砂雨法饱和模型制样相对密度控制要素与评价方法

王海; 王永志; 袁晓铭; 方浩; 段雪锋; 汤兆光

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20170477

砂雨法饱和模型制样相对密度控制要素与评价方法

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20170477

基金项目: 中国地震局工程力学研究所基本科研业务费专项资助项目（2017B05）；国家自然科学基金资助项目（51609218）；黑龙江省自然科学基金资助项目（LC2015021）

详细信息

作者简介:
王海（1989—），男，博士研究生，研究方向为岩土工程与土动力试验方法，E-mail：xiaohaimi2014@126.com

通讯作者:
王永志（1984—），男，副研究员，研究方向为岩土工程防灾、地基工程与模型试验方法，E-mail：yong5893741@163.com

中图分类号: TU41
计量
- 文章访问数: 570
- HTML全文浏览量: 429
- PDF下载量: 34
- 被引次数: 13
出版历程
- 收稿日期: 2017-07-10
- 修回日期: 2018-05-15
- 网络出版日期: 2018-05-16
- 刊出日期: 2019-04-01

Control Factors and Assessment Technique of Relative Density Using Pluviation Method for Saturated Model

摘要

摘要: 为满足动力离心液化试验相对密度（D_r）低的制样需求，实现砂雨法饱和模型制样相对密度的准确控制，建立了设备制模稳定性评价方法，通过自主研制一套适于饱和模型制样的鸭嘴式砂雨法装置，开展了三组干砂/饱和砂模型对比试验；通过分析出砂口尺寸、落距、移动速度等控制要素的影响，对新型装置制样性能进行了验证；采用微型动力触探仪测试饱和模型不同位置及深度的D_r空间分布，给出了模型均匀稳定性评价方法；建立描述砂雨法制样过程流速变化的数学模型和推导表达式，提出了控制稳态D_r的归一化标准. 研究结果表明：3 mm为低密实度制样的最佳出砂口尺寸；饱和模型D_r随水中落距的变化率为空中落距变化率的3.5倍，水中落距是饱和制样密实度的主导控制要素；出砂口移动速度最高达到颗粒落速的31%，对低密实度制样影响不可忽略；设备移速与落距对颗粒流速及试样D_r大小具有决定作用.
- 相对密度（D_r） /
- 模型试验 /
- 砂雨法 /
- 饱和模型 /
- 制样要素
Abstract: Accurate control of relative density (D_r) in saturated pluviation method is the fundamental requirement for low relative density sample preparation of dynamic centrifuge liquefaction tests. To achieve an evaluation method on pluviation stability, a set of duckbill pluviator which fits saturated modeling was developed. Three groups of dry and saturated sand model contrast tests were carried out to identify the impacts of nozzle size, drop distance and movement velocity, aiming to assess the capability of the developed sampling device. A mini dynamic penetrometer facility was applied to measure the spatial distribution of the saturated model’s D_r, giving a homogeneity evaluation of the models. A particle-flow-velocity model for pluviation was derived to give a normalize criteria for density stable control. The results show that the optimal size of nozzle is 3mm which satisfies the requirements of low compactness modeling. The change rate of D_r with thickness of water is 3.5 times of that with air drop height, indicating that thickness of water layer is the dominant factor on D_r of saturated model. The nozzle movement velocity is up to 31% of particle velocity which is non-trivial on the low density sample preparation. The travelling speed and drop height play a decisive role in particle flow velocity and D_r.
- relative density （D_r） /
- model test /
- pluviation /
- saturated model /
- sampling factor

HTML全文

随着现代交通运输的快速发展，跨海桥梁已成为连接不同城市和地区的重要枢纽，对促进社会和经济的发展具有重要意义^[1-4]. 近年来，随着施工技术的提升以及大型预制件的推广，大型预制钢沉井基础由于其结构强度高、施工周期短、适应性强等特点，已在世界各地的跨海桥梁建设中得到广泛应用^[5]. 然而，我国经常遭受风暴潮、海浪和赤潮等灾害，是世界上遭受海洋灾害影响最为严重的国家之一^[6]. 大型钢沉井基础作为跨海桥梁的关键组成部分，其安全顺利的定位下放对整个桥梁工程的成功建设至关重要. 大型钢沉井的定位下放会受到如波浪、水流、施工技术等多种因素的影响，给钢沉井基础下放过程中的稳定性和安全性带来巨大的挑战.

