东海大桥风电场土动剪切模量与阻尼比试验研究

第４１卷第１３期　２　０　１　５年５月　山　西　建　筑　ＳＨＡＮＸＩ　ＡＲＣＨＩＴＥＣＴＵＲＥ　Ｖｏ１．４１　Ｎｏ．１３　Ｍａｙ．　２０１５　・５７・　

文章编号：１００９—６８２５（２０１５）１３—００５７－０３　

东海大桥风电场土动剪切模量与阻尼比试验研究★　

石登登颜超喻孟初　

（上海理工大学环境与建筑学院，上海２０００９３）　

摘要：为了获得东海大桥海上风电场地基基础设计和建造的土动力参数，对东海大桥东部海域的９类原状海洋地基土进行动三　轴试验，研究了剪应变幅值在５×１０～～２×１０Ｉ２范围内海洋原状土的动剪切模量和阻尼比的变化规律，研究结果对实际工程有一　

定的借鉴作用。　

关键词：海上风电场，地基土，动剪切模量，阻尼比　

中图分类号：ＴＨ１３３　文献标识码：Ａ　

０　引言　

海上风电作为一种可再生能源，凭借着高风速、低风切变、低　

湍流、高产出、开发效率高、环境污染小、不占用耕地等优点，正在　

成为新能源领域发展的重点。我国拥有漫长的海岸线，近海风能　

资源丰富，用电负荷中心大多集中于东部沿海地区，海上风电场　

具有广阔的发展前景。东海大桥海上风电场是亚洲第一座大型　

海上风电场，位于东海大桥东侧的海域，风电场总装机容量　１００　ＭＷ，拟置２０台单机容量５　ＭＷ的风电机组…。在海上修建　

风电场，海洋水文、气候条件和海底地质条件都非常复杂，对风电　

机组地基基础设计和建造的可靠性要求极高。这就要求对海上　

风电场地基土进行动模量和阻尼特性研究，并以此作为地震、波　

浪和机械等动荷载作用下风电场地基基础设计和建造的基本依　

据。目前，我国关于海洋土的研究资料相对缺乏，主要是针对渤　

海、东海、黄海等海洋油气开采密集区域的海床表层或浅层海洋　

土开展研究　，对于深层海洋土的研究成果较少，且有关东海大　桥海上风电场地基土的动模量和阻尼比的研究尚未见报道。因　

此，以东海大桥海上风电项目二期工程为背景，对东海大桥海上　

风电场地基土的动模量和阻尼比进行动三轴实验研究，具有工程　

应用价值，有利于加深对东海大桥海上风电场地基土动力学性能　

的认识，以及促进东海大桥海上风电场工程的抗震研究。　

１　试验概况　

１．１　试验样品　

本次实验的土样取自于上海市东海大桥东部海域的ＺＫ－５６—２　

钻孔，为埋深在９０　ｍ以内的原状海洋土。钻孔土样经勘察分析，　

可将钻孔区域的土体按照不同特性划分为该钻孔土样存在９层　

不同类型的土层，按照ＳＬ　２３７－－１９９９土工试验规程，将各层原状　土切削成直径３９．１　ｍｍ、高８０　ｍｍ的试样。表１为各土层物理特　性及试验条件。　

表１　东海大桥风电场各土层物理特性及试验条件　

土层深度　试验围压　含水量　重度　序号　土类　ｋＰａ　％　ｋＮ／ｍ　ｌ　④灰淤粘土　１．４～７．５　６０　４１　７—５８．６　１６．３～１７．５　２　⑤灰色粘土　７．５一ｌ２　Ｏ　１ｏ０　４７．２～６Ｏ．８　ｌ６．２—１７．２　３　⑥灰黄粉质粘土　ｌ２．０～１３．５　ｌ２０　３１．５～４５．４　１７．１—１８．３　４　⑦ｌ－ｌ草黄砂质粉土　ｌ３．５～２１．０　２ｏ０　２３　５—２９．５　１７．２—１９．７　５　⑦Ｉ－２草黄粉砂　２１．Ｏ～３Ｏ．Ｏ　３ｏｏ　２５．６—２９．９　１８．６一ｌ９．１　６　⑦２一ｌ灰黄粉砂　３０．Ｏ一５７．Ｏ　５ｏ０　２３．８—３１．７　ｌ８．５—１９．４　７　⑦２．２灰粉细砂　５７．Ｏ～７２．５　７２０　２Ｏ．１—２７．１　１８．９一ｌ９．８　８　⑨１灰粉粘夹粉砂　７２．５～７６．Ｏ　７６０　２４．１～３１．４　１７．４—１８．８　９　⑨２灰色粉砾砂　７６．０～８７．３　８７０　３１．３—３９．４　ｌ７．５—１９．１　１．２试验仪器　

