海上風電三筒導管架基礎地基土的抗液化性能研究

收稿日期：2021-12-15

通信作者：李婧宜（1996—），女，博士，主要從事海上風電基礎方面的研究。476427123@qq.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-1543 文章編號：0254-0096（2023）05-0342-07

摘 要：針對海上風電三筒導管架基礎開展振動臺試驗，主要研究地基土的超孔隙水壓力和加速度，并利用有限元軟件ADINA對海上風電三筒導管架基礎地基土在地震作用下的動力響應進行數(shù)值模擬，將試驗結果與數(shù)模結果進行對比，發(fā)現(xiàn)二者吻合較好。進一步選取3種不同烈度的地震進行有限元模擬，主要分析其超孔隙水壓力和加速度的分布規(guī)律，結果表明三筒導管架基礎筒內土體的抗液化性能高于筒外土體，筒壁底端附近為液化高風險區(qū)，三筒導管架基礎的上部荷載作用及環(huán)箍效應對地基土的抗液化性能有提高作用。

關鍵詞：海上風電；土體液化；孔隙水壓力；加速度；數(shù)值模擬；三筒導管架基礎

中圖分類號：TU435 " " "文獻標志碼：A

0 引 言

海上風電三筒導管架基礎由3個筒型基礎和上部導管架構成，具有良好的抗拔和抗側傾性能，能利用負壓作用下沉，有較好的經(jīng)濟適用性和工程效益。2020年，三筒吸力式導管架基礎應用于山東半島南海上風電測風塔項目（圖1a）；三峽陽江沙扒海上風電場三筒導管架風力機基礎成功安裝到位（圖1b），這是三筒吸力式導管架基礎在中國海上風電項目的首次應用。同年，三筒導管架基礎也應用于中國首個水深超40 m的長樂外海海上風電場項目中（圖1c）。

對于筒型基礎地基在地震作用下的動力響應，有學者已開展了相關研究。魯曉兵等［1］對動冰荷載作用下飽和砂土液化對筒型基礎承載力的影響及弱化規(guī)律進行了數(shù)值模擬；顧承宇等［2］探究了海上風電導管架基礎在地震作用下飽和土體的動力響應；李芳［3］采用抗液化剪應力法對地震作用下動力問題和土體的液化程度進行了分析；張浦陽等［4-5］研究了考慮外部荷載時筒型基礎-地基土相互作用問題。Alamo等［6］通過對海上風電基礎進行SSI效應分析發(fā)現(xiàn)地震過程中地面加速度對地基土的承載能力有很大影響。

為了研究地震作用下三筒導管架基礎砂土地基的動力響應，本文開展振動臺試驗，利用試驗結果對有限元結果進行驗證，并對地震作用下三筒導管架基礎地基土的液化情況和加速度響應進行數(shù)值模擬研究。

1 振動臺試驗

1.1 試驗設置

試驗所用振動臺如圖2a所示。由于振動臺尺寸限制，對原型結構進行縮尺設計。試驗模型和原型都處于1g的重力場中，即重力加速度相似比為1。在振動臺試驗中，彈性模量、密度、重力加速度和長度比尺應滿足：

[Sg=SESρSL=1] （1）

則有：

[SE=SρSL] （2）

式中：[Sg]——重力加速度相似比；[SE]——彈性模量相似比；[Sρ]——密度相似比；[SL]——長度相似比。

選取原型材料作為模型材料，則[SE=1]，則推出[Sρgt;1]。因此在不影響模型結構整體剛度的前提下，在模型結構上需進行適當配重，以彌補重力效應和慣性效應的不足［7-8］。根據(jù)量綱分析法可得到：

[Sm=SσS2L] （3）

式中：[Sm]——質量相似比；[Sσ]——應力相似比。

選取長度相似比[SL=1100]，應力相似比[Sσ=1]，加速度相似比[Sa=1]，則可得到質量相似比為[Sm=SσS2L=110000]，頻率相似比[Sω=SESρSL=10]，時間相似比[ST=1Sω=110]。制作完成后的三筒導管架基礎模型筒徑為15.9 cm，筒高為12 cm，筒間距（筒中心之間的距離）為30 cm。試驗模型如圖2b所示。