为保证跨海桥梁沉井基础定位下放过程中的稳定性和安全性，众多学者对沉井的定位下放开展了研究^[7-8]. 李维生等^[9]采用数值模拟与现场实测数据相结合的方式，对大型沉井首次接高下沉期的隔墙钢壳和混凝土的协同工作性能进行研究. Dong等^[10]基于常泰长江大桥主墩沉井基础施工监测，建立并优化了机器学习（ML）模型来预测沉井基础施工过程中的倾斜度. 魏凯等^[5]采用CFD （computational fluid dynamics）方法对某大型沉井在不同水深和不同流速下沉井周围流场特性和湍流特征等进行研究，并分析沉井所受水流力随入水深度的变化规律. 然而，在复杂海洋环境中，大型钢沉井在定位下放过程中可能会遭受到波浪和水流的共同影响. 目前，针对大型钢沉井在波流共同作用下定位下放过程中的稳定性和受力分析尚不充分，亟需对在不同参数波流作用下的大型钢沉井的定位下放过程进行深入分析. 众多学者^[11-14]经过研究得出，考虑流固耦合效应的海上结构所受极端波浪荷载相较于刚性结构能够更合理的反映出结构所受的真实波浪荷载. 然而，目前对考虑了流固耦合效应的大型钢沉井的定位下放过程研究却极为匮乏. 因此，本文将对考虑流固耦合效应的大型钢沉井在波流共同作用下的波流荷载与下放稳定性进行分析，为未来跨海桥梁大型钢沉井的定位下放施工及其技术优化提供理论参考.

本文基于某跨海大桥主塔的大型钢沉井基础，采用LS-DYNA有限元建立波流与钢沉井结构的三维流固耦合模型，并对三维流固耦合模型进行准确性验证，随后分析了锚缆布置形式、波流参数和下放位置对钢沉井定位下放过程中稳定性的影响.

1. 流固耦合模型的建立及验证

1.1 控制方程

在本文三维流固耦合模型中，忽略了空气对钢沉井的影响，水流为不可压缩流体，采用LevelSet方法对两相流界面进行跟踪，其流体运动由RANS方程控制，如式（1）、（2）.

$\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_i}}} = 0 ,$

(1)

$\rho \frac{{\partial {u_i}}}{{\partial t}} +\rho { u_j}\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} = - \frac{{\partial P}}{{\partial {x_i}}} + \mu \frac{{{\partial ^2}{u_i}}}{{\partial {x_i}\partial {x_j}}} - \frac{{\partial \rho {u_{ii}}{u_{jj}}}}{{\partial {x_j}}} ,$

(2)

式中：u_i、u_j分别为在i、j方向上的平均速度，u_ii和u_jj分别为沿i、j方向的波动速度，x_i和y_j分别为沿i、j方向的坐标值，μ为流体动态黏度系数，t为时间，ρ为密度，P为压力项.

本文采用Stokes二阶波浪作为入射波来模拟实际海洋环境中的典型波浪，其理论式如下：

$\begin{split} & \eta = \frac{H}{2}\cos (kx - \omega t) + \frac{{{H^2}k}}{{16}}\frac{{\cosh \; kh}}{{{{\sinh }^3}kh}} \times \\ &\quad (2 + \cosh \; 2kh)\cos 2(kx - \omega t) , \end{split}$

(3)

$\begin{split} & u = \frac{H}{2}\frac{{gk}}{\omega }\frac{{\cosh \; k(h + {\textit{z}})}}{{\cosh \; kh}}\cos (kx - \omega t)+ \\ &\quad \frac{{3{H^2}\omega k}}{{16}} \frac{{\cosh \; 2k(h + {\textit{z}})}}{{{{\sinh }^4}(kh)}}\cos \; 2(kx - \omega t), \end{split}$

(4)

$\begin{split} & v = \frac{H}{2}\frac{{gk}}{\omega }\frac{{\sinh \; k(h + {\textit{z}})}}{{\cosh \; kh}}\sin (kx - \omega t)+ \\ &\quad \frac{{3{H^2}\omega k}}{{16}} \frac{{\sinh \; 2k(h + {\textit{z}})}}{{{{\sinh }^4}(kh)}}\sin \; 2(kx - \omega t), \end{split}$

(5)

$c = \sqrt {\frac{g}{k}\tanh \; kh} ,$

(6)

式中：η为波面轮廓；H为波浪高度；k为波数；ω为波频率；h为静水深度；u和v分别为x、z轴方向的水质点速度；z为距静水面的距离（z轴），与重力加速度方向相同时为负值；x为距入口边界的距离；c为波速.

本文采用拉格朗日单元对钢沉井进行模拟，然后采用关键字 *ICFD_BOUNDARY_FSI来实现固体模型和流体模型之间数据的交换. 同时，钢沉井在波流共同作用下的位移和倾斜等大变形问题通过网格更新技术来解决，避免了由于大变形而造成的网格畸变和计算效率低下等问题.

1.2 耦合模型的建立

基于上述控制方程建立三维数值水槽以及流固耦合模型，以模拟波流的生成和传播以及波流与沉井结构的相互作用. 为确保波流的充分发展，数值水槽长750 m，宽120 m，高75 m，沉井结构中心距离水槽入口118 m，如图1所示. 水槽入口处采用速度入口以产生Stokes二阶波浪和水流，出口处采用压力出口，水槽四周为滑移边界，流体与结构的耦合面为非滑移边界，为防止波流在水槽出口发生反射，在水槽末端100 m范围内设置了消波区，为提高三维流固耦合模型计算效率，本文将远离结构区域的网格大小设置为3.0 m×3.0 m×3.0 m，而靠近结构附近的流域网格则加密至1.5 m×1.5 m×1.5 m.

