海上風(fēng)機基礎(chǔ)灌漿連接段壓彎性能試驗研究

陳 濤，張持海，趙 淇，王 銜，元國凱，劉晉超

(1. 同濟大學(xué) 建筑工程系，上海 200092；2. 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)

海上風(fēng)機基礎(chǔ)灌漿連接段壓彎性能試驗研究

陳 濤1，張持海1，趙 淇1，王 銜1，元國凱2，劉晉超2

(1. 同濟大學(xué) 建筑工程系，上海 200092；2. 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)

對四根不同軸壓比的灌漿連接段試件進(jìn)行壓彎試驗，研究了不同軸壓比灌漿連接段試件的壓彎承載力、延性和破壞模式，并且分析了壓彎荷載作用下的灌漿連接段鋼管應(yīng)變分布規(guī)律。試驗結(jié)果表明：灌漿連接段試件具有良好的延性和較高的承載力，且隨著軸壓比的增加，灌漿連接段試件水平承載力與延性不斷減小。

海上風(fēng)機；灌漿連接段；壓彎試驗；軸壓比

Abstract: An experimental research on four grouted connection specimens with different axial compression ratios subjected to horizontal loading was carried out. Mechanical behaviors of grouted connection specimens such as bearing capacity, ductility and failure mode were investigated. And strain distributions on the steel tube of grouted connection were analyzed. The test result shows that grouted connection specimens have good ductility and sufficient bearing capacity. With the increasing of the axial compression level, the lateral bearing capacity and ductility of grouted connection decrease.

Keywords: offshore wind turbines; grouted connections; compression bending test; axial compression ratio

海上風(fēng)電作為一種清潔能源，近年來越來越受到人們的重視。導(dǎo)管架基礎(chǔ)作為海上風(fēng)電的常用支撐結(jié)構(gòu)，通常采用灌漿連接的方式連接上部結(jié)構(gòu)和下部樁體。典型的灌漿連接段由內(nèi)管、外管以及介于兩者之間的灌漿料三部分組成。

國內(nèi)外學(xué)者針對灌漿連接段的受力性能進(jìn)行了一系列的試驗和理論研究。Lamport等[1]和Yamasaki等[2]分別對有/無剪力鍵的灌漿連接段進(jìn)行了軸向承載力研究，Krahl和Karsan[3]基于灌漿連接段的軸壓試驗結(jié)果提出了有剪力鍵灌漿連接段的承載力模型。Billington等[4]對軸向荷載作用下灌漿連接段受力性能的影響因素進(jìn)行了大量的試驗研究,并據(jù)此提出了灌漿連接段受軸向荷載的承載力經(jīng)驗公式。Aalborg大學(xué)[5]對灌漿連接段試件進(jìn)行彎矩荷載作用下的試驗研究，發(fā)現(xiàn)剪力鍵有利于灌漿連接段抗彎剛度的提高和灌漿連接段彎矩的傳遞。Lotsberg等[6-8]對灌漿連接段的承載力機理和計算公式進(jìn)行深入的研究。目前，灌漿連接段在彎矩和軸力共同作用下的受力機理較為復(fù)雜，相關(guān)研究較為缺乏，為此有必要進(jìn)行深入的研究。

1 試驗概況

1.1試件設(shè)計

本次試驗設(shè)計了一組不同軸壓比的壓彎試件，共4個。灌漿連接段試件整體尺寸與剪力鍵細(xì)部尺寸如圖1所示，其中外管直徑Dp為550 mm，外管壁厚tp為13 mm;內(nèi)管直徑Ds為450 mm，內(nèi)管壁厚ts為13 mm；灌漿層厚度tg為37 mm，灌漿段長度Lg為800 mm。剪力鍵間距s為180 mm，剪力鍵高度h為6 mm。

試件的編號與軸壓比設(shè)計如表1所示，其中試件的軸壓比n定義為灌漿連接段上施加的軸向荷載N與內(nèi)鋼管屈服時軸向荷載Ny的比值，如下式所示：

其中，A為內(nèi)管橫截面積，fy為鋼材屈服強度。參考設(shè)計院提供的軸向荷載設(shè)計值得到相應(yīng)的試件軸向荷載為812.5 kN，對應(yīng)軸壓比為0.116?？紤]到未來海上風(fēng)機的功率增大，軸向荷載也可能增加，因此確定軸壓比作為試驗中的參數(shù)，研究灌漿連接段的壓彎性能。

