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鳞片桶壁吸力基础抗拔承载特性及破坏模式

梁昊, 李大勇, 吴宇旗

梁昊, 李大勇, 吴宇旗. 鳞片桶壁吸力基础抗拔承载特性及破坏模式[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(9): 1928-1935. DOI: 10.11779/CJGE20230556
引用本文: 梁昊, 李大勇, 吴宇旗. 鳞片桶壁吸力基础抗拔承载特性及破坏模式[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(9): 1928-1935. DOI: 10.11779/CJGE20230556
LIANG Hao, LI Dayong, WU Yuqi. Pull-out bearing behavior and failure mode of scaled suction caissons[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(9): 1928-1935. DOI: 10.11779/CJGE20230556
Citation: LIANG Hao, LI Dayong, WU Yuqi. Pull-out bearing behavior and failure mode of scaled suction caissons[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(9): 1928-1935. DOI: 10.11779/CJGE20230556

鳞片桶壁吸力基础抗拔承载特性及破坏模式  English Version

基金项目: 

国家自然科学基金项目 52371301

中国博士后科学基金项目 2023M733881

青岛市博士后资助项目 ZX20220202

详细信息
    作者简介:

    梁昊(1994—),男,博士研究生,主要从事海洋岩土工程方面的研究工作。E-mail: 1072139393@qq.com

    通讯作者:

    李大勇, E-mail: ldy@upc.edu.cn

  • 中图分类号: TU43

Pull-out bearing behavior and failure mode of scaled suction caissons

  • 摘要: 鳞片桶壁吸力基础是一种从仿生角度提出的新型吸力基础,能够有效提升基础的抗拔能力,可用于锚固系泊漂浮结构及海上光伏。通过倾斜单调加载模型试验,研究了不同系泊深度处鳞片吸力基础的抗拔承载力、破坏模式。鳞片吸力基础抗拔承载力随加载角度θ增加而减小,随系泊深度增加先增大后减小,当θ=20°,40°,60°,80°时,极限抗拔承载力较传统吸力基础增长8.4%,13.6%,41.2%和28.6%;当系泊深度位于0~0.58倍基础高度时,随着加载角度增加,鳞片吸力基础由前倾逐渐过渡为后倾转动破坏,而系泊深度为0.75~1倍基础高度时,基础发生后倾转动破坏,与传统吸力基础相比,鳞片吸力基础周围土体隆起与沉陷区域范围明显扩大,由此证明:鳞片吸力基础能够调动更多土体抵抗外荷载。基于Liu建立的理论计算模型,提出了最优系泊点处鳞片吸力基础抗拔承载力计算公式,并采用模型试验结果验证方法的准确性。
    Abstract: The scaled suction caisson is a new type of the offshore mooring foundation, which can be applied to the floating structures and offshore photostatic power. A series of the inclined loading model tests are carried out on the scaled suction caisson, and the pull-out bearing capacity and failure mode at different mooring depths are investigated. The study shows that the pull-out bearing capacity increases with the increase of the inclined loading angle, but firstly increases, then decreases with the increase of the mooring depth. Compared with that of the traditional suction caisson, the ultimate pull-out bearing capacity of the scaled suction caisson increases by 8.4%, 13.6%, 41.2% and 28.6% when the inclined angle θ=20°, 40°, 60° and 80°. When the mooring depth locates at 0~0.58 times the foundation height, the failure mode of the scaled suction caisson changes from forward to the backward rotation with the increasing inclined loading angle. The backward rotation occurs in the scaled suction caisson when the mooring depth locates at 0.75~1 times the foundation height. Under the disturbance of the scaled suction caisson, the uplift and subsidence appear in the soils surrounding the scaled suction caisson in the loading and opposite direction, respectively. The range of the uplift and subsidence areas obviously expands compared with that of the traditional suction caisson. The results demonstrate that more soils can be mobilized by the scaled suction caisson to resist the external loads. Based on the calculation model by proposed by Liu, the formula calculating the pull-out bearing capacity of the scaled suction caisson located at optimum mooring depth is proposed. The predicted pull-out bearing capacity using the proposed method agrees well with the model test results.
  • 尾矿库是堆存各类矿石尾料的场所,其稳定性及运行状况的好坏,直接关系到矿山生产和人民生命财产安全[1]。细粒尾矿因抗剪强度低,渗透系数小,固结稳定慢[2]等特点,使坝体发生滑坡、液化失稳的风险急剧增加,因此越来越受到国内外学术界及工程界的重视。

