DNV规范(2014)海上风机基础灌浆连接段抗弯性能设计理论研究

王 衔，陈 涛，赵 淇，元国凯，刘晋超

(1.同济大学 建筑工程系,上海 200092; 2.中国能源建设集团 广东省电力设计研究院有限公司,广东 广州 510663)

DNV规范(2014)海上风机基础灌浆连接段抗弯性能设计理论研究

王 衔1，陈 涛1，赵 淇1，元国凯2，刘晋超2

(1.同济大学 建筑工程系,上海 200092; 2.中国能源建设集团 广东省电力设计研究院有限公司,广东 广州 510663)

挪威船级社(DNV)于2013年9月正式与德国劳氏船级社(GL)合并为DNV·GL，并于次年5月推出了最新版《海上风机结构设计规范(DNV-OS-J101)》。该规范结合了DNV和GL的最新研究成果，对原有规范关于海上风机基础灌浆连接段设计验算的相关内容进行了大量地更新和补充，其中最值得注意的补充内容是带剪力键的单桩和导管架基础灌浆连接段的抗弯承载力的计算方法。在多篇文献的基础上，对相关公式进行理论研究，给出设计公式的理论依据，为行业设计者更全面地理解该规范提供参考。

海上风机；灌浆连接段；抗弯承载力；规范公式；DNV规范，剪力键

Abstract:The merger between Det Norske Veritas (DNV) and Germanischer Lloyd (GL) was approved in September 2013.The latest specification“Design of Offshore Wind Turbine Structures” was published by the new entity called DNV·GL in May 2014.This specification,combined with the latest research achievements from DNV and GL,gives systematic updates and supplements of the design rules for grouted connections in offshore wind turbines foundation,and the most remarkable items are the formulas for the bending capacity of the grouted connections in monopile and jacket foundations.After reviewing of literatures,theoretical backgrounds and derivations are given.Personal interpretations are also discussed.These provide a reference for the industry designers to have a comprehensive understanding of the specification.

Keywords:offshore wind turbines; grouted connections; bending capacity; specification’s formula; DNV specification; shear keys

风能作为一种清洁能源，是21世纪解决全球能源危机的一种重要手段。随着陆上风电发展限制条件的出现，人们开始将目光转移到风能资源更加丰富的海洋，海上风电发展日益成熟。

目前，海上风机基础与上部结构连接主要的手段是灌浆连接，这种方式最早用于连接海上石油平台导管架基础与上部结构，其技术的原理是通过在内外钢管间的环形间隙中填充高性能灌浆料的方式来连接直径不同的套管和钢管桩。该工艺已有超过40年的使用历史[1]，具有施工精度要求低，疲劳性能好，避免水下焊接等优势。在导管架结构中，灌浆连接段主要承受轴向荷载作用，故早期对灌浆连接段的研究主要集中于轴向静力强度和疲劳强度。随着1994年荷兰Lely公司提出单桩基础的概念，单桩结构被引入海上风机基础，并成为使用最广泛的基础形式[2]。与传统导管架基础形式不同，单桩基础灌浆连接段主要承受反复弯矩作用，使得灌浆连接段的抗弯性能得到广泛关注。

根据钢管与灌浆连接段接触面的状况，可将灌浆连接段分为有剪力键的灌浆连接段和无剪力键的灌浆连接段。剪力键一般采用沿钢管接触面环向焊接焊珠或光圆钢筋的方式设置。剪力键能明显增加灌浆连接段的轴向静力承载能力，但由于剪力键附近明显的应力集中现象，对灌浆连接段的疲劳性能有不利影响；故在2009年之前的一系列设计规范都未明确规定是否需要使用剪力键，可由设计人员自行决定，且各类设计规范中也基本没有带剪力键灌浆连接段抗弯承载力的相关设计验算方法；然而自2009年以来，在许多已建成海上风电场中出现了大量无剪力键的灌浆连接段滑移破坏病害[3]，使业内认识到当时规范的不足，促使以挪威船级社(DNV)和德国劳氏船级社(GL)为代表的机构开展了一系列研究，得到了大量的研究成果。其中DNV于2009年11月至2011年1月开展了无剪力键灌浆连接段性能的研究，形成研究报告[4]；紧接着在2011年2月至2012年5月形成了研究报告[5]和文献[6]。而GL自2007年起联合德国汉诺威大学进行了带剪力键灌浆连接段的抗弯试验研究[3]，发表了一系列研究成果[7-9]。2013年9月，DNV和GL正式合并为DNV·GL，两方的研究成果得以汇总，为最新版DNV规范DNV-OS-J101-2014[10]的制定奠定了理论基础。

