魏 凱，袁萬城

（同濟大學 土木工程防災(zāi)國家重點實驗室，上海200092）

跨越江河、海峽和海灣深水橋梁的規(guī)劃與建設(shè)，給橋梁工程界帶來巨大的機遇和挑戰(zhàn).高樁承臺基礎(chǔ)因其造價低廉、施工方便在我國跨江海大跨度橋梁工程中得到了廣泛應(yīng)用.前人通過對海洋鉆井平臺的研究［1］發(fā)現(xiàn)，柱狀結(jié)構(gòu)與水的相互作用會改變結(jié)構(gòu)的動力特性，進而影響結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力情況.這一現(xiàn)象在深水橋梁高樁承臺基礎(chǔ)中同樣存在［2］，且因承臺（如蘇通大橋［3］、東海大橋［4］）整體或多半位于水線以下，更增加了地震動水效應(yīng)對結(jié)構(gòu)的影響.

Westergaard［5］在1933年首先提出了用“附 加質(zhì)量”的概念求解水平地震作用下在垂直壩面產(chǎn)生的動水壓力問題.這一方法為地震反應(yīng)中考慮結(jié)構(gòu)與水的相互作用提供了最便捷的手段，至今仍被各國規(guī)范廣泛采用.Morison［6］針對與波長相比尺度較小的細長柱體，以表面光滑的剛性圓柱體為模型，推導出了經(jīng)典的波浪力解析公式Morison方程.基于這一思想，文獻［7－9］對橋墩—水耦合系統(tǒng)的地震響應(yīng)進行了大量卓有成效的研究，得出了很多有意義的結(jié)論及求解方法，但上述成果多為研究單一懸臂柱體側(cè)壁與水體的相互作用問題.而深水群樁基礎(chǔ)包含群樁和承臺，群樁之間的相互耦合效應(yīng)不可忽略，且承臺作為懸浮柱體，其流固耦合邊界復(fù)雜，簡單套用前述方法也會造成較大誤差.文獻［10］基于Morison方程提出了針對圓柱體承臺的動水力簡便分析方法，并結(jié)合振動臺試驗進行了驗證；文獻［6，11］在動水效應(yīng)計算中引入水中懸浮圓柱體橫蕩時的輻射、散射效應(yīng)解析式［12］，通過經(jīng)驗公式進行形狀修正，對矩形承臺的地震動水問題進行了數(shù)值分析.近年來，基于有限元、邊界元理論的一系列結(jié)構(gòu)—水相互作用數(shù)值研究方法［13］，為復(fù)雜結(jié)構(gòu)的流固耦合動力問題求解提供了有效手段，特別是基于勢流體理論的流固耦合分析方法的提出，實現(xiàn)了對高樁承臺基礎(chǔ)—水耦合系統(tǒng)動力響應(yīng)的精確數(shù)值分析［2］，但是面對擁有數(shù)十根樁的巨型群樁基礎(chǔ)，三維實體建模及網(wǎng)格劃分將十分困難，難以在全橋分析中實現(xiàn).

鑒于研究對象的復(fù)雜性及解析、數(shù)值方法各自的優(yōu)勢，本文首先提出了深水高樁承臺簡化分析模型，基于此模型分別對圓柱體樁—水耦合及承臺—水耦合系統(tǒng)的動水效應(yīng)計算進行了研究.最后，通過對比本文方法與高樁承臺模型水池試驗、有限元、解析方法的模態(tài)、時程分析結(jié)果，對算法的準確性進行了驗證.

1 高樁承臺簡化分析模型

考慮到深水高樁承臺基礎(chǔ)與水體耦合動力分析的復(fù)雜性，確定一個合理高效的有限元計算模型對考慮動水效應(yīng)的地震分析非常重要.通過對本文第2節(jié)四樁試驗?zāi)Ｐ徒⒔Y(jié)構(gòu)全實體單元、全梁單元（承臺簡化為質(zhì)心處質(zhì)點）及圖1所示實體、梁單元混合有限元模型，并將三種模型無水模態(tài)分析結(jié)果列于表1.圖中，Hw為水深，Hp為樁高，Hc為承臺厚度，ρc、ρp 分別為承臺、樁基材料密度為承臺、樁基動水附加質(zhì)量密度.

