賀 瑞，宋俞良，鄭金海

(1.河海大學(xué)海岸災(zāi)害及防護(hù)教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098；2.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，江蘇 南京 210098)

目前沖坑對導(dǎo)管架基礎(chǔ)剛度影響的研究較少，沖刷降低導(dǎo)管架基礎(chǔ)的剛度，會引起海上風(fēng)機自振頻率下降，可能會導(dǎo)致共振，從而影響導(dǎo)管架風(fēng)機的疲勞壽命。He等[28]通過嚴(yán)謹(jǐn)?shù)陌虢馕隼碚撗芯苛藳_坑對導(dǎo)管架基礎(chǔ)靜、動力特性的影響，考慮了樁-樁相互影響、沖坑-沖坑相互作用、樁-沖坑相互作用、砂土和黏土應(yīng)力歷史、沖坑真實形狀、土體滲透性等多種因素的影響。但試驗方面的研究目前仍未見報道，因此采用模型試驗研究沖坑對海上風(fēng)機導(dǎo)管架基礎(chǔ)剛度的影響具有重要的工程意義與應(yīng)用價值。

1 試驗布置與有限元參數(shù)設(shè)置

本文模型試驗在1.1 m×1.1 m×1 m土槽內(nèi)進(jìn)行，通過水平靜載試驗及振動特性測試研究風(fēng)機正常運行工況下沖坑對導(dǎo)管架剛度及風(fēng)機共振頻率的影響，并通過有限元模擬驗證試驗規(guī)律。

1.1 模型參數(shù)及相似關(guān)系

海上風(fēng)機正常運行狀態(tài)下砂土幾乎完全排水，同時考慮到砂土滲透性較強，因此采用干砂進(jìn)行試驗，砂土顆粒級配曲線見圖1。砂土物理參數(shù)：粒徑范圍為0.1～0.4 mm，中值粒徑為0.18 mm，最小干密度為1.254 g/cm3，最大干密度為1.653 g/cm3，摩擦角約為30°，相對密實度約為70%，孔隙比為0.77。試驗通過砂雨法裝置進(jìn)行土體制備，控制土體密實度在70%左右。導(dǎo)管架模型參數(shù)見表1，試驗布置如圖2所示，圖中S為沖坑深度，θ為沖坑坡度約為砂土天然休止角。本文使用無量綱參數(shù)S/D表示導(dǎo)管架基樁樁周沖坑最大深度與樁徑的比值。模型參數(shù)與前人研究[2-3]對照見表2。

圖1 土體顆粒級配曲線Fig.1 Soil particle gradation curve

圖2 試驗布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test layout

表1 導(dǎo)管架模型參數(shù)

表2 本文模型試驗與文獻(xiàn)[2-3]參數(shù)對照

表3 模型相似關(guān)系取值

1.2 靜載試驗布置

靜載試驗中，使用預(yù)先放置樁的方法完成導(dǎo)管架模型的布置：先通過砂雨法將模型槽內(nèi)砂土制備至距底面40 cm高度處，隨后使用固定裝置將4根基樁預(yù)先放置至指定位置，之后繼續(xù)采用砂雨法制備土樣至預(yù)定高度。土樣制備完成后，通過剛性法蘭盤完成導(dǎo)管架模型與基樁、塔筒與導(dǎo)管架模型的連接。模型安裝完成后，考慮不同沖坑深度與坑面半徑，在土槽中逐漸取出樁周土形成近圓錐形土坑以模擬實際沖刷過程中真實的局部沖坑。隨后安裝加載及測量裝置進(jìn)行水平靜載試驗。試驗中通過水平滑輪提供水平靜力，通過激光位移傳感器測量塔架水平位移(泥面以上18D處)，在基樁樁頂設(shè)置豎向的直線位移傳感器(LVDT)和水平向的拉線位移傳感器(圖2)。測量裝置還包括測量樁身軸力及彎矩的應(yīng)變片，在前后排2根樁各布置了測量彎曲應(yīng)變的半橋橋路和測量軸向應(yīng)變的全橋橋路。靜載試驗中設(shè)置了水平單向加載(S/D=0，1.5)和加卸載(S/D=0，1，1.5)的試驗組次，重點研究了沖坑深度、荷載等級對導(dǎo)管架剛度的影響，具體試驗組次參數(shù)見表4。

表4 試驗組次參數(shù)

