腳靴式海上升壓站灌漿連接段強(qiáng)度分析研究

王永發(fā)，孫震洲，湯群益，陳杰峰

(中國電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司 新能源工程院，浙江 杭州 311122)

目前，我國海上風(fēng)電發(fā)展迅速，截止2019年年初，國內(nèi)已建成18座海上升壓站。海上升壓站是海上風(fēng)電場(chǎng)電力匯集、升壓、輸出的要塞，其在復(fù)雜環(huán)境條件及各類組合工況下的結(jié)構(gòu)安全性直接影響海上風(fēng)電場(chǎng)的正常運(yùn)營。目前海上升壓站型式多為樁—導(dǎo)管架型式，該型式為滿足承載力要求，通常主導(dǎo)管直徑較大，使得導(dǎo)管架自身工程量增加。樁—套筒式海上升壓站，結(jié)構(gòu)更為輕盈、經(jīng)濟(jì)，但對(duì)其樁—套筒的灌漿連接提出了新的需求。

針對(duì)灌漿連接設(shè)計(jì)研究，國內(nèi)主要集中在海上單樁風(fēng)機(jī)及導(dǎo)管架型式風(fēng)機(jī)領(lǐng)域。黃立維等[1-2]對(duì)海上測(cè)風(fēng)塔、樁式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行了灌漿連接技術(shù)研究及試驗(yàn)研究，給工程提供了設(shè)計(jì)及指導(dǎo)；康海貴等[3]針對(duì)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，給出了灌漿連接段的最優(yōu)構(gòu)造形式；莫仁杰[4]針對(duì)海上風(fēng)機(jī)樁式基礎(chǔ)，分析了灌漿連接段受船舶碰撞、地震的受力及易損性，并改進(jìn)了可靠度分析方法；王偉等[5]采用DNV-OS-J101[6]規(guī)范對(duì)海上大直徑單樁風(fēng)機(jī)進(jìn)行校核，并對(duì)比了新舊規(guī)范的區(qū)別；王國慶[7]針對(duì)大直徑灌漿套管軸向承載力，開展了模型試驗(yàn)，改進(jìn)錐形灌漿套管承載力計(jì)算方法；陳濤等[8]從灌漿連接抗震性能出發(fā)，討論了灌漿連接段的破壞模式。總體上，針對(duì)腳靴式海上升壓站的灌漿連接，國內(nèi)尚未有針對(duì)性研究。

國外針對(duì)灌漿連接校核修訂了多本規(guī)范，從早期的DNV-OS-J101和DNVGL-ST-0126到DNVGL-ST-0126(2018)[9]，新規(guī)范基本校核流程與前者一致，但新增了“設(shè)計(jì)準(zhǔn)則”、“灌漿料及其試驗(yàn)”和“結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)”等3節(jié)內(nèi)容，提出了新的要求；Norsok N-004 Rev3規(guī)范[10]特別針對(duì)樁—套筒的形式，采用了與DNV不同的校核方式，其針對(duì)性更強(qiáng)，且相比于早期的Norsok N-004 Rev2[11]，Rev3提出了更多、更嚴(yán)苛的灌漿連接設(shè)計(jì)要求。除規(guī)范設(shè)計(jì)外，Nikolaos[12]針對(duì)單樁風(fēng)機(jī)展開了灌漿連接的非線性研究，闡述了剪力鍵參數(shù)對(duì)灌漿連接段的影響；Paul等[13-14]通過試驗(yàn)的方式，論述了設(shè)計(jì)參數(shù)如溫度、養(yǎng)護(hù)等對(duì)灌漿連接段的影響，并討論了在設(shè)計(jì)壽命中灌漿料磨損對(duì)風(fēng)機(jī)完整性的評(píng)估?？梢钥闯?，國外對(duì)灌漿連接研究較國內(nèi)更為深入和系統(tǒng)化，但針對(duì)國內(nèi)特殊的施工條件及海上升壓站形式，灌漿連接段研究仍不充分。

