Page 57 - 《振动工程学报》2025年第11期

第 11 期 王天鹏，等：考虑冲刷的海上风电单桩-海床-结构地震响应分析 2515

0.40 小趋势，这可由结构 1 阶自振频率与地震动卓越频
G1 G2 G3
G4 G5 率之间相对差异增大来解释。相反的，在 G5 作用
0.36 下，结构动力响应峰值随冲刷深度增加呈单调增大
结构1阶自振频率 / Hz 0.32 振效应。由此可见，长周期地震动可能因共振效应
趋势，这是因为两个频率的相对差异减小，引发了共

显著放大结构动力响应峰值，因此在海上风电结构
0.28

0.24 设计中，工程师需重视长周期地震动带来的潜在风险。
3.3 冲刷对整体结构残余变形的影响

0.20 如图 7 所示，在 G1~G4 作用下，结构的残余变形
0 3 6 9 12 15
冲刷深度 / m 随冲刷深度的增加呈先增大后减小的变化规律。可
(a) 冲坑深度对结构1阶自振频率的影响 以发现，G1~G4 作用下的最大位移与残余位移随冲
(a) Influences of scour depth on first-order natural
frequency of structure 刷深度呈现不同变化趋势，结构 1 阶自振频率与地
震动卓越频率的相对差异显然无法完全解释冲刷对
0
G1 f d =0.50 Hz 结构残余变形的影响机理。冲刷对结构地震响应的
G2 f d =1.50 Hz
G3 f d =0.55 Hz 影响不仅涉及结构自振频率的变化，还与桩-土相互
3
G4 f d =2.24 Hz 作用密切相关 [18] 。因此，本节探究了冲刷引起的桩-
G5 f d =0.25 Hz 土相互作用削弱对整体结构残余变形的影响。
r u =1.0
埋深 / m 6 冲刷导致上部结构长度增大且单桩埋深减小，
其中前者主要影响结构的自振频率，后者主要影响

9 桩-土相互作用。为了单独分析冲刷对桩-土相互作
用的影响，构建一个其他尺寸保持不变，仅缩短桩长

（L P ）的数值模型，用来探究结构残余变形在不同桩-
12
0 30 60 90 120
土相互作用下的变化。构建仅增加轮毂高度（z hub ）的
超静孔压 / kPa
数值模型，用来分析结构自振频率对其残余变形的
(b) G1~G5作用下远场海床超静孔压分布
(b) Excess pore pressure distributions of far field seabed 影响。这两个数值模型的其余条件与原数值模型保
subjected to G1~G5
持一致。本文选取无冲刷条件下，受 G2 地震动作用

图 8 冲刷和海床土体液化对结构 1 阶自振频率的影响
的数值模型，分别将 L P 缩短 9 m 和 z hu 增加 9 m，即
b
Fig. 8 Influences of scour and soil liquefaction on first-order
对应表 4 中的工况 21 和 22。
natural frequency of structure
如图 10 所示，展示了 3 种单桩支承海上风机的
示意图。算例 对应原始数值模型，即工况 5，算例
8
B
G1 G2 G3 A 代表用于单独分析结构自振频率的数值模型，即
G4 G5
工况 21；算例 C 代表用于单独分析桩-土相互作用的
6
数值模型，即工况 22。与算例 B 相比，算例 A 的结
动力放大系数 4 构 弱 。 算例 A、 B 0.313 Hz。算例 1 C 阶 自 振 频 率 分 别 为
阶自振频率较低，而算例
的桩-土相互作用较
1
和
的 结 构
C
阶自
和
与
的结构
振频率相差较小，说明两者结构动力响应峰值和残
2 0.284、0.320 B C 1
余变形的差异主要源于桩-土相互作用的影响。
如图 11(a) 所示，对比了 3 个算例结构侧向位移
0
0 3 6 9 12 15 包络曲线。结果表明，算例 B 的结构最大位移显著
冲刷深度 / m
大 于 算例 A。 与 算 例 B 相 比 ， 由 于 算 例 A 的 结 构

图 9 塔顶动力放大系数与冲刷深度的关系
1 阶自振频率更加远离地震动卓越频率，其结构最大
Fig. 9 Relationship between dynamic amplitude factor at tower
位移有所减小。
top and scour depth
与算例 B 相比，算例 C 的结构最大位移有所减
如图 6 所示，在 G1~G4 作用下，随着冲刷深度增 小。两算例的结构 1 阶自振频率接近但桩-土相互作
加，结构的最大水平位移、转角及弯矩均呈单调减 用不同，说明算例 C 削弱的桩-土相互作用也会降低