選用福建標準砂作為地基土，彈性模量為20 MPa，內摩擦角為35.5°，密度為1.945 g/cm3，平均粒徑為0.165 mm，滲透系數(shù)為0.0001 m/s。為了獲得試驗中地基土的超孔隙水壓力和加速度變化時程，在地基土中埋設孔壓計和加速度計，傳感器布置如圖3所示。

選取EI-Centro波作為輸入地震波，選用7度罕遇地震工況的試驗結果對有限元結果進行驗證，根據(jù)建筑抗震設計規(guī)范GB 50011—2010［9］，使用時程分析方法時，7度罕遇地震工況對應的加速度時程最大值為0.22g，輸入加速度波如圖4所示。

1.2 試驗結果

圖5為振動臺試驗結果，包括土體超孔隙水壓力、超孔壓比和加速度時程曲線?？砂l(fā)現(xiàn)超孔隙水壓力有明顯的上

升和消散過程。振動結束后孔隙水逐漸排出，為了更好地判斷地基土的液化情況，將超孔隙水壓力轉化為超孔壓比進行分析?？砂l(fā)現(xiàn)除K1和K3外其他位置檢測到的最大超孔壓比均超過了1.0，發(fā)生液化。即此時筒1和筒2中心處土體未發(fā)生液化，筒外和筒壁下端土體均已液化，而筒壁下端處的土體超孔壓比最大，這是由于筒土之間的碰撞擠壓導致的。同樣可發(fā)現(xiàn)J1和J3處筒內土體加速度明顯小于筒外土體，說明筒體對筒內土的加速度有抑制作用。

圖6為試驗前后結構的姿態(tài)對比圖，可發(fā)現(xiàn)試驗結束后結構發(fā)生了明顯傾斜，但三筒導管架自身結構未發(fā)生破壞或損傷，結合前文中超孔壓比分析，可斷定結構的傾斜是由于地基土發(fā)生液化而產生的。

2 計算模型建立

利用有限元軟件ADINA對三筒導管架基礎在地震作用下的響應進行模擬，有限元結構和土體模型均與試驗模型一致。采用M-C模型和多孔介質材料模擬土體來考慮飽和土體中的土顆粒以及與孔隙水的相互作用。土體底部和模型四周邊界設置為不透水邊界，土體上部表面除筒蓋位置處其余均設為透水邊界。土體與筒型基礎的接觸設置為摩擦接觸。在地震模擬中，為盡可能模擬振動臺試驗中剪切箱吸收散射波和反射波，減小邊界效應，選用基于勢流體理論的Infinite Element，對土體模型四周設置Fluid Infinite邊界，如圖7a所示。三筒導管架基礎的有限元模型如圖7b所示。

地震波選取EI-Centro波，分別選取7度多遇、7度設防和7度罕遇地震工況進行模擬，對應加速度時程最大值如表1所示［9］。

3 有限元結果驗證

為驗證有限元結果的準確性，將7度罕遇地震（加速度峰值為0.22g）下的試驗結果與數(shù)模結果進行對比。不同位置處超孔壓比和加速度放大系數(shù)的試驗結果和數(shù)模結果對比情況如圖8所示。其中加速度放大系數(shù)定義為測點處的加速度值與輸入加速度的比值?？砂l(fā)現(xiàn)試驗和數(shù)模結果吻合程度較高，認為數(shù)模結果可靠。

4 有限元結果分析

為研究三筒導管架基礎對地基土體抗液化能力的影響和地基土在地震作用下的動力響應規(guī)律，沿不同路徑提取土體的超孔壓比和加速度，提取路徑如圖9所示。其中正視圖中無法表示的路徑在俯視圖中以彩色方塊表示，表示在該位置處沿Z向的路徑提取數(shù)據(jù)。

4.1 超孔壓比

圖10為EI1工況下三筒導管架基礎土體超孔壓比沿深度的分布曲線。

由圖10a可看出，筒中心處（路徑1、11）和距筒中心[0.25D]（路徑2，[D]為筒徑）的超孔壓比沿深度方向由下至上先

增加，在0.10 m深度處出現(xiàn)拐點，此后超孔壓比逐漸減小。這說明在三筒基礎的上部荷載和筒壁的環(huán)箍作用對筒內及筒下部一定深度范圍內的地基土有約束作用，使其密實度增大，土體剪縮性變弱，因此該位置處砂土地基的超孔壓比增長受到抑制。筒內壁附近（路徑3）土體的超孔壓比在0.14 m深度處出現(xiàn)拐點，超孔壓比增長顯著，然后在0.10 m深度出現(xiàn)第2個拐點，此后超孔壓比逐漸減小。這是因為當基礎結構受到地震波激勵時，筒壁底端因振動產生較大位移，地基土與筒壁發(fā)生碰撞擠壓，從而使得超孔隙水壓力迅速上升，超孔壓比增加，形成液化高風險區(qū)域。

