浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(12): 2342-2347 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.12.011

土木工程、水利工程

海底碎屑流对海洋桩的冲击

李东黎,, 晏鄂川,, 冯斌, 蔡袁强

Impact of submarine debris flow on offshore piles

LI Dong-li,, YAN E-chuan,, FENG Bin, CAI Yuan-qiang

通讯作者: 晏鄂川，男，教授，博导. orcid.org/0000-0001-5304-1955. E-mail: 13907199600@139.com

收稿日期: 2018-10-26  

Received: 2018-10-26  

作者简介 About authors

李东黎（1981—），男，硕士，从事高速铁路、普速铁路、重载铁路的勘察设计以及地灾和路基工程的设计.orcid.org/0000-0002-8536-9450.E-mail：985203319@qq.com , E-mail：985203319@qq.com

摘要

通过改变坡度和高岭土的质量分数，进行12组模型试验. 采用H-B模型和幂率模型描述泥浆流变性质，得到适用于非牛顿流体的修正雷诺数；根据流体力学理论，建立无量纲阻力系数与非牛顿流体雷诺数之间的关系式. 结果表明：不同配比的泥浆黏度有较大的差异，采用幂率模型或H-B模型可以描述泥浆的剪切稀释特性. 桩身弯矩在水土界面处达到最大值，受到桩周土反力作用，桩身弯矩沿埋深减小；海洋桩的桩阻力系数随非牛顿流体雷诺数的增大而减小.

关键词： 海底碎屑流 ; 冲击 ; 桩基 ; 非牛顿流体 ; H-B模型 ; 幂率模型

Abstract

Twelve sets of experiments were carried out by changing the slope and mass fraction of kaolin. The rheological properties of debris flow were described by H-B model and power rate model; the modified Reynolds number for non-Newtonian fluids was obtained. According to the theory of fluid mechanics, the relationship between the dimensionless drag coefficient and the Reynolds number of non-Newtonian fluid was established. Results show that the debris flow viscosity varies greatly among different proportions, and the shear dilution characteristics of the debris flow can be described by power-law model or H-B model. The bending moment of pile reaches the largest at the water-soil interface. Because of the soil reaction around the pile, the bending moment of pile decreases along the buried depth. The drag coefficient decreases with the increase of the Reynolds number of non-Newtonian fluids.

Keywords： submarine debris flow ; impact ; pile ; non-Newtonian fluids ; H-B model ; power rate model

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本文引用格式

李东黎, 晏鄂川, 冯斌, 蔡袁强. 海底碎屑流对海洋桩的冲击. 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(12): 2342-2347 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.12.011

LI Dong-li, YAN E-chuan, FENG Bin, CAI Yuan-qiang. Impact of submarine debris flow on offshore piles. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(12): 2342-2347 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.12.011

随着海洋资源和能源的深入开发和利用，海洋工程作业场区和工程设施建设逐渐向深水区发展[1-2]. 海底滑坡作为在近海三角洲以及大陆架范围常见的一种地质灾害，其体积大、速度快和运动距离长的特征往往对海洋工程结构造成巨大破坏，已成为对海洋工程结构甚至人类生命安全威胁最大的地质灾害之一[3-5].

现场取样结果表明，大多数海底滑坡涉及黏性细颗粒材料，即黏土和淤泥[6]. 一些研究表明高岭土是海底沉积物中最主要的黏土矿物[7]. 目前，几乎所有的模型试验都是采用高岭土、水和粉砂组成的混合物模拟现场滑坡体. Mohrig等[8-9]对水下和地上泥石流进行模拟，研究在相同流变性下泥浆在运动和沉积形态方面的差异，得到了海底滑坡泥沙长距离运输的原因. Sawyer等[10-11]收集了不同泥浆运输过程和沉积形态的特征，并基于物理性质和颗粒支撑机制将现有的泥浆进行分类，并简要讨论了不同类型泥浆产生的沉积物特征. 在已有海底滑坡研究基础上，Pazwash等[12-13]通过试验和数值模拟的方法研究了海底滑坡对结构物的冲击力. 由于泥浆具有剪切稀释的特性，采用传统的土力学方法研究海底滑坡的冲击力有一定限制，流体力学方法能较好适应流体的塑性和动态压力对结构体的影响. Zakeri等[14-16]通过模型试验模拟碎屑流对海底管线的冲击力，并采用传统的流体力学方法结合流变模型表达，得出管道拖曳力系数的经验公式.

