Prediction for pile running of large-diameter steel pipes pile for offshore wind power
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摘要: 桩基础被广泛应用于近海工程，如海上风电机多采用大直径钢管桩，但由于桩和锤的重量很大，在沉桩过程中可能会发生溜桩现象，溜桩容易对桩和桩锤造成损伤，严重影响打桩的效率，还可能造成严重的安全事故。因此分析出现溜桩现象的原因，给出合理的承载力计算方法是具有现实意义的。对溜桩的过程和原因进行了分析；用基于CPT的ICP-05和UWA-05设计方法对海上风电大直径钢管桩在自由入泥深度和溜桩深度的土的承载力进行了分析计算，发现ICP-05方法在计算自由入泥深度的承载力时的结果比较理想；针对溜桩现象，提出了一种基于影响区概念的折减优化公式，通过计算溜桩深度的承载力验证了优化设计方法的合理性。Abstract: The pile foundation is widely used in offshore engineering, for example, the large-diameter steel pipe pile is mostly used in offshore wind motor. However, due to the large weight of piles and hammers, the phenomenon of pile running may occur in the process of pile driving, which is easy to damage the piles and hammers, seriously affecting the efficiency of pile driving, and may cause serious safety accidents. Therefore, it is of practical significance to analyze the causes of pile running and propose a reasonable calculation method of bearing capacity. The mechanism of pile running is investigated. The cone penetration tests-based ICP-05 and UWA-05 design methods are used to analyze and calculate the bearing capacity of large-diameter steel pipe piles of offshore wind power at the depth of pile running. It is found that the ICP-05 method is ideal in calculating the bearing capacity of the large-diameter steel pipe piles of offshore wind power. A reduction optimization formula based on the concept of influence zone is proposed, and the rationality of the optimization design method is verified by calculating the bearing capacity of pile-running depth.
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Keywords:
- large-diameter pile /
- pile driving /
- pile running /
- bearing capacity calculation
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0. 引言
土石坝是水库和尾矿库中的主要拦挡构筑物，极端气候背景下的洪水漫顶是导致土石坝溃坝事故频发的主要原因[1]。关于土石坝漫顶溃决的机理及对溃坝影响的研究手段主要有物理模型试验和数值分析两类, 缩尺物理模型试验比数值计算更直观和更易反映现场地形等因素，其在土石坝漫顶溃坝分析中拥有重要地位。各国学者已就不同尺度的土石坝漫顶溃坝模型试验开展了专项研究，填筑材料性质（黏粒含量、压实度、含水率等）对溃口发展有较大影响[2-5]。南京水利科学研究院开展了世界最大尺寸的均质黏土坝漫顶溃决现场模型试验，揭示了“陡坎式”后退等漫顶溃决机理[6]。已有研究证实[7-9]，压实度减小能够使得溃决缺口加宽且溃坝速率增大，压实度的大小与决口过程的激烈程度具有强正相关性，是决定漫顶溃坝模式的重要原因之一。Briaud等[10]对不同压实度的土样进行给定流速的水流侵蚀试验，结果表明增大黏土压实度其抗侵蚀能力也随之增强。