图 1 耦合模型示意（单位：m）

Figure 1. Schematic diagram of coupling model (unit: m)

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据某跨海大桥主塔基础所采用的大型钢沉井设计资料，确定钢沉井结构尺寸如图2所示，其整体质量m = 9 740 t. 其中，钢沉井高37 m，外径58 m，内径36 m，钢沉井外井壁厚2.0 m，内井壁厚1.5 m，钢沉井结构整体被分为20个井孔（包括16个8边形井孔和4个扇形井孔）.

图 2 钢沉井示意

Figure 2. Schematic diagram of steel caisson

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.3 耦合模型的验证

为验证本文三维流固耦合模型造波准确性，本文将无结构时波浪数值模拟结果与Stokes二阶波浪解析解进行对比，其中，H = 5.000 m，周期T = 10.00 s，水深d = 27 m，如图3所示. 从图中可以看出，波浪面数值结果与解析解吻合较好，且平均波高与解析解误差约为2.36%，在合理范围内，证明本数值模型可以很好地模拟Stokes二阶波浪的产生和传播.

图 3 波浪面时程对比

Figure 3. Comparison of time history of wave profile

下载: 全尺寸图片幻灯片

基于Li等^[15]在大型波浪水槽中的实验结果，验证本文三维流固耦合模型对模拟结构所受波浪力的准确性. 波浪水槽长100 m，宽1 m，箱型结构长、宽、高分别为0.40、1.00、0.16 m，水深0.70 m，结构中心距造波入口55 m，H=0.260 m，T=1.84 s. 结构所受波流力数值结果与实验结果如图4所示，图中结构所受水平力和垂直力时程曲线及其峰值与实验结果吻合较好，数值水平力和垂直力最大值与实验结果的误差分别为3.06%和4.68%，在可接受范围内，表明本文三维流固耦合模型可以很好地模拟结构所受的波浪力.

图 4 结构波浪力时程对比

Figure 4. Comparison of time histories of structural wave force

下载: 全尺寸图片幻灯片

随后，为确保本文三维耦合模型在波流作用下动力响应的准确性，基于Rahman等^[16]的实验结果进行对比验证. 此实验在名古屋大学的波浪水槽中开展，对丙烯酸板制成的浮动防波堤的运动响应进行实验，其中，水槽长、宽、深分别为30、0.7、0.9 m，防波堤长、宽、高分别为0.304、0.680、0.137 m. 对比工况为：H = 0.031 m，d = 0.65 m，锚定在水槽底部的系泊缆与水槽底部夹角θ = 60°. 防波堤x向位移、y向位移和倾角的数值模拟结果与实验结果对比如图5所示. 从图中可以看出，数值结果与实验结构吻合较好，其最大值与实验结果的误差分别为4.77%、7.82%和1.25%，能够有效地模拟出结构在极端波浪下的运动响应. 证明本三维数值模型在模拟结构运动响应方面具有较高的准确性.

图 5 结构位移时程对比

Figure 5. Comparison of time histories of structural displacementt

下载: 全尺寸图片幻灯片

综上，在上述波浪验证、结构所受波流力验证和结构位移验证中，由于三维流固耦合模型中波流的非线性性质以及结构和边界导致波流的反弹等影响，使数值结果与实验结果产生了一些误差，但这些误差都在合理范围内，表明本文所建立的三维流固耦合模型可以较为准确地模拟结构在极端波流作用下的动力响应.

2. 锚缆布置形式、波流以及下放位置的参数化研究

基于上述已验证的三维流固耦合模型，开展不同锚缆布置形式、波高、水流速度以及下放位置对钢沉井动力响应影响的参数化研究. 根据某跨海大桥主塔基础区域实测资料，选取5个水流流速（V = 1，2，3，4，5 m/s）、3个波高（H = 3.000，4.000，5.000 m）、1个波浪周期（T = 10.00 s）、1个水深（d = 27.00 m）、3种锚缆布置形式和钢沉井底部距离海底距离S = 7 ，5，3 m下放位置.

2.1 锚缆布置形式对钢沉井的影响

根据某跨海大桥主塔钢沉井基础资料，钢沉井下放阶段施工中采用锚缆布置形式1，如图6（a）所示. 此定位系统主要由重力式锚碇、锚缆系统及张拉锚缆的液压连续千斤顶等组成. 沿波流传播方向在钢沉井前后各布置4个重力锚，其各自相距70 m，且各重力锚在x方向距钢沉井200 m；在钢沉井两侧各布置2个重力锚，重力锚相距150 m，且各重力锚在y方向上距钢沉井150 m. 钢沉井采用注水下沉的方式进行下放，本文将指定位置钢沉井的注水重量通过均布荷载的方式加载在钢沉井中的注水区域，且本文所建立的三维流固耦合模型不考虑锚缆的初始张拉力. 本节重点针对钢沉井底部距离海底7 m时在不同流速作用下的稳定性进行分析，且在没有考虑液压连续千斤顶给锚缆提供初始张拉力的情况下，提出了另外2种锚缆布置形式（即布置形式2、3）并分析锚缆布置形式对钢沉井稳定性的影响，如图6（b）、（c）所示.