針對(duì)國內(nèi)江蘇某海域腳靴式海上升壓站結(jié)構(gòu)，利用海洋工程有限元計(jì)算軟件SACS對(duì)其進(jìn)行精細(xì)化建模，提取得到該平臺(tái)在在位、地震、撞船及疲勞工況下灌漿連接段所受的外荷載，采用直接計(jì)算的方式，對(duì)灌漿連接的可靠性進(jìn)行校核，校核結(jié)果均滿足Norsok N-004規(guī)范的要求；并通過控制灌漿設(shè)計(jì)參數(shù)，分析討論了其對(duì)灌漿連接段設(shè)計(jì)強(qiáng)度的影響，為今后腳靴式海上升壓站灌漿連接段設(shè)計(jì)提供設(shè)計(jì)依據(jù)及優(yōu)化設(shè)計(jì)建議。

1 計(jì)算原理

腳靴式海上升壓站典型的樁套筒連接形式及受力特征如圖1所示，實(shí)際工程中灌漿分割器位于下軛板上方或者下方。樁—套筒灌漿連接的失效模式主要包括：①極端環(huán)境工況(ULS)及事故工況(ALS)下樁軸力和扭矩產(chǎn)生的連接面剪應(yīng)力導(dǎo)致強(qiáng)度失效；②極端環(huán)境工況(ULS)及事故工況(ALS)樁彎矩和剪力產(chǎn)生的漿體底部壓應(yīng)力導(dǎo)致強(qiáng)度失效；③疲勞工況下(FLS)樁軸力和彎矩產(chǎn)生的連接面交替剪應(yīng)力導(dǎo)致疲勞失效；④疲勞工況下(FLS)樁彎矩和剪力產(chǎn)生的漿體底部拉應(yīng)力導(dǎo)致疲勞失效。針對(duì)以上失效模式及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，以Norsok N-004 Rev3規(guī)范[10]為依據(jù)，對(duì)各工況中的各項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行分析。

圖1 典型的樁—套筒連接形式及受力特征示意Fig. 1 Typical pile-sleeve connection form and force characteristic diagram

1.1 構(gòu)造要求

灌漿連接段的破壞與灌漿體應(yīng)力水平密切相關(guān)，灌漿體的應(yīng)力水平不僅與各主控工況下灌漿段所受的荷載有關(guān)，還與灌漿段的長徑比、剪力鍵的尺寸和間距、套筒與樁的相對(duì)尺寸等諸多變量有關(guān)。因此，針對(duì)灌漿段的構(gòu)造參數(shù)，Norsok N-004規(guī)范給出了相應(yīng)的建議要求，如表1所示。

表1 灌漿段構(gòu)造參數(shù)建議范圍Tab. 1 Proposed range of structural parameters for grouted connection

表中：fck為75 mm 立方灌漿體的特征抗壓強(qiáng)度，MPa；Dp為樁的外徑，tp為樁的壁厚；Ds為套筒的外徑，ts為套筒的壁厚；Dg為灌漿環(huán)外徑，tg為灌漿環(huán)壁厚；h為剪力鍵高度；s為剪力鍵間距；Le為灌漿有效長度，單位均為mm。

1.2 ULS和ALS工況灌漿連接段校核

由軸力和扭矩引起的剪應(yīng)力組合為：

(1)

在計(jì)算灌漿有效長度Le時(shí)，應(yīng)當(dāng)充分考慮不起灌漿連接作用的灌漿段，須從實(shí)際灌漿長度中去除該灌漿長度，包括：①灌漿分隔器的自身長度；②灌漿段中無法確定有效增強(qiáng)連接承載力的灌漿段；③考慮灌漿端面連接較弱區(qū)，可取灌漿厚度的2倍。

若灌漿連接段中不設(shè)置剪力鍵或剪力鍵不起正向作用時(shí)(如抗扭)，則灌漿連接面特征強(qiáng)度為：

(2)

通常，與海上風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)相比，海上升壓站由于上部組塊復(fù)雜，重量往往是導(dǎo)管架重量的幾倍，灌漿段須合理布置剪力鍵來增強(qiáng)灌漿連接段的抗剪強(qiáng)度?？紤]到剪力鍵對(duì)漿體連接面特征強(qiáng)度的影響，其特征強(qiáng)度可由下式計(jì)算得到：

(3)

在服役過程中，漿體始終承受由樁傳遞的軸力及扭矩，須校核漿體本身受剪受扭能否滿足設(shè)計(jì)要求，漿體的特征強(qiáng)度為：

(4)

因此，灌漿連接面及漿體受剪受扭應(yīng)當(dāng)滿足以下條件：

(5)

