船舶撞击事故发生的原因多样，如自然灾害、船舶操作失误或失控等，导致船舶撞击水中结构物的位置难以判断，比如船舶撞击桥墩的位置及船身的碰撞位置和运动方向都是未知的. 从结构物受力角度看这种船舶撞击位置的空间随机性说明结构基础受水平偏心冲击荷载作用具有普遍性.

桩基础是水中结构物采用的主要基础型式之一. 已有学者针对受水平偏心静载的群桩基础开展系统研究工作^[1-6]，研究发现，水平偏心受荷群桩存在推扭荷载耦合效应，使群桩水平承载能力明显下降^[1,3]；荷载的偏心使群桩内力差异明显，桩头剪力最大达到外荷载的52%^[3,5]，容易引发基桩依次失效的“多米诺骨牌”式破坏^[6].

船舶撞击的试验研究一直受到学者们的重视^[7-10]，在船舶偏心撞击群桩基础的试验研究上有了一定进展. 肖方初^[10]开展船舶以不同方向撞击群桩承台不同位置的多组离心模型试验，研究发现：在相同撞击速度下撞击力峰值随着偏心距的增大而减小；由于偏心撞击导致各基桩间桩头剪力和弯矩峰值差异显著，尽管水平撞击的撞击力更大，但偏心撞击下部分基桩桩头剪力和弯矩峰值仍超过水平撞击下的基桩的；与静载试验相比，撞击下的群桩水平和扭转动刚度均高于静刚度.

研究结构物动力响应须将上部结构和下部基础作为整体分析，目前只有少量学者通过数值建模方式研究船舶水平偏心撞击下结构整体的动力响应^[11]，而试验研究还鲜有报道. 本研究以近海风机为研究对象建立了整套船舶撞击风机群桩基础的离心模拟系统，开展了船舶撞击群桩基础的系列离心模型试验，重点研究风机的存在和偏心撞击对撞击力和群桩动力响应的影响.

本试验采用浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室的ZJU-400土工离心机^[12].土工离心模拟的基本原理是将缩尺模型置于旋转的离心机产生的高离心加速度场中，通过高离心加速度补偿模型因缩尺造成的应力损失，使模型应力水平与原型等效.本试验选用的离心加速度为80g，如表1所示为模型试验中涉及的主要物理量的相似比R.

如图1(a)所示为本次离心模型试验采用的2×2模型群桩照片.该群桩由4根模型桩和模型承台组成.模型桩用外径16 mm、壁厚1.5 mm的6061铝合金管制成，长为530 mm，顶部30 mm伸入承台，底端采用60°的锥形桩尖封闭. 桩身设计埋入长度为445 mm，在对应土面位置的桩身和向桩顶移动31 mm的桩身处分别布置弯矩应变片，通过这2道应变片测量数据能够计算桩头剪力和桩头弯矩^[13]. 这里桩头弯矩是指承台下沿处的桩身弯矩. 沿桩身均匀涂抹环氧树脂，模型桩直径D增加到20 mm. 在80g设计离心加速度下，模型桩能够模拟直径1.6 m的钢管桩. 如图2所示为承台尺寸. 模型承台由30 mm厚正方形6061铝合金块制作而成，模拟刚性承台，承台两侧焊有撞击臂用于施加水平偏心撞击. 模型承台总质量为0.9393 kg，模拟481 t的原型承台，考虑到铝合金材料密度与混凝土的接近，可以认为对应原型为混凝土承台. 群桩承台顶面留有用于安装模型风机的8个4 mm螺孔. 承台和模型桩通过高强度胶水和销子牢固联结. 模型群桩的桩间距采用3倍桩直径.

