汤徐伟，王怿之，钟智辉，孟庆亮，江朝华

（1.河海大学水利工程实验教学中心，江苏 南京 210098；2.中船第九设计研究院工程有限公司，上海 200063）

0 引言

近几年，国内海上风力发电技术得到了快速发展[1]。风电机组基础常见形式有重力式基础、单桩基础、导管架基础及新型吸力桶基础等[2]，不同的基础结构适用于不同的工程条件[3]。筒型基础因具有较好的抗倾覆能力、施工费用低和可重复利用等诸多优势，被普遍应用于海上风电领域[4]。由于大直径的筒型基础在拖航与沉放过程不易保持平衡，因此需要在筒体内设置多个独立舱室以达到精细调平。

邓斌[5]通过数值模拟复合筒型基础周围的海床表面覆盖不同块石下的动力响应和液化范围分布，发现上覆块石层厚度越大，抗液化效果越好。Ding等[6]在江苏沿海的饱和黏土环境中进行了新型带分舱板海上风电筒型基础的水平承载力现场试验。丁红岩等[7]以“CBF-3-150”3MW复合筒型基础风机结构为对象，通过气浮理论和MOSES软件分析不同分舱形式下大尺度筒型基础的浮稳性参数，认为对大尺度筒型基础进行分舱可以明显提高结构的浮稳性。吴慕丹[8]结合了模型试验与有限元分析方法，研究发现分舱板能够使基础极限承载力提高8.8%，还能够使水平荷载下的极限承载力提高20%左右；筒型基础在负压作用后与土体的接触更加紧密，极端荷载下脱开率大幅下降，承载力有较大提升。

目前对于带分舱板筒型基础研究较少，且多以物理模型为主，因此有必要对带分舱板筒型基础的抗震性能等进行更加深入的研究，为近海风电筒型基础的设计提供参考。

1ABAQUS模型的建立

本文以Wang[9]研究中0.5高径比筒型基础为原型。上部风机重量为120 t，塔筒长度70 m，剖面为薄壁环形，半径为2.17 m，厚度为50 mm，上部结构的总重量为710 t；基础外径为30 m，高度为15 m，基础筒边厚度为400 mm，筒顶盖厚度300 mm，筒内部分舱板按蜂窝型布置，每块分舱板长7.5 m，厚度180 mm。

1.1 材料参数

筒型基础材料为Q345钢材，弹性模量E=2.1伊105MPa，泊松比 滋=0.3，密度为 7 850 kg/m3；土体为粉砂夹粉土，本构关系为弹塑性模型。材料参数见表1。

表1 材料参数取值Table 1 Material parameter values

1.2 单元选择与网格划分

上部风机简化为一个集中质量点，塔筒采用B3空间梁单元，下部筒型基础以及土体采用C3D8R三维实体单元。xz面为水平面，y方向作为结构的竖直方向且规定重力方向为y轴负方向，在4倍筒径范围内对土体网格进行适当加密，最小径向网格尺寸约为0.5 m，最大径向网格尺寸10.5 m，竖向网格尺寸均设置在3 m左右。带分舱板筒型基础模型单元总数为40 950，普通筒型基础模型单元总数为58 560。

1.3 接触与边界条件设置

上部风机与塔筒顶端、塔筒底端与筒型基础顶盖中心均采用耦合连接进行约束；土体与筒型基础的接触面存在相互作用，在ABAQUS中通过设置面-面接触进行模拟。结构与土体间的法向作用采用“硬接触”，它能够有效模拟土体与结构间的相互作用，具有很好的收敛效果，接触面的切向摩擦系数取为0.4。

土体分区示意图见图1，外部为无限元实体部分，内部的有限元土体设为圆柱形，直径为10倍筒径，土体高度为3倍筒高。

图1 无限元边界分区示意图Fig.1 Infinite element boundary partition diagram

1.4 结构阻尼

使用ABAQUS有限元软件进行模态分析，发现结构前十阶自振频率在0.863~6.076 Hz之间，其中可能发生的振型为前五阶，频率在0.863~3.713 Hz之间。阻尼选择根据需要选用瑞利阻尼，将阻尼矩阵假设为质量矩阵M和刚度矩阵K的组合，即：

