焦國洋， 周 雷， 石 湘， 房 凱

(1.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100； 2.海洋石油工程股份有限公司設(shè)計公司，天津 塘沽 300452)

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍大尺寸模型的承載性能測試?

焦國洋1， 周 雷2， 石 湘1， 房 凱2

(1.中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100； 2.海洋石油工程股份有限公司設(shè)計公司，天津 塘沽 300452)

為了推進(jìn)膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍技術(shù)的工程應(yīng)用，本文進(jìn)行了大尺寸卡箍模型的承載性能測試分析，主要通過內(nèi)管表面多點的應(yīng)變測試來分析灌漿環(huán)內(nèi)表面的膨脹壓力分布，通過測試螺栓拉力來分析灌漿環(huán)外表面的平均膨脹壓力，最后利用“推出法”測定卡箍的滑動承載力，并結(jié)合膨脹壓力分布情況進(jìn)行分析。試驗結(jié)果表明：灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力在各個斷面的分布是一樣的，但斷面不同位置膨脹壓力的分布不均勻。由于灌漿環(huán)頂部存在空隙，造成了底部膨脹壓力最大，兩側(cè)的壓力較小，頂部是負(fù)壓力。由螺栓拉力測試的灌漿環(huán)外表面平均膨脹壓力理論推導(dǎo)出的內(nèi)表面膨脹壓力可以看出，內(nèi)表面底部測試的膨脹壓力比較符合推導(dǎo)值，側(cè)部膨脹壓力則偏小。滑動承載力測試時內(nèi)管表面應(yīng)變的數(shù)值大小也證實了膨脹壓力的不均勻分布情況。另外該類型卡箍可以在灌漿后短時間(3～4 d)內(nèi)形成承載能力。

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍； 大尺寸模型； 膨脹壓力； 滑動承載力； 推出法

今后10 a國內(nèi)將有大量的導(dǎo)管架平臺進(jìn)入老齡服役期，以及相當(dāng)比例的水下油氣管道已接近設(shè)計使用年限，水下管件的維修加固面臨著迫切的需求。自應(yīng)力灌漿卡箍修復(fù)技術(shù)以其滑動承載力高、允許制造公差大等優(yōu)點在國外已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用[1]，但是國內(nèi)的工程應(yīng)用卻很少，其中對“渤海八號”平臺的受損桿件做過非自應(yīng)力灌漿卡箍的維修加固工作[2],2008年在惠州油田120 m水深海底管道搶修中使用了類似卡箍的封堵夾具[3]，趙兵杰等對海底油氣管道的卡箍夾具進(jìn)行了總結(jié)[4]，但總體講國內(nèi)對自應(yīng)力灌漿卡箍技術(shù)研究較少。國內(nèi)特性水泥的應(yīng)用發(fā)展迅速，楊彬、石湘等提出了膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的應(yīng)用[5]，該類型卡箍是在水泥漿中摻入大比例的高效膨脹劑，利用水泥漿硬化后水泥與膨脹劑繼續(xù)水化產(chǎn)生膨脹變形，利用膨脹受限原理來產(chǎn)生自應(yīng)力，這一技術(shù)提高了卡箍安裝的工作效率，節(jié)省了再次租用工程船張緊卡箍螺栓的施工過程。針對這種膨脹式灌漿卡箍石湘等確定了最優(yōu)的膨脹劑類型、摻量范圍和水泥漿成分配比[6]，驗證了它的長期承載性能[7]，并基于自應(yīng)力建立機(jī)制的不同提出了一種短螺栓結(jié)構(gòu)[8]。自應(yīng)力灌漿卡箍的承載性能主要是指卡箍膨脹壓力和滑動承載力性能指標(biāo)，因為承載力與灌漿環(huán)施加于受損內(nèi)管表面的壓力成正比，因此研究卡箍灌漿環(huán)與鋼結(jié)構(gòu)之間的膨脹壓力具有重要意義，但是膨脹水泥在三向受壓下產(chǎn)生壓力的測量一直是一個難點，楊彬等提出了一種直接測量受損內(nèi)管外表面應(yīng)變的試驗方法，同時通過測量卡箍螺栓的伸長間接測量了膨脹水泥環(huán)對受損管產(chǎn)生的平均壓力[5]。而基于短螺栓結(jié)構(gòu)膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的試驗數(shù)據(jù)有限，并且都是采用小尺寸模型試驗，沒有對實際的大尺寸卡箍模型做過多點測試研究。為了推進(jìn)這種卡箍技術(shù)向?qū)嶋H工程的應(yīng)用，研究實際尺寸的卡箍承載性能，本文進(jìn)行了大尺寸短螺栓結(jié)構(gòu)卡箍模型試驗，在內(nèi)管2個斷面上進(jìn)行多點測試應(yīng)變并結(jié)合螺栓拉力測試方法，測量膨脹灌漿環(huán)內(nèi)外表面的膨脹壓力，并利用“推出法”測試卡箍滑動承載力，從而為該類型卡箍的應(yīng)用提供試驗依據(jù)。

