考慮水流侵入的海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)灌漿連接段疲勞性能試驗(yàn)研究

王 銜 邱 松 陳 濤 顧祥林

（1.中交第三航務(wù)工程局有限公司，上海 200032；2.同濟(jì)大學(xué)工程結(jié)構(gòu)服役性能演化與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092）

0 引 言

風(fēng)能作為最為清潔安全的環(huán)境友好型能源之一，是解決當(dāng)前人類(lèi)面臨的能源危機(jī)的重要資源。隨著陸上風(fēng)電技術(shù)的發(fā)展和成熟，人類(lèi)開(kāi)始將目光轉(zhuǎn)向風(fēng)能資源更加豐富且建設(shè)區(qū)域更加廣闊的近海。在海上風(fēng)電支撐結(jié)構(gòu)中，鋼管樁與上部結(jié)構(gòu)連接主要的手段是灌漿連接，其技術(shù)的原理是通過(guò)在內(nèi)外鋼管間的環(huán)形間隙中填充高性能灌漿料的方式來(lái)連接直徑不同的鋼管。隨著7～10 MW級(jí)風(fēng)電機(jī)組技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)機(jī)葉輪半徑和重量的增加對(duì)基礎(chǔ)支撐結(jié)構(gòu)安全性能提出了更高的要求。海上風(fēng)電支撐結(jié)構(gòu)在20年使用壽命期間需承受高達(dá)109次風(fēng)、浪荷載作用［1］，因此其疲勞性能尤為重要。

本文作者之前設(shè)計(jì)并實(shí)施的單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段試件的四點(diǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)（圖1）結(jié)果證明［2-3］，在空氣試驗(yàn)環(huán)境中，盡管應(yīng)變或位移數(shù)據(jù)顯示灌漿連接段內(nèi)出現(xiàn)了局部性能退化，試件的抗彎剛度仍具有魯棒性，灌漿連接段部分也并未出現(xiàn)明顯的可視變化。

圖1 單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段試件的四點(diǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)試件和裝置示意圖Fig.1 Specimens and setup of four-point bending fatigue test for monopile grouted connections（GCs）

然而，實(shí)際的海上風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)中的灌漿連接段可能處在海水的包圍中，處于整體淹沒(méi)狀態(tài)或海浪飛濺高度的范圍內(nèi)。同時(shí)，有學(xué)者指出［4］，由于反復(fù)彎矩等荷載作用，灌漿連接段端部區(qū)域的灌漿材料與鋼管間的黏結(jié)會(huì)在服役期內(nèi)很快失效，導(dǎo)致水流的侵入，影響灌漿連接段的疲勞性能。丹麥學(xué)者研究了空氣和水中試驗(yàn)環(huán)境下的圓柱體高性能灌漿材料試件的疲勞性能，并探究了荷載幅和荷載頻率對(duì)灌漿材料疲勞性能的影響［5-6］。結(jié)果表明，水中試件的疲勞強(qiáng)度明顯低于空氣中的試件。為了研究灌漿連接段服役期內(nèi)灌漿材料與鋼管界面之間長(zhǎng)期的界面磨損情況，英國(guó)學(xué)者［7］探究了不同鋼板表面處理狀況、側(cè)向壓力、灌漿材料端部約束以及水流滲入等因素的影響。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在側(cè)向壓力較小時(shí)，即可發(fā)生磨損。同時(shí)，水的出現(xiàn)加速了磨損速率，降低了摩擦系數(shù)，最高磨損率提高了18倍，最少提高了2倍。德國(guó)學(xué)者開(kāi)展了一系列水中縮尺試件軸向疲勞試驗(yàn)［8-9］，研究水流侵入對(duì)疲勞性能的影響。試驗(yàn)同樣證明了水中試件疲勞性能明顯退化；同時(shí)，由于縮尺試件外側(cè)的鋼管包裹，無(wú)法直接觀察到在試驗(yàn)過(guò)程中灌漿材料內(nèi)部的裂紋的擴(kuò)展情況。

為進(jìn)一步明確灌漿連接段在水流侵入作用下的疲勞性能退化規(guī)律，本文設(shè)計(jì)了灌漿連接段局部性能試件，進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)研究，試件兩側(cè)灌漿材料暴露在外，可清楚觀察到灌漿材料的剝落等現(xiàn)象。

