陳珂，張力，廖侃

（中國能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計研究院有限公司，廣東 廣州 510663）

灌漿連接段將上部風(fēng)機結(jié)構(gòu)的自重和風(fēng)浪荷載傳遞至基礎(chǔ)，是整個支撐結(jié)構(gòu)中至關(guān)重要的連接部件連接段灌漿作業(yè)是鋼管樁沉樁與安裝基礎(chǔ)承前啟后的關(guān)鍵工序，灌漿材料的力學(xué)性能是關(guān)系著海上風(fēng)機是否能穩(wěn)定運行重要因素。連接段中的高強灌漿料將處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，現(xiàn)有的剪切鍵設(shè)計方法將導(dǎo)致灌漿料產(chǎn)生不同的破壞模式，進(jìn)而影響灌漿連接段的承載力。此外，當(dāng)灌漿連接段浸沒于水中時，液體將會滲入灌漿體中的裂縫中，影響連接段長期性能。

為保證灌漿連接段的安全性，需要探明其受力機理。本文回顧了灌漿連接段的研究歷程，這有利于完善現(xiàn)有設(shè)計體系，找到發(fā)展方向。

1 灌漿材料

隨著海上風(fēng)電行業(yè)的迅猛發(fā)展，對灌漿材料的要求也愈發(fā)嚴(yán)苛，目前采用的高強灌漿材料抗壓強度一般在110 MPa以上，未來隨著深海風(fēng)電的逐步開展，風(fēng)電機組功率越來越大，對灌漿料的要求將會越來越高，不僅僅在強度上也會體現(xiàn)在其他的相關(guān)性能。針對海上風(fēng)機基礎(chǔ)灌漿的特殊受力性能及施工條件, 高強灌漿料需要具備流動性好、早期強度快、最終強度高、抗疲勞性能好等特點[1]。高強灌漿材料通常是水泥基材料，與水混合后形成均勻、可流動且可泵送的灌漿料，凝固后內(nèi)部是致密的。主要依靠由高強灌漿料中的細(xì)骨料（特殊級配及材料）、水泥基及其他添加劑組成的整體來承受外部荷載，因而具有極高的早期強度、最終強度與彈性模量。高強灌漿材料與混凝土的物理力學(xué)性能比較相似，在測定抗壓強度的標(biāo)準(zhǔn)試件尺寸上，各個規(guī)范的要求不一致，這樣就存在尺寸效應(yīng)，從研究角度考慮，可采用邊長75 mm的立方體試件作為高強灌漿材料的標(biāo)準(zhǔn)試件[2]?？箟簭姸戎苯佑绊懝酀{連接段的軸壓承載力，考慮海上風(fēng)電施工條件苛刻特點，對灌漿材料的 1 d 強度（早強）與 28 d 強度（最終強度）要求很高。同時，對應(yīng)于目前岸上工程所常提及的高性能混凝土，在是否添加鋼纖維上也存在區(qū)別。

灌漿連接段作為傳遞荷載的一個關(guān)鍵部位，不僅傳遞了豎向載荷，還要傳遞巨大的彎矩，抗折強度fcf表示的是灌漿材料在承受彎矩時的極限折斷應(yīng)力，又稱抗彎強度。我國水運工程混凝土試驗規(guī)程規(guī)定混凝土抗折強度是以 150 mm×150 mm×550 mm 的梁式試件，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下達(dá)到規(guī)定齡期后（28 d）試驗測定。

