風(fēng)、浪荷載作用下海上風(fēng)機(jī)單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段疲勞性能評(píng)價(jià)

黎亞舟，王 銜, ，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)

單樁支撐結(jié)構(gòu)作為最為流行的海上風(fēng)電基礎(chǔ)形式，截止2019年，單樁結(jié)構(gòu)形式占整個(gè)歐洲所有已裝機(jī)的海上風(fēng)電基礎(chǔ)的81%[1]。單樁與上部結(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)連接直徑不同的過(guò)渡段和鋼管樁。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[2]，因此其疲勞性能尤為重要。

灌漿連接段最早的應(yīng)用出現(xiàn)在20世紀(jì)70年代海洋石油燃?xì)馄脚_(tái)導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)中，當(dāng)時(shí)的學(xué)者對(duì)灌漿連接段的軸向靜力極限承載力的關(guān)注遠(yuǎn)高于疲勞性能，同時(shí)期只有少數(shù)學(xué)者[3-6]關(guān)注灌漿連接的軸向疲勞強(qiáng)度。這里以單樁支撐結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，其灌漿連接段主要受到彎矩作用，軸向荷載變化較小。對(duì)于灌漿連接段的彎曲疲勞性能，近20年來(lái)許多學(xué)者也進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)研究[7-9]，并依據(jù)相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)灌漿連接段設(shè)計(jì)規(guī)范[10]進(jìn)行了相關(guān)修訂。

基于385種工況下的廣東某實(shí)際5 MW單樁風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析，獲取了灌漿連接段荷載邊界條件時(shí)程。建立灌漿連接段精細(xì)化有限元子模型，將荷載邊界條件轉(zhuǎn)化為應(yīng)力時(shí)程。對(duì)于剪力鍵采用“熱點(diǎn)應(yīng)力”方法進(jìn)行疲勞性能評(píng)價(jià)。對(duì)于灌漿材料，選取剪力鍵附近灌漿材料單元積分點(diǎn)處的第三主應(yīng)力進(jìn)行疲勞性能評(píng)價(jià)。采用Palmgren-Miner線性損傷累計(jì)準(zhǔn)則和雨流計(jì)數(shù)方法進(jìn)行疲勞損傷的累計(jì)。

1 某實(shí)際5 MW單樁支撐結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)

圖1給出了某5 MW海上風(fēng)機(jī)單樁結(jié)構(gòu)示意圖及實(shí)地場(chǎng)地條件，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。結(jié)合廣東省某地一年內(nèi)的實(shí)際風(fēng)、浪實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，運(yùn)用譜表達(dá)法模擬生成了385種工況下單樁風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)上的隨機(jī)風(fēng)、浪荷載時(shí)程，主要包括風(fēng)機(jī)運(yùn)行氣動(dòng)荷載、風(fēng)機(jī)塔身風(fēng)荷載、波浪荷載。為簡(jiǎn)化計(jì)算，較為保守地將所有荷載作用在同一平面內(nèi)。

圖1 某實(shí)際5 MW單樁支撐結(jié)構(gòu)及實(shí)際場(chǎng)地條件Fig. 1 Real 5 MW monopile structure and soil condition

表1 某實(shí)際5 MW海上風(fēng)機(jī)單樁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)

建立了綜合考慮樁—土相互作用、灌漿連接段影響以及多種工況下不同阻尼比的實(shí)際單樁支撐結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)模型。實(shí)現(xiàn)了385種風(fēng)浪耦合工況下的單樁支撐結(jié)構(gòu)的時(shí)域動(dòng)力響應(yīng)分析及灌漿連接段的荷載邊界條件時(shí)程的提取，如圖2所示。此部分在文獻(xiàn)[17]中敘述，文中不再詳述。

圖2 單樁支撐結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析及荷載邊界條件提取Fig. 2 Dynamic analysis and load boundaries extraction

2 某實(shí)際灌漿連接段精細(xì)化有限元模型

采用Abaqus軟件進(jìn)行建模，建立的灌漿連接段精細(xì)化有限元模型如圖3所示，詳細(xì)的建模方法可參見文獻(xiàn)[18]。該模型采用導(dǎo)管架灌漿連接段軸壓試驗(yàn)以及單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段疲勞后軸向靜力試驗(yàn)的相關(guān)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，詳見文獻(xiàn)[19]，在此都不再贅述。通過(guò)此精細(xì)化有限元模型可將灌漿連接段的荷載邊界條件時(shí)程轉(zhuǎn)化為應(yīng)力的時(shí)程。