图 6 锚缆布置形式示意

Figure 6. Schematic diagram of anchor cable arrangement

下载: 全尺寸图片幻灯片

图7给出了钢沉井在不同流速作用下的最大位移（x向、y向、z向）和最大倾角. 由图7 （a）、（b）、（d）可知，在不同锚缆布置形式下，钢沉井的x向位移、z向位移和倾角基本符合与水流速度呈正相关的规律. 根据某主塔钢沉井基础设计资料，要求钢沉井倾角不得超过6°，然而，图7 （d）中布置形式1下的钢沉井在较大流速下的倾角却超过了13°，远远超出了钢沉井倾角的安全范围. 当V超过3 m/s后，锚缆布置形式1下的钢沉井x向位移、z向位移和倾角都达到最大值且不再增加. 这是由于在锚缆布置形式1下的钢沉井在水流作用下发生了较大倾斜并发生触底，如图8所示. 下放施工中钢沉井发生触底可能对结构完整及施工安全产生不可逆的影响，因此，在实际施工过程中，采用锚缆布置形式1时，应实时监控钢沉井的稳定，根据钢沉井的状态通过液压连续千斤顶进行实时的锚缆张拉和缆力调节，以确保钢沉井的下放稳定性.

图 7 不同锚缆布置形式下结构位移对比

Figure 7. Comparison of structural displacements with different anchor cable arrangements

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 钢沉井触底示意（V=5 m/s）

Figure 8. Schematic diagram of a steel caisson in contact with the seabed (V=5 m/s)

下载: 全尺寸图片幻灯片

如图7 （c）可知，钢沉井的y向位移在3种锚缆布置形式下的差距较小，且最大y向位移不超过0.4 m，表明不同锚缆布置形式对钢沉井的y向位移影响不显著，相较于直径58 m的大型钢沉井，钢沉井的横向位移很小. 因此，本文后续将不讨论y向位移. 从图7 （a）、（b）、（d）中还可以观察到，相较于锚缆布置形式1，采用所提出的锚缆布置形式2、3可以大大降低钢沉井的x向位移、z向位移和倾角，其最大降幅分别约为96.76%、97.49%和97.50%. 但值得注意的是，采用锚缆布置形式2、3的钢沉井在不同流速下的x向位移和倾角几乎一致，但是相较于锚缆布置形式2，锚缆布置形式3对降低钢沉井的z向位移具有更好的效果，最大降低了71.02%. 这可能是由于锚缆布置形式3中钢沉井底部的4根对称锚缆在限制钢沉井的z向位移中发挥了重要作用.

综上，本文所提出的锚缆布置形式3可以大大降低钢沉井在不同流速下的位移和倾角，为钢沉井下放施工提供安全保障. 因此，本文将对采用锚缆布置形式3的钢沉井在不同下放位置时受波流共同作用的影响进行深入研究.

2.2 波流共同作用对钢沉井的影响

在实际跨海桥梁主塔基础施工区域中，通常伴随着波浪和水流的同时出现，波流共同作用对钢沉井的下放稳定性产生严重的威胁. 本节主要针对波流稳定后钢沉井底部距离海底7 m时波流共同作用对钢沉井动力特性的影响. 图9给出了水流单独作用和波流共同作用下钢沉井的受力时程对比. 图9 （a）是钢沉井所受水平力时程对比，从中可以看出，水流单独作用对钢沉井产生最大水平力为409 32.6 kN，而波流共同作用下钢沉井受到的水平力呈周期性变化，其最大水平力为654 37.6 kN，比水流单独作用下水平力增大了约59.87%. 图9 （b）是钢沉井所受垂直力时程对比，其中水流单独作用下钢沉井所受最大垂直力为130 310 kN，波流共同作用下钢沉井所受最大垂直力为130 610 kN，增大了约0.23%. 造成这样的原因可能是钢沉井所受垂直力中，海水产生的浮力占据主导作用，波浪对钢沉井所受垂直力影响较小.

图 9 钢沉井受力时程对比

Figure 9. Comparison of time histories of forces on steel caisson

下载: 全尺寸图片幻灯片

图10 （a）、（b）、（c）分别给出了钢沉井在水流单独作用和波流共同作用下的x向位移、z向位移和倾角时程对比. 由图可知：由于波浪的存在，波流作用下钢沉井位移呈周期性变化，其最大x向位移、z向位移和倾角分别为1.305、0.457 m和1.277°；水流单独作用下钢沉井的最大x向位移、Z向位移和倾角分别为0.736 、0.167 m和0.717°；波流共同作用下钢沉井的最大x向位移、z向位移和倾角比水流单独作用分别增加了约77.32%、174.01%和78.11%.