对单桩基础，新版规范[10](后统一简称“规范”)明确了圆柱形灌浆连接段承受轴向荷载时必须使用剪力键或将灌浆连接段制成圆台形(见图1)，且不可在做成圆台形的同时使用剪力键，并且明确了剪力键的分布只限于灌浆连接段中间1/2有效长度的区域内；对导管架基础，规范摒弃了前一版本中需要参考挪威的石油技术法规《钢结构设计规范(NORSOK-N-004-2013)》的相关规定，给出了这类灌浆连接段抗弯承载能力的设计验算方法，明确导管架基础中必须使用剪力键。在多篇文献的基础上，对新规范灌浆连接段抗弯承载力设计验算的相关公式进行了理论研究，给出了一些公式的理论依据。由于文献[4]中已对圆台形单桩灌浆连接段的相关理论描述较为清楚，文中单桩基础的相关理论研究不涉及圆台形灌浆连接段，且如不特别说明，文中单桩基础灌浆连接段都为圆柱形。

图1 典型圆台形灌浆连接段示意Fig.1 Grouted conical connection

图2 单桩基础灌浆连接段承受弯矩内力示意Fig.2 Internal force in monopile grouted connection under bending moment

1 单桩基础灌浆连接段抗弯承载力

以典型的圆柱形单桩基础灌浆连接段为研究对象，即过渡段在桩管外侧的有剪力键灌浆连接段，其在上部结构所受水平荷载HF产生的弯矩作用下的受力形式如图2所示，对于过渡段在桩管内侧的单桩基础灌浆连接段可同理进行推导。灌浆连接段内部主要依靠四部分力组成的力偶承担弯矩，分别是：1)浆体与钢管的接触压力，如图2中三角形分布所示，产生抵抗矩Mp；2)钢管壁与浆体水平摩擦力，如图2中水平虚线箭头所示，产生抵抗矩Mμh；3)钢管壁与浆体竖向摩擦力，如图2中竖向双线箭头所示，产生抵抗矩MμV；4)剪力键提供的支撑力及钢管表面不规则引起的机械咬合力，如图2中竖向单线箭头所示，产生抵抗矩Mshear_key及Mirregular，然而由于在反复弯矩作用下，表面不规则会被磨平，故在设计中不应考虑这种机械咬合力，只在试验研究中考虑。综上所述，抗弯承载力的表达式为：

对无剪力键单桩基础灌浆连接段，主要依靠前三部分力偶承担弯矩，首先考虑这三部分作用。

1.1无剪力键单桩基础灌浆连接段抗弯承载力

若从灌浆连接段顶部俯视，灌浆连接段顶部1-1截面内分布力如图3所示。做出如下假设：1)接触压力在竖直平面内呈如图2所示三角形分布；2)接触压力在水平面内分布按照图3(a)中曲线所示，在b、d点之间均为p，a点为0，a到b、a到d间的分布均为弧度的线性函数；3)接触压力可分解成两部分，第一部分用于产生水平摩擦力，假设其分布按照图3(b)中曲线所示，在a、c点为0，在b、d点为0.75p，其间的分布均为弧度的线性函数；第二部分接触压力用于产生竖向摩擦力，其分布按照图3(c)中曲线所示，在a点为0，b、d为0.25p，c点为0.5p，其间的分布均为弧度的线性函数。进行此种分解的保证了水平和竖向摩擦力的矢量和不大于由接触压力引起的摩擦力的最大值。

1.1.1 接触压力产生的弯矩

按上述假设，如图3(a)所示，考虑截面内力分布的上下对称性，可只考虑上半部分。若取图中的弧度方向，则接触压力的函数分布可以表示为：

若以图3(a)中微小弧度段的dφ作为分析对象，接触压力产生的弯矩分量dMp如图中所示，若保守计算，只考虑b到d部分的接触压力对抗弯承载力的贡献，则对环向的接触压力进行积分，可得：