1 試件設(shè)計(jì)及材料性能

設(shè)計(jì)了如圖2所示的灌漿連接段局部性能試件，試件以某實(shí)際海上風(fēng)機(jī)單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段為原型。其原理是考慮到灌漿連接段直徑很大時(shí)，可將局部條狀板件簡(jiǎn)化成平板，通過(guò)施加側(cè)向壓力模擬圓鋼管的環(huán)向約束，采用試驗(yàn)或有限元研究其靜力或疲勞性能［10-14］。試件對(duì)于原型的縮尺比例約為1/4，選取此比例是在考慮了MTS試驗(yàn)機(jī)的加載能力的前提下的盡量大值，防止縮尺比例太小導(dǎo)致的失真。同時(shí)細(xì)部尺寸未嚴(yán)格按照此縮尺比例進(jìn)行縮尺，主要考慮了三點(diǎn)因素：①市場(chǎng)上現(xiàn)有鋼板厚度尺寸；②灌漿材料廠家建議的最小灌漿厚度25 mm；③焊接剪力鍵的位置精度無(wú)法達(dá)到0.5 mm級(jí)。試件寬度150 mm的選擇，主要考慮了試件寬度太小，則試件兩側(cè)灌漿材料自由的邊界效應(yīng)會(huì)與實(shí)際不符；試件寬度太大又會(huì)超出MTS試驗(yàn)機(jī)加載能力。建立了原型灌漿連接段的有限元模型，施加最不利疲勞荷載后得到灌漿材料和鋼管間的接觸壓力最大值為0.6 MPa，因此，本試驗(yàn)試件側(cè)向加載的均勻壓強(qiáng)選定為0.6 MPa，結(jié)合試件灌漿區(qū)域的面積，可得側(cè)向加載的千斤頂應(yīng)施加荷載為28.8 kN。圖2中試件底部?jī)蓧K水平鋼墊板與外側(cè)過(guò)渡段鋼板采用焊接連接，對(duì)螺栓孔局部起到水平支撐作用。

圖2 灌漿連接段局部性能試件幾何尺寸Fig.2 Geometry of the GC segment specimens

參照DNVGL規(guī)范體系［15-16］對(duì)于灌漿連接段設(shè)計(jì)的相關(guān)規(guī)定，對(duì)12塊75 mm立方體試塊進(jìn)行受壓試驗(yàn)，得到平均抗壓強(qiáng)度f(wàn)ck為114.3 MPa；同時(shí)，按照DNVGL-ST 502規(guī)范［15］中相關(guān)推薦，依據(jù)BS EN 13412規(guī)范［17］，對(duì) 4塊直徑150 mm、高度300 mm的灌漿材料圓柱體試塊進(jìn)行單軸受壓試驗(yàn)，得到圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)cck為84.1 MPa，彈性模量Eg為46772.4 MPa，泊松比為0.199。同時(shí)，按照我國(guó)室溫金屬拉伸規(guī)范［18］，對(duì)16 mm厚度及25 mm厚度的各4塊鋼材標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得到所有鋼材試件彈性模量平均值為193 588 MPa，屈服強(qiáng)度平均值為324.9 MPa，極限抗拉強(qiáng)度平均值為572.8 MPa，極限應(yīng)變平均值為0.157 37。

2 靜力加載試驗(yàn)及疲勞試驗(yàn)分組

為了確定疲勞試驗(yàn)的荷載幅，對(duì)灌漿連接段局部平板試件進(jìn)行靜力加載。為模擬鋼管徑向的約束，設(shè)計(jì)了如圖3所示的自平衡側(cè)向反力加載裝置。試驗(yàn)中首先采用力控制加載，加載速度20 kN/min，每40 kN停頓30 s，加載至試件出現(xiàn)明顯裂紋或位移明顯增大時(shí)，改為位移控制加載，加載速度0.2 mm/min，當(dāng)試件灌漿層出現(xiàn)較大裂紋或試件承載力下降至峰值承載力的80%時(shí)試驗(yàn)停止。由于試驗(yàn)后期千斤頂?shù)膲毫χ禃?huì)不斷上升，本文將側(cè)向壓力上升前的峰值荷載-147.9 kN定義為試件的峰值承載力Pu，并近似以Pu=-150 kN確定疲勞荷載值。

