留言板

尊敬的读者、作者、审稿人, 关于本刊的投稿、审稿、编辑和出版的任何问题, 您可以本页添加留言。我们将尽快给您答复。谢谢您的支持!

姓名
邮箱
手机号码
标题
留言内容
验证码

基于边界面的多隔舱筒形基础动力分析

吴诗阳 曹永勇

引用本文:
Citation:

基于边界面的多隔舱筒形基础动力分析

    作者简介: 吴诗阳(1990—),男,安徽青阳人,博士,主要从事海上结构与土相互作用。E-mail:718228381@qq.com.
  • 基金项目: 江苏省自然科学基金资助项目(BE20171129);南京水利科学研究院重点基金项目(Y317010)
  • 中图分类号: TU443

Dynamic analysis of multi-compartment bucket foundation based on boundary model

  • 摘要: 多隔舱筒形基础作为近几年发展起来的海上风电基础结构,其稳定性能极大影响了风机的安全性。为研究在极端风荷载作用下筒形基础的稳定性,通过AR自回归线性滤波法,模拟脉动风速谱,采用边界面弹塑性动力本构模型,运用大型有限元分析软件ABAQUS进行了三维动力数值分析,研究了该结构在随机风荷载作用下的沉降发展、动力响应和周围土体的孔压变化情况。研究表明:随着加载持续,筒体的水平位移、转角和竖向位移均呈缓慢增长趋势,同时筒体顶部水平位移远大于端部位移;基础内部土体孔压受分舱板影响,发展缓慢且小于基础外侧土体孔压,沿筒径方向,越靠近筒壁孔压越大;基础外侧,土体孔压随埋深的增加逐渐减小,最后趋于稳定;土体的应力路径逐渐向临界状态线靠近,但并未达到破坏标准。
  • 图  1  筒形基础结构(单位:m)

    Figure  1.  Structure of bucket foundation(unit: m)

    图  2  模拟脉动风速功率谱分析

    Figure  2.  Spectrum analysis of turbulent wind simulation

    图  3  风荷载的时程曲线

    Figure  3.  Time history curve of wind load

    图  4  有限元计算模型

    Figure  4.  Numerical model of finite element

    图  5  筒体中心点水平位移和转角的时程曲线

    Figure  5.  Time history curve of horizontal displacement and corner of the bucket center