式中：Lg为灌浆连接段的有效长度，考虑实际工程中灌浆连接段端部的浆体强度无法保证，采用全长减去2倍浆体厚度或1倍剪力键间距作为有效灌浆连接段长度；圆括号内为接触压力相对于钢管中心的力臂，每一部分后面乘以2是代表在图2中灌浆连接段上部和下部都有接触压力分布，总体再乘以2代表截面1-1上下对称，只考虑了上半部分。

图3 截面1-1接触压力分布示意Fig.3 Contact pressure in section 1-1

1.1.2 水平摩擦力产生的弯矩

图3(b)中曲线同样由于左右对称和上下对称，只需考虑1/4部分，接触压力分布可表示为：

水平摩擦力产生的弯矩分量dMμh，如图3(b)中所示，则对管的环向进行积分，可得：

式中：圆括号内为水平摩擦力相对于钢管中心的力臂。式子最后乘以2是代表在图2中灌浆连接段上部和下部都有水平摩擦力。总体再乘以4代表截面对称。

1.1.3 竖向摩擦力产生的弯矩

竖向摩擦力产生的弯矩分量dMμV，如图3(c)中所示，则对管的环向进行积分，可得：

式中：圆括号内为接触压力相对于圆管中心的力臂，每一部分后面乘以2是代表在图2中灌浆连接段上部和下部都有接触压力分布。总体再乘以2代表截面上下对称。

则无剪力键灌浆连接段抗弯承载力可以表示为：

1.2无剪力键单桩灌浆连接段变形计算

在如图2所示的受力形式中，灌浆连接段右侧上部受压，而左侧上部受拉，浆体与钢管会发生脱开的现象，且灌浆连接段上部与下部的受力与位移模式关于灌浆连接段中心点反对称。由于单桩基础灌浆连接段钢管的直径与厚度比值较大，理论推导中可按照薄壳进行处理。

在水平面内，引入弹性力学[13]圆柱壳理论中的经典解答，若无限长圆管内有沿环向均匀的径向压应力p作用，则管壁半径内向外膨胀的径向位移为：

其中，E为管弹性模量，t为管厚度，R为管外半径。

在图4(a)中原有桩管和过渡段之间距离均为tg，即浆体厚度，在图示弯矩作用下，管壁一侧受到挤压作用产生接触压力p，则在p作用下，桩管半径的减小值为：

过渡段半径的增大值为：

其中，Es钢材弹性模量。由于钢管类似于薄壁结构，浆体受压时刚度相比于钢管径向刚度大很多，可认为不发生径向变形，挤压部位的变形只由桩管半径减小和过渡段半径增大决定；而管壁另一侧发生脱开现象，则相对变形如图4(b)所示，考虑到受压侧钢管与浆体之间不发生脱离，则受压侧两钢管之间距离仍为tg，而发生脱开现象另一侧两钢管距离变为tg+(δp+δTP)，故两钢管相对水平位移为δh=(δp+δTP)。进一步考虑到钢管的椭圆化变形，如图4(c)和图4(d)所示，可假定最终的脱开距离为δh=3(δp+δTP)。此时的变形可验证1.1节中对接触压力压力分布的假设：在b、d点之间均为p，a点为0，a到b、a到d间的分布均为弧度的线性函数。

图4 水平面内钢管变形示意Fig.4 The tube deformation in horizontal plane

图5 灌浆连接段竖直平面内变形Fig.5 The deformation of grouted connection in vertical plane

在竖直平面内，由于桩管下端固定于海床，可假设其不发生位移，过渡段钢管在弯矩作用下，绕灌浆连接段中心点发生微小的整体刚体旋转，如图5所示。由此可得灌浆连接段顶部过渡段钢管截面发生的竖向位移δV与最大张开距离δh之间有如下关系：

上式中使用桩管半径Rp是一种近似的处理，严格意义上，过渡段与桩管的相对位移发生在过渡段内表面，即上式中应使用RTP-tTP或Rp+tg，其中tg为浆体厚度。考虑到浆体厚度相对钢管半径较小，且为与其他公式保持统一，故此处近似使用桩管半径Rp。