圖1模型與全實體模型精度相當，同時減少了運算規(guī)模.雖然樁基簡化增大了承臺—水豎向相互作用的面積，但考慮基礎(chǔ)豎向振型對橋梁地震響應(yīng)的貢獻較小，因此這種簡化是可接受的.考慮到動水附加阻尼項對于群樁基礎(chǔ)影響較?。?］，本文未計入其影響.當假設(shè)水體為無黏、無旋、邊界小變形及無限水體，且忽略承臺與樁身動水效應(yīng)間的影響，求解深水高樁承臺基礎(chǔ)地震作用下的動水效應(yīng)即為分別確定考慮動水附加質(zhì)量后水下樁基及承臺的密度變化問題.

圖1 深水高樁承臺簡化分析模型Fig.1 Simplified finite element model of elevated pile group foundation in deep water

表1 不同有限元模型模態(tài)分析結(jié)果Tab.1 Modal results of different finite element models

2 結(jié)構(gòu)動水效應(yīng)混合求解方法

2.1 樁身動水附加質(zhì)量解析求解

橋梁樁基多為圓柱體，相比有限元分析中復(fù)雜的網(wǎng)格劃分過程，解析方法更加簡單實用.當進行地震作用下結(jié)構(gòu)動水效應(yīng)分析時，假設(shè)水體靜止、柱體對波浪運動無顯著影響，此時結(jié)構(gòu)的振動頻率即為波浪的入射頻率，該波浪在結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生的效應(yīng)即被認為是由地震產(chǎn)生的動水效應(yīng).根據(jù)Morison 方程［6］，對直徑為D的圓柱單樁，作用在樁身距水底高度為z處的動水附加質(zhì)量為

式中：ρw 為水體密度；D為樁經(jīng)；Ca為附加質(zhì)量系數(shù).Morison方程中，一般取為1.但是，對大跨橋梁的高樁承臺基礎(chǔ)來說，某些時候其樁徑可達2.5 m以上［3］，這就帶來了大尺度圓柱體的附加質(zhì)量求解問題.Chopra等［14］基于波浪方程精確推導了水中圓柱體的動力方程，樁身動水附加質(zhì)量精確解為

式中：Hw為水深，當大于樁高Hp時，取Hw＝Hp；為第二類n階修正貝

因此，本文給出了基于水下樁基尺度的動水附加質(zhì)量計算方法，同時為根據(jù)我國的《海港水文規(guī)范》（JTJ213—1998），計入群樁效應(yīng)的影響，為便于有限元分析，用附加密度表達

表2 水下樁－階頻率隨樁基尺度變化情況Tab.2 The 1st frequencies as a function of the dimension of the immersed pile

當D／Hw≤0.1時，將式（1）代入式（3），當D／Hw＞0.1時，將式（2）代入式（3）.

式中，Kg為群樁系數(shù)，同樁列方向還有相鄰樁的間距S與樁徑D之比值有關(guān)，其取值見表3.

表3 群樁系數(shù)KgTab.3 Coefficient Kgfor pile group effect

圖2 樁身附加質(zhì)量系數(shù)Ca 與樁基尺度D／Hw 的關(guān)系Fig.2 Relationship between Caand D／Hw

2.2 承臺動水附加質(zhì)量數(shù)值求解

根據(jù)文獻［11－12］知，承臺的動水附加質(zhì)量不僅與承臺迎水面積、水深有關(guān)，還與承臺振動周期相關(guān).因此若想準確計算動水附加質(zhì)量，需滿足以下條件：①合理的流體動力學表達；②符合真實承臺外形尺寸；③擁有相同的無水振動周期.根據(jù)上述需求，結(jié)合勢流體單元在解決復(fù)雜流固耦合系統(tǒng)動力問題上的強大功能［2］，本文提出采用圖3 所示三維承臺—水耦合模型對承臺動水附加質(zhì)量進行計算，圖中B為水體寬度，mb為虛擬梁密度；承臺完全依照真實承臺進行三維實體建模，避免了承臺邊界條件簡化對結(jié)果造成的誤差；下部結(jié)構(gòu)采用與樁同長虛擬梁單元，通過合理設(shè)置虛擬梁的剛度，能實現(xiàn)對承臺振動特性的模擬.水體采用勢流體單元建模，通過在承臺與水體間設(shè)置流固耦合接觸，實現(xiàn)對該耦合系統(tǒng)的模態(tài)分析，在避開復(fù)雜數(shù)學解析計算的同時，計算該模態(tài)下承臺的動水附加質(zhì)量.對于水體寬度B，本文建議按文獻［13］取大于等于2倍水深以近似模擬無限水體.

