砂土場地樁-筒復合基礎地震響應離心振動臺試驗

楊 威,張澤旺,梁發云,王奕康,田會元

(1.中國長江三峽集團有限公司,武漢 430010;2.巖土及地下工程教育部重點實驗室(同濟大學),上海 200092;3.上海勘測設計研究院有限公司,上海 200434)

中國近海的部分海上風電場位于飽和的軟弱砂層,地震可能會造成土體強度降低,導致風機結構水平位移、加速度響應等不利影響。關于近海砂土場地受荷的動力響應規律,許多學者進行了相關研究。對于單樁的地震響應規律,Haeri等[1]和張鑫磊等[2]通過1g振動臺試驗考慮了砂土場地的傾角、砂土層埋深等因素對單樁基礎動力特性的影響,Boulanger等[3]通過一系列離心振動臺試驗,評估了p-y方法對樁土相互作用的分析能力。對于群樁基礎地震響應規律,Abdoun等[4-5]開展了離心機振動臺試驗,分析了樁土相互作用以及基礎的彎矩分布規律;Brandenberg等[6]進行了不同樁徑的單樁與群樁場地離心試驗,探究了地震荷載作用下樁周土的側向位移;梁發云等[7]開展了單樁和群樁的動力離心試驗,分析了土層厚度、輸入波振幅等對體系的影響。為探究環境荷載與地震荷載耦合作用下的基礎響應規律,Zheng等[8]通過縮尺振動臺試驗,測試了波浪、地震耦合荷載下單樁風機的動力響應;朱斌等[9]和Zheng等[8]分別考慮了單樁基礎海上風機承受風浪荷載以及風浪、地震耦合作用的情況開展離心試驗,比較了不同工況下的結構響應。

為保障風機在復雜海域環境和地質條件下安全平穩運行,一種新型的單樁-筒型復合基礎(簡稱樁-筒復合基礎)被提出,該基礎結合了單樁基礎與吸力筒基礎的優點,可同時發揮兩種基礎形式的承載優勢。對于吸力筒基礎以及新型復合基礎的地震響應研究,丁紅巖等[10-11]研究了樁-筒組合基礎的水平承載性能,考慮了基礎的幾何尺寸以及土層特性對組合基礎承載特性的影響。Li等[12]和Wang等[13]針對樁-筒復合基礎與樁盤復合基礎等新型海上風電基礎開展了離心振動臺試驗,研究了其在飽和砂土層中的地震響應規律。陳廣思[14]對筒型基礎等寬淺式基礎結構的風機開展了數值模擬和模型試驗研究,結果發現,在傾覆荷載作用時,基礎較顯著的變形與內力響應值集中于荷載作用平面內的筒體邊緣處。Wang等[15]和汪嘉鈺等[16]也采用離心試驗對復合基礎開展了動力響應分析。

目前研究中的結構設計由于忽略了對體系自振頻率的控制,可能會導致地震波傳遞過程與實際情況有較大的差異。此外,現存的研究大多是針對海上風機單樁在砂土場地中的工況而展開的,對于樁-筒復合基礎等新型基礎形式的研究還不夠深入。為了更好地掌握樁-筒復合基礎遭遇震害后的響應規律,探究砂土地基中復合基礎相對于傳統單樁基礎的優勢與不足,基于離心振動臺試驗,通過輸入不同地震波,開展了近海風機單樁和樁-筒復合基礎的地震響應模擬研究,對比分析了砂土地基中兩種基礎形式的地震響應規律差異。

1 試驗裝置與模型設計

本次模型試驗是在同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室的TLJ-150型巖土復合離心機上進行的,試驗設置的超重力場為50g,有效激震頻率20～200 Hz。試驗的模型箱尺寸為50 cm×40 cm×40 cm。參考單樁埋深的常見范圍為20～50 m,以及小兆瓦渦輪風機的塔筒高度為15～30 m[17],本次試驗模擬的單樁、柱-筒復合基礎以及風電塔結構模型如圖1所示,模型與原型的主要材料與尺寸參數見表1。將機艙和葉片等結構通過等質量的方式簡化為添加到塔架頂部的集中鐵質立方塊(部件P-T和PB-T),其邊長為50 mm,此等效方法可較好地等效模擬海上風電塔的機艙和葉片對基礎的影響[18-23]。為對比樁-筒復合基礎與傳統單樁的承載性能,采用的復合基礎的單樁部分(部件PB-P)橫截面尺寸與單樁基礎的一致(部件P-P),其樁長則被大幅縮短,復合基礎的筒蓋頂增設了兩塊環形鐵板來模擬實際筒型基礎的堆料設計(部件PB-W),表現出基礎對淺部土層的附加應力作用(筒蓋底附加應力約80 kPa)。結合本試驗所用離心模型中設備與模型箱尺寸,基于離心模型的縮尺比例準則,得到如表2所示的模型試驗各常數相似表。由于在實際工程中,風機的建造往往會追求在控制成本的前提下使其剛度有所保障,風機塔筒設計的自振頻率通常需要依據“軟-剛”原則在0.20～0.35 Hz選取。

