收稿日期：2023-03-01

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（52078016；52108334）

通信作者：穆 坤（1985—），男，博士、講師，主要從事海洋軟土工程方面的研究。mukun2018@163.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2023-0227 文章編號：0254-0096（2024）02-0189-09

摘 要：參考NREL海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，基于ABAQUS軟件平臺，建立黏土中海上風(fēng)力機(jī)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的三維整體有限元模型；采用總應(yīng)力形式的非線性運(yùn)動硬化模型描述黏土的不排水動應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)，通過編制Matlab程序?qū)崿F(xiàn)隨機(jī)風(fēng)荷載及波浪荷載的模擬；開展地震及風(fēng)、浪、流荷載共同作用下海上風(fēng)力機(jī)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的時(shí)域整體動力響應(yīng)分析，揭示樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載機(jī)理，分析地震烈度、土體強(qiáng)度及基礎(chǔ)尺寸對樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)動力響應(yīng)的影響規(guī)律。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)力機(jī)；數(shù)值模擬；地震響應(yīng)；黏土；樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)

中圖分類號：TU470"""""""""" """""""""""" """"""""文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

在能源轉(zhuǎn)型和碳中和的歷史大背景下，海上風(fēng)力發(fā)電相關(guān)技術(shù)蓬勃發(fā)展，在中國沿海地區(qū)正在開展大規(guī)模的海上風(fēng)力機(jī)建設(shè)。由于中國沿海地處環(huán)太平洋地震帶，屬于地震多發(fā)區(qū)域，海上風(fēng)力機(jī)除承受風(fēng)、浪、流等環(huán)境荷載外，還受到地震的威脅［1］。風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)作為海上風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的重要組成部分，是海上風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)及安全運(yùn)行的關(guān)鍵。

目前，海上風(fēng)力機(jī)的基礎(chǔ)形式主要有重力式、大直徑單樁、吸力筒、樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)以及浮式基礎(chǔ)等。其中，大直徑單樁由于其形式簡單、施工方便，在基礎(chǔ)使用中約占所有基礎(chǔ)形式的80%［2］。針對單樁基礎(chǔ)的承載性能以及動力響應(yīng)的分析已有大量研究，且已應(yīng)用于實(shí)際工程。但是，隨著風(fēng)能的大力開發(fā)，海上風(fēng)力機(jī)逐漸向深遠(yuǎn)海建設(shè)，傳統(tǒng)的基礎(chǔ)形式不再滿足建設(shè)需求，研究和開發(fā)新的基礎(chǔ)形式并應(yīng)用于海上風(fēng)電迫在眉睫。新型復(fù)合基礎(chǔ)大多采用樁與筒結(jié)合的方式，針對樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)形式，國內(nèi)外學(xué)者已展開了一些研究，如朱東劍［3］構(gòu)造出一種單樁基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)相結(jié)合的新型樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)；周恩全等［4］設(shè)計(jì)了一種筒型基礎(chǔ)與鋼管樁組合而成的群樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)；李昕堯等［5］提出一種由重力基礎(chǔ)、吸力筒型基礎(chǔ)和單樁基礎(chǔ)相結(jié)合的單樁-摩擦輪-鋼筒復(fù)合基礎(chǔ)。