    图  6  筒体右侧点竖向位移的时程曲线

    Figure  6.  Time history curve of right point about bucket foundation

    图  7  不同时间节点的筒体水平位移

    Figure  7.  Horizontal displacement of different time node

    图  8  筒内部两点孔隙水压力时程曲线

    Figure  8.  Time history curve of pore pressure about two point in a cylinder

    图  9  筒外部两点孔隙水压力时程曲线

    Figure  9.  Time history curve of pore pressure about two point out a cylinder

    图  10  超孔压沿不同路径方向变化值

    Figure  10.  The excess pore pressure changes in the direction of the path

    图  11  应力路径变化

    Figure  11.  Stress path change

    图  12  弹塑性应变时程曲线

    Figure  12.  Time history of elastic-plastic strain

  • [1] LIU M M, YANG M, WANG H J. Bearing behavior of wide-shallow bucket foundation for offshore wind turbines in drained silty sand[J]. Ocean Engineering, 2014, 82: 169-179. doi:  10.1016/j.oceaneng.2014.02.034
    [2] BRANSBY M F, RANDOLPH M F. Combined loading of skirted foundations[J]. Géotechnique, 1998, 48(5): 637-655. doi:  10.1680/geot.1998.48.5.637
    [3] GOURVENEC S. Effect of embedment on the undrained capacity of shallow foundations under general loading[J]. Géotechnique, 2008, 58(3): 177-185. doi:  10.1680/geot.2008.58.3.177
    [4] GOURVENEC S, BARNETT S. Undrained failure envelope for skirted foundations under general loading[J]. Géotechnique, 2011, 61(3): 263-270. doi:  10.1680/geot.9.T.027
    [5] BARARI A, IBSEN L B. Vertical capacity of bucket foundations in undrained soil[J]. Journal of Civil Engineering and Management, 2014, 20(3): 360-371. doi:  10.3846/13923730.2013.801915
    [6] SUN L Q, HUO Z L, YAN S W. Numerical studies on the working mechanism and bearing capacity of bucket foundations for offshore wind turbines[J]. Journal of Coastal Research, 2015, 73(Suppl1): 478-482.
    [7] ZHANG J H, ZHANG L M, LU X B. Centrifuge modeling of suction bucket foundations for platforms under ice-sheet-induced cyclic lateral loadings[J]. Ocean Engineering, 2007, 34(8/9): 1069-1079.
    [8] BAGHERI P, KIM J M. Evaluation of cyclic and monotonic loading behavior of bucket foundations used for offshore wind turbines[J]. Applied Ocean Research, 2019, 91(1): 101865.
    [9] 范庆来, 栾茂田. V-H-T荷载空间内海上风机桶形基础破坏包络面特性分析[J]. 土木工程学报,2010,43(4):113-118. (FAN Qinglai, LUAN Maotian. Failure envelopes of bucket foundation for offshore wind turbines in V-H-T loading space[J]. China Civil Engineering Journal, 2010, 43(4): 113-118. (in Chinese)
    [10] 武科, 栾茂田, 范庆来, 等. 桶形基础承载性能弹塑性有限元数值分析[J]. 大连理工大学学报,2008,48(5):702-707. (WU Ke, LUAN Maotian, FAN Qinglai, et al. Numerical analysis of bearing capacity behavior of bucket foundation based on elasto-plastic FEM[J]. Journal of Dalian University of Technology, 2008, 48(5): 702-707. (in Chinese) doi:  10.7511/dllgxb200805015
    [11] 刘润, 王磊, 丁红岩, 等. 复合加载模式下不排水饱和软黏土中宽浅式筒型基础地基承载力包络线研究[J]. 岩土工程学报,2014,36(1):146-154. (LIU Run, WANG Lei, DING Hongyan, et al. Failure envelopes of large-diameter shallow buried bucket foundation in undrained saturated soft clay under combined loading conditions[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(1): 146-154. (in Chinese) doi:  10.11779/CJGE201401014
    [12] 刘莹, 黄茂松, 李帅. 海上风电桩基础竖向承载力循环弱化简化分析[J]. 岩土力学,2013,34(9):2655-2660. (LIU Ying, HUANG Maosong, LI Shuai. Simplified analysis of cyclic degradation of axial bearing capacity for offshore wind turbine pile foundations[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(9): 2655-2660. (in Chinese)
    [13] 刘锟, 赵春风, 王建华, 等. 软土地基桶形基础循环累积变形研究[J]. 岩土力学,2009,30(7):2037-2042. (LIU Kun, ZHAO Chunfeng, WANG Jianhua, et al. Cyclic accumulative deformation of bucket foundation on soft clay strata[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(7): 2037-2042. (in Chinese) doi:  10.3969/j.issn.1000-7598.2009.07.028
    [14] 焉振, 王元战. 考虑软基不排水强度循环弱化的格型钢板桩防波堤动力有限元分析[J]. 岩土力学,2017,38(5):1454-1462. (YAN Zhen, WANG Yuanzhan. Dynamic finite element analyses of steel-sheet-pile floodbank considering post-cyclic strength degradation of soft foundations[J]. Rock and Soil Mechanics, 2017, 38(5): 1454-1462. (in Chinese)
    [15] 戚蓝, 刘国威, 王海军. 近海风电筒型基础风机结构地震动力响应分析[J]. 水利水电技术,2012,43(7):116-118, 122. (QI Lan, LIU Guowei, WANG Haijun. Analysis on seismic dynamic response of structure for offshore wind turbine with bucket foundation[J]. Water Resources and Hydropower Engineering, 2012, 43(7): 116-118, 122. (in Chinese) doi:  10.3969/j.issn.1000-0860.2012.07.033
    [16] 于通顺, 王海军. 循环荷载下复合筒型基础地基孔隙水压力变化及液化分析[J]. 岩土力学,2014,35(3):820-826. (YU Tongshun, WANG Haijun. Pore water pressure fluctuation and liquefaction analysis of subgrade for composite bucket foundation under cyclic loading[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(3): 820-826. (in Chinese)
    [17] 张小玲, 刘建秀, 杜修力, 等. 风浪流共同作用下海上风电基础与海床的动力响应分析[J]. 防灾减灾工程学报,2018,38(4):658-668. (ZHANG Xiaoling, LIU Jianxiu, DU Xiuli, et al. Dynamic response analysis of offshore wind power foundation and seabed under the combined wind, wave and current loadings[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2018, 38(4): 658-668. (in Chinese)
  • [1] 潘存鸿汪求顺潘冬子 . 钱塘江涌潮对风场响应的三维数值研究. 水利水运工程学报, doi: 10.16198/j.cnki.1009-640X.2019.06.009
    [2] 李文轩曹永勇 . 海上筒型基础的筒壁土压力计算. 水利水运工程学报,
    [3] 姚雷姚文娟 . 高桩码头对邻近爆破的非线性动力响应分析. 水利水运工程学报,
    [4] 梁超张金良练继建 . 地震作用下渗流边坡的动力响应耦合分析. 水利水运工程学报,
    [5] 管友海西文喜唐兴亮甘毅张如林 . 基于桩筒复合基础海上风机振动特性分析. 水利水运工程学报,
    [6] 张维杰严根华陈发展董家 . 深孔弧形闸门静动力特性及流激振动. 水利水运工程学报,
    [7] 杜齐鲁黄海龙周益人左其华 . 海洋工程试验中API谱特性的风模拟. 水利水运工程学报,
    [8] 何叶赵明阶胡丹妮 . 海上风机三桩基础与上部结构动力响应分析. 水利水运工程学报,
    [9] 冯超杜应吉 . 渡槽结构横向动力响应分析. 水利水运工程学报,
    [10] 张磊,郭海庆,谢兴华,谈叶飞,邢小弟 . 人工降雨入渗边坡破坏试验研究. 水利水运工程学报,
    [11] 左书华,韩志远,赵洪波,杨华 . 九龙江口一厦门湾海域表层沉积物粒度分布特征及其动力响应. 水利水运工程学报,
    [12] 郑丹,李文伟 . 不同级配混凝土拉压多轴强度的断裂力学分析. 水利水运工程学报,
    [13] 蒋敏敏,蔡正银,曹培 . 循环荷载后饱和海相软黏土不排水静力试验研究. 水利水运工程学报,
    [14] 聂杰,傅宗甫 . 复杂边界多建筑物的河道水流数值模拟. 水利水运工程学报,
    [15] 李孟国 . 三角形网格在水动力水环境数学模型中的应用. 水利水运工程学报,
    [16] 王雨苗,路观平 . 掺气水流脉动压力作用下板的随机响应. 水利水运工程学报,
    [17] 黄康理,张诚厚 . 利用孔压静力触探试验(CPTU)测定宁波软粘土的固结系数. 水利水运工程学报,
    [18] 刘光廷,池元 . 用边界虚拟力法计算平面多裂缝问题. 水利水运工程学报,
    [19] 张诚厚,G. Greeuw W. F. Rosenbr,J. W. A. Jekel . 一种用孔压圆锥贯入试验测定软土的新分类图. 水利水运工程学报,
    [20] 吴京荣 . 单桩在波浪作用下的动力响应. 水利水运工程学报,
  • 加载中
图(12)
计量
  • 文章访问数:  143
  • HTML全文浏览量:  72
  • PDF下载量:  5
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2019-05-23
  • 网络出版日期:  2020-05-15