對比同一深度不同路徑下筒內土體的超孔壓比曲線發(fā)現(xiàn)，筒中心處超孔壓比最小，超孔壓比隨著距筒中心距離的增加而增大，尤其是筒內壁附近的超孔壓比增加幅度更明顯。對比筒1中心（路徑1）和筒3中心（路徑11）的超孔壓比曲線，發(fā)現(xiàn)筒3內土體超孔壓比略小于筒1內土體，分析原因可能是筒1單獨位于輸入地震波振動方向的前端，受到的地震作用更強；而筒2和筒3共同承受來自振動方向的地震作用，兩筒之間的相互影響對土體的抗液化性能也起到了一定的作用，故筒1內土體的超孔壓比增長幅度大于筒3，但二者差距較小，因此后續(xù)對比僅以筒1作為代表進行研究。

由圖10b可看出，筒外土體超孔壓比隨深度的增加而減小，相同深度下距筒基越遠受到的有利影響越小，越易發(fā)生液化。筒壁外側（路徑4）的超孔壓比大小與筒外距筒基較遠處差距較大，說明三筒導管架基礎對筒基附近土體也有一定的約束作用，基礎的存在使其初始應力更大，抗液化性能增強。路徑4土體超孔壓比在0.12 m深度出現(xiàn)突然增大的現(xiàn)象，這是由于筒壁底端土體與筒體發(fā)生較劇烈的碰撞。三筒中心（路徑8）土體超孔壓比小于筒外其他位置，分析原因是在小震作用下，基礎結構位移較小，對三筒之間土體基本無擾動，而3個筒體的存在讓三筒間中心處的土體受到類似筒壁的環(huán)箍作用，該位置處土體更密實，剪縮性降低，超孔壓不易上升。筒2和筒3中間（路徑9）、筒1和筒3中間（路徑10）位置處的土體僅受到鄰近筒的影響，但由于與筒的距離相較于路徑4更遠，故超孔壓比大于路徑4，而小于距筒基較遠處的路徑5（筒外距筒中心[1.5D]處）。對比路徑9和10的超孔壓比，路徑10由于前后有筒1和筒3的碰撞擠壓，超孔壓比更大，液化風險更高；而路徑9土體位于筒2和筒3之間，受擠壓影響小，故液化風險較路徑10更低。

對比圖10a和10b曲線，筒內土體的超孔壓比整體小于筒外，這是因為筒內土體受到筒型基礎的環(huán)箍約束和上部荷載作用，砂土地基更緊密，剪縮性降低，超孔壓比增長緩慢，這也是筒型基礎對筒周地基土抗液化能力產生提高作用的原因。

由圖11a可知，筒內地基土超孔壓比沿深度的變化趨勢與EI1工況下的基本一致，但各路徑下土體的超孔壓比與EI1工況相比都出現(xiàn)大幅增長，尤其位于筒壁內側的路徑3處，土體在0.12 m深度左右依然出現(xiàn)了明顯增加，最大超孔壓比由EI1工況下的0.066增至0.3。

由圖11b可發(fā)現(xiàn)，各路徑下土體的超孔壓比沿深度方向仍呈現(xiàn)為由上到下逐漸減小，與EI1工況相比數(shù)值有所增加。筒外[2.5D]和[3D]處土體超孔壓比基本相同，最大超孔壓比不超過0.5，未達到液化水平。