1.3 靜載有限元模擬驗證

本文主要以試驗研究為主，有限元模擬僅用于驗證試驗規(guī)律。在有限元模型中，為簡化計算，將土體視為均勻介質(zhì)，土體本構(gòu)模型采用摩爾-庫倫理想彈塑性模型，土體內(nèi)摩擦角使用低圍壓三軸試驗結(jié)果設(shè)置為30°。由于試驗中的樁基埋深較小，故通過共振柱試驗研究極低圍壓時的砂土剪切模量隨應(yīng)變衰減曲線，利用共振柱試驗(試驗用土的相對密實度Dr=77%，試驗圍壓為1 kPa)得到土樣的剪切應(yīng)變與剪切模量關(guān)系，利用Hardin-Drnevich模型[33-34](模型擬合參數(shù)γr=7.9×10-5、Gmax=5.4 MPa)擬合得到動剪切模量衰減曲線如圖3所示，其中γ為土體應(yīng)變。有限元模型尺寸和試驗一致，基樁按照試驗空心管樁尺寸使用實體單元進(jìn)行建模，導(dǎo)管架與塔筒使用梁單元建模，連接板使用殼單元建模?；鶚逗蛯?dǎo)管架之間剛接，導(dǎo)管架和上部結(jié)構(gòu)剛接?；鶚稄椥阅Ａ縀p=71 GPa，密度ρp=2 700 kg/cm3，泊松比νp=0.3，導(dǎo)管架和塔筒彈性模量Esteel=210 GPa，密度ρsteel=7 800 kg/cm3，泊松比νsteel=0.3?；鶚逗屯馏w采用六面體八節(jié)點線性縮減積分單元。樁土接觸面采用主-從面的面面接觸算法，接觸面屬性采用摩爾-庫倫罰函數(shù)，邊界條件與試驗條件一致，地基土的四周對平動自由度進(jìn)行約束，土底面采用固定約束。在進(jìn)行剛度分析前使用預(yù)應(yīng)力場和自動平衡法進(jìn)行地應(yīng)力平衡。數(shù)值模型計算得到S/D=0時的塔架位移與單向加載試驗與加卸載試驗數(shù)據(jù)對比如圖4所示，有限元計算與試驗數(shù)據(jù)較為一致。

圖3 土體剪切模量衰減曲線Fig.3 Decay curve of soil shear modulus

圖4 有限元結(jié)果驗證Fig.4 Validation of finite element result

1.4 導(dǎo)管架自振頻率試驗布置

力錘試驗是獲得頻響函數(shù)的一種非常流行的方法[35]，通過安裝在力傳感器的錘頭提供一定頻率范圍的激勵，根據(jù)力傳感器測得的錘擊力和結(jié)構(gòu)不同位置處的加速度傳感器測得的加速度得到結(jié)構(gòu)的頻響函數(shù)，進(jìn)而可以得到結(jié)構(gòu)的共振頻率等振動特性參數(shù)。本文在砂雨法制備好土體之后，通過調(diào)整沖坑的深度和沖坑半徑，實現(xiàn)了不同沖坑坡度、不同沖坑深度的變化，通過力錘試驗研究了沖坑深度(S/D= 0、0.5、1、1.5、2)、沖坑坡度(θ=22°、29°)對導(dǎo)管架共振頻率的影響。由于實際沖刷過程后排樁先產(chǎn)生沖刷，前排樁后出現(xiàn)沖刷，前后排樁樁周沖坑出現(xiàn)時間順序不同，因此考慮導(dǎo)管架由S/D= 1到S/D= 2的沖刷過程中模擬按圖2中后排樁1、后排樁2、前排樁2、前排樁1逐漸增加沖坑深度的順序進(jìn)行自振頻率試驗，研究沖刷順序?qū)?dǎo)管架共振頻率的影響，具體試驗組次參數(shù)設(shè)置見表4。

