膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍與傳統(tǒng)式的對比及其承載性能研究

陳 勇，石 湘，李曉明，劉建峰，趙曉東，朱紹華

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津 300451；2.中國海洋大學(xué)，青島 266100）

0 引 言

導(dǎo)管架海洋平臺是占比最大的一種鋼制平臺結(jié)構(gòu)，在它的服役中后期由于各種損傷的積累會出現(xiàn)不同程度的疲勞裂紋、結(jié)構(gòu)老化，結(jié)構(gòu)的完整性受到威脅。為了讓其繼續(xù)服役，需要進(jìn)行必要的完整性評估和維修加固［1］。灌漿卡箍是一種常用的平臺水下構(gòu)件修復(fù)加固方法，在國外得到了廣泛的應(yīng)用，國內(nèi)龔順風(fēng)等進(jìn)行了一些早期研究［2］，但工程應(yīng)用很少，僅在惠州油田HZ21-1A平臺水深101 m處的撐桿裂紋處進(jìn)行了自應(yīng)力灌漿卡箍的修復(fù)［3］。考慮到傳統(tǒng)技術(shù)存在安裝復(fù)雜、成本高等問題，提出了一種膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍技術(shù)［4］。針對這種卡箍，石湘等采用了短螺栓結(jié)構(gòu)形式并進(jìn)行了滑動應(yīng)力測試和分析［5］，然后又進(jìn)行了實(shí)際尺寸該種灌漿卡箍的滑動應(yīng)力測試和海上試驗(yàn)［6］，為它的工程應(yīng)用打下了堅(jiān)實(shí)基礎(chǔ)。本文的主要工作是把膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍與傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行工作原理、優(yōu)缺點(diǎn)和滑動承載性能的對比，然后對膨脹式灌漿卡箍的滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式和剩余承載力進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 卡箍工作原理與優(yōu)缺點(diǎn)對比

1.1 傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍

傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍（見圖1）是利用雙頭螺栓連接的兩瓣或者多瓣的加強(qiáng)鞍板結(jié)構(gòu)。鞍板尺寸較大，與管件不直接接觸，因此形成一個(gè)環(huán)形空腔，然后把水泥漿灌入空腔，待灌漿達(dá)到要求的強(qiáng)度后，再次擰緊雙頭螺栓，從而在灌漿與受損管件界面上形成徑向壓力，使得卡箍獲得相應(yīng)的連接強(qiáng)度，即滑動承載力。由于灌漿層的存在，這種卡箍對受損部位的幾何尺寸具有較大的安裝容限。

圖1 傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍Fig.1 Traditional stressed grouted clamp

傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍以其承載力大、缺陷容限高和疲勞性能良好在國外得到了廣泛的應(yīng)用［1］。但水下安裝中由于結(jié)構(gòu)對開口處的密封有相當(dāng)難度，而且需等候灌漿達(dá)到一定強(qiáng)度后（至少36 h）再派潛水員擰緊雙頭螺栓［1］，因此存在水下安裝復(fù)雜、費(fèi)用高等問題。

1.2 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的原理是在水泥漿中摻入一定比例的膨脹劑，利用灌漿膨脹受限自動建立卡箍的預(yù)應(yīng)力以獲得相應(yīng)的承載能力［4］。它無須像傳統(tǒng)式那樣再次擰緊螺栓，可以節(jié)省工程船和潛水員的施工時(shí)間。由于膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍（見圖2）的產(chǎn)生方式與傳統(tǒng)式不同，采用短螺栓結(jié)構(gòu)可以具有更高的滑動承載力［5］，并使得卡箍的結(jié)構(gòu)大幅簡化、重量減輕、水下安裝難度降低?？ü繉﹂_口處的密封比傳統(tǒng)式結(jié)構(gòu)易于設(shè)計(jì)和水下安裝，不易出現(xiàn)漏漿問題。

圖2 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍Fig.2 Expansive stressed grouted clamp