由圖12a可以發(fā)現(xiàn)，除路徑2和路徑3，位于筒中心處的路徑1和路徑11在0.1 m深度左右也出現(xiàn)了突然增大的現(xiàn)象，這是因為筒體的振動愈加劇烈，筒內土受到碰撞擠壓，尤其是在筒壁底端深度范圍受到的擾動更強，所以在該深度處土體超孔壓比上升更明顯，但此時筒中心處土體仍未達到液化狀態(tài)。筒壁內側（路徑3）在0.08 m深度處達到最大超孔壓比1.3，即筒內壁底端土體已發(fā)生了液化，而隨著深度繼續(xù)減小，土體超孔壓比因筒體的約束作用而減?。辉?.15 m深度以下土體因初始應力大且受筒基振動擾動小，其超孔壓比未超過1.0。距筒中心[0.25D]處（路徑2）最大超孔壓比達到1.0，土體發(fā)生了液化，筒內土的穩(wěn)定性大幅降低。在同一高度下，筒型基礎對土體抗液化能力的提高作用由筒中心向四周逐漸減弱，在筒壁底端位置處由于筒土相互擠壓碰撞，此處最易發(fā)生液化。

由圖12b可知，筒外土體最大超孔壓比均超過1.0，即筒外土體都出現(xiàn)了不同程度的液化現(xiàn)象。筒壁外側（路徑4）在0.04 m深度以上和0.08 m深度處發(fā)生了小范圍的液化。三筒中心處（路徑8）僅在0.04 m深度以上發(fā)生了液化，筒間其

他位置處因受到筒體碰撞擠壓，超孔壓比上升較快，在0.1 m深度以上的淺層土發(fā)生了液化。筒外遠處土體超孔壓比上升明顯，液化由淺層逐漸向深層擴展，筒外[1.5D]（路徑5）超孔壓比在0.12 m深度處達到1.0，而筒外[2.5D]（路徑6）和[3D]（路徑7）超孔壓比在0.15 m深度處就上升至液化水平。

4.2 加速度放大系數(shù)

圖13為3種工況下三筒導管架基礎土體加速度放大系數(shù)沿深度的分布曲線。

觀察EI1工況下的土體加速度反應可發(fā)現(xiàn)，各路徑下土體加速度沿深度方向由下至上先增加，這是因為砂土地基對加速度有放大效應，但上升至0.3 m深度左右，加速度迅速減小，說明筒型基礎的存在抑制了筒內土體的加速度。由圖13b可發(fā)現(xiàn)，筒壁外側（路徑4）土體加速度隨深度的減小先增加后減小，其原因是該位置土體與筒基距離較近，筒體的存在改變了土體應力場，對土體的加速度響應有削弱作用。3個筒之間（路徑8～10）土體加速度也沿深度先增加后減小，尤其是三筒間中心處（路徑8）土體的加速度減小幅度最明顯，分析原因是3個筒體的存在使該區(qū)域受到類似環(huán)箍的效應，在小震作用下，結構振動小，環(huán)箍效應較明顯，且越靠近筒中心土體加速度受抑制作用越顯著。對于距筒體較遠的路徑5～7，土體加速度隨深度的減小而不斷增大，且在0.2 m深度以上的淺層土體中增長速率加快，說明地基土埋深越淺，對加速度的放大效應越大，在靠近土表層處放大效應更明顯。距筒中心[1.5D]處（路徑5）土體的加速度放大系數(shù)比距筒中心[2.5D]（路徑6）和距筒中心[3D]處（路徑7）土體的略小，說明該位置處仍受到筒型基礎的影響。路徑6以外的加速度曲線基本重合，說明距筒中心[2.5D]以外的地基土基本不受筒型基礎影響。

EI2和EI3工況下土體沿深度的加速度分布規(guī)律與EI1工況基本一致，但土體的加速度較EI1有所減小，說明砂土地基對加速度的放大效應隨地震烈度增加而減弱，其原因是土體剛度降低，阻尼比增大，不利于剪切波向上傳遞。其中EI3工況下筒外土體在各路徑下的加速度沿深度的分布不再出現(xiàn)第2個拐點，分析原因可能是因為靠近表面的淺層地基土在該工況下發(fā)生了液化，對剪切波產生了明顯的削弱作用。

5 結 論

本文利用有限元軟件ADINA對3種地震烈度下三筒導管架基礎地基的抗液化性能和加速度響應進行了數(shù)模研究，并利用振動臺試驗對數(shù)模結果進行了驗證。得到以下主要結論：

1）三筒導管架基礎對筒內及筒下一定深度地基土的抗液化性能有明顯的有利影響，基礎上部荷載作用和環(huán)箍效應使筒內土的密實度增大，剪縮性降低，對地基土的抗液化能力有提高作用；在筒壁底端附近，由于筒基和地基土發(fā)生劇烈的擠壓碰撞而形成液化高風險區(qū)域；筒間土體由于初始應力較大及受到類似筒基包圍的環(huán)箍作用，液化風險較筒外其他位置處更低。

