分艙板結(jié)構(gòu)對(duì)筒型基礎(chǔ)的抗震性能影響分析

湯徐偉，王懌之，鐘智輝，孟慶亮，江朝華

（1.河海大學(xué)水利工程實(shí)驗(yàn)教學(xué)中心，江蘇 南京 210098；2.中船第九設(shè)計(jì)研究院工程有限公司，上海 200063）

0 引言

近幾年，國(guó)內(nèi)海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)得到了快速發(fā)展[1]。風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)常見(jiàn)形式有重力式基礎(chǔ)、單樁基礎(chǔ)、導(dǎo)管架基礎(chǔ)及新型吸力桶基礎(chǔ)等[2]，不同的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)適用于不同的工程條件[3]。筒型基礎(chǔ)因具有較好的抗傾覆能力、施工費(fèi)用低和可重復(fù)利用等諸多優(yōu)勢(shì)，被普遍應(yīng)用于海上風(fēng)電領(lǐng)域[4]。由于大直徑的筒型基礎(chǔ)在拖航與沉放過(guò)程不易保持平衡，因此需要在筒體內(nèi)設(shè)置多個(gè)獨(dú)立艙室以達(dá)到精細(xì)調(diào)平。

鄧斌[5]通過(guò)數(shù)值模擬復(fù)合筒型基礎(chǔ)周?chē)暮４脖砻娓采w不同塊石下的動(dòng)力響應(yīng)和液化范圍分布，發(fā)現(xiàn)上覆塊石層厚度越大，抗液化效果越好。Ding等[6]在江蘇沿海的飽和黏土環(huán)境中進(jìn)行了新型帶分艙板海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)的水平承載力現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。丁紅巖等[7]以“CBF-3-150”3MW復(fù)合筒型基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)為對(duì)象，通過(guò)氣浮理論和MOSES軟件分析不同分艙形式下大尺度筒型基礎(chǔ)的浮穩(wěn)性參數(shù)，認(rèn)為對(duì)大尺度筒型基礎(chǔ)進(jìn)行分艙可以明顯提高結(jié)構(gòu)的浮穩(wěn)性。吳慕丹[8]結(jié)合了模型試驗(yàn)與有限元分析方法，研究發(fā)現(xiàn)分艙板能夠使基礎(chǔ)極限承載力提高8.8%，還能夠使水平荷載下的極限承載力提高20%左右；筒型基礎(chǔ)在負(fù)壓作用后與土體的接觸更加緊密，極端荷載下脫開(kāi)率大幅下降，承載力有較大提升。

目前對(duì)于帶分艙板筒型基礎(chǔ)研究較少，且多以物理模型為主，因此有必要對(duì)帶分艙板筒型基礎(chǔ)的抗震性能等進(jìn)行更加深入的研究，為近海風(fēng)電筒型基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)提供參考。

1ABAQUS模型的建立

本文以Wang[9]研究中0.5高徑比筒型基礎(chǔ)為原型。上部風(fēng)機(jī)重量為120 t，塔筒長(zhǎng)度70 m，剖面為薄壁環(huán)形，半徑為2.17 m，厚度為50 mm，上部結(jié)構(gòu)的總重量為710 t；基礎(chǔ)外徑為30 m，高度為15 m，基礎(chǔ)筒邊厚度為400 mm，筒頂蓋厚度300 mm，筒內(nèi)部分艙板按蜂窩型布置，每塊分艙板長(zhǎng)7.5 m，厚度180 mm。

1.1 材料參數(shù)

筒型基礎(chǔ)材料為Q345鋼材，彈性模量E=2.1伊105MPa，泊松比 滋=0.3，密度為 7 850 kg/m3；土體為粉砂夾粉土，本構(gòu)關(guān)系為彈塑性模型。材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 材料參數(shù)取值Table 1 Material parameter values

1.2 單元選擇與網(wǎng)格劃分

上部風(fēng)機(jī)簡(jiǎn)化為一個(gè)集中質(zhì)量點(diǎn)，塔筒采用B3空間梁?jiǎn)卧?，下部筒型基礎(chǔ)以及土體采用C3D8R三維實(shí)體單元。xz面為水平面，y方向作為結(jié)構(gòu)的豎直方向且規(guī)定重力方向?yàn)閥軸負(fù)方向，在4倍筒徑范圍內(nèi)對(duì)土體網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密，最小徑向網(wǎng)格尺寸約為0.5 m，最大徑向網(wǎng)格尺寸10.5 m，豎向網(wǎng)格尺寸均設(shè)置在3 m左右。帶分艙板筒型基礎(chǔ)模型單元總數(shù)為40 950，普通筒型基礎(chǔ)模型單元總數(shù)為58 560。