式中：γm為灌漿連接面?zhèn)鬟f強(qiáng)度材料系數(shù)，ULS工況取2，ALS工況取1.5。

灌漿連接段除相對(duì)滑移破壞外，也存在漿體底部受壓破壞的情況。鋼和漿體間的設(shè)計(jì)接觸壓力為：

(6)

最大設(shè)計(jì)主應(yīng)力可由下式計(jì)算得到：

(7)

式中：μ為鋼和漿體間的摩擦力系數(shù)，取μ=0.7。

漿體抗壓強(qiáng)度為：

(8)

最大設(shè)計(jì)主應(yīng)力應(yīng)滿足：

(9)

1.3 FLS工況灌漿連接段校核

海上升壓站服役期長，在服役階段需承受長期的可變載荷，使得灌漿連接段軸向載荷從壓力到拉力往復(fù)變化，因此須對(duì)灌漿連接段進(jìn)行疲勞校核。由于對(duì)灌漿連接段長期承載力的研究數(shù)據(jù)較少，特別是彎矩引起的疲勞效應(yīng)，因此目前還沒有建立樁—套筒連接在循環(huán)載荷作用下的承載力評(píng)估方法。目前，可采用簡化疲勞校核方法。

考慮最小固定荷載和可變荷載，校核重現(xiàn)期為100 a、荷載系數(shù)γf=1.0的樁最大軸向拉力Pt, Sd。設(shè)計(jì)軸向拉力承載力為：

(10)

式中：γfm為材料系數(shù)，若群樁僅為一樁或兩樁時(shí)取2.0，為三樁或多樁取1.5；CPMred為交變力矩的折減系數(shù)，可由下式計(jì)算得到：

(11)

式中：MPEnv, Sd為100年一遇的環(huán)境荷載引起的彎矩；Mref=0.001W·E，E為樁鋼的彈性模量，W為樁彈性截面模量。

最大軸向拉力Pt, Sd應(yīng)滿足：

Pt, Sd≤Pf, Rd

(12)

漿體底部的應(yīng)力變化是由樁的循環(huán)彎矩和剪力引起的。對(duì)于沒有布置增強(qiáng)鋼筋的灌漿連接，應(yīng)限制漿體底部拉應(yīng)力，以使其在平臺(tái)的使用壽命期間不出現(xiàn)超過漿體抗拉承載力的情況。漿體所受的拉應(yīng)力為：

(13)

漿體底部FLS工況下最大拉應(yīng)力應(yīng)滿足：

(14)

式中：ftk為漿體的特征抗拉強(qiáng)度，γfm為漿體疲勞校核的材料系數(shù)，取1.25。

若灌漿段底部未設(shè)置增強(qiáng)鋼筋，且底部壓/拉應(yīng)力不滿足式(14)，則需在套筒底部設(shè)置合理的縱向及環(huán)向鋼筋來提高承載力。若在增加鋼筋后，且增強(qiáng)鋼筋滿足設(shè)計(jì)要求，則可認(rèn)為滿足拉應(yīng)力疲勞承載力要求，無需對(duì)FLS工況進(jìn)行底部拉應(yīng)力的校核。

灌漿連接段抗扭疲勞校核可通過下式進(jìn)行：

τbtEnv100, Sd≤fbkf

(15)

1.4 增強(qiáng)鋼筋校核

若設(shè)置增強(qiáng)鋼筋來提高灌漿連接段的強(qiáng)度和耐久性，則單根鋼筋的截面積應(yīng)滿足：

(16)

式中：b為縱向鋼筋間距，mm；fsd為鋼筋設(shè)計(jì)強(qiáng)度，MPa，fsd=fsy/γrm,fsy為鋼筋特征屈服應(yīng)力，MPa，γrm為鋼筋的材料系數(shù)，取1；AS為鋼筋面積，m2；μ為摩擦系數(shù)，取0.6。

