MICP加固对海上风机单桩基础静力特性的影响

2022-05-28王海宇郑金海

河海大学学报（自然科学版） 2022年3期

贺瑞，王海宇，郑金海

(1.河海大学海岸灾害及防护教育部重点实验室，江苏南京 210098； 2.河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏南京 210098)

海上风机单桩基础桩径4～6 m，壁厚约为桩径的1%，长径比一般在2～10之间[1]，适用于水深小于30 m且海床土体强度较高的海域。由于大直径单桩设备和施工技术比较成熟，且结构较为简单、占用面积小、承载力高、沉降量小且均匀、适用范围广等特点，常是工程首选[2]，占海上风电基础总量比例高达60%以上[3]。

海上风机上部结构承受水平向荷载时，基础会产生较大位移，设计时一般取某一特定位移值作为极限承载力[4]。桩基水平承载分析一般采用有限单元法[5-10]。有限单元法可以较大程度上模拟土体连续性、考虑土体非线性，且适用于求解刚性桩与柔性桩的承载问题[11]。Yang等[12]对比分析了不同砂质地基单桩在水平荷载下的位移-荷载曲线和承载力极限状态下的桩身弯矩、剪力、位移曲线。何奔[13]基于三维有限元数值模拟发现，高压旋喷加固柔性单桩的加固极限深度为8.75D(D为桩基础的直径)。刘建秀[14]通过有限元模拟方法发现，基础的水平极限承载力、竖向极限承载力以及抗弯极限承载力均随着径长比的增大而增大。He等[15]通过半解析法研究了大直径单桩刚度及其变形的主要影响因素。OpenSees作为一个具有丰富的材料本构、单元类型和收敛法则的平台，能较为精确模拟土体复杂非线性特征，可分析计算土体静动力非线性特性[16]。Wang等[17]使用OpenSees中的梁单元模拟桩-土静力特性发现，桩身位移和弯矩剖面的拟合结果与采用等效线性法分析结果吻合良好。Amin等[18]使用压力无关多屈服(PIMY)本构模型模拟土体，并将计算结果与前人试验结果进行对比验证。虽然上述研究对单桩承载力做了大量研究，但这些研究并未考虑冲刷及加固体的影响。

郑金海等[19]研究发现桩基振动时，桩侧土体会发生沉陷，靠近桩体处会出现明显的沉陷坑。为防止冲刷，工程上常在泥面处设置冲刷防护装置[20-21]。微生物诱发方解石沉淀 (microbially induced calcite precipitation,MICP)[22-23]加固技术环境友好、经济有效，可应用于地基处理中，以实现可持续发展。MICP加固技术可以有效提高砂土的工程特性[24]。基于MICP加固技术，许多学者对不同加固尺寸的加固土体进行了不同的土性质试验，发现MICP加固土的强度、刚度、抗液化、抗冲刷性质都有不同程度的提高[24-33]。

运用MICP技术加固大直径单桩基础，需了解其加固砂土的力学特性。近年来，许多学者对MICP加固砂土进行了测量分析，得到了加固砂土黏聚力与内摩擦角的改变规律。Cui等[34]通过三轴试验，得出使用MICP加固砂土，内摩擦角从35.65°提升至39°，黏聚力从0增加到50.2 kPa。Paassen等[35]通过对大体积砂基取样进行单轴和三轴抗压等试验，利用霍克-布朗破坏准则推算出砂基试样的摩擦角和黏聚力，微生物处理后砂基的黏聚力可达920 kPa，摩擦角约为50°。郭伟[36]对加固好的试样进行研究，发现加固砂土的黏聚力和内摩擦角的增大取决于较优碳酸钙的分布形态以及较高碳酸钙晶体的沉积量。本文将MICP加固技术应用于砂土的大直径单桩基础，研究MICP加固浅层土体对单桩基础承载力、变形模式、内力分布等静力特性的影响，以期能为后续设计MICP防护单桩提供参考。

1 模型建立

1.1 模型参数

海上风电大直径单桩基础(直径大于3 m)被广泛应用于近海风电项目中[3]，已建近海风机大多是2～5 MW[37]，故本文数值模型选取直径4 m的单桩基础作为分析对象。桩-土相互作用模型中，桩-土连结设置为完全接触、无滑移、无脱离接触单元。风机桩基础外壁使用stdBrick单元(图1红色单元)，因其只有3个自由度，无法提取弯矩，故桩内部连接柔性梁-柱单元(图1粉色单元)。单桩总长50 m，其中入土深度26 m，壁厚40 mm，钢材弹性模量210 GPa，泊松比0.3，密度7.8 t/m3，分析土体深度52 m，水平向土宽度40 m。桩周未加固砂土使用压力相关多屈服面(PDMY)本构模型模拟其剪胀特性，加固土使用压力无关多屈服面(PIMY)本构模型模拟剪切特性[38-40]。其中PDMY模型屈服面方程为

