劉 佳，李婧宜，張浦陽

（1.天津大學(xué)國際工程師學(xué)院，天津 300072；2.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072）

引言

在國家能源尋求轉(zhuǎn)型，大力發(fā)展新能源的時(shí)代背景下，海上風(fēng)電領(lǐng)域無論是在市場還是在技術(shù)方面都迎來了一個(gè)巨大的發(fā)展紅利期，“碳達(dá)峰”、“碳中和”的國家戰(zhàn)略也讓可再生新能源中的風(fēng)能、光伏、光熱、氫能等多種新能源形式形成了一種共同發(fā)展，齊頭并進(jìn)的發(fā)展格局；其中我國的風(fēng)能資源，尤其是海上風(fēng)能資源儲備十分豐富。

目前海上風(fēng)電的解決方案有重力式基礎(chǔ)、單樁基礎(chǔ)、三腳架基礎(chǔ)、導(dǎo)管架基礎(chǔ)、筒型基礎(chǔ)、漂浮式基礎(chǔ)等多種基礎(chǔ)型式，其中吸力筒基礎(chǔ)的筒頂與土體接觸形成頂承，能夠?qū)⑸喜亢奢d有效地向下部土體傳遞，筒壁與土體緊密接觸，使得筒型基礎(chǔ)具有較高的抗側(cè)剛度，可抵抗較大的水平荷載與彎矩等，使其在海上風(fēng)電領(lǐng)域的應(yīng)用越來越廣泛[1]。

如圖1 所示，復(fù)合筒型基礎(chǔ)是一種新型大尺度混凝土-鋼板-鋼筋-預(yù)應(yīng)力鋼絞線組合體系的寬淺型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)形式[2]。作為一種新型的海上風(fēng)力發(fā)電基礎(chǔ)，它具有成本低、便于施工、承載力高等優(yōu)點(diǎn)。

圖1 復(fù)合筒型基礎(chǔ)及其內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意

我國地震活動頻度高、強(qiáng)度大、震源淺、分布廣，震災(zāi)較為嚴(yán)重，在地震作用下土體易發(fā)生液化，地基喪失承載力，極大地危害基礎(chǔ)及上部結(jié)構(gòu)的安全性，因此有必要對筒型基礎(chǔ)的抗震性能進(jìn)行深入研究。在筒型基礎(chǔ)的地基液化方面，前人已經(jīng)有了不少的經(jīng)驗(yàn)總結(jié)。2010 年李芳[1]采用有限元計(jì)算的方法，結(jié)合Seed 等提出的抗液化剪應(yīng)力法來判別筒型基礎(chǔ)地基在地震荷載作用下的承載能力，并對該方法進(jìn)行了適當(dāng)修正。2013 年張浦陽[2]采用Seed等提出的抗液化剪應(yīng)力法對地基的液化程度進(jìn)行計(jì)算判別，并得出基礎(chǔ)上部所施加的豎向荷載能夠有效提高地基土抗液化能力的結(jié)論。2016 年丁紅巖等[3]對筒型基礎(chǔ)地基土在地震荷載作用下的有效應(yīng)力、孔隙水壓力以及超孔隙水壓力等性質(zhì)的分布規(guī)律進(jìn)行了重點(diǎn)研究，實(shí)驗(yàn)表明上部荷載和筒壁的環(huán)箍效應(yīng)都可以提高地基土的有效應(yīng)力。

1 有限元模型及工況

本次研究是基于有限元軟件ADINA 建立筒型基礎(chǔ)與地基的二維有限元模型，研究在地震作用下海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)的地基響應(yīng)問題。結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)分析采用時(shí)程分析法，飽和土中的地震響應(yīng)涉及到孔壓消散的問題，采用能夠準(zhǔn)確反映土壓力消散和土體骨架變形關(guān)系的比奧固結(jié)理論，滿足土體變形條件和變形協(xié)調(diào)關(guān)系，并考慮了水流連續(xù)條件[4-5]。土體本構(gòu)采用摩爾-庫倫模型（M-C 模型）。

本次有限元研究選用的是EI-Centro 地震波，通過改變地震波的峰值模擬不同烈度的地震。圖2、圖3 是本次試驗(yàn)采用的加速度峰值為0.035g時(shí)的EI-Centro 波形圖及傅里葉幅值譜，施加地震波時(shí)長為35 s。根據(jù)建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范GB 50011-2010[6]，時(shí)程分析所用地震加速度時(shí)程的最大值如表1 所示。