图 10 钢沉井位移时程对比

Figure 10. Comparison of time histories of steel caisson displacements

下载: 全尺寸图片幻灯片

不同波流作用下钢沉井所受最大水平力、x向位移和倾角对比分别如图11（a）、（b）、（c）所示. 由图可知，钢沉井在波流共同作用下所产生的最大水平力、x向位移和倾角总是大于水流单独作用所产生的最大水平力、x向位移和倾角，且与波高呈正相关. 结果表明，在实际钢沉井下放施工过程中考虑波流共同作用的情况则更为合理. 值得注意的是，相较于水流单独作用，波流共同作用对钢沉井所受最大水平力、x向位移和倾角的影响随着流速的减小而增大. 以H = 5.000 m为例，随着流速从5 m/s减小到1 m/s，波流共同作用下钢沉井所受的最大水平力较水流单独作用分别增加了86.34%、152.42%、265.07%、516.31%和1104.42%；钢沉井所受x向位移分别增加了25.15%、61.86%、151.69%、394.36%和1270.39%；钢沉井所受倾角分别增加112.96%、131.35%、165.48%、435.33%和1298.92%，与流速呈负相关. 还可以注意到，钢沉井在不同波流共同作用下最大倾角约为1.61°，完全满足下放过程中钢沉井倾角不超过6° 的施工要求，证明了在不同波流共同作用下钢沉井采用所提出锚缆布置形式3的可行性，大大降低了钢沉井定位下放施工的风险.

图 11 不同工况下钢沉井所受水平力和位移峰值对比

Figure 11. Comparison of peak horizontal force and displacement of steel caisson under different conditions

下载: 全尺寸图片幻灯片

综上，相较于只考虑水流单独作用，波流共同作用对钢沉井的定位下放施工稳定性会产生更大的威胁. 因此，在钢沉井实际定位下放施工过程中，应充分考虑水流速度和波高的共同影响，为钢沉井的定位下放施工提供安全保障.

2.3 不同下放深度对钢沉井的影响

本节针对不同下放位置下钢沉井在不同波流作用下的动力特性进行探究. 不同下放深度钢沉井所受峰值水平力、x向位移和倾角对比如图12所示. 钢沉井所受水平力、x向位移和倾角与波高和流速呈正相关，其由于波高和流速的影响而造成钢沉井所受水平力、x向位移和倾角的最大增幅分别约为138.44%、133.22%和100.18%. 因此，在实际工程中，应尽量避免在波高和流速较大的极端海况下进行钢沉井的定位下放施工作业. 从图12 （a）和图12（b）中可以看出，S越小（即钢沉井结构淹没深度越深），钢沉井总体上所受波流水平力和x向位移越大. S从7 m下降到3 m时，所受最大水平力和x向位移最大分别增加了41.90%和50.62%. 其原因可能是由于随着钢沉井淹没深度的增加，钢沉井结构阻水面积增大、井孔的复杂影响、复杂水动力学的影响以及钢沉井底部水流流向的改变等多种因素的共同影响，导致了钢沉井结构所受的最大水平力和x向位移也随之增大.

图 12 不同下放深度钢沉井所受水平力和位移峰值对比

Figure 12. Comparison of peak horizontal forces and displacements of steel caisson at different lowering depths

下载: 全尺寸图片幻灯片

值得注意的是，图12 （c）中钢沉井所受最大倾角随着S的减小而减小，S从7 m下降到3 m时，其所受最大倾角最大减小了约31.06%，与S呈正相关，与图12 （a）、（b）中所观察到的规律恰恰相反. 造成这样的原因可能由于钢沉井在定位下放过程中，随着S的减小，钢沉井结构体内的注水体积和质量越大，使得钢沉井结构整体质量增加，增加了钢沉井结构的稳定性. 此外，由于钢沉井结构的下沉以及结构底部注水质量的增加，还导致了钢沉井整体结构重心相较于海平面在逐渐下降，从而也增加了钢沉井结构在不同波流作用下的稳定性. 随着钢沉井的持续下放，其结构最大倾角虽有减小，但其所受到的水平力和x向位移却大大增加. 因此，在研究钢沉井的定位下放过程时，充分考虑结构在不同下放位置时的动力特性、结构所受水平力、x向位移以及倾角给钢沉井结构所带来的影响更为合理，为钢沉井在复杂海况下的定位下放提供可靠的理论参考.

图13 （a）、（b）、（c）分别为S = 3，5，7 m时，钢沉井结构在H = 5.000 m，V = 3 m/s作用下的迎浪面和背浪面应力图. 图 ①、② 分别为时间t = 48.5 s时钢沉井迎浪面局部应力和时间t = 52.3 s时钢沉井背浪面局部应力达到最大时的应力图. 如图所示，处于不同下放深度时的钢沉井结构会在锚缆和钢沉井连接部位附近产生巨大的应力，造成这样的原因是锚缆在限制钢沉井结构在波流共同作用下的位移方面发挥了重要作用，锚缆和钢沉井连接部位受到较大拉力而致结构发生形变，导致锚缆和钢沉井连接部位产生了巨大的局部应力. 因此，在实际工程中，应重点对锚缆与钢沉井的连接部位附近进行结构加强处理，避免在复杂海况下钢沉井结构下放时由于局部应力过大造成锚缆与井壁连接部位的损伤，从而造成施工安全事故.