1.3带剪力键的单桩灌浆连接段抗弯承载力

考虑带剪力键灌浆连接段抗弯承载力时，做出如下假设：1)添加剪力键并不影响上述三个无剪力键抗弯承载力分项的计算。2)剪力键布置在灌浆的中间Lg/2的长度区域内，目的是使剪力键布置在受弯矩作用时钢管与浆体不发生脱开的区域内。3)桩管和过渡段上剪力键间距s和高度h相同，且过渡段内侧和桩管外侧剪力键正好相互错开布置，即间隔为s/2。4)上述过渡段的刚体竖向位移由过渡段的变形和剪力键的变形两部分组成，并且假设每一层水平剪力键最大竖向变形相同，设为δVsk。5)假设过渡段内侧某一层剪力键截面变形满足平截面假定，如图6所示。

在图6中取出dφ微段，设某一层剪力键竖向刚度为kV，则沿环向积分可得某一层剪力键提供的抗弯承载力：

假设n层剪力键的刚度可以线性叠加，则有：

其中，n为有效剪力键个数，所谓“有效”是指桩管外侧与过渡段内侧剪力键形成剪力键对，剪力键对之间的浆体形成如图7所示的受压短柱，此结论已在大量试验和有限元模拟的结果中得到验证[3,5-6,9,12]。

图6 某一层剪力键上位移分布[6]Fig.6 Distribution for the displacement on one shear key

图7 浆体受压短柱受力图Fig.7 Force diagram of the grout compression strut

取出如图7所示的一对剪力键进行分析，剪力键之间的浆体将形成受压短柱。假设过渡段及剪力键组成的串联弹簧受到上部传来的竖向力为FV，并将此竖向力传给受压浆体短柱，此外浆体受压短柱还受到来自钢管壁的水平力作用为Fh，则对于浆体受压短柱，有如下平衡关系：

其中，tg为浆体厚度。

参考弹性力学[13]，引入轴对称变形的圆柱壳的相关理论，定义弹性长度为：

由于此处引用了壳体理论的相关内容，可将此弹性长度命名为薄壁钢管的弹性长度以示与后文导管架基础相关验算中“弹性长度”的区别。

在图7中，取出水平力Fh作用点处过渡段局部隔离体进行分析，如图8所示。引入弹性力学[13]中圆柱壳简化计算的相关理论：设有无限长圆柱壳，在某一截面上受到沿环向均匀分布的法向荷载F，如图9(a)所示，则圆柱壳的沿长度方向的位移关系如图9(b)所示，在荷载作用截面圆柱壳的位移最大，为w=Fle3/8D。

由此可得，在水平力Fh的作用下，过渡段水平向位移为：

桩管水平向位移为：

图8 过渡段隔离体受力图Fig.8 Free body for the tube in transition piece

考虑到浆体受压短柱刚度较大，可假设其为刚体，故水平面内变形主要由钢管受径向力作用产生，则浆体短柱水平向总位移：

其中，下标中增加“gsc”代表浆体受压短柱，以此区别于1.2节中灌浆连接段顶部最大张开距离δh。

图9 圆柱壳简化计算示意[13] Fig.9 Simplified calculation for cylindrical shell

图10 受压浆体短柱位移Fig.10 Displacement for grout compression strut

由于假设浆体受压短柱为刚体，故认为其绕下部剪力键位置处做刚体旋转，如图10所示，则受压短柱水平向位移δh_gsc与竖向位移δVsk有如下关系：

同时，浆体受压短柱竖向位移与某一层水平剪力键刚度kV之间有如下关系：

综合式(12)～(17)可以得到某一层剪力键刚度为：

考虑到过渡段在弯矩作用下，相对桩管向下运动时，自身也具有竖向刚度kTP；同时由于剪力键只排布在灌浆连接段中间Lg/2长度内，故只需考虑Lg/2长度内过渡段的竖向刚度，则此刚度为：

在竖直方向，过渡段管壁都受到竖向力FV的作用，而剪力键也受到受压浆体短柱传来的竖向力FV作用，二者产生的变形和等于式(9)所示的总的竖向位移δV，即有：

由式(20)可知，剪力键和过渡段刚度的叠加相当于两弹簧串联，如图7所示，定义等效刚度keff，则：

综合式(11)、式(18)～(21)，并考虑剪力键有自身的宽度w，使用有效剪力键间距seff=s-w代入式(18)，则可得等效刚度为：

如前所述，某一层剪力键承担的弯矩如式(10)所示，假定考虑所有剪力键及过渡段本身刚度后，承载力的形式仍如式(10)所示，只需对刚度和竖向位移进行修正，采用等效刚度和总的竖向位移代入式(10)中，则剪力键部分产生的抗弯承载力为：