圖3 承臺動水附加質(zhì)量求解模型Fig.3 Analysis model for the added mass of the cap

（1）圖3簡化模型參數(shù)確定

為使圖3無水模型具有與原高樁承臺基礎(chǔ)有相同的無水振動周期Tn，需要首先確定虛擬梁剛度.鑒于虛擬梁與上部剛性承臺的運動會在虛擬梁頂同時產(chǎn)生轉(zhuǎn)角和位移，二者同時具有彈性、慣性耦合的特性，試圖將其簡化為單自由度體系進行分析是行不通的，因此虛擬梁剛度按如下步驟確定：

當虛擬梁密度為0時，無水模型自振周期可以寫為

式中：Tn為第n階 周 期；an為 第n階 振 型 系 數(shù)；Mc為承臺總質(zhì)量；E為虛擬梁剛度；I為虛擬梁截面慣矩（對于三維梁單元包含抗彎慣矩Ixx，Iyy及抗扭慣矩Ixy三項）.假設(shè)虛擬梁截面的初始截面慣矩為1，可以通過數(shù)值計算得到其無水狀態(tài)下不同陣型的自振周期T′n.根據(jù)式（4），當簡化模型在無水情況下目標自振周期為Tn時，虛擬梁截面慣矩I為

將所得截面慣矩定義在下一步有水模型的虛擬梁上，完成模型確定.

（2）動水附加質(zhì)量數(shù)值計算

將承臺有水狀態(tài)下第n階振型的自振周期記為Tnw.圍繞上述模型建立水體，通過對有水模型進行模態(tài)分析，可得到承臺簡化模型有水狀態(tài)下各振型的自振周期Tnw，此時，承臺的實際質(zhì)量為Mc＋Ma.根據(jù)文獻［7］的試驗驗證，水中與空氣中結(jié)構(gòu)一階陣型基本保持不變，即近似認為振型系數(shù)an在空氣中及水中保持不變，故有從而，可得承臺水面以下部分的（承臺水下部分體積為V′c）附加密度

以上即為利用本算法進行結(jié)構(gòu)—水體耦合系統(tǒng)模態(tài)分析的基本流程.當進行考慮承臺動水效應(yīng)的地震時程反應(yīng)分析時，可按以下步驟計算：①首先對無水結(jié)構(gòu)進行時程分析；②取承臺迎水面中點的加速度時程進行傅里葉變換，根據(jù)頻域分析結(jié)果確定承臺在該地震波下的峰值周期；③以此作為簡化模型的目標自振周期，按照式（4）—（7）求得此時的承臺動水附加質(zhì)量；④根據(jù)附加密度，修正結(jié)構(gòu)模型，重新進行時程分析即得到結(jié)構(gòu)在考慮動水效應(yīng)時的地震響應(yīng).

3 方法驗證

3.1 水池試驗

為驗證本文算法的正確性，作者在一座3m ×3m×2.5m（長、寬、高）磚混水池中對如圖4所示高樁承臺模型進行了水深為0.30、0.75、1.15、1.55、1.75、1.90和2.05m 時的模態(tài)試驗.模型由4根鋼管樁、混凝土承臺（為便于焊接，外圍及下側(cè)采用1 cm 厚鋼板）以及鋼筋混凝土橋墩三部分組成，結(jié)構(gòu)尺寸詳見圖4.混凝土密度為2 300kg·m－3，彈性模量為22GPa；鋼材密度為7 830kg·m－3，彈性模量為210GPa；水體密度為1 000kg·m－3，壓縮模量為2.07GPa.為測得結(jié)構(gòu)沿圖4a所示x、y向一階側(cè)彎及一階扭轉(zhuǎn)模態(tài)，分別在模型x、y面布置6（共計12）處加速度傳感器，分別位于樁身1／2、3／4處，承臺中央、邊沿處，墩頂及其中央位置.水下拾振采取普通傳感器外包硅膠防水套實現(xiàn).使用單點激勵，多點拾振，基于數(shù)據(jù)采集和信號處理（DASP）系統(tǒng)進行信號采集與分析，采樣頻率400Hz，采樣時間20s.

