計算結束時間取決于泵送固化土的速度.以泵速vm=2.5 m/s為例,計算總時長為45 min=2 700 s,計算時間步長取0.02 s.多相流計算時,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格式,基于單元的最小二乘法用于梯度的數值逼近,瞬態項選用二階迎風差分格式.

2.5 方法驗證

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

圖3 數值方法和模型驗證Fig.3 Verification of numerical method and model

3 結果討論

3.1 影響因素分析

對沿水深整個樁基上所受的合力Fx進行分析.合力Fx以順水流方向為正值,由水流和流態固化土兩部分貢獻.

為研究動水條件下流態固化土對樁基所受合力的影響,設計單因素數值試驗,考慮vc,vm和固化土類型的影響.以東海大橋風電場為例[20],水流流速通常為0.5～2.5 m/s,根據現場實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種不同流變參數的固化土,設計工況如表2所示.以vc=1 m/s,vm=2.5 m/s,固化土S0為基準工況.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關注固化土類型的影響.

表2 單因素分析計算工況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)這3種因素對樁上合力的影響.由圖4(a)可見,隨泵漿過程發展,合力最終都歸于穩定峰值.當流速較小(vc≤0.5 m/s)時,合力穩定峰值為負值,這歸因于流態固化土在逆水流方向的作用貢獻.當流速較大(vc>0.5 m/s)時,合力穩定峰值為正值,且隨流速增大,水流力貢獻越來越大,穩定峰值不斷增大.相較于基準工況(vc=1 m/s),vc增至2.5 m/s,可使合力穩定峰值增大 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,流態固化土并不會對樁結構產生直接的沖擊,而且水環境也會對固化土漿液的流動產生阻力.圖4(c)中,當流態固化土流動值較大(流變參數較小,S0)時,合力峰值為正值,此時為水流作用主導.當流態固化土流動值較小(流變參數較大,S1/S2)時,合力峰值為負值,且隨流動值減小(流變參數增大),流態固化土在逆水流方向的作用貢獻越來越大,合力峰值不斷減小.相較于基準工況S0,S2流態固化土為合力峰值帶來的變化達到490.91%.

圖4 參數分析Fig.4 Parameter analysis

為進一步探究多因素的綜合影響,理清各因素影響的相對大小,設計正交數值試驗,進行參數敏感性分析,參數設定如表3所示.采用L9(33)正交表,科學全面地選擇9個工況.相較于全面試驗的27個工況,正交試驗設計極大減少工作量.正交數值試驗設計如表4所示.正交試驗結果分析曲線如圖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Tab.4 Orthogonal tests

圖5 正交試驗結果分析Fig.5 Results of orthogonal tests

圖5(a)為正交試驗結果的時程曲線,可以看出,泵漿初始時刻,樁上合力大小僅取決于水流流速,開始泵漿以后,或上升或下降至穩定峰值,樁身受力受水流速流、泵送速度和固化土性質的綜合影響.本文采用極差分析方法[21]對合力峰值(Fxp)進行參數敏感性分析.極差分析法也稱R法,是一種針對正交試驗數據的分析方法.該方法可通過計算R值(因素極差值)來判斷影響因素的敏感情況.該方法先計算某個影響因素在某一水平條件下所有工況的試驗數據的平均值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果影響越顯著,即該因素越敏感.本文評價各影響因素對合力峰值的影響顯著性,先計算出各影響因素的Fxp,a,結果如圖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由水流和流態固化土共同作用產生.采用合力指標忽略了兩部分各自產生的力在作用點和方向上的差異,不能全面評價兩部分力對樁的效應,因此,需要單獨對兩部分產生的作用力進行探究.首先,以單因素分析的基準工況為例,即vc=2.5 m/s,vm=1 m/s,固化土S0,對靜水中流態固化土對樁的作用力Fx0和純水流對樁的作用力Fxc的量級進行評估,值得注意的是,Fx0和Fxc方向相反.各作用力隨時間變化如圖6所示.

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

由圖6可見,水流與流態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,在計算樁上所受作用力時,可采用解耦分析思路,單獨考慮靜水中流態固化土對樁的作用力,再與海流等海洋環境荷載疊加.