其中竖直方向位移δV按照式(9)计算，综合式(1)、(3)、(5)、(7)、(9)及(23)可得有剪力键的单桩基础灌浆连接段的抗弯承载力为：

式(24)表明了抗弯承载力与接触压力之间的关系，在设计中通过限制接触压力的值以得到带剪力键的灌浆连接段的抗弯承载力。限制接触压力最大值的原因可用图11说明。在风浪引起的反复弯矩作用下，灌浆连接段上下端部出现灌浆料与钢管壁脱开并上下错动的现象，从而导致浆体的碎裂。通过限制接触压力的值，可防止端部局部出现浆体压碎的现象；规范限定接触压力需小于1.5 MPa。此图亦可解释规范规定单桩基础灌浆连接段剪力键需分布在灌浆连接段中部的原因。同时，考虑到上述理论解与实际承载力存在的差异，根据DNV对单桩基础灌浆连接段抗弯性能研究的相关试验数据，引入设计参数ψ对剪力键的等效刚度进行修正，将式(22)中等效刚度值修正为：

如图12所示，DNV的相关试验结果表明，灌浆连接段试件的荷载位移曲线位于ψ=0.5和ψ=1.0之间，故规范中定义设计参数的值取为0.5及1.0，视计算对象不同而不同。为方便说明，将式(24)变为：

如式(26)所示，分母可分为两部分，前一部分是无剪力键灌浆连接段提供的抗弯承载力；后一部分是剪力键对抗弯承载力的贡献。式(25)中ψ越大，式(26)分母越大，计算出的接触压力越小，但是剪力键部分承担的作用弯矩作用增大；反之亦然。故规范对系数的取值做出如下规定，考虑最不利的受力情况：1)取ψ=0.5用以计算最大的接触压力；2)使用1)中得出的接触压力并计算剪力键上的竖向作用力时取ψ=1.0，如式(27)所示：

其中，P是轴向荷载作用，此处采用的假定是轴力由各层剪力键均匀承担，并且轴力的存在不影响弯矩作用下带剪力键单桩基础灌浆连接段的受力形式，故弯矩作用和轴力作用可进行简单叠加。此处，规范通过假定每一个剪力键平均分担式(27)中剪力键上的竖向作用力，得到第二个验算限制条件，即：使单个剪力键上的作用力小于由材料强度和灌浆连接段几何尺寸决定的单个剪力键承载力。

规范中关于带有剪力键单桩基础键灌浆连接段的其余计算公式都比较容易理解，在此不做赘述。

图11 灌浆连接段端部浆体出现碎裂[4]Fig.11 Grout cracking at the end of the connection

图12 DNV灌浆连接段试验荷载位移曲线[5]Fig.12 The load-displacement curve in DNV study

2 导管架基础灌浆连接段受力形式

规范将导管架基础灌浆连接段分成了先桩法和后桩法两种形式，但是如果只考虑灌浆连接段部分的受力模式，二者在本质上相同，如图13所示。图13(a)为典型的后桩法导管架灌浆连接段；13(b)为典型的先桩法导管架灌浆连接段。可以认为将先桩法导管架灌浆连接段上下颠倒即得到后桩法灌浆连接段。故以后桩法导管架灌浆连接段为例阐述其在弯矩和剪力作用下受力模式。

2.1导管架灌浆连接段等效径向刚度

导管架灌浆连接段与单桩基础灌浆连接段不同，钢管厚度较大，径向刚度较大，且浆体厚度也相对较大，故可采用杆件模型进行理论推导。若只考虑灌浆连接段长度内的结构，认为桩管在灌浆连接段底部水平力和弯矩作用下受到由自身刚度、套管以及浆体刚度共同组成的等效径向弹簧kr的支撑作用。这种假设与温克尔弹性地基[14]模型的假设相一致，如图14(a)所示：假定地基由许多不相互影响的独立弹簧组成，地基表面任意点的沉降只与该点受到的压强成正比。若地基梁宽为b，其上作用均布荷载q，基底反力为p，弹簧刚度为k，如图14(b)左图所示；取出如图14(b)右图所示的微段进行分析，得到温克尔弹性地基梁微分方程：