2 實(shí)例分析

2.1 工程概況

位于江蘇海域的某項(xiàng)目腳靴式海上升壓站，其所屬風(fēng)電場(chǎng)的裝機(jī)規(guī)模為300 MW。該海上升壓站上部組塊采用5層布置，平面尺寸為38.10 m×41.54 m(包含樓梯和外露平臺(tái))，高20.90 m(一層甲板至屋頂層頂)，最高點(diǎn)距平均海平面34.65 m，采用空間桁架結(jié)構(gòu)。海上升壓站基礎(chǔ)采用4腿腳靴式導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)導(dǎo)管架頂標(biāo)高13.61 m，底標(biāo)高-16.16 m，鋼管樁采用φ2 438 mm開口變壁厚鋼管樁，壁厚為50～70 mm，樁長為73.00 m，樁頂高程為-6.16 m，樁底高程為-79.61 m，樁入泥深度63 m。

圖2 實(shí)例結(jié)構(gòu)的SACS有限元模型Fig. 2 Finite-element model of SACS

參考文獻(xiàn)[15]和文獻(xiàn)[16]，采用SACS 11.0軟件對(duì)該海上升壓站進(jìn)行詳細(xì)建模，灌漿連接分析時(shí)需先對(duì)海上升壓站進(jìn)行在位[17]、地震[18]、疲勞[19]及靠船[15]分析，提取樁頭在各組合工況下的最大荷載，再根據(jù)第一章所述方法進(jìn)行灌漿連接段的校核。該海上升壓站SACS模型如圖2所示。

該海上升壓站覆蓋剪力鍵的公稱灌漿長度為6.0 m，上下軛板距離7.0 m。在灌漿長度范圍內(nèi)均勻布置剪力鍵，剪力鍵間距為500 mm，高度8 mm，寬度16 mm鋼筋。在套筒和樁之間空隙填充灌漿材料，形成厚度為169 mm的環(huán)形灌漿截面，灌漿料為水泥基灌漿料，標(biāo)稱圓柱體抗壓強(qiáng)度在28 d為90 MPa[20]。對(duì)其進(jìn)行構(gòu)造校核，結(jié)果如表2所示，灌漿連接段的構(gòu)造參數(shù)滿足建議要求。

表2 灌漿連接構(gòu)造要求校核Tab. 2 Check of structural principles for grouted connections

2.2 各工況灌漿連接段校核

根據(jù)構(gòu)造參數(shù)可得徑向剛度CS=0.015 1，將其帶入灌漿連接段連接面抗剪強(qiáng)度公式，可得到fbks=1.698 MPa，fbkf=0.098 7 MPa，漿體受剪/扭強(qiáng)度fbkg=6.903 MPa。提取SACS軟件中各主控工況下的樁頭所受的最大力，對(duì)灌漿連接段進(jìn)行校核。以海上升壓站工作工況為例，4個(gè)樁頭所受最大軸力為14 859.57 kN，面內(nèi)剪力為4 910.74 kN，面外剪力為132.07 kN，扭矩為31.82 kN·m，面內(nèi)彎矩為1 571.11 kN·m，面外彎矩為37 485.04 kN·m。則可計(jì)算的軸力引起的剪應(yīng)力為0.353 MPa，扭矩引起的剪應(yīng)力為0.000 62 MPa，漿體所受合應(yīng)力為0.353 MPa?？紤]到該工況為ULS工況，材料系數(shù)γm=2，校核時(shí)采用規(guī)范ANSI/AISC 360-05[21]中Maximum Component Unity Check(即UC值)進(jìn)行分析討論，可得到灌漿連接面受剪UC為0.42，受扭UC為0.012 1，漿體受合力UC值為0.102，UC值均小于1，滿足設(shè)計(jì)要求。

根據(jù)式(8)計(jì)算得到漿體的極限抗壓承載力為60.293 MPa。設(shè)計(jì)初期，灌漿結(jié)束位置位于下軛板上方且不存在縱向增強(qiáng)鋼筋，受壓系數(shù)CA=2，根據(jù)工作工況下樁頭內(nèi)力，得到最大設(shè)計(jì)主應(yīng)力為37.562 MPa，UC值為0.624<1，但對(duì)于極端工況下的漿體底部最大設(shè)計(jì)主應(yīng)力達(dá)到了65.599 MPa，UC值為1.088>1，根據(jù)規(guī)范[13]要求，須對(duì)灌漿連接段進(jìn)行增強(qiáng)設(shè)計(jì)。