1 大尺寸膨脹式灌漿卡箍承載性能測試方案

下面分別從卡箍模型設(shè)計、膨脹壓力測試及滑動承載力測試3個方面說明測試方案。

1.1 大尺寸卡箍模型設(shè)計

大尺寸卡箍模型如圖1、2所示，模擬海洋平臺損傷構(gòu)件的內(nèi)管尺寸為φ406×12 mm,長度為840 mm；卡箍鞍板為φ508×12 mm，長度為740 mm。

兩側(cè)法蘭板均布6對螺栓，共12個M20螺栓；灌漿環(huán)厚度39 mm；進(jìn)漿口位于卡箍底部，出漿口位于卡箍頂部。

圖1 卡箍模型結(jié)構(gòu)斷面圖及應(yīng)變化位置

圖2 卡箍模型結(jié)構(gòu)剖面圖及應(yīng)變化位置

灌漿所采用的水泥漿配合比如表1所示，水泥為山水牌PO42.5水泥，在水泥中摻入15%的膨脹劑，為石家莊市功能材料有限公司的全補(bǔ)償型混凝土膨脹劑FEA100，該膨脹劑能夠有效提高灌漿的耐久性和密實性[9]，水灰比定為0.45。

表1 水泥漿成分表

由于測試中需加設(shè)卡箍螺栓拉力的傳感器，考慮到該傳感器不防水，整個灌漿和養(yǎng)護(hù)過程將在陸上進(jìn)行。灌漿前要測試卡箍的密封性也叫“試水試驗”，灌漿前還要先測進(jìn)漿口的水泥漿密度，待出漿口流出一定時間的漿體后，測量出漿口的水泥漿密度，當(dāng)兩處水泥漿的密度相等時卡箍灌漿完成，將進(jìn)漿口、出漿口密封好然后在空氣中養(yǎng)護(hù)28 d。

1.2 灌漿環(huán)內(nèi)表面和外表面膨脹壓力的測試

灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力即內(nèi)管表面膨脹壓力是膨脹式灌漿卡箍的一個重要性能指標(biāo)，通過在內(nèi)管表面粘貼應(yīng)變片，測量內(nèi)管受到膨脹壓力作用發(fā)生的變形，可以計算出膨脹壓力。

通過測量內(nèi)管表面不同位置點上的膨脹壓力值可以分析出壓力的分布情況。測試中每個位置點利用防水應(yīng)變片并與溫度補(bǔ)償片組成半橋電路分別測量軸向和環(huán)向應(yīng)變。采用日本東京測器研究所WFCA-3-11防水應(yīng)變花，溫度補(bǔ)償可以很好地補(bǔ)償溫度對測試的影響，但是需要注意測試數(shù)據(jù)會受到垂直于應(yīng)變片表面法向壓力的影響，因此在應(yīng)變片上方粘接聚乙烯圓形防護(hù)罩來消除法向壓力的影響[5]。

圖3 內(nèi)管表面應(yīng)變化位置及測點編號

應(yīng)變片分布位置如圖1、2和3所示，共測試了1-1和2-2兩個斷面膨脹壓力分布，2個斷面相距220 mm,測點編號分別為1～4和5～8。在內(nèi)管的末端3-3斷面黏貼對應(yīng)1-1和2-2測點的溫度補(bǔ)償片。每個應(yīng)變花由環(huán)向和軸向2個應(yīng)變片組成。

灌漿環(huán)外表面膨脹壓力通過測試螺栓拉力來完成。采用4個螺栓拉力傳感器，用來測試螺栓拉力的建立過程從而間接測量灌漿環(huán)外表面平均膨脹壓力?？ü垦b配時按照對角順序依次把12枚螺栓預(yù)緊扭矩加載到60 Nm，此時901#傳感器對應(yīng)21.04 kN預(yù)緊力值，902#對應(yīng)22.66 kN預(yù)緊力值。灌漿完畢后將卡箍置于溫度變化不大的室內(nèi)環(huán)境中養(yǎng)護(hù)。在整個養(yǎng)護(hù)過程中利用德國Imc集成測控有限公司的CRONOS-PL16型動態(tài)數(shù)字采集儀在線測試應(yīng)變、溫度以及螺栓拉力傳感器數(shù)據(jù)，測試情況如圖4所示。