表1 離心試驗模型結構主要參數Tab.1 Parameters of centrifugal model structure

表2 離心模型試驗各基本物理量相似關系Tab.2 Scale factors of parameters in centrifuge tests

圖1 模型單樁及單樁-筒型基礎尺寸及組成Fig.1 Dimensions and composition of model monopile and monopile-bucket hybrid foundation

本次試驗中選用的模型土為福建標準砂,在此基礎上混合10%粒徑約0.08 mm的石英砂,以模擬原場地中分布的細小顆粒。土樣顆粒的顆分曲線見圖2,可以看出,干砂粒徑分布較為集中。

測試得到模型土樣最小干密度為1.36 g/cm3,最大干密度為1.81 g/cm3。模型砂土的填筑過程如下:干砂土體的填筑通過砂雨法來實現,以得到均勻性以及密實度可控的模型場地。本次試驗落砂使用的設備為TJU砂雨裝置,其落砂口為鴨嘴式,移動路徑為弓字形。實際操作過程如下:首先,填筑基礎底部的砂墊層,根據設定落距固定好砂桶,使出砂口與模型箱底部與出砂口距離符合落距,然后,以每層砂土2 cm厚度計,稱量所需干砂質量裝入砂桶內,之后,撤去堵砂裝置,按照弓字形路線移動導軌和砂桶,讓干砂顆粒均勻落入箱內,直到裝填至最下層傳感器高度時 (此時滿足所填土層在縱向堆積以及顆粒排列方面都有更高的均勻性[24]),布設對應傳感器并預留連接通道的導線;繼續以上步驟進行填土至15 cm厚度后,定點裝入單樁基礎模型并校核結構頂部高度;后續重復填土及安裝傳感器的步驟;當裝填至30 cm厚度時,定點裝入筒型基礎模型;最后,填土至40 cm厚度后安裝結構頂部傳感器及激光位移計。本試驗飽和砂土地基土的制備采用同干砂模型一樣的砂雨法步驟,首先,得到干砂場地,之后,利用真空飽和裝置靜置24 h以實現模型土層的飽和過程。由表2可知,液體滲流的時間模型比尺為N2,而動力作用時間比尺為N,由此可知在超重力環境下,場地內動力作用時間與滲流反應時間存在N倍的比例偏差。因此,在砂土飽和的過程中,采用室溫條件下運動黏度約為50 mm2/s的甲基纖維素溶液(運動黏度為原型場地中滲流水的N倍)作為真空飽和階段摻入場地內的滲流液體。

本離心振動臺試驗使用疊環式剪切模型箱,可以大大減輕模型箱側壁反射地震波對基礎地震響應造成的邊界效應,剪切模型箱還可以較好地模擬自由場在地震作用下的真實地震反應,以較小的誤差精確地捕捉如土層的加速度反應峰值和波形等數據[24-25]。為減小邊界效應和兩種基礎的相互干擾,模型的布置過程中兩基礎中心沿對角線錯落擺放,中心距模型箱側壁均為15 cm(超過兩倍筒徑),兩基礎中心距約為22 cm,如圖3所示。圖4為試驗的傳感器布置。對于場地和結構的地震動響應的測量,通過加速度計可得到樁、筒基礎附近土體的加速度時程,以及傳遞至風機頂部的加速度響應;孔隙水壓力時程與分布的測量通過布設在筒型基礎下方的孔壓計實現;對于風機體系的變形特征,利用LVDT測得風機塔頂部在受震方向上的水平位移情況;沿單樁基礎布置的雙橋應變片,可測算在地震過程中單樁基礎的彎矩響應。

圖3 裝置平面布置Fig.3 Layout of equipment

圖4 傳感器布置Fig.4 Arrangement of the transducers

2 試驗工況設計

本次模型試驗主要研究不同振幅與頻譜成分地震波作用下砂土地基中兩種基礎的動力響應,因此,挑選了高頻成分較為豐富的ACC100波與低頻成分較豐富的Mexicocity波作為基巖地震動輸入。兩種地震波分別調幅至0.1g和0.25g作為實際輸入,其中,幅值為0.1g的兩種地震波波形與反應譜如圖5(a)～(d)所示。