海上風(fēng)機在服役期間承受外部荷載循環(huán)次數(shù)多達(dá)108～109次，因此灌漿材料的疲勞性能是一個關(guān)鍵性能。目前對于灌漿材料疲勞性能的試驗研究非常有限，丹麥奧爾堡大學(xué)學(xué)者S?rensen[3]采用直徑60 mm、高120 mm圓柱體試件研究灌漿材料疲勞性能。試驗荷載幅值分為靜力抗壓強度的45 %、60 %和 76% 3 種，試驗頻率分為 0.35 Hz、5 Hz和 10 Hz 3種。每組試驗前進(jìn)行6個試件的靜力抗壓強度測試，取其平均值作為該組的平均抗壓強度。試驗結(jié)果表明：空氣中灌漿材料的疲勞壽命與荷載頻率基本無關(guān)，反而水中灌漿段試件的疲勞強度在受到循環(huán)荷載作用后，要低于空氣中的試件在同樣荷載作用后的強度；對均在水中測試的試件進(jìn)行對比，0.35 Hz荷載頻率作用下的試件疲勞壽命荷載顯著低于5 Hz及 10 Hz工況。

2 灌漿連接段

2.1 灌漿連接段軸壓受力機理

風(fēng)機支撐結(jié)構(gòu)中灌漿連接段是20世紀(jì)從海上油氣平臺發(fā)展而來。Lamport[4]等人通過對6種不同形式的灌漿連接段進(jìn)行靜力試驗發(fā)現(xiàn)，帶剪力鍵的灌漿連接段的破壞模式在試驗中展現(xiàn)為延性的破壞模式。從圖1中可以看出在荷載達(dá)到某一極限值后將會產(chǎn)生一個較大的滑移。而在卸載之后，滑移量將保持不變，繼續(xù)對試件進(jìn)行加載，其極限承載力及剛度與第1次加載時相當(dāng)，但是當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力之后將產(chǎn)生相比第1次更大的滑移。

圖1 帶剪力鍵灌漿連接段軸壓荷載-位移曲線[4]Fig.1 Axial compression load-displacement curve for grouted connection with shear keys[4]

而在Lamport[4]與Aritenang[5]對灌漿連接段進(jìn)行靜力試驗后對試件進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn)，在灌漿連接段設(shè)置剪力處的灌漿料將被產(chǎn)生的裂紋分割為多個受壓短柱，最后的破壞形態(tài)為受壓短柱被壓碎，且由于剪力鍵的存在造成了應(yīng)力集中現(xiàn)象，這使得灌漿料將更加容易萌發(fā)裂紋。

而Wilke[6]通過對其試驗中得到的荷載-位移曲線及觀察灌漿材料的破壞模式認(rèn)為帶剪力鍵的灌漿連接段受力過程可分為3個階段。在灌漿連接段軸壓試驗中，其荷載位移曲線在前期將保持線性增加，當(dāng)荷載位移曲線不再保持線性時，灌漿連接段開始進(jìn)入破壞階段。階段一：灌漿連接段在上下端部的剪力鍵處出現(xiàn)裂縫，此時剪力鍵位置處的灌漿體在三向應(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)力值已經(jīng)大于了灌漿材料的多軸應(yīng)力強度，如圖2(a)所示；階段二：荷載不斷增加，剪力鍵受壓側(cè)的楔形灌漿體被壓碎破壞，內(nèi)力重分布于全部剪力鍵上，此時各剪力鍵上受力均勻，因此各受壓短柱的傾斜角度將相同。此階段灌漿連接段荷載位移曲線斜率不斷減小，如圖2(b)所示；階段三：荷載繼續(xù)增加，將出現(xiàn)一個連續(xù)的受剪區(qū)域，出現(xiàn)一條從第一個剪力鍵貫穿到最后一個剪力鍵的受剪裂縫，再一次引起內(nèi)力重分布，如圖2(c)所示。

圖2 帶剪力鍵灌漿連接段軸壓破壞過程Fig.2 Axial compression failure process in grouted connections with shear keys

Chen[7]等學(xué)者針對先樁法和后樁法兩種不同施工技術(shù)的導(dǎo)管架基礎(chǔ)中的灌漿連接段進(jìn)行軸壓試驗。試驗結(jié)果再次證明了軸壓荷載是通過灌漿連接段從一根鋼管逐漸傳遞到另一根鋼管的。同時，在傳遞軸向荷載的過程中，剪力鍵起著重要作用。特別是灌漿連接段兩端的剪力鍵，其作用尤為重要。隨著軸向荷載的增加，灌漿連接段兩端的剪力鍵的貢獻(xiàn)變得更加明顯。