模型风机的设计参考了华锐风电SL1500/70的参数.该机主要由3段拼接式圆台塔筒、机舱、叶片和轮毂组成.塔筒拼装后的长度为62.4 m，外径由2.696 m逐渐增加到4.000 m，截面抗弯刚度从23 384 MN·m²增加到136 983 MN·m².塔筒顶端安装的机舱、叶片和轮毂总质量为82.7 t. 模型风机须同时满足与原型的刚度相似和质量相似，但精确模拟刚度和质量随高度变化的原型塔筒和形状复杂的叶片难以实现.设计中采用尽量简化外型的思路，因为试验并不针对具体工程.首先以塔底固支条件下塔筒顶水平位移一致为原则，将塔筒等效为等截面圆筒，再以该等效圆筒参数为依据选择模型材料，最后通过综合比选采用直径42 mm、壁厚1 mm和长度780 mm的铝合金作为模型，对应的原型截面抗弯刚度为79 872 MN·m²，质量为138.9 t. 将原型风机塔筒顶端安装的机舱、叶片和轮毂视作一个整体，采用质量为161.5 g的铝合金质量块模拟. 如图1(b)所示为模型风机的照片.

本试验采用肖方初^[10]设计的机载摆锤式撞击装置模拟船舶撞击，如图3所示为该装置的照片.该装置主要由支架、摆锤和作动气缸组成；摆锤由锤头、摆杆、摆锤转轴和旋转编码器组成. 其中锤头、摆杆和摆锤转轴采用6061铝合金材料制成.锤头质量为194.4 g；摆杆长度为210 mm，质量为194.6 g；摆锤转轴质量为97.7 g. 在锤头撞击端嵌入直径为12 mm钢珠，一半钢珠留于锤头外，以焊接固定，用于模拟刚性船艏^[8]. 旋转编码器与摆锤转轴相连，测量摆锤角度变化. 该装置的工作过程如下：气缸的作动杆控制摆锤扬起一个设定的角度，在离心环境下通过远程操作作动杆释放摆锤使摆锤发生摆动，锤头下落撞击模型承台，实现撞击. 在撞击时由钢珠直接与力传感器接触. 通过数值微分编码器数据得到摆锤转速，然后乘以转轴到锤头中心的距离（225 mm）得到锤头的速度. 须说明的是，在实际的撞击中，船艏通常会产生塑性变形，降低传递到结构物的能量. 研究^[8]表明，船艏塑性变形显著降低撞击力峰值、增加撞击持续时间. 钢珠模拟的刚性船艏对应了最不利的撞击情况，是理想化处理.

摆锤撞击与船舶真实撞击存在一定差异，因此不能将摆锤质量按相似关系直接换算成原型船舶质量.肖方初^[10]采用撞击能量等效原则先在离心环境下将摆锤撞击等效为一个虚拟的质量块撞击，质量块质量的表达式为

(1) $ m={{J}_{\mathrm{c}\mathrm{m}}}/{{{l}_{1}}^{2}} . $

式中：m为质量块质量，J_cm为摆锤的转动惯量，l₁为摆锤转轴到锤头中心的距离. 依据表1中相似关系利用m可以计算出原型船舶质量.经计算，对应的原型船舶质量为129 t，因此本装置能够模拟游艇、小渔船和风机维修船等小型船舶的撞击.肖方初^[10]进一步针对摆锤采用冲量矩定理分析了摆锤撞击力与虚拟的质量块撞击力之间的差异，计算出撞击时刻的摆锤扬起角度在0 °附近时2个撞击力之差小于1.0 N. 在本试验中，实测撞击力峰值（模型）均大于4.9 kN，因此2个撞击力之间差异对试验数据的影响可以忽略.