關(guān)于單調(diào)荷載作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載特性，劉潤等［6］分析了基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)尺寸與入土深度對地基承載力及變形的影響；孫艷國等［7-8］研究上覆軟黏土層厚度對砂土中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)承載特性的影響，并研究非勻質(zhì)黏土中豎向荷載、水平荷載及彎矩荷載作用下的承載性能。關(guān)于風(fēng)、浪等水平循環(huán)荷載作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性，付祖南等［9］開展了模型試驗(yàn)，從剛度退化和阻尼效應(yīng)的角度研究了包括振幅、頻率和循環(huán)次數(shù)等循環(huán)荷載特征的影響；賴踴卿等［10］開展了多級循環(huán)載荷作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的一系列離心模型試驗(yàn)，分析了黏土中復(fù)合基礎(chǔ)的累積位移、剛度和彎矩的變化。關(guān)于地震作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)動力響應(yīng)，陳煒昀等［11］對比了可液化砂土中單樁基礎(chǔ)與樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的地震響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)與單樁基礎(chǔ)相比，復(fù)合基礎(chǔ)能顯著降低海底的地震響應(yīng)，提高周圍海床的抗液化能力；王雪菲等［12-13］和李昕堯等［5］針對不同類型的復(fù)合基礎(chǔ)開展了一系列離心試驗(yàn)，研究其在砂土中的抗震性能。但上述學(xué)者并未考慮到海洋環(huán)境荷載的存在，鑒于此，Anastasopoulos等［14］針對黏土中樁-平臺復(fù)合基礎(chǔ)，通過開展一系列數(shù)值模擬，研究其在地震及海洋環(huán)境荷載作用下的動力響應(yīng)，評估了復(fù)合基礎(chǔ)的各項(xiàng)承載性能，但其采用的環(huán)境荷載為準(zhǔn)靜態(tài)荷載，并未考慮復(fù)雜變換的真實(shí)風(fēng)、浪荷載。

綜上，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)結(jié)合了單樁基礎(chǔ)與筒形基礎(chǔ)的優(yōu)點(diǎn)，具有承載能力強(qiáng)、穩(wěn)定性高、耐沖刷、抗傾覆能力強(qiáng)、抗液化能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，受到諸多學(xué)者關(guān)注，并于2020年實(shí)現(xiàn)全球首次應(yīng)用（中國福建）［15-16］。由于中國沿海廣泛分布著承載力較低的深厚軟弱黏土層，在地震及風(fēng)、浪等縱向及水平振動下［17-19］，風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)易發(fā)生傾斜。對于砂土中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性已有相關(guān)研究，但針對黏土海床中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在地震及風(fēng)、浪、流作用下的動力響應(yīng)仍少有報(bào)道，且考慮的環(huán)境荷載為簡單的準(zhǔn)靜態(tài)荷載或正弦荷載，并未考慮復(fù)雜變換的風(fēng)浪荷載。因此，本文基于ABAQUS有限元軟件平臺，采用總應(yīng)力形式的非線性運(yùn)動硬化模型描述黏土的不排水動應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)，通過編制Matlab程序?qū)崿F(xiàn)隨機(jī)風(fēng)荷載及波浪荷載的模擬，建立黏土中海上風(fēng)力機(jī)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)三維整體有限元模型，開展地震及風(fēng)、浪、流共同作用下樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的時(shí)域整體動力響應(yīng)分析，揭示復(fù)合基礎(chǔ)的承載機(jī)理，分析地震烈度、土體強(qiáng)度及基礎(chǔ)尺寸對樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)地震響應(yīng)的影響規(guī)律。

1 三維整體數(shù)值模型及分析方法

1.1 有限元模型

參照美國可再生能源實(shí)驗(yàn)室（National Renewable Energy Loboratory，NREL）開發(fā)的海上風(fēng)力機(jī)的幾何尺寸（表1）［20］?；贏BAQUS有限元軟件建立黏土與樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)相互作用的三維整體有限元模型，如圖1所示。海水深20 m，樁入土深度為30 m，樁外徑為6 m，壁厚為0.05 m；筒體入土深度為6 m，筒外徑為20 m，壁厚為0.05 m，筒頂蓋厚度為0.05 m，塔筒87.6 m。經(jīng)敏感度試算后，土域尺寸設(shè)為長×寬×高=120 m （[20D]）×120 m （[20D]）×72 m （[12D]）（[D]為樁徑），可有效避免土體邊界效應(yīng)對計(jì)算結(jié)果的影響。