漫顶溃坝模型与原型间的相似性是工程上分析黏土坝溃决下游影响的关键。张红武等[11]基于尾砂颗粒尺寸相似和侵蚀率方面的考虑对模型尾砂坝材料的选择提出建议。然而，鉴于黏土颗粒级配和力学性质的复杂性，黏土模型坝仍多采用原型坝同种工况，缩尺模型黏土坝的相似性仍是行业内亟待解决的问题。本文从均质黏土坝的漫顶起动极限状态分析入手，探索调整均质黏土坝的压实度来实现均质黏土模型坝在漫顶过程中的相似性优化。
1. 黏土坝起动分析及试验准备
土石坝漫顶溃决实质上是坝顶土体受漫顶水流冲刷侵蚀产生决口，决口逐渐扩大并导致坝体结构和功能遭到破坏。均质黏土坝遭漫顶水流侵蚀的微观机理为黏土在水流冲刷下受推力和上举力作用以团聚体形态起动和流失（如图 1）。黏土黏结力大小与其抗剪强度大小呈正相关，而黏土抗剪强度与压实度Dc紧密联系。缩尺模型试验中的漫顶水流的水力参数根据相似律进行折减，这表明水流对土体的推力会按照一定关系折减。黏土模型坝的抗冲刷力理论上需要按比例折减，采用原型同种筑坝工艺必然使得模型坝的抗冲刷力不相似。
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图 1 团聚体在漫顶水流冲刷下的极限平衡状态Figure 1. Limit equilibrium state of agglomerate under scouring of overtopping water试验用土采用江西省某尾矿库拟扩建使用的筑坝原料黏土，参照《土工试验方法标准》（GBT 50123—2019）开展试验分析得到：不均匀系数Cu=67.54，曲率系数 Cc=2.36，级配良好；原型黏土的土粒相对质量密度为2.71，塑限和液限分别为22.0%和41.6%，塑性指数IP为19.6；最大干密度和最优含水率分别为1.87 g/cm3和16.9%；最大干密度下对应的黏聚力c=10 kPa，内摩擦角ϕ= 27.5°
2. 压实度对黏土抗剪强度的影响
将原型重塑土样按照压实度分别为100%，95%，90%制样并开展无侧限抗压试验，取三组平行试验结果的平均值作为同一压实度下无侧限抗压强度最终结果（如图 2）。随着试样压实度的减小，无侧限抗压强度大幅度减小。由于土体无侧限抗压强度直接反映土体黏聚力情况，可以推断模型坝的抗冲刷力将会随坝体无侧限强度折减而减小。
为进一步量化压实度对黏土抗剪强度的影响，将黏土在压实度分别在100%，95%，90%，85%，80%时进行了固结快剪试验。考虑到坝体冲刷主要在表面低法向压力下进行，剪切试验的法向应力选取为12.5，25，50，100 kPa。不同压实度下黏土的剪切强度包线和抗剪强度指标如图 3所示。压实度降低使黏土的抗剪强度明显减小，黏聚力显著下降。
3. 缩尺模型坝漫顶水力流槽试验
为验证均质黏土坝漫顶缩尺模型中改变坝体压实度来优化溃坝过程相似性的可行性，遵照Froude相似准则开展不同几何比尺和不同压实度条件下的黏土坝漫顶水力流槽模型试验。结合原型尾矿库一次筑坝的实际断面，确定缩尺漫顶模型坝体的断面如图 4。流槽模型试验针对原型的相关参数换算遵照Froude准则如表 1所示。洪峰流量参考原型洪水计算取约160 m3/s，调节进水阀门来控制流槽模型的进水流量。流槽模型试验主要控制压实度和几何比尺λl两个参数，具体试验设计方案如表 2所示。
表 1 试验参数换算方式Table 1. Conversion method for test parameters物理量 几何比尺 时间 流速 流量 重度 含水率 相似比 λl λl0.5 λl0.5 λl2.5 — 1 表 2 流槽模型试验方案Table 2. Experimental scheme of model tests in flume压实度Dc/% 几何比尺λl 100 150 200 300 95 — — √ — 90 √ — √ √ 85 √ √ √ √ 80 — √ — √ 注：“√”表示该组试验将进行，“—”表示该组试验未进行。 不同几何比尺下的模型坝统一根据压实度分四层压实修筑，试验中利用数字拍摄设备观察记录黏土模型坝漫顶溃决全过程。用以比较分析不同模型试验方案差异的物理量包括溃坝时间和溃口发展过程等。为了更好地进行各漫顶模型试验系列间的比较分析，本文统一将模型坝的溃口发展至坝顶时视为完全溃坝。
接近原型筑坝工况（压实度95%）的模型坝漫顶试验可以发现，漫顶水流在很长一段时间内保持清澈（见图 5），模型坝在漫顶水流的作用下坝体被冲刷破坏的程度极低，很长时间都不发生冲刷破坏。降低压实度后模型坝的表面抗冲刷力显著降低，漫顶黏土模型坝可以出现“陡坎式”破坏模式（如图 6所示），此时模型的破坏模式与原型更加相似。随时压实度的进一步降低，漫顶水流会变得更加浑浊且筑坝黏土流失更快，溃坝时间迅速缩短。这说明选择适当的压实度来实现漫顶溃坝模型的优化是可行的。