圖4 卡箍模型養(yǎng)護(hù)期間的測試情況

1.3 滑動承載力的測試方法

自應(yīng)力灌漿卡箍的滑動承載力由灌漿環(huán)與受損管件界面間的化學(xué)粘結(jié)力及摩擦力兩部分組成[10]，其中摩擦力與界面上的自應(yīng)力(壓力)成正比關(guān)系。

圖5 萬能試驗機(jī)測試卡箍滑動承載力

2 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍承載性能的理論公式

2.1 膨脹壓力的計算

通過內(nèi)管表面黏貼應(yīng)變片測量膨脹壓力所導(dǎo)致的內(nèi)管外表面測點的環(huán)向應(yīng)變和軸向應(yīng)變，帶入(1)式中可以求解出受損內(nèi)管外表面的環(huán)向應(yīng)力如下：

(1)

式中：σ1為內(nèi)管的外表面環(huán)向應(yīng)力；ε1為應(yīng)變片測得的環(huán)向應(yīng)變；ε3為應(yīng)變片測得的軸向應(yīng)變；Es，μs分別為鋼材的彈性模量(206 GPa)與泊松比(0.3)。

基于內(nèi)管表面環(huán)向應(yīng)力值就可計算灌漿環(huán)對內(nèi)管的壓力，此處假設(shè)內(nèi)管表面的環(huán)向應(yīng)力沿管壁是均布的，可以根據(jù)平衡條件求解出水泥漿固化膨脹對受損內(nèi)管的壓力即灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力P為：

(2)

式中：R為內(nèi)管外半徑；t為內(nèi)管壁厚。

以卡箍鞍板為對象，根據(jù)受力平衡條件，即總螺栓拉力與灌漿環(huán)/卡箍鞍板界面的壓力平衡。整理受力平衡方程可得(3)式求灌漿環(huán)/卡箍鞍板界面的壓力即灌漿環(huán)外表面膨脹壓力P0：

(3)

式中：N為卡箍的螺栓總數(shù)；F為單個螺栓負(fù)載；R0為灌漿環(huán)的外半徑(即卡箍鞍板的內(nèi)半徑)；L為受損內(nèi)管與灌漿環(huán)接觸部分的長度。

2.2 灌漿環(huán)內(nèi)外表面膨脹壓力間的平衡關(guān)系

為了分析灌漿環(huán)內(nèi)外表面膨脹壓力間的關(guān)系采用了平面應(yīng)變問題假設(shè)，如圖6所示。

圖6 卡箍灌漿環(huán)與內(nèi)管平均壓力分布

得到灌漿環(huán)外表面膨脹壓力P0后，把灌漿環(huán)與受損內(nèi)管單元進(jìn)行如圖6所示的等效受力分解，依據(jù)應(yīng)變的邊界條件和平衡條件整理出如(4)式所示的灌漿水泥環(huán)與受損內(nèi)管的應(yīng)變等效關(guān)系[11]，即在內(nèi)管與灌漿環(huán)的交界面處，內(nèi)管外表面在P作用下的應(yīng)變與灌漿環(huán)內(nèi)表面在P和P0共同作用下的應(yīng)變是相等的，通過帶入相關(guān)已知量，求解(4)式即可得到灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力P。

εsteel(P,R)=εgrout(P0,R)+εgrout(P,R)，

(4)

式中：

P=λP0，

(5)

式中λ為灌漿環(huán)的壓力傳遞系數(shù)。

2.3 滑動承載力的計算

假定滑動應(yīng)力沿灌漿環(huán)與受損內(nèi)管的外表面均勻分布，則由(6)式可計算出卡箍的滑動應(yīng)力Ps為：

(6)

式中：Fs為試驗測得的卡箍滑動承載力；D為受損內(nèi)管的外徑。

3 試驗測試結(jié)果及分析

3.1 內(nèi)管表面的膨脹壓力的測試

本實驗在內(nèi)管上進(jìn)行了2個斷面的多點測試，取1-1斷面各測點位置數(shù)據(jù)分析應(yīng)變?nèi)鐖D7所示,溫度變化曲線見圖8。