2 結(jié) 果 分 析

2.1 靜載結(jié)果分析

圖5為無沖刷時水平單向荷載增大時的基樁水平和豎向位移，可以看出，后排樁和前排樁水平位移基本一致；隨荷載增大，后排樁豎向位移比前排樁更大。

圖5 無沖刷時荷載-基樁位移Fig.5 Load-pile displacement without scour

圖6對比了沖刷前后的的荷載-結(jié)構(gòu)位移 (前后排樁水平位移一致，故選取前排樁水平位移代表基樁水平位移)，可以看出，當(dāng)局部沖坑深度為1.5D時，荷載較小時有沖坑情況與無沖坑情況位移差異不明顯，基樁水平、豎向位移變化較小，沖刷對水平、豎向初始剛度影響不明顯；當(dāng)荷載較大時，沖坑對導(dǎo)管架水平靜剛度的影響不容忽視，沖刷對基樁的豎向剛度影響較大。

圖6 沖刷前后荷載-結(jié)構(gòu)位移Fig.6 Load-structural displacement before and after scour

加卸載試驗塔架水平位移如圖7所示。加卸載下導(dǎo)管架剛度受沖坑深度影響變化規(guī)律與單調(diào)加載情況類似：當(dāng)荷載較小時，沖坑影響很小；但沖坑的影響隨著荷載增加而變大；卸載剛度值大于相同位移處的加載剛度；此外，卸載后塔架有部分不能恢復(fù)的殘余位移，殘余位移隨沖坑深度的增加而增加。

圖7 加卸載試驗塔架水平位移Fig.7 Horizontal displacement of tower in loading and unloading test

圖8給出了無沖刷時不同荷載下前排樁樁身彎矩，圖9給出了54 N水平荷載下不同沖坑深度時的前排樁樁身彎矩。整體來看，樁身彎矩都非常小，并非樁基承受的主要荷載。圖10給出了無沖刷時前后排樁彎矩隨荷載變化的比值，可以看出水平荷載較小時，前排樁所承擔(dān)彎矩略大于后排樁，當(dāng)荷載增大時，前后排樁彎矩比值趨近于1。由圖8可看出當(dāng)荷載增大時，前排樁樁身彎矩增大，荷載從27 N增大至54 N，樁身最大彎矩約增大為原來的2倍；當(dāng)荷載值從54 N增大至71 N，荷載值增加31%，彎矩最大值增大20%，此時樁身彎矩隨荷載增大出現(xiàn)非線性變化。由圖9可看出，樁身彎矩隨沖坑深度增加而增大。圖11為沖坑對樁基彎矩影響的數(shù)值模擬結(jié)果，能夠看出樁身彎矩隨沖坑變化的規(guī)律與試驗一致；但由于數(shù)值模型對土體真實剪切模量進(jìn)行了簡化，導(dǎo)致試驗和數(shù)值模型計算結(jié)果稍有差異。由圖9、圖11可看出，當(dāng)荷載相同時，沖坑深度增加，前后排樁樁身最大彎矩點下移。

圖8 無沖刷時不同荷載下前排樁樁身彎矩Fig.8 Bending moment of front pile under different loads when scour depth is 0D

圖9 54 N水平荷載下不同沖坑深度前排樁樁身彎矩Fig.9 Bending moment of front pile under different scour depths when the lateral load is 54 N

圖10 無沖刷時前后排樁彎矩比值Fig.10 Bending moment ratio of front and back piles when the depth of scour is 0D

圖11 54 N水平荷載下前排樁彎矩數(shù)值模擬結(jié)果Fig.11 Bending moment of the front pile in FEM when the lateral load is 54 N

在試驗中通過樁身布置應(yīng)變片測得軸向應(yīng)變，由于應(yīng)變片在水平荷載加載前進(jìn)行了清零，該應(yīng)變實際反映導(dǎo)管架基樁受水平荷載時的軸力增量。通過數(shù)值模型計算得到僅受自重時的基樁初始軸力(圖12)，與水平加載過程中樁身軸力增量(圖13)疊加，得到樁基最終的軸力分布(圖14(a)、圖14(b))。由圖14(a)可知，隨荷載增大，前排樁受下壓力，從而軸力增大；后排樁受上拔力，從而軸力減小。沿樁身從泥面到樁底由最大軸力逐漸變?yōu)?；當(dāng)荷載一定時，前排樁在自重壓力疊加上部水平荷載產(chǎn)生的下壓力，導(dǎo)致整體軸力增加；而對于后排樁，自重壓力逐漸被水平荷載產(chǎn)生的上拔力抵消，整體軸力逐漸減小，并逐漸從壓力轉(zhuǎn)變?yōu)槔ΑＳ蓤D14(b)看出，當(dāng)水平荷載較小時，沖坑對軸力分布影響并不明顯。圖14(c)為沖坑對樁基軸力影響的數(shù)值模擬結(jié)果，整體規(guī)律與試驗類似。

