Research on Ground Reinforcement Technology of Offshore Wind Power Monopile Foundation

以化石能源为主的能源结构是导致当今世界上雾霾等环境问题的主要原因^[1]。中国作为世界最大的能源消费国及二氧化碳排放国，亟须探索以“双碳”目标为导向的能源安全和结构优化的新路径^[2]。风力发电作为一种新型发电技术，得到了广泛运用，尤其是近些年随着新技术与新设备的运用，风力发电得到很大发展^[3]。除了在陆地上布置风机外，海上风机由于近海地区风力条件更强、更稳定而发展迅速。

根据目前的数据，欧洲海岸已经建造大约1000多个海上风机。按照目前的发展趋势，到2030年，全球海上风电总容量将达到66.5 GW^[4]。开发和利用海上风能资源，对于治理大气雾霾、调整能源结构具有重要意义，是实现经济低碳、绿色、可持续增长的有效途径^[5-6]。2005年以来，我国政府发布了一系列支持海上风电的政策^[7]，沿海省份海上风电的发展极其迅速^[8]。

风机机组价格昂贵，对于基础的水平位移和不均匀沉降具有严格控制标准。目前，海上风力发电机组的基础形式有单桩、三脚架、导管架式基础、重力式基础、吸力筒基础和浮动平台结构等型式。在近海海上风电项目中，单桩基础因具有占地较小、传力明确、施工快捷、造价较低等优点，被广泛采用。随着大量海上风电工程项目投运，风机桩基础的冲刷问题日益突出，在工程实际应用中应予充分考虑^[9-10]。

关于海上风电桩基的防冲刷技术，国内外已经有不少学者做了大量的理论研究工作：例如针对复杂动力环境下的海上风电桩基础冲刷机理，预测冲刷深度的研究^[11]；通过水工模型实验，针对单桩和多桩基础在潮流作用下冲刷坑的平面形状和最大冲刷深度的研究^[12]；利用图像测速仪分析不同物体附近的冲刷情况以及在恒定入射水流影响下变化的研究^[13]；对海上风电单桩基础最大冲刷深度、桩基直径和海水流速之间的研究^[14]；对复合筒基础附近的水流特性和切应力分布规律的研究等等^[15]。这些研究对冲刷机理进行了详尽的分析，为广泛深入地研究单桩基础地基加固技术提供了重要的依据，对推动我国海上风力技术的发展将起到至关重要的作用。

在场区内遍布深厚软弱土层的风电场工程，常规单桩基础可能存在桩基水平承载性能无法满足规范要求的问题。通常的解决方案是改用高桩承台、三脚架、导管架等基础型式，这些基础型式将导致基础材料量、工序、工期增加。对于单桩基础这种基础型式，为实现或提高水平承载性能，如果增大桩径、壁厚和入土深度，单桩工程量将显著增加，另需注意起重能力、打桩能力的限制；如果采用变截面局部扩径单桩，需注意变径段前后桩身制造的误差控制和质量控制。单桩基础作为海上风电机组的支撑结构之一，具有结构形式简单、施工工艺成熟、建造成本较低等优势，广泛应用于国内外的海上风电工程^[16]。基于工程实践，国内设计单位、研究机构对单桩基础的选型方法^[17-19]、承载力等进行了相关研究^[20]。

本文开展对海上风电钢管桩基础地基加固技术的研究，提出单桩基础地基加固区域及深度，探讨单桩基础地基加固技术及工艺，增强地基对单桩基础的水平约束，提高单桩基础水平承载性能。

在此研究成果基础上，探讨扩大海上风电单桩基础的适用范围，从风机基础选型这个基本层面，有效降低工程造价、节省工期。

与海上油气平台主要承受竖向荷载不同，海上风电基础在服役期间承受来自上部结构的自重(V)、叶片和塔架传递的风、浪、流等水平荷载(H)，以及水平荷载作用产生的巨大倾覆弯矩作用(M)，因此， 风机基础在多向荷裁作用下的承载力是设计中的重要问题。对于单桩基础，承载力设计主要需考虑风浪作用引起的倾覆弯矩，此时单桩基础处于“V-H-M”三向复合受力状态。

单桩基础周围海床在水平荷载作用方向上的塑性应变首先出现在海床表面，随着水平荷载的增加，塑性破坏区逐渐从表层向深层扩展，直至单桩基础底部。在极限水平荷载作用下，软土海床地基中单 桩基础周围海床存在两个明显的破坏区，即楔形破坏区和圆形旋转破坏区。楔形破坏区主要分布在桩前浅层海床区域(约小于3.5D)，海床表面附近桩前水平荷载的影响范围约主要在2D以内；此外，桩后(与水平荷载方向相反)海床表面有明显的沉降。深部海床出现环形旋转破坏区，深层土体绕桩旋转形成环形剪切破坏区。