圖3 灌漿連接段精細(xì)化有限元模型Fig. 3 Refined finite element models for grouted

按照?qǐng)D1中尺寸建立某實(shí)際單樁風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)中灌漿連接段有限元模型。其中剪力鍵布置在灌漿連接段中間1/2長(zhǎng)度內(nèi)，間距s=450 mm，剪力鍵高度h=16 mm，剪力鍵寬度w=26 mm。剪力鍵的編號(hào)如圖4所示。鋼管和灌漿材料的材料屬性取某次材性試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值，如表2所示。

圖4 某實(shí)際灌漿段內(nèi)剪力鍵編號(hào)Fig. 4 The numbers of shear keys in the real grouted connection

表2 某實(shí)際灌漿連接段材料性能參數(shù)

3 灌漿連接段疲勞性能評(píng)價(jià)方式

灌漿連接段是由鋼結(jié)構(gòu)和灌漿材料組成的組合結(jié)構(gòu)，故其疲勞性能評(píng)價(jià)應(yīng)當(dāng)分成鋼結(jié)構(gòu)、灌漿材料兩部分?jǐn)⑹?。本?jié)將從這兩方面介紹灌漿連接段性能的評(píng)價(jià)方式，并補(bǔ)充介紹DNVGL-ST-0126規(guī)范[20]提出的建立在其承載力理論公式基礎(chǔ)上的灌漿連接段整體結(jié)構(gòu)疲勞性能評(píng)價(jià)方式。

3.1 Palmgren-Miner線性損傷累計(jì)準(zhǔn)則

Palmgren-Miner線性損傷累計(jì)準(zhǔn)則是疲勞分析中最常見的損傷累計(jì)方法，其假定所有k種工況下的結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的總損傷值D是每種工況下?lián)p傷值的累加之和，即：

(1)

其中，ni是第i種工況出現(xiàn)的次數(shù)，可采用文獻(xiàn)[21]附錄A中所述方法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行過(guò)濾，并通過(guò)雨流計(jì)數(shù)法進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，相關(guān)介紹可參見文獻(xiàn)[22-23]，雨流計(jì)數(shù)法采用的是美國(guó)材料與試驗(yàn)協(xié)會(huì)(ASTM)標(biāo)準(zhǔn)“E 1049-85”[24]中5.4.4節(jié)規(guī)定的；Ni是第i種工況下的疲勞壽命。一般假定構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的總損傷值D低于某一特定限值時(shí)就不會(huì)發(fā)生疲勞破壞。

3.2 焊接剪力鍵的疲勞性能

灌漿連接段內(nèi)通?？赡艹霈F(xiàn)鋼材疲勞破壞的位置為焊接剪力鍵附近，因此，采用“熱點(diǎn)應(yīng)力”法預(yù)估此灌漿連接段內(nèi)鋼管焊接剪力鍵的疲勞壽命。不同規(guī)范對(duì)于“熱點(diǎn)應(yīng)力”的計(jì)算方式定義一般略有差異，采用DNVGL-RP-C203[25]建立焊縫處的幾何有限元模型，取出距離焊趾0.5t和1.5t(t為焊接母材厚度)位置處的“幾何應(yīng)力”，通過(guò)線性插值即可得到焊趾處的“熱點(diǎn)應(yīng)力”。

如圖5所示，平行焊縫方向的正應(yīng)力可用σP表示，平行于焊縫方向的剪應(yīng)力可用τP表示，而垂直于焊縫方向的正應(yīng)力可用σV表示；圖中“Δ”符號(hào)代表應(yīng)力分量的變化值即應(yīng)力幅。距離焊趾位置0.5t和1.5t處“幾何應(yīng)力”的應(yīng)力幅可按下式計(jì)算：

圖5 焊縫應(yīng)力的示意Fig. 5 Stress components around the welded toes

(2)

其中，Δσ1表示焊縫平面內(nèi)最大主應(yīng)力幅，表示Δσ2焊縫平面內(nèi)最小主應(yīng)力幅，則有：

(3)

(4)

參數(shù)α的取值，規(guī)范[25]附錄表A-3詳細(xì)規(guī)定了焊縫的分類方法和等級(jí)評(píng)定，當(dāng)考慮剪力鍵焊縫為手工焊縫這種最不利情況時(shí)，參數(shù)α取為0.90。