2 滑動承載性能對比

自應(yīng)力灌漿卡箍主要的失效模式是受損管件與灌漿環(huán)內(nèi)表面之間產(chǎn)生滑脫，因此需要進(jìn)行防滑設(shè)計(jì)。防滑設(shè)計(jì)就是保證卡箍在使用中承受的滑動應(yīng)力小于卡箍許用滑動應(yīng)力，而許用滑動應(yīng)力是由實(shí)驗(yàn)測得的滑動應(yīng)力除以安全系數(shù)獲得的。由于實(shí)驗(yàn)測得的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)有限，工程上一般通過擬合一個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式來計(jì)算這個(gè)應(yīng)力，進(jìn)行防滑設(shè)計(jì)。以下通過滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式對這2種卡箍的滑動承載性能進(jìn)行對比。

2.1 傳統(tǒng)式卡箍滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式

英國能源部對傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行了大量的模型實(shí)驗(yàn)，率先提出了計(jì)算滑動應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式［7］，MSL Engineering公司對這個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式的推導(dǎo)方法提出了不同意見，于是對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了篩選和再次分析，最終得到滑動應(yīng)力fsa的經(jīng)驗(yàn)公式如下［1］：

滑動承載力包括受損管件與灌漿界面的摩擦力和黏結(jié)力兩部分。式中，0.95Cs代表黏結(jié)力部分，Cs是與黏結(jié)力有關(guān)的管件表面狀況系數(shù)；0.35C′s（FN/DL）代表摩擦力部分，C′s是與摩擦力有關(guān)的管件表面狀況系數(shù)；FN是螺栓總載荷；D是受損管件的外徑；L是灌漿環(huán)的長度；T是受損管件的厚度。該公式的適用范圍如下：

由式（1）可以看出，自應(yīng)力灌漿卡箍滑動應(yīng)力的影響因素主要包括自應(yīng)力FN/DL、卡箍的長細(xì)比L/D、受損管件厚徑比T/D以及受損管件的表面狀況。對于管件表面噴砂狀況Cs和C′s分別設(shè)置為0.6和1.0，但是該公式?jīng)]有確定管件表面噴丸狀況的2個(gè)系數(shù)。

2.2 膨脹式卡箍滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式

中國海洋大學(xué)根據(jù)測試的管件表面噴砂處理的卡箍滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)，參考式（1）的一般形式，利用參數(shù)優(yōu)化方法，得到了膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式［8］，如下：

式（3）同樣考慮黏結(jié)力和摩擦力兩部分。為了使用方便，采用膨脹劑摻量比K來計(jì)算摩擦力部分并假設(shè)它與預(yù)應(yīng)力成正比，參數(shù)優(yōu)化出與K相關(guān)的有效強(qiáng)度為4.8 MPa。對于管件噴砂表面狀況，同樣將Cs和C′s分別設(shè)置為0.6和1.0。經(jīng)驗(yàn)公式的適用范圍如下：

2.3 噴砂表面狀況下滑動承載性能對比

因?yàn)閭鹘y(tǒng)式卡箍的滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式（1）只有管件噴砂表面狀況下的系數(shù)值，所以只能對比這種狀況下的滑動應(yīng)力。為了對比方便，把2個(gè)公式的預(yù)應(yīng)力P做了統(tǒng)一，令傳統(tǒng)式卡箍由螺栓擰緊造成的預(yù)應(yīng)力FN/DL=P，則經(jīng)驗(yàn)公式（1）轉(zhuǎn)化為

表1是實(shí)測的膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍膨脹壓力數(shù)據(jù)［8］，認(rèn)為膨脹壓力就是預(yù)應(yīng)力P，然后根據(jù)表1推算出膨脹劑摻量比K與預(yù)應(yīng)力P的平均值關(guān)系為K=0.066 3P，代入經(jīng)驗(yàn)公式（3），則

表1 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的膨脹壓力Tab.1 Expansive pressures of expansive stressed grouted clamp

在分別設(shè)定3種長細(xì)比L/D（1.02、1.67、3.33）和2種厚徑比T/D（0.039 4、0.031 5）的組合條件下，選擇實(shí)際膨脹劑摻量比K范圍0～0.18對應(yīng)的預(yù)應(yīng)力P范圍0～2.71 MPa，計(jì)算2個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式所有組合下，這個(gè)預(yù)應(yīng)力范圍對應(yīng)的滑動應(yīng)力均值，如表2所示。