基于边界面的多隔舱筒形基础动力分析

    作者简介: 吴诗阳(1990—),男,安徽青阳人,博士,主要从事海上结构与土相互作用。E-mail:718228381@qq.com
  • 1. 中冶华天工程技术有限公司,江苏 南京 210019
  • 2. 南京水利科学研究院,江苏 南京 210029

摘要: 多隔舱筒形基础作为近几年发展起来的海上风电基础结构,其稳定性能极大影响了风机的安全性。为研究在极端风荷载作用下筒形基础的稳定性,通过AR自回归线性滤波法,模拟脉动风速谱,采用边界面弹塑性动力本构模型,运用大型有限元分析软件ABAQUS进行了三维动力数值分析,研究了该结构在随机风荷载作用下的沉降发展、动力响应和周围土体的孔压变化情况。研究表明:随着加载持续,筒体的水平位移、转角和竖向位移均呈缓慢增长趋势,同时筒体顶部水平位移远大于端部位移;基础内部土体孔压受分舱板影响,发展缓慢且小于基础外侧土体孔压,沿筒径方向,越靠近筒壁孔压越大;基础外侧,土体孔压随埋深的增加逐渐减小,最后趋于稳定;土体的应力路径逐渐向临界状态线靠近,但并未达到破坏标准。