圖3 灌漿連接段局部性能試件靜力試驗(yàn)裝置Fig.3 Setup of the static compression test for GC segment specimens

本文共設(shè)計(jì)如表1所示的4組空氣中疲勞試驗(yàn)以及2組考慮水流侵入的試件。試件編號(hào)中的“A”代表空氣“Air”的首字母。其中試件A-1至試件A-3為受壓疲勞荷載（負(fù)值），確定疲勞荷載下限為-5 kN而非0 kN是防止試驗(yàn)機(jī)出現(xiàn)過(guò)沖，保證試件始終處于受壓狀態(tài)。試件A-4為拉壓疲勞荷載，荷載幅與試件A-2相同。試件編號(hào)中的“W”代表“Water”的首字母。從表中可知，試件W-1和W-2的荷載情況分別與試件A-1和A-2完全相同。

表1 灌漿連接段局部試驗(yàn)疲勞試驗(yàn)試驗(yàn)分組情況Table 1 Fatigue test scenario of the GC segment specimens

3 疲勞試驗(yàn)裝置和測(cè)量

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)工程耐久及性能演化試驗(yàn)室的MTS疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)裝置如圖4試驗(yàn)機(jī)上夾頭夾住試件樁管鋼板的上部，下夾頭利用圖4所示的底部夾具裝置，與試件底部通過(guò)螺栓連接。試件的側(cè)向加載裝置仍與靜力試驗(yàn)相同，增加臺(tái)座放置側(cè)向加載裝置，臺(tái)座利用螺栓固定在疲勞試驗(yàn)機(jī)臺(tái)座上，臺(tái)座上的板中間位置掏空以穿過(guò)試件和底部夾具裝置。

圖4 空氣中疲勞試驗(yàn)裝置及底部夾具示意圖Fig.4 Test setup and bottom clamp setup of the fatigue tests in the air

試驗(yàn)開(kāi)始前，將側(cè)向加載裝置千斤頂加載至144 bar，隨后進(jìn)行一次豎向靜力加載至疲勞荷載的上限值后卸載至0，加、卸載過(guò)程各自于150 s內(nèi)勻速完成。隨后，進(jìn)入疲勞加載過(guò)程，疲勞加載過(guò)程采用力控制，加載頻率為5 Hz，荷載波形為等幅正弦交變荷載。在達(dá)到預(yù)定循環(huán)加載次數(shù)后，將疲勞荷載降到零，進(jìn)行一次靜力加、卸載過(guò)程，以獲得疲勞循環(huán)后試件的彎曲剛度和應(yīng)變分布的變化情況。在本次試驗(yàn)中，當(dāng)循環(huán)加載至2萬(wàn)、5萬(wàn)、10萬(wàn)、15萬(wàn)、30萬(wàn)、50萬(wàn)、70萬(wàn)、100萬(wàn)、130萬(wàn)、165萬(wàn)、200萬(wàn)次時(shí)進(jìn)行一次靜力加、卸載，分別在150 s內(nèi)勻速完成。靜力加、卸載階段結(jié)束后，將荷載恢復(fù)到疲勞荷載上下限之間的平均值，重新開(kāi)始疲勞加載。上述所有過(guò)程均通過(guò)在MTS試驗(yàn)機(jī)操作平臺(tái)內(nèi)部編寫(xiě)相應(yīng)程序自動(dòng)實(shí)現(xiàn)。

空氣中的疲勞試驗(yàn)采用激光位移計(jì)測(cè)量試件中間鋼板頂部的豎向位移，如圖4左側(cè)所示，激光位移計(jì)在試件兩側(cè)對(duì)稱布置。激光位移計(jì)和應(yīng)變片測(cè)量頻率設(shè)置為2 000 Hz，每隔300 s存儲(chǔ)1 s內(nèi)的數(shù)據(jù)。