表2 膨脹式卡箍與傳統(tǒng)式卡箍的滑動應(yīng)力均值Tab.2 Average slip stresses of expansive clamp and traditional clamp

以傳統(tǒng)式卡箍滑動應(yīng)力均值為基準(zhǔn)，可以看出膨脹式卡箍滑動應(yīng)力平均多出百分比為34.0%～52.9%。無論哪種長細(xì)比L/D和厚徑比T/D組合，膨脹式卡箍的滑動應(yīng)力均明顯大于傳統(tǒng)式卡箍。主要是因?yàn)榕蛎浭娇ü康慕Y(jié)構(gòu)適合灌漿膨脹受限下預(yù)應(yīng)力的產(chǎn)生，體現(xiàn)卡箍徑向剛度的厚徑比T/D對滑動應(yīng)力的正相關(guān)影響比傳統(tǒng)式要大。

但是膨脹式卡箍滑動應(yīng)力由于受到其預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)理的限制（預(yù)應(yīng)力一般小于3 MPa），滑動應(yīng)力最大只能達(dá)到3 MPa，而傳統(tǒng)式卡箍預(yù)應(yīng)力可達(dá)12 MPa，滑動應(yīng)力最大可達(dá)6～7 MPa，因此在卡箍安裝空間受限需要很大滑動應(yīng)力的情況下（＞3 MPa），傳統(tǒng)式卡箍具有相當(dāng)?shù)某休d性能優(yōu)勢，應(yīng)使用這種卡箍。

3 噴丸表面狀況下膨脹式卡箍滑動承載性能測試及分析

滑動承載力的主要部分是灌漿與管件界面間的摩擦力，通常管件表面越粗糙，摩擦力越大。在實(shí)際卡箍修復(fù)施工過程中，對水下管件一般使用高壓水沖刷進(jìn)行處理，按噴砂表面分析，而對新加入撐桿的陸上加工管件可做噴丸表面處理和分析。為了得到膨脹式卡箍管件噴丸表面狀況下的滑動承載性能參數(shù)，進(jìn)行了以下試驗(yàn)測試和分析。

3.1 模型試驗(yàn)設(shè)置及滑動應(yīng)力測試

分析已有的膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動應(yīng)力試驗(yàn)數(shù)據(jù)［9］制訂了如下測試方案。

1）滑動應(yīng)力測試的模型設(shè)置和測試方案

試驗(yàn)使用的小尺寸卡箍模型如圖3所示，受損管件外徑為108 mm，鞍板外徑為168 mm、厚度為6 mm，灌漿厚度為24 mm，數(shù)量為7個(gè)。在受損管件長細(xì)比L/D小于1.67的試驗(yàn)中，管件兩段采用尼龍棒對正相接，管件2個(gè)外端設(shè)置有拉頭用于試驗(yàn)機(jī)拉伸。

圖3 小尺寸卡箍模型Fig.3 Structure of the small clamp model

用于測試的受損管件的尺寸、厚徑比T/D如表3所示，管件表面狀況均為噴丸處理。卡箍長細(xì)比L/D設(shè)置為1.02、1.67和3.33三個(gè)值。

表3 受損管件尺寸及厚徑比T/DTab.3 Sizes and thickness to diameter ratios T/D of damaged tubes

2）灌漿卡箍試件的制作及養(yǎng)護(hù)

卡箍灌漿過程中使用的水泥型號是PO42.5，膨脹劑類型是FEA100。選取了膨脹劑摻量比為10%與15%的2種水泥漿進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，水灰比為0.45，模型在不同膨脹劑摻量比下水泥漿成分如表4所示。

表4 水泥漿成分Tab.4 Chemical composition of cement slurry

具體的卡箍模型灌漿過程參見楊彬等的試驗(yàn)［4］，灌漿完成后需要將卡箍試件放在水中養(yǎng)護(hù)28天，養(yǎng)護(hù)情況如圖4所示。

圖4 小尺寸卡箍模型的養(yǎng)護(hù)Fig.4 Maintenance of small clamp models

3）滑動應(yīng)力的測試方法

卡箍滑動應(yīng)力的測量有2種方法，一種是拉出法（見圖5），利用試驗(yàn)機(jī)對受損管件兩端的拉頭逐步施加拉力，使得受損管件與灌漿環(huán)滑脫，此時(shí)的拉力即滑動承載力，進(jìn)而計(jì)算滑動應(yīng)力。