有限元模型由33893個(gè)六面體一階縮減積分單元（C3D8R）組成，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)在[z]方向網(wǎng)格大小為1 m，土體在基礎(chǔ)埋深內(nèi)網(wǎng)格大小為1 m，基礎(chǔ)埋深以下土體網(wǎng)格大小為3 m。為保證計(jì)算結(jié)果的有效性，細(xì)化土體與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)接觸的網(wǎng)格。模型中海床泥面以上樁和塔筒簡化為變截面線性剪切梁單元（B31）模擬（[z]方向網(wǎng)格大小為1 m，單元數(shù)量為108個(gè)），塔筒上部風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)采用在塔頂施加集中質(zhì)量的方法實(shí)現(xiàn)。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)與土體之間采用面-面接觸形式，基礎(chǔ)與土體的法向采用硬接觸，考慮土體和基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)之間的分離；切向遵循庫侖摩擦定律，摩擦系數(shù)取0.3。模型的底部邊界全部固定，側(cè)向邊界采用等效位移約束，迫使兩側(cè)對應(yīng)邊界運(yùn)動一致，防止任何旋轉(zhuǎn)，以這種簡化的方式模擬無限土域的地震響應(yīng)［21］。將風(fēng)浪荷載、地震引起的動水力以及地震荷載施加于有限元模型。

樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)及上部塔筒的材質(zhì)均為鋼材，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)密度取7850 kg/m3，塔筒密度取8500 kg/m3（考慮油漆、螺栓、焊接和法蘭）［20］，彈性模量取210 GPa，泊松比取0.3，阻尼比取1%。土體密度取1860 kg/m3，不排水抗剪強(qiáng)度[Su]取20 kPa，泊松比[v]取0.49，阻尼比取5%。鋼材應(yīng)力應(yīng)變行為采用彈性本構(gòu)模擬。土體動應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)采用非線性運(yùn)動硬化本構(gòu)模型模擬。

1.2 土體本構(gòu)模型的選取

飽和黏土的滲透性較低，在地震作用下可認(rèn)為處于不排水狀態(tài)。本文采用非線性運(yùn)動硬化模型來模擬黏土的不排水動應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)。該模型實(shí)際上已被相關(guān)學(xué)者用于分析海上風(fēng)力機(jī)樁基礎(chǔ)及吸力筒基礎(chǔ)的動力響應(yīng)［22-26］，下面對該模型進(jìn)行簡要描述。

該模型采用Von Mises屈服準(zhǔn)則：

[F=f（σ-α）-σ0=32（s-αdev）（s-αdev）-σ0=0]" （1）

式中：[σ]——應(yīng)力張量；[α]——背應(yīng)力張量；[σ0]——屈服應(yīng)力，表征屈服面大??；[s]——偏應(yīng)力張量；[αdev]——背應(yīng)力張量[α]的偏張量。該模型結(jié)合了各向同性硬化和運(yùn)動硬化來描述土體的循環(huán)響應(yīng)。各向同性硬化行為由屈服面大小[σ0]控制，[σ0]的演化與等效塑性應(yīng)變[εpl]有關(guān)，如式（2）所示。

[σ0=σ0+Q∞（1-e-bεpl）]"" （2）

式中：[σ0]——初始屈服應(yīng)力，也即零塑性應(yīng)變下的屈服應(yīng)力，表征土體彈性域的范圍；[Q∞]——屈服面大小的最大變化；[b]——塑性應(yīng)變增大時(shí)屈服面大小的變化速率；[εpl]——等效塑性應(yīng)變。

本構(gòu)模型的運(yùn)動硬化行為通過背應(yīng)力張量[α]的演化來實(shí)現(xiàn)，如式（3）所示。

[α=C1σ0（σ-α）εpl-γrαεpl]""""" （3）

式中：[C]——初始運(yùn)動硬化模量，表征土體的初始剛度；[γr]——決定運(yùn)動硬化模量隨塑性變形增加而減小的速率；[εpl]——等效塑性應(yīng)變率；[γrαεpl]——將[εpl]的非線性特性引入到運(yùn)動硬化規(guī)律中。

特別地，當(dāng)式（2）中[Q∞=0]或[b=0]時(shí)，[σ0=σ0]，此時(shí)屈服面大小保持不變，模型簡化為簡單的運(yùn)動硬化模型。為簡化計(jì)算，本構(gòu)模型僅考慮運(yùn)動硬化分量［22-23，27］，此時(shí)，模型僅包含3個(gè)參數(shù)：[σ0]、[C]和[γr]，這3個(gè)參數(shù)均與土體不排水抗剪強(qiáng)度Su相關(guān)；初始屈服應(yīng)力[σ0=λ3Su]，本文取[λ=0.1]。初始運(yùn)動硬化模量[C]與彈性模量[E]相等，[E]可取為不排水強(qiáng)度的倍數(shù)，即[C=E=κSu]，對于黏土，[κ]的取值范圍為300～1800，本文取1440；[γr=C/（3Su-σ0）]。