2）地基土的加速度響應也由于筒型基礎的存在而受到抑制作用，筒內和筒間土體加速度明顯小于筒外其他位置處。隨著地震烈度的增大土體的加速度放大效應逐漸減弱，這是由于地基土發(fā)生液化，砂土地基的抗剪能力降低，對剪切波產生了削弱作用。

［參考文獻］

［1］ 魯曉兵， 李馳， 王淑云. 液化土層中桶形基礎承載力弱化的數(shù)值模擬［J］. 中國海上油氣， 2010， 22（1）： 65-68， 72.

LU X B， LI C， WANG S Y. Numerical simulation on the capacity degradation of bucket foundation in liquefied sand deposit［J］. China offshore oil and gas， 2010， 22（1）： 65-68， 72.

［2］ KU C Y， CHIEN L K. Modeling of load bearing characteristics of jacket foundation piles for offshore wind turbines in Taiwan［J］. Energies， 2016， 9（8）： 625.

［3］ 李芳. 作為海上風機基礎的筒型基礎土體液化研究［D］. 天津： 天津大學， 2010.

LI F. Study on the soil liquefaction of bucket foundation of offshore" wind" turbine" generator［D］." Tianjin：" Tianjin University， 2010.

［4］ ZHANG P Y， XIONG K P， DING H Y， et al. Anti-liquefaction characteristics of composite bucket foundations" "for" "offshore" "wind" "turbines［J］." Journal" "of renewable and sustainable energy， 2014， 6（5）： 053102.

［5］ ZHANG P Y， DING H Y， LE C H. Seismic response of large-scale" prestressed" concrete" bucket" oundation" for offshore" wind" turbines［J］. Journal" of" renewable" and sustainable energy， 2014， 6（1）： 013127.

［6］ ALAMO G M， AZNáREZ J J， PADRON L A， et al. Dynamic" "soil-structure" "interaction" "in" "offshore" "wind" turbines" on monopiles in layered seabed based on real data［J］. Ocean engineering， 2018， 156： 14-24.

［7］ 姜忻良， 徐炳偉， 李竹. 土-樁-結構振動臺模型試驗相似理論及其實施［J］. 振動工程學報， 2010， 23（2）： 225-229.

JIANG X L， XU B W， LI Z. Similitude laws and its application" in" shaking" table" test" of" soil-pile-structure interaction system［J］. Journal of vibration engineering， 2010， 23（2）： 225-229.

［8］ 葉濤萍. 振動臺試驗結構模型若干相似問題研究［D］. 邯鄲： 河北工程大學， 2013.

YE T P. The studying of some similar problems in shaking table test structure model［D］. Handan： Hebei University of Engineering， 2013.

［9］ GB 50011—2010， 建筑抗震設計規(guī)范［S］.

GB 50011—2010， Code for seismic design of buildings［S］.

NUMERICAL SIMULATION OF LIQUEFACTION RESISTANCE OF FOUNDATION SOIL OF THREE BUCKET JACKET FOUNDATION FOR OFFSHORE WIND TURBINE

Sun Peng1， Zhao Yebin1，Li Jingyi2，Pan Chen2，Zhang Puyang2

（1. Shandong Electric Power Engineering Consulting Institute Co.， Ltd.， Ji’nan 250013， China；

2. School of Civil Engineering， Tianjin University， Tianjin 300072， China）

Abstract：The shaking table test is carried out for three bucket jacket foundation for offshore wind turbine， the excess pore water pressure and acceleration of the foundation soil are studied. The dynamic response of the soil under earthquake is obtained by using the finite element software ADINA. The test results are compared with the numerical simulation results， and it is found that they are in good agreement. Three test conditions with different seismic intensity are selected for simulation， and the distribution laws of excess pore water pressure and acceleration are analyzed. The results show that the anti-liquefaction performance of the soil inside the bucket is higher than that outside the bucket， and there is a high risk of liquefaction near the bottom of the bucket wall. The upper load and hoop effect of three bucket jacket foundation can improve the liquefaction resistance of foundation soil.

Keywords：offshore wind power； soil liquefaction； pore pressure； acceleration； numerical simulation； three bucket jacket foundation