考虑偏心的不同尺寸灌浆连接轴向承载性能

吴兆旗，游先辉，单宁康，王根梁，李孟超，钟茗秋

(1.福州大学 土木工程学院， 福建 福州 350108；2.长江三峡集团福建能源投资有限公司， 福建 福州 350003；3.福建省新能海上风电研发中心有限公司， 福建 福州 350108)

0 引言

海上风电项目的开展受海洋气候多变的特性的影响极大，特别是风资源好的海域，其建设窗口期较少且施工难度大，为保证在较短的窗口时间内更好更快地推进海上风电项目，往往需要关注海上风电基础结构的施工效率、施工精度及复杂环境下的实施可行性这些问题。海上施工环境恶劣，构件的安装受大风以及海浪的影响较大，且建设窗口期较短条件下，灌浆连接段钢管的安装难免存在一定的尺寸误差。尺寸误差主要分为横向安装尺寸误差、纵向安装尺寸误差及倾斜安装尺寸误差，其中横向安装尺寸误差会导致灌浆体厚度发生较大的改变，而灌浆体形状、钢管桩及钢套管的相对位置会对灌浆连接段承载性能有一定影响。

国内外学者对灌浆连接偏心问题也做了相应研究。LAMPORT等[1]对偏心率Re=0.024(Re=e/Ds)的灌浆连接试件进行轴向受压试验，结果显示尺寸偏心灌浆连接极限承力与无偏心灌浆连接极限承载力相差5%～22%。李筑轩等[2]对Re=0、Re=0.055、Re=0.083的尺寸偏心灌浆连接进行了弯曲静力试验，发现尺寸偏心对于灌浆连接受弯承载性能及刚度影响并不显著；在纯弯矩作用下破坏模式主要为纯弯段范围内钢管受弯产生局部屈曲，灌浆受拉端出现径向裂缝，浆体与钢管接触面脱离端。TAO等[3]对尺寸偏心灌浆连接进行弯曲静力试验，发现尺寸偏心试件相比无偏心试件径向裂纹出现更为严重的扩展。除对灌浆连接尺寸偏心研究外，LEE等[4]对灌浆连接进行了偏心加载试验研究，试验荷载偏心率Re=0.148(偏心距e=90 mm)。结果显示同心加载试件CL-S65与偏心加载试件EL-S65极限承载力相差16%左右，偏心加载对灌浆连接前期其刚度及变形能力影响较小，灌浆破坏模式及灌浆裂缝发展角度也并不受偏心加载的影响。

灌浆连接足尺试验通常会耗费大量资金、人力及物力，且施工难度较大，目前国内外灌浆连接探索性试验研究中常采用缩尺试验替代足尺试验。对于灌浆连接尺寸效应方面研究，BILLINGTON等[5]试验发现灌浆连接段抗剪强度受灌浆连接段的尺寸影响，也受灌浆连接段的径向刚度、混凝土强度以及剪力键尺寸影响，结合试验结果提出了尺寸效应影响下0.8的安全缩减系数。并于1980年对60组灌浆连接段轴向静力试验[6]，根据灌浆连接段的长径比研究了灌浆连接段尺寸效应，并通过灌浆连接段的极限强度、几何形状参数和材料性能等因素之间的关系，提出了灌浆连接段抗剪强度的经验公式。王国庆[7]通过数值模拟方式对不同尺寸灌浆连接段进行对比分析，发现钢管直径越小，其峰值剪应力越大，钢管直径越大剪应力—位移曲线越发平稳，同时发现不同尺寸灌浆连接段破坏模式基本一致。

综上所述，国内外对于海上风电基础存在尺寸偏心的足尺灌浆连接研究较少，且试验基于早期海洋石油平台结构的应用，尺寸偏心及尺寸效应对灌浆连接影响有待深入研究。通过试验结合数值模拟方式对比得出尺寸偏心及尺寸效应对灌浆连接静力性能的影响。本文通过制作不同比例尺寸灌浆连接，对其进行轴向静力加载试验，研究不同比例尺寸对灌浆连接承载性能、变形、应变的影响。