表1 試件編號與軸壓比Tab. 1 Specimen number and axial compression ratio of specimens

圖1 試件尺寸Fig. 1 Dimensions of specimens

1.2材性試驗

灌漿料是一種水泥基混合材料，其組分與混凝土類似。灌漿料的材性試驗方法參考EN 12390-3[9]和《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法》(GB/T 50081-2002)[10]進(jìn)行試驗。一共制作了三組不同尺寸的漿體試塊，分別為Φ150 mm×300 mm圓柱體試塊，75 mm×75 mm×75 mm立方體試塊和150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊。灌漿料材性試驗結(jié)果如表2所示。

制作灌漿連接段鋼管部分時，預(yù)留了4個標(biāo)準(zhǔn)尺寸試件以檢測試件鋼材的材性性能。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料室內(nèi)拉伸試驗方法》(GB/T 228-2002)[11]進(jìn)行鋼材材性試驗，試驗結(jié)果如表3所示。

表2 灌漿料材性Tab. 2 Mechanical properties of the grouting material

表3 鋼材材性Tab. 3 Mechanical properties of the steel

1.3試件加載

試驗加載裝置采用同濟大學(xué)10 000 kN大型試驗機，利用分離式液壓千斤頂配合反力支架進(jìn)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。加載裝置如圖2所示。

本試驗采用如下加載方案：首先對試件進(jìn)行豎向力N加載，采用荷載控制，每級加載50 kN直至達(dá)到試件設(shè)計軸力后持荷1～2 min，然后進(jìn)行水平力V加載。當(dāng)水平荷載V小于80%Vmax時(Vmax為預(yù)計水平最大承載力)，加載采用荷載控制，每級加載20 kN。之后采用位移加載控制，每級位移增量為1 mm，持續(xù)加載至試件破壞。

圖2 試驗加載裝置Fig. 2 Test set-up

1.4試驗測量

試驗測量方案包括荷載測量、位移測量和應(yīng)變測量三類。

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水平位移，上部鋼管中點的水平位移以及端板中點的水平位移。位移測量布置如圖3所示，圖4是建立的柱坐標(biāo)系。

灌漿連接段外管外表面和內(nèi)管內(nèi)表面布置了應(yīng)變片測量灌漿連接段的環(huán)向應(yīng)變和縱向應(yīng)變。應(yīng)變片編號含義如圖5所示。例如，P1-2-L表示外管第1層90°位置處的測量縱向應(yīng)變的應(yīng)變片；5-5-U表示內(nèi)管第5層270°位置處的測量環(huán)向應(yīng)變的應(yīng)變片。試件應(yīng)變片布置如圖6所示。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1試驗現(xiàn)象與破壞模式

在軸壓和水平荷載共同作用下，灌漿連接段試件的最終破壞模式均為試件底部鋼管受壓側(cè)的壓屈破壞，現(xiàn)以GC-2試件為例進(jìn)行說明。GC-2試件底部鋼管破壞形態(tài)如圖7(a)所示。GC-2試件受拉側(cè)漿體端部出現(xiàn)了徑向裂縫以及漿體與鋼管接觸面的開口裂縫，如圖7(b)所示。這些裂縫的出現(xiàn)均由鋼管橢圓化變形引起，并不影響灌漿連接段試件的承載能力。在試件加載過程中，灌漿連接段試件內(nèi)部傳來脆響，這是由于漿體的開裂以及剪力鍵位置處漿體壓碎所引起的。

試驗結(jié)束后將GC-2試件沿豎向剖開漿體表面，觀察截面上漿體破壞形態(tài)和裂縫分布，如圖7(c)和圖7(d)所示。受壓側(cè)和受拉側(cè)均存在水平向裂縫和傾斜裂縫。水平向裂縫指的是在灌漿連接段端部非剪力鍵位置處水平走向的裂縫。這種裂縫是由于試件內(nèi)鋼管壓曲，內(nèi)管對漿體的擠壓力產(chǎn)生了一個力矩，使端部的部分漿體受拉開裂，產(chǎn)生傾斜角度較小的裂縫。另一種傾斜裂縫是存在于灌漿連接段兩端部剪力鍵位置處傾斜的裂縫。通常此裂縫從內(nèi)管一個剪力鍵位置處延伸至外管相鄰剪力鍵位置。該裂縫是由于灌漿連接段剪力鍵之間的漿體受到剪力和壓力共同作用，受拉主應(yīng)力使?jié){體截面開裂產(chǎn)生的斜向裂縫。試件受壓側(cè)下端部鋼管與漿體已經(jīng)完全脫開，形成局部鼓曲。