试验用砂土为福建标准砂，其比重为2.633，最大孔隙比为0.952，最小孔隙比为0.607，颗粒粒径分别为D₁₀=0.11 mm、D₃₀=0.14 mm、D₆₀=0.19 mm，不均匀系数为1.727，曲率系数为0.938.采用落雨法^[13]分层制备高度为550 mm的干砂地基，实测密度为1.54 g/cm³，相对密实度为71.5%.干砂饱和采用羟丙基甲基纤维素（hydroxy-propyl methyl cellulose，HPMC）溶液^[14]，根据表1的相似比确定溶液动力黏滞系数为80 mPa·s.运用流变仪和黏度计测量了22 ℃下不同浓度配合比的HPMC溶液动力黏滞系数，确定溶液浓度配合比为0.26%.采用实验室配备的真空饱和系统进行砂土饱和^[15]，当液面达到砂面以上5 mm时，停止饱和.在离心场下液面形成中间低、两边高的弧面（见图4(b)），试验群桩位置处的液面更接近砂面，砂面以上的水体对群桩基础的动力响应的影响可以忽略不计.

通过落砂形成锥形砂堆的方法测得砂土临界内摩擦角为32°^[2]. 根据Bolton^[16]提出的经验公式计算得出饱和砂土地基的峰值内摩擦角为42.4°.

如图4所示为试验在模型箱中的布置情况.模型箱的内尺寸为820 mm×820 mm×640 mm. 共安排了2个试验位置，在试验位置1安排水平撞击试验，在试验位置2安排水平偏心撞击试验. 模型桩到模型箱边壁最小距离为210 mm，大于10倍桩径^[17]；模型桩端部距离模型箱底部为105 mm，大于5倍桩径^[18]. Grundhoff等^[19-20]通过水平撞击单桩试验发现，当模型箱边壁距离模型桩大于15倍桩径时，边壁对于群桩动力响应的影响可以忽略. 本试验模型桩沿撞击方向到模型箱边壁最小距离为320 mm，大于15倍桩径. 因此本试验中模型箱边界影响可以忽略.

模型土内设置了TML孔压传感器2个（见图4中P1和P2），埋置深度分别为50 、150 mm，距离试验位置2的3号模型桩15 mm，对应原型的距离分别为4 、12 m深及1.2 m远.

在承台撞击点上布置了PCB力传感器（见图4中F）：在水平撞击试验中，力传感器安装于承台侧面中点；在水平偏心撞击试验中，力传感器安装于加载臂. 承台周围布置4个Wenglor激光位移计（见图4中L1~L4）. 采用4个激光位移计中任意3个的实测数据可以计算得到承台中心的X向和Y向水平位移及扭转角^[21].

采用PCB加速度计测量承台和风机加速度响应.在水平撞击试验中，承台撞击方向前端布置一个三轴加速度计A，其中撞击方向上的加速度a_Ay可以认为与承台中心（也是承台质心）处水平加速度a_y一致；竖向加速度a_Az表现承台的倾覆振动规律.在水平偏心撞击试验中，在三轴加速度计A对侧增加了一个单轴加速度计B，用于测量该点垂直撞击方向的水平加速度a_Bx.如图2所示为水平偏心撞击下承台运动规律和各加速度分量的关系. 可以看出，通过a_Ax和a_Bx可以计算承台的扭转加速度α，表达式^[10]如下：

(2) $ \alpha {\text{ = }}{({{a_{{{\rm{A}}} x}}+{a_{{\rm{B}}x}}})}/{{{d}}} . $

式中：d为承台两侧2个加速度计之间的距离. 另外根据如图2所示承台中心点O沿Y向加速度a_y和沿X向加速度a_x与A点加速度之间的换算关系并考虑到小扭转角情况下的近似，得到如下公式：

(3) $ {{{{a}}_x} \approx {a_{{{\rm{A}}} x}} - \alpha L} ,\; {{{{a}}_y} \approx {a_{{\rm{A}}y}}} . $

式中：L为O至加速度计A中心的距离.

风机顶端质量块两侧各黏贴1个单轴加速度计（见图1(b)），分别监测风机顶端在撞击方向上加速度a_Cy和垂直撞击方向上加速度a_Cx. 试验中所选加速度计的响应频率范围为2 Hz~10 kHz，转换到原型的频率涵盖范围为0.025~125 Hz.

