海上风机导管架基础灌浆连接段轴向受压疲劳性能试验

元国凯 雷天歌 房奇 陈珂 陈涛

（1.中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司，广州 510663； 2.同济大学建筑工程系，上海 200092；3.上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，上海 200092）

0 引 言

近年来，海上风能发电作为一种可再生能源发电技术，受到了世界各国的关注，我国在这一领域也取得了显著的进步，海上风机的规模和建造技术不断提升［1］。海上风机支撑结构中，灌浆连接段是连接上部结构和下部基础的关键部位，灌浆连接段的施工使用情况及受力状况是风机基础设计的关键。随着深远海的风电项目的开发，导管架基础灌浆连接段逐渐成为市场主流，为设计和计算提出了许多新的挑战［2］。

海上风机主要承受自重、风机荷载和海浪荷载的作用，基础结构承受这些荷载引起的弯矩与轴力。由于导管架基础结构在基础部分分为四条腿柱，因此灌浆连接段主要承受这些弯矩产生的拉压与轴力。由于风荷载和海浪荷载方向的随机性和时变性，灌浆连接段在其25年的使用期内会承受超过109次循环荷载作用，易出现疲劳问题；同时，在轴力作用下，通过在桩管外表面和套管内表面增加剪力键来增大灌浆连接段轴心承载力，剪力键附近产生较大的应力集中现象，易导致浆体的破碎。与单桩形式的风机基础中的灌浆连接段主要承受弯矩疲劳荷载不同，导管架式基础中的灌浆连接段主要承受轴向荷载［3］。因此，分析导管架基础灌浆连接段的轴向疲劳性能是必要的。

在国内外灌浆连接段轴向力学性能研究领域，许多学者针对静力与疲劳性能进行了试验与数值研究。在静力试验研究中，有学者发现灌浆连接段的极限承载力受到钢管屈服强度和剪力键间距的影响［4-5］，偏心加载基本不会对极限承载力产生明显的削弱［4，6］，但是可能会促进灌浆料中的裂纹发展，从而对疲劳性能产生不利影响［7］。灌浆连接段端部剪力键受力较大，中间受力较小，半圆形剪力键受力相对不均匀，更容易发生端部疲劳破坏［8］。德国学者Schaumann等［9］通过对两种不同尺寸试件进行试验，发现灌浆材料对于连接段失效机制起到重要作用，同时试件尺寸的不同也显著影响灌浆连接段的疲劳性能，小尺寸试件更容易发生脆性破坏。陈涛等［10］通过有限元分析研究灌浆连接段压弯性能，发现荷载传递主要通过斜压短柱，并且钢管的破坏可能早于灌浆料。赵淇等［11］针对压弯荷载下的灌浆连接段的数值研究表明，压弯荷载下对位移影响最大的参数是灌浆连接段长度和内外管厚度。

灌浆连接段的疲劳试验研究发现，对于海上风机而言，在变化的环境条件下进行灌浆作业可能会导致其性能不稳定，从而影响连接强度［12］。弯曲疲劳试验研究［13］结果表明，圆柱形连接段试件承受200万次循环荷载后未出现明显的整体性能退化和残余变形。王衔等［14］通过进行水流侵入条件中的平板试件疲劳试验发现，侵入的水流会加速裂纹的发展，并且加剧灌浆料的剥落，这一结论与Schaumann等［15-17］的研究结果相符。研究不同疲劳荷载水平和偏心率的灌浆连接段疲劳性能的退化与失效模式，对于疲劳设计至关重要。由于已有研究在试件尺寸和材料等方面存在局限性，且涉及保密内容，无法满足实践中的技术要求。

为研究不同疲劳荷载水平下灌浆连接段的轴向疲劳性能，本文设计缩尺灌浆连接段试件并实施了轴向疲劳试验。通过对五组试件进行轴心与偏心疲劳加载，研究其疲劳性能退化过程及失效模式。

1 试验研究

1.1 试件设计

本试验原型为海上风机先桩法导管架结构灌浆连接段，其导管架基础和灌浆连接段如图1（a）所示。通过应用DNV-ST-0126规范［18］规定公式的计算以及结合实际试验条件，确定试件的缩尺比例取为1∶8。考虑到焊接因素和最小钢筋的直径，试件的剪力键高度取为6 mm。具体尺寸根据规范［18］计算的承载力等效原则确定。通过对主体尺寸缩尺以及剪力键布置的一系列相应计算，得到试件详图如图1（b）所示，灌浆连接段疲劳试验设计参数及加载信息见表1。