1.3 系統(tǒng)所受荷載

本文考慮風(fēng)、浪、流等環(huán)境荷載與地震荷載的共同作用，采用正常使用極限狀態(tài)（serviceability limit states）的風(fēng)、波浪的大小與地震作用進(jìn)行組合；取輪轂處的風(fēng)速為11.40 m/s［20］，波高為4 m［28］，地震峰值地面加速度PGA為0.3g。

1.3.1 風(fēng)荷載

作用于風(fēng)力機(jī)上的風(fēng)荷載可分為兩部分：作用于風(fēng)力機(jī)葉片的荷載和作用于塔筒的荷載。

作用于風(fēng)力機(jī)葉片上的風(fēng)荷載簡化為作用于風(fēng)力機(jī)機(jī)艙的集中推力荷載[FT]［29］，可由式（4）確定。

[FT=0.5ρa(bǔ)πR2TV2s（1+2vs/Vs）CT]"" （4）

式中：[ρa(bǔ)]——空氣密度，在15 ℃和1 atm下為1.225 kg/m3；[RT]——轉(zhuǎn)子半徑；[Vs]——輪轂高度的平均風(fēng)速；[vs]——輪轂高度的脈動風(fēng)速；[CT]——推力系數(shù)，[CT=4α（1-α）]，[α]——誘導(dǎo)因子，取值范圍為［0，1］，本研究取[α=0.5]。

作用于塔筒上的風(fēng)荷載為分布荷載［30-31］，可由式（5）確定。

[Fsh（z）=0.5ρa(bǔ)CDD（V+v2）] （5）

式中：[D]——塔筒直徑；[V（z）]——沿塔的平均風(fēng)速；[v（z，t）]——沿塔的脈動風(fēng)速；[CD]——拖拽力系數(shù)，取決于雷諾數(shù)和表面粗糙度，取[CD=1.2]。

采用如下指數(shù)函數(shù)來模擬平均風(fēng)速沿高度變化的特征：

[u（z）u（z1）=zz1α]" （6）

式中：[u（z1）]——標(biāo)準(zhǔn)高度[z1]處的平均風(fēng)速，一般取[z1=10]m；[u（z）]——高度[z]處的平均風(fēng)速；[α]——地面粗糙度系數(shù)，對于近海地區(qū)可取[α=0.12]。

采用Davenport風(fēng)速譜和諧波疊加法模擬脈動風(fēng)速。塔上不同高度的風(fēng)荷載有所不同，為簡化分析，將塔分為10段，每段長度為8.76 m，假設(shè)每段內(nèi)的風(fēng)荷載大小均勻，等效為集中荷載施加于每段頂點(diǎn)。

1.3.2 波浪荷載

莫里森方程認(rèn)為海洋中結(jié)構(gòu)受到的波浪力可分為兩部分：由于波浪質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動引起的水平拖拽力；有波浪質(zhì)點(diǎn)加速度引起的慣性力［32］。采用莫里森方程，任意高度處圓柱體的波浪力表達(dá)式為：

[fH=fD+fI=12CDρwDu（t）u（t）+14CMρwπD2u（t）]" （7）

式中：[fD]——拖拽力；[fI]——慣性力；[ρw]——海水密度；[D]——圓柱體直徑；[u（t）]——某高度處水質(zhì)點(diǎn)速度的水平分量；[u（t）]——某高度處水質(zhì)點(diǎn)加速度的水平分量；[CD]——拖拽力系數(shù)；[CM]——慣性力系數(shù)。[CD]和[CM]參考中國《海港水文規(guī)范》［33］選取，根據(jù)本文的荷載條件，結(jié)合海洋工程規(guī)范取[CD=1.2]，[CM=2.0]。