试验采用德国IMC公司动态数据采集系统，根据前期试验经验^[10]，选用数据采样频率为100 kHz，在一次撞击中撞击力曲线约包含30个数据点，能够较完整地绘制出撞击力曲线的形状.

试验共分为4组，如表2所示为4组试验的主要信息. 表中，Δt为持续时间，F_peak为撞击力峰值，v为撞击速度. 4组试验按撞击位置分为水平撞击和水平偏心撞击2类. 2类试验中均设置不安装风机和安装风机2种工况，以考察风机存在对群桩基础动力响应的影响. 试验步骤如下：1)1g条件下在如图4所示的试验位置1处压入群桩，开动离心机升至80g，开展第1组群桩水平撞击试验（L试验）；2）停止离心机，安装模型风机，再次开动离心机完成第2组水平撞击试验（LS试验）；3）再次停止离心机，拔出群桩，在试验位置2处压入群桩，再依照1）和2）相似的操作步骤，先后完成群桩水平偏心撞击试验（E）和有上部风机的群桩水平偏心撞击试验（ES）.

此外，在首次试验中监测了地基沉降变化，经计算得到试验时地基的相对密实度为73.5%.

在没有特别说明的情况下，以下试验数据均对应原型尺度.

如图5所示，以L试验为例给出了摆锤角度θ变化曲线，同时也给出了计算得到的锤头速度V变化曲线. 图中，t为试验的实际时间.可以看出，在摆锤角度发生突变的时刻，摆锤速度也出现急速下降，说明此时发生了撞击，读取此时的速度值，即获得了摆锤的撞击速度.参考表1可知此速度即为原型船舶的撞击速度.如表2第5列所示为4组试验测得的撞击速度.

如图6所示为4组试验的撞击力F时程曲线. 可以看出，4组试验中撞击力上升和下降均较快，其中水平撞击试验（L和LS试验）中仅出现一个峰值，而水平偏心撞击试验（E和ES试验）中在主峰值后又出现了一个小峰值. 如表2所示，归纳了4个试验的撞击力峰值和持续时间. 比较E和L这2个试验，E试验的撞击速度较L试验提高26%，但撞击力峰值仅为L试验的80%，而E试验的撞击持续时间延长了28%. 相似的规律也在有风机的工况（LS和ES试验）中观察到. 本试验结果与肖方初^[10]在干砂试验中获得的结果类似，肖方初^[10]认为撞击点刚度会随着偏心距的增大而减小，使撞击力峰值减小，如果2次撞击中冲量相差不大，锤头与承台作用时间会增加. 上述3方面对比说明撞击位置对撞击力的影响显著而风机存在的影响有限.

如图7所示为撞击力峰值F_peak和撞击速度v的关系. 为了方便对比，图中也给出了Chu等^[8]和肖方初^[10]的试验结果以及美国规范AASHTO^[22]、欧洲规范Eurocode1^[23]、中国规范TB 1002.1—2005^[24]和Chu等^[8]推荐的撞击力计算曲线. 可以看出，在相同的撞击速度下，本试验测得的撞击力峰值比肖方初^[10]的干砂试验的结果略大，更接近Chu等^[8]饱和粉砂土中的试验结果和推荐的计算曲线. 上述数据对比表明砂土地基中孔隙水的存在会对撞击力产生明显影响.

如图8所示为在水平偏心撞击试验（E和ES试验）中监测到的桩周土超静孔隙水压力变化. 图中，Δu/p为超孔压比，即超静孔隙水压力与静水压力的比值，超静孔隙水压力等于实测桩周土孔压减去静水压力，横坐标的0点取为摆锤撞击的起始时间. 可以看出，在撞击后，桩周土中超静孔隙水压力首先产生负值，在达到最大负值后再向上快速增加到峰值，之后缓慢消散.比较2个深度的超孔压比，4 m处超孔压比在撞击后1.1 s到达峰值0.19，而12 m处超孔压比在撞击后1.8 s到达峰值0.02，说明浅层桩周土体中孔压受撞击影响更大、响应更迅速.