考慮水流侵入的疲勞試驗(yàn)裝置在空氣中試驗(yàn)裝置的基礎(chǔ)上做部分調(diào)整，加入如圖5右側(cè)所示的水流循環(huán)裝置，該裝置主要由底部水盆、頂部水箱、試件下部水槽及試件頂部的滴灌頭組成。由水泵將水從底部水盆泵送至頂部水箱，超過(guò)水箱頂部的水位線后，由水箱回流管流回底部水盆；水箱頂部至底部的水頭差可以使水經(jīng)過(guò)滴灌管從試件上部?jī)蓚?cè)的滴管頭流出；滴灌出的水流流經(jīng)試件后，經(jīng)試件下部的水槽收集，由水槽回流管流回底部水盆，從而實(shí)現(xiàn)水流循環(huán)。試驗(yàn)開(kāi)始前，可用手指將滴灌頭流出的水流在試件灌漿材料表面簡(jiǎn)單涂抹，保證水流浸濕試件所有表面。水槽下部設(shè)計(jì)豎夾板以及加勁板，以便與試驗(yàn)機(jī)下夾頭相連。

圖5 考慮水流侵入的疲勞試驗(yàn)裝置示意圖Fig.5 Test setup of the fatigue tests considering water ingression

考慮水流侵入的疲勞試驗(yàn)的加載方案和頂部位移測(cè)量方法與空氣中的疲勞試驗(yàn)完全相同，在此不再贅述。

4 主要試驗(yàn)結(jié)果

4.1 結(jié)果概述

試件A-1和試件A-2都經(jīng)過(guò)了200萬(wàn)次疲勞加載，灌漿材料只出現(xiàn)輕微裂紋，并未發(fā)生明顯的剝落。而試件A-3由于荷載較大，灌漿材料裂紋和剝落較為明顯，試件位移不斷增大，最后試驗(yàn)機(jī)上夾頭位移達(dá)到限值-5 mm后加載停止在約130萬(wàn)次。試件A-4由于反復(fù)拉壓荷載，使底部螺栓孔處變形過(guò)大，無(wú)法維持正弦波疲勞加載，在約36萬(wàn)次荷載循環(huán)后試驗(yàn)被迫中止，而灌漿材料部分僅出現(xiàn)極細(xì)的裂紋。同時(shí)，由于水流的侵入，試件W-1經(jīng)過(guò)約26.4萬(wàn)次疲勞荷載循環(huán)后，試驗(yàn)機(jī)的上夾頭位移達(dá)到-10 mm，因此停止加載，該位移遠(yuǎn)大于試件A-1初始靜力加載的峰值位移-0.226 mm。試件W-2更是僅經(jīng)歷6.4萬(wàn)次荷載循環(huán)后試驗(yàn)機(jī)上夾頭位移已經(jīng)達(dá)到-10 mm，同樣遠(yuǎn)高于試件A-2的初始靜力加載峰值位移-0.41 mm以及2萬(wàn)次疲勞循環(huán)加載后就穩(wěn)定的靜載峰值位移-0.63 mm。并且，與試件A-1和A-2不同，試件W-1和W-2在加載過(guò)程中，都出現(xiàn)明顯的灌漿材料的碎裂與剝落，證明水流侵入會(huì)嚴(yán)重劣化灌漿連接段的疲勞性能。

囿于篇幅，本文只給出部分試件荷載位移曲線和裂紋開(kāi)展情況示意圖。

4.2 裂紋開(kāi)展情況

如圖6所示，試件A-1一側(cè)灌漿材料只有難以用肉眼觀察的細(xì)裂紋，故圖中采用與6 mm直徑螺桿或與18 mm寬度鋼直尺對(duì)比的方式，突出細(xì)裂紋的尺寸。除灌漿材料細(xì)裂紋之外，試件A-1在試驗(yàn)中并未觀察到明顯的灌漿材料剝落或破壞情況。試件A-2開(kāi)裂情況與試件A-1基本相同，在此不再贅述。

圖6 試件A-1一面裂紋示意圖Fig.6 Crack pattern on one side of specimen A-1

試件A-3由于荷載較大，如圖7所示，試件表面出現(xiàn)多處較寬的裂紋，隨后在疲勞加載過(guò)程中出現(xiàn)裂紋擴(kuò)展及灌漿材料塊體剝落的現(xiàn)象。可見(jiàn)由于疲勞荷載幅的增大，試件疲勞損傷呈現(xiàn)出不穩(wěn)定發(fā)展的情況。