((a)測點1應(yīng)變變化 Strain change of position 1 (b)測點2應(yīng)變變化Strain change of position 2 (c)測點3應(yīng)變變化 Strain change of position 3 (d)測點4應(yīng)變變化 Strain change of position 4)

圖7 斷面1-1各測點21天應(yīng)變變化

Fig.7 The strain changes of each position in the 1-1 section during the 21 days

圖8 測試期間溫度變化曲線

通過圖7可以看到內(nèi)管表面不同位置測點的應(yīng)變變化，各測點軸向都為拉應(yīng)變，環(huán)向一般為壓應(yīng)變，但在測點1(上部)位置為拉應(yīng)變(9.3 με)。由于采用了半橋溫度補(bǔ)償貼片，各測點應(yīng)變受溫度變化的影響較小。

通過圖8可以看出測試期間21d的溫度變化較小,變化范圍在正負(fù)3 ℃之間。

圖9可以看出卡箍內(nèi)管表面相同位置不同斷面上膨脹壓力即灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力是相近的，而不同位置的膨脹壓力差別比較大，其中底部(測點3、7)膨脹壓力最大，側(cè)部位置(測點2、6)較小，頂部(測點1、5)為負(fù)壓力。

圖9 2個斷面相同位置測點的膨脹壓力比較

位置編號Positionnumber軸向應(yīng)變Axialstrainchange/με環(huán)向應(yīng)變Hoopstrainchange/με膨脹壓力PExpansivepressure/MPa147．29．3010．314224．42-58．63-0．687312．56-125．6-1．630418．6-67．43-0．828548．8317．90．436612．09-73．48-0．935728．37-110．9-1．37830．69-62．09-0．708

由表2分析可知，內(nèi)管表面的壓力并不是均勻分布的，不同位置測點的膨脹壓力有一定的分布規(guī)律，1-1與2-2斷面各對應(yīng)位置的壓力數(shù)值是相當(dāng)?shù)模绻麅H僅研究一個斷面，很難說明膨脹壓力在卡箍內(nèi)部的分布規(guī)律，因此采取了2個斷面進(jìn)行論證，結(jié)果說明這2個斷面反饋的分布規(guī)律結(jié)果是一致的，試驗數(shù)據(jù)是相近的。表2說明(第21天最后數(shù)值)底部膨脹壓力最大，兩側(cè)的壓力較小，頂部甚至是負(fù)壓力，試驗后進(jìn)行卡箍拆解發(fā)現(xiàn)頂部有2 mm厚度的1/3面積空隙，如圖10所示斷面，分析原因有以下幾點：

(1)灌漿工藝不完善，未能把水徹底排凈，水的的密度輕于灌漿，在重力作用下水處于頂端；

(2)灌漿固化過程中的泌水和自收縮作用。

圖10 灌漿環(huán)缺陷斷面示意

這樣在卡箍水平方向上兩側(cè)的灌漿由于頂部空隙的存在處于較差受壓狀態(tài)，而底部的灌漿由于周圍的漿體都比較好所以是較好的受壓狀態(tài)，因此底部的膨脹壓力要較兩側(cè)的灌漿高一些。同時內(nèi)管下半部分受壓造成上部凸起，使得測試的頂部位置是負(fù)壓力。

3.2 灌漿環(huán)外表面的膨脹壓力測試

由螺栓拉力的測試可以分析灌漿環(huán)外表面的膨脹壓力。螺栓拉力的建立過程如圖11所示。由于螺栓設(shè)定了一定的預(yù)緊力22 kN，所以膨脹壓力需先克服這個預(yù)緊力才會使螺栓拉力持續(xù)增加。

圖11 螺栓拉力的測試結(jié)果

通過圖11可以看到螺栓拉力在灌漿后首日的增長率最快，基本在第三天到第四天膨脹力趨于穩(wěn)定，表3數(shù)據(jù)也反映同樣結(jié)論，實際工程中膨脹壓力的快速建

表3 螺栓拉力測試結(jié)果

立可使卡箍快速形成承載力。901#與902#傳感器的拉力測定結(jié)果有一些相差，這主要是由于卡箍自身結(jié)構(gòu)使得膨脹壓力建立過程中螺栓的載荷分擔(dān)不同造成的。

對于灌漿環(huán)外表面的膨脹壓力計算，由表3取螺栓拉力傳感器901#和902#的第21天的螺栓拉力均值47.5 kN。將試驗測得拉力均值代入公式(3)其中RO取242 mm，L為664 mm，可以計算得到灌漿環(huán)外表面的膨脹壓力P0為1.77 MPa。

