分艙板結構對筒型基礎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.河海大學水利工程實驗教學中心，江蘇 南京 210098；2.中船第九設計研究院工程有限公司，上海 200063）

0 引言

近幾年，國內海上風力發電技術得到了快速發展[1]。風電機組基礎常見形式有重力式基礎、單樁基礎、導管架基礎及新型吸力桶基礎等[2]，不同的基礎結構適用于不同的工程條件[3]。筒型基礎因具有較好的抗傾覆能力、施工費用低和可重復利用等諸多優勢，被普遍應用于海上風電領域[4]。由于大直徑的筒型基礎在拖航與沉放過程不易保持平衡，因此需要在筒體內設置多個獨立艙室以達到精細調平。

鄧斌[5]通過數值模擬復合筒型基礎周圍的海床表面覆蓋不同塊石下的動力響應和液化范圍分布，發現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境中進行了新型帶分艙板海上風電筒型基礎的水平承載力現場試驗。丁紅巖等[7]以“CBF-3-150”3MW復合筒型基礎風機結構為對象，通過氣浮理論和MOSES軟件分析不同分艙形式下大尺度筒型基礎的浮穩性參數，認為對大尺度筒型基礎進行分艙可以明顯提高結構的浮穩性。吳慕丹[8]結合了模型試驗與有限元分析方法，研究發現分艙板能夠使基礎極限承載力提高8.8%，還能夠使水平荷載下的極限承載力提高20%左右；筒型基礎在負壓作用后與土體的接觸更加緊密，極端荷載下脫開率大幅下降，承載力有較大提升。

目前對于帶分艙板筒型基礎研究較少，且多以物理模型為主，因此有必要對帶分艙板筒型基礎的抗震性能等進行更加深入的研究，為近海風電筒型基礎的設計提供參考。

1ABAQUS模型的建立

本文以Wang[9]研究中0.5高徑比筒型基礎為原型。上部風機重量為120 t，塔筒長度70 m，剖面為薄壁環形，半徑為2.17 m，厚度為50 mm，上部結構的總重量為710 t；基礎外徑為30 m，高度為15 m，基礎筒邊厚度為400 mm，筒頂蓋厚度300 mm，筒內部分艙板按蜂窩型布置，每塊分艙板長7.5 m，厚度180 mm。

1.1 材料參數

筒型基礎材料為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，本構關系為彈塑性模型。材料參數見表1。

表1 材料參數取值Table 1 Material parameter values

1.2 單元選擇與網格劃分

上部風機簡化為一個集中質量點，塔筒采用B3空間梁單元，下部筒型基礎以及土體采用C3D8R三維實體單元。xz面為水平面，y方向作為結構的豎直方向且規定重力方向為y軸負方向，在4倍筒徑范圍內對土體網格進行適當加密，最小徑向網格尺寸約為0.5 m，最大徑向網格尺寸10.5 m，豎向網格尺寸均設置在3 m左右。帶分艙板筒型基礎模型單元總數為40 950，普通筒型基礎模型單元總數為58 560。

1.3 接觸與邊界條件設置

上部風機與塔筒頂端、塔筒底端與筒型基礎頂蓋中心均采用耦合連接進行約束；土體與筒型基礎的接觸面存在相互作用，在ABAQUS中通過設置面-面接觸進行模擬。結構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構間的相互作用，具有很好的收斂效果，接觸面的切向摩擦系數取為0.4。

土體分區示意圖見圖1，外部為無限元實體部分，內部的有限元土體設為圓柱形，直徑為10倍筒徑，土體高度為3倍筒高。

圖1 無限元邊界分區示意圖Fig.1 Infinite element boundary partition diagram

1.4 結構阻尼

使用ABAQUS有限元軟件進行模態分析，發現結構前十階自振頻率在0.863~6.076 Hz之間，其中可能發生的振型為前五階，頻率在0.863~3.713 Hz之間。阻尼選擇根據需要選用瑞利阻尼，將阻尼矩陣假設為質量矩陣M和剛度矩陣K的組合，即：