得到上述距離剪力鍵焊趾0.5t及1.5t處的應(yīng)力分量后進(jìn)行線性插值，即可以得到焊趾處(即0t處)的應(yīng)力分量，計(jì)算所有應(yīng)力分量的變化幅度，根據(jù)式(2)計(jì)算焊趾處的“幾何應(yīng)力”(即“熱點(diǎn)應(yīng)力”)的應(yīng)力幅Δσeff_0t。

得到焊趾處的“熱點(diǎn)應(yīng)力”的應(yīng)力幅Δσeff_0t后，根據(jù)規(guī)范[25]的2.4.3節(jié)相關(guān)規(guī)定，若考慮焊接母材厚度的影響，則鋼管焊接剪力鍵的疲勞壽命與“熱點(diǎn)應(yīng)力”的應(yīng)力幅之間的關(guān)系可以用式(5)的S-N曲線表示。

(5)

同時(shí)，規(guī)范[25]中規(guī)定，當(dāng)焊接結(jié)構(gòu)無(wú)法監(jiān)測(cè)及維修時(shí)，式(1)中的總損傷值D的限值為1/3。

3.3 灌漿材料的疲勞性能

DNVGL海上混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范DNVGL-ST-C502[26]中給出的混凝土或灌漿材料的S-N曲線，其表達(dá)式如式(6)所示。

(6)

式中：frd為材料破壞時(shí)的抗壓強(qiáng)度；C1為參數(shù)，在空氣中的結(jié)構(gòu)取為12.0；水中受壓—壓循環(huán)時(shí)取為10.0，受拉—壓循環(huán)時(shí)取8.0。

(7)

式中：γm為材料分項(xiàng)系數(shù)，對(duì)有剪力鍵灌漿連接段疲勞分析時(shí)取為1.5；fcn為灌漿材料場(chǎng)地的抗壓強(qiáng)度，按式(8)計(jì)算。

(8)

其中，fcck為灌漿材料抗壓強(qiáng)度代表值，由150 mm直徑，300 mm高度圓柱體試塊測(cè)得；σmax為應(yīng)力循環(huán)中的最大壓應(yīng)力；σmin為應(yīng)力循環(huán)中的最小壓應(yīng)力，當(dāng)為拉應(yīng)力時(shí)取為0；C5為疲勞強(qiáng)度參數(shù)，對(duì)混凝土可取為1.0，對(duì)灌漿材料需要通過(guò)試驗(yàn)確定，當(dāng)無(wú)試驗(yàn)時(shí)取為0.8。

如果式(6)計(jì)算所得的lgN大于式(9)中X值，則此計(jì)算值須乘以式(10)中參數(shù)C2。

(9)

C2=[1+0.2(lgN-X)]>1.0

(10)

與焊接結(jié)構(gòu)的規(guī)定類似，規(guī)范[26]中也規(guī)定當(dāng)焊接結(jié)構(gòu)無(wú)法監(jiān)測(cè)及維修時(shí)，式(1)中的總損傷值D的限值為1/3。

由于剪力鍵局部區(qū)域存在較為嚴(yán)重應(yīng)力集中，灌漿連接段中的灌漿材料的裂紋一般始于剪力鍵位置。因此，將灌漿材料的疲勞性能計(jì)算位置定在如圖6所示的剪力鍵局部區(qū)域上方和下方的單元；利用單元積分點(diǎn)的第三主應(yīng)力和上述灌漿材料的S-N曲線評(píng)價(jià)灌漿層的疲勞壽命。

圖6 有限元模型灌漿層剪力鍵區(qū)域計(jì)算疲勞性能位置Fig. 6 Location for calculation of fatigue property of grout material

3.4 灌漿連接段的整體疲勞性能

DNVGL-ST-0126規(guī)范[20]給出了灌漿連接段的整體疲勞性能分析方法，該方法建立在其推導(dǎo)的灌漿連接段承載力理論公式[8,27]基礎(chǔ)上，定義y為某一荷載循環(huán)下，單位長(zhǎng)度的單層剪力鍵上所受荷載FV1Shk和剪力鍵承載力設(shè)計(jì)值FV1Shk, cap的比值，即

(11)

式中：γm為材料參數(shù)，對(duì)有剪力鍵灌漿連接段疲勞分析時(shí)取為1.5。

則在此荷載循環(huán)下灌漿連接段的疲勞壽命N為

(12)