3.3 灌漿環(huán)內(nèi)外表面膨脹壓力關(guān)系的分析

由于灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力測試是通過各測點測得的，外表面是通過螺栓拉力間接測量平均膨脹壓力，因此需要計算各測點平均壓力，表4數(shù)據(jù)是2個斷面相同位置測點的平均內(nèi)表面膨脹壓力，頂部均值取兩個斷面頂部測點1、5位置的壓力均值，側(cè)部均值取側(cè)部測點2、4、6、8位置的壓力均值，底部是3、7位置的壓力均值。

表4 2個斷面相同位置測點的平均內(nèi)表面膨脹壓力

根據(jù)公式(4)分析灌漿環(huán)內(nèi)表面壓力P與灌漿環(huán)外表面壓力P0的理論關(guān)系，帶入相關(guān)數(shù)據(jù)，式中：ES為鋼材的彈性模量，取206 GPa；μS為鋼材的泊松比，取0.3；Eg為膨脹水泥的彈性模量13.48 GPa；μg為膨脹水泥的泊松比，取0.2。大卡箍尺寸：R1為內(nèi)管內(nèi)半徑=191 mm，R為內(nèi)管外半徑=203 mm，R0為卡箍鞍板的半徑=242 mm。將各半徑尺寸及材料數(shù)據(jù)代入(4)式進(jìn)行整理可得公式(5)的壓力傳遞系數(shù)λ為0.963 5：

P=0.9635P0。

(7)

根據(jù)以上關(guān)系式，帶入螺栓拉力測試計算得的外表面膨脹力P0為1.77 MPa，計算可得內(nèi)表面壓力P為1.71 MPa。

由應(yīng)變片測得灌漿環(huán)內(nèi)表面壓力P相比較，與底部壓力均值1.50 MPa較為接近，側(cè)部壓力值0.789 MPa較小，說明底部漿體密實均勻三向受壓，因此膨脹力建立較充分與假設(shè)環(huán)向均勻受壓的理論公式計算結(jié)果較符合。

3.4 滑動承載力測試

試驗開始前，應(yīng)變片調(diào)零，試驗機(jī)加載速度設(shè)為0.05 mm/s，然后開始加載，直到卡箍內(nèi)管與灌漿突然脫離(圖5所示)。從加載到滑脫，承載力與位移曲線如圖12所示。

根據(jù)滑動承載力公式(6)，帶入相關(guān)已知量，其中D為卡箍試件灌漿環(huán)的內(nèi)徑(2R)=406 mm，L為內(nèi)管拉伸時滑動的接觸長度=664 mm，根據(jù)圖12可知FS取本實驗最大滑動承載力=1376 kN，計算可得自應(yīng)力卡箍滑動應(yīng)力為1.63 MPa。這一測試值相對小尺寸模型試驗測試值要小一些[8],分析原因是由于大尺寸卡箍鞍板及內(nèi)管較小尺寸同類型卡箍結(jié)構(gòu)及內(nèi)管的厚徑比要小，因此在膨脹壓力建立過程中大尺寸卡箍模型結(jié)構(gòu)更容易產(chǎn)生膨脹變形，損失部分膨脹壓力，從而造成滑動應(yīng)力較小。

圖12 卡箍滑動承載力測試的承載力-位移曲線

在整個推出試驗加載的過程中，內(nèi)管軸向受壓，由于受到水泥漿的黏結(jié)作用和摩擦作用，豎向位移受限，因而有環(huán)向受拉的作用力。圖13是斷面2-2不同位置測點在推出試驗中的應(yīng)變曲線，分析可知，底部測點位置7環(huán)向應(yīng)變最大，側(cè)部位置6應(yīng)變較小，頂部測點5應(yīng)變最小幾乎為零。

((a)測點5應(yīng)變曲線 Strain changes on Position 5;(b)測點6應(yīng)變曲線 Strain changes on Position 6;(c)測點7應(yīng)變曲線 Strain changes on Position 7)

圖13 斷面2-2不同位置測點在推出試驗中的應(yīng)變曲線

對應(yīng)圖13中的應(yīng)變即斷面2-2不同位置的應(yīng)變值和表5中的數(shù)據(jù)，可以看出底部的應(yīng)變較側(cè)部和頂部位置的應(yīng)變大許多，這進(jìn)一步說明是由于頂部空隙，灌漿與內(nèi)管并不能形成有效接觸，形成的黏結(jié)應(yīng)力和摩擦力有限，而底部灌漿充分，受壓狀態(tài)較好使得與內(nèi)管的粘結(jié)力較強(qiáng)，分擔(dān)的滑動載荷就大。另外底部測點滑脫前最大軸向應(yīng)變達(dá)到500 με。

