海上风电筒型基础在砂土中地震响应研究

刘 佳，李婧宜，张浦阳

（1.天津大学国际工程师学院，天津 300072；2.天津大学建筑工程学院，天津 300072）

引言

在国家能源寻求转型，大力发展新能源的时代背景下，海上风电领域无论是在市场还是在技术方面都迎来了一个巨大的发展红利期，“碳达峰”、“碳中和”的国家战略也让可再生新能源中的风能、光伏、光热、氢能等多种新能源形式形成了一种共同发展，齐头并进的发展格局；其中我国的风能资源，尤其是海上风能资源储备十分丰富。

目前海上风电的解决方案有重力式基础、单桩基础、三脚架基础、导管架基础、筒型基础、漂浮式基础等多种基础型式，其中吸力筒基础的筒顶与土体接触形成顶承，能够将上部荷载有效地向下部土体传递，筒壁与土体紧密接触，使得筒型基础具有较高的抗侧刚度，可抵抗较大的水平荷载与弯矩等，使其在海上风电领域的应用越来越广泛[1]。

如图1 所示，复合筒型基础是一种新型大尺度混凝土-钢板-钢筋-预应力钢绞线组合体系的宽浅型基础结构形式[2]。作为一种新型的海上风力发电基础，它具有成本低、便于施工、承载力高等优点。

图1 复合筒型基础及其内部结构示意

我国地震活动频度高、强度大、震源浅、分布广，震灾较为严重，在地震作用下土体易发生液化，地基丧失承载力，极大地危害基础及上部结构的安全性，因此有必要对筒型基础的抗震性能进行深入研究。在筒型基础的地基液化方面，前人已经有了不少的经验总结。2010 年李芳[1]采用有限元计算的方法，结合Seed 等提出的抗液化剪应力法来判别筒型基础地基在地震荷载作用下的承载能力，并对该方法进行了适当修正。2013 年张浦阳[2]采用Seed等提出的抗液化剪应力法对地基的液化程度进行计算判别，并得出基础上部所施加的竖向荷载能够有效提高地基土抗液化能力的结论。2016 年丁红岩等[3]对筒型基础地基土在地震荷载作用下的有效应力、孔隙水压力以及超孔隙水压力等性质的分布规律进行了重点研究，实验表明上部荷载和筒壁的环箍效应都可以提高地基土的有效应力。

1 有限元模型及工况

本次研究是基于有限元软件ADINA 建立筒型基础与地基的二维有限元模型，研究在地震作用下海上风电筒型基础的地基响应问题。结构的地震反应分析采用时程分析法，饱和土中的地震响应涉及到孔压消散的问题，采用能够准确反映土压力消散和土体骨架变形关系的比奥固结理论，满足土体变形条件和变形协调关系，并考虑了水流连续条件[4-5]。土体本构采用摩尔-库伦模型（M-C 模型）。

本次有限元研究选用的是EI-Centro 地震波，通过改变地震波的峰值模拟不同烈度的地震。图2、图3 是本次试验采用的加速度峰值为0.035g时的EI-Centro 波形图及傅里叶幅值谱，施加地震波时长为35 s。根据建筑抗震设计规范GB 50011-2010[6]，时程分析所用地震加速度时程的最大值如表1 所示。

图2 EI-Centro 波时程曲线

图3 EI-Centro 波傅里叶幅值谱

表1 时程分析所用地震加速度时程的最大值/(cm·s-2)

本次有限元研究共有5 种加载工况，如表2 所示。采用纵向（X向）输入地震波，选取7 度多遇、7 度设防、7 度罕遇和8 度罕遇四种地震加速度，输入的EI-Centro 波加速度峰值分别为0.035g、0.1g、0.22g和0.4g，同时为了更好地研究土体液化的过程，加入加速度峰值为0.175g的工况。

表2 加载工况

表3 有限元模型土质参数

由于研究的主要对象为筒型基础地基土体的响应，因此上部结构自重可由作用在筒顶的均布荷载来代替，复合筒型基础筒径350 mm，筒中心直径175 mm，分舱板长度87.5 mm，筒裙高100 mm，复合筒型基础模型质量为373.376 kg，单筒型基础内部未设分舱板，其它结构参数与复合筒型基础一致。