English Abstract

  • 风能作为可再生能源和清洁能源的代表被越来越多的国家关注。我国离岸50 km范围内可开发风能资源为7.58亿kW,是陆上实际可开发风能资源储量的3倍。随着海上风电的大力发展,对风电基础的要求越来越高,目前常用基础形式有重力式、单桩、多桩、三脚架、导管架群桩、浮式基础和负压筒形基础。其中负压筒形基础由于施工工艺简单、成本低、一体化施工、二次使用等优点,在最近几年得到大力发展。Liu等[1-4]研究了筒形基础在不同荷载组合下的极限承载力,给出了基础破坏时的空间屈服包络面。Amin等[5-6]基于摩尔-库伦弹塑性模型,分析筒径、贯入比对筒体极限承载力的影响。Zhang等[7]通过离心模型试验研究指出,筒形基础在长期荷载作用下会发生较大的沉降和侧向位移。Bagheri等[8]研究了循环荷载和单调荷载作用下筒形基础的变形行为,指出在筒盖附近会发生较大的水平位移。国内学者的研究主要集中在栾茂田和练继建团队,取得了很多学术成果。范庆来等[9-11]采用位移控制法和Swipe试验加载方法,获取了V-T,H-M,H-V-M,V-H-T等不同荷载组合下的破坏包络面,并推导了地基承载包络线的表达式,为国内筒形基础的极限设计提供参考依据,加快了筒形基础的发展。刘莹等[12-14]基于动力三轴试验,考虑软土弱化效应,将弱化后的土体强度代入到计算中,从而考虑循环荷载作用下筒形基础的承载力。戚蓝等[15]基于等效线性模型研究了近海风电筒形基础风机解耦的地震响应特性。于通顺等[16]基于摩尔库伦弹塑性本构模型,研究了风、波浪、海流荷载共同作用下筒形基础的响应规律和基础周围孔隙水压力的变化情况。

    以上学者都是基于拟静力法研究筒形基础的承载力和变形,鲜有关于筒形基础在动荷载作用下的响应研究。仅有的动力研究也是采用等效线性模型,或摩尔库伦理想弹塑性模型,并不能很好地反映动荷载下土体的应力应变关系。本文基于边界面弹塑性动力本构模型,采用自回归线性滤波法模拟脉动风速谱,研究风荷载作用下多隔舱筒形基础的动力响应和土体孔隙水压力变化情况。

    • 筒形基础主要由筒体、盖板和过渡段组成。其中筒体直径为30.0 m,高12.0 m,筒壁厚25.0 mm,筒内共有7个隔舱,12块分舱板,每个分舱板长7.5 m,筒体和分舱板材料均为钢材。盖板高1.2 m,梁形结构,材料为钢筋混凝土,过渡段呈圆锥体结构,高18.8 m,材料为钢筋混凝土,筒形基础整体结构见图1。钢和钢筋混凝土的弹性模量分别为206和36 GPa,密度分别为7.85和2.45 g/cm3,泊松比分别为0.28和0.19。

      图  1  筒形基础结构(单位:m)

      Figure 1.  Structure of bucket foundation(unit: m)

    • 风荷载也称风的动压力,是空气流动对工程结构所产生的压力,大小与风速的平方成正比。作用于结构上任意一点的风速可表示为平均风速$\overline v (z)$和脉动风速$v = (x,y,z,t)$之和。平均风速可用Davenport提出的指数模型[17]进行模拟:

      $${{\overline v (z)}}/{{{{\overline v }_{10}}}} = {\left( {{z}/{{10}}} \right)^\alpha }$$ (1)

      式中:$\overline v (z)$${\overline v _{10}}$分别代表高度z处和10 m高度处的平均风速;$\alpha $为地面粗糙度。

      脉动风是时间t的随机过程,可看成具有零均值的平稳高斯随机过程。本文采用自回归线性滤波法进行脉动风速的时程模拟。空间相关的M个点顺风向脉动风速时程${{V(X,Y,Z,t)}}$随机列向量的AR模型可表示为:

      $${{V}}{\rm{(}}{{X,Y,Z,t}}{\rm{)}} = - \sum\limits_{k = 1}^P {{{{H}}_{{k}}}{{V}}{\rm{(}}{{X,Y,Z,t - k\varDelta t}}{\rm{)}}} + {{{ N}}}{\rm{(}}{{t}}{\rm{)}}$$ (2)