单桩式海上风机多安装在水深不超过30m的海域，该区域土质以淤泥、粉砂为主[17-18]. 由地震、土体液化等原因引起的海底滑坡容易影响周边的海上风电工程，造成严重的经济损失. 流体在桩后形成的漩涡使得尾流区压强减小，在流动方向形成压强差，对桩阻力也有直接影响. 本文基于海上风电的结构形式和特点，利用自制的海底滑坡模型槽，分析海底滑坡形成的碎屑流对海洋管桩的冲击力，为海底滑坡防治方法和措施提供依据.

1. 模型试验概况

1.1. 试验设备

如图1和2所示，本模型槽长5 m、宽0.6 m、高1.4 m，在箱体右端装有电动葫芦滑轮系统，与滑道右端吊耳连接，操作电机实现对滑板倾角的自由调节. 试验选择12°和8° 两种坡度(α)，用于实现泥浆的不同流速. 在箱体左、右两侧布置排泄口. 为了观察流体运动形态，在模型槽一面安装有机玻璃，面上刻有2 cm×2 cm的方格网. 模型槽中间装有一个长0.5 m、宽0.6 m、深0.5 m的土槽，模型桩和粉砂填埋在其中. 滑道总长3.4 m，宽0.25 m，用于模拟海底滑坡的坡面. 在滑道表面铺设一层粗糙的橡胶层（粗糙度为12.5 μm），用玻璃胶将橡胶层和滑道表面紧紧贴合，用来模拟海床的粗糙面. 滑道右端安有一个长0.8 m、宽0.25 m、高0.32 m的泥浆槽.

图 1

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图 1   海底滑坡模型槽示意图

Fig.1   Schematic diagram of submarine landslide model flume


图 2

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图 2   海底滑坡装置局部图

Fig.2   Part of submarine landslide device


1.2. 桩基模型及测量系统

试验采用中值粒径为0.11 mm的粉砂制备地基土. 制备方法如下：将足量的水和粉砂充分混合搅拌，用密封膜封住搅拌箱开口后静置1 h，保证土样尽量饱和. 在将土体放入土槽前，先在土槽中放入一定量的水，随后将制备好的粉砂放入土槽中，在放入过程中注意粉砂始终处于水面以下. 待粉砂装填结束后，在其表面铺设一层土工织物，并在织物上放置重物，加快土体固结. 试验中所用的模型桩为外径为32 mm的PVC管，桩壁厚1.3 mm，桩长L=0.7 m，弹性模量为5.9 GPa.

测量系统主要由电阻应变片和高速相机组成. 1）电阻应变片采用1/4桥接法，贴向与管桩轴线方向一致，并沿桩身外径对称布设8对应变片，布置如图3所示. 每个应变片表面先涂抹一层用于防水的硅胶，待硅胶达到防水作用后再涂抹一层玻璃胶，避免环境水对应变片的影响. 采用屏蔽线代替普通导线，避免试验过程中外部因素对输出信号的干扰. 2）高速照相机布置在桩前，用来计算泥浆前端速度和拍摄泥浆流动、冲击特征.

图 3

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图 3   桩基试验方案示意图

Fig.3   Schematic layout and instrumentation of pile test


1.3. 试验步骤

模型桩采用直径为32 mm的PVC管，预先填埋好PVC管，模型桩与槽璧的最小距离大于7D（D为桩径），可忽略边界效应. 试验主要操作步骤如下：1）用电机将斜板提升到一定坡角（试验坡角为12°和8°）；2）将高岭土、粉砂和水按照配比搅拌均匀，避免泥浆中含有过多气泡，静置1 h后低速充分搅拌，将泥浆装入斜板上的土槽中；3）向模型内缓慢注水至水面与泥浆平齐；4）启动动态应变测试系统，将屏蔽线接入主机箱，设置相关参数，检测机箱，将测点清零；5）拉动阀门，使泥浆流出，电脑自动采集数据.