图4 单筒型基础

图5 复合筒型基础

土体底部和模型两侧边界设置为不透水边界，土体上部表面除筒盖位置处其余均设为透水边界。底部固定竖向位移和水平位移，两侧边界固定水平位移。土体与筒型基础的接触设置为摩擦接触。划分网格时分别建立土体和结构两种单元组，结构单元类型均为二维实体单元，土体单元组设为多孔介质，设节点数为6 个，以单筒型基础模型为例，模型的网格划分如图6 所示。

图6 模型的网格划分

由于地震发生前土体已完成自重固结，因此需要在施加地震波前进行固结计算，仅施加结构和土体的自重荷载，使土体在自重作用下完成固结；在固结过程中随着水的排出，饱和土中的超孔隙水压力不断降低，有效应力不断增大，最终实现饱和土中的超孔隙水压力为零，有效应力与总应力相等，即上部所有荷载全部由土颗粒骨架承担。

固结过程中的孔压消散时程曲线如图7 所示。利用固结计算的结果进行地震作用前的地应力平衡，将固结完成后的状态作为地震作用的初始状态进行重启动分析。

图7 孔压消散时程曲线

2 筒型基础地基动力响应分析

2.1 提取路径

为了研究地基不同位置处的土体响应规律，沿不同路径提取各位置处土体的超孔压比和加速度进行分析。本次研究在单筒型基础的内部设置五条提取路径，如图8 所示，单筒内路径距离筒中心的距离分别为Y=0 m、0.04 m、0.08 m、0.12 m、0.16 m（筒内壁附近）。

图8 单筒型基础路径

在复合筒型基础的内部同样设置五条提取路径；如图9 所示，复合筒内路径距离筒中心的距离分别为Y=0 m（筒中心）、0.064 m（中间舱分舱板附近）、0.086 m（边舱分舱板附近）、0.125 m（边舱中心）、0.160 m（筒内壁附近）。

图9 复合筒型基础路径

2.2 超孔压比值液化判别法

在本次有限元数值计算中采用超孔压比的概念来描述土体的液化程度。根据有效应力基本原理，饱和土体中任意一处的总应力包括土颗粒骨架所承担的有效应力和由孔隙水承担的孔隙水压力。在地震荷载作用下，土体被挤密，短时间内孔隙水并不能及时排走，土颗粒之间发生错位移动，骨架丧失部分承载能力，该部分荷载转为由孔隙水承担，超出初始状态孔隙水压力的部分便被称为超孔隙水压力，初始有效应力用表示，设定超孔压比，当超孔压比值达到1 时，说明超孔隙水压力与初始有效应力相等，土颗粒骨架被破坏，有效应力完全丧失，土体上部荷载全部由孔隙水承担，此时饱和土体在荷载作用下就会展现出类似液体的状态，便认定土体已经发生液化[7-8]。

2.3 超孔压比分析

单筒和复合筒内土体不同提取路径的超孔压比变化趋势基本相同，如图10、11 所示，存在超孔压比曲线速率发生变化的拐点，单筒型基础内的拐点出现在筒体下端（0.1 m 深度）附近，复合筒型基础内的拐点出现在0.15 m 深度左右；在拐点下方超孔压比随着深度的减小逐渐增大，即拐点以下，深度越深，越不容易发生液化；在拐点以上，超孔压比随着深度的减小快速降低直至土表层为零。曲线发生拐点的位置是地震荷载作用下筒型基础地基中最容易发生土体液化的地方。

图10 EI1 工况下单筒内土体超孔压比分布曲线

曲线出现拐点的主要原因可以分为两个方面：一是上部结构传递而来的附加荷载后对筒内地基土有一个更为直接的压实作用，使得土颗粒之间更加紧密；二是在地震波的作用下，土颗粒之间的错动位移在筒壁的约束作用下被有效限制；这两点都说明筒型基础对筒内土体的抗液化能力有着显著的提高作用。