綜上可以看出，帶剪力鍵的灌漿連接段的軸壓破壞模式為一種延性破壞，而其承載力主要由兩部分提供，其一是灌漿材料與鋼管之間的黏著力和摩擦力，其二是在剪力鍵之間形成的斜壓短柱提供的軸向承載力。

2.2 影響灌漿連接段承載力的因素

影響帶剪力鍵的灌漿連接段軸壓承載力的主要因素包括：灌漿連接段徑向剛度；剪力鍵的高度、間距和形狀；灌漿連接段長徑比；灌漿材料強度。

Aritenang[5]和Billington[8-9]等學(xué)者的研究中發(fā)現(xiàn)灌漿連接段的徑向剛度的提高將增加灌漿連接段的軸向承載力，主要原因有兩個：（1）徑向剛度的提高有助于提升鋼管和灌漿料之間的摩擦力和機械咬合力；（2）徑向剛度提升將提高鋼管對灌漿材料的約束作用，這將提高灌漿材料在三向受壓情況下的抗壓強度。

灌漿連接段中的剪力鍵的高度存在限制，理論上其最小高度為0，最大高度為灌漿料厚度的一半。在Lamport[4]以及Billington[9]的研究中均發(fā)現(xiàn)灌漿連接段剪力鍵高度的增加有助于提升灌漿連接段的承載能力。剪力鍵間距的改變也會對灌漿連接段的軸壓承載力造成較大的影響，如果將剪力鍵之間的距離減小而不改變其他參數(shù)，將會使得灌漿連接段中的受壓短柱增加，且受壓短柱的長度減小，這將會提高灌漿連接段的承載能力。如果剪力鍵之間的距離過大，灌漿連接段破壞機理將類似于無剪力鍵灌漿連接段，發(fā)生灌漿材料與灌漿接觸面之間的滑移破壞，其破壞模式如圖3(b)所示。如果剪力鍵之間的間距過小，在剪力鍵外部將會形成一個新的滑移面，其破壞機理將類似于無剪力鍵灌漿連接段。灌漿連接段將會產(chǎn)生如圖3(c)所示的破壞模式，這反而會使得灌漿連接段承載力減小。

Krahl[10]等學(xué)者認(rèn)為當(dāng)剪力鍵的高度h和剪力鍵的間距s的比值不同時，灌漿連接段將呈現(xiàn)出不同的破壞模式，當(dāng)h/s的值處于一個合適的大小時，灌漿體的破壞模式如圖3(a)所示，剪力鍵受壓側(cè)楔形體先被壓碎，其后產(chǎn)生一條貫穿灌漿體受壓短柱的剪切裂縫，灌漿連接段發(fā)生滑移破壞，這種破壞形式下灌漿連接段承載力較高。Billington[8]及Forsyth[11]等人均研究了h/s對灌漿連接段承載力的影響，其中Forsyth認(rèn)為存在一個合適h/s值可以使得灌漿連接段承載力最大，并且h/s的最佳值與灌漿連接段的徑向剛度k密切相關(guān)，在Forsyth的研究中顯示h/s的值為0.075時名義粘結(jié)強度fbu將達(dá)到最大值。

圖3 帶剪力鍵灌漿連接段的不同破壞形態(tài)Fig.3 Different failure patterns of grouted connections with shear keys

不同的剪力鍵形狀也將對灌漿連接段的軸向承載力產(chǎn)生不同的影響，Boswell[12]將三角形剪力剪，半圓形剪力鍵以及矩形剪力鍵放在一起對比研究，結(jié)果顯示三角形剪力鍵較其他形式的剪力鍵性能更好。而仲偉秋[13]等采用有限元法分析了不同形狀剪力鍵附近灌漿體的應(yīng)力狀態(tài)，結(jié)果顯示半圓形剪力鍵更容易使得灌漿連接段端部出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