图1 导管架和灌浆连接段（单位：mm）Fig.1 Jacket structure and grouted connection （Unit：mm）

表1 灌浆连接段疲劳试验设计参数及加载信息Table 1 Parameters of grouted connections specimens of fatigue test

1.2 试件材料

钢管外管采用外径为325 mm的圆管，内管采用外径为245 mm的圆管，圆管的厚度均为8 mm。依据《金属材料拉伸试验—室温试验方法》（GB/T 228.1—2010）［19］中相关规定，采用从钢管上切割的方法获得试件。灌浆料根据EN12390-3规范［20］进行ϕ150 mm×300 mm圆柱体试块与75 mm立方体试块的受压试验，根据GB/T 50081—2019［21］进行150 mm立方体试块的受压试验，获得抗压强度、弹性模型和泊松比等。试件材料参数见表2。

表2 试件材料参数Table 2 Specimen material parameters

1.3 荷载和加载方式

本试验疲劳荷载下限值取0.05Pu。使用荷载作用下，海上风机基础灌浆连接段疲劳荷载上限值与风机荷载、海浪荷载和灌浆段的类型等因素有关，相对于灌浆段的极限承载力Pu来说，其值较小。以200万次为基准，根据DNV-ST-0126规范［18］，计算得出疲劳荷载极限为0.18Pu，故取轴心疲劳荷载上限值为0.15Pu、0.25Pu、0.35Pu。使用AMSLER P960 型脉冲疲劳试验机作为试验加载设备，如图2（a）所示。从上到下依次为试验作动器、球铰、传感器、试件以及底座。除LE-2与ME-2以外，所有试件在安装完成后加载前都使用水平仪进行了对中。偏心加载的ME-2试件的疲劳试验装置如图2（b）所示，LE-2试件装置与ME-2相同，但加载头与内管中心设置不同量的偏移，LE-2偏移49 mm，ME-2偏移98 mm。设置底座的目的是防止试件由于偏心而侧翻。试验加载过程如图3所示，首先进行静力加载，疲劳试验采用力控制加载，荷载波形为等幅正弦交变荷载。等幅疲劳加载采用固定荷载上下限，疲劳荷载下限值取0.05Pu，疲劳荷载上限值取0.15Pu、0.25Pu和0.35Pu。在本次试验中，当循环加载至1万、3万、5万、10万、15万、30万、50万、70万、100万、130万、165万、200万次时停止疲劳加载，进行一次静力加载，并记录静力过程中应变和位移的数据。

图2 试验装置Fig.2 Test set-up

图3 加载过程Fig.3 Loading process

1.4 数据采集

本试验测量装置有应变片和位移计两种。位移计布置主要用来测量竖向位移情况，包括上下端板竖向位移、灌浆连接段上下端竖向位移和灌浆连接段内外管间的竖向位移。轴心加载试验中，应变片在环向位置分布在90°和270°处（其中90°对应内管开口处），竖向位置分布为每层剪力键下s/4（25 mm）处。

2 主要试验结果及分析

本试验对五组试件的静力与疲劳过程位移及与应变进行了测量记录。由于篇幅限制，本节仅选取较有代表性的结果进行介绍，并对荷载幅值与偏心率这两个参数进行分析。

2.1 静力加载过程

静力加载试件GC-0的破坏模式为内管的鼓曲破坏，同时伴随外管的部分鼓出。GC-0试件荷载-位移曲线如图4所示，最大荷载为2 779.33 kN，对应的位移17.36 mm。由于加劲板的存在，到达极限承载力时，内管的鼓曲破坏特别严重。钢管出现鼓曲，对应位置灌浆层被挤压成碎屑。在灌浆连接段底部的外管位置存在应力集中，出现了钢管部分鼓出的现象。

图4 GC-0试件荷载-位移曲线Fig.4 Load-displacement curve of GC-0

纵向应变结果汇总如图5所示，横坐标为施加荷载值，纵坐标为相应的应变值，共取5个位置的应变进行分析。可以看出：内管的上部应变大于下部，外管的下部应变大于上部；试验加载至1 200 kN和1 400 kN时出现两次较大声音，对应图5（a）中剪力键2-L、3-L处的应变变大，且有裂缝出现在了灌浆连接段上部；裂缝出现后，外管上部的应变变小，这说明第一个剪力键附近的灌浆连接段出现裂缝后，内外管进行了应力重分布，内管应变变大，外管应变变小；在1 900 kN和2 400 kN左右，同样出现了试验响声，内管应变同样体现为应变变大，说明出现了裂缝发展或是又重新产生了裂缝；在2 300 kN后，内管剪力键4-L、5-L处的应变开始变小，外管底部最底端的两个剪力键处的应变变大。这说明，随着裂缝的出现，内管底部提供承载力的能力越来越弱，这些力不得不由外管来承担。总的来说，整个构件受轴心荷载作用下，内管上部与外管下部会出现较大的应变，且随着荷载的增大和灌浆层的破坏而增大。