圖2 EI-Centro 波時(shí)程曲線

圖3 EI-Centro 波傅里葉幅值譜

表1 時(shí)程分析所用地震加速度時(shí)程的最大值/(cm·s-2)

本次有限元研究共有5 種加載工況，如表2 所示。采用縱向（X向）輸入地震波，選取7 度多遇、7 度設(shè)防、7 度罕遇和8 度罕遇四種地震加速度，輸入的EI-Centro 波加速度峰值分別為0.035g、0.1g、0.22g和0.4g，同時(shí)為了更好地研究土體液化的過程，加入加速度峰值為0.175g的工況。

表2 加載工況

表3 有限元模型土質(zhì)參數(shù)

由于研究的主要對象為筒型基礎(chǔ)地基土體的響應(yīng)，因此上部結(jié)構(gòu)自重可由作用在筒頂?shù)木己奢d來代替，復(fù)合筒型基礎(chǔ)筒徑350 mm，筒中心直徑175 mm，分艙板長度87.5 mm，筒裙高100 mm，復(fù)合筒型基礎(chǔ)模型質(zhì)量為373.376 kg，單筒型基礎(chǔ)內(nèi)部未設(shè)分艙板，其它結(jié)構(gòu)參數(shù)與復(fù)合筒型基礎(chǔ)一致。

圖4 單筒型基礎(chǔ)

圖5 復(fù)合筒型基礎(chǔ)

土體底部和模型兩側(cè)邊界設(shè)置為不透水邊界，土體上部表面除筒蓋位置處其余均設(shè)為透水邊界。底部固定豎向位移和水平位移，兩側(cè)邊界固定水平位移。土體與筒型基礎(chǔ)的接觸設(shè)置為摩擦接觸。劃分網(wǎng)格時(shí)分別建立土體和結(jié)構(gòu)兩種單元組，結(jié)構(gòu)單元類型均為二維實(shí)體單元，土體單元組設(shè)為多孔介質(zhì)，設(shè)節(jié)點(diǎn)數(shù)為6 個(gè)，以單筒型基礎(chǔ)模型為例，模型的網(wǎng)格劃分如圖6 所示。

圖6 模型的網(wǎng)格劃分

由于地震發(fā)生前土體已完成自重固結(jié)，因此需要在施加地震波前進(jìn)行固結(jié)計(jì)算，僅施加結(jié)構(gòu)和土體的自重荷載，使土體在自重作用下完成固結(jié)；在固結(jié)過程中隨著水的排出，飽和土中的超孔隙水壓力不斷降低，有效應(yīng)力不斷增大，最終實(shí)現(xiàn)飽和土中的超孔隙水壓力為零，有效應(yīng)力與總應(yīng)力相等，即上部所有荷載全部由土顆粒骨架承擔(dān)。

固結(jié)過程中的孔壓消散時(shí)程曲線如圖7 所示。利用固結(jié)計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行地震作用前的地應(yīng)力平衡，將固結(jié)完成后的狀態(tài)作為地震作用的初始狀態(tài)進(jìn)行重啟動分析。

圖7 孔壓消散時(shí)程曲線

2 筒型基礎(chǔ)地基動力響應(yīng)分析

2.1 提取路徑

為了研究地基不同位置處的土體響應(yīng)規(guī)律，沿不同路徑提取各位置處土體的超孔壓比和加速度進(jìn)行分析。本次研究在單筒型基礎(chǔ)的內(nèi)部設(shè)置五條提取路徑，如圖8 所示，單筒內(nèi)路徑距離筒中心的距離分別為Y=0 m、0.04 m、0.08 m、0.12 m、0.16 m（筒內(nèi)壁附近）。

圖8 單筒型基礎(chǔ)路徑

在復(fù)合筒型基礎(chǔ)的內(nèi)部同樣設(shè)置五條提取路徑；如圖9 所示，復(fù)合筒內(nèi)路徑距離筒中心的距離分別為Y=0 m（筒中心）、0.064 m（中間艙分艙板附近）、0.086 m（邊艙分艙板附近）、0.125 m（邊艙中心）、0.160 m（筒內(nèi)壁附近）。