2. 试验结果与分析

试验采用高岭土、粉砂和水的混合液代替海洋土，泥浆配比和参数如表1所示，其中ρ为泥浆密度,wc为泥浆中高岭土的质量分数，ws为泥浆中粉砂的质量分数，ww为泥浆中水的质量分数. 保证每组泥浆中水的质量分数相同，改变泥浆中高岭土与粉砂的占比. 泥浆的流变特性会影响泥浆的形态、流速，进而影响碎屑流对桩基的冲击力.

表 1   泥浆配比及参数

Tab.1  Slurry composition and parameters

泥浆编号 wc / % ws / % ww / % ρ /（kg·m−3）
1 15 57 28 1 729
2 20 52 28 1 745
3 25 47 28 1 766
4 30 42 28 1 776
5 35 37 28 1 791
6 40 32 28 1 804

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2.1. 流变特性

试验中6组泥浆的流变参数通过博勒飞DV3T流变仪进行测定，转子选用64号转子. 在使用流变仪测定之前，泥浆需要用搅拌器充分搅拌10 min，静置1 h后，测量单一剪切速率下的泥浆黏度. 当黏度数值稳定后进行记录，得到黏度随剪切速率的变化曲线，为保证数据准确性，每次重复测试中每组泥浆的流变实验结果误差都必须小于5%.

泥浆的黏度往往随剪切速率的增加而减小，即剪切稀释. 因此，泥浆流变特性有2种常见的表达方式[14].

1）幂率模型：

$ \tau = \mu {\dot \gamma ^n}. $

2）H-B模型：

$ \tau = {\tau _{\rm c}} + \mu {\dot \gamma ^n}. $

式中：μ为泥浆的黏度； $\dot \gamma $为剪切速率；τc为泥浆的屈服应力.

泥浆流变曲线的拟合结果如图4和表2所示. 泥浆黏度随剪切速率的增大而增大，当wc≥25%时，变化更加明显；当wc≤25%时，幂律模型和H-B模型都能较好地拟合实验数据（相关数据为97.0%~99.3%）；但当wc≥25%时，幂律模型对低剪切速率区域数据的拟合效果并不是很好，该模型拟合后的相关系数为93.5%~94.8%，比B-H模型的模拟结果（96.7%~99.5%）小5%左右. 相比之下，H-B模型的拟合效果更好，因此选用H-B流变模型研究海底滑坡冲击力.

图 4

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图 4   不同黏土质量分数下泥浆的流变曲线

Fig.4   Rheological curves of slurry under different mass fractions of clay


表 2   不同黏土质量分数下泥浆的流变模型

Tab.2  Rheological model of slurry under different mass fractions of clay

泥浆编号 幂率模型 H-B 模型
1 ${\rm{\tau }} = 4.4{\dot \gamma ^{0.43}}$ ${\rm{\tau }} = 0.6 + 3.9{\dot \gamma ^{0.46}}$
2 ${\rm{\tau }} = 6.3{\dot \gamma ^{0.36}}$ ${\rm{\tau }} = 2.0 + 4.5{\dot \gamma ^{0.43}}$
3 ${\rm{\tau }} = 6.8{\dot \gamma ^{0.35}}$ ${\rm{\tau }} = 2.3 + 4.7{\dot \gamma ^{0.42}}$
4 ${\rm{\tau }} = 7.2{\dot \gamma ^{0.38}}$ ${\rm{\tau }} = 5.9 + 2.3{\dot \gamma ^{0.64}}$
5 ${\rm{\tau }} = 7.5{\dot \gamma ^{0.45}}$ ${\rm{\tau }} = 7.1 + 2.5{\dot \gamma ^{0.69}}$
6 ${\rm{\tau }} = 7.8{\dot \gamma ^{0.48}}$ ${\rm{\tau }} = 9.5 + 1.6{\dot \gamma ^{0.85}}$