圖5 拉出法測試小尺寸模型滑動承載力Fig.5 Testing of slip capacity of a small model using the pull-out method

另一種是推出法（見圖6），在卡箍上方或下方放置一個(gè)與卡箍鞍板等直徑和壁厚的圓環(huán)，由壓力機(jī)壓縮管件與圓環(huán)外端使得管件與灌漿環(huán)脫開。然后用管件與灌漿環(huán)滑脫時(shí)的滑動承載力計(jì)算滑動應(yīng)力。

圖6 推出法測試小尺寸模型滑動承載力Fig.6 Testing of slip capacity of a small model using push-out method

若使受損管件滑脫的滑動承載力為Fs，則滑動應(yīng)力fs可以由下式計(jì)算：

式中：D為受損管件外徑；L為滑脫部分灌漿的長度。

4）滑動應(yīng)力增測數(shù)據(jù)

表5列出了增測的管件表面噴丸狀況下的小尺寸卡箍模型滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)。

表5 增測的小尺寸卡箍模型滑動應(yīng)力Tab.5 Supplementary slip stresses of small clamp models

3.2 噴丸表面狀況數(shù)據(jù)整理及滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式參數(shù)確定

把表5的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)加上已有的管件表面噴丸處理的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)［9］進(jìn)行匯總，如表6所示。為了分析方便，把相同影響因素的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)做了合并計(jì)算了均值。

表6 小尺寸卡箍模型的滑動應(yīng)力均值Tab.6 Mean slip stresses of small clamp models

在經(jīng)驗(yàn)公式（3）中，管件表面狀況對滑動應(yīng)力的影響是通過表面狀況系數(shù)Cs和C′s來反映的，其他系數(shù)與管件表面狀況無關(guān)。因此，經(jīng)驗(yàn)公式仍然是式（3）的形式，只是Cs和C′s不同而已。使用表6中管件表面狀況為噴丸處理的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)和參數(shù)優(yōu)化方法，將表面狀況系數(shù)Cs和C′s分別優(yōu)化為0.86和1.34，這樣就獲得了管件噴丸表面狀況下膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式。經(jīng)驗(yàn)公式的使用范圍仍參照式（4）。

3.3 經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測試值的誤差分析

為了驗(yàn)證滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式（3）在噴丸表面狀況下的準(zhǔn)確性，將它的計(jì)算值與表6的實(shí)驗(yàn)測試值進(jìn)行了對比。表7是小尺寸卡箍模型滑動應(yīng)力對比數(shù)據(jù)，以測試值為基準(zhǔn)，計(jì)算值與測試值的誤差最大為-8.00%，出現(xiàn)在9號試驗(yàn)組。

表7 小尺寸模型計(jì)算滑動應(yīng)力的誤差值Tab.7 Errors of calculated slip stresses for small clamp models

表8是大尺寸卡箍模型滑動應(yīng)力計(jì)算值與測試值的對比情況，噴丸表面狀況下的測試值來自張振的試驗(yàn)總結(jié)［8］，計(jì)算值是根據(jù)表中相同的影響參數(shù)按照經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的結(jié)果。大尺寸卡箍的受損管件外徑為508 mm，鞍板外徑為620 mm，灌漿厚度為31 mm，長細(xì)比L/D=1.02。從表8可知，誤差最大值為-4.27%，出現(xiàn)在膨脹劑摻量比為15%、厚徑比T/D為0.031 5的試驗(yàn)組。

表8 大尺寸模型計(jì)算滑動應(yīng)力的誤差值Tab.8 Errors of calculated slip stresses for large clamp models

綜上，噴丸表面狀況下膨脹式灌漿卡箍滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式的公式擬合程度較好，具有良好的準(zhǔn)確性。