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图 5 95%压实度模型坝的漫顶过程(λl=200)Figure 5. Overtopping process of model dam at compaction degree of 95% (λl=200)![]()
图 6 85%压实度模型坝的漫顶过程(λl=150)Figure 6. Overtopping process of model dam at compaction degree of.85% (λl=150)黏土模型坝漫顶溃坝时间反映溃口发展的过程，直接影响溃坝峰值流量和下游淹没范围。流槽模型试验中黏土模型坝的开始漫顶时刻、溃口发展至坝顶时刻及溃坝时间结果如表 3所示。按照表 1相似关系将模型坝中的溃坝间隔时间tm统一换算为原型溃坝时间tp（tp = tm λl0.5），各方案下的模型试验结果对比分析结果如图 7所示。几何比尺一定的情况下，黏土模型坝的溃坝时间随压实度的减小呈非线性关系减小。根据以往黏土坝漫顶溃坝可知真实漫顶溃坝时间tp基本都在3 h以内。采用原型筑坝工况的缩尺模型坝在溃坝时间方面与原型不相似，而压实度减小后的模型溃坝时间与原型相似性得到优化。
表 3 流槽试验的时间表Table 3. Interval results of flume tests几何比尺λl 时间
参数压实度/% 95 90 85 80 100 t0 — 5 min33 s 3 min10 s — t1 — 21 min45 s 5 min5 s — tm — 16 min12 s 1 min 55 s — tp — 162 min 19 min10 s — 150 t0 — — 4 min55 s 2 min40 s t1 — — 6 min35 s 3 min47 s tm — — 1 min40 s 1 min7 s tp — — 20 min25 s 13 min41 s 200 t0 3 min40 s 4 min52 s 8 min32 s — t1 > 34 s 9 min40 s 9 min12 s — tm > 30 s 4 min48 s 40 s — tp > 420 s 67 min53 s 9 min26 s — 300 t0 — 2 min45 s 2 min56 s 2 min20 s t1 — 6 min50 s 3 min55 s 2 min40 s tm — 245 s 59 s 20 s tp — 70 min44 s 17 min2 s 5 min46 s 注：t0代表漫顶时刻，t1代表溃坝时刻，tm=t1-t0代表溃坝间隔时间，tp代表计算原型结果。 ![]()
图 7 黏土模型坝漫顶溃坝时间反算的原型结果Figure 7. Derived prototype failure interval results of clay dam by similarity law水利工程常采用瞬溃模型试验的结果去预测土石坝的渐进溃坝过程，试验结果将必然会大幅度夸大溃坝灾害的影响程度。本文案例中取几何比尺λl为100时，以流槽模型试验中坝体的破坏模式和溃坝时间可以选择均质黏土坝缩尺模型筑坝压实度控制为85%时与原型更好地相似。尽管本文所提方法未必能满足缩尺模型试验所要求的各个方面，基于预试验的模型试验方法为现有均质黏土坝漫顶渐进溃坝模拟的相似性优化提供了一个新思路。
4. 结论
依托某尾矿库黏土筑坝工程的漫顶溃坝分析，开展了不同压实度状态下的黏土抗剪强度试验和不同几何缩尺寸比和压实度情况下的黏土坝漫顶流槽模型试验并探讨了控制压实度来优化黏土坝漫顶溃坝过程相似性的可行性。得到以下结论：
（1）黏土的抗剪强度和黏聚力随着压实度的降低非线性减小，黏土的抗水流冲刷能力也显著减小。
（2）采用与原型黏土坝相同的密实度进行缩尺模型试验时，模型坝溃决过程与原型不相似，其与原型之间的差异会随着几何比尺的增加而愈发明显。
（3）调节黏土模型坝的压实度可以达到漫顶渐进溃决过程的相似性优化。
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表 1 Q/G值的均值μ及变异系数COV
Table 1 Mean values of μ and COV
计算深度 计算方法 μ COV 自由入泥深度 ICP-05 1.12 0.26 UWA-05 2.01 0.27 溜桩深度 ICP-05 3.15 0.47 UWA-05 3.68 0.35 
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表 2 修正公式计算Q/G值的均值μ及变异系数COV
Table 2 Values of μ and COV figured by modified formula
设计方法 μ COV ICP-05 0.84 0.20 UWA-05 0.78 0.15
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