圖12 樁身初始軸力Fig.12 Initial axial force of the pile

圖13 樁身軸力增量Fig.13 Historical axial force increment

圖14 不同情況下的樁身軸力Fig.14 Axial force of pile under different conditions

2.2 導(dǎo)管架自振頻率試驗結(jié)果分析

圖15給出了塔頂測得共振頻率隨沖坑深度增加的示意圖，圖中α為傅里葉變化后樁基加速度的頻率分布與共振頻率的比值，能夠更好地反映沖坑深度對共振頻率的影響?？梢钥闯霎?dāng)沖坑深度小于1D時，塔頂測得共振頻率變化較小，當(dāng)沖坑深度到1D時，導(dǎo)管架共振頻率變化有輕微減小，直至導(dǎo)管架基樁出現(xiàn)1.5D深度沖坑，即后排樁沖坑深度到1.5D，導(dǎo)管架自振頻率減小較為明顯，塔頂處所得的共振頻率在基樁沖坑深度達(dá)到1.5D時變化較為明顯且下降較大，當(dāng)沖坑深度為1.5D時，共振頻率下降約3.2%；沖坑深度為2D時，共振頻率下降約6.3%，這可以為海上風(fēng)機運行過程中對基礎(chǔ)沖刷深度監(jiān)測提供幫助。

圖15 沖坑深度對共振頻率的影響Fig.15 Effect of scour depth on resonant frequency

海上風(fēng)機運行期間波流荷載的作用導(dǎo)致導(dǎo)管架上游樁先出現(xiàn)較深沖坑，下游樁沖坑深度的增加滯后，這可能會影響導(dǎo)管架動力特性。因此通過試驗?zāi)M沖坑出現(xiàn)順序?qū)?dǎo)管架共振頻率的影響，由于沖坑深度大于1D時導(dǎo)管架共振頻率有較大變化，故選定沖坑從1D發(fā)展到2D的過程作為研究范圍。由圖16可知(圖中[abcd]表示后排樁1、后排樁2、前排樁2、前排樁1的沖坑深度與樁徑的比值)，當(dāng)沖坑深度為1D時，只要任一根基樁沖坑深度再增加，導(dǎo)管架共振頻率即會出現(xiàn)較為明顯的變化。

圖16 沖坑出現(xiàn)順序?qū)舱耦l率的影響Fig.16 Effect of scour-hole occurrence order on resonance frequency

在實際沖刷過程中的樁基附近的沖坑形態(tài)較為復(fù)雜，但多近似為圓錐形，因此試驗中針對S/D=1和S/D=1.5的2種沖坑深度選取2種不同坡度(29°和22°)的沖坑進(jìn)行研究，圖17給出了2種沖坑深度下不同沖坑坡度的結(jié)構(gòu)共振頻率，可以看出局部沖坑坡度對共振頻率的影響并不明顯。

圖17 沖坑坡度對共振頻率的影響Fig.17 Influence of slope angle of scour holes on resonance frequency

3 結(jié) 論

a.局部沖坑會降低導(dǎo)管架基礎(chǔ)水平靜剛度，當(dāng)荷載水平較低時，1.5D深度以內(nèi)沖坑對導(dǎo)管架基礎(chǔ)整體剛度降低不明顯；但沖坑的影響隨荷載水平的增加而不斷加大。

b.局部沖坑對導(dǎo)管架軸力的影響與對剛度的影響類似：1.5D深度以內(nèi)沖坑在荷載水平較低時影響不明顯，但影響隨著荷載的增加而更加顯著。

c.當(dāng)沖坑深度達(dá)到1D時，導(dǎo)管架風(fēng)機共振頻率才發(fā)生可監(jiān)測的下降；此時，只要任一基樁中再出現(xiàn)更深的沖坑，風(fēng)機共振頻率就會出現(xiàn)較明顯下降；當(dāng)局部沖坑深度為1.5D時，風(fēng)機共振頻率下降約3.2%；沖坑深度增加為2D時，風(fēng)機共振頻率下降約6.3%。

d.當(dāng)局部沖坑為圓錐形時，保持沖坑深度不變，沖坑坡度對導(dǎo)管架風(fēng)機共振頻率的影響較小。