风电机组的大型化趋势导致了单桩基础的大型化，进而导致轮毂高度及风机扫掠面积的增加，进一步显著影响单桩基础受到的水平力、倾覆力矩。在海床表层土质较软弱的情况下，单桩基础在水平外力作用下将更容易产生侧向塑性变形，对安全运行造成威胁。

增加单桩桩基础浅表层地基的强度和刚度是减小单桩基础侧向变形的可行技术路线之一。在单桩周围实施地基加固措施，可以将上部荷载传递到桩周土体的路径改变为先传递到加固的地基再传到加 固地基周围土体，传力路径的延长意味着提供水平约束的土体范围更大，水平向的土压力、桩周切向摩阻力更大。相应地，地基加固高程范围内的竖向摩阻力也有所增加。此外，对于实施地基加固后的地基，其密度比原始海床土体密度提高，同时会增加下层土体所受到的上覆压力，相应地提升下层土体对桩体的水平土压力。基于上述传力路径改变及海床约束增强，单桩结构的变形也会相应地降低，从而可以实现单桩结构的优化。

地基处理方法应考虑土质条件及加载方式、建筑物类型及适应变形能力、施工条件、材料来源、地下水条件和处理费用等因素经多方案比较选定，必要时可联合应用多种地基处理方法。

常用水下软土地基加固有多种工艺可以选择，如换填法、爆破排淤填石、砂桩法、碎石桩法、压密灌浆法、水下水泥搅拌桩法、高压旋喷桩法等。

常规提高基桩承载力的方法有采用扩底桩、根式桩、挤扩支盘桩、后注浆工艺等方式。对于已施工的钢管桩，提高其承载力的方法一般仅有后注浆工艺，可以考虑在桩底或桩侧注浆。

根据海上风电工程特点，首先排除爆破排淤填法；换填法存在碰钢管桩风险及存在冲刷问题，且需要外部石料，也不予考虑；砂桩法和碎石桩法的砂桩或碎石桩竖向连续水平向不连续，承载性能主要在竖向，且对水平向粘土挤密效果有限，缺乏压载或夯实条件下，在水下排水效果较差，另抗冲刷性能甚至不如原粘性土。

水下水泥搅拌法适用于淤泥质粘土，拌和体承载性能高，对原土体置换和增强，可以通过搭接在水平向形成连续体，且国产水下水泥搅拌船（DCM船）自主研发并已成功应用，具有高精度、高效、可靠、环保等优点，具备潜在推广价值。

压密注浆法适用于淤泥质粘土，在上海地区应用较多，已经纳入上海地方规范中。压密注浆泡对地基有置换作用，结合塑料排水板，对原地基土有较好的挤密和排水作用，排水板和钻孔位置比较灵活，以上是压密注浆法的优点。但是，压密注浆法需要插塑料排水板设备和压浆设备和排水板位置、钻孔位置数量多、定位精度不佳，压浆压力需要较精准控制，单孔位施工时间较长，实际施工会遇到困难。压密注浆法加固效果存在不均匀的问题，距离浆泡近的位置压密效果好，稍远位置压密效果差，加固效果不易评估。在循环荷载作用下，原先被压密的地基土可能发生破坏、被挤出海床面，长期加固效果存在较大不确定性。从检验检测的角度，压密注浆法存在船舶定位及加固效果不均匀的问题。

后注浆工艺在本工程中主要是桩侧注浆，桩侧注浆工艺可以增强与钢管桩接触的地基土，增加桩土间摩阻力，并形成局部扩大截面。后注浆工艺提高基桩竖向承载力是比较成熟的方案，已经进入建筑及水运规范。但是，桩侧注浆对桩周地基土加固的范围限于桩表面附近较小范围，注浆影响区域不确定性高，检测难实施。

高压旋喷桩的优点在于加固的深度可以很大，可以用于狭小空间，无侧限抗压强度一般较水泥搅拌桩高。一般认为高压旋喷桩造价高于水泥搅拌桩，且存在污染环境的风险。考虑将来推广的前景，高压旋喷桩在早期方案中仅局部用于配合水下水泥搅拌法，数量很少，直径也较小。