在本试验中承台受撞引起基桩剧烈振动，桩周土与桩之间形成相互挤压导致桩周土体处于近似不排水受剪状态.饱和密砂在不排水条件下会因受剪膨胀而产生负的超静孔隙水压力^[25-26]. 黄博等^[26]采用同类标准砂开展的CU试验观察到，相对密实度大于62%且有效围压小于500 kPa的砂土会产生明显的负超静孔隙水压力. 短时间内受剪产生的负超静孔隙水压力使桩周土有效应力增大，桩身水平土反力增加，提高了群桩的水平和扭转刚度. 这从有效应力原理解释了孔隙水对撞击力产生影响的内在原因.

如图9所示为水平撞击试验（L和LS试验）和水平偏心撞击试验（E和ES试验）中承台位移时程曲线，时间起点为撞击发生的时刻.可以看出，大多数位移曲线近似于逐渐衰减的正弦曲线，最大值均出现在第1个波峰. 与图6的撞击力时程曲线对比，承台各位移峰值出现时间均比相应撞击力峰值时间大一个数量级，说明位移峰值与撞击力峰值并不同步出现，且承台位移峰值是在群桩自由振动阶段出现的. 为了对比曲线振动周期的差异，以首个相邻波峰的时间差作为参考，L和LS试验中Y方向位移的时间差分别为0.696、0.808 s；E和ES试验中Y方向位移的时间差分别为0.796、0.936 s，扭转位移的时间差分别为0.628、0.604 s. 实测数据说明风机的存在使承台沿撞击方向位移的振荡周期有所延长，可以解释为风机增加了结构物总质量；而对扭转位移周期的影响并不明显.

如图10(a)、(b)所示分别为水平撞击试验（L和LS试验）中a_y和a_Az时程曲线及水平偏心撞击试验（E和ES试验）中a_y和α的时程曲线. 在图10(a)中，a_y时程曲线先在撞击力作用下迅速到达峰值，撞击结束后a_y曲线表现为反复振荡、振幅逐渐衰减的水平自由振动，LS试验的a_y在自由振动阶段的振幅更小，衰减更快. 经计算，L和LS试验中a_y阻尼比分别为0.022和0.035. LS试验相比于L试验增加了风机，风机属于高柔结构，其质量和刚度均远小于承台.在振动过程中，风机起到吸收和消耗部分由船舶传递到风机-群桩基础系统能量的作用，降低承台振动，而自身产生明显振动（见图10(c)）. 在图10(b)中的a_y和α时程曲线中也观察到与上述相似的现象，说明风机同时降低承台水平和扭转振动. 对比图10(a)中L和LS试验的a_Az曲线，发现两者振动规律差异明显，比如前0.1 s中两曲线的振动形态显著不同，衰减阶段LS试验曲线多组振动叠加的特征明显.如图10(c)所示为风机顶端加速度a_Cy和a_Cx时程曲线. 相比承台加速度，风机顶端加速度时程曲线滞后约0.03 s；同时也明显表现出多组振动叠加的特征. 以下结合加速度频谱曲线做进一步分析.