式中：琢為質量阻尼系數；茁為剛度阻尼系數。琢與茁可由振型阻尼比計算得到，即：

式中：棕i和棕j分別表示體系第i階和第j階振型對應的自振頻率；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。取結構的前五階振型的自振頻率計算結構阻尼，經計算，結構阻尼系數為 琢=0.439 95，茁=0.003 48。

1.5 模型驗證

本文以Wang[9]研究中物理模型為基礎，建立ABAQUS有限元軟件數值模型，將從Wang[9]研究中提取的簡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構，分別模擬帶分艙板的海上風電筒型基礎在干砂與飽和砂中的地震動力響應，通過比較物理模型與數學模型中對應測量點的加速度時程曲線以及沉降量，驗證了有限元模型模擬帶分艙板筒型基礎物理模型的地震動力響應的可靠性。

1.6 地震波的選取

輸入地震波的峰值應根據設防烈度要求進行調整；其有效持續時間可為結構自振周期的5~10倍，持續時間中必須包含地震波中最強烈的部分。本文結合GB 51096—2015《風力發電場設計規范》選取了EI-Centro波并將加速度峰值調整為0.1g，以水平加速度的方式施加于土體底部有限元與無限元的接觸面上，地震通過土體傳遞至結構。EICentro波為II類場地典型地震波，地震波加速度時程曲線圖見圖2。

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

2 動力響應對比分析

2.1 水平加速度響應對比分析

分析可知，在泥面處，帶分艙板筒型基礎與普通筒型基礎的水平加速度時程非常相近，不再列出。塔筒頂端水平加速度對比如圖3所示，普通筒型基礎的水平加速度變化幅值小于帶分艙板的筒型基礎。帶分艙板筒型基礎的水平加速度最大峰值為-7.19 m/s2，較普通筒型基礎的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至結構。同時，分艙板增大了結構的整體剛度，結構在地震中表現出更強的整體震動，使帶分艙板的結構加速度變化更劇烈。

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

2.2 豎向位移響應對比分析

泥面處的豎向位移對比如圖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 泥面處豎向位移對比圖Fig.4 Comparison diagram of vertical displacement of mud surface

帶分艙板的筒型基礎的豎向位移峰值-0.043 m，較普通筒型基礎的-0.057 m降低了24.6%。分艙板結構能夠增大結構的剛度，從而限制結構的豎向位移。同時，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 水平位移響應對比分析

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

塔筒頂端水平位移對比見圖5，帶分艙板筒型基礎的塔筒頂端最大水平位移為-0.208 m，普通筒型基礎的塔筒頂端最大水平位移為-0.153 m。分艙板結構會增大筒型基礎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整體剛度的增加使得結構對水平加速度的敏感度增加，導致水平位移增大。

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

2.4 結構轉角對比分析

如圖6（a）所示，兩種結構在泥面處結構轉角時程具有較為相似的規律。相比普通筒型基礎，帶分艙板筒型基礎的正負轉角峰值分別降低了23.0%和6.0%，分艙板結構能夠有效降低地震作用下風電基礎處的轉角，提高其整體抗震及抗傾覆能力。這是由于分艙板結構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，限制土體與結構的豎向相對位移。

由圖6（b）可知帶分艙板筒型基礎在頂端處的轉角大于普通筒型基礎。

圖6 轉角對比圖Fig.6 Angle contrast diagram

3 分艙板基礎結構參數影響分析

3.1 不同高徑比帶分艙板筒型基礎動力響應對比

參考實際工程中的不同筒型基礎，將分艙形式定為七艙室，進一步研究0.2、0.3、0.5、1.0四種不同高徑比的帶分艙板筒型基礎在地震作用下的動力響應，得到4組結構水平加速度、水平位移、豎向位移及轉角結果。以0.5高徑比筒型基礎作為對比組，分別計算各結構地震動力響應的變化率，并匯總見圖7。