圖5 輸入的地震波時程及加速度反應譜曲線Fig.5 The acceleration histories and acceleration response spectrum of the input earthquake motions

離心試驗中場地模型包含干砂及飽和砂兩類,用以對比兩種場地土層中結構物的地震響應。每種場地中進行的主要試驗為以上兩種地震波各兩次輸入的工況,因此,總體的試驗工況為10組(干砂地層: Wd-1, Ad-1, Ad-2, Md-1, Md-2;飽和砂地層: Ws-1, As-1, As-2, Ms-1, Ms-2)。在試驗模型裝填完畢、進行主荷載施加前,對干砂與飽和砂模型均進行白噪音掃頻(干砂地基為Wd-1;飽和砂地基為Ws-1),觀測對比體系的自振頻率。本次離心振動臺試驗的各工況組別如表3所示。

表3 試驗工況Tab.3 Summary of the testing program

3 試驗結果及分析

3.1 模型固有頻率測試結果

圖6為臺面反饋以及A2、A4加速度計記錄值轉換的傅里葉譜。臺面反饋圖的單值波峰所對應頻率值即為干砂與飽和砂情況下模型輸入地震波的卓越頻率,分別為3.56、3.47 Hz。土體在深部土層(埋深15 m處)出現了明顯的雙峰,地震波體現出了場地的特性;當地震波傳遞至埋深2.5 m處時,輸入波的特性被顯著弱化,得到的干砂場地和飽和場地的自振頻率分別為1.64、1.39 Hz,后者比前者下降約15%。干砂場地中傅里葉譜為單峰譜樣,而飽和場地淺層譜樣在2～3 Hz附近。由于場地濾波效應出現波谷,在3.47 Hz的輸入波卓越頻率處仍有波峰存在,由此可知地震波在土層中傳遞時會積累土層的固有動力特性,干砂場地特性累積則更為明顯。

圖6 兩種場地白噪聲掃頻得到的加速度傅里葉譜(水平軸為半對數坐標)Fig.6 Fourier spectra obtained by white noise sweeping (the horizontal axis is semi-logarithmic coordinate)

作為高聳結構,海上風機自身也具有較高的頻率敏感性,應當關注模型自振頻率是否在安全范圍內。圖7展示了白噪聲掃頻后干砂和飽和場地中兩種基礎頂部質量塊測定的加速度進行傅里葉變化后的頻譜曲線,頻譜展現的一階自振頻率所在頻段與地震輸入波和土體自振頻率所在頻段相差較大,由此讀取的自振頻率誤差會較小。根據De Risi等[26]的研究,現場風機結構設計的安全頻段主要在0.20～0.35 Hz,本次試驗中兩種基礎在干砂場地中的體系自振頻率為0.329 Hz,而飽和場地中為0.313 Hz,均在安全的頻率范圍內,表明在本離心試驗中,模型體系自振頻率主要取決于出土塔筒段,受場地影響較小。

圖7 兩種基礎頂部質量塊的白噪聲掃頻加速度傅里葉譜(水平軸為半對數坐標)Fig.7 Fourier acceleration spectra of two kinds of foundation top masses through white noise sweeping (the horizontal axis is semi-logarithmic coordinate)

3.2 場地土層動力響應

加速度升至50g、運行平穩后,按表3中不同的工況對應施加地震波激勵。圖8、9為As-2和Ms-2試驗組別所得到的孔壓和加速度響應曲線,其中,超孔壓比曲線縱坐標為超靜水壓力與測量點原靜孔壓的比值(Δu/σ′)。從圖8、9可以看出,在土體深處的土體孔壓不易累積,兩種工況下埋深15 m處的超孔壓比均未超過0.4,地震波幅值也較輸入值增大。到了土層中部(地表下7.5 m處),超孔壓比顯著上升,As-2工況中超孔壓比達到0.6,ACC100波的加速度幅值由0.265g衰減至0.188g,降幅為29.1%;對于Ms-2工況,超孔壓比接近1.0,Mexicocity波加速度幅值由0.264g衰減至0.128g,降幅為51.5%。圖9(d)～(f)中,在復合基礎下2.5 m處,超孔壓比小于0.8,地震動幅值放大至0.143g,表明接近復合基礎的淺表底層范圍內孔壓上升受到抑制,液化現象不顯著。但從圖8可以看出,As-2工況中孔壓顯著上升至液化,加速度幅值也較深部土層進一步下降,加速度高頻成分也顯著弱化。