圖7 試件A-3一面裂紋示意圖Fig.7 Crack pattern on one side of specimen A-3

試件A-4為拉壓疲勞荷載循環(huán)，由于試件底部螺栓孔較大，高強(qiáng)螺栓擰緊后仍能輕微移動(dòng)；并且，在加載過(guò)程中，試驗(yàn)機(jī)在固定次數(shù)的疲勞荷載循環(huán)結(jié)束而開(kāi)始靜力加載之時(shí)，總會(huì)出現(xiàn)荷載的過(guò)沖，受壓荷載達(dá)到-80 kN左右，而受拉荷載更是達(dá)到115 kN左右；正是這種荷載過(guò)沖進(jìn)一步導(dǎo)致螺桿變形的加大，至30萬(wàn)次疲勞循環(huán)后，加載波形正弦峰值已經(jīng)不光滑，而35.9萬(wàn)次時(shí)，正弦波形已經(jīng)出現(xiàn)鋸齒狀，故暫停加載。但是僅可在試件一面的灌漿材料上觀察到肉眼難以直接捕捉的極為細(xì)小的裂紋，如圖8所示。這些裂紋比相同荷載幅條件下試件A-2裂紋更加細(xì)微；因此認(rèn)為當(dāng)拉壓疲勞荷載幅的絕對(duì)值都相對(duì)較低時(shí)，試件內(nèi)部大部分區(qū)域仍處于彈性受力階段，該條件下試件的損傷程度有限。

圖8 試件A-4一面裂紋示意圖Fig.8 Crack pattern on one side of specimen A-4

圖9給出了試件W-1的灌漿材料裂紋發(fā)展情況，由于試件在疲勞加載過(guò)程中裂紋不斷擴(kuò)展，僅給出裂紋初始的狀態(tài)和試驗(yàn)結(jié)束后的最終破壞情況。與圖6中試件A-1灌漿材料的細(xì)微裂紋相比，在相同荷載幅條件下，水流的侵入導(dǎo)致裂紋的快速發(fā)展和灌漿材料塊體的大量剝落。原因在于，水流侵入灌漿材料裂紋內(nèi)部，在荷載加載時(shí)，侵入的水分?jǐn)D壓灌漿材料局部的縫隙，加速裂紋的形成與開(kāi)展；而在荷載卸載時(shí)，水流帶走被壓碎的灌漿材料，使得裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展，灌漿材料塊體剝落。在疲勞加載過(guò)程中，多處初始裂紋處都出現(xiàn)水泡隨裂紋開(kāi)合而出現(xiàn)和消失的情況。圖10給出了試驗(yàn)過(guò)程中在水槽和水盆中沉淀的灌漿材料析出顆粒的現(xiàn)場(chǎng)照片，說(shuō)明了上述水流侵入產(chǎn)生的灌漿材料加速碎裂和沖刷現(xiàn)象。

圖9 試件W-1一面裂紋示意圖Fig.9 Crack pattern on one side of specimen W-1

圖10 試驗(yàn)中隨水流析出的灌漿材料顆粒Fig.10 Grout material particles precipitated in the water trough and basin

圖11給出的試件W-2裂紋開(kāi)展情況與試件W-1類(lèi)似。同時(shí)由于W-2試件疲勞荷載幅高于W-1試件，灌漿材料的碎裂速度更快，僅加載6.4萬(wàn)次試驗(yàn)機(jī)上夾頭位移就達(dá)到了-10 mm。

圖11 試件W-2一面裂紋示意圖Fig.11 Crack pattern on one side of specimen W-2

對(duì)于灌漿連接段局部試件在疲勞荷載作用下的破壞機(jī)理，文獻(xiàn)［19-20］較為詳盡地闡述了鋼筋灌漿套筒連接的受力機(jī)理，其中灌漿材料與套管之間的黏結(jié)力是承載力的主要來(lái)源。而文獻(xiàn)［4，11］則認(rèn)為在疲勞荷載作用下，灌漿連接段內(nèi)鋼管與灌漿材料和之間的粘結(jié)力會(huì)快速失效。本文試驗(yàn)現(xiàn)象更加符合后者。考慮流水侵入的試件中，在較少的荷載循環(huán)次數(shù)下，灌漿材料與鋼板接觸面之間已經(jīng)出現(xiàn)氣泡，說(shuō)明黏結(jié)已經(jīng)失效。試件主要的承載力主要來(lái)自在側(cè)向壓力作用下灌漿材料與鋼板之間的摩擦力以及鋼板上成對(duì)剪力鍵間形成的灌漿材料受壓短柱。