事實上,海洋樁基同時受波浪、海流等作用,在對采取固化土沖刷防護措施的樁基承載力進行核算時,需考慮波流共同作用.為進一步評估該解耦分析思路的可行性,采用數值方法計算得到靜水中流態固化土對樁的作用力峰值,并同時采用數值方法或《海港水文規范》[22]、《港口工程荷載規范》[23]計算樁上的波流共同作用力,對計算出的各作用力大小進行對比分析.選用東海風電場附近海域50年重現期的波浪參數:平均波高2.83 m,波周期7.76 s,波長74.1 m.潮流流速選用設計平均流速2.39 m/s[20].流態固化土類型為S2,泵速取3 m/s.計算結果如圖7所示.

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

可以看出:數值計算得出的波流共同作用力平臺段峰值316 kN與靜水中流態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范計算結果528 kN,說明采用解耦分析思路計算出的樁上作用力是安全保守的.因此,本文建議,在實際工程中,對需要采取固化土沖刷防護措施的樁基承載力進行核算時,樁上作用力可采用上述解耦分析思路求解,先對靜水中流態固化土對樁的作用力進行計算,再與波流等海洋環境荷載疊加.

3.3 流態固化土對樁基作用力經驗公式

目前,關于海洋樁基所受波流等荷載計算已經有較多研究成果和規范可供參考.然而,尚未有關于流態固化土對樁基作用力的研究.針對流態固化土會對樁基產生不利影響的問題,采用計算流體動力學方法,模擬了靜水中單樁基礎周圍沖刷坑中流態固化土泵送過程,評估流態固化土對樁基礎的作用力.下面對固化土類型和泵速影響進行定量分析.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,流態固化土作用力方向為逆水流方向,皆為負值,本研究只關注其大小,即取絕對值.圖8為靜水中流態固化土對樁基作用力大小的時程曲線.可以看出,固化土流變參數越小(流動值大)時,作用力大小逐步上升至平臺段;固化土流變參數越大(流動值小), 作用力大小初期上升后略微下降,下降趨勢愈發明顯.這主要是因為固化土流變參數越大(流動值越小),流動性越弱,容易在樁一側堆積,進而產生樁前后壓差,導致峰值出現[24],如圖9所示.圖中:Hp為1-1截面與數值計算域頂部的距離,本文取14 m;采用流態固化土體積分數φm表征流態固化土流動形態;pm為流態固化土樁周壓力.

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及壓力分布圖Fig.9 Shape of solidified slurry and pressure distribution around monopile

流態固化土對樁基作用力峰值Fx0, p為最不利情況,對其進行量化分析評估.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進行無量綱化處理,并采用多元線性回歸方法對結果進行擬合,提出無量綱峰值作用力F′的經驗公式:

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;流動值試驗采用的標準有機玻璃圓筒直徑Ds0=0.08 m,擬合優度為0.95.其中,無量綱的峰值作用力F′ 表達式如下:

(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.實際工程中,可利用經驗公式對靜水中流態固化土對樁基作用力進行快速評估,結果可作為現場施工的控制依據.

4 結論

本研究采用計算流體動力學方法,結合東海大橋海上風電場實測水文資料,模擬了樁基礎周圍沖刷坑中流態固化土泵送過程,分析了泵送過程中海洋樁基受力變化,得到如下結論:

(1) 泵送流態固化土過程中,樁身所受作用力由海流流速、固化土性質以及泵速共同決定.海流流速越大,流態固化土流動值減小(流變參數增大),泵速增大,對樁所受作用力的貢獻越大.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,單獨考慮靜水中流態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中考慮流態固化土作用的簡化計算方法.

(3) 基于因沖刷導致的樁基礎承載力弱化現狀,提出了靜水中流態固化土對樁基作用力峰值綜合經驗公式,結合風浪流力相關規范,實現快速評估泵漿過程中樁受的作用力,結果可作為現場施工的控制措施的依據.

致謝本文作者對國家自然基金、上海市科學技術委員會以及對本研究提供指導和建議的相關人員表達衷心的感謝.