其中，EI为地基梁的抗弯刚度，w为地基梁的沉降量。为简化计算，引入柔度指标：

则微分方程可简化为：

同样由于柔度指标量纲为L-1，弹性地基梁理论[14]中定义1/λ为特征长度：

规范为了与单桩基础灌浆连接段相关计算公式统一，在导管架灌浆连接段中同样引入参数“弹性长度”：

其中，Ip为桩管截面惯性矩，krD为支撑弹簧刚度，定义为等效径向刚度乘以两倍桩管半径。即

应当注意规范在导管架基础的验算引入的“弹性长度”命名这一参数，但其含义和计算方法与单桩基础灌浆连接段的验算不相同，为以示区别，此处将导管架中的弹性长度命名为“温克尔弹性长度”。

图13 两种导管架灌浆连接段示意Fig.13 Two kinds of jacket grouted connection

图14 温克尔弹性地基梁模型Fig.14 Winkler elastic foundation beam model

下面考虑导管架基础灌浆连接段等效径向刚度kr的计算。如图15(a)所示，等效径向刚度由三部分刚度串联而成：套管刚度、桩管刚度及浆体刚度。此处与单桩基础灌浆连接段不同，需考虑浆体的刚度，其原因如本节开始时所述：导管架灌浆连接段中钢管直径与厚度比值明显小于单桩基础，径向刚度较大，浆体刚度与之相比不再大很多。当套管外部受到沿环向均匀分布的压力p作用时，在桩管径向刚度的反力作用下，套管向内压缩，桩管向外膨胀，浆体受挤压厚度减小。如图15(b)所示，桩管的变形仍近似地取式(8)的形式，则桩管半径的减小为δ=pRp2/Estp，桩管半径上的径向刚度为：

若桩管截面形心点有向下单位1的位移，则需要克服两个半径上的径向刚度，即桩管一个半径方向压缩，一个半径方向拉伸，则桩管直径方向的径向刚度相当于两个半径上的径向刚度并联，由此得到：

同理可得套管径向刚度为：

浆体由于厚度较大，在图15(c)所示的荷载作用下，其半径的减小量可近似取为δg=ptg/Eg，则浆体直径上的径向刚度为：

其中，tg为浆体厚度，Eg为浆体的弹性模量。

上述三部分直径上的径向刚度为串联，故等效径向弹簧的刚度为：

结合式(29)、(34)可得支撑弹簧刚度为：

图15 钢管和浆体变形示意Fig.15 Deformation of steel tube and grout

图16 半无限长弹性地基梁模型Fig.16 Semi-infinite elastic foundation beam model

2.2导管架灌浆连接段接触压力计算

若后桩法导管架灌浆连接段受荷载如图13(a)所示，规范对其设计验算与单桩基础灌浆连接段抗弯承载力计算方式相似：建立接触压力p与弯矩M0、水平剪力Q0之间关系，并限制p的最大值。为建立上述关系，引入弹性地基理论[14]中半无限长地基梁的理论解。如图16所示，半无限长弹性地基梁在受到弯矩和剪力作用时，梁沿x轴的沉降分别如图16中公式所示。这两种情况下的最大位移都发生在荷载的作用点处，最大的位移为：

式中参数与2.1节弹性地基梁理论相关参数含义相同。

利用上述半无限长的弹性地基梁理论解，近似处理如图13(a)所示受力形式下的后桩法导管架的变形计算，结合式(28)及式(36)可得导管架端部截面形心处最大变形为：

则最大的接触压力为：

此外，规范规定后桩法导管架灌浆连接段在13(a)所示的受力情况下，距离底端le/2的长度内受弯矩作用比较明显，为防止在反复弯矩作用下出现浆体的碎裂，与单桩基础灌浆连接段类似，规范建议在此区域内不布置剪力键。

如前所述，先桩法导管架可由后桩法导管架灌浆连接段上下颠倒得到，规范中公式推导过程与上述过程类似，而规范中关于导管架基础灌浆连接段的其余计算公式都比较容易理解，在此不做赘述。

3 结 语

综合上文中对灌浆连接段抗弯承载能力的理论研究，可以得到如下的结论：

1)新版规范结合了最新的试验和理论研究成果，为风电基础灌浆连接段的抗弯承载力的设计验算提供了最新的方式和手段。

2)规范的相关公式的推导中使用了较多的人为假定使理论分析得以简化，并通过试验研究验证了单桩基础灌浆连接段相关理论的可靠性，再通过设计参数弥补了试验值与理论值的差异，考虑设计中的最不利情况。但是值得注意的是对于导管架基础灌浆连接段的理论推导并没有明确给出试验验证，其可靠性可能需要进一步试验验证。