图1 桩-土模型(单位：m)Fig.1 Pile-soil model (units: m)

(1)

其中M=6sinφ/(3-sinφ)

PIMY模型屈服面方程为

(2)

模型参数主要包括可以使用常规方法测量的密度和孔隙比以及可以使用三轴试验测出的剪切模量、体积模量、黏聚力、内摩擦角，更多模型细节可参考文献[39]。有限元网格共包含31 000个单元，通过郭伟[36]固结排水剪切试验测出的标准砂以及不同浓度营养液培养的MICP加固砂的黏聚力和内摩擦角数据，进行适当调整，土体参数见表1。由于桩-土相互作用模型自身及荷载的对称性，选取一半模型进行分析，土底面和侧面设置固定约束，对称面上约束y方向位移，x、z方向自由约束，桩-土模型如图1所示。

表1 土体参数

1.2 加固方案

选取不同加固形状、加固强度、加固范围，研究其对加固单桩基础的影响，具体加固方案见表2，不同加固范围和加固形状如图2、图3所示。为测试临界加固范围，分别设置固定加固半径为1D，设置0.3D、1D和2D加固深度；固定加固深度为1D，设置1D、3D和5D加固半径组次进行分析。为探究不同土体最优加固形状，分别设置正锥状、倒锥状和圆柱状组次。对于MICP加固砂土产生不同强度的影响，分别设置高强度、中等强度和低强度模型。对于不同刚度的单桩基础，分别设置刚性桩、半刚性桩和柔性桩组次。

表2 桩-土耦合效应模型

图2 不同加固范围模型Fig.2 Different reinforcement range models

图3 不同加固形状模型Fig.3 Different reinforcement shape models

2 结果及分析

2.1 不同加固范围效果对比

为确定不同加固范围的影响，对比分析了各个加固深度和加固半径单桩的荷载-位移、荷载-转角、桩身弯矩、桩身位移、桩身转角、达到承载力时桩周土位移。目前使用较多加载高度为0～15D[41]，本文将加载高度设置为距泥面6D处。桩泥面处位移超过0.1D时，认为桩体到达极限承载力。

2.1.1 加固深度的影响

固定加固体为高强度，加固形状为圆柱状，加固半径为1D，改变加固深度时：①由图4(a)～(d)可知，加固0.3D、1D、2D深度时，承载力相比于未加固模型分别提升12%、27%和31%。水平荷载为60 MN时(未加固时承载力)，加固0.3D、1D、2D深度时转角极值较未加固时分别减少11%、19%和21%，位移极值分别减少18%、31%和31%，加固可避免位移、转角过大，进而避免桩体破坏；②在2D加固深度内，加固范围越大，承载力越大，加固效果越好，随着加固深度的增加，提升同样承载力需要耗费更多加固体，加固深度超过1D时加固效果提升不再显著；③由图4(e)可知，施加60 MN水平荷载时，弯矩极值相同，泥面以下弯矩会随着加固深度的增加而减少。

图4 不同加固深度模拟结果Fig.4 Results of different reinforcement depths

2.1.2 加固半径的影响

固定加固体为高强度，加固形状为圆柱状，加固深度为1D，改变加固半径时：①由图5(a)～(b)可知，加固半径为1D、3D和5D分别比未加固时承载力提升27%、56%和62%；②在5D加固半径内，加固半径越大，承载力越大，加固效果越好，但随着加固半径的增加，提升同样承载力需要耗费更多加固土体，加固半径大于3D时加固效果提升不再显著；③由图5(c)～(d)可知，施加60 MN水平荷载(未加固时承载力)时，加固5D半径与未加固时相比，位移极值减少48%，转角极值减少27%，加固可有效避免由于位移、转角过大产生的桩体破坏；④由图5(e)可知，泥面以下弯矩随着加固半径的增加而减少；⑤Hong等[42]研究发现单桩的长径比在确定其桩周土变形机制方面起着重要作用，其长径比较大时，桩为柔性桩，土体变形机制主要为地表附近的楔形破坏区和其下部的完全绕流区；随着桩长径比减小，桩为半刚性桩或刚性桩，此时，桩体下半部分会发生旋转绕流，产生旋转破坏区。本文桩体为半刚性桩，故在加固单桩达到承载力时，桩周土体位移场呈现“三区破坏”模式[13]，即靠近地面的土体为楔形破坏区；中部土体出现与荷载方向一致的平动，为平动区(完全扰流区)；靠近桩底的土体为旋转破坏区。图6为各自达到极限承载力时的位移云图，图中红色虚线标注为靠近泥面处位移0.1 m时分界线，为楔形破坏区，桩底处虚线为位移0.02 m分界线，为旋转破坏区。由图6可知，随着加固半径的增加，楔形破坏区深度减小，宽度增加，同时平动区和旋转中心随加固半径的增加而上升。