采用西安力创材料检测技术有限责任公司研制的电液伺服　土动三轴试验机，位移传感器量程为±１５　ｍｍ，振动波采用正　

弦波。　

１．３试验方法　

土样固结稳定标准参照ＳＬ　２３７－－１９９９土工试验规程采用双　

面排水固结。进行动模量阻尼比试验时，采用分级加载，每一级　

轴向负荷加载５次，持续加载到轴向负荷不再增加为止。为确保　实验结果的重现性和规律性，每层土的试验都重复２个一３个　

试样。　

２动模量与阻尼比的实验原理　

加载处应力一动应变滞回圈，如图１所示。　

图１动剪切模量与阻尼比的试验原理　

采用割线模量定义动弹性模量Ｅ　为：　

Ｅ　：—Ｏ＂ｄｍａｘ－－—Ｏ＇ｄｍｉｎ　（１）　ｄｍａｘ—ｏ￣ｄｍｉｎ　其中，　，　分别为同一次循环荷载中最大轴向动应力　

和最小动应力；　，Ｏ￣ｄｍｉｎ分别为同一次循环荷载中最大轴向动应　

变和最小动应变。　

阻尼比Ａ定义为：　

Ａ＝Ｗ／４，ｒｒ　（２）　

其中，　为滞回圈曲线ＡＢＣＤ所包含的面积即一个循环中的　

能量损耗；　为三角形ＡＥＦ的面积即弹性应变能。　

根据试验记录的动应力一动轴向应变幅值数据，利用式（１）　

和式（２）计算动弹性模量　和阻尼比Ａ；按式（３）和式（４）将不同　

动轴向应变幅值　对应的动弹性模量　、阻尼比Ａ转换为相应　

的动剪应变幅值　对应的动剪切模量Ｇ　阻尼比Ａ：　

，，ｄ＝（１　ｄ）　ｄ　（３）　

，　Ｇ　‘４）　

其中，　为动泊松比。　

收稿日期：２０１５－０２—０８★：国家自然科学基金资助项目（项目编号：５１００８１９４）　作者简介：石登登（１９８８一），男，在读硕士；颜超（１９９１・），男，在读硕士；　喻孟初（１９９１．），男，

在读硕士　第４１卷第ｌ３期　・５８・　２　０　１　５年５月　山　西　建　筑　

文献［５］的试验结果表明海洋原状土的动？自松比随着动剪应　

变幅值的增大而增大，并结合文献［６］的试验研究中动泊松比的　

取值，海洋原状土各类土的动泊松比取值列于表２。　

表２各类土的动泊松比　

土类　粘土　粉质粘土　粉土　砂土　ｄ　１×１０—５　Ｉ１×１０—２　１×１０—５ｌ１×１０—２　１　Ｘ１０—５Ｉ１×１０—０　１×１０　５ｌ１×１０—２　ｄ　ｏ．３０　ｌ　ｏ．４９　ｏ．２３　ｌ　ｏ．４８　ｏ．２　ｌ　ｏ．４５　ｏ．２　１　ｏ．４８　