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

由圖7（a）可見，在泥面處，1.0高徑比的筒型基礎在水平位移與豎向位移方面遠大于其他3種結構，且水平位移超過了規范允許的最大位移，不具備抵抗0.1g強度地震的能力。相比0.5高徑比的筒型基礎，0.2高徑比的筒型基礎能夠降低近一半的轉角峰值，這能夠有效提高結構在地震作用下的穩定性及抗傾覆能力。

由圖7（b）可見，在塔筒頂端，1.0高徑比的筒型基礎在水平位移和轉角峰值方面具有一定的優勢，但由于其在泥面處水平位移不符合規范要求，因此不具備參考性。而0.2高徑比的筒型基礎在塔筒頂端的各項指標均優于0.3高徑比的筒型基礎。

綜合各項結果可以得出：1.0高徑比的帶分艙板筒型基礎由于泥面處水平位移不滿足條件，不適用于要求結構具有抗震能力的海上風電工程；0.2高徑比的帶分艙板筒型基礎相比于0.3、0.5高徑比的基礎具有更優良的抗震性能。

3.2 不同形式的分艙板筒型基礎動力響應對比

以抗震性能最優的0.2高徑比筒型基礎為模板，對比研究了地震作用下七艙室、五艙室和四艙室筒型基礎在泥面處及塔筒頂端的水平加速度、水平位移、豎向位移及轉角的動力響應，結果如表2所示。

表2 不同分艙板形式的筒型基礎在泥面處和塔筒頂端的地震響應峰值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，七艙室結構在水平加速度方面具有一定的優勢，在水平位移與豎向位移方面同樣優于其他兩種結構。在轉角響應方面，七艙室的筒型基礎轉角峰值不到其他兩種結構的1/5。七艙室型的內部艙室能夠為筒型基礎提供更加穩定平衡的結構，顯著提高基礎在地震作用下的抗傾覆能力。

五艙室與四艙室的筒型基礎在塔筒頂端的水平加速度均有減小，且相比于泥面處，七艙室筒型基礎在塔筒頂端的水平加速度增幅最明顯，在水平位移與轉角響應方面呈現出相似的規律。七艙室筒型基礎的上部結構對地震加速度更加敏感，這是由于結構與土體更大的接觸面積導致地震加速度更容易傳遞至上部結構，而五艙室與四艙室筒型基礎在地震波輸入方向上與土體的接觸面積有較大的減小。五艙室結構略優于四艙室、七艙室結構。

4 結語

本文利用ABAQUS有限元軟件建立有限元-無限元耦合的結構模型，通過與普通筒型基礎模型在地震作用下動力響應的對比分析，研究分艙板結構對筒型基礎抗震性能的影響，最后探究帶分艙板筒型基礎的結構參數對結構動力響應的影響規律，找到綜合抗震性能更優的結構形式。得到以下主要結論：

1）由于分艙板的存在增大了結構的整體剛度，結構在地震中表現出更強的整體震動，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。但筒型基礎的剛度增加，限制了結構的豎向位移；相比于普通筒型基礎，帶分艙板筒型基礎的豎向位移能夠降低24.6%，泥面處轉角降低23.0%，分艙板結構能夠有效提高風電結構在地震作用下的抗沉降和抗傾覆能力。

2）1.0高徑比的筒型基礎不具備抗震能力，0.2高徑比的帶分艙板筒型基礎相比于0.3、0.5高徑比的基礎具有更優良的抗震性能。七艙室能夠顯著提高基礎在地震作用下的抗傾覆能力；五艙室結構在塔筒頂端的地震動力響應略優于四艙室與七艙室結構。因此，在以抗震為目的設計帶分艙板的海上風電筒型基礎結構形式時，優選0.2高徑比的七艙室筒型基礎。