图 13 不同下放深度钢沉井应力图

Figure 13. Stress diagrams for steel caissons at different lowering depths

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图13中还可以明显观察到：1）钢沉井结构迎浪侧锚缆与井壁连接部位附近局部最大应力明显大于背浪面局部最大应力，S = 7，5，3 m时迎浪面局部最大应力分别比背浪面局部最大应力大了约191.38%、251.17%和367.40%. 2）随着钢沉井的下放（即S的减小），钢沉井所受局部最大应力呈先减小后增大的规律，从S = 7 m减小到 5 m时，其结构局部最大应力减小了约12.12%，S = 5 m减小到 3 m时，结构局部最大应力增加了约23.93%. 造成这样的原因可能是相较于S = 5 m，S = 7 m时钢沉井结构重心较高，结构的阻水区域主要集中在结构表面中下部，造成钢沉井中下部遭受较大偏心波流力，导致以迎浪面底部锚缆为主承受了较大的拉力以限制钢沉井的位移，从而造成底部锚缆与井壁连接部位的较大局部应力，如图13 （a）、（b）所示. 然而，随着S的减小，钢沉井所受水平波流力增大，钢沉井整体重心降低，从而造成结构所受波流力而产生的位移主要由迎浪面底部和顶部锚缆共同限制，导致锚缆和井壁连接部位最大局部应力也随之增大，如图13 （b）、（c）所示. 钢沉井结构最大局部应力都出现在迎浪面底部锚缆与井壁连接部位，这可能是由于偏心波流力作用造成的结果. 因此，在实际工程中，应重点加强锚缆与井壁连接部位尤其是迎浪侧底部锚缆与井壁连接部位的强度，避免由于过大波流荷载作用而造成的钢沉井结构连接部位甚至结构自身的破坏.

3. 结　论

本文基于LS-DYNA有限元构建波流共同作用下的三维钢沉井流固耦合模型，探究不同锚缆布置形式对钢沉井稳定性的影响，分析波流共同作用下钢沉井的动力特性，并开展波流下作用钢沉井结构波流荷载与动力特性的参数化分析，结果如下：

1）本文基于LS-DYNA有限元，构建三维钢沉井流固耦合模型，通过与水槽中系泊防波堤的运动响应实验以及箱型结构波浪力实验结果进行对比，验证所提出的三维流固耦合模型可以准确的模拟波流共同作用下钢沉井定位下放过程中的动力特性.

2）本文所提出的钢沉井定位下放过程中的锚缆布置形式3可以有效降低钢沉井结构在不同波流作用下的位移和倾角，其最大倾角不超过2°，将钢沉井倾角控制在非常安全的范围内，为复杂海况下钢沉井定位下放的锚缆布置提供了理论参考.

3）波流共同作用较水流单独作用对钢沉井定位下放过程中的稳定性产生更严重的威胁，在本文研究范围内，钢沉井在波流共同作用下产生的最大水平力、x向位移和倾角较水流单独作用最少分别增加了86.34%、25.15%和112.96%. 因此，在研究钢沉井定位下放过程时考虑波流的共同作用则更为合理.

4）水流速度和波高大小对钢沉井结构的动力特性有着显著的影响，钢沉井所受水平力、x向位移和倾角几乎是与流速和波高呈正相关. 在本研究范围内，随着水流速度和波高的增加，钢沉井所受水平力、x向位移和倾角最大分别增加了约138.44%、137.46%和150.09%，过大流速和波高可能会对钢沉井的施工安全造成影响. 因此，在施工前应充分了解桥址区水文情况，避免在波高较大时以及水流湍急时期进行施工.

5）随着钢沉井下放深度的增加，结构所受水平力和x向位移逐渐增大，然而结构的倾角却逐渐减小. 因此，对钢沉井定位下放过程的研究，应综合考虑水平力、x向位移以及倾角对钢沉井定位下放过程的影响，充分考虑钢沉井结构不同位置时的动力特性更为合理.

6）波流共同作用下钢沉井自身局部应力多集中于锚缆与井壁的连接部位附近，且迎浪面局部最大应力明显大于背浪面局部最大应力. 随着钢沉井的持续下放，锚缆与井壁连接部位附近局部最大应力呈先减小后增大的趋势，且局部最大应力都出现在迎浪面底部锚缆与井壁的连接部位. 因此，在实际工程中，应重点针对锚缆与钢沉井结构的连接部位及其附近进行结构强度加强，避免在复杂海况下钢沉井受到过大波流荷载导致结构连接部位的破坏而引起施工安全事故.