1.3 接觸與邊界條件設(shè)置

上部風(fēng)機(jī)與塔筒頂端、塔筒底端與筒型基礎(chǔ)頂蓋中心均采用耦合連接進(jìn)行約束；土體與筒型基礎(chǔ)的接觸面存在相互作用，在ABAQUS中通過(guò)設(shè)置面-面接觸進(jìn)行模擬。結(jié)構(gòu)與土體間的法向作用采用“硬接觸”，它能夠有效模擬土體與結(jié)構(gòu)間的相互作用，具有很好的收斂效果，接觸面的切向摩擦系數(shù)取為0.4。

土體分區(qū)示意圖見(jiàn)圖1，外部為無(wú)限元實(shí)體部分，內(nèi)部的有限元土體設(shè)為圓柱形，直徑為10倍筒徑，土體高度為3倍筒高。

圖1 無(wú)限元邊界分區(qū)示意圖Fig.1 Infinite element boundary partition diagram

1.4 結(jié)構(gòu)阻尼

使用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行模態(tài)分析，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)前十階自振頻率在0.863~6.076 Hz之間，其中可能發(fā)生的振型為前五階，頻率在0.863~3.713 Hz之間。阻尼選擇根據(jù)需要選用瑞利阻尼，將阻尼矩陣假設(shè)為質(zhì)量矩陣M和剛度矩陣K的組合，即：

式中：琢為質(zhì)量阻尼系數(shù)；茁為剛度阻尼系數(shù)。琢與茁可由振型阻尼比計(jì)算得到，即：

式中：棕i和棕j分別表示體系第i階和第j階振型對(duì)應(yīng)的自振頻率；孜i和孜j分別代表第i階和第j階振型阻尼比，本文中為0.05。取結(jié)構(gòu)的前五階振型的自振頻率計(jì)算結(jié)構(gòu)阻尼，經(jīng)計(jì)算，結(jié)構(gòu)阻尼系數(shù)為 琢=0.439 95，茁=0.003 48。

1.5 模型驗(yàn)證

本文以Wang[9]研究中物理模型為基礎(chǔ)，建立ABAQUS有限元軟件數(shù)值模型，將從Wang[9]研究中提取的簡(jiǎn)單地震波從土體底部以水平向加速度的方式分別施加于飽和砂與干砂條件下的結(jié)構(gòu)，分別模擬帶分艙板的海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)在干砂與飽和砂中的地震動(dòng)力響應(yīng)，通過(guò)比較物理模型與數(shù)學(xué)模型中對(duì)應(yīng)測(cè)量點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線以及沉降量，驗(yàn)證了有限元模型模擬帶分艙板筒型基礎(chǔ)物理模型的地震動(dòng)力響應(yīng)的可靠性。

1.6 地震波的選取

輸入地震波的峰值應(yīng)根據(jù)設(shè)防烈度要求進(jìn)行調(diào)整；其有效持續(xù)時(shí)間可為結(jié)構(gòu)自振周期的5~10倍，持續(xù)時(shí)間中必須包含地震波中最強(qiáng)烈的部分。本文結(jié)合GB 51096—2015《風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)設(shè)計(jì)規(guī)范》選取了EI-Centro波并將加速度峰值調(diào)整為0.1g，以水平加速度的方式施加于土體底部有限元與無(wú)限元的接觸面上，地震通過(guò)土體傳遞至結(jié)構(gòu)。EICentro波為II類(lèi)場(chǎng)地典型地震波，地震波加速度時(shí)程曲線圖見(jiàn)圖2。

圖2 地震波加速度時(shí)程曲線圖Fig.2 Time history graph of seismic wave acceleration

2 動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比分析

2.1 水平加速度響應(yīng)對(duì)比分析

分析可知，在泥面處，帶分艙板筒型基礎(chǔ)與普通筒型基礎(chǔ)的水平加速度時(shí)程非常相近，不再列出。塔筒頂端水平加速度對(duì)比如圖3所示，普通筒型基礎(chǔ)的水平加速度變化幅值小于帶分艙板的筒型基礎(chǔ)。帶分艙板筒型基礎(chǔ)的水平加速度最大峰值為-7.19 m/s2，較普通筒型基礎(chǔ)的7.15 m/s2有所增大，這是由于分艙板的存在增大了筒型基礎(chǔ)在土體中水平方向的接觸面積，從土體傳入的地震波加速度更容易傳導(dǎo)至結(jié)構(gòu)。同時(shí)，分艙板增大了結(jié)構(gòu)的整體剛度，結(jié)構(gòu)在地震中表現(xiàn)出更強(qiáng)的整體震動(dòng)，使帶分艙板的結(jié)構(gòu)加速度變化更劇烈。

