杨春宝 ^1,2 , 张建民 ^1,2 , 王睿 ^1,2
1. 清华大学 土木水利学院岩土工程研究所, 北京 100084;
2. 清华大学 水沙科学与水利水电工程国家重点实验室, 北京 100084

收稿日期：2017-03-31
基金项目：国家重点研发计划项目（2016YFC1402806）；国家自然科学基金项目（50979046）；教育部研究项目（2014Z09100）
作者简介：杨春宝(1988-), 男, 博士研究生
通信作者：张建民, 教授, E-mail:zhangjm@tsinghua.edu.cn

摘要：为进行海上风电吸力桶基础地震安全评估，选取欧洲北海砂质海床中典型的吸力桶基础，基于三维砂土液化大变形统一本构模型，通过OpenSees有限元开源平台进行三维动力计算，分析了吸力桶基础的地震变形和倾覆转角。吸力桶基础的地震变形具体如下：基础产生一定的水平位移震荡，最终累积发展为大变形；桶基发生严重的不均匀沉降，桶基后部出现一定程度的上移；倾覆转角不断增加，最终达0.8°以上，远超过规范规定的安全稳定运营值，后期无法运营；基础转动中心在地震过程中不断调整；地震中海床孔压上升，桶基内出现一定的负孔压，可以提高抗倾覆承载力，地震结束时负压区消散。海床液化深度约3 m，桶基前部产生刺入海床破坏。海床地震液化加剧了吸力桶基础的变形和倾覆，严重影响着海上风机的安全运营。
关键词：海上风电吸力桶基础地震海床液化
Seismic analysis of a suction caisson foundation for offshore wind turbines
YANG Chunbao^1,2, ZHANG Jianmin^1,2, WANG Rui^1,2
1.Institute of Geotechnical Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China;
2.State Key Laboratory for Hydraulic Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China


Abstract: The stability of suction caisson foundations during earthquakes is evaluated for a typical suction caisson foundation of an offshore wind turbine located in a sandy seabed in the North Sea. The analysis was a unified plasticity model for the large post-liquefaction shear deformation of the sand and a three-dimensional dynamic finite element analysis to predict the seismic deformation and overturning probability during an earthquake. The analysis shows that the foundation experiences horizontal oscillations that lead to large deformations. The caisson slants with the rear moving up. The overturning probability keeps increasing and the angle eventually reaches more than 0.8°, which exceeds the safety limit. The rotation center constantly changes and the seabed pore pressure increases. Negative pore pressures can develop inside the caisson which enhance the overturning probability, but then dissipate. The seabed liquefaction depth is about 3 m, so the front of the caisson pierces into the seabed. Consequently, seabed liquefaction aggravates the deformation and overturning probability which affects the system operation.
Key words: offshore wind turbinesuction caissonearthquakeseabed liquefaction
海上风能分布广泛，优势明显，潜力巨大^[1]。欧洲近二十年对海上风电进行了大范围的推广和应用。截至2017年1月，欧洲已建成81个海上风场，共计3 589台海上风机，总装机容量为12.6 GW，规划2030年总装机达到150 GW。中国第一座海上风电场建成于2010年，近几年也开始加快推进海上风电建设。
吸力桶基础自1994年挪威土工研究所(NGI)研制成功以来受到各海洋大国的极大关注，已广泛应用于海上石油钻井平台基础和深海锚式基础。2002年丹麦Frederikshavn海上风电场首次将吸力桶基础应用于大型风电机组。吸力桶基础安装时间短，节省材料，拆除方便，在海上风电建设中具有巨大的应用前景。
然而，海洋环境复杂，不仅存在海风、海浪、海流等荷载，而且海洋地震频发。国内外很多****开展了吸力桶基础在风浪荷载作用下的相关研究，包括承载力试验研究^[2-4]、数值模拟研究^[5]、水平循环荷载试验研究^[6-8]和竖向循环荷载试验研究^[9]等, 但关于吸力桶基础的抗震性能研究较少。
本文主要针对海上风电吸力桶基础进行地震变形分析和安全评估。以欧洲北海砂质海床中典型的吸力桶基础为例，基于三维砂土液化大变形统一本构模型，通过OpenSees有限元开源平台建立三维模型进行动力计算。
1 分析模型1.1 工程原型本文计算的工程原型采用欧洲北海某典型的3.5 MW的海上风电吸力桶基础^[10]，水平波浪荷载为3 MN，加载高度为10 m；水平风荷载为1 MN，加载高度为90 m。根据力和力矩平衡，风浪合力为4 MN，加载高度为30 m。发电机加上塔筒自重约6 MN。吸力桶桶盖直径为12 m，桶裙深度为6 m。
1.2 有限元模型建立三维有限元半对称模型，地基大小取为120 m×120 m×60 m，满足地基边界无影响的条件。基础结构尺寸采用原型尺寸。
本文计算模型在满足计算精度要求的同时，为减小计算量和提高计算效率，网格划分采用由密到疏渐变的方式：吸力桶及周围土体，网格较密；远离吸力桶的土体，网格较稀疏。具体的计算模型如图 1所示。