图5 不同加固半径模拟结果Fig.5 Results of different reinforcement radii

图6 不同加固半径的桩周位移云图Fig.6 Displacement nephograms of different reinforcement radii

2.2 不同形状加固效果对比

当加固土体为高强度，加固半径为2D，加固深度为2D时，改变加固形状时：①由图7(a)～(b)可知，采用正锥状、倒锥状、圆柱状加固，单桩承载力分别提升30%、51%、59%，加固效果从高到低排序依次是圆柱状、倒锥状和正锥状。②相同加固体积的正锥状加固与倒锥状加固，倒锥状加固比正锥状加固承载力提升21%。③对比圆柱状加固与倒锥状加固，圆柱状承载力仅提升8%，但圆柱状加固土体体积为倒锥状的2倍。He等[43-44]发现单桩顶部会出现应力集中现象，表层土体能提供的抗力随土体强度增加而急剧增加，所以加固表层土体可以有效提升土体抗力及承载力。④由图7(c)～(d)，施加60 MN水平荷载(未加固时承载力)时，圆柱状加固相比于未加固时位移极值减少52%，转角极值减少33%。⑤由图7(e)，泥面处弯矩相同，泥面以下圆柱状弯矩改变最明显。

图7 不同加固形状模拟结果Fig.7 Results of different reinforcement shapes

2.3 不同加固体强度效果对比

固定加固半径为2D，加固深度为2D，加固形状为圆桩状，采用不同强度加固体时：①由图8(a)可知，使用低强度、中强度、高强度加固体时，加固体强度较初始未加固土体提升267%、340%、460%，加固后单桩承载力较未加固前分别提升41%、54%、59%，加固效果随着加固强度的提升而增加；②由图8(b)可知，施加60 MN水平荷载(未加固时承载力)时，加固土体强度越高，桩身位移、转角极值越小。高强度加固相比于未加固时位移极值减少52%，转角极值减少33%；③由图8(c)可知，泥面以下弯矩亦随着加固效果的增加而减少。

图8 不同加固强度模拟结果Fig.8 Results of different reinforcement strengths

为进一步确定原始土体强度对加固效果的影响。选取中-密未加固砂土(参数见表3)，进行对比分析，选取加固半径为2D，加固深度为2D，加固形状为圆柱状时进行对比。包括土体位移-荷载、转角-荷载、桩身位移、桩身转角、桩身弯矩等。不同密实度未加固砂土模型：①由图9(a)(b)可知，松砂加固后承载力提升59%，中-密砂加固后承载力提升23%，随着砂土密实度的增加，承载力提升程度减少；②由图9(c)(d)可知，施加60 MN水平荷载(未加固时承载力)时，桩身位移、转角松砂与中-密砂都有不同程度的减小。松砂加固比中-密砂加固减小程度更大，松砂加固相对比于未加固时，位移极值减少52%，转角极值减少33%，可以有效避免桩基础破坏；③由图9(e)可知，不同密实度砂土加固后，远离泥面处弯矩有一定程度的减少，松砂弯矩减小程度大于中-密砂。

表3 未加固土参数

2.4 不同刚度单桩加固效果对比

单桩基础按其刚度不同，大致可分为刚性桩、半刚性桩、柔性桩，刚性桩与柔性桩之间的界限参数K[45]：

(3)

式中：Es为土体弹性模量，N/m2；L为桩的入土深度，m；Ep为桩基弹性模量，N/m2；Ip为桩基截面惯性矩。K>100为柔性桩，K<10为刚性桩。

按照不同长径比划分不同刚度单桩(桩参数见表4)，对MICP加固效果进行对比，对比研究荷载-位移、桩身弯矩、桩身位移。

表4 单桩参数

对比加固深度2D，加固半径2D，加固形状为圆柱状，加固体为高强度的不同刚度单桩：①由图10(a)可知，加固可以有效提高桩基承载能力，刚性桩、半刚性桩和柔性桩承载力分别提升75%、59%和58%，加固后的刚性桩、半刚性桩和柔性桩承载力接近；②水平荷载为60 MN(未加固时承载力)时，由图10(b)和表4可知，刚性桩泥面处位移极值减少55%、半刚性桩和柔性桩泥面处位移极值减少52%；③由图10(c)可知，不同极值桩基础在加固后，泥面以下弯矩均有不同程度的减小。