1 足尺灌浆连接试验

1.1 试验设计

以4 MW风机导管架基础灌浆连接作为参照，对其进行优化设计，得到尺寸偏心的灌浆连接足尺试件L1。试件L1钢套管外径Ds=2 360 mm，钢管桩外径Dp=1 900 mm，钢套管、钢管桩壁厚ts=tp=40 mm，剪力键高度为h=25 mm，剪力键宽度为w=50 mm，剪力键间距s=600 mm，灌浆段长度Lg=2 600 mm，偏心距e=110 mm(偏心率Re=0.047)。试件L1设计均满足最新DNV-GL(2018)[8]规范构造要求，10≤Rp/tp≤30，15≤Rs/ts≤70，1.5≤w/h≤3，h/s≤0.1。试件L1尺寸如图1所示，剪力键构造如图2所示。

图1 试件L1尺寸示意图

图2 剪力键示意图

1.2 测试内容

足尺试件L1测试内容包括：钢套管外壁应变、钢管桩之间相对位移、剪力键之间灌浆内部应变。分别采用应变片、100 mm LVDT位移计、振弦式应变计进行测量。采集系统采用东华DH3816采集系统及SCJM振弦测试采集仪。图3为应变片测点布置图，图4为位移计-应变计测点布置图，应变计布置如图5所示。

图3 应变片测点

图4 位移计-应变计测点

图5 埋入式应变计布置

1.3 加载制度

试验加载装置由钢套管顶部环形顶梁、钢管桩顶部刚性反力架及提供轴向荷载的油压千斤顶组成。其中油压千斤顶加载设备由8台5 000 kN千斤顶组成，均匀布置于钢管桩顶部刚性反力架之上，试件加载方式如图6所示。

图6 试件L1加载方式

荷载采用分级加载方式，每级持载15 min，记录位移计3次读数(5 min/次)。当三组位移计读数均趋于稳定，读数相差不大于0.02 mm时，方可进行下级加载，若位移计之间读数相差较大，则证明出现偏心加载，随后将卸载一级，待位移计趋于稳定后，重新进行加载。荷载施加至30 000 kN时，千斤顶无法稳定继续加载，随后停止加载，足尺试件加载制度见表1。

表1 足尺试件加载制度

1.4 试验结果

足尺试件L1轴向受压性能试验荷载-位移曲线如图7所示。由图7可见，曲线前期呈现线性增长趋势，当荷载持续增加至26 000 kN时，试验出现清脆的响声；荷载加至30 000 kN时，由于加载设备原因停止加载，此时足尺试件荷载位移曲线仍增长趋势，试件L1未达到极限承载力。

图7 试件L1荷载-位移曲线

试件L1钢套管纵向应变情况如图8所示。受加载方式影响钢套管纵向应变呈受拉状态，在图8中表现为纵向应变随轴向荷载提高而呈现增加趋势。荷载增加至20 000 kN时，足尺试件0°及90°侧，纵向应变出现突然增加现象，原因为灌浆局部压碎后体积膨胀，纵向应变出现增加现象；0°侧灌浆压碎现象相较于90°更为严重，使0°侧纵向应变增加幅度大于90°侧；180°侧纵向应变反向增长主要原因为180°侧灌浆未压碎，使加载系统出现偏压加载现象。

(a) 0°钢管应变-荷载曲线

图9为试件L1灌浆内部应变情况。从图9中可以发现灌浆0°侧应变计呈现受压状态，结合灌浆连接塑形应变云图如图13所示，由图13可发现0°侧灌浆破坏模式表现为剪力键附近灌浆横向开裂，相邻剪力键之间形成受压短柱，应变计于受压短柱之中，因此应变计呈现受压状态；90°与180°的灌浆裂缝沿相邻剪力键之间斜向开裂，裂缝垂直于应变计，应变计呈现受拉状态。从图9中可以发现靠近加载端应变计SG2要大于相同位置处远离加载端应变计SG1，加载端灌浆应变更大，破坏于灌浆连接加载端处开始。