由于确认由船舶搭载设备来施工高压旋喷桩，为避免船舶机械碰撞钢管桩，降低船舶定位难度，减少船舶调整定位时间，参考技术调研的结果，根据场址地质条件，将高压旋喷桩的直径调整为1.2 m。由于高压旋喷桩设备比水下水泥搅拌桩的设备小，内圈高压旋喷桩由1层变为3层，减小水下水泥搅拌桩的施工难度。

大直径单桩在单向水平荷载和弯矩作用下，主要存在两种不同的土体流动机制，即地表附近的楔形破坏和桩尖附近的旋转土体流动。

在单桩周围实施地基加固措施以增加单桩桩基础浅表层地基的强度是减小单桩基础侧向变形的可行技术路线，基于上述传力路径改变及海床约束增强，单桩结构的变形也会相应地降低，从而可以实现单桩结构的优化。分析常用水下地基处理方法后，选取水下水泥搅拌法和高压旋喷法为潜在可行方案进行进一步研究。

为进行钢管桩基础地基加固技术的研究，对典型机位进行地基加固处理前后的数值模拟及地基加固范围的敏感性分析，分析钢管桩地基加固对钢管桩水平承载性能的效用，获取地基加固范围与降低结构变形的规律。桩周的加固范围分别按照水平方向直径6~12 m与深度方向6~12 m进行分析，加固布置如图1所示。

Figure 1.  Layout Plan for Reinforcement around Piles

采用大型岩土有限元软件Z-Soil进行整体结构-土体建模。单桩直径为7 m，桩长75 m，桩顶标高+11 m，泥面标高−4.85 m，桩身入泥深度为59.15 m。土体采用实体单元，摩尔库伦本构模型；单桩采用SHELL单元，弹性模型；桩-土之间设置接触。土体边界范围平面方向为10倍桩径，竖向边界范围土层离桩底5倍桩径；整体模型共11593个节点，整体建模信息见图2。

Figure 2.  Z-Soil finite element model

有限元模型计算结果的典型位移云图和典型变形如图3~图4所示。

Figure 3.  Displacement nephogram

Figure 4.  Deformation diagram

原型观测机位的土层分布取自工程场区中的钻孔数据。土层分布及物理力学性能如表1所示，单桩的材料属性如表2所示。

水泥土材料模型数值模拟所采用的土层工程力学参数如表3所示，风机荷载如表4所示。

为评估地基加固技术对单桩基础水平承载力提升效果，在加固后的有限元模型中扩大风机荷载和波流荷载15%，比较增大荷载后有限元模型中单桩基础在顶法兰位置和钢管桩泥面位置变形量（水平位移均值和截面转角），与加固前模型比较，结果如表5所示。

采用地基加固的单桩基础，在1.15倍荷载条件下，顶法兰位置和钢管桩近泥面位置及水泥土顶面的变形数据均小于未加固单桩基础对应的数据，由此可以说明，采用地基加固的单桩基础的水平承载力提升幅度超过15%。

为获取地基加固范围与降低结构变形的规律，结合典型机位结构和地质条件，进行了加固范围和加固深度的敏感性分析。

假设地基加固区域的顶面高程为−12.00 m，地基加固的平面范围为环状，其内半径为钢管桩半径，外半径分别为钢管桩半径加上6 m、8 m、10 m、12 m，地基加固的深度分别为6 m、8 m、10 m、12 m，分析组合如表6所示，分别计算钢管桩泥面处的转角，各分析组合下的单桩变形结果如表7所示，各分析组合下的单桩变形减少比例如表8所示。

由以上计算分析结果得出以下结论：

1)在近海床表面，竖向加固深度和平面加固区域内外半径差约为钢管桩直径时，可以有效降低泥面处钢管桩水平位移和泥面处钢管桩桩身转角。

2)当竖向加固范围不变时，随着平面加固范围增加，泥面处钢管桩水平位移明显降低，泥面处钢管桩桩身转角降低百分比明显增加，但增加幅度趋缓。在达到预期的泥面处钢管桩水平位移和桩身转角降 低目标的情况下，增加平面加固范围意义不明显。

3)当水平加固范围不变时，随着竖向加固范围增加，泥面处钢管桩水平位移明显降低，泥面处钢管桩桩身转角降低百分比明显增加。就典型机位的钻孔资料来分析，稍深的加固效果较好的高程范围与较好的土层部分重合，即地基加固区域嵌入软土层之下的较好土层。结合施工船机的处理深度限制（如水泥搅拌桩机/船）、在较好土层地基加固施工难易程度，不推荐竖向加固范围达到下卧的较好土层。