图 1 计算模型图

图选项

1.3 地基土本构模型Tempel^[11]调查了欧洲北海主要地区的地质条件，均以砂质海床为主。本文所述Frederikshavn海上风电场所在海床同样为砂土^[10]。
砂质海床地震中容易发生液化。Seed^[12]指出，在不排水或有限排水条件下循环荷载会引起砂土内超静孔压累积和有效球应力减小，并将饱和砂土第一次达到有效应力为零的液化状态定义为“初始液化”。Zhang ^[13]提出砂土震动液化大变形本构理论和预测方法；Wang等^[14]实现了本构模型的三维化应用，并基于OpenSees有限元开源平台进行了数值实现。
本文计算以此为基础，在OpenSees中采用Brick U-P单元，土体模型采用三维砂土液化大变形统一本构模型(CycLiqCPSP)。采用福建标准砂的率定参数，饱和密度为1 961 kg/m³，初始孔隙比为0.717，渗透系数为3×10^-5 m/s，其余参数如表 1所示。其中，G₀为弹性剪切模量参数，κ为回弹模量参数，h为塑性模量参数，M为临界状态剪应力比，d_{re, 1}和d_{re, 2}分别为可逆性剪胀产生率参数和可逆性剪胀释放率参数，d_ir为不可逆性剪胀率参数，α为不可逆性剪胀率衰减参数，γ_{d, r}为参考剪应变，n^p为塑性模量状态参数，n^d是可逆性剪胀状态参数，λ_c、e₀和ξ为e-p空间中临界状态线参数，具体参数描述见文[14]。
表 1 模拟的砂土材料参数

参数	G0	κ	h	M	dre, 1	dre, 2	dir	α	γd, r	nP	nd	λc	e0	ξ
取值	100	0.006	0.6	1.25	0.02	40	0.5	90	0.05	1.1	8.0	0.023	0.837	0.7

表选项






1.4 地震加速度地震动输入采用2004年发生的Parkfield地震波，其地震加速度时程曲线如图 2所示，最大加速度为-4.835 m/s²。地震荷载沿水平方向均匀一致加载。

图 2 Parkfield地震波

图选项

2 地震变形分析编写OpenSees输入文件，进行动力计算，结果分析包括水平位移、竖向位移、基础转角、场地孔压和土体有效应力。
2.1 水平位移图 3显示了桶前表层土水平位移时程，图中R表示桶半径，分别展示了距离桶中心1至4倍半径的4个点的水平位移。分析表明，水平风浪荷载作用下，吸力桶基础发生了较小的水平位移。地震荷载施加后，基础发生较大的水平位移，位移值增加5倍以上。在大幅值加速度地震主期，基础迅速发生明显的水平位移，并存在一定的位移震荡；在小幅值加速度地震余期，基础发生缓慢的水平位移，最终累积发展为大变形。

图 3 桶前土水平位移时程

图选项

2.2 竖向位移对基础进行沉降分析，图 4显示了桶盖前点、桶盖中心点、桶盖后点的沉降时程。在静荷载施加后，桶基础发生一定的沉降，且存在较小的不均匀沉降，约0.05 m。地震期间，桶基整体只产生了很小的沉降，主要产生了较大的不均匀沉降。震后桶基不均匀沉降约0.35 m。桶前部分发生大幅的沉降增加；桶后部分沉降减小，逐渐上移，最后出现了一定的上升位移。同时，桶后土体出现了明显的土基凹陷，基础存在海流冲刷危害。

图 4 桶基各点竖向位移时程

图选项

2.3 基础转角海上风电规范对基础转角有严格的要求^[15]：德国采用0.5°，英国Thornton Bank风电场采用0.25°，中国采用0.17°。
图 5显示了本文桶基转角时程。表明在地震荷载作用下，桶基倾覆转角不断增加。在大幅值加速度地震主期，桶基转角急剧增加；在小幅值加速度地震余期，桶基转角缓慢增长。最终桶基倾覆转角达到了0.8°以上，远超过德国规范规定的安全稳定运营值0.5°，后期无法正常运营。