4.3 荷載-位移曲線

本節(jié)主要給出部分試件達(dá)到預(yù)定疲勞加載次數(shù)后，進(jìn)行的多次靜力加載過(guò)程的荷載-位移曲線情況。該豎向位移值通過(guò)圖4中位于試件中間鋼板頂部的兩側(cè)激光位移計(jì)測(cè)量的平均值。

從圖12中可知，試件A-2初次加載峰值位移約為-0.41 mm，在2萬(wàn)次荷載循環(huán)后保持-0.4 mm左右的殘余變形，并且此后殘余變形不再增加，峰值位移穩(wěn)定在-0.63 mm左右。同時(shí)，第一次加載將試件的間隙擠密，使得后續(xù)的單調(diào)靜力加載過(guò)程的位移變化僅有-0.2 mm左右。

圖12 試件A-2疲勞加載過(guò)程中靜力加載荷載-位移曲線Fig.12 Load-displacement curves of static loading process for A-2

圖13顯示試件A-3在第一次靜力加載過(guò)程中峰值位移達(dá)到-1.1 mm左右，遠(yuǎn)高于試件A-2的-0.41 mm，且加載過(guò)程中側(cè)向壓力升高至約0.8 MPa，說(shuō)明相較于試件A-2，疲勞荷載上限值上升30 kN使得試件進(jìn)入不穩(wěn)定發(fā)展階段。隨后的加載過(guò)程中殘余變形不斷累積，試件的荷載位移曲線不斷右移，在1 299 756萬(wàn)次循環(huán)時(shí)加載的試驗(yàn)機(jī)位移達(dá)到-5 mm，試驗(yàn)停止，此時(shí)試件頂部的位移已經(jīng)達(dá)到約-4.41 mm。

圖13 試件A-3疲勞加載過(guò)程中靜力加載荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves of static loading process for A-3

圖14表明試件A-4在第一次靜力加載過(guò)程中正負(fù)向的峰值位移僅在±0.1 mm左右。隨后的經(jīng)過(guò)疲勞荷載循環(huán)后的靜力加載過(guò)程的正負(fù)向峰值位移也未超過(guò)±0.2 mm。由于該位移數(shù)值較小，激光位移計(jì)數(shù)值抖動(dòng)較為明顯，因此曲線很不光滑。同時(shí)，從圖中可知，該試件經(jīng)過(guò)2萬(wàn)次荷載循環(huán)后，受壓方向的峰值位移由-0.06 mm增大至-0.12 mm，而受拉方向的峰值位移由0.10 mm減小至0.06 mm?？烧J(rèn)為2萬(wàn)次疲勞循環(huán)后，產(chǎn)生了受壓方向約-0.05 mm的殘余變形，并基本保持穩(wěn)定，這與試件A-2現(xiàn)象相似。而30萬(wàn)次循環(huán)后的受壓方向位移增大可認(rèn)為是螺栓孔位移增大所致，并非試件本身的不穩(wěn)定發(fā)展。

圖14 試件A-4疲勞加載過(guò)程中靜力加載荷載-位移曲線Fig.14 Load-displacement curves of static loading process for A-4

圖15及圖16分別給出了試件W-1和W-2的荷載-位移曲線隨疲勞荷載循環(huán)的發(fā)展情況。從這兩張圖中可以看出，試件在單次加卸載循環(huán)中位移變化并不大，而殘余變形累積過(guò)程較為明顯。正是由于水流侵入帶走的灌漿材料，使試件中的裂紋不斷變寬，加載的殘余變形不斷變大。試件W-1在15萬(wàn)次疲勞循環(huán)后靜力加載的峰值位移約為-4 mm，而試件W-2在2萬(wàn)次荷載循環(huán)后，靜力加載的峰值就達(dá)到約-4 mm。由此可見(jiàn)，疲勞荷載幅的增大使得水流侵入產(chǎn)生的灌漿連接段的疲勞性能退化變得更加明顯。

圖15 試件W-1疲勞加載過(guò)程中靜力加載荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curves of static loading process for W-1