圖8 As-2工況各深度處超孔壓比和加速度響應(ACC100波,0.222g)Fig.8 Excess pore pressure ratio and acceleration response (ACC100 wave, 0.222g) at various depths in case As-2

圖9 Ms-2工況各深度處超孔壓比和加速度響應(Mexicocity波,0.232g)Fig.9 Excess pore pressure ratio and acceleration response (Mexicocity wave, 0.232g) at various depths in case Ms-2

為解釋上述土層響應現象出現的原因,繪制了兩種工況下的輸入波頻譜曲線,如圖10所示。ACC100輸入波卓越頻率為1.39 Hz,Mexicocity輸入波卓越頻率為0.49 Hz,而圖6(d)～(f)得到的白噪音掃頻曲線表明本飽和場地在2.5 m處測得固有頻率為1.39 Hz,與ACC100輸入波卓越頻率相近,發生了共振現象,且ACC100波在高頻段仍有顯著豐富的成分,因此,會導致淺部土層發生液化現象。故可推知,同一振幅水平的強震作用下,荷載頻率對液化區分布有影響,7 m左右的中部土層是易液化區,但高頻荷載使得淺部土層仍有液化隱患。

圖10 As-2、Ms-2工況臺面輸入波傅里葉譜(水平軸為半對數坐標)Fig.10 Fourier acceleration spectra of output motion in cases As-2 and Ms-2 (the horizontal axis is semi-logarithmic coordinate)

3.3 風機結構動力響應

3.3.1 風機水平加速度

臺面輸入波幅值(APB)和結構加速度響應幅值(APR)的關系曲線如圖11所示,由于土層和結構存在阻尼,風機水平加速度幅值明顯小于輸入波幅值。由圖11可以看出,APB增大則APR也顯著增大,在兩種砂土地基中復合基礎上質量塊加速度均大于單樁基礎,表明地震波沿單樁基礎傳遞時能量耗散更多,到達風機頂部的地震強度相比復合基礎更小。在同種基礎形式下,飽和地基中地震波傳遞到結構頂部的加速度峰值更大,尤其是在強震輸入的試驗組別,飽和場地傳遞至風機頂部的加速度幅值與干砂場地差別更大,可以推斷飽和砂場地土層受震弱化,基礎承擔的加速度比例更大,地震強度越大弱化越嚴重。圖11(a)中ACC100波幾組工況的結構地震響應隨APB增大而增長的趨勢較為一致;而Mexicocity波中無論干砂還是飽和砂情況,在本離心試驗中,復合基礎上結構加速度幅值均大于同等輸入水平下的單樁基礎,且荷載水平增大后風機響應差異更顯著。結合3.2節,ACC100波和Mexicocity波輸入到復合基礎吸力筒底部的加速度峰值接近,但由于Mexicocity波卓越頻率較小,更接近風機塔筒的自振頻率,經塔筒傳遞后到達風機頂部的加速度響應強度越大,該影響在復合基礎中表現更顯著,且隨APB增大而增強。

圖11 不同工況下APB與APR的關系Fig.11 Relationship between APB and APR in different cases

3.3.2 風機結構水平位移

為比較不同工況下復合基礎的水平位移響應,采用激光位移計測試了頂部集中質量塊的水平位移,位移響應峰值與輸入加速度峰值的關系如圖12所示。對于不同的風機基礎類型和工況,強震作用下的峰值位移約為小震時峰值位移的2～4倍,Wang等[15]和Rahmani等[27]的研究中對不同基礎上13 m高度的風機進行50g超重力振動臺試驗,也得到了與本文類似的結論。從圖12可以看出,同等工況下復合基礎上的結構水平向位移小于單樁基礎,輸入加速度增加后復合基礎位移峰值增加的幅度也更小,表明復合基礎在結構抗水平變形方面有更好的性能。另外,在強震作用下,飽和場地中的結構水平位移明顯大于干砂的情況,而單樁模型處于飽和場地時在各輸入波情況下水平位移峰值也均明顯大于其余工況。

圖12 不同工況下APB與風機水平位移幅值的關系Fig.12 The relationship between APB and horizontal displacement amplitude of wind turbines in different cases

圖13、14為ACC100與Mexicocity在強震幅輸入情況下的結構水平位移時程曲線,可以看出,強震作用后單樁與復合基礎上質量塊均產生了自由振動,振動后結構又恢復到了平衡位置。從圖13(b)、14(b)可看出,飽和場地中單樁基礎上的結構在振動后產生了明顯的殘余位移,而復合基礎的殘余位移相對較小。

圖13 Ad-2、As-2位移時程(ACC100輸入波)Fig.13 Displacement time history of superstructure in cases Ad-2 and As-2