相同深度下，两种筒型基础筒中心路径的超孔压比都是最小的，在逐渐远离筒中心的过程中超孔压比逐渐增大，说明筒中心土体受到的约束作用最强。在复合筒型基础中，五条提取路径上超孔压分布曲线之间的差距相较于单筒小很多。主要原因是复合筒型基础内部结构中分舱板的合理配置。分舱板首先对地基土有进一步的挤密作用，有效提高了地基土的初始有效应力；分舱板的布置将基础内地基土化整为零，通过对每一区域的巩固密实进而提高了地基整体的抗液化能力；其次，多个分舱板的布置也大大增加了复合筒型基础与地基土的接触面积，基础与土两者间的摩擦力明显上升，土体在地震作用下更不容易发生竖直方向的位移，筒型基础下部土体与筒下端的挤压碰撞也被有效抑制，该区域的应力集中现象得到有效改善。

图11 EI1 工况下复合筒内土体超孔压比分布曲线

在后续工况中，随着地震波强度的增加，各个路径超孔压比的数值持续增大，但是曲线的变化趋势和分布规律与EI1 工况基本相似。选择Y=0 m、Y=0.160 m 两条提取路径，将两种筒型基础在该路径上的超孔压比进行最大值对比，如图12 所示。

图12 Y=0 m 和Y=0.160 m 路径下超孔压比最大值

两条路径在输入加速度峰值相同的情况下，复合筒的超孔压比最大值均小于单筒，并且两种筒型基础之间的差距较为明显。

地基土首次出现濒临液化的状态是在EI4 工况下，单筒筒内土体最大超孔压比出现在筒壁附近0.05 m 深度处，达到了0.98，已经十分接近液化,筒中心土体的最大值为0.75；此时复合筒筒内土体最大超孔压比出现在筒壁附近0.11 m 深度处，为0.63，筒中心土体的最大值为0.56。

在 EI5 工况下单筒筒中心土体超孔压比在0.078 m 深度处达到1.0，即单筒筒内土体发生完全液化破坏；相比之下，复合筒筒内壁附近最大值为1.04，处于液化状态，但筒中心土体超孔压比最大值为0.90，并未发生液化，如图13、14 所示。这些数据均说明了复合筒型基础相比于单筒能够更有效地提高地基土的抗液化能力。

图13 EI5 工况下单筒内土体超孔压比分布曲线

图14 EI5 工况下复合筒内土体超孔压比分布曲线

2.4 加速度

对土体加速度进行分析。图15、16 是在EI1工况下两种筒型基础中不同路径的加速度分布曲线。加速度的变化趋势是一个随着深度的减小先增大后迅速减小的过程，在拐点深度以下部分的土体中，土压力随着深度的减小而减小，故加速度逐渐被放大；在拐点深度以上的土体中，筒型基础对地基土的约束占主导作用，所以加速度被明显抑制。EI1 工况下，单筒型基础中加速度曲线拐点开始出现的深度是0.37 m，复合筒是0.43 m；单筒内不同路径拐点深度的最大差值为0.13 m，复合筒为0.04 m，单筒与复合筒内加速度的最大值分别为0.61 m·s-2和0.53 m·s-2，多层次的分舱板布置给复合筒带来明显的抗震优势。

图15 EI1 工况下单筒筒内土体加速度分布曲线

图16 EI1 工况下复合筒筒内土体加速度分布曲线

同样选择Y=0 m、Y=0.160 m 两条提取路径，将单筒型基础和复合筒型基础在各提取路径出现的加速度放大系数最大值进行对比，如图17 所示，复合筒地基中各路径的加速度放大系数最大值都明显小于单筒地基。

图17 Y=0 m 和Y=0.160 m 路径下加速度放大系数最大值

3 结语

本文从超孔压比和加速度两个方面深入研究了筒型基础对砂土地基在地震作用下土体液化过程的影响，详尽地剖析了复合筒型基础相比于单筒在提高土体抗液化性能的优势。由数据分析可知，筒型基础内部中心位置的土体受到的约束最大，在相同工况下该位置最不容易发生液化，由筒中心向筒壁靠近的过程中，超孔压比和加速度逐渐增大，复合筒由于结构内分舱板的存在，超孔压比和加速度增大的幅度明显更小，在抗震效果方面更具优势。