图 1 砂雨法设备及试验设计

Figure 1. Sand pluviator and experiment design

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 出砂口

Figure 2. Nozzles

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 微型动力触探设备示意

Figure 3. Mini dynamic cone penetrometer

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 探头尺寸

Figure 4. Size of cone tips

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 标准砂级配曲线

Figure 5. Standard sand gradation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 出砂口尺寸标定结果

Figure 6. Calibration results of nozzle size

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 干砂/饱和砂对比试验结果

Figure 7. Contrast tests results of dry and saturated sands

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 测点分布与变异系数

Figure 8. Measuring points distribution and coefficient of variation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 中心与边界区域端阻

Figure 9. Cone resistance of central and boundary region

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 空中落速落距关系

Figure 10. Drop height and velocity in the air

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 不同落距下水面处v_h/v_v

Figure 11. v_h/v_v at water surface with different drop height

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 水中v_h/v_v随时间变化曲线

Figure 12. Relation between v_h/v_v and time in water

下载: 全尺寸图片幻灯片

参考文献(25)

HUANG A B, CHANG W J, HSU H H, et al. A mist pluviation method for reconstituting silty sand specimens[J]. Engineering Geology, 2015, 188(1): 1-9.

马险峰,孔令刚,方薇,等. 砂雨法试样制备平行试验研究[J]. 岩土工程学报,2014,36(10): 1791-1801. doi: 10.11779/CJGE201410005

MA Xianfeng, KONG Linggang, FANG Wei, et al. Parallel tests on preparation of samples with sand pourer[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(10): 1791-1801. doi: 10.11779/CJGE201410005

李浩,罗强,张正,等. 砂雨法制备砂土地基模型控制要素试验研究[J]. 岩土工程学报,2014,36(10): 1872-1878. doi: 10.11779/CJGE201410015

LI Hao, LUO Qiang, ZHANG Zheng, et al. Experimental study on control element of sand pourer preparation of sand foundation model[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(10): 1872-1878. doi: 10.11779/CJGE201410015

KHARI M, KASSIM K, ADNAN A. Sand samples’ preparation using mobile pluviator[J]. Arabian Journal for Science and Engineering, 2014, 39(10): 6825-6834. doi: 10.1007/s13369-014-1247-8

GADE V K, DASAKA S M. Development of a mechanized traveling pluviator to prepare reconstituted uniform sand specimens[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2016, 28(2): 1-9.

RAGHUNANDAN M, JUNEJA A, HSIUNG B. Preparation of reconstituted sand samples in the laboratory[J]. International Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 6(1): 125-131. doi: 10.3328/IJGE.2012.06.01.125-131

IQBAL W. Sand pluviation technique[M]. [S.l.]: LAP Lambert Academic Publishing, 2012: 1-10

袁晓铭,曹振中,孙锐,等. 汶川8.0级地震液化特征初步研究[J]. 岩石力学与工程学报,2009,28(6): 1288-1296. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.06.026

YUAN Xiaoming, CAO Zhenzhong, SUN Rui, et al. Preliminary research on liquefaction characteristics of Wenchuan 8.0 earthquake[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(6): 1288-1296. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.06.026

徐锡伟,陈桂华,于贵华,等. 芦山地震发震构造及其与汶川地震关系讨论[J]. 地学前缘,2013,20(3): 11-20.

XU Xiwei, CHEN Guihua, YU Guihua, et al. Seismogenic structure of Lushan earthquake and its relationship with Wenchuan earthquake[J]. Earth Science Frontiers, 2013, 20(3): 11-20.

蒋关鲁,刘先峰,张建文,等. 高速铁路液化土地基加固的振动台试验研究[J]. 西南交通大学学报,2006,41(2): 190-196. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2006.02.011

JIANG Guanlu, LIU Xianfeng, ZHANG Jianwen, et al. Shaking table test of composite foundation reinforcement of saturated silty soil ground for high speed railway[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2006, 41(2): 190-196. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2006.02.011

刘汉龙. 土动力学与土工抗震研究进展综述[J]. 土木工程学报,2012,45(4): 148-164.

LIU Hanlong. A review of recent advances in soil dynamics and geotechnical earthquake engineering[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(4): 148-164.

BOULANGER R W, MONTGOMERY J. Nonlinear deformation analyses of an embankment dam on a spatially variable liquefiable deposit[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2016, 91: 222-233. doi: 10.1016/j.soildyn.2016.07.027

程新俊,景立平,崔杰,等. 不同场地沉管隧道振动台模型试验研究[J]. 西南交通大学学报,2017,52(6): 1113-1120. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2017.06.011

CHENG Xinjun, JING Liping, CUI Jie, et al. Research of shaking table model tests on immersed tunnels under different conitions[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2017, 52(6): 1113-1120. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2017.06.011

苏雷,凌贤长,唐亮,等. 可液化场地桥梁群桩基动力反应振动台试验研究[J]. 防灾减灾工程学报,2015,35(2): 186-191.

SU Lei, LING Xianzhang, TANG Liang, et al. Shaking table tests on dynamic responses of pile group foundations for bridge in liquefiable ground[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2015, 35(2): 186-191.