一方面考慮到極端工況下漿體底部承壓無法滿足設(shè)計(jì)需求，另一方面在實(shí)際導(dǎo)管架安裝及打樁時(shí)，實(shí)際地質(zhì)與勘測(cè)地質(zhì)的差別，打樁可能存在無法打至指定高程，剪力鍵在打樁中失效等不利因素，本海上升壓站設(shè)置了縱向HRB500增強(qiáng)鋼筋對(duì)灌漿連接段強(qiáng)度進(jìn)行提高。縱向增強(qiáng)鋼筋位于下軛板上方，受壓系數(shù)CA=1。所需單根鋼筋最小截面積為51.7 mm2，鋼筋最小長度為1 033 mm，鋼筋最大間距為238 mm，最小間距為59.5 mm。項(xiàng)目根據(jù)其他主控工況的荷載情況，并滿足增強(qiáng)鋼筋的布置要求，在套筒內(nèi)側(cè)下軛板上方一圈布置116根縱向鋼筋，鋼筋間距為71 mm，直徑12 mm，鋼筋長度為1 450 mm，得到最大設(shè)計(jì)主應(yīng)力為18.781 MPa，即漿體的受壓UC值為0.312<1，滿足設(shè)計(jì)要求。

根據(jù)第1節(jié)所述，疲勞工況需校核當(dāng)樁頭出現(xiàn)拉力時(shí)的應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)SACS軟件計(jì)算結(jié)果，最大軸向拉力為210.98 kN，此時(shí)設(shè)計(jì)合剪力為216.53 kN，設(shè)計(jì)合彎矩為1 166.4 kN·m，設(shè)計(jì)扭矩為85.3 kN·m，則可以得到疲勞工況下抗拉承載力為1.06 kN，UC值為0.019 8，遠(yuǎn)小于1，滿足設(shè)計(jì)要求。海上升壓站設(shè)置了增強(qiáng)鋼筋，且鋼筋強(qiáng)度、數(shù)量滿足規(guī)范要求，則可認(rèn)為漿體底部拉應(yīng)力滿足疲勞承載力的校核要求，可不進(jìn)行漿體底部抗拉承載力校核。

表3 各工況樁頭最大荷載Tab. 3 The maximum force of pile head under various operating conditions

表4 各工況設(shè)計(jì)結(jié)果Tab. 4 Check result under various operating conditions

(續(xù)表)

3 優(yōu)化設(shè)計(jì)研究

海上升壓站實(shí)際安裝打樁過程中，往往會(huì)由于地質(zhì)資料的不確定性、打樁設(shè)備的誤差等原因，使得原設(shè)計(jì)的有效灌漿連接段存在偏移或灌漿段承載力效果減弱。為盡量避免由于灌漿連接段與設(shè)計(jì)值不符時(shí)灌漿連接承載力發(fā)生急劇變化的情況，須對(duì)灌漿連接段剪力鍵布置、灌漿料選擇等進(jìn)行優(yōu)化和充分考慮。此外，分析灌漿連接段各項(xiàng)參數(shù)對(duì)承載強(qiáng)度的敏感性，有助于灌漿連接段的設(shè)計(jì)，為后續(xù)海上升壓站工程提供指導(dǎo)。

式(2)～(4)及(8)分別給出了連接面受剪、受扭，漿體受剪受扭和漿體受壓時(shí)的承載力強(qiáng)度，研究灌漿材料的抗壓強(qiáng)度對(duì)承載力強(qiáng)度的敏感性有助于設(shè)計(jì)時(shí)灌漿料的優(yōu)選。當(dāng)樁、套筒參數(shù)確定時(shí)，通過控制灌漿料的抗壓強(qiáng)度來增強(qiáng)灌漿連接段的承載強(qiáng)度，其各方面的承載強(qiáng)度增長速率隨著灌漿強(qiáng)度變化如圖3所示。從圖中可以看出，承載力強(qiáng)度隨著灌漿料強(qiáng)度增加進(jìn)而增長的趨勢(shì)變緩，承載強(qiáng)度增長最明顯的為漿體受壓承載力，即當(dāng)漿體受壓校核難以滿足要求時(shí)，可通過增加灌漿料強(qiáng)度來有效增加漿體受壓承載力。當(dāng)漿體的抗壓強(qiáng)度超過60 MPa，連接面和漿體的受剪、受扭增長呈現(xiàn)緩態(tài)，即當(dāng)這兩者強(qiáng)度難以滿足要求時(shí)，通過增加灌漿料的抗壓強(qiáng)度作用不明顯，需通過布置剪力鍵來提高其承載力。