图 5 累积转角时程

图选项

分析桶基的转动中心变化，如图 6所示。桶径比表示转动中心到桶裙底部前点的水平距离与桶直径的比值，埋深比表示转动中心的埋深与桶裙埋深的比值。研究表明，初始转动中心在桶裙底部后点后方同埋深距离一倍桶径的地方，地震过程中不断调整，最后稳定于桶裙底部后点正下方0.6倍埋深的震后转动中心。其中，桶径比随着地震历时从2倍直径逐渐调整为1倍直径；而埋深比在地震过程中存在较大的震荡，从1倍桶裙埋深发展为1.6倍桶裙埋深。

图 6 转动中心时程

图选项

2.4 场地孔压分析地震各阶段地基孔压分布，如图 7所示。图 7a显示了地震前地基初始静孔压分布，图 7b为大幅值加速度地震主期7.16 s时的地基孔压分布。在地震过程中，海床整体孔压上升，桶基内出现了一定的负孔压，吸力在一定程度上可以提高桶基抗倾覆承载力。地震结束时桶基内负压消散。

图 7 孔压分布(单位：kPa)

图选项

图 8显示了地基内5个特征点的孔压时程。5点埋深均位于一半桶裙埋深(即3 m)，桶前点位于桶裙前方1.5 m，桶后点位于桶裙后方1.5 m，桶内前点位于桶内距离桶裙前部2 m，桶内后点位于桶内距离桶裙后部2 m，桶内中心位于桶内中轴线上。

图 8 孔压时程

图选项

分析桶前点发现，大幅值加速度地震主期，桶前土受到地震孔压累积和桶裙挤压作用，两者均产生孔压增加效应，土体孔压增加明显，超静孔压比接近1，桶前土体区域发生液化。Wang等^[16]的离心模型试验监测到桶前土孔压增加明显，本文计算结果与其一致。分析桶后点发现，桶后区域土体受到地震孔压累积和桶裙脱空的作用，也存在着一定的孔压增加，但增量较小，液化不明显。
大幅值加速度地震主期，桶基发生一定的急剧倾覆，桶基内3个特征点的土体孔压迅速减小。更浅的部分产生了负孔压，如图 7b所示。同时，桶内前点和桶内后点又存在着一定的差别。桶内前点由于桶基向前移动的影响，导致土体脱松，体变增加，存在一定的孔压减小效应；桶基内后点由于土体受到挤密，存在一定的孔压增加效应。所以在整个地震历时中，桶内前点的孔压比桶内后点的孔压小。
2.5 有效应力选取图 8中所示桶前点孔压最大值(液化)时(6.1 s)对应的海床地基土有效应力图，如图 9所示。可得海床液化深度大约为3 m，即1/2桶基埋深。同时，桶基前部应力较大，达到0.5 MPa，超过了一般砂土的承载力基本值，表明已经发生了刺入海床破坏。同样的结论可由图 4所示沉降位移得出。桶内后部存在一定的拉应力区，主要由于负孔压产生的吸力所致，这表明海床液化加剧了基础的倾覆。

图 9 地震主期6.1 s时有效应力(单位：MPa)

图选项

3 结论与工程建议本文针对欧洲北海砂质海床中典型的海上风电吸力桶基础进行了地震响应评估，表明地震作用和海床液化会导致吸力桶基础发生较大的变形和倾覆，严重影响海上风机的安全运营。吸力桶基础存在以下动力响应：桶基水平位移震荡显著，最终累积发展为大变形；桶基发生严重的不均匀沉降，同时桶后土基凹陷存在冲刷危害；倾覆转角不断增加，最终达到0.8°以上，远超过德国规范规定的安全稳定运营值0.5°，后期无法运营；转动中心不断调整，初始转动中心位于桶裙底部后点后方同埋深距离一倍桶直径的地方，震后转动中心位于于桶裙底部后点正下方0.6倍埋深；地震导致海床整体孔压上升明显，同时桶基内产生的负孔压形成吸力，在一定程度上提高了桶基抗倾覆承载力；海床表层3 m土体产生地震液化，桶基前部有效应力超过砂土的承载力基本值，产生刺入海床破坏，而桶内后部则由于负压吸力产生了拉应力区。
基于本文的研究成果，对于海上风电吸力桶基础抗震提出以下工程措施建议：1)对于地震区的海上风电场，必须对吸力桶基础进行地震变形分析与安全评估；2)通过地震分析，提高设计标准，加强抗震措施。

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