陳 濤，張持海，趙 淇，王 銜，元國凱，劉晉超

（1. 同濟大學建筑工程系，上海 200092；2. 中國能源建設(shè)集團廣東省電力設(shè)計研究院有限公司，廣東 廣州 510663）

0 引 言

對于灌漿連接段的靜力性能，國內(nèi)外相關(guān)學者已開展大量研究。BILLINGTON等[1-2]對軸向荷載灌漿連接段承載力的影響因素進行大量試驗研究，提出灌漿連接段受軸向荷載的承載力經(jīng)驗公式；丹麥的Aalborg大學[3]和德國的Hannover Leibniz大學[4]進行灌漿連接段的靜力抗彎加載試驗，試驗結(jié)果表明，有剪力鍵的灌漿連接段鋼管縱向應(yīng)力分布較為平緩，剪力鍵的設(shè)置更有助于灌漿連接段傳遞彎矩；LOTSBERG等[5]從理論上分析灌漿連接段的承載力機理，提出適用于設(shè)計的計算公式；陳濤等[6]對灌漿連接段在軸力和彎矩共同作用下的壓彎力學性能進行單調(diào)試驗研究，發(fā)現(xiàn)灌漿連接段試件在壓彎荷載作用下仍具有良好的延性和較強的承載力；趙淇等[7]對壓彎設(shè)計荷載作用下幾何參數(shù)對灌漿連接段力學性能的影響進行分析研究；王震等[8]對膨脹混凝土的灌漿套筒的力學性能進行研究；王榕[9]對某油田固定平臺進行各種工況組合下的模擬計算，分析比較灌漿樁腿和非灌漿樁腿的優(yōu)劣。

海上風電塔在使用期間可能會受到地震荷載的作用，因此需研究分析灌漿連接段在低周反復(fù)荷載作用下的受力性能。對于與灌漿連接段類似的鋼管混凝土柱，已有許多學者對其抗震性能進行深入研究。韓林海等[10]對圓鋼管混凝土壓彎構(gòu)件荷載-位移滯回性能進行深入分析；呂西林等[11]對反復(fù)荷載作用下方鋼管混凝土柱的抗震性能進行試驗研究；黃一杰等[12]對鋼管再生混凝土柱抗震性能進行研究分析并改進損傷評估模型；林震宇等[13]對L形鋼管混凝土柱在低周反復(fù)荷載作用下的滯回性能進行全過程分析；聶建國等[14]對鋼管混凝土柱在純扭和壓扭荷載下的抗震性能進行深入研究；仲偉秋等[15]對灌漿連接段在軸向低周反復(fù)荷載作用下的力學性能進行研究。

通常進行低周反復(fù)加載試驗是為了確定構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力特征。由于試件加載的荷載-位移關(guān)系反映整個加載過程中試件強度、剛度和耗能能力的變化，且試驗過程中可細致觀察構(gòu)件的損傷破壞機理，因此本文設(shè)計3個不同軸壓比的縮尺灌漿連接段試件并對其進行低周反復(fù)加載，基于試驗結(jié)果對灌漿連接段在低周反復(fù)荷載作用下的承載能力、變形能力、耗能能力、剛度和強度退化及破壞機制進行深入研究，為實際工程中灌漿連接段的抗震設(shè)計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

此次試驗設(shè)計3個不同軸壓比的試件。灌漿連接段試件整體尺寸及剪力鍵的細部尺寸見圖1，其中：外管直徑Dp=550mm，外管壁厚tp=13mm；內(nèi)管直徑Ds=450mm，內(nèi)管壁厚ts=13mm；灌漿層厚度tg=37mm，灌漿段長度Lg=800mm；剪力鍵間距s=180mm，剪力鍵高度h=6mm。試件的編號與軸壓比設(shè)計見表1，其中試件的軸壓比定義為灌漿連接段上施加的軸向荷載與內(nèi)鋼管屈服時軸向荷載的比值。

1.2 材料性能試驗

灌漿材料性能試驗方法參考BSEN 12390-3: 2009[16]和《普通混凝土力學性能試驗方法》[17]。共制作3組不同尺寸的漿體試塊，分別為φ150mm×300mm 圓柱體試塊，75mm×75mm×75mm 立方體試塊和150mm×150mm×150mm立方體試塊。灌漿料材料性能試驗結(jié)果見表2。在制作灌漿連接段鋼管部分時，預(yù)留4個標準尺寸試件，根據(jù)《金屬材料室內(nèi)拉伸試驗方法》[18]進行鋼材的材料性能試驗，試驗結(jié)果見表3。