    中国很早就开始关注尾矿的稳定性问题[3-6],但对细粒尾矿的研究起步较晚。陈守义[7]首先从沉积滩形式,坝体横截面结构,土层力学形式和渗透性等方面对比分析了细粒尾矿对尾矿坝稳定性的不利影响。尹光志等[8]对细粒尾矿坝静、动力稳定性进行了系统研究。巫尚蔚等[9]研究了粉粒含量对细粒尾矿力学特性的影响。同时,已有许多学者对不同黏粒含量土的工程性质进行较为深入的研究,如Constantinescu等[10]研究了黏粒含量对冰川沉积物的液限、塑限、塑性指数以及抗剪强度指标的影响。Dafalla[11]通过对黏土与砂土混合材料进行直剪试验发现,混合材料的黏聚力随黏粒含量增加而不断增加。曾长女等[12]研究指出,黏粒含量为8%的粉土动剪应力最小而液化后低强度段应变最大。王力等[13]通过负压湿筛装置筛选出黄土中的黏粒,配制出不同黏粒含量的黄土并进行一系列物理力学试验。李涛等[14]研究表明,在相同细粒含量的砂土中,黏粒含量不同,试样抗液化强度也不同。而对不同黏粒含量尾矿物理力学性质的研究还鲜有报道。

    随着选矿技术的进步,一些金属矿山的矿渣颗粒越来越细,尾矿中黏粒占比也逐渐增多,因此,研究黏粒含量对细粒尾矿物理力学性质的影响就变得尤为紧迫和必要。为更好地研究黏粒含量对细粒尾矿物理力学特性的影响,本文对不同黏粒含量细粒尾矿进行一系列物理力学试验,分析了黏粒含量对细粒尾矿物理特性、渗透特性、压缩特性、剪切特性和动力特性的影响,为含黏粒细粒尾矿的理论研究及工程实践提供科学依据。

    本次试验所用尾矿料取自河南某钼矿尾矿库,颗粒粒径小于0.075 mm的尾矿含量为74%,属细粒尾矿[15]。将不同比例高岭土与细粒尾矿混合,配制成黏粒含量分别为2%(未掺高岭土),5%,10%,15%和20%的尾矿料,以初始含水率为15%制备试样,制备完成后将试样抽真空饱和,待试样孔压系数B达到95%以上,默认饱和完成。表1,2分别为细粒尾矿和高岭土的物理参数。

    表  1  细粒尾矿各项物理参数
    Table  1.  Various physical parameters of fine tailings
    颜色ρdmin/(g·cm-3)ρdmax/(g·cm-3)Gs
    灰色1.211.902.78
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    表  2  高岭土各项物理参数
    Table  2.  Various physical parameters of kaolin
     颜色塑性指数IpGs(粒径<0.005 mm)/%
    白色18.12.798
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    对5种黏粒含量细粒尾矿进行渗透试验,取干密度为1.47,1.55,1.62,1.71,1.80 g/cm3

    对5种黏粒含量的细粒尾矿进行侧限压缩试验,控制干密度为1.55 g/cm3。试验采用逐级加载的方式,压力等级为12.5,25,50,100,200,400,800,1200,1600 kPa,每级荷载持续24 h,待固结稳定后,施加下一级荷载。

    直接剪切试验采取固结快剪方式,试样固结压力分别为50,100,200,400 kPa。研究黏粒含量对细粒尾矿抗剪强度指标的影响规律时,5种细粒尾矿控制干密度都为1.55 g/cm3