图5 GC-0纵向应变整体图Fig.5 Load-longitudinal strain curves of GC-0

在疲劳循环中的多次静力加载过程中，轴心受压三根试件A-1—A-3的现象类似，其中A-3试件灌浆段位移较A-1与A-2更明显。因此，以承受疲劳荷载上限为35%Pu的A-3为例分析疲劳循环中多次静力加载过程的位移-荷载曲线。如图6所示，A-3试件灌浆段位移在疲劳荷载加载0～5万次时出现了少许的增大，在5万～200万次的过程中保持稳定。即内管最上部截面纵向应变在200万次循环后基本完成了压实过程，并保持稳定。

图6 A-3试件的位移-荷载曲线Fig.6 Load-displacement curves of A-3

2.2 疲劳循环过程

A-1—A-3三个试件在试验过程及结束后，并未发现钢管的鼓曲或者灌浆层裂缝，说明在轴心疲劳加载的过程中，35%Pu的轴心疲劳荷载并不能对灌浆连接段造成明显外部的损伤。LE-2试件在试验过程及结束后，没有发现明显的灌浆层表面裂缝及钢管鼓曲，试件外部状态基本保持不变。ME-2试件在疲劳循环1万次左右在偏心侧开始出现微小裂缝，到10万次左右发展到5条，而后保持稳定，表面裂缝没有继续发展（图7）。说明在25%Pu疲劳荷载上限的偏心加载下，0.4的偏心率产生的弯矩引起的内钢管对灌浆层的挤压比较严重。

图7 ME-2试件挤压裂缝Fig.7 ME-2 specimen extrusion cracks

图8（a）为A-3试件内管6个纵向应变片随疲劳荷载循环其应变值的变化。与A-1和A-2类似，除2-L外，其余5个应变值一致性较强，波动情况与试验时当地气温基本吻合。2-L应变片对应内管第一个剪力键下部s/4位置，在150万次之前，该应变值与其他5个应变值一致性同样较强，但在150万次循环附近，发生了应变突然变大的情况，说明此时第一个剪力键下部附近位置发生了灌浆层的破损甚至开裂，影响了结构的稳定性。图8（b）为A-3试件外管纵向应变在整个疲劳过程中的纵向应变示值变化。所有应变大小同样均有极强的一致性和层次性，与气温波动规律类似。由此可知，外管各位置的实际应变情况变化不大，结构性能在经历疲劳荷载循环时基本保持稳定。

图8 A-3应变疲劳过程Fig.8 Strain fatigue process of A-3

图9为ME-2试件内管顶部偏心侧纵向应变片1-L-A的示值变化。可以发现，在0～110万次循环中，应变片示值稳定；在110万次循环附近，该处应变值断崖式降低约900 με，而后恢复约300 με；在110万～200万次循环过程中，应变示值继续保持稳定，直至试验结束。该处截面断裂造成的应力重分布同样是波及灌浆连接段整体的，是比较严重的断裂破坏现象。

图9 ME-2试件1-L-A纵向应变Fig.9 Strain fatigue process of 1-L-A of ME-2 inner tube

图10（a）和图10（b）分别为ME-2试件内管偏心侧其他位置及非偏心侧的纵向应变示值变化。除110万次循环附近的断裂造成了应变示值的突变外，其他循环过程中各截面应变示值基本保持稳定，波动均由温度引起。观察各图在110万次循环附近的突变情况，在内管顶部灌浆层发生断裂时，灌浆连接段所有截面的应变产生了突然的增大现象，可以说此时的开裂对结构的损伤是较大的；而后各处应变通过应力重分布逐渐恢复稳定，内管偏心侧其他各处应变均减小，中部应变增大，非偏心侧保持基本不变。

图10 ME-2试件内管偏心侧其他位置及非偏心侧纵向应变Fig.10 Strain fatigue process of the rest of ME-2 inner tube

图11为ME-2试件外管偏心侧与非偏心侧纵向应变示值变化。在整个循环过程中，外管截面应变基本保持稳定，其波动基本由温度波动引起。在110万次循环附近，当灌浆连接段顶端灌浆层产生开裂时，外管纵向应变的变化情况与内管对应位置类似：所有截面在突变时刻应变均有较大幅度增大，而后通过应力重分布截面应变逐渐恢复稳定，偏心侧应变减小，中部应变增大，而非偏心侧应变基本保持稳定。