针对某海上风电项目选择F34、F41、F46这3个机位的单桩进行地基加固试验，对F34、F46两个机位进行地基加固处理，对中间的F41机位不作处理，形成比对机位，机位布置位置如图5所示。

Figure 5.  Layout of testing pile positions

F34机位桩周地基加固采用水下水泥搅拌桩结合高压旋喷桩技术方案。高压旋喷桩布置在内圈，共3层，除吊耳处局部调整外，沿圆周均匀布置，数量分别为30、36、42。水泥搅拌桩布置在外围，形成外圈及内外圈之间肋状连接墙。肋状连接墙将桩周分为10个扇区，每面肋状连接墙为4组水泥搅拌桩组成，每个扇区布置6组水泥搅拌桩与其中肋状连接墙连成整体。水下水泥搅拌桩直径取1.3 m，桩长9.0 m，桩长按高程控制，设计顶高程为−10.50 m，设计底高程为−19.50 m.水下水泥搅拌桩形成连续体，相邻桩搭接不小于250 mm。水下水泥搅拌桩28 d龄期无侧 限抗压强度达到1.0 Mpa。高压喷射注浆法采用旋喷工艺，桩径1.2 m，桩长9.0 m，桩长按高程控制，设计顶高程为−10.50 m，设计底高程为−19.50 m。水下水泥搅拌桩与高压旋喷桩形成整体，搭接宽度300 mm，总体布置如图6所示。

Figure 6.  F34 position high-pressure rotary jet grouting pile+cement mixing pile combination reinforcement layout plan

F34机位加固工程量如表9所示。

F46机位桩周地基加固采用高压旋喷桩技术方案。桩径1.2 m，桩长9.0 m，桩长按高程控制，设计顶高程为−10.50m，设计底高程为−19.50m。内圈高压旋喷桩布置与F34机位的相同，共3层，除吊耳处局部调整外，沿圆周均匀布置，数量分别为30、36、42。桩周由12面肋状连接墙分为12个扇区，每面肋状连接墙为12根高压旋喷桩组成，每个扇区布置5根高压旋喷桩与其中肋状连接墙连成整体，搭接宽度300 mm，总体布置如图7所示。

Figure 7.  F46 position reinforcement layout plan for high-pressure rotary jet grouting piles

F46机位加固工程量如表10所示。

经一段时间的倾斜监测结果显示，在同等环境条件作用下，F34、F46机位与F41机位比较，基础泥面处倾角有显著降低，对比结果如表11所示。

由实测对比结果显示，F34机位与F46机位经加固后，泥面倾角显著降低，且使用纯高压旋喷桩加固方案的F46机位显著比使用高压旋喷桩+水泥搅拌桩组合加固方案的F34机位，其加固效果更好，总体倾角降低一半以上，加固性能较原先提升一倍。

经一段时间的加速度监测结果显示，在同等环境条件作用下，F34机位和F46机位与F41比较，基础泥面处加速度有显著降低，对比结果如表12所示。

由实测对比结果显示，F34机位与F46机位经加固后，泥面加速度值显著降低，且使用纯高压旋喷桩加固方案的F46机位比使用高压旋喷桩+水泥搅拌桩组合加固方案的F34机位加固效果更好，总体倾角降低一半以上，加固性能较原先提升1倍。

本文针对大直径单桩基础开展了地基加固技术研究及加固范围研究，主要关注加固的技术路线以及加固的范围最优化选择，研究主要结论如下：

1）在单桩周围实施地基加固措施以增加单桩基础浅表层地基的强度是减小单桩基础侧向变形的可行技术路线，水下水泥搅拌法和高压旋喷法为潜在可行的方案。

2）采用地基加固的单桩基础，在1.15倍荷载条件下，顶法兰位置和钢管桩近泥面位置及水泥土顶面的变形数据均小于未加固单桩基础对应的数据，由此可以说明，采用地基加固的单桩基础的水平承载力提升幅度超过15%。由此推断，在不增加单桩基础直径或壁厚的条件下，采用地基加固的单桩基础可以用于荷载更大发电功率更大的风机。

3)对于单桩基础，当地基加固范围增加到一定程度时，增加竖向加固范围比增加平面加固范围效果提升来得更加显著。以本文案例为例，当范围和深度均为8 m时，加固经济性最优。

4）经实际工程试验和后期验证，地基加固对单桩承载力提升效果显著，且纯高压旋喷桩加固方案比高压旋喷桩+水泥搅拌桩组合加固方案的加固效果更好。