圖4 四樁高樁承臺試驗?zāi)Ｐ停▎挝唬簃）Fig.4 4－pile specimen of elevated pile group foundation（unit：m）

3.2 模態(tài)結(jié)果對比分析

建立圖5a所示簡化分析模型，根據(jù)本文算法，計算了不同水深情況下結(jié)構(gòu)的x向側(cè)彎、y向側(cè)彎、扭轉(zhuǎn)振動周期.因為模型樁基尺寸，S／D＝5＞4，群樁系數(shù)取1；當水深為0.30m，水下樁基尺度為0.2，樁基附加質(zhì)量用式（2）計算，此時，需要細化梁單元，根據(jù)各單元中點處的附加密度分別進行模型定義；對其他水深則用式（1）計算.作為驗證，利用ADINA軟件建立了試驗?zāi)Ｐ驮诓煌钕碌膭萘黧w單元完全數(shù)值模型（圖5b）并進行頻率分析；基于文獻［11］方法建立圖5c所示簡化模型得到了模型x、y向側(cè)彎頻率.為消除各方法無水模態(tài)的誤差，使用結(jié)構(gòu)考慮水體的周期T水與無水周期T無水的比值表征周期隨水深的變化情況，并將試驗、本文方法、完全數(shù)值方法和文獻［11］方法得到的結(jié)構(gòu)x向一階側(cè)彎、y向一階側(cè)彎、扭轉(zhuǎn)振型的結(jié)果繪于圖6.

圖5 四樁高樁承臺試驗數(shù)值分析模型Fig.5 Numerical models for the 4－pile specimen

圖6 模型周期比T水／T無水隨水深變化情況Fig.6 The periods of the model as a function of the water levels

由圖6知，結(jié)構(gòu)各階周期隨水深增大而增加，且承臺與水體相互作用對結(jié)構(gòu)周期的變化貢獻最大.本文方法與試驗及完全數(shù)值解在三階振型的周期變化上完全吻合，計算精度較高，這也說明第1節(jié)提出的高樁承臺基礎(chǔ)簡化模型及其假設(shè)是合理可靠的.而文獻［11］方法在承臺—水體耦合作用的計算上與試驗值出入較大，僅僅基于輻射和散射計算承臺附加質(zhì)量低估了水體對承臺的影響.

3.3 時程分析結(jié)果比較

以水深為1.90m 時的四樁試驗?zāi)Ｐ蜑閷ο螅貀向輸入Elcentro波，峰值加速度0.26g（g為重力加速度），利用圖5a簡化模型與圖5b完全數(shù)值模型分別進行地震反應(yīng)時程分析，兩模型均采用5%的瑞利阻尼.圖7所示為兩方法得到的墩頂及承臺中心位移及加速度時程曲線.通過對比發(fā)現(xiàn)，本文算法與完全數(shù)值模型計算得到的位移、加速度結(jié)果吻合良好，方法在時程分析中同樣具有較高精度.此外在計算效率方面，使用一臺配置四核2.5GHz處理器、8 G 內(nèi)存的計算機，基于完全數(shù)值模型進行時程計算約耗時1 820s，而本文算法基于同樣網(wǎng)格劃分的簡化模型從首次時程分析求解附加質(zhì)量到得到二次時程分析得到結(jié)果，僅耗時830s，在相同精度的情況下，計算效率提高一倍還多.且隨著分析模型的單元增多，性能提升越明顯.

圖7 時程分析結(jié)果比較Fig.7 Comparison of the time－h(huán)istory results

4 結(jié)論

本文在提出深水群樁基礎(chǔ)考慮動水效應(yīng)時的簡化地震分析模型的基礎(chǔ)上，結(jié)合解析及有限元數(shù)值方法各自的優(yōu)勢，給出了深水高樁承臺基礎(chǔ)地震動水效應(yīng)數(shù)值解析混合算法.算法即考慮了樁基尺度、承臺真實幾何尺寸，又兼顧了結(jié)構(gòu)振動對地震動水效應(yīng)的影響.通過利用本文方法對四樁試驗?zāi)Ｐ瓦M行模態(tài)及時程分析，并與試驗數(shù)據(jù)及其他數(shù)值、解析結(jié)果比較發(fā)現(xiàn)，算法很好地消除了傳統(tǒng)高樁承臺基礎(chǔ)動水解析方法［11］的誤差，同時，大大縮減了有限元數(shù)值方法的工作量，從而能夠高效精準地對地震作用下深水橋梁高樁承臺—水耦合系統(tǒng)的動水效應(yīng)進行計算.此外，該算法可以方便地與基于梁單元的橋梁抗震分析方法相結(jié)合，既能考慮復(fù)雜的上部結(jié)構(gòu)，又能計入樁土相互作用的影響，從而可以對深水橋梁全橋的多相耦合地震響應(yīng)進行快速而準確的分析.考慮到由于目前水下地震模擬振動臺的試驗結(jié)果非常匱乏，本文研究成果對于理解橋梁深水高樁承臺基礎(chǔ)的地震響應(yīng)及其抗震設(shè)計都具有較大參考及應(yīng)用價值.

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