圖16 試件W-2疲勞加載過(guò)程中靜力加載荷載-位移曲線Fig.16 Load-displacement curves of static loading process for W-2

同時(shí)，圖17和圖18分別給出了空氣中試件A-2和考慮水流侵入的試件W-2頂部的豎向位移最大值和最小值隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化。由于激光位移計(jì)每隔300 s僅存儲(chǔ)1 s內(nèi)的數(shù)據(jù)，所以圖18中數(shù)據(jù)點(diǎn)之間不完全連續(xù)。從圖17可知，試件A-2在疲勞加載循環(huán)幾千次后便基本穩(wěn)定；峰值穩(wěn)定在-0.63 mm左右，而谷值穩(wěn)定在-0.4 mm左右。由圖18可知，試件W-2在循環(huán)加載中的殘余變形累積過(guò)程在荷載循環(huán)1萬(wàn)次內(nèi)速度較快（曲線斜率較大），即疲勞損傷初始發(fā)展較快；1萬(wàn)次至5.5萬(wàn)次荷載循環(huán)間殘余變形累積過(guò)程趨于平緩，疲勞損傷發(fā)展進(jìn)入中間穩(wěn)定階段；5.5萬(wàn)次后，疲勞損傷累積進(jìn)入失穩(wěn)破壞階段，殘余變形累計(jì)加速。這與文獻(xiàn)［21］中學(xué)者闡述的混凝土在等幅重復(fù)應(yīng)力作用下疲勞破壞損傷分段情況完全一致。圖17和圖18的對(duì)比也再次說(shuō)明了水流侵入對(duì)灌漿連接段疲勞性能的嚴(yán)重劣化效果。

圖17 試件A-2疲勞加載全過(guò)程位移最值隨循環(huán)次數(shù)的變化Fig.17 Maximum and minimum displacement for specimen A-2.

圖18 試件W-2疲勞加載全過(guò)程位移最值隨循環(huán)次數(shù)的變化Fig.18 Maximum and minimum displacement for specimen W-2.

5 結(jié) 論

海上風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的灌漿連接段會(huì)在水下或浪濺區(qū)工作。本文設(shè)計(jì)了用以模擬灌漿連接段局部性能的平板試件，對(duì)4個(gè)試件進(jìn)行了空氣中的疲勞試驗(yàn)。同時(shí)，設(shè)計(jì)了一套水循環(huán)系統(tǒng)，對(duì)2個(gè)試件進(jìn)行了考慮水流侵入的影響的疲勞試驗(yàn)，得到了如下結(jié)論：

（1）空氣中加載的疲勞試驗(yàn)表明，疲勞荷載幅較小的3個(gè)試件在2萬(wàn)次荷載循環(huán)后，試件加載的應(yīng)變分布和殘余變形基本保持穩(wěn)定，灌漿材料表面僅出現(xiàn)若干細(xì)裂紋。而疲勞荷載幅較大的試件A-3的灌漿材料出現(xiàn)了較寬的裂紋和剝落現(xiàn)象，試件加載的殘余變形不斷累積，在約130萬(wàn)次達(dá)到試驗(yàn)機(jī)限值-5 mm試驗(yàn)暫停。

（2）考慮水流侵入的疲勞試驗(yàn)表明，水流侵入會(huì)嚴(yán)重劣化灌漿連接段疲勞性能。水中試件W-1和W-2的疲勞荷載條件分別與空氣中疲勞荷載幅較小的試件A-1和A-2完全相同，但在水流侵入的影響下，僅加載至26.4萬(wàn)次及6.4萬(wàn)次時(shí)，試驗(yàn)機(jī)位移便達(dá)到-10 mm，試驗(yàn)終止。相較于試件A-1和A-2（二者經(jīng)過(guò)200萬(wàn)次疲勞循環(huán)總變形都在-0.7 mm以內(nèi)），足以可見(jiàn)水流侵入的劣化效果。

試驗(yàn)證明，實(shí)際的海上風(fēng)機(jī)單樁支撐結(jié)構(gòu)灌漿連接段的密封性應(yīng)值得高度關(guān)注。同時(shí)，本試驗(yàn)中考慮水流侵入的試件個(gè)數(shù)有限，水流侵入對(duì)灌漿連接段疲勞性能的定量劣化效果還需進(jìn)一步補(bǔ)充研究。