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2.2. 桩身弯矩

本文6组泥浆分别在坡度为12°和8°的情况下对模型桩冲击，总共进行12组试验，通过动态应变仪采集泥浆对模型桩的冲击后的桩身动态应变. 本次试验泥浆较稠，在冲击桩时，泥浆受到环境水侵蚀不明显，因此，假设泥浆对桩作用的力为均布力. 在求取泥浆均布力时选用桩身的实测应变计算，先由应变值换算成桩身弯矩，通过地基上浸没在碎屑流桩身实测弯矩拟合的函数2次微分求得沿桩身的碎屑流均布力q. 根据梁的基本理论，梁的弯矩可以从桩身曲率推算得到. 通过桩身两侧应变片的应变值计算出桩身曲率φ[19]，表达式为

$ \varphi \left( z \right) = \frac{{{\varepsilon _{\rm{T}}} - {\varepsilon _{\rm C}}}}{D}. $

式中：εT、εC分别为桩身两侧的拉应变和压应变， $\varphi \left( z \right)$为在z深度时桩身曲率；桩身弯矩和桩身曲率之间关系为

$ EI\varphi (z) = M(z). $

式中：M（z）为在z深度时桩身弯矩，E为模型桩的弹性模量，I为模型桩的惯性矩.

如图5所示坡度为12°时桩身弯矩时程曲线，泥浆的高岭土质量分数分别为20%和25%. wc=20%的泥浆在接触模型桩1.3 s左右上升到最大值，并维持了0.6 s左右的时间，受到泥浆总流量限制，泥浆只能维持短暂的稳定流. 当wc=25%时，泥浆会受到黏度影响在泥浆槽中残留更多，因此稳定流维持时间更短一些，持续0.4 s左右. 由于部分泥浆在桩附近堆积，泥浆流动结束后桩身应变值无法归零. 在泥浆停止流动后，由于箱内壁上附着的泥浆脱落，曲线中存在若干个较小的峰值. 本文主要针对第一次冲击产生的最大冲击力展开研究.

图 5

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图 5   桩身弯矩时程曲线

Fig.5   Time history curve of pile moment


如图6所示为泥浆在坡度为12°时稳定流状态的桩身弯矩图. 桩身弯矩因受到泥浆冲击快速增大，在水土界面处达到最大值；水土界面以下因受到桩周土反力，弯矩又快速减小，在土面以下20 cm左右处出现反弯点. 如图7所示为Li等[20]进行的一系列关于陆上滑坡模型试验得到的桩身实测弯矩图. 试验采用桩长为80 cm的桩模型，控制液压泵对上层土体施加推力F，得到桩身弯矩受到土体压力后的弯矩曲线. 所得到的弯矩曲线变化与试验结果相似，说明本试验地基土固结良好.

图 6

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图 6   坡度为12°时的桩身实测弯矩

Fig.6   Measured bending moment of pile at slope of 12°


图 7

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图 7   陆地滑坡下桩身弯矩

Fig.7   Bending moment of pile under landslip


2.3. 阻力系数

本试验通过分析高速相机拍摄的图像得到泥浆流速和流体冲击桩高度. 分析2张连续图像计算泥浆头部位移，通过图像与有机玻璃上的网络相似比，计算出泥浆实际位移. 最后，通过2幅图像的时间差和位移计算出泥浆瞬间速度. 桩前泥浆流速和冲击高度数值如表3所示.