      式中:${{X}} = {\left[ {{x_1}, \cdots ,{x_M}} \right]^{\rm{T}}}$${{Y}} = {\left[ {{y_1}, \cdots ,{y_M}} \right]^{\rm{T}}}$${{Z}} = {\left[ {{z_1}, \cdots ,{z_M}} \right]^{\rm{T}}}$$({x_i},{y_i},{z_i})$为空间第i点坐标,$i = 1,{\rm{2,}} \cdots ,M$$P$为AR模型阶数,这里取4;$\Delta t$是模拟风速时程的时间步长;${{{H}}_{{k}}}$为AR模型自回归系数矩阵,为$M \times M$阶方阵;${{N}}{\rm{(}}{{t}}{\rm{)}}$为独立的随机过程向量,可由下式表示:

      $${{N}}{\rm{(}}{{t}}{\rm{)}} = {{L}} \cdot {{n}}{\rm{(}}{{t}}{\rm{)}}$$ (3)

      式中:${{L}}$是阶数为M的下三角矩阵,由协方差矩阵${{{R}}_{{N}}}$经Cholesky分解得到,即

      $${{{R}}_{{N}}} = {{L}} \cdot {{{L}}^{\rm{T}}}$$ (4)

      将式(2)方程两边右乘${{{V}}^{\rm{T}}}(t - j\Delta t)$,同时取期望,并结合相关函数性质得:

      $$\begin{split} & {{R}}{\rm{(}}{{j\varDelta t}}{\rm{)}} = - \sum\limits_{k = 1}^P {{{{H}}_{{k}}}{{R}}{\rm{[(}}{{j - k}}{\rm{)}}{{\varDelta t}}{\rm{]}}} \\ & {{R}}{\rm{(0)}} = - \sum\limits_{k = 1}^P {{{{H}}_{{k}}}{{R}}{\rm{(}}{{k\varDelta t}}{\rm{)}} + {{{R}}_{{N}}}} \\ \end{split} $$ (5)

      写成矩阵形式得:

      $${{R}} \cdot {{H}} = \left[ \begin{array}{l} {{{R}}_{{N}}} \\ {{{O}}_{{P}}} \\ \end{array} \right]$$ (6)

      式中:${{H}}{\rm{ = }}{\left[ {I,{H_1}, \cdots ,{H_P}} \right]^{\rm{T}}}$,为$(P + 1)M \times M$阶矩阵,${{I}}$$M$阶单位阵;${{{O}}_{{P}}}$$PM \times M$阶矩阵,其元素全部为0,${{R}}$$(P + 1)M \times (P + 1)M$阶自相关Toeplitz矩阵,写成分块矩阵的形式为:

      $${{R}} = \left[\!\!\!\!\!\!\!\! {\begin{array}{*{20}{c}} {\begin{array}{*{20}{c}} {\begin{array}{*{20}{c}} {\begin{array}{*{20}{c}} {\begin{array}{*{20}{c}} {{{{R}}_{{\rm{11}}}}{\rm{(0)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{21}}}}{\rm{(}}{{\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{31}}}}{\rm{(}}{{2\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ \vdots \\ {{{R}}_{{\rm{(}}{{P + }}{\rm{1)1}}}}{\rm{(}}{{P\varDelta t}}{\rm{)}} \\ \end{array}}&{\begin{array}{*{20}{c}} {{{{R}}_{{\rm{12}}}}{\rm{(}}{{\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{22}}}}{\rm{(0)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{32}}}}{\rm{(}}{{\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ \vdots \\ {{{R}}_{{\rm{(}}{{P + }}{\rm{1)2}}}}{\rm{[(}}{{P - }}1){{\varDelta t}}{\rm{]}} \\ \end{array}} \end{array}}&{\begin{array}{*{20}{c}} {{{{R}}_{{\rm{13}}}}{\rm{(2}}{{\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{23}}}}{\rm{(}}{{\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{33}}}}{\rm{(0)}}} \\ \vdots \\ {{{R}}_{{\rm{(}}{{P + }}{\rm{1)}}3}}{\rm{[(}}{{P - }}{\rm{2)}}{{\varDelta t}}{\rm{]}} \\ \end{array}} \end{array}}&{\begin{array}{*{20}{c}} \cdots \\ \cdots \\ \cdots \\ \begin{array}{l} \ddots \\ \cdots \\ \end{array} \end{array}} \end{array}}&{\begin{array}{*{20}{c}} {{{{R}}_{{\rm{1(}}{{P + }}{\rm{1)}}}}{\rm{(}}{{P\varDelta t}}{\rm{)}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{2(}}{{P + }}{\rm{1}}{{)}}}}{\rm{[(}}{{P}}{\rm{ - 1)}}{{\varDelta t}}{\rm{]}}} \\ {{{{R}}_{{\rm{3(}}{{P + }}{\rm{1)}}}}{\rm{[(}}{{P}}{\rm{ - 2)}}{{\varDelta t}}{\rm{]}}} \\ \vdots \\ {{{R}}_{{\rm{(}}{{P + }}{\rm{1)(}}{{P + 1}}{\rm{)}}}}{\rm{(0)}} \\ \end{array}} \end{array}} \!\!\! \right]$$ (7)
      $${{{R}}_{{{ij}}}}{\rm{(}}{{m\varDelta t}}{\rm{)}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{R_{11}}(m\Delta t)}& \cdots &{{R_{1M}}(m\Delta t)} \\ \vdots & \ddots & \vdots \\ {{R_{M1}}(m\Delta t)}& \cdots &{{R_{MM}}(m\Delta t)} \end{array}} \right]$$ (8)

      式中:$i,j = 1,2, \cdots ,P + 1$$m = 0,1, \cdots ,P$。其值可由Wiener-Khintchine公式求得:

      $${R_{ij}}(m\Delta t) = \int_0^\infty {{S_{ij}}(f)\cos (2{\text{π }}fm\Delta t){\rm{d}}f} $$ (9)

      式中:$i,j = 1,2, \cdots ,M$$f$为脉动风速频率;当$i = j$时,${S_{ij}}(f)$为脉动风速自谱密度函数,采用Daven-port谱进行计算;当$i \ne j$时,${S_{ij}}(f)$可由脉动风速自谱密度函数和相干函数共同确定,具体形式如下:

      $$ {S_{ij}}(f){\rm{ = }}\sqrt {{S_{ii}}(f){S_{jj}}(f)} coh(r,w) $$ (10)

      式中:$ coh(r,w) $为相干系数,可采用Davenport相干函数进行计算。

      求出R矩阵,代入式(5)得出AR模型的系数矩阵${{H}}$和协方差矩阵${{{R}}_{{N}}}$,对${{{R}}_{{N}}}$矩阵进行Cholesky分解,得到下三角矩阵${{L}}$,并可计算出随机过程向量${{N}}{\rm{(}}{{t}}{\rm{)}}$

      根据描述的AR模型即可求得脉动风速的时程曲线,为了便于计算,运用MATLAB软件编写计算程序,其计算参数为:10 m处风速33.0 m/s,截止频率12 Hz,地面粗糙度系数取0.005,采样间距0.125 s,总模拟时间300 s。采用双对数坐标,给出了塔筒中点脉动风速功率谱密度与目标谱的对比曲线,如图2所示。

      图  2  模拟脉动风速功率谱分析

      Figure 2.  Spectrum analysis of turbulent wind simulation

      图2可以看出,塔筒中点脉动风速在零值上下波动,符合平稳随机过程的特性,并且模拟的风速谱与目标谱吻合较好,尤其在高频部分,因此该方法可模拟脉动风速,能反映脉动风速时程曲线自相关随机特性。

      得到脉动风速时程曲线后,将各计算点的平均风速和脉动风速叠加,即可得到该点的瞬时风速,然后通过下式计算作用在结构上的风荷载:

      $$F = 0.5\rho {v^2}cA$$ (11)

      式中:$\rho $为空气密度,一般取1.225 kg/m3$v$为结构上某点的风速(m/s);$c$为形状系数,塔架可取0.5,叶片可取0.2;$A$为垂直于风向的投影面积(m2)。

      风机是高耸结构,风速具有空间相关性,不同位置风速不同,本文采用文献[16]建议的方法将风机离散化,等效成20个点,塔架8个点,叶片12个点。这20个点作为风荷载施加点承受风压,整个风机结构受到的风荷载为这20个点承受风压的总和,图3即为这20个点风荷载的总和。