3)在以文献[6]为主的相关文献中，对灌浆连接段抗弯承载力的理论推导尚有不明确或不合理之处，为此对不明确处给出了相关解释，并对不合理之处进行了一些合理的修改，为配合说明，对文献中的相关示意图也进行了适当修正和更新。

由于我国的近海风电产业处于起步阶段，国内尚无较为明确的设计规范，仍需参考国外的相关设计理论。目前DNV规范是世界范围内认可度较高的规范之一，有较高的借鉴价值；但是应当注意的是DNV内部设置了专门的研究机构，其系列规范会不断结合最新的研究成果，故更新速度较快，需要设计人员不断更新和关注。这里给出了相关设计公式的理论背景，为设计人员更全面理解此规范提供了参考。

[1] BILLINGTON C J,LEWIS G H G.OTC 3083 The strength of large diameter grouted connections[C]//Proceedings of the Tenth Annual Offshore Technology Conference.1978:291-302.

[2] SEIDEL I M.Substructures for offshore wind turbines current trends and developments [R].Festschrift Peter Schaumann,2014.

[3] KLOSE M,AMOL M,MARC M.Grouted connections-offshore standards driven by the wind industry[C]//Proceedings of the Twenty-second International Offshore and Polar Engineering Conference.International Society of Offshore and Polar Engineers,2012.

[4] LOTSBERG I.Summary report from the JIP on the capacity of grouted connections in offshore wind turbine structures[R].Hovik:DNV Report No.2010-1053,Rev 05.Det Norske Veritas,2011.

[5] LOTSBERG I,BERTNES H,LERVIK A.Connection industry project-capacity of cylindrical shaped grouted connections with shear keys[R].Hovik:Technical Report No.2011-1415,Rev.No.05.Det Norske Veritas,2012.

[6] LOTSBERG I.Structural mechanics for design of grouted connections in monopile wind turbine structures [J].Marine Structures,2013,32:113-135.

[7] SCHAUMANN P,WILKE F.Design of large diameter hybrid connections grouted with high performance concrete[C]//Proceedings of the International Society of Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE.2007:340-347.

[8] SCHAUMANN P,WILKE F,LOCHTE-HOLTGREVEN S.Nonlinear structural dynamics of offshore wind energy converters with grouted transition piece[C]//Proceedings of the European Wind Energy Conference.2008.

[9] SCHAUMANN P,LOCHTE-HOLTGREVEN S,WIKLE F.Bending tests on grouted connections for monopile support structures[C]//DEWEK2010-10th German Wind Energy Conference.2010.

[10] DNV-OS-J101,Offshore standard.design of offshore wind turbine structures [S].Det Norske Veritas,2014.

[11] DNV·GL:New design practices offshore wind turbine structures [EB/OL].http://www.dnv.com/press_area/press_releases/2011/new_design_practices_offshore_wind_turbine_structures.asp.2015-05-26.

[12] LöHNING T,MUURHOLM U.Design of gronted connections in offshore wind turbines[J].International Association for Bridge and Structural Engineering,2013,99(13):1252-1259.

[13] 徐芝纶.弹性力学-下册[M].北京：高等教育出版社,2006:187-208.( XU Zhilun.Elasticity-volume two[M].Beijing:Higher Education Press,2006:187-208.(in Chinese) )

[14] 龙驭球.弹性地基梁的计算[M].北京:人民教育出版社,1981:6-26.( LONG Yuqiu.Calculation of elastic foundation beam [M].Beijing:People's Education Press,1981 :6-26.(in Chinese) )

Design theory of bending capacity of grouted connections in offshore wind turbines foundation based on DNV specification(2014)

WANG Xian1,CHEN Tao1,ZHAO Qi1,YUAN Guokai2,LIU Jinchao2

(1.Department of Structural Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China; 2.China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co.,Ltd.,Guangzhou 510663,China)

P743

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2016.03.016

1005-9865(2016)03-0140-11

2015-04-22

王 衔(1991-)，男，安徽马鞍山人，硕士研究生，主要从事海上风机基础灌浆段受力性能研究。E-mail：91wangxian@tongji.edu.cn

陈 涛，副教授，主要从事结构疲劳性能研究。E-mail：t.chen@tongji.edu.cn