图11 ME-2外管偏心侧与非偏心侧纵向应变Fig.11 Strain fatigue process of ME-2 outer tube

对ME-2试件灌浆连接段部分的疲劳性能表征进行分析，内管顶部偏心侧在110万次循环附近出现了脆性断裂，突然的灌浆层断裂引起了灌浆连接段所有截面的应变增大，而后各截面进行了应力重分布，偏心侧除顶端外其余应变减小，中部应变增大，非偏心侧基本保持不变。

2.3 荷载偏心的影响

ME-2试件的加载偏心率为0.4，LE-2的加载偏心率为0.2，与同样荷载幅的试件A-2进行对比，可以分析偏心率对灌浆连接段疲劳破坏的影响。A-2试件、LE-2试件和ME-2试件在25%Pu荷载加载状态下，都还处于弹性状态，因此取最大加载状态即25%Pu静力加载状态进行三个试件各位置应变绝对值的比较。同时，由于LE-2与ME-2同为偏心加载，偏心侧较非偏心侧应力明显较大，因此本节中只对偏心侧应力进行比较。

图12为LE-2、ME-2试件偏心侧与A-2试件在内管相同位置纵向应变的比较，横坐标为应变值，纵坐标为应变片与内管顶端的距离。首先，三处应变值均为由上到下逐渐减小，内管上部应变最大。其次，灌浆连接段顶部到第一个剪力键处应变值变化较大，其后应变变化较小。这也是内管顶部容易出现疲劳损伤的原因。最后，随着荷载偏心率的增大，内管偏心侧各截面纵向应变均不断变大：偏心率为0.2时，内管顶部纵向应变由-518 με增大到-855 με，增大约65.1%；偏心率为0.4时，内管顶部纵向应变由-518 με增大到-1 612 με，增大约211.2%。可以说，偏心率对灌浆连接段内管纵向应变的影响不可忽略，且偏心率越大，内管纵向应变增大幅度越来越大。

图12 LE-2、ME-2试件偏心侧与A-2试件同位置内管纵向应变对照Fig.12 Comparison of the longitudinal strain of the inner tube on the eccentric side of LE-2 and ME-2 and the same position of A-2

图13为LE-2、ME-2试件偏心侧与A-2试件在外管相同位置纵向应变的比较。可以发现，外管底部纵向应变大于顶部，且各个剪力键区间变化较为均匀。随着偏心率的增大，外管纵向应变不断增大：偏心率为0.2时，外管底部应变从-333 με增大到-491 με，增大约47.4%；偏心率为0.4时，外管底部应变从-333 με增大到-625με，增大约87.7%。因此，在疲劳荷载幅值不变的情况下，荷载偏心对外管纵向应变影响较大。

图13 LE-2、ME-2试件偏心侧与A-2试件同位置外管纵向应变对照Fig.13 Comparison of the longitudinal strain of the outer tube on the eccentric side of LE-2 and ME-2 and the same position of A-2

3 结 论

本文通过三个1：8缩尺试件的轴向疲劳试验研究不同荷载幅下灌浆连接段的疲劳性能，通过分析试验结果，可得到如下主要结论：

（1） 静载试验中，试件破坏模式为内外钢管的鼓曲破坏，顶部灌浆层表层有碎屑挤出；灌浆连接段试件荷载-位移曲线表现出较好的延性；内管顶部受力较底部大，外管底部受力较顶部大，且随着荷载的增大，这种差异越发明显。

（2） 疲劳循环中的多次静载过程的结果表明，在200万次疲劳荷载循环过后，A-1—A-3三组轴心受压试件的应变并未出现明显的增大，荷载应变曲线斜率也没有出现明显变化，说明灌浆连接段整体力学性能未出现明显退化。

（3） 对于35%Pu荷载上限的试件A-3，约150万次疲劳循环处，在内管第一个剪力键附近出现了灌浆层破损甚至开裂的应变表征，在此之后，该处应变没有继续增大，而是保持此应变值一直到200万次疲劳结束。因此，可以认为，在发生了灌浆层开裂后，灌浆连接段的应力进行了重分布，且在重分布后获得了新的稳定状态。

（4） 对LE-2、ME-2试件偏心侧与A-2试件进行对比可以发现，在偏心率为0.2和0.4时，内管顶部应变分别增大了65.1%和211.2%，外管底部应变分别增大了47.4%和87.7%，并且在偏心率0.4的ME-2试件顶部出现多条裂缝。这说明导管架式灌浆连接段在引入偏心疲劳荷载后，会发生灌浆层的突然断裂，因此当结构设计中计算偏心率大于0.2时，应引起设计工程师的注意。