Billington[8]對長徑比L/D對帶剪力鍵灌漿連接段承載力的影響進(jìn)行了探究，在其研究結(jié)果中顯示，隨著L/D的增加灌漿連接段極限承載力先增加后減小。但其研究存在一定的局限性，其研究對象主要為導(dǎo)管架基礎(chǔ)灌漿連接段，且灌漿材料強度較低，灌漿連接段直徑D較小，因此長徑比L/D對帶剪力鍵灌漿連接段承載力的影響還需要進(jìn)一步討論。

針對灌漿材料強度對灌漿連接段軸壓承載力Billington[8-9]和Lewis等人進(jìn)行了試驗研究，研究結(jié)果顯示無論是否存在剪力鍵，灌漿連接段的等效粘結(jié)強度fbu與灌漿材料立方體抗壓強度fcu的平方根成正比。試驗結(jié)果如圖4和圖5所示，可以看到對無剪力鍵的試件其承載力的離散性較大，而有剪力鍵的灌漿連接段可以比較好地吻合上述規(guī)律。并且從圖4中可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)fcu大于50 MPa后fbu的強度將無法繼續(xù)提升，因此對無剪力鍵的灌漿連接段灌漿材料強度超過一定值后將無法繼續(xù)提升其承載力。

圖4 漿體抗壓強度對無剪力鍵灌漿連接段承載力的影響[8]Fig.4 Effect of grout compressive strength on the bearing capacity of grouted connections without shear keys[8]

圖5 漿體抗壓強度對有剪力鍵灌漿連接段承載力的影響[9]Fig.5 Effect of grout compressive strength on the bearing capacity of grouted connections with shear keys[9]

2.3 規(guī)范設(shè)計方法

依據(jù)DNVGL相關(guān)規(guī)范的要求，灌漿連接段的設(shè)計需要進(jìn)行強度，疲勞，施工期的穩(wěn)定性，最大誤差，壓碎，腐蝕等方面校核，在前面兩小節(jié)中，主要針對其受力機理及承載力提出相關(guān)建議，對其極限強度方面的相關(guān)探討，具體計算方式在規(guī)范中已有相關(guān)列出，因此本節(jié)主要針對目前研究甚少的疲勞方面進(jìn)行相關(guān)探討。

國際標(biāo)準(zhǔn)化組織(ISO)委員會于1994年收集整理相關(guān)試驗數(shù)據(jù)，提出軸向疲勞設(shè)計建議的S-N曲線，疲勞極限承載力約為靜載極限承載力的20%。但同時指出剪力鍵高度和間距的比值大于0.04的試驗數(shù)據(jù)缺乏，需要謹(jǐn)慎使用。對于HSE和API規(guī)范來講，兩者并未給出灌漿連接段的疲勞設(shè)計方法。NORSOK規(guī)范需要設(shè)計人員提供“100年一遇的設(shè)計彎矩和扭矩”，實質(zhì)是將疲勞分析轉(zhuǎn)化成等效靜力作用下的應(yīng)力值進(jìn)行驗算。

DNVGL規(guī)范結(jié)合有限的試驗數(shù)據(jù)[14]提出了灌漿連接段疲勞設(shè)計時可采用的關(guān)系曲線：建立了單層剪力鍵上的作用力與其承載力的比值y和疲勞循環(huán)次數(shù)N的相關(guān)曲線。由于試件數(shù)量有限，該曲線是一條考慮了保證率的下包絡(luò)線，較為保守。通過該曲線，可以得到某一疲勞荷載條件下的損傷，再通過損傷的線性疊加得到總的損傷。

學(xué)者Solland[15]根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，提出了新的規(guī)范公式。該組數(shù)據(jù)較多地集中在大應(yīng)力幅度、較少循環(huán)次數(shù)的破壞下，對于循環(huán)次數(shù)較多的試驗并沒有涉及到。如圖6所示，對應(yīng)2×106次循環(huán)，荷載幅與靜載極限承載力的比值在0.05左右。