表 3   泥浆对桩均布力及相应参数

Tab.3  Impact force and its corresponding parameters of slurry impact on pile

α 泥浆编号 u/（m·s−1） H/cm Re q/（N·m−1） Cd
12° 1 0.54 7.1 33.8 0.003 0 0.372
2 0.58 7.6 38.2 0.003 8 0.405
3 0.62 7.2 42.3 0.004 2 0.393
4 0.50 6.8 30.4 0.003 4 0.487
5 0.44 5.6 25.9 0.002 7 0.565
6 0.52 6.9 33.2 0.003 6 0.463
8° 1 0.25 6.9 10.8 0.002 1 1.122
2 0.26 7.6 11.2 0.002 7 1.387
3 0.28 7.7 12.2 0.001 6 0.760
4 0.24 8.0 10.1 0.001 2 0.703
5 0.21 7.3 8.1 0.001 5 1.168
6 0.26 8.0 11.6 0.002 1 1.039

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泥浆对管桩的冲击力主要受到结构物尺寸形状、泥浆流速、运动形态的影响，相关参数见表3，根据流体力学原理，冲击力[14]表达式为

$ {F_{\rm d}} = \frac{1}{2} \rho {C_{\rm d}} A {u^2}. $

式中：Cd为阻力系数，ρ为泥浆密度，A为桩在垂直于来流方向的投影面积，u为泥浆冲击速度.

冲击力的大小可以用阻力系数Cd来衡量，且与泥浆雷诺数有关.对于牛顿流体，雷诺数表达为

$ R{e_{\rm{N}}} = \frac{{\rho uD}}{\mu }. $

式中：μ为泥浆表观黏度，D为桩外径.

由于泥浆的非牛顿流体的特性，式（6）并不能直接运用于非牛顿流体中，需要将式（6）进行拓展. 式（6）中表观黏度是剪切强度与剪切速率的比值，基于H-B流变模型，表观黏度可以表达为

$ \tau = {\tau _{\rm c}} + K{\gamma ^n}-\!\!\!-\!\!\!\!\to \mu = \frac{{{\tau _{\rm c}}}}{\gamma } + K{\gamma ^{n - 1}}{\text{.}} $

式中：K和n为常数系数；γ为剪切速率[14]，表达式为

$ \gamma = {u}/{D}. $

将式（7）得到的表观黏度代入到式（6）中，分子、分母同乘一个剪切速率，可以得到非牛顿流体雷诺数表达式[14]：

$ R{e_{{\rm{non}}{\text -} {\rm{N}}}} = \frac{{\rho {u^2}}}{{\mu \dot \gamma }} = \frac{{\rho {u^2}}}{\tau } {\text{.}}$

根据式（10），阻力系数通过线荷载q、流体冲击速度等参数计算得到，结果如表3所示，表达式为

$ {C_{\rm d}} = {{0.5 \rho {u^2} D}}{\text{.}} $

参照Zakeri[14]的研究中关于阻力系数的表达形式，阻力系数与雷诺数之间的关系拟合结果如图8所示，阻力系数随着雷诺数的增加而减小，关系曲线表现出了反比例特征，这个关系可以拟合为

图 8

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图 8   阻力系数与雷诺数的关系式（H-B流变模型）

Fig.8   Drag coefficient versus Reynolds number（H-B rheological models）


$ {C_{\rm d}} = 0.2 + \frac{{7.44}}{{R{e_{\rm{non{\text -}N}}}}}{\text{.}} $

3. 结　论

（1）基于流体动力学原理，幂率模型和H-B流变. 模型可以较好地描述泥浆的剪切稀释和非牛顿流体特点.

（2）研究不同泥浆配比和坡度下桩身弯矩的变化情况，发现桩身弯矩在水土界面受到弯矩达到最大值，并受到桩周土反力，桩身弯矩随埋深减小.

（3）基于模型试验，进一步优化了无量纲拖曳力系数与非牛顿流体雷诺数之间的关系，得到了管道拖曳力系数随非牛顿流体雷诺数的增大而减小的规律.

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[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30 (5): 1343- 1346

DOI:10.3969/j.issn.1000-7598.2009.05.027      [本文引用: 1]

LI C, WU J, TANG H, et al

Model testing of the response of stabilizing piles in landslides with upper hard and lower weak bedrock

[J]. Engineering Geology, 2016, 204: 65- 76

DOI:10.1016/j.enggeo.2016.02.002      [本文引用: 1]

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