圖3 承載力強(qiáng)度隨灌漿料抗壓強(qiáng)度的增長曲線Fig. 3 The increase of bearing capacity with the compressive strength of grout

對(duì)于存在剪力鍵情況，有必要分析連接面受剪及漿體承載力與剪力鍵高度的關(guān)系，從而達(dá)到設(shè)計(jì)優(yōu)化。基于式(3)和(4)，圖4給出了連接面受剪和漿體受扭受剪承載力強(qiáng)度隨剪力鍵高度變化的增長速率曲線，可以看出連接面受剪承載力隨著剪力鍵高度增加始終保持增長趨勢(shì)，但當(dāng)剪力鍵高度大于6 mm后，增長速率明顯下降；此外，漿體受壓受剪承載力隨著剪力鍵高度增加略微減小，相比于連接面受剪承載力，其變化可忽略，因此為有效提高連接面受剪承載力，可提高剪力鍵高度來實(shí)現(xiàn)。在實(shí)際工程中，需考慮插樁時(shí)的安裝精度，剪力鍵過高不利于樁的順利插入，因此需綜合考慮剪力鍵高度與灌漿樁、套筒間的關(guān)系。若承載力仍無法滿足設(shè)計(jì)需求時(shí)，可通過改變剪力鍵間距來提高灌漿連接段的承載力。

同樣的，針對(duì)式(3)和(4)，研究剪力鍵間距與承載力之間的關(guān)系，為剪力鍵布置提供設(shè)計(jì)優(yōu)化思路。圖5給出了這兩者強(qiáng)度隨著剪力鍵間距s變化的增長速率曲線，可以看出漿體受扭受剪隨著剪力鍵間距增大呈下降趨勢(shì)，連接面受剪承載力在間距100～200 mm范圍內(nèi)具有明顯增加趨勢(shì)，在間距大于200 mm后，連接面受剪承載力基本保持不變。因此綜合考慮連接面受剪強(qiáng)度和漿體受壓受剪強(qiáng)度，且使得剪力鍵構(gòu)造滿足設(shè)計(jì)要求，可建議選取剪力鍵間距在250～600 mm范圍內(nèi)。

圖4 承載力強(qiáng)度隨剪力鍵高度的增長曲線Fig. 4 The increase of bearing capacity with the height of shear keys

圖5 承載力強(qiáng)度隨剪力鍵間距的增長曲線Fig. 5 The increase of bearing capacity with the spacing of shear keys

4 結(jié) 語

目前尚無針對(duì)國內(nèi)腳靴式海上升壓站灌漿連接段的研究，采用單樁風(fēng)機(jī)的灌漿連接計(jì)算校核方法無法考慮上下軛板、增強(qiáng)鋼筋對(duì)灌漿連接段的影響，且國內(nèi)針對(duì)灌漿連接段計(jì)算尚未形成體系，無法針對(duì)實(shí)際工程問題來優(yōu)化灌漿連接段。通過上述研究，得到如下結(jié)論：

1) 針對(duì)ULS、ALS和FLS工況，通過控制材料系數(shù)、合理布置增強(qiáng)鋼筋等，給出了詳細(xì)的灌漿連接段計(jì)算理論，為后續(xù)國內(nèi)腳靴式海上升壓站灌漿連接段計(jì)算提供理論依據(jù)；

2) 以江蘇某海域腳靴式海上升壓站為例，計(jì)算了在位、地震、撞船及疲勞工況下灌漿連接段的承載力強(qiáng)度，并以UC值的方式對(duì)其進(jìn)行校核， 結(jié)果表明該設(shè)計(jì)均滿足規(guī)范要求；

3) 針對(duì)實(shí)際工程中的問題，建議可提高漿體的抗壓強(qiáng)度來有效提高漿體底部受壓承載力；當(dāng)剪力鍵布置符合規(guī)范建議值時(shí)，可取較大剪力鍵高度來有效提高連接面受剪承載力，取剪力鍵間距在250～600 mm范圍內(nèi)，提高連接面受剪承載力的同時(shí)保證漿體受壓受剪承載力，為今后各主控工況下灌漿連接段的優(yōu)化提供參考與借鑒。