    对5种黏粒含量细粒尾矿进行动三轴试验,控制干密度为1.55 g/cm3,研究黏粒含量对细粒尾矿动强度、动孔压、动剪切模量和阻尼比的影响规律。固结方式选用均压固结,固结压力分别为50,100,200,400 kPa。液化破坏标准为应变控制标准,应用5%应变作为液化破坏标准。试验时施加的振动波形为正弦波,频率为1 Hz。

    对5种黏粒含量细粒尾矿进行颗粒分析,分析结果见表3。从表3中可以看出,5种黏粒含量细粒尾矿的Cu均大于5,Cc均在1~3,说明这5种黏粒含量的细粒尾矿级配均良好。随黏粒含量的增大,Cu显著增大,Cc变化规律不明显。

    表  3  不同黏粒含量细粒尾矿颗粒分析结果表
    Table  3.  Analysis results of fine tailings particles with different clay contents
    试样 编号颗粒大小组成百分比(%)不均匀系数C u曲率系数Cc中值粒径D 50/mm
    >0.5 mm0.5~0.1 mm0.1~0.074 mm0.074~0.005 mm<0.005 mm
    #11.2918.296.4171.962.056.341.010.031
    #21.2517.746.2269.814.997.331.090.030
    #31.1916.835.8966.209.888.021.130.029
    #41.1215.915.5862.6114.7812.011.020.024
    #51.0614.995.2659.0119.6815.521.310.021
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    图1为不同黏粒含量细粒尾矿液塑限和塑性指数与黏粒含量Pc关系曲线,由图可知,随黏粒含量的增加,液限、塑限和塑性指数均增大,且与黏粒含量呈正相关的线性关系,相关系数R2均大于0.93。这是因为黏粒粒径小,而比表面积和表面电荷大,结合水含量高,从而使塑性指数随黏粒含量的增大而增大。

    图  1  液塑限和塑性指与黏粒含量关系曲线
    Figure  1.  Relationship among liquid-plastic limit, plastic finger and clay content

    图2为不同黏粒含量细粒尾矿渗透系数k与孔隙比e关系曲线,由图可知,黏粒含量对细粒尾矿的渗透性有显著影响。在相同孔隙比条件下,黏粒含量增多,渗透系数随之减小。当黏粒含量一定时,渗透系数随孔隙比的增大而增大。

    图  2  渗透系数与孔隙比关系曲线
    Figure  2.  Relationship between k and e

    这是因为,当黏粒含量较小时,黏粒分散地附着于骨架颗粒表面,随黏粒含量增大,骨架大颗粒逐渐被包埋在黏粒中。在相同孔隙比条件下,随黏粒含量的增加,小孔隙通道增多,大孔隙通道减少,导致渗透系数减小。另一方面,由于黏粒中的黏土矿物比表面积大,电荷作用强,且具有良好的亲水性,使得土体内水流速度降低,从而导致渗透系数减小。

    图3为不同黏粒含量细粒尾矿e-lgp曲线,其中e为孔隙比,p为竖向压力。由图可知,不同黏粒含量细粒尾矿e-lgp曲线都由平缓段和陡峭段组成,当黏粒含量小于10%时,黏粒含量越多,平缓段越短,陡峭段越长,压缩曲线随黏粒含量的增加而下移,即试样压缩性增大;当黏粒含量大于10%时,规律则相反。

    图  3  不同黏粒含量细粒尾矿的压缩曲线
    Figure  3.  Compression curves of fine tailings with different clay contents

    这是因为,当黏粒含量小于10%时,大部分黏粒分布于大颗粒接触点位置,使大颗粒构成的骨架结构不稳定性增大,从而导致试样压缩性增强;当黏粒含量大于10%时,黏粒可较好地填充大颗粒间孔隙,将骨架颗粒包埋其中,使试样压缩性减弱。