圖14 Md-2、Ms-2位移時程(Mexicocity輸入波)Fig.14 Displacement time history of superstructure in cases Md-2 and Ms-2

3.3.3 單樁的彎矩響應

單樁基礎模型上粘貼應變片可測試出振動過程中模型的應變發展,以此推算出各測點的彎矩響應。為使樁身表面更加粗糙便于粘貼應變片,在模型樁表面使用砂紙沿與圓徑向呈±45°的方向交叉打磨。按照圖3所示在樁身外表面對稱粘貼8對彎矩型應變片(BF120-3AA),其電阻為(120±0.5)Ω,靈敏度系數為2.08±0.01。為了保護應變片以及進行防水處理,在其表面及四周涂抹了環氧樹脂。通過采用四分之一橋接法,將應變片連接于DH3816型應變箱上,根據式(1)通過采集到的應變片應變變化,計算得到不同深度處的樁身彎矩:

(1)

式中:EI為樁的抗彎剛度,Δε為同一樁身深度應變片的差值。

根據材料力學理論,桿件彎矩與應變呈線性關系,但實際模型中由于應變片方位、粘合劑厚度等因素會導致每個應變片對應的線性系數不同,因此,本次試驗在常重力下吊裝砝碼施加靜載,對應變片進行標定。將應變片按照從上到下依次編排為Y1～Y8,標定結果繪制于圖15中,可通過標定趨勢線公式對應變片所測示數開展后續彎矩換算工作。

圖15 應變片示數-彎矩標定結果Fig.15 Calibration result of strain gauge indication-bending moment

經數據處理后,激振過程中單樁部分的彎矩響應包絡線如圖16所示,由于飽和場地試驗時Y8應變片受損,未能有效監測到此處應變值。

圖16 各工況下的單樁基礎彎矩包絡線Fig.16 Bending moment envelope of the monopile foundation in various cases

總體上看,單樁基礎由淺部至深層的彎矩分布呈現先迅速減小后小幅增大的趨勢,反映了深層土體對樁底的嵌固作用。隨地震強度的提升,樁身的整體彎矩值明顯提高。兩種輸入波工況下的樁身彎矩變化均表明,在小震組別,干砂和飽和砂的彎矩包絡線較為接近,而大震情況下飽和場地組別的彎矩響應明顯大于干砂情況,尤其是在淺部樁頭處,表明土體弱化使得淺部單樁基礎承擔了更大比例的彎矩荷載,這也解釋了圖13、14中,單樁基礎上風機在飽和場地組別中展示出明顯殘余位移的現象。

飽和試驗組別各工況下淺部Y1應變片(埋深約1 m)的峰值彎矩匯總如表4所示,另將A6傳感器樁周淺部土層加速度幅值也一并記錄。可以看出,不同波形、同一輸入強度水平的荷載傳遞至淺部土層后,其加速度較為接近,但Mexicocity波無論小震還是大震組別中的Y1峰值彎矩都比ACC100波的情況大40%以上。結合風機水平加速度的分析可知,由于Mexicocity波卓越頻率更接近風機自振頻率,風機響應更劇烈,該組別中風機傳遞至樁體的彎矩值也更大。

表4 飽和場地各工況下Y1峰值彎矩Tab.4 Peak bending moment of Y1 in saturated site under various cases

4 結 論

針對兩種砂土地基中的單樁與樁-筒復合基礎風機模型,通過離心振動臺在50g的超重力環境下施加高頻成分豐富的ACC100波與卓越頻率在低頻段的Mexicocity波作為模型底部激勵,比較兩種基礎在不同地震荷載作用下的動力響應。主要結論如下:

1)飽和場地的自振頻率比干砂場地下降約15%,而風機結構體系的自振頻率主要由塔筒段頻率決定,其受風機基礎形式的影響較小。

2)飽和場地中7 m左右深度的中部土層為超孔壓累積幅度較大的易液化區域,地震波在此區域有所衰減,但到達吸力筒下淺部土層后超孔壓累積情況下降,加速度幅值也相應放大。

3)與單樁的風機響應相比,樁-筒復合基礎加速度響應更大,但水平位移響應較小。飽和場地中的單樁風機在兩種輸入波下均有較為明顯的殘余位移,而復合基礎對應工況觀察到的殘余位移值較小。

4)單樁彎矩呈現由上至下先減小后增大的趨勢,飽和地基中的彎矩響應大于干砂地基。淺部樁段承受的較大彎矩以及地基土的弱化導致飽和場地在強震作用時風機頂部觀測到明顯殘余位移。