4 膨脹式卡箍滑脫后剩余承載力的測試和分析

卡箍與受損管件之間的滑動承載力是通過灌漿環(huán)與管件界面之間的摩擦力和化學(xué)黏結(jié)力實(shí)現(xiàn)的。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)管件與灌漿環(huán)內(nèi)表面產(chǎn)生滑移后，自應(yīng)力灌漿卡箍仍可維持一部分承載力。下面通過膨脹式卡箍滑動承載力測試中的位移/力曲線分析一下滑脫后的剩余承載力。

圖7是一個(gè)典型的膨脹式灌漿卡箍滑動承載力測試曲線，采用的是3.1節(jié)介紹的小尺寸模型（受損管件外徑為108 mm、長細(xì)比L/D=3.33）和測試方法（推出法），壓力機(jī)加載速度是0.5 mm/min位移控制。圖中滑動承載力是管件與灌漿環(huán)滑脫時(shí)的數(shù)值，滑脫時(shí)會發(fā)出很大的聲響，它是力的最大值；然后進(jìn)入一段間歇式滑移，這是由于加載速度較慢，跟不上滑脫后的滑移速度，出現(xiàn)多次類似彈性體蓄能與放能的過程，與預(yù)應(yīng)力灌漿套管試驗(yàn)研究中［10］出現(xiàn)的振蕩式滑移現(xiàn)象類似。為了定量分析滑脫后剩余承載力，本文定義了一個(gè)最大剩余承載力的概念，它是滑脫后力曲線下降后第一次反彈的最大數(shù)值，可以較準(zhǔn)確地反映滑脫后的剩余承載力，一般再繼續(xù)滑移的話，由于管件與灌漿界面的磨損承載力會有所下降。圖中滑動承載力和最大剩余承載力分別是368.6 kN和291.6 kN?？梢钥闯?，卡箍滑脫后繼續(xù)頂進(jìn)近3 mm，還有近60%的剩余承載力。

圖7 膨脹式卡箍滑動承載力測試的位移/力曲線Fig.7 Displacement/force curve of slip capacity test of expansive clamp

表9是測試的小尺寸和大尺寸模型膨脹式卡箍滑動承載力與剩余最大承載力的匯總。大尺寸卡箍的受損管件外徑為508 mm，在3.3節(jié)已做過介紹，它的滑動承載力測試情況如圖8所示，加載速度是1.2 mm/min。由表9可以看出，最大剩余承載力一般超過滑動承載力的70%。

表9 膨脹式卡箍滑動承載力與最大剩余承載力Tab.9 Slip capacity and maximum residual slip capacity of expansive clamp

圖8 大尺寸卡箍模型的滑動承載力測試Fig.8 Test of slip capacity of a large clamp model

卡箍仍有相當(dāng)剩余承載力的原因是滑脫后破壞的滑動承載力只是管件與灌漿界面的黏結(jié)力部分，由于徑向壓力依然存在摩擦力部分仍在起作用，徑向壓力主要包括膨脹壓力和加載時(shí)管件和灌漿橫向變形引起的徑向壓力兩部分。另外，模型拆解后發(fā)現(xiàn)滑脫管件表面粘接有細(xì)小的灌漿顆粒，它們在滑移中會造成一些額外的滑動阻力。

5 結(jié) 語

本文首先把膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍與傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行了對比，然后對膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式和剩余承載力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。主要研究結(jié)論如下：

（1）對比管件表面噴砂狀況下2種卡箍滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式發(fā)現(xiàn)，在相同預(yù)應(yīng)力下（＜3 MPa范圍）膨脹式卡箍的滑動應(yīng)力明顯大于傳統(tǒng)式卡箍。但在卡箍安裝空間受限需要很大滑動應(yīng)力的情況下（＞3 MPa），傳統(tǒng)式卡箍具有相當(dāng)?shù)某休d性能優(yōu)勢。

（2）增加測試了膨脹式卡箍管件表面噴丸狀況下的滑動應(yīng)力數(shù)據(jù)，擬合得到了滑動應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式中的相關(guān)系數(shù)，公式計(jì)算值與測試值對比誤差在10%以內(nèi)，該經(jīng)驗(yàn)公式具有良好的準(zhǔn)確性。

（3）膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍在灌漿環(huán)與受損管件滑脫后仍有一定的剩余承載力，最大剩余承載力一般超過滑動承載力的70%。