式中：琢为质量阻尼系数；茁为刚度阻尼系数。琢与茁可由振型阻尼比计算得到，即：

式中：棕i和棕j分别表示体系第i阶和第j阶振型对应的自振频率；孜i和孜j分别代表第i阶和第j阶振型阻尼比，本文中为0.05。取结构的前五阶振型的自振频率计算结构阻尼，经计算，结构阻尼系数为 琢=0.439 95，茁=0.003 48。

1.5 模型验证

本文以Wang[9]研究中物理模型为基础，建立ABAQUS有限元软件数值模型，将从Wang[9]研究中提取的简单地震波从土体底部以水平向加速度的方式分别施加于饱和砂与干砂条件下的结构，分别模拟带分舱板的海上风电筒型基础在干砂与饱和砂中的地震动力响应，通过比较物理模型与数学模型中对应测量点的加速度时程曲线以及沉降量，验证了有限元模型模拟带分舱板筒型基础物理模型的地震动力响应的可靠性。

1.6 地震波的选取

输入地震波的峰值应根据设防烈度要求进行调整；其有效持续时间可为结构自振周期的5~10倍，持续时间中必须包含地震波中最强烈的部分。本文结合GB 51096—2015《风力发电场设计规范》选取了EI-Centro波并将加速度峰值调整为0.1g，以水平加速度的方式施加于土体底部有限元与无限元的接触面上，地震通过土体传递至结构。EICentro波为II类场地典型地震波，地震波加速度时程曲线图见图2。

图2 地震波加速度时程曲线图Fig.2 Time history graph of seismic wave acceleration

2 动力响应对比分析

2.1 水平加速度响应对比分析

分析可知，在泥面处，带分舱板筒型基础与普通筒型基础的水平加速度时程非常相近，不再列出。塔筒顶端水平加速度对比如图3所示，普通筒型基础的水平加速度变化幅值小于带分舱板的筒型基础。带分舱板筒型基础的水平加速度最大峰值为-7.19 m/s2，较普通筒型基础的7.15 m/s2有所增大，这是由于分舱板的存在增大了筒型基础在土体中水平方向的接触面积，从土体传入的地震波加速度更容易传导至结构。同时，分舱板增大了结构的整体刚度，结构在地震中表现出更强的整体震动，使带分舱板的结构加速度变化更剧烈。

图3 塔筒顶端水平加速度对比图Fig.3 Comparison diagram of horizontal accelerationon top of tower drum

2.2 竖向位移响应对比分析

泥面处的竖向位移对比如图4所示，由于塔筒顶端的竖向位移与泥面处非常相近，因此不再列出。

图4 泥面处竖向位移对比图Fig.4 Comparison diagram of vertical displacement of mud surface

带分舱板的筒型基础的竖向位移峰值-0.043 m，较普通筒型基础的-0.057 m降低了24.6%。分舱板结构能够增大结构的刚度，从而限制结构的竖向位移。同时，分舱板能够增加与土体的接触面积，起到固定土体，减小沉降的作用。

2.3 水平位移响应对比分析

分析可知，在泥面处，带分舱板的筒型基础与普通筒型基础的水平位移时程非常相近，不再列出。

塔筒顶端水平位移对比见图5，带分舱板筒型基础的塔筒顶端最大水平位移为-0.208 m，普通筒型基础的塔筒顶端最大水平位移为-0.153 m。分舱板结构会增大筒型基础在地震作用下的水平位移，尤其在塔筒顶端。这是由于带分舱板筒型基础整体刚度的增加使得结构对水平加速度的敏感度增加，导致水平位移增大。

图5 塔筒顶端水平位移对比图Fig.5 Comparison diagram of horizontal displacement of top of tower drum

2.4 结构转角对比分析

如图6（a）所示，两种结构在泥面处结构转角时程具有较为相似的规律。相比普通筒型基础，带分舱板筒型基础的正负转角峰值分别降低了23.0%和6.0%，分舱板结构能够有效降低地震作用下风电基础处的转角，提高其整体抗震及抗倾覆能力。这是由于分舱板结构能够增大与土体的接触面积，为筒体提供更大的抗拔摩阻力，限制土体与结构的竖向相对位移。