    黏聚力c、内摩擦角φ与黏粒含量Pc的关系曲线如图4所示。由图4可知,黏聚力随黏粒含量的增加而呈上升趋势。当黏粒含量从2%增加到5%时,黏聚力增加趋势较平缓,而当黏粒含量大于5%,黏聚力迅速增加。这是因为,当黏粒含量较小时,黏粒散乱地分布于大颗粒表面,使黏聚力有所增大;而当黏粒含量较大时,黏聚力主要源于黏粒间黏结作用,黏粒增多,黏结作用增强[16],黏聚力迅速增加。内摩擦角随黏粒含量的增加持续减小。这是因为,细粒尾矿颗粒表面粗糙度大,咬合摩擦力强,但黏粒含量增多,降低了颗粒间咬合摩擦力,起“润滑”作用[17],从而导致内摩擦角减小。

    图  4  不同黏粒含量细粒尾矿的抗剪强度指标
    Figure  4.  Shear strength index of fine tailings with different clay contents

    (1)动强度

    5种黏粒含量细粒尾矿动强度试验结果以动剪应力比τd/σ3与破坏振次Nf的关系曲线表示,如图5所示。其抗液化拟合公式为

    图  5  不同黏粒含量细粒尾矿τd/σ3Nf关系曲线
    Figure  5.  Relationship between τd/ σ3 and Nf for fine tailings with different clay contents
    τdσ3=BAlnNf, (1)

    式中,τd为试样45°斜面上动剪应力(τd=σd/2),σd为动应力,σ3为有效固结应力,Nf为破坏振次,A,B为试验参数。

    比较5种黏粒含量细粒尾矿的抗液化曲线关系可以发现,随着黏粒含量的增大,抗液化曲线先下移,在黏粒含量为10%时达到最低,之后随黏粒含量的增大,曲线逐渐上移,在黏粒含量为20%时达到高。说明黏粒含量对尾矿液化的影响为先促进后抑制,且在10%时最容易发生液化破坏。

    图5中的斜率和截距为式(1)中的参数A,B,如表4所示。液化曲线参数A随黏粒含量的增大,逐渐减小,参数B随黏粒含量的增大,先减小后增大。

    表  4  细粒尾矿液化曲线参数
    Table  4.  Parameters of liquefaction curves of fine tailings
    黏粒含量Pc/%参数A参数B
    20.1010.316
    50.0910.296
    100.0970.291
    150.0950.302
    200.0690.299
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    (2)动孔压

    图6为不同黏粒含量细粒尾矿动孔压发展曲线,图中横坐标为振次比N/Nf,纵坐标为动孔压比ud/σ0

    图  6  不同黏粒含量细粒尾矿ud/σ0N/Nf关系曲线
    Figure  6.  Relationship curves of ud/σ0 and N/Nf of fine tailings with different clay contents

    由图可知,在开始振动阶段,动孔压比随振次比的增大先迅速增大,随后趋于平稳,当振次比大于0.8,动孔压增长速率又逐渐增大。随黏粒含量的增大,试样动孔压拟合曲线先向上移动,在10%时达到最高,而后向下移动。在振动前期,动孔压比随黏粒含量的增大,先增大后减小。而振动后期,孔压比增长速率随黏粒含量的增大,不断减小。

    该曲线与Seed等[19]提出的动孔压模型相似。因此可考虑用修正的模型公式进行拟合,即

    udσ0=a2πarcsin(NNf)1/2b, (2)

    式中,ud为动孔隙水压力,σ0为初始有效固结应力,N为振次,Nf 为破坏振次,a,b为试验参数。

    图6可知,式(2)中的孔压模型可对不同黏粒含量细粒尾矿的动孔压试验结果进行良好的拟合,相关系数都大于0.95。其试验参数a,b结果如图7所示。由图7可知,试验参数a,b都随着黏粒含量的增加,先增加后减小,且在黏粒含量为10%达到最大。