4 結(jié)語

本文對大尺寸膨脹式灌漿卡箍模型的承載性能進(jìn)行了測試，主要測試了灌漿環(huán)內(nèi)外表面膨脹壓力的建立過程并與理論關(guān)系進(jìn)行了對比，另外測試了卡箍滑動承載力。試驗結(jié)論總結(jié)如下：

(1)灌漿環(huán)內(nèi)表面膨脹壓力在各個斷面分布是一樣的但斷面不同位置膨脹壓力分布不均勻；

(2)灌漿環(huán)底部膨脹壓力最大，兩側(cè)較小，頂部負(fù)壓力，分析原因主要是灌漿頂部存在空隙造成的；

(3)在滑動承載力測試的過程中也證實了膨脹壓力的不均勻分布；

(4)通過灌漿環(huán)內(nèi)表面的膨脹壓力和螺栓拉力的21天測試可以發(fā)現(xiàn)，膨脹式灌漿卡箍可以在3到4天就建立穩(wěn)定的膨脹壓力而使卡箍形成承載力。

本文的大尺寸模型試驗可為膨脹式灌漿卡箍的工程應(yīng)用提供一定的試驗依據(jù)和改進(jìn)方向。

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責(zé)任編輯 陳呈超

Capacity Performance of Large Scale Model of Expansive Stressed Grouted Clamp

JIAO Guo-Yang1, ZHOU Lei2, SHI Xiang1, FANG Kai2

(1.College of Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100， China; 2.Engineering Company, Offshore Oil Engineering Co Ltd., Tanggu 300452， China)

Expansive stressed grouted clamp as an effective maintenance technology improves the installation efficiency of the traditional self-stressed grouted clamp. In order to promote the engineering application of expansive stressed grouted clamp, the capacity performance of a large scale clamp model has been tested and analyzed. The distribution of expansive pressure at the different section of grout annulus is tested as well as the slip capacity. Mainly the distribution of expansive pressure at the inner surface of grout annulus is analyzed by multipoint strain measurement on the surface of inner tube. At the same time the average expansive pressure at grout outside surface is analyzed through the bolt tensile force measurement. Finally the push-out method is adopted to test the slip capacity of clamp, combined the analyses by the distribution of expansive pressure as well. And the expansive pressures are verified by the theoretical values. Experimental results show that the distribution of expansive pressure at the inner surface of grout annulus in each section of the tube is the same, but uneven at different position of the same section. Because there is a gap existing at the top of the grout annulus, the expansive pressure is the largest at the bottom, smaller at side position and even negative pressure at the top position. From the average expansive pressure on the inner surface of grout annulus, which is deduced theoretically from the outside surface average expansive pressure tested by bolt tensile force, we could find out that the bottom expansive pressure on the inner surface from measurement is close to the average expansive pressure value deduced, however the side expansive pressure is smaller than the average. Furthermore through slip capacity test the stain changes on the tube surface are also found to confirm the conclusion of uneven distribution of expansive pressure. At last, this type of clamp could form the slip capacity at very short time (about 3 to 4 days). The distribution of expansive pressure of large scale clamp model is tested as well as its process of establishing, which can provide valuable test data for the clamp installation application. The design ideas and methods summarized in this paper for expansive stressed grouted clamp can provide effective technical reference for the engineering application in the future.

expansive stressed grouted clamp； large scale model； expansive pressure； slip capacity; push-out test

山東省科技發(fā)展計劃項目(2012GHY11523)；中國海洋石油總公司科技項目(CNOOC-KJ125ZDXM05GC00GC2014-02)資助 Supported by Technology Development Project of Shandong Province (2012GHY11523) and Scientific Research Project of CNOOC (KJ125ZDXM05GC00GC2014-02

2014-11-10；

2015-07-12

焦國洋(1988-)，男，碩士生。E-mail:jiaoismyname@163.com

P742

A

1672-5174(2017)01-111-08

10.16441/j.cnki.hdxb.20140238

焦國洋， 周雷， 石湘， 等. 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍大尺寸模型的承載性能測試[J]. 中國海洋大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2017, 47(1): 111-118.

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