1.3 試件加載

試驗加載裝置采用同濟大學 10000kN大型試驗機，利用分離式液壓千斤頂配合反力支架進行豎向和水平向的加載。試件底座與試驗機底板采用螺栓連接。加載裝置見圖2。

試驗采用力-位移混合控制加載制度（見圖3）。試件屈服前采用荷載控制，分別以屈服荷載Py的0.25倍、0.50倍、0.75倍和1.00倍循環(huán)加載一周；試件屈服后采用位移控制加載，以達到屈服荷載Py時試件頂部位移計測得的水平位移值作為屈服位移Δy，每級屈服位移往復(fù)循環(huán)加載3次，每級增加的位移量為屈服位移Δy。加載至試件的承載力至少下降到最大承載力的80%。

常見有機污染物來源于化工、制衣、造紙、涂料等工業(yè)領(lǐng)域，許多有機污染物對動植物有害且不易被降解，甚至會引起癌癥或基因突變。污染處理技術(shù)中的吸附技術(shù)以其工藝簡單、成本低廉和處理高效等而備受青睞。

該試驗認為當試件外鋼管邊緣纖維屈服時，試件即進入屈服狀態(tài)。根據(jù)實測的鋼材材料性能，采用材料力學的方法計算得到試件的屈服荷載（見表4）。

圖1 試件尺寸

表1 試件編號與軸壓比

表2 灌漿料材料性能

圖2 試驗加載裝置

表3 鋼材材料性能

1.4 試驗測量

試驗測量包括荷載測量和位移測量。荷載測量通過試驗機內(nèi)置的傳感器直接讀取并保存。試件的位移測量主要包括灌漿連接段上中下的水平位移、上部鋼管中點的水平位移及端板中點的水平位移的測量。位移測量布置見圖4。

圖3 試驗加載制度

圖4 位移計布置

表4 試件屈服荷載

2 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

從整個試驗過程來看，3根試件的試驗現(xiàn)象和破壞模式基本相似。所有試件的最終破壞模式均為灌漿連接段下部鋼管的鼓屈破壞；在整個加載過程中，灌漿連接段鋼管和灌漿材料的整體性能良好，能保證共同工作。

下面以GC-CYC-1試件為例進行說明。在加載軸向荷載階段，GC-CYC-1試件的鋼管和漿體均未出現(xiàn)明顯變形。在進入水平荷載控制階段之后，灌漿連接段端部θ=0°處及θ=180°處內(nèi)管與漿體接觸面出現(xiàn)開口。在位移加載階段，隨著水平加載位移的增大，端部漿體出現(xiàn)徑向裂縫，從漿體與內(nèi)管接觸面延伸至截面內(nèi)部，試件端部θ=0°處及θ=180°處漿體逐漸發(fā)生破碎，連接段底部鋼管逐漸鼓屈，試驗現(xiàn)象見圖5。

圖5 GC-CYC-1破壞模式

對加載之后的灌漿連接段試件沿加載對稱面剖開，發(fā)現(xiàn)在剪力鍵位置處存在X形的裂縫分布。同樣以GC-CYC-1試件為例進行說明（見圖6）。該裂縫的分布充分說明灌漿連接段的主要傳力方式是依靠內(nèi)管與外管相鄰剪力鍵之間漿體的擠壓作用。由于剪力鍵反復(fù)的拉壓作用，剪力鍵附件漿體被壓成粉末狀。將3根試件的裂縫分布和剪力鍵位置的漿體破壞狀態(tài)表示在圖7中。通過比較可知，灌漿連接段裂縫分布存在先增加后減少的趨勢，漿體破壞程度存在先升高后下降的規(guī)律。原因在于，高軸壓比下鋼管屈服先于漿體開裂，變形集中在鋼管部分，漿體破壞程度反而下降。

圖6 X形裂縫

圖7 漿體裂縫分布

3 試驗數(shù)據(jù)及分析

3.1 滯回曲線分析

所有試件的水平荷載-水平位移滯回曲線見圖8。由圖8可知，灌漿連接段的滯回曲線均呈飽滿的紡錘形，不存在明顯的捏縮效應(yīng)，剛度退化不明顯，說明灌漿連接段具有良好的延性和耗能能力。由構(gòu)件的滯回曲線可知，在反復(fù)加載過程中，隨著位移的增加，構(gòu)件的滯回環(huán)趨于飽滿，表明構(gòu)件的耗能能力隨著位移的增加而提高。

圖8 試件水平載荷-水平位移滯回曲線

3.2 骨架曲線分析

將試件滯回曲線每次循環(huán)的峰值點連接起來，得到試件的骨架曲線（見圖9）。表5為試件骨架曲線特征點實測值，其中，屈服荷載及位移采用Park法[19]確定，極限荷載取峰值承載力下降15%的值，對應(yīng)的位移為極限位移。