    图  7  孔压模型试验参数
    Figure  7.  Test parameters of pore pressure model

    (3)动剪切模量

    图8为各黏粒含量细粒尾矿在不同围压下动剪切模量Gd与动剪应变γd关系曲线。如图8所示,随动剪应变的增加,各黏粒含量尾矿试样动剪切模量均不断降低,且在小应变范围内,动剪切模量下降迅速,而随动剪应变的增大,曲线逐渐趋于平缓。当黏粒含量小于10%时,动剪切模量随黏粒含量的增大不断减少,而当黏粒含量大于10%时,动剪切模量随黏粒含量的增大而增大。

    图  8  不同黏粒含量细粒尾矿Gdγd关系曲线
    Figure  8.  Relationship between Gd and γd of fine tailings with different clay content

    (4)阻尼比

    图9所示为各黏粒含量尾矿试样在不同围压下阻尼比λ与动剪应变γd关系曲线。由图可知,随动剪应变增大,各黏粒含量尾矿试样阻尼比均不断增大,前期应变较小时,阻尼比增加迅速,随应变增大,阻尼比增速减慢。相同剪应变条件下,黏粒含量对阻尼比的影响较为明显。当黏粒含量小于10%时,随黏粒含量的增加,阻尼比不断增大。当黏粒含量大于10%时,随黏粒含量的增加,阻尼比不断减小。

    图  9  不同黏粒含量细粒尾矿λγd关系曲线
    Figure  9.  Relationship between λ and γd of fine tailings with different clay contents

    (1)5种黏粒含量的细粒尾矿级配均良好。随黏粒含量的增大,Cu显著增大,Cc变化规律不明显;细粒尾矿液限、塑限和塑性指数都增大。

    (2)在相同孔隙比条件下,黏粒含量增多,细粒尾矿渗透系数随之减小;当黏粒含量一定时,渗透系数随孔隙比的增大而增大。

    (3)当黏粒含量小于10%时,随黏粒含量增大,试样压缩性增强;当黏粒含量大于10%时,随黏粒含量增大,试样压缩性减弱。

    (4)黏聚力随黏粒含量的增大而增大,内摩擦角随黏粒含量增大而减小。

    (5)当黏粒含量小于10%时,随黏粒含量的增大,细粒尾矿抗液化能力下降,动孔压升高,动剪切模量呈减小趋势,阻尼比呈增大趋势。而黏粒含量大于10%时,规律则相反。

  • 图  1   多角度拉拔加载系统

    Figure  1.   Multi-angle pull-out loading system

    图  2   鳞片吸力基础模型

    Figure  2.   Models for suction caisson

    图  3   砂土颗粒级配分布曲线

    Figure  3.   Grain-size distribution curve of sand

    图  4   模型试验装置示意图

    Figure  4.   Layout of model test devices

    图  5   鳞片吸力基础抗拔荷载-位移曲线

    Figure  5.   Pull-out load-deflection curves of scaled suction caisson

    图  6   鳞片吸力基础极限抗拔承载力

    Figure  6.   Ultimate pull-out bearing capacities of scaled suction caisson

    图  7   加载角度θ=40°时土体变形范围

    Figure  7.   Range of soil deformation when loading angle θ=40°

    图  8   鳞片吸力基础转动角度-位移曲线

    Figure  8.   Rotation angle-deflection curves of scaled suction caisson

    图  9   不同倾斜荷载下鳞片吸力基础破坏模式

    Figure  9.   Failure modes of scaled suction caisson under different loading condition

    图  10   鳞片吸力基础应力分布图

    Figure  10.   Stress distribution of scaled suction caisson

    图  11   模型试验与计算结果对比

    Figure  11.   Comparison between calculated and measured results

    表  1   吸力基础模型尺寸

    Table  1   Dimensions of caisson models

    基础形式 直径D/mm 高度H/mm 壁厚t1/
    mm
    顶板t2/
    mm
    鳞片高度H1/mm 鳞片宽度H1/mm 高径比H1/D1
    传统吸力基础 80 160 1.5 8
    鳞片吸力基础 2 0.2 10
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出版历程
  • 收稿日期:  2023-06-15
  • 网络出版日期:  2024-01-09
  • 刊出日期:  2024-08-31

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