３实验结果与分析　

３．１动剪切模量　

采用双曲线骨架曲线模型描述东海大桥东部海域９０　ｌｒｌ以内　

海洋原状土的动剪应力一剪应变幅值之间的关系　，割线动剪切　

模量　与剪应变幅值　之间的关系可表示为：　

Ｇｄ＝　１　（５）　

其中，ｍ，ｎ均为拟合参数。　

ｄ）⑦　草黄砂质粉土　

ｇ）⑦　灰粉细砂　０．２４　０．２　０．１６　０．１２　０．０８　０．０４　Ｏ　ｌ　当　一０时Ｇ　＝１／ｍ，据此可计算出各试样的最大动剪切　

模量Ｇ　。　３．２动剪切模量比和阻尼比　

采用Ｍａｒｔｉｎ和Ｓｅｅｄ提出的动剪切模量衰减曲线经验公式　（６）拟合东海大桥东部海域９０　ｍ以内海洋原状土动剪切模量　

比　：　

一［　］　㈤　

其中，Ａ，　和　。均为拟合参数。　

通过拟合试验数据，发现东海大桥东部海域９０　Ｉｌｌ以内海洋　

原状土阻尼比与剪应变幅值关系曲线可以用式（７）描述：　

Ａ＝Ａ…（１＋　ｄ一　）一　（７）　其中，Ａ…，ｂ，ｃ，ｄ均为拟合参数。　

依土类不同，将各类土的动剪切模量比Ｇ　／Ｇ　和阻尼比Ａ　

随动剪应变幅值　变化的试验数据点绘于图２ａ）～图２ｉ）。　

ｂ）⑤灰色粘土　

ｅ）⑦．。草黄粉砂　

ｈ）⑨。灰粉粘夹粉砂　图２　Ｇｄ　—　和Ａ一　关系曲线　

从图２可以看出：动三轴试验的剪应变幅值范围为５　Ｘ　１０。≤　

ｄ≤２×１０～。无论是粘土还是砂土，动剪切模量Ｇ　随动剪应变　

的增加而减少，在剪应变幅值　≤５　Ｘ１０～，５×１０　≤　≤１　Ｘ　

１０　和　≥１　Ｘ１０Ｉ２三个区间内，随着剪应变幅值的增大，海洋原　

状土动剪切模量变化趋势分别为缓慢减少、快速减少和缓慢减　

少。而阻尼比Ａ随动剪应变　的增加而增长，在剪应变幅值　ｃ）⑥灰黄粉质粘土　０．２４　Ｏ．２　０　ｌ６　Ｏ．１２　０Ｏ８　０．０４　Ｏ　１　

ｆ）⑦　灰黄粉砂　

ｄ　ｉ）⑨　灰色粉砾砂　

ｄ≤５×１０～，５×１０　≤ｙｄ≤２×１０　和　ｄ≥１×１０Ｉ２三个区间内，　

随着剪应变幅值的增大，海洋原状土动阻尼比变化趋势分别为缓　

慢增长、快速增长和基本保持不变。　

根据式（６），式（７）经验模型，将拟合得到的不同土类动剪切　

模量比衰减曲线和阻尼比增长曲线也分别绘制于图２，拟合模型　

参数列于表３。　

表３　Ｇｄ／Ｇ　—　和Ａ一　曲线拟合参数　

模量衰减模型参数　阻尼比增长模型参数　序号　土类　Ａ　口　ｙｏ／１０—３　Ｒ２　Ａ　／％　ｂ／ｌＯ一３　ｄ　Ｒ２　１　④灰淤粘土　０．９９５　０．４８３　０．５４８　０．９４４　２３．５２　０．２５ｌ　０．８８９　２．０４７　０．９４５　２　⑤灰色粘土　０．９９４　０．４６５　０．３１２　０．９７６　２６．９６　０．９ｌ９　０．９７７　０　９９９　０．９３７　３　⑥灰黄粉质粘土　０．９９８　０．４７４　０．５９５　０．９９５　２１．２８　０．７７６　１．０４５　０．４５５　０．９６２　４　⑦１．１草黄砂质粉土　１．０１３　０．４２３　１．３８６　０．９９３　１７．５３　０．５６４　１．１０７　０．４７７　０．９ｌｌ　５　⑦１＿２草黄粉砂　０．９９１　０．４９５　０．９１８　０．９９５　２５．１５　１．１０１　０．８４８　２．４４０　０．９２３　６　⑦２．Ｉ灰黄粉砂　０．９９９　０．４７５　０．９４Ｏ　０．９９６　２２．５Ｏ　Ｏ．４４８　０．８９４　１．８６４　０．９７４　７　⑦２．２灰粉细砂　０．９９７　０．４６９　０．９２７　０．９９６　２１．８９　０．５２５　１．１７８　０．４１２　０．９８５　８　⑨・灰粉粘夹粉砂　０．９５３　０．４３０　２．３０３　０．９９６　ｌ５．５６　０．６８８　１．１９３　０．３９９　０．９３６　９　⑨２灰色粉砾砂　１．０１１　０．４７５　２．６０９　０　９８９　２０．３７　１．３８９　１．１４２　０．５３０　０．９６９　《　：　傩　Ｏ　０　０　Ｏ　０　

Ｏ　Ｏ１　第４１卷第１３期　２　０　１　５年５月　山　西　建　筑　ＳＨＡＮＸＩ　ＡＲＣＨＩＴＥＣＴＵＲＥ　Ｖｏ１．４１　Ｎｏ．１３　Ｍａｙ．　２０１５　・５９・　

文章编号：１００９—６８２５（２０１５）１３—００５９—０２　

辽沈地区深基坑开挖条件下抗拔桩承载力分析　

乔云航　

（辽宁有色勘察研究院，辽宁沈阳１１００１３）　

摘要：以辽沈地区的某工程为例，在现场试验的基础上，结合数值模拟计算软件对等截面抗拔桩的承载特性进行了分析，结果表　明开挖将导致坑内土体产生卸荷回弹，从而带动抗拔桩回弹，桩身上下部分分别承受正、负摩阻力，并在桩身产生轴向拉力，同时，　

桩土界面法向应力降低，导致桩的极限抗拔承载力降低。　

关键词：抗拔桩，承载力，数值模拟　

中图分类号：ＴＵ４７３．１１　文献标识码：Ａ　

近年来，地下空间的开发深度不断增加，基础侵入地下水的　

深度越来越大，基础承受上拔荷载的情况越来越多，而且所承受　

的上拔荷载越来越大；王卫东…通过理论研究以及数值分析，认　

为基坑开挖卸荷会引起抗拔桩承载力损失；由于地下水的存在导　

致上浮力过大，最终引起建筑物倾斜甚至倒塌的工程事故不断发　

生。在大多数地下建筑结构中，一般是通过释放水浮力、增加自　

重和设置抗拔桩三种方法来保证结构不发生抗浮破坏　，而设置　

抗拔桩是结构抗浮问题中最常用的方法。由于场地地质条件的