圖9 復(fù)合筒型基礎(chǔ)路徑

2.2 超孔壓比值液化判別法

在本次有限元數(shù)值計(jì)算中采用超孔壓比的概念來描述土體的液化程度。根據(jù)有效應(yīng)力基本原理，飽和土體中任意一處的總應(yīng)力包括土顆粒骨架所承擔(dān)的有效應(yīng)力和由孔隙水承擔(dān)的孔隙水壓力。在地震荷載作用下，土體被擠密，短時(shí)間內(nèi)孔隙水并不能及時(shí)排走，土顆粒之間發(fā)生錯(cuò)位移動，骨架喪失部分承載能力，該部分荷載轉(zhuǎn)為由孔隙水承擔(dān)，超出初始狀態(tài)孔隙水壓力的部分便被稱為超孔隙水壓力，初始有效應(yīng)力用表示，設(shè)定超孔壓比，當(dāng)超孔壓比值達(dá)到1 時(shí)，說明超孔隙水壓力與初始有效應(yīng)力相等，土顆粒骨架被破壞，有效應(yīng)力完全喪失，土體上部荷載全部由孔隙水承擔(dān)，此時(shí)飽和土體在荷載作用下就會展現(xiàn)出類似液體的狀態(tài)，便認(rèn)定土體已經(jīng)發(fā)生液化[7-8]。

2.3 超孔壓比分析

單筒和復(fù)合筒內(nèi)土體不同提取路徑的超孔壓比變化趨勢基本相同，如圖10、11 所示，存在超孔壓比曲線速率發(fā)生變化的拐點(diǎn)，單筒型基礎(chǔ)內(nèi)的拐點(diǎn)出現(xiàn)在筒體下端（0.1 m 深度）附近，復(fù)合筒型基礎(chǔ)內(nèi)的拐點(diǎn)出現(xiàn)在0.15 m 深度左右；在拐點(diǎn)下方超孔壓比隨著深度的減小逐漸增大，即拐點(diǎn)以下，深度越深，越不容易發(fā)生液化；在拐點(diǎn)以上，超孔壓比隨著深度的減小快速降低直至土表層為零。曲線發(fā)生拐點(diǎn)的位置是地震荷載作用下筒型基礎(chǔ)地基中最容易發(fā)生土體液化的地方。

圖10 EI1 工況下單筒內(nèi)土體超孔壓比分布曲線

曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)的主要原因可以分為兩個(gè)方面：一是上部結(jié)構(gòu)傳遞而來的附加荷載后對筒內(nèi)地基土有一個(gè)更為直接的壓實(shí)作用，使得土顆粒之間更加緊密；二是在地震波的作用下，土顆粒之間的錯(cuò)動位移在筒壁的約束作用下被有效限制；這兩點(diǎn)都說明筒型基礎(chǔ)對筒內(nèi)土體的抗液化能力有著顯著的提高作用。

相同深度下，兩種筒型基礎(chǔ)筒中心路徑的超孔壓比都是最小的，在逐漸遠(yuǎn)離筒中心的過程中超孔壓比逐漸增大，說明筒中心土體受到的約束作用最強(qiáng)。在復(fù)合筒型基礎(chǔ)中，五條提取路徑上超孔壓分布曲線之間的差距相較于單筒小很多。主要原因是復(fù)合筒型基礎(chǔ)內(nèi)部結(jié)構(gòu)中分艙板的合理配置。分艙板首先對地基土有進(jìn)一步的擠密作用，有效提高了地基土的初始有效應(yīng)力；分艙板的布置將基礎(chǔ)內(nèi)地基土化整為零，通過對每一區(qū)域的鞏固密實(shí)進(jìn)而提高了地基整體的抗液化能力；其次，多個(gè)分艙板的布置也大大增加了復(fù)合筒型基礎(chǔ)與地基土的接觸面積，基礎(chǔ)與土兩者間的摩擦力明顯上升，土體在地震作用下更不容易發(fā)生豎直方向的位移，筒型基礎(chǔ)下部土體與筒下端的擠壓碰撞也被有效抑制，該區(qū)域的應(yīng)力集中現(xiàn)象得到有效改善。