圖3 位移計布置 圖4 柱坐標(biāo)系 Fig. 3 LVDTs' layout Fig. 4 Column coordinate system

圖5 應(yīng)變片編號含義Fig. 5 Meaning of strain gauges' number

圖6 應(yīng)變片布置Fig. 6 Strain gauges arrangement

圖7 試件破壞形態(tài)Fig. 7 Failure mode of specimens

2.2荷載-位移曲線

灌漿連接段試件的荷載-位移曲線如圖8所示。觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)，各壓彎試件的荷載-位移曲線形狀基本相似，存在明顯的線性段和塑性段，因此，壓彎試件的破壞模式為延性破壞。值得注意的是，GC-3試件的下降段處荷載有微小突變，這可能是鋼管鼓曲變形使得灌漿連接段底部剪力鍵從漿體凹槽中脫開引起的。

各試件的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載以及相對應(yīng)的位移值統(tǒng)計如表4所示。圖9為軸壓比對荷載-位移曲線的影響。圖中橫坐標(biāo)為水平位移，縱坐標(biāo)為水平荷載。由圖可得，隨著軸壓比的增大，灌漿連接段的峰值荷載不斷減小，極限位移不斷減小。說明軸壓比的增大使灌漿連接段水平承載力和延性變差。其中加載曲線屈服位移的確定方法如圖10所示，而延性系數(shù)μ定義為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值，如下式所示：

圖8 試件荷載-位移曲線Fig. 8 Load-displacement curves of specimens

試件編號軸壓比屈服點峰值荷載點極限位移點Py/kNΔy/mmPmax/kNΔmax/mm0．8Pmax/kNΔmax/mm延性系數(shù)μGC?00690．1516．95920．2037．92736．16140．778．31GC?10．116659．7018．58879．9049．29703．92136．887．37GC?20．232598．2821．19797．7044．65638．16107．585．08GC?30．348577．4322．39769．9039．06615．9285．223．81

圖9 軸壓比對荷載-位移關(guān)系的影響Fig. 9 Effect of axial compression ratio on load displacement relationship

圖10 屈服位移的確定Fig. 10 Definition of yield lateral displacement

2.3荷載-應(yīng)變關(guān)系分析

壓彎試件荷載-縱向應(yīng)變分布規(guī)律以GC-2試件為例進(jìn)行說明。GC-2試件的縱向應(yīng)變分布如圖11所示。圖中縱坐標(biāo)為縱向應(yīng)變測點位置。0 mm處為灌漿連接段上端部，800 mm位置處為灌漿連接段下端部；橫坐標(biāo)為縱向應(yīng)變片測量的應(yīng)變。

圖11 GC-2試件縱向應(yīng)變分布Fig. 11 Longitudinal strain distributions of the GC-2 specimen

圖12 GC-2試件縱向應(yīng)變分布Fig. 12 Circumferential strain distributions of the GC-2 specimen

對GC-2試件先施加軸向荷載再進(jìn)行水平加載，內(nèi)管θ=0°位置處(受拉側(cè))縱向應(yīng)變逐漸從受壓轉(zhuǎn)為受拉，內(nèi)管θ=180°位置處縱向應(yīng)變則始終保持受壓狀態(tài)。GC-2試件內(nèi)管縱向應(yīng)變的分布遵循著上大下小的分布規(guī)律，外管受拉側(cè)(θ=0°位置)的應(yīng)變分布與外管受壓側(cè)(θ=180°位置)的應(yīng)變分布近似對稱。在加載的整個過程中，從上至下，荷載從內(nèi)管逐漸傳遞到外管。每經(jīng)過一個剪力鍵，連接段內(nèi)鋼管的應(yīng)變都有所減小，這說明每個剪力鍵對承受彎矩都起到了一定作用。

壓彎試件各組環(huán)向應(yīng)變分布規(guī)律相似，同樣以GC-2試件為例說明壓彎試件的環(huán)向應(yīng)變分布規(guī)律。GC-2試件環(huán)向應(yīng)變分布如圖12所示，其中1-1截面、2-2截面和3-3截面分別位于灌漿連接段內(nèi)管上端部、中部和下端部。圖中應(yīng)變分布顯示1-1截面上的受拉側(cè)的環(huán)向應(yīng)變遠(yuǎn)大于受壓側(cè)。在荷載小于屈服荷載時，1-1截面上應(yīng)變的分布近似于線性分布。2-2截面受拉側(cè)的環(huán)向應(yīng)變最大值遠(yuǎn)小于1-1截面受拉側(cè)，而受壓側(cè)的環(huán)向應(yīng)變與1-1截面相比近似相等。3-3截面上的環(huán)向應(yīng)變與1-1截面相似。1-1截面與3-3截面位于灌漿連接段上端部和下端部，漿體對端部內(nèi)鋼管的約束較小，因此鋼管橢圓化變形較大，而2-2截面位于灌漿連接段中部，漿體和鋼管共同抵抗外部荷載且漿體對鋼管的約束作用較強，內(nèi)鋼管變形較小，因此2-2截面環(huán)向應(yīng)變要小于1-1截面和3-3截面。