(a) SG1应变-荷载曲线

2 缩尺灌浆连接试验

2.1 试验设计

按4∶1比例对足尺试件L1进行等比例缩小，对结构进行优化，设计了满足DNV-GL(2018)规范构造要求且存在尺寸偏心的灌浆连接试件缩尺试件S1。试件S1尺寸如图10所示，其中钢套管外径Ds=600 mm，钢管桩外径Dp=480 mm，灌浆长度Lg=650 mm，钢套管及钢管桩壁厚ts=tp=12 mm，剪力键高度h=6.3 mm，剪力键宽度为w=12.5 mm，偏心距e=30 mm(偏心率Re=0.005)。

图10 试件S1尺寸示意图

2.2 试验结果

缩尺试件S1荷载-位移曲线如图11所示，由图11中可以发现缩尺试件S1极限承载力为4 948 kN，试件位移为2.1 mm。缩尺试件S1荷载位移曲线前期呈线性稳定增加，当荷载增加至3 270 kN时，试件出现较为清脆响声，此时荷载位移曲线出现小幅下降；荷载继续增加至4 691 kN时，试件出现沉闷巨响，承载力突然降低至4 490 kN，随后承载力继续上升，但刚度明显下降。承载力出现两次波动后，荷载增加至4 948 kN，试件达到极限承载力，随后承载力急速下降，缩尺试件S1彻底破坏。

图11 试件S1荷载-位移曲线

3 缩尺灌浆连接试验

灌浆连接有限元模型包含钢材及灌浆两种材料，钢材采用VON Mises屈服准则和随动强化理论。LUBLINER等[9-10]研究发现灌浆材料性质与混凝土基本一致，有限元分析可使用混凝土损伤塑性模型(CDP)对灌浆材料非线性进行模拟，混凝土损伤定义则按照文献[11]进行参考设置。

模型接触包括钢套管与灌浆料之间接触、钢管桩与灌浆料之间接触。接触设置由法线方向和切线方向接触组成。法线方向采用硬接触，即完全传递垂直接触面的压力；切线方向采用库伦摩擦，并按照LOTSBERG[12]研究，摩擦系数取μ=0.4。试件采用半结构建模，网格采用8节点实体单元(C3D8R)进行建模分析。钢管壁厚网格设置不少于3层，剪力键附近网格进行加密处理，灌浆料宜采用相比钢管更高密度的网格进行划分。

通过模拟发现有限元模型与试验荷载位移曲线结果吻合度较好，如图12所示。灌浆料塑形应变云图如图13所示，从图13可以看出，灌浆0°侧塑形应变发展明显，且塑形应变沿横向发展，两剪力键之间出现受压短柱，符合试验中0°侧灌浆应变计呈受压状态的结果；随角度增加，灌浆破坏由剪力键横向开裂逐渐变为剪力键局部挤压破碎，灌浆塑性应变由横向发展变为斜向发展，此时与试验结果90°、180°侧应变计呈受拉状态一致。与试验结果对比，可以发现有限元模拟结果与试验结果基本相同，验证了有限元模型的准确性。

(a) 足尺试件L1试验—有限元结果对比

图13 试件L1灌浆塑性应变云图

建立无偏心灌浆连接模型与足尺模型L1，对比不同偏心率灌浆连接荷载、位移情况，结果如图14所示，从图中可以发现，尺寸偏心降低了灌浆连接承载性能，当偏心率Re=0.047时，灌浆连接承载力降低至无偏心模型承载力86.9%；尺寸偏心对灌浆连接前期刚度影响较小。

图14 无偏心灌浆连接模型与足尺模型L1荷载位移曲线

4 整体比例尺寸对比

对比足尺试件L1试验结果与缩尺试件S1试验结果，发现足尺试件L1与缩尺试件S1试验抗剪强度存在较大差异，结果如图15所示。足尺试件L1与缩尺试件S1试验抗剪强度根据DNV-GL(2018)规范公式进行计算，如式(1)所示：

图15 足尺—缩尺试件荷载位移曲线

(1)

式中，FV1,Shk,d为单个剪力键单位长度设计荷载；Pa,d为灌浆连接轴向荷载；Dp为钢管桩外径；n为灌浆连接有效剪力键个数。

DNV-GL(2018)规范设计抗剪强度如式(2)至式(4)所示，当设计抗剪强度fbk大于灌浆材料的剪切破坏强度fbkg时，设计抗剪强度应采用fbkg代替fbk。

(2)

(3)