由图6（b）可知带分舱板筒型基础在顶端处的转角大于普通筒型基础。

图6 转角对比图Fig.6 Angle contrast diagram

3 分舱板基础结构参数影响分析

3.1 不同高径比带分舱板筒型基础动力响应对比

参考实际工程中的不同筒型基础，将分舱形式定为七舱室，进一步研究0.2、0.3、0.5、1.0四种不同高径比的带分舱板筒型基础在地震作用下的动力响应，得到4组结构水平加速度、水平位移、竖向位移及转角结果。以0.5高径比筒型基础作为对比组，分别计算各结构地震动力响应的变化率，并汇总见图7。

图7 不同高径比的筒型基础地震动力响应特性变化率Fig.7 Variation rates of seismic dynamic response characteristics of cylindrical foundation with different height-diameter ratios

由图7（a）可见，在泥面处，1.0高径比的筒型基础在水平位移与竖向位移方面远大于其他3种结构，且水平位移超过了规范允许的最大位移，不具备抵抗0.1g强度地震的能力。相比0.5高径比的筒型基础，0.2高径比的筒型基础能够降低近一半的转角峰值，这能够有效提高结构在地震作用下的稳定性及抗倾覆能力。

由图7（b）可见，在塔筒顶端，1.0高径比的筒型基础在水平位移和转角峰值方面具有一定的优势，但由于其在泥面处水平位移不符合规范要求，因此不具备参考性。而0.2高径比的筒型基础在塔筒顶端的各项指标均优于0.3高径比的筒型基础。

综合各项结果可以得出：1.0高径比的带分舱板筒型基础由于泥面处水平位移不满足条件，不适用于要求结构具有抗震能力的海上风电工程；0.2高径比的带分舱板筒型基础相比于0.3、0.5高径比的基础具有更优良的抗震性能。

3.2 不同形式的分舱板筒型基础动力响应对比

以抗震性能最优的0.2高径比筒型基础为模板，对比研究了地震作用下七舱室、五舱室和四舱室筒型基础在泥面处及塔筒顶端的水平加速度、水平位移、竖向位移及转角的动力响应，结果如表2所示。

表2 不同分舱板形式的筒型基础在泥面处和塔筒顶端的地震响应峰值Table 2 Seismic response peaks at the mud surface and the top of tower drum of bucket foundations with different subdivision plate types

在泥面处，七舱室结构在水平加速度方面具有一定的优势，在水平位移与竖向位移方面同样优于其他两种结构。在转角响应方面，七舱室的筒型基础转角峰值不到其他两种结构的1/5。七舱室型的内部舱室能够为筒型基础提供更加稳定平衡的结构，显著提高基础在地震作用下的抗倾覆能力。

五舱室与四舱室的筒型基础在塔筒顶端的水平加速度均有减小，且相比于泥面处，七舱室筒型基础在塔筒顶端的水平加速度增幅最明显，在水平位移与转角响应方面呈现出相似的规律。七舱室筒型基础的上部结构对地震加速度更加敏感，这是由于结构与土体更大的接触面积导致地震加速度更容易传递至上部结构，而五舱室与四舱室筒型基础在地震波输入方向上与土体的接触面积有较大的减小。五舱室结构略优于四舱室、七舱室结构。

4 结语

本文利用ABAQUS有限元软件建立有限元-无限元耦合的结构模型，通过与普通筒型基础模型在地震作用下动力响应的对比分析，研究分舱板结构对筒型基础抗震性能的影响，最后探究带分舱板筒型基础的结构参数对结构动力响应的影响规律，找到综合抗震性能更优的结构形式。得到以下主要结论：

1）由于分舱板的存在增大了结构的整体刚度，结构在地震中表现出更强的整体震动，从而使水平加速度与水平位移在塔筒顶端的变化更为剧烈。但筒型基础的刚度增加，限制了结构的竖向位移；相比于普通筒型基础，带分舱板筒型基础的竖向位移能够降低24.6%，泥面处转角降低23.0%，分舱板结构能够有效提高风电结构在地震作用下的抗沉降和抗倾覆能力。

2）1.0高径比的筒型基础不具备抗震能力，0.2高径比的带分舱板筒型基础相比于0.3、0.5高径比的基础具有更优良的抗震性能。七舱室能够显著提高基础在地震作用下的抗倾覆能力；五舱室结构在塔筒顶端的地震动力响应略优于四舱室与七舱室结构。因此，在以抗震为目的设计带分舱板的海上风电筒型基础结构形式时，优选0.2高径比的七舱室筒型基础。