表5 骨架曲線特征點

圖9 試件骨架曲線

圖10 Etot與Δa/Δy關(guān)系曲線

綜合圖9和表5可知，隨著軸壓比n的增大，灌漿連接段試件的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載及對應(yīng)的位移均不斷減小。在高軸壓比下的試件加載至峰值承載力之后，連接段底部鋼管鼓屈變形迅速，因此骨架曲線的下降段變陡，極限位移大大減小。這主要是因為軸向力越大，試件的PΔ-效應(yīng)就越顯著，這對試件抵抗低周反復(fù)荷載作用是不利的。

3.3 延性及耗能

灌漿連接段試件的延性系數(shù)μ定義為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值[20]；試件的耗能能力用能量耗散系數(shù)E來衡量。能量耗散系數(shù)E定義為構(gòu)件在一個滯回環(huán)的總能量與構(gòu)件彈性能的比值，其計算式[20]為

式(1)中：SABC和SCDA分別為滯回曲線包圍的陰影面積；SΔOBE和SΔODF為三角形的面積。等效黏滯阻尼系數(shù)he定義[20]為

試件的延性系數(shù)μ及總耗能系數(shù)E匯總于表6中。由表6可知：軸壓比增大，灌漿連接段試件的延性系數(shù)不斷減小，灌漿連接段試件延性變差；軸壓比對能量耗能系數(shù)E的影響較小，軸壓比從0.116增大至0.348，E和he僅減小2.04%。

圖10為不同軸壓比下灌漿連接段試件的總耗能Etot（即所有滯回環(huán)所包圍的面積）與加載進程Δa/Δy之間的關(guān)系。坐標軸縱軸為總耗能Etot，橫軸為累計加載位移Δa與屈服位移Δy的比值。由圖10可知，隨著軸壓比的增大，灌漿連接段耗能能力不斷下降。

表6 延性及耗能指標

3.4 剛度退化與強度退化

根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程JGJ101—1996》[20]，采用環(huán)線剛度Ki計算每個位移等級下試件的剛度值。Ki的計算式為

式(3)中：和分別為第j個位移等級下第i次加載循環(huán)荷載的峰值和其對應(yīng)的位移；n為位移加載循環(huán)次數(shù)。

圖11為灌漿連接段試件剛度退化曲線，其中：縱坐標為試件的環(huán)線剛度Ki；橫坐標為試件的延性比Δ/Δy，定義為各循環(huán)加載位移Δ與屈服位移Δy的比值。由圖11可知，隨著位移等級的增大，試件的環(huán)線剛度有明顯的退化趨勢。比較3個試件的環(huán)向剛度可知，隨著軸壓比的增大，灌漿連接段的剛度也增大。

圖11 灌漿連接段試件剛度退化曲線

在灌漿連接段的低周反復(fù)試驗中觀察到強度的退化。根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程JGJ101—1996》，采用同級荷載退化系數(shù)λi表征試件承載力的降低，即

圖12為同級荷載退化系數(shù)曲線，其中：縱坐標為同級荷載退化系數(shù)λi；橫坐標為試件的延性比Δ/Δy；i值表示循環(huán)的圈數(shù)。由圖12可知，由于連接段底部鋼管屈服，在位移加載至4.0Δy時灌漿連接段出現(xiàn)明顯的同級荷載降低，而此前灌漿連接段的同級荷載強度退化程度并不明顯。

圖12 同級荷載退化系數(shù)曲線

4 結(jié) 語

對一組灌漿連接段試件進行低周反復(fù)加載試驗并對試驗結(jié)果進行分析，得到以下結(jié)論：

1) 灌漿連接段的最終破壞模式為底部鋼管的鼓屈破壞，在鋼管發(fā)生鼓屈破壞之前，灌漿材料已出現(xiàn)不同程度的開裂和壓碎破壞。在低周反復(fù)荷載作用下，漿體出現(xiàn)X形裂縫，多處剪力鍵位置漿體被壓碎。

2) 在低周反復(fù)荷載作用下，軸壓比對灌漿連接段漿體的破壞模式有一定影響。在低軸壓比作用下，灌漿連接段端部的漿體開裂破碎，被擠出鋼管。隨著軸壓比的增大，端部漿體破壞程度明顯下降，僅出現(xiàn)數(shù)條徑向裂縫；同時，漿體對稱截面上的裂縫條數(shù)呈現(xiàn)先增多后減少的趨勢。

3）灌漿連接段的耗能性能良好，灌漿連接段的滯回曲線呈飽滿的錐形。漿體的開裂和剪力鍵位置處漿體的破壞并未引起內(nèi)外鋼管之間的滑移。

4) 軸壓比對灌漿連接段的強度退化、剛度退化和耗能性能有一定影響，隨著軸壓比的增大，這些參數(shù)均呈現(xiàn)減小趨勢。軸壓比對灌漿連接段的能量耗散系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)無顯著影響，軸壓比從0.116增大至0.348，E和he僅減小2.04%。