冯研,蒋关鲁,陈伟志,等. 离心模型试验预测复合地基沉降的精度[J]. 西南交通大学学报,2014,49(1): 105-110. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2014.01.017

FENG Yan, JIANG Guanlu, CHEN Weizhi, et al. Accuracy of settlement prediction of composite foundation by centrifuge model tests[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2014, 49(1): 105-110. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2014.01.017

涂杰文,刘红帅,汤爱平,等. 基于离心振动台的堆积型滑坡加速度响应特征[J]. 岩石力学与工程学报,2015,34(7): 1361-1369.

TU Jiewen, LIU Hongshuai, TANG Aiping, et al. Acceleration response of colluvial landslide based on centrifugal shaking table test[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(7): 1361-1369.

王维早,许强,郑光,等. 强降雨诱发缓倾堆积层边坡失稳离心模型试验研究[J]. 岩土力学,2016,37(1): 87-95.

WANG Weizao, XU Qiang, ZHENG Guang, et al. Centrifugal model tests on sliding failure of gentle debris slope under rainfall[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(1): 87-95.

王永志,WILSON D W,KHOSRAVI M,等. 动力离心模型试验循环剪应力-剪应变反演方法对比[J]. 岩土工程学报,2016,38(2): 271-277.

WANG Yongzhi, WILSON D W, KHOSRAVI M, et al. Evaluation of cyclic shear stress-strain using inverse analysis techniques in dynamic centrifuge tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(2): 271-277.

徐超,贾斌,罗玉珊,等. 圬工与加筋土组合式挡墙离心模型试验[J]. 同济大学学报:自然科学版,2015,43(3): 379-385.

XU Chao, JIA Bin, LUO Yushan, et al. Centrifuge model tests of behavior of masonry and reinforced soil composite retaining wall[J]. Journal of Tongji University:Natural Science, 2015, 43(3): 379-385.

蔡正银,张晨,黄英豪. 冻土离心模拟技术研究进展[J]. 水利学报,2017,48(4): 398-407.

CAI Zhengyin, ZHANG Chen, HUANG Yinghao. A review on the development of geotechnical centrifuge modeling technique on frozen ground engineering[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2017, 48(4): 398-407.

郑健,李育超,陈云敏. 底泥固结对污染物运移影响的超重力离心试验模拟[J]. 浙江大学学报(工学版),2016,50(1): 8-15. doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2016.01.002

ZHENG Jian, LI Yuchao, CHEN Yunmin. Centrifuge test modeling of impact of sediment consolidation on contaminant transportation[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2016, 50(1): 8-15. doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2016.01.002

安鹏,邢义川,张爱军,等. 基于离心模型试验的深厚湿陷性黄土自重湿陷性评价研究[J]. 四川大学学报(工程科学版),2016,48(6): 23-30.

AN Peng, XING Yichuan, ZHANG Aijun, et al. Research on evaluation of self-weight collapsibility for large-thickness collapsible loess using centrifugal model test[J]. Journal of Sichuan University (Engineering Science Edition), 2016, 48(6): 23-30.

TOBITA T, ASHINO T, REN J, et al. Kyoto University LEAP-GWU-2015 tests and the importance of curving the ground surface in centrifuge modelling[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2017, 113: 650-662.

周燕国,李永刚,丁海军,等. 砂土液化后再固结体变规律表征与离心模型试验验证[J]. 岩土工程学报,2014,36(10): 1838-1845. doi: 10.11779/CJGE201410011

ZHOU Yanguo, LI Yonggang, DING Haijun, et al. Characterization of reconsolidation volumetric strain of liquefied sand and validation by centrifuge model tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(10): 1838-1845. doi: 10.11779/CJGE201410011

MOHAMMADI S D, NIKOUDEL M R, RAHIMI H, et al. Application of the dynamic cone penetrometer (DCP) for determination of the engineering parameters of sandy soils[J]. Engineering Geology, 2008, 101(3): 195-203.

施引文献

期刊类型引用(6)

1.	郑刚，张文彬，赵继辉，周海祚. 桩-承台不同连接方式下的桩基-结构动力响应离心机振动台试验研究. 建筑结构学报. 2025(01): 204-211+222 . 百度学术
2.	张旭东，王永志，王体强，段雪锋，袁晓铭. 宽级配土离心试验地基模型落雨法分层机制与数值模拟. 岩土工程学报. 2024(S1): 122-126 . 百度学术
3.	张旭东，王永志，王体强，刘红帅，段雪锋，袁晓铭. 宽级配珊瑚土落雨制模分层现象与控制方法. 自然灾害学报. 2024(04): 188-197 . 百度学术
4.	王浩然，王永志，王海，汤兆光，王体强. 砂雨模型制备PFC~(3D)的数值模拟. 水利水运工程学报. 2021(04): 68-74 . 百度学术
5.	刘荟达，王永志. 两种微倾黏土场地离心模型制备方法适用对比研究. 地震工程与工程振动. 2020(03): 130-138 . 百度学术
6.	汤兆光，王永志，孙锐，段雪锋，王体强，王浩然. 动力离心试验微型孔压传感器研制与性能验证. 岩土工程学报. 2020(S2): 129-134 . 百度学术