如图11(a)所示为水平撞击试验（L和LS试验）a_Az和a_Cy经快速傅里叶变换所得频谱图；如图11(b)所示为水平偏心撞击试验（E和ES试验）α和a_Cy的频谱图. 依据峰值在a_Cy曲线中出现的顺序按频率由低到高依次编号，其余图也对应编号. 如图11(a)所示，图11(a)的a_Az图中最大的5号峰值对应承台的倾覆振动频率，同时5号峰也出现在图11(a)的图中，说明承台的倾覆振动影响到风机的动力响应，而a_Cy较大的峰值说明a_Cy影响较大；a_Az曲线中LS试验曲线的1~4峰值在L试验曲线中未出现而与a_Cy曲线中前4个峰值位置相对应，说明风机振动也反过来影响承台的动力响应，但影响有限. 如图11(b)所示，α曲线中的6号对应的承台扭转振动频率，在a_Cy曲线中也有表现，这是因为加速度计位置不在风机转动中心，由此说明承台扭转带动风机发生扭转振动. 图11清楚揭示了群桩与风机间的相互影响. 综上，可以初步分析船舶撞击时能量传递过程：船舶撞击使船舶一部分动能传递给风机-群桩基础系统，这部分动能成为系统的机械能使风机和群桩发生往复振荡；风机从承台获得能量，使承台振动加速度减小、衰减加快，同时风机自身受承台振动影响而做出不同来源振动相叠加的复杂运动，风机与群桩基础之间形成能量往复传递；系统中的机械能在往复振动中通过桩周土塑性变形、地基能量逸散、桩土摩擦，甚至风机与空气摩擦等多种方式逐渐消耗.

在水平撞击试验中各基桩桩头内力表现相近，如图12所示，以桩3为例给出了桩头弯矩M_x和桩头剪力F_y时程曲线，图中也示意性地给出了M_x和F_y的方向，其中弯矩的方向遵循右手法则. 可以看出，桩头内力变化规律和承台位移相似，桩头内力到达峰值时间也远滞后于撞击力峰值时间. 通过对M_x做频谱分析发现，在LS试验中M_x还存在风机的一阶频率，说明风机的存在影响群桩内力变化.

如图13所示为水平偏心撞击下E试验中基桩桩头弯矩时程曲线. 图中，M表示桩头总弯矩，为M_x和M_y平方之和的平方根. 可以看出，桩1和3及桩2和4的M_x变化趋势一致；桩1和2及桩3和4的M_y变化趋势一致，这是2×2群桩特有的规律；M曲线则直观表明各基桩桩头弯矩的大小差异，最大弯矩峰值（桩3）与最小弯矩峰值（桩2）的比值为3.2. 上述桩头弯矩的特点和肖方初^[10]的试验观察一致.

Kong等^[1,3]分析认为外加扭矩导致基桩内力分配的明显差异使靠近受力点的基桩因达到承载能力而率先破坏，形成基桩依次破坏的“多米诺骨牌”效应. 由此可见，群桩基础抵御水平偏心撞击的能力远低于水平撞击.

（1）风机与群桩基础存在明显的动力相互作用. 试验表明，承台的倾覆和扭转振动传递到风机形成多振动叠加；与无风机的情况相比，风机吸收了承台的部分能量，使承台在受撞后的自由振动阶段振动幅值更小，振动衰减更快，基桩内力也因承台振动规律的变化而产生相应变化.

（2）撞击位置对撞击力和群桩内力有明显影响. 对比采用偏心距为4.5倍桩径的水平偏心撞击试验和水平撞击试验，虽然偏心撞击工况下撞击速度比水平撞击工况下的大26%，但偏心撞击下测得的撞击力峰值比水平撞击的小20%，撞击持续时间增加28%；偏心撞击工况下各基桩桩头弯矩峰值相差最大达3.2倍，水平撞击工况下则相差不大.

（3）孔隙水的存在会对撞击力产生影响. 试验观测到撞击力使桩周饱和密砂产生负超静孔隙水压力，分析认为，孔隙水压力变化使桩周土体有效应力增加、群桩抵抗水平和扭转冲击能力增强，是饱和砂土地基比干砂地基中测得更大撞击力的内在原因.

（4）本研究试验仅通过对比试验研究水平偏心撞击下风机-群桩基础系统的动力响应特点，受限于实验条件采用简化的风机模型，且试验工况有限. 即便如此，本实验仍为数值模型验证提供了有效的算例. 今后工作重点将放在构建相关数学模型上，以实现针对不同上部结构和群桩基础形式的有效分析.