沿著圓柱體長度積分可得到作用于圓柱體上的波浪荷載：

[FH=FD+FI=12CDρwD0ηu（t）u（t）dz+""""""" 14CMρwπdz0ηD2u（t）dz]"""""" （8）

海工結(jié)構(gòu)中一般采用線性波浪理論計(jì)算波浪荷載，微幅波浪理論（Airy波）是最常用的一種［34］。微幅波浪理論（Airy波）的波面方程一般采用余弦函數(shù)表示：

[η=12Hcos（kx-ωt）]"""" （9）

式中：[H]——波浪振幅；[k]——波數(shù)；[ω]——波的頻率；[x]——水平方向位置；[t]——時(shí)間。

根據(jù)波面方程式（9）可得到深度為[d]的海水中，距離海平面為[z]位置處水質(zhì)點(diǎn)的水質(zhì)點(diǎn)速度和加速度的水平分量為：

[u（t）=gHk2ω?cosh（kz+kd）sinh（kd）cos（kx-ωt）]"""" （10）

[u（t）=gHk2?cosh（kz+kd）sinh（kd）sin（kx-ωt）] （11）

1.3.3 地震引起的動水力

地震動作用下，柱體結(jié)構(gòu)與周圍水體之間存在一個(gè)復(fù)雜的動力相互作用問題，水體的存在不僅會改變結(jié)構(gòu)的動力特性，還會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生附加動水壓力［35］。水和結(jié)構(gòu)之間的相互作用可通過水的等效質(zhì)量來模擬，即附加質(zhì)量法［36］。結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量可表示為：

[ma=CaApρw]"""" （12）

式中：[Ca]——附加質(zhì)量系數(shù)，取[Ca=1.0]；[Ap]——結(jié)構(gòu)的橫截面積。動力分析中，在水中的結(jié)構(gòu)質(zhì)量應(yīng)為所加質(zhì)量與結(jié)構(gòu)實(shí)際質(zhì)量之和。

1.3.4 地震荷載

選擇1995年神戶（Kobe）地震記錄，地面峰值加速度（peakground acceleration，PGA）被縮放為0.3g，輸入的地震動加速度時(shí)程如圖2所示，地震動采用慣性力的方式施加于土體。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

本節(jié)首先分析黏土中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的失效機(jī)理，并與傳統(tǒng)的樁基礎(chǔ)和吸力筒基礎(chǔ)進(jìn)行對比分析，然后系統(tǒng)地分析地震烈度、土體強(qiáng)度及基礎(chǔ)尺寸對樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)地震響應(yīng)影響（下文中的復(fù)合基礎(chǔ)均代表樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)）。

2.1 承載機(jī)理

為揭示樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的失效機(jī)理，并與傳統(tǒng)的樁基礎(chǔ)和吸力筒基礎(chǔ)進(jìn)行對比分析，分別建立3種基礎(chǔ)類型（樁基礎(chǔ)、筒基礎(chǔ)、樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)）的三維整體有限元模型，其中樁基礎(chǔ)、筒基礎(chǔ)的尺寸分別與樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的樁結(jié)構(gòu)部分及筒裙結(jié)構(gòu)部分的尺寸一致。圖3分別展示了3種基礎(chǔ)在地震及風(fēng)、浪、流共同作用結(jié)束時(shí)刻的位移云圖及位移矢量圖，可見，3種基礎(chǔ)均出現(xiàn)不同程度的累積轉(zhuǎn)角，同時(shí)伴有一定大小的水平位移及豎向沉降，且最大位移均發(fā)生在基礎(chǔ)的右上方，樁基礎(chǔ)、筒基礎(chǔ)及樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的最大位移分別為0.500、0.475、0.251 m。其中，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的位移最小，這是由于樁結(jié)構(gòu)上部筒裙的存在，增加了樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的橫向阻抗力，使得基礎(chǔ)整體變形減小，表明了復(fù)合基礎(chǔ)較好的抗傾覆承載能力。