圖3 塔筒頂端水平加速度對(duì)比圖Fig.3 Comparison diagram of horizontal accelerationon top of tower drum

2.2 豎向位移響應(yīng)對(duì)比分析

泥面處的豎向位移對(duì)比如圖4所示，由于塔筒頂端的豎向位移與泥面處非常相近，因此不再列出。

圖4 泥面處豎向位移對(duì)比圖Fig.4 Comparison diagram of vertical displacement of mud surface

帶分艙板的筒型基礎(chǔ)的豎向位移峰值-0.043 m，較普通筒型基礎(chǔ)的-0.057 m降低了24.6%。分艙板結(jié)構(gòu)能夠增大結(jié)構(gòu)的剛度，從而限制結(jié)構(gòu)的豎向位移。同時(shí)，分艙板能夠增加與土體的接觸面積，起到固定土體，減小沉降的作用。

2.3 水平位移響應(yīng)對(duì)比分析

分析可知，在泥面處，帶分艙板的筒型基礎(chǔ)與普通筒型基礎(chǔ)的水平位移時(shí)程非常相近，不再列出。

塔筒頂端水平位移對(duì)比見(jiàn)圖5，帶分艙板筒型基礎(chǔ)的塔筒頂端最大水平位移為-0.208 m，普通筒型基礎(chǔ)的塔筒頂端最大水平位移為-0.153 m。分艙板結(jié)構(gòu)會(huì)增大筒型基礎(chǔ)在地震作用下的水平位移，尤其在塔筒頂端。這是由于帶分艙板筒型基礎(chǔ)整體剛度的增加使得結(jié)構(gòu)對(duì)水平加速度的敏感度增加，導(dǎo)致水平位移增大。

圖5 塔筒頂端水平位移對(duì)比圖Fig.5 Comparison diagram of horizontal displacement of top of tower drum

2.4 結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角對(duì)比分析

如圖6（a）所示，兩種結(jié)構(gòu)在泥面處結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角時(shí)程具有較為相似的規(guī)律。相比普通筒型基礎(chǔ)，帶分艙板筒型基礎(chǔ)的正負(fù)轉(zhuǎn)角峰值分別降低了23.0%和6.0%，分艙板結(jié)構(gòu)能夠有效降低地震作用下風(fēng)電基礎(chǔ)處的轉(zhuǎn)角，提高其整體抗震及抗傾覆能力。這是由于分艙板結(jié)構(gòu)能夠增大與土體的接觸面積，為筒體提供更大的抗拔摩阻力，限制土體與結(jié)構(gòu)的豎向相對(duì)位移。

由圖6（b）可知帶分艙板筒型基礎(chǔ)在頂端處的轉(zhuǎn)角大于普通筒型基礎(chǔ)。

圖6 轉(zhuǎn)角對(duì)比圖Fig.6 Angle contrast diagram

3 分艙板基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

3.1 不同高徑比帶分艙板筒型基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

參考實(shí)際工程中的不同筒型基礎(chǔ)，將分艙形式定為七艙室，進(jìn)一步研究0.2、0.3、0.5、1.0四種不同高徑比的帶分艙板筒型基礎(chǔ)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)，得到4組結(jié)構(gòu)水平加速度、水平位移、豎向位移及轉(zhuǎn)角結(jié)果。以0.5高徑比筒型基礎(chǔ)作為對(duì)比組，分別計(jì)算各結(jié)構(gòu)地震動(dòng)力響應(yīng)的變化率，并匯總見(jiàn)圖7。

圖7 不同高徑比的筒型基礎(chǔ)地震動(dòng)力響應(yīng)特性變化率Fig.7 Variation rates of seismic dynamic response characteristics of cylindrical foundation with different height-diameter ratios

由圖7（a）可見(jiàn)，在泥面處，1.0高徑比的筒型基礎(chǔ)在水平位移與豎向位移方面遠(yuǎn)大于其他3種結(jié)構(gòu)，且水平位移超過(guò)了規(guī)范允許的最大位移，不具備抵抗0.1g強(qiáng)度地震的能力。相比0.5高徑比的筒型基礎(chǔ)，0.2高徑比的筒型基礎(chǔ)能夠降低近一半的轉(zhuǎn)角峰值，這能夠有效提高結(jié)構(gòu)在地震作用下的穩(wěn)定性及抗傾覆能力。

由圖7（b）可見(jiàn)，在塔筒頂端，1.0高徑比的筒型基礎(chǔ)在水平位移和轉(zhuǎn)角峰值方面具有一定的優(yōu)勢(shì)，但由于其在泥面處水平位移不符合規(guī)范要求，因此不具備參考性。而0.2高徑比的筒型基礎(chǔ)在塔筒頂端的各項(xiàng)指標(biāo)均優(yōu)于0.3高徑比的筒型基礎(chǔ)。