      图  3  风荷载的时程曲线

      Figure 3.  Time history curve of wind load

    • 筒形基础采用线弹性本构模型,其中筒体采用壳体单元模拟,盖板和过渡段都采用实体单元模拟。筒形基础周围的土体采用零弹性区单椭圆边界面模型,可以很好地反映土体循环动力特性。土体为粉土,边界面模型参数取值如下:临界状态线CSL在p-q应力空间的斜率$M$=1.13,临界状态线CSL在e-lnp空间中的斜率$\lambda $=0.09,回弹指数$\kappa $=0.018,泊松比$\mu $=0.3,模型常数${H_0}$=20,初始孔隙比${e_0}$=1.14。为了考虑土体孔压变化对基础稳定性的影响,采用三维8节点位移-孔压耦合单元。借助商业软件ABAQUS进行有限元数值分析,为了有效消除边界效应的影响,整个模型的尺寸,取径长为5倍筒径,深度为3倍筒高,如图4所示。

      图  4  有限元计算模型

      Figure 4.  Numerical model of finite element

    • 筒体中心点水平位移和转角的时程曲线见图5。从图5可以看出,水平位移和转角均随着时间的增加而产生波动现象,这与荷载的时程曲线分布类似。随着时间的持续,水平位移和转角逐渐增大,在11级暴风的工况下,筒形基础水平增幅约为1 cm,符合变形要求。但若在长期风荷载作用下,筒形基础的水平位移和转角可能会呈上升趋势,因此需要对基础进行长期监测。

      图  5  筒体中心点水平位移和转角的时程曲线

      Figure 5.  Time history curve of horizontal displacement and corner of the bucket center

      图6是筒体右侧点的竖向位移时程曲线。从图6可见,竖向位移并没有像水平位移和转角那样出现较大的波动,随着加载的持续,呈斜向上发展趋势,没有减弱的迹象,这是因为筒体发生倾斜时,较大的筒体自重会进一步导致筒体发生沉降,形成一个“勺形”的沉降区。

      图  6  筒体右侧点竖向位移的时程曲线

      Figure 6.  Time history curve of right point about bucket foundation

      取1,10,100和300 s作为研究的时间节点,不同深度筒壁对应的水平位移如图7所示。从图7可以看出,不同时间节点的筒体水平位移变化规律相似,沿着筒壁深度,筒体的水平位移不断减小,顶部位移远远大于端部位移,可知筒体已发生转动。同时随着时间的持续,筒体的整体位移不断增加,这与上述结果一致。

      图  7  不同时间节点的筒体水平位移

      Figure 7.  Horizontal displacement of different time node

    • 脉动风荷载在短暂的作用过程中,土体来不及排水,容易积累孔隙水压力,因此土体孔压的变化势必会影响土体的强度,从而影响筒形基础的整体稳定性。取埋深10 m处4点,分别距中心轴4,11,18和30 m,其孔压的分布如图89所示。

      图  8  筒内部两点孔隙水压力时程曲线

      Figure 8.  Time history curve of pore pressure about two point in a cylinder

      图  9  筒外部两点孔隙水压力时程曲线

      Figure 9.  Time history curve of pore pressure about two point out a cylinder

      图89可以看出,在风荷载的作用下,超静孔隙水压力(下文简称超孔压)随着时间的持续缓慢增长。基础内部土体,越靠近中心轴,超孔压波动和累积越小,这是因为筒体内部有较多隔舱,舱内土体基本被分舱板约束住,使土体和分舱板具有良好的协调变形能力,整体刚度偏高,从而导致筒体内部土体超孔压波动较小。反观筒体外侧土体,越靠近筒壁,土体的超孔压值越大,波动也越强烈,这是因为筒形基础在风荷载作用下,筒壁处与土相互作用最为强烈,土体易受动荷载的作用发生破坏,此时土体的超孔压变化频繁。逐渐远离筒壁与土的相互作用区时,超孔压变化较小,并趋于稳定。从图89还可以看出,筒内部的超孔压要小于筒壁附近处的超孔压,这也体现出在基础内部设置分舱板的优势。