外管截面的應(yīng)變分布與內(nèi)管相比有所差異。1-1截面上整個鋼管環(huán)向應(yīng)變均為拉應(yīng)變，且由于鋼管發(fā)生橢圓化變形，因此θ=90°位置處的環(huán)向應(yīng)變大于θ=0°和θ=180°位置處的環(huán)向應(yīng)變；2-2截面的受壓側(cè)的環(huán)向應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變，受拉側(cè)的環(huán)向應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變；3-3截面由于受壓處鋼管鼓曲變形，環(huán)向應(yīng)變遠(yuǎn)大于其他位置。

3 結(jié) 語

通過對一組灌漿連接段試件進(jìn)行壓彎試驗并對試驗結(jié)果進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

1)水平荷載作用下，軸壓比對灌漿連接段的最終破壞模式?jīng)]有影響，所有壓彎試件的最終破壞模式均為試件底部外鋼管的鼓屈破壞，灌漿連接段試件具有良好的延性和較高的承載力。

2)隨著軸壓比不斷增大，壓彎試件的最大水平承載力不斷減小，延性不斷減小。

3)灌漿連接段上端部(與鋼管相連一側(cè))的縱向應(yīng)變分布大于另一端，縱向應(yīng)力分布并不平均。自上而下，內(nèi)管的縱向應(yīng)變不斷減小，外管的縱向應(yīng)變不斷增大。

4)灌漿連接段在壓彎荷載作用下，灌漿連接段兩端部截面的環(huán)向應(yīng)變大于中部截面的環(huán)向應(yīng)變。在兩端部截面處，受拉側(cè)的環(huán)向應(yīng)變大于受壓側(cè)的環(huán)向應(yīng)變。

[1] LAMPORT W, JIRSA J, YURA J. Grouted pile-to-sleeve connection tests[C]//Proceedings of the Offshore Technology Conference. 1987.

[2] YAMASAKI T, HARA M, TAKAHASHI C. Static and dynamic tests on cementgrouted pipe-to-pipe connections[C]// Proceedings of the Offshore Technology Conference. 1980.

[3] KRAHL N W, KARSAN D I. Axial strength of grouted pile-to-sleeve connections[J]. Journal of Structural Engineering, 1985, 111(4): 889-905.

[4] BILLINGTON C, TEBBETT I. The basis for new design formulae for grouted jacket to pile connections[C]// Proceedings of the Offshore Technology Conference. 1980.

[5] ANDERSEN M S, PETERSEN P. Structural design of grouted connection in offshore steel monopile foundations[C]// Global Wind Power Conference. Chicago: American Wind Energy Association, 2004.

[6] LOTSBERG I, SEREDNICKI A, LERVIK A, et al. Design of grouted connections for monopile offshore structures[J]. Stahlbau, 2012, 81(9): 695-704.

[7] LOTSBERG I. Structural mechanics for design of grouted connections in monopile wind turbine structures[J]. Marine Structures, Elsevier Ltd, 2013, 32: 113-135.

[8] LOTSBERG I. Capacity of cylindrical shaped grouted connections with shear keys summary report[R]. 2012.

[9] STANDARD T. Testing hardened concrete-Part 3: Compressive strength of test specimens[R]. Document No: PN-EN, 2002.

[10] GB/T 50081-2002, 普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2003. (GB/T 50081-2002, Standard for test method of mechanical properties on ordinary concrete[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2003. (in Chinese))

[11] GB/T228-2002, 金屬材料室內(nèi)拉伸試驗方法[S]. 北京: 國家標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2002. (GB/T228-2002, Metallic materials-tensile testing at ambient temperature[S]. Beijing: Standard Press of China, 2002. (in Chinese))

Experimental study on the compression-bending behavior of grouted connection in offshore wind turbine foundations

CHEN Tao1, ZHANG Chihai1, ZHAO Qi1, WANG Xian1, YUAN Guokai2, LIU Jinchao2

(1. Department of Structural Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co., Ltd., Guangzhou 510663, China)

P743; TU472.6

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.03.015

1005-9865(2017)03-0112-07

2016-10-12

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)(2015CB057703)

陳 濤(1980-)，男，安徽合肥人，副教授，主要從事結(jié)構(gòu)疲勞性能研究。E-mail：t.chen@#edu.cn