圖4分別展示了3種基礎(chǔ)的水平位移、轉(zhuǎn)角、沉降時(shí)程。由圖4可見，3種基礎(chǔ)均有顯著的水平位移、轉(zhuǎn)角及沉降發(fā)生，相較于其他兩種基礎(chǔ)形式，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的水平位移、轉(zhuǎn)角及沉降均最小，且其轉(zhuǎn)角小于DNV規(guī)范［37］規(guī)定的正常使用極限狀態(tài)下基礎(chǔ)泥面轉(zhuǎn)角的0.5°限值。樁基礎(chǔ)水平位移及沉降均為最大，且初始值也為最大，樁頭部分變形顯著（由圖3a也能看出）；吸力筒基礎(chǔ)的水平位移比復(fù)合基礎(chǔ)有所增加，同時(shí)沉降與復(fù)合基礎(chǔ)相近，比復(fù)合基礎(chǔ)略大，這說明筒裙的存在可更為顯著地減小復(fù)合基礎(chǔ)的水平位移及沉降。吸力筒基礎(chǔ)的初始轉(zhuǎn)角與樁基礎(chǔ)相近，地震過程中，吸力筒的轉(zhuǎn)角增大得最明顯，累積轉(zhuǎn)角最大，這說明吸力筒基礎(chǔ)更易發(fā)生旋轉(zhuǎn)，而樁基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角并未超過吸力筒基礎(chǔ)，這說明樁結(jié)構(gòu)的存在，增加了復(fù)合基礎(chǔ)的埋深，使其抗傾覆能力變強(qiáng)，基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角更小。總體而言，對于樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)，主要依靠樁結(jié)構(gòu)上部的筒裙來減小基礎(chǔ)變形，筒裙的存在主要使得復(fù)合基礎(chǔ)的水平位移及沉降減??；樁結(jié)構(gòu)的存在主要使得基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角減小。

2.2 地震烈度的影響

地震峰值加速度分別設(shè)置為0.1g、0.2g、0.3g這3種情況，所有情況下土體不排水抗剪強(qiáng)度[Su]均為20 kPa。不同情況下計(jì)算所得基礎(chǔ)泥面處水平位移、轉(zhuǎn)角、沉降和彎矩時(shí)程如圖5所示。在峰值加速度對應(yīng)時(shí)刻之前（5 s前），地震烈度的影響并不顯著。之后，隨著地震烈度的增大，轉(zhuǎn)角和沉降均顯著增加，水平位移和彎矩也均有不同幅度的增加。不同地震烈度下泥面處基礎(chǔ)的峰值響應(yīng)見表2?？煽闯觯逯缔D(zhuǎn)角均未超過海上風(fēng)力機(jī)的正常使用極限狀態(tài)的0.5°限值，但峰值加速度為0.3g時(shí)的峰值轉(zhuǎn)角為0.44°，很接近此限值。

2.3 土體強(qiáng)度的影響

土體不排水抗剪強(qiáng)度分別設(shè)置為20、40、60和80 kPa這4種情況，所有情況下地震波均為地震峰值加速度0.3g的Kobe波。

圖6分別為不同情況下基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角、沉降、水平位移及彎矩時(shí)程。由圖可見，轉(zhuǎn)角和沉降隨時(shí)間逐漸增大，且土體強(qiáng)度越高，轉(zhuǎn)角和沉降越小。隨著土體強(qiáng)度的增加，轉(zhuǎn)角、沉降、水平位移和彎矩的峰值均增加，其中轉(zhuǎn)角和沉降增加顯著，水平位移和彎矩增加不明顯（圖中放大部分）。當(dāng)土體強(qiáng)度為20 kPa時(shí)，峰值轉(zhuǎn)角接近0.5°，這說明較低的土體強(qiáng)度會導(dǎo)致海上風(fēng)力機(jī)接近正常使用極限狀態(tài)。

2.4 基礎(chǔ)尺寸的影響

保持相同用鋼量（約256.7 t），設(shè)定不同基礎(chǔ)尺寸（樁的尺寸不變，僅改變筒徑和筒長，見表3），分析用鋼量相同時(shí)筒徑和筒長的改變對樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)地震響應(yīng)的影響。選取土體強(qiáng)度為40 kPa，地震動為峰值加速度0.3g的Kobe波。