      图10为超孔压沿不同路径的变化,其中路径1是筒内深度2 m处沿半径方向变化,路径2是筒内深度10 m处沿半径方向变化,路径3是筒外半径18 m处沿埋深方向变化。

      图  10  超孔压沿不同路径方向变化值

      Figure 10.  The excess pore pressure changes in the direction of the path

      图10可以看出,不同深度处超孔压沿径向变化的规律相似,越靠近筒壁处超孔压值越大,即在筒壁附近超孔压波动较为强烈,土体更易发生破坏,同样在静力极限分析中,筒壁处土体容易出现变形过大而发生破坏。从图10还可以看出,筒外侧土体的超孔压随着深度增加逐渐减小,这是因为筒外侧土体没有分舱板的约束,在泥面处,筒体与土体相互作用强烈,土体的超孔压迅速累积,随着深度增加,围压不断增大,相互作用相继减弱,则土体不易积累孔压,因此会出现超孔压随深度的增加逐渐减小的现象。

    • 筒壁与筒外侧土体相互作用较为强烈,取筒壁外侧土体分析该土体应力路径发生的变化,如图11所示。从图11可以看出土体有效平均正应力随着加载的持续逐渐减小,并逐渐向临界状态线靠近,但并未达到破坏的标准,由此可以判断土体在极限荷载作用下并没有发生破坏。由于荷载的随机性,应力路径的变化同样表现出不规则性,这和在循环荷载作用下有很大区别。同时,不同深度处的土体,其应力路径有些许差别,在3 m深度处偏应力随着加载的持续逐渐增加,应力路径左斜向上发展;7 m处这种趋势逐渐减弱,偏应力保持整体稳定;而在11 m处有很大区别,偏应力随着荷载时间缓慢减小,应力路径呈左斜向下发展,土体达到破坏阶段所需时间无限延长。可出看出,3 m处土体比11 m处土体更早达到破坏状态,这与孔压产生较大波动有关。

      图  11  应力路径变化

      Figure 11.  Stress path change

    • 筒壁处土体容易受到荷载作用发生破坏,并导致筒体失稳,在筒体做摇摆运动时,筒壁处与土相互作用也最为强烈。取筒壁处对应深度1,5,9和11 m的点,分析该点土体的弹塑性应变,各点的应变分量时程曲线比较如图12所示。其中选取水平应变${\varepsilon _x}$、垂直应变${\varepsilon _z}$和剪应变${\gamma _{xz}}$作为主要的研究对象。规定应变压为正、拉为负,从图12可知,在荷载作用过程中,水平应变和垂直应变都是增长的,且在${10^{ - 3}}$量级,其中表面处的水平应变发展速率大于其他各点,且沿着深度方向逐渐减小并产生负值,若取绝对值比较,深度9 m处的应变最小。从静力极限分析中得知,在筒体转动中心附近处几乎没有水平位移产生,因此土体很难受到挤压而产生塑性应变。通过应变由正转负的过程,可以看出筒体在动荷载作用下发生转动。而从图12(b)中垂直应变值可以看出,表层土体会因筒体挤压发生隆起,而筒底附近的土体会因为筒体下沉处于向下受拉的趋势。从图12(c)中可知,不同深度的剪应变增长规律是相似的,但表面处的剪应变大于其他点位,这与水平应变类似。通常土体发生破坏的应变量级需要达到${10^{ - 2}}$,不同深度处土体的应变都未达到破坏的量级,但随着时间推移,表层土有可能会最先达到破坏量级。

      图  12  弹塑性应变时程曲线

      Figure 12.  Time history of elastic-plastic strain

    • (1)采用AR自回归线性滤波法可以很好地模拟脉动风速的随机性,且与目标谱吻合较好。

      (2)随着加载的持续,复合筒形基础的水平位移、转角和竖向位移会不断增加,同时基础外侧土体的变形也会随之增长,浅层土体会比深层土体更早达到破坏状态。

      (3)由于分舱板的影响,基础内部土体孔压发展缓慢且小于外侧土体孔压,沿筒径方向,越靠近筒壁孔压越大;筒外侧土体,沿深度方向,埋深越大,越不容易积累孔压。

      (4)在50年一遇的极限风荷载作用下,筒形基础周围土体并未发生破坏,随着加载的持续,土体的应力路径逐渐向临界状态线靠近。

参考文献 (17)

目录

    /

    返回文章
    返回