(4)

式中，fbk为灌浆连接界面抗剪强度；h/s为剪力键高距比；fcu为75 mm立方体试块抗压强度；k为径向刚度；Eg为灌浆材料弹性模量；E为钢材弹性模量。

计算得到缩尺试件S1试验抗剪强度为10.94 MPa，设计抗剪强度为7.44 MPa；足尺试件L1试验抗剪强度为6.44 MPa，设计抗剪强度为6.10 MPa。对比发现，灌浆连接缩尺试件S1试验结果与规范计算结果相差较大，试验抗剪强度远大于规范设计抗剪强度，而足尺试件L1试验结果与规范计算结果较为接近。

为验证规范中灌浆连接抗剪强度计算公式中是否存在一定尺寸效应，对国内外不同尺寸灌浆连接轴向静力试验进行整理汇总，收集得到文献[2]、文献[6]、文献[10]、文献[13-15]等存在明显尺寸差异灌浆连接试件试验28个，对比试验结果与规范计算结果，如图16所示。发现灌浆连接尺寸较小时，试验抗剪强度与规范设计抗剪强度相差较大，随灌浆连接尺寸增加，规范计算结果将趋近于试验计算结果。

图16 不同尺寸灌浆连接试验—规范计算结果

考虑到文献中不同试验尺寸参数或材料属性存在差异，因此使用有限元分析软件ABAQUS对不同尺寸，相同材料的灌浆连接试件进行建模分析，不同尺寸试件模拟结果见表2，模拟结果如图17所示，图17中可以发现灌浆连接整体比例尺寸较小时，规范设计抗剪强度与有限元模拟结果相差较大，规范设计抗剪强度偏保守；随灌浆连接尺寸增加，规范设计抗剪强度与模拟结果逐渐接近；通过数值计算发现当灌浆连接整体尺寸大于2.25倍4 MW风机基础灌浆连接尺寸时，规范计算结果与模拟结果比值将大于0.95，考虑到海洋环境的复杂性，继续增加灌浆连接整体尺寸，规范计算结果将可能存在安全隐患。

图17 不同尺寸灌浆连接模拟—规范结果对比

表2 不同尺寸试件模拟结果

5 结语

① 尺寸偏心的灌浆连接较薄侧钢套管纵向应变最大，纵向应变由较薄侧向较厚侧逐渐降低，尺寸偏心会导致灌浆较薄侧应变提高。

② 试验中上侧灌浆应变计大于下侧灌浆应变计，即靠近加载端侧灌浆内部应变变化更大；灌浆较薄侧应变计呈负增加，原因为相邻剪力键之间形成受压短柱，应变计垂直受压短柱之中，因此应变呈现负增长趋势；较厚侧灌浆内部应变呈现正向增加趋势，由于较厚侧灌浆裂缝沿相邻剪力键之间斜向开裂，此时裂缝垂直于应变计，应变计处于受拉状态，应变正向增长。即尺寸偏心改变了灌浆破坏模式，较薄侧灌浆随偏心率增加，灌浆厚度减小，开裂角度随随之增加，最大开裂角度可达90°即裂纹沿剪力键横向发展，较厚侧灌浆随偏心率增加，灌浆厚度增加，开裂角度随之降低，裂纹沿相邻剪力键之间斜向发展。

③ 建立有限元模型对比无偏心灌浆连接与足尺模型L1，发现尺寸偏心降低了灌浆连接承载性能，当偏心率Re=0.047时，灌浆连接承载力降低至无偏心模型承载力86.9%；尺寸偏心对灌浆连接前期刚度影响较小。

④ 结合完成的试验及数值结果发现DNVGL规范对小尺寸灌浆连接抗剪强度计算结果偏保守，随整体尺寸增加，规范计算结果与实测结果越发接近；以4 MW风机导管架基础灌浆连接尺寸为例，通过数值分析发现当灌浆连接整体尺寸大于2.25倍4 MW风机基础灌浆连接尺寸时，规范计算结果与模拟结果比值将大于0.95，考虑到海洋环境的复杂性，继续增加灌浆连接整体尺寸，规范计算结果将可能存在安全隐患，此时应采用保守方法对大尺寸灌浆连接进行设计。