計(jì)算所得泥面處基礎(chǔ)的水平位移、轉(zhuǎn)角、沉降及彎矩時(shí)程如圖7所示，由圖7可知，用鋼量不變的情況下，隨著筒徑的增加（筒長減?。?，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角及沉降均顯著減小，水平位移略有減小，彎矩略有增加。結(jié)合表4（基礎(chǔ)的峰值響應(yīng)）可發(fā)現(xiàn)，筒徑從15 m增加至25 m；位移從24.41 cm減小至23.12 cm，減小了約5%；轉(zhuǎn)角從0.25°減小至0.18°，減小了約28%；沉降從8.9 cm減小至6.54 cm，減小了26.5%。

由圖7及表4可發(fā)現(xiàn)，保持用鋼量一致的情況下，增加筒徑（減小筒長）可有效減小樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角和沉降；增加筒長（減小筒徑）反而增加了樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角和沉降；基礎(chǔ)尺寸的改變對水平位移及彎矩?zé)o顯著影響。也即是說，相同用鋼量的情況下，保持較低的嵌入比[L/d]（筒長/筒徑），可有效減小樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角和沉降。

3 結(jié) 論

本文針對黏土中海上風(fēng)力機(jī)樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)，通過開展一系列數(shù)值模擬，研究其在地震及風(fēng)、浪、流共同作用下的動力響應(yīng)，主要結(jié)論如下：

1）基于ABAQUS有限元軟件平臺，采用總應(yīng)力形式的非線性運(yùn)動硬化模型描述黏土的不排水動應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)。通過編制Matlab程序?qū)崿F(xiàn)隨機(jī)風(fēng)荷載及波浪荷載的模擬，建立分析地震及環(huán)境荷載共同作用下黏土中樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)動力響應(yīng)的三維整體有限元模型及方法。

2）揭示了黏土中樁筒復(fù)合基礎(chǔ)的承載機(jī)理，地震及環(huán)境荷載作用期間，樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)出現(xiàn)了顯著的累積轉(zhuǎn)角，并伴有一定大小的水平位移以及沉降。樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)中筒裙的存在主要使得復(fù)合基礎(chǔ)的水平位移及沉降減??；樁結(jié)構(gòu)的存在主要使得基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角減小。

3）較大的地震烈度或較低的土體強(qiáng)度會導(dǎo)致樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角和沉降顯著增加，使基礎(chǔ)的峰值轉(zhuǎn)角接近海上風(fēng)力機(jī)的正常使用極限狀態(tài)0.5°限值。

4）相同用鋼量下，增加筒徑（減小筒長），即保持較低的嵌入比，可有效減小樁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)角和沉降，但對水平位移和彎矩沒有顯著影響。

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SEISMIC RESPONSE ANALYSIS OF PILE-BUCKET COMPOSITE FOUNDATION FOR OFFSHORE WIND TURBINE IN CLAY

Zhang Xiaoling1，Li Yunqi1，Wang Piguang1，Mu Kun2，Cheng Xinglei2

（1. Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering （Beijing University of Technology）， Ministry of Education， Beijing 100124， China；

2. Key Laboratory of Soft Soil Engineering Character and Engineering Environment of Tianjin，

Tianjin Chengjian University， Tianjin 300384， China）

Abstract：Referring to the structural parameters of NREL offshore wind turbine， a three-dimensional finite element model of offshore wind turbine supported by pile-bucket composite foundation in clay is established based on ABAQUS software platform. The non-linear kinematic hardening model in the form of total stress is used to describe the undrained dynamic stress-strain response of clay. The random wind loads and wave loads are simulated by compiling MATLAB program. The time-domain overall dynamic response analysis of offshore wind turbine supported by pile-bucket composite foundation under earthquake， wind， wave and current loads is carried out， and then the bearing mechanism of pile-bucket composite foundation is revealed. The influence of seismic intensity， soil strength and foundation size on the dynamic response of pile-bucket composite foundation is analyzed. The research results can provide guidance for the seismic design of pile-bucket composite foundation for offshore wind turbine in clay.

Keywords：offshore wind turbines； numerical simulation； seismic response； clay； pile-bucket composite foundation