海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)灌漿連接段抗震性能試驗(yàn)

陳 濤，張持海，趙 淇，王 銜，元國凱，劉晉超

（1. 同濟(jì)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(jì)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(xué)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(jìn)行大量試驗(yàn)研究，提出灌漿連接段受軸向荷載的承載力經(jīng)驗(yàn)公式；丹麥的Aalborg大學(xué)[3]和德國的Hannover Leibniz大學(xué)[4]進(jìn)行灌漿連接段的靜力抗彎加載試驗(yàn)，試驗(yàn)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(jī)理，提出適用于設(shè)計(jì)的計(jì)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(xué)性能進(jìn)行單調(diào)試驗(yàn)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(qiáng)的承載力；趙淇等[7]對壓彎設(shè)計(jì)荷載作用下幾何參數(shù)對灌漿連接段力學(xué)性能的影響進(jìn)行分析研究；王震等[8]對膨脹混凝土的灌漿套筒的力學(xué)性能進(jìn)行研究；王榕[9]對某油田固定平臺(tái)進(jìn)行各種工況組合下的模擬計(jì)算，分析比較灌漿樁腿和非灌漿樁腿的優(yōu)劣。

海上風(fēng)電塔在使用期間可能會(huì)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(xué)者對其抗震性能進(jìn)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(jìn)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(jìn)行試驗(yàn)研究；黃一杰等[12]對鋼管再生混凝土柱抗震性能進(jìn)行研究分析并改進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(xué)性能進(jìn)行研究。

通常進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)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(gè)加載過程中試件強(qiáng)度、剛度和耗能能力的變化，且試驗(yàn)過程中可細(xì)致觀察構(gòu)件的損傷破壞機(jī)理，因此本文設(shè)計(jì)3個(gè)不同軸壓比的縮尺灌漿連接段試件并對其進(jìn)行低周反復(fù)加載，基于試驗(yàn)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(qiáng)度退化及破壞機(jī)制進(jìn)行深入研究，為實(shí)際工程中灌漿連接段的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

此次試驗(yàn)設(shè)計(jì)3個(gè)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(xì)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(hào)與軸壓比設(shè)計(jì)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(shí)軸向荷載的比值。

1.2 材料性能試驗(yàn)

灌漿材料性能試驗(yàn)方法參考BSEN 12390-3: 2009[16]和《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果見表2。在制作灌漿連接段鋼管部分時(shí)，預(yù)留4個(gè)標(biāo)準(zhǔn)尺寸試件，根據(jù)《金屬材料室內(nèi)拉伸試驗(yàn)方法》[18]進(jìn)行鋼材的材料性能試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表3。

1.3 試件加載

試驗(yàn)加載裝置采用同濟(jì)大學(xué) 10000kN大型試驗(yàn)機(jī)，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(yàn)機(jī)底板采用螺栓連接。加載裝置見圖2。

試驗(yàn)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(dá)到屈服荷載Py時(shí)試件頂部位移計(jì)測得的水平位移值作為屈服位移Δy，每級(jí)屈服位移往復(fù)循環(huán)加載3次，每級(jí)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(jī)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(jī)污染物對動(dòng)植物有害且不易被降解，甚至?xí)鸢┌Y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(yàn)認(rèn)為當(dāng)試件外鋼管邊緣纖維屈服時(shí)，試件即進(jìn)入屈服狀態(tài)。根據(jù)實(shí)測的鋼材材料性能，采用材料力學(xué)的方法計(jì)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(hào)與軸壓比

表2 灌漿料材料性能

圖2 試驗(yàn)加載裝置

表3 鋼材材料性能

1.4 試驗(yàn)測量

試驗(yàn)測量包括荷載測量和位移測量。荷載測量通過試驗(yàn)機(jī)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(diǎn)的水平位移及端板中點(diǎn)的水平位移的測量。位移測量布置見圖4。

圖3 試驗(yàn)加載制度

圖4 位移計(jì)布置

表4 試件屈服荷載

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

從整個(gè)試驗(yàn)過程來看，3根試件的試驗(yàn)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(gè)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(jìn)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(jìn)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(yàn)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(jìn)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(yàn)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(diǎn)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(diǎn)實(shí)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(diǎn)

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?yàn)檩S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(gè)滯回環(huán)的總能量與構(gòu)件彈性能的比值，其計(jì)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(jìn)程Δa/Δy之間的關(guān)系。坐標(biāo)軸縱軸為總耗能Etot，橫軸為累計(jì)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(biāo)

3.4 剛度退化與強(qiáng)度退化

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

式(3)中：和分別為第j個(gè)位移等級(jí)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(biāo)為試件的環(huán)線剛度Ki；橫坐標(biāo)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(jí)的增大，試件的環(huán)線剛度有明顯的退化趨勢。比較3個(gè)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(yàn)中觀察到強(qiáng)度的退化。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程JGJ101—1996》，采用同級(jí)荷載退化系數(shù)λi表征試件承載力的降低，即

圖12為同級(jí)荷載退化系數(shù)曲線，其中：縱坐標(biāo)為同級(jí)荷載退化系數(shù)λi；橫坐標(biāo)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(shí)灌漿連接段出現(xiàn)明顯的同級(jí)荷載降低，而此前灌漿連接段的同級(jí)荷載強(qiáng)度退化程度并不明顯。

圖12 同級(jí)荷載退化系數(shù)曲線

4 結(jié) 語

對一組灌漿連接段試件進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)并對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(shí)，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(qiáng)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%。