圖6 Gunnar Solland提出灌漿連接段軸向疲勞S-N曲線[15]Fig.6 Axial fatigue S-N curve for grouted connections proposed by Gunnar Solland[15]

Lee[16]等學(xué)者基于自己的試驗數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬，結(jié)合先前的試驗研究數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，評估了在干燥條件下承受單向可逆循環(huán)荷載的帶剪切鍵的高強灌漿連接段的疲勞性能，提出了干燥條件下單向循環(huán)荷載條件下的設(shè)計公式。研究結(jié)果顯示灌漿強度、剪切鍵密度和應(yīng)力比對疲勞性能有顯著影響。綜合考慮這些影響，根據(jù)保守設(shè)計方法，通過試驗數(shù)據(jù)庫的下限近似值得到了設(shè)計方程，如圖7所示。

圖7 干燥條件下單向循環(huán)荷載條件下設(shè)計方程[16]Fig.7 Design equation for unidirectional cyclic loading conditions under dry conditions[16]

此外，DNVGL還建議采用精細(xì)化數(shù)值建模，對灌漿連接段進(jìn)行分析，獲取局部的應(yīng)力狀態(tài)，進(jìn)而開展疲勞性能評價并結(jié)合整體的應(yīng)力水平進(jìn)行判斷是否失效（圖8）。

圖8 灌漿連接段精細(xì)化數(shù)值分析Fig.8 Refined numerical analysis of grouted connections

灌漿連接段疲勞性能分析可從鋼結(jié)構(gòu)、灌漿材料以及兩種材料組成的構(gòu)件整體3個角度展開。鋼結(jié)構(gòu)的疲勞性能分析主要分為鋼材材料層次和焊接節(jié)點兩個方面。在灌漿連接段中，由于焊接節(jié)點的敏感性以及剪力鍵附近應(yīng)力較為集中，因此通?？赡艹霈F(xiàn)的疲勞破壞的位置為焊接剪力鍵附近的灌漿材料。值得注意的是局部的失效以及裂紋產(chǎn)生后，灌漿連接段仍然可以承受外部的荷載。規(guī)范指出需要交錯剪力鍵形成的斜壓短柱上3個關(guān)鍵截面進(jìn)行應(yīng)力分析，見圖9中所示的Ac0,Ac1,Ac2面，但可操作性以及細(xì)節(jié)等相關(guān)問題還需進(jìn)一步明確，由于灌漿連接段的荷載條件表現(xiàn)出顯著的多向應(yīng)力情況，建議對于疲勞評估，依據(jù)灌漿單獨應(yīng)力循環(huán)下最大主壓應(yīng)力這一特殊方向。

圖9 灌漿連接段3個關(guān)鍵截面Fig.9 Three critical sections of the grouted connection

3 后續(xù)灌漿連接段研究的方向

3.1 灌漿連接段浸沒水中的疲勞性能

DNVGL規(guī)范中針對浸沒水中的灌漿料的疲勞，提供了一個簡單的S-N曲線的修正。DNVGL規(guī)范的S-N曲線僅對于干燥環(huán)境下的灌漿連接段，對于水下或者浪濺區(qū)中的灌漿料性質(zhì)需要考慮水的影響。如果灌漿連接段暴露于水中，在計算損傷之前，每一個應(yīng)力區(qū)間的容許循環(huán)次數(shù)需要減小。對于應(yīng)力范圍在壓-壓變化內(nèi)Ni應(yīng)該提議為0.8次方（也就是Ni0.8），對于應(yīng)力范圍在壓-拉變化內(nèi)Ni應(yīng)該提議為0.65次方（也就是Ni0.65）。該方法未從構(gòu)件的層次上考慮荷載及循環(huán)次數(shù)不同所產(chǎn)生的影響，也未考慮灌漿連接段長度以及裂縫開裂對其產(chǎn)生的影響，僅僅是從灌漿料本身進(jìn)行了材料疲勞性能的折減。