然而該疲勞壽命曲線只建立在有限的試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上并且保守地取為試驗(yàn)數(shù)據(jù)的下包線，無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)灌漿連接段疲勞壽命，后文的計(jì)算結(jié)果將進(jìn)一步說(shuō)明該曲線的保守性。

4 風(fēng)、浪荷載作用下灌漿連接段疲勞性能評(píng)價(jià)

4.1 灌漿連接段荷載邊界條件的簡(jiǎn)化

經(jīng)過(guò)對(duì)提取的灌漿連接段實(shí)際荷載邊界條件進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，頂部軸力FV1最大值為6 472.6 kN，最小值為6 469.6 kN，變化范圍很小，同樣底部軸力FV2最大值為8 525.7 kN，最小值為8 522.4 kN。因此可將軸力簡(jiǎn)化為固定值，取頂部軸力FV1為6 475 kN。采用圖4所示的半模型，頂部軸力值為3 237.5 kN，忽略灌漿連接段上部過(guò)渡段鋼管的重量，保守地將該軸力直接施加在半模型頂部的參考點(diǎn)上。

圖7 灌漿連接段邊界條件的簡(jiǎn)化Fig. 7 Simplification of the load boundary conditions

(13)

(14)

4.2 灌漿連接段精細(xì)化有限元模型確定應(yīng)力分布

4.2.1 彎矩和水平力作用下的應(yīng)力疊加

在最大彎矩荷載和水平力同時(shí)作用下樁管的最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在圖4中的⑨號(hào)剪力鍵處，最大值為49.89 MPa，仍處于彈性狀態(tài)。過(guò)渡段鋼管的最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在圖4的⑧號(hào)剪力鍵處，最大值為75.99 MPa，也處于彈性狀態(tài)。灌漿材料第三主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在樁管側(cè)⑧號(hào)剪力鍵附近，最大值為25.27 MPa，小于最大受壓強(qiáng)度87.6 MPa的1/3，處于彈性狀態(tài)。由于所有部件仍處于材料的彈性階段，因此可以考慮進(jìn)行彎矩荷載和水平力分別作用下的疊加。

對(duì)三種工況下的應(yīng)力狀態(tài)最大值位置的應(yīng)力進(jìn)行提取，如表3所示。

表3 某實(shí)際灌漿連接段材料性能參數(shù)

將三種工況下的樁管、過(guò)渡段、灌漿材料的最大應(yīng)力值分別減去軸力和自重作用下的應(yīng)力值，以彎矩和水平力共同作用下的工況作為基準(zhǔn)，利用彎矩和水平力分別作用時(shí)兩種工況的加和減去基準(zhǔn)值后，再除以基準(zhǔn)值，可得到彎矩和水平力分別作用下的最大應(yīng)力直接疊加產(chǎn)生的誤差。從表3中可知，除去重力和軸力荷載后，灌漿材料和樁管內(nèi)部最大應(yīng)力值直接疊加的誤差均在2%左右，而過(guò)渡段內(nèi)部最大應(yīng)力直接疊加的誤差也僅在8.5%以內(nèi)。同時(shí)，由于三種工況是所有彎矩和水平荷載的最大包絡(luò)值，由此可以認(rèn)為在此范圍內(nèi)的隨機(jī)彎矩和水平力荷載作用下的應(yīng)力狀態(tài)可以進(jìn)行疊加。

4.2.2 彎矩和水平力單獨(dú)作用下的應(yīng)力分量的提取

通過(guò)Abaqus后處理文件，分別提取除去重力和軸力荷載后，彎矩或水平力單獨(dú)作用下灌漿連接段內(nèi)部的應(yīng)力分量與荷載大小間的關(guān)系。由于假定水平力和彎矩荷載都只作用在灌漿連接段的對(duì)稱面上，因此應(yīng)力最大的截面必然出現(xiàn)在對(duì)稱面上，因而只需考慮對(duì)稱面上的應(yīng)力分量即可。

對(duì)于鋼管上的焊接剪力鍵，如圖8所示，按照3.2節(jié)所述的方法計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí)，需要距離焊趾0.5t和1.5t位置的應(yīng)力分量，即同時(shí)提取圖8中剪力鍵焊趾上方和下方的②號(hào)、③號(hào)、⑦號(hào)和⑧號(hào)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分量，從而插值得到所需位置的應(yīng)力分量。

圖8 剪力鍵局部網(wǎng)格及應(yīng)力分量提取 Fig. 8 Stress components extraction around the shear key