圖11 EI1 工況下復(fù)合筒內(nèi)土體超孔壓比分布曲線

在后續(xù)工況中，隨著地震波強(qiáng)度的增加，各個(gè)路徑超孔壓比的數(shù)值持續(xù)增大，但是曲線的變化趨勢和分布規(guī)律與EI1 工況基本相似。選擇Y=0 m、Y=0.160 m 兩條提取路徑，將兩種筒型基礎(chǔ)在該路徑上的超孔壓比進(jìn)行最大值對比，如圖12 所示。

圖12 Y=0 m 和Y=0.160 m 路徑下超孔壓比最大值

兩條路徑在輸入加速度峰值相同的情況下，復(fù)合筒的超孔壓比最大值均小于單筒，并且兩種筒型基礎(chǔ)之間的差距較為明顯。

地基土首次出現(xiàn)瀕臨液化的狀態(tài)是在EI4 工況下，單筒筒內(nèi)土體最大超孔壓比出現(xiàn)在筒壁附近0.05 m 深度處，達(dá)到了0.98，已經(jīng)十分接近液化,筒中心土體的最大值為0.75；此時(shí)復(fù)合筒筒內(nèi)土體最大超孔壓比出現(xiàn)在筒壁附近0.11 m 深度處，為0.63，筒中心土體的最大值為0.56。

在 EI5 工況下單筒筒中心土體超孔壓比在0.078 m 深度處達(dá)到1.0，即單筒筒內(nèi)土體發(fā)生完全液化破壞；相比之下，復(fù)合筒筒內(nèi)壁附近最大值為1.04，處于液化狀態(tài)，但筒中心土體超孔壓比最大值為0.90，并未發(fā)生液化，如圖13、14 所示。這些數(shù)據(jù)均說明了復(fù)合筒型基礎(chǔ)相比于單筒能夠更有效地提高地基土的抗液化能力。

圖13 EI5 工況下單筒內(nèi)土體超孔壓比分布曲線

圖14 EI5 工況下復(fù)合筒內(nèi)土體超孔壓比分布曲線

2.4 加速度

對土體加速度進(jìn)行分析。圖15、16 是在EI1工況下兩種筒型基礎(chǔ)中不同路徑的加速度分布曲線。加速度的變化趨勢是一個(gè)隨著深度的減小先增大后迅速減小的過程，在拐點(diǎn)深度以下部分的土體中，土壓力隨著深度的減小而減小，故加速度逐漸被放大；在拐點(diǎn)深度以上的土體中，筒型基礎(chǔ)對地基土的約束占主導(dǎo)作用，所以加速度被明顯抑制。EI1 工況下，單筒型基礎(chǔ)中加速度曲線拐點(diǎn)開始出現(xiàn)的深度是0.37 m，復(fù)合筒是0.43 m；單筒內(nèi)不同路徑拐點(diǎn)深度的最大差值為0.13 m，復(fù)合筒為0.04 m，單筒與復(fù)合筒內(nèi)加速度的最大值分別為0.61 m·s-2和0.53 m·s-2，多層次的分艙板布置給復(fù)合筒帶來明顯的抗震優(yōu)勢。

圖15 EI1 工況下單筒筒內(nèi)土體加速度分布曲線

圖16 EI1 工況下復(fù)合筒筒內(nèi)土體加速度分布曲線

同樣選擇Y=0 m、Y=0.160 m 兩條提取路徑，將單筒型基礎(chǔ)和復(fù)合筒型基礎(chǔ)在各提取路徑出現(xiàn)的加速度放大系數(shù)最大值進(jìn)行對比，如圖17 所示，復(fù)合筒地基中各路徑的加速度放大系數(shù)最大值都明顯小于單筒地基。

圖17 Y=0 m 和Y=0.160 m 路徑下加速度放大系數(shù)最大值

3 結(jié)語

本文從超孔壓比和加速度兩個(gè)方面深入研究了筒型基礎(chǔ)對砂土地基在地震作用下土體液化過程的影響，詳盡地剖析了復(fù)合筒型基礎(chǔ)相比于單筒在提高土體抗液化性能的優(yōu)勢。由數(shù)據(jù)分析可知，筒型基礎(chǔ)內(nèi)部中心位置的土體受到的約束最大，在相同工況下該位置最不容易發(fā)生液化，由筒中心向筒壁靠近的過程中，超孔壓比和加速度逐漸增大，復(fù)合筒由于結(jié)構(gòu)內(nèi)分艙板的存在，超孔壓比和加速度增大的幅度明顯更小，在抗震效果方面更具優(yōu)勢。