Schauman[17]研究了小尺寸灌漿連接段浸沒在海水中的軸向疲勞性能。試驗發(fā)現(xiàn)，水中試件的平均疲勞壽命相較于空氣中試件的平均疲勞壽命有著顯著的下降，平均疲勞壽命由200萬次下降到5萬次。試驗中發(fā)生了灌漿材料的析出，這可以在一定程度上解釋疲勞壽命的下降。Dallyn[18]對大尺寸灌漿連接段試件進(jìn)行了水中疲勞試驗研究，疲勞壽命表現(xiàn)出與小尺寸試件同樣的變化。同時，水中試件的破壞模式不再是灌漿材料斜壓短柱破壞，而是變成了套管和灌漿材料的接觸面材料破壞。

同濟(jì)大學(xué)針對灌漿連接段在海水浸泡作用下的疲勞性能進(jìn)行試驗。如圖10所示，在對灌漿連接段進(jìn)行軸向疲勞荷載加載的過程中，在灌漿連接段上部注入紅墨水，模擬灌漿連接段浸泡在海水中的狀態(tài)，同時記錄紅墨水滲入量。圖10(b)為灌漿連接段疲勞試驗后紅墨水滲入情況，通過紅墨水在灌漿體中的分布可以推斷出其滲入路徑。其研究結(jié)果表明，當(dāng)灌漿連接段浸沒于水中并承受疲勞荷載時，液體將會滲入到灌漿體產(chǎn)生的裂縫之中，同時與空氣中的試件疲勞試驗結(jié)果進(jìn)行對比，表明液體的滲入將會嚴(yán)重劣化灌漿連接段疲勞性能，但其劣化機理有待進(jìn)一步研究。

圖10 浸泡灌漿連接段及疲勞后狀態(tài)Fig.10 Soaking and post-fatigue conditions of the grouted connection

3.2 灌漿連接段原型試驗的研究

DNVGL規(guī)范中關(guān)于灌漿料的破壞模式給出了壓碎破壞的情況，但是根據(jù)試驗證明灌漿連接段存在帶裂縫工作的情況，在空氣中干燥的情況下，其依然存在繼續(xù)承受荷載能力。對海上風(fēng)電灌漿連接段，目前已經(jīng)進(jìn)行了各個灌漿料廠家的灌漿原型試驗，由于加載設(shè)備的能力問題，加載僅限于滿足當(dāng)前工程的極限承載能力，通過多次試驗發(fā)現(xiàn)，原型試驗極限承載力都不存在問題，但是其破壞狀態(tài)還難以確定。

根據(jù)同濟(jì)大學(xué)進(jìn)行的縮尺破壞試驗來看，破壞基本集中于灌漿連接段的上部兩根鋼管連接位置，該處存在灌漿連接段與單根鋼管的剛度突變，破壞一般是鋼管鼓曲產(chǎn)生的破壞。其內(nèi)部灌漿料還未達(dá)到極限承載能力狀況，并且由于縮尺的破壞試驗?zāi)Ｐ团c實際足尺的工程用的灌漿連接段存在一些邊際效應(yīng)的不同，同時存在著材料非線性，接觸非線性等情況，因此，未來的研究方向可以圍繞灌漿連接段不同縮尺比例的影響以及極限承載力和疲勞工況的組合試驗展開進(jìn)行。

4 結(jié)論

本文通過回顧灌漿連接段發(fā)展歷程，闡述灌漿料相關(guān)指標(biāo)的測試。并對灌漿連接段的軸向承載力影響因素，規(guī)范的設(shè)計方法進(jìn)行探討。進(jìn)一步結(jié)合當(dāng)前研究的發(fā)展和海上風(fēng)電的發(fā)展趨勢，討論浸沒水中的疲勞設(shè)計和破壞準(zhǔn)則等關(guān)鍵問題，指出未來尚需進(jìn)一步采用精細(xì)化的數(shù)值模型進(jìn)行分析，同時需要采用足尺或小縮尺模型進(jìn)行極限承載力和疲勞試驗。