綜合各項(xiàng)結(jié)果可以得出：1.0高徑比的帶分艙板筒型基礎(chǔ)由于泥面處水平位移不滿足條件，不適用于要求結(jié)構(gòu)具有抗震能力的海上風(fēng)電工程；0.2高徑比的帶分艙板筒型基礎(chǔ)相比于0.3、0.5高徑比的基礎(chǔ)具有更優(yōu)良的抗震性能。

3.2 不同形式的分艙板筒型基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

以抗震性能最優(yōu)的0.2高徑比筒型基礎(chǔ)為模板，對(duì)比研究了地震作用下七艙室、五艙室和四艙室筒型基礎(chǔ)在泥面處及塔筒頂端的水平加速度、水平位移、豎向位移及轉(zhuǎn)角的動(dòng)力響應(yīng)，結(jié)果如表2所示。

表2 不同分艙板形式的筒型基礎(chǔ)在泥面處和塔筒頂端的地震響應(yīng)峰值Table 2 Seismic response peaks at the mud surface and the top of tower drum of bucket foundations with different subdivision plate types

在泥面處，七艙室結(jié)構(gòu)在水平加速度方面具有一定的優(yōu)勢(shì)，在水平位移與豎向位移方面同樣優(yōu)于其他兩種結(jié)構(gòu)。在轉(zhuǎn)角響應(yīng)方面，七艙室的筒型基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角峰值不到其他兩種結(jié)構(gòu)的1/5。七艙室型的內(nèi)部艙室能夠?yàn)橥残突A(chǔ)提供更加穩(wěn)定平衡的結(jié)構(gòu)，顯著提高基礎(chǔ)在地震作用下的抗傾覆能力。

五艙室與四艙室的筒型基礎(chǔ)在塔筒頂端的水平加速度均有減小，且相比于泥面處，七艙室筒型基礎(chǔ)在塔筒頂端的水平加速度增幅最明顯，在水平位移與轉(zhuǎn)角響應(yīng)方面呈現(xiàn)出相似的規(guī)律。七艙室筒型基礎(chǔ)的上部結(jié)構(gòu)對(duì)地震加速度更加敏感，這是由于結(jié)構(gòu)與土體更大的接觸面積導(dǎo)致地震加速度更容易傳遞至上部結(jié)構(gòu)，而五艙室與四艙室筒型基礎(chǔ)在地震波輸入方向上與土體的接觸面積有較大的減小。五艙室結(jié)構(gòu)略?xún)?yōu)于四艙室、七艙室結(jié)構(gòu)。

4 結(jié)語(yǔ)

本文利用ABAQUS有限元軟件建立有限元-無(wú)限元耦合的結(jié)構(gòu)模型，通過(guò)與普通筒型基礎(chǔ)模型在地震作用下動(dòng)力響應(yīng)的對(duì)比分析，研究分艙板結(jié)構(gòu)對(duì)筒型基礎(chǔ)抗震性能的影響，最后探究帶分艙板筒型基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，找到綜合抗震性能更優(yōu)的結(jié)構(gòu)形式。得到以下主要結(jié)論：

1）由于分艙板的存在增大了結(jié)構(gòu)的整體剛度，結(jié)構(gòu)在地震中表現(xiàn)出更強(qiáng)的整體震動(dòng)，從而使水平加速度與水平位移在塔筒頂端的變化更為劇烈。但筒型基礎(chǔ)的剛度增加，限制了結(jié)構(gòu)的豎向位移；相比于普通筒型基礎(chǔ)，帶分艙板筒型基礎(chǔ)的豎向位移能夠降低24.6%，泥面處轉(zhuǎn)角降低23.0%，分艙板結(jié)構(gòu)能夠有效提高風(fēng)電結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗沉降和抗傾覆能力。

2）1.0高徑比的筒型基礎(chǔ)不具備抗震能力，0.2高徑比的帶分艙板筒型基礎(chǔ)相比于0.3、0.5高徑比的基礎(chǔ)具有更優(yōu)良的抗震性能。七艙室能夠顯著提高基礎(chǔ)在地震作用下的抗傾覆能力；五艙室結(jié)構(gòu)在塔筒頂端的地震動(dòng)力響應(yīng)略?xún)?yōu)于四艙室與七艙室結(jié)構(gòu)。因此，在以抗震為目的設(shè)計(jì)帶分艙板的海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)形式時(shí)，優(yōu)選0.2高徑比的七艙室筒型基礎(chǔ)。