對(duì)于灌漿材料，如3.3節(jié)所述，提取剪力鍵上方和下方最外層單元積分點(diǎn)處的第三主應(yīng)力分量。

考慮到灌漿連接段內(nèi)剪力鍵數(shù)量較多，且需提取不同荷載水平下的應(yīng)力分量，因此利用Python語(yǔ)言編寫Abaqus后處理程序，分別提取水平力和彎矩荷載分別作用下，灌漿連接段內(nèi)剪力鍵附近鋼管應(yīng)力分量和灌漿材料第三主應(yīng)力隨荷載值變化的情況。

4.3 焊接剪力鍵疲勞性能評(píng)估

結(jié)合已經(jīng)得到的灌漿連接段的荷載邊界條件時(shí)程，以及除去重力和軸力荷載后，水平力和彎矩荷載單獨(dú)作用下灌漿連接段內(nèi)剪力鍵局部鋼管應(yīng)力分量與荷載值的關(guān)系；編寫Matlab程序，通過(guò)荷載和應(yīng)力的關(guān)系插值，轉(zhuǎn)化為距焊趾0.5t和1.5t位置的應(yīng)力分量時(shí)程。最后通過(guò)線性插值，得到鋼管剪力鍵焊趾處熱點(diǎn)應(yīng)力分量的時(shí)程。

值得注意的是，3.2節(jié)所述的焊接剪力鍵疲勞性能“熱點(diǎn)應(yīng)力”評(píng)價(jià)方法相關(guān)計(jì)算時(shí)只考慮應(yīng)力分量的變化幅值，而無(wú)需考慮應(yīng)力分量的平均值，因此無(wú)需考慮重力和軸力荷載對(duì)應(yīng)力分量平均值的影響，可直接采用除去重力和軸力荷載后的應(yīng)力分量時(shí)程。

假定焊接剪力鍵為手工焊接，考慮水中并有陰極保護(hù)的S-N曲線，并將數(shù)據(jù)過(guò)濾的幅度定為“熱點(diǎn)應(yīng)力”應(yīng)力幅Δσeff_0t的1/200。若某種工況下焊趾處的損傷值為di，其持續(xù)的時(shí)間為ti，發(fā)生的概率Pi，若假定海上風(fēng)機(jī)單樁支撐結(jié)構(gòu)的使用壽命T為20年，則依據(jù)線性損傷累計(jì)方法，某一剪力鍵位置處的總損傷D為各種工況下?lián)p傷Di的疊加：

(15)

經(jīng)過(guò)計(jì)算后所有剪力鍵的最大損傷值D為1.349 8×10-10，出現(xiàn)在圖4中過(guò)渡段受壓側(cè)最上方的⑧號(hào)剪力鍵上方焊趾處。此損傷值遠(yuǎn)小于3.2節(jié)規(guī)定的限值1/3，證明灌漿連接段在假設(shè)的20年的使用壽命中，焊接剪力鍵焊趾處不會(huì)發(fā)生疲勞破壞。

4.4 灌漿材料疲勞性能評(píng)估

與焊接剪力鍵疲勞性能評(píng)估思路類似，編寫相應(yīng)的Matlab程序，通過(guò)荷載和應(yīng)力的關(guān)系插值，將荷載邊界條件時(shí)程轉(zhuǎn)化為剪力鍵局部灌漿材料第三主應(yīng)力分量時(shí)程。

值得注意的是，與焊接剪力鍵疲勞損傷計(jì)算不同，3.3節(jié)的灌漿材料的S-N曲線相關(guān)計(jì)算時(shí)同時(shí)考慮應(yīng)力分量最大值和最小值，因此需要考慮重力和軸力荷載對(duì)應(yīng)力分量平均值的影響。讀取重力和軸力荷載下的應(yīng)力分量，直接疊加在彎矩和水平力荷載時(shí)程計(jì)算得到的應(yīng)力分量時(shí)程上。

假定灌漿材料圓柱體單軸抗壓強(qiáng)度為實(shí)測(cè)值87.56 MPa，并且參數(shù)C5取為0.85；材料分項(xiàng)系數(shù)取為1.5；在水中但只有壓—壓循環(huán)，則式(6)中參數(shù)C1取為10。同樣，將Markov過(guò)濾的幅度定為應(yīng)力分量幅度的1/200，經(jīng)過(guò)式(15)計(jì)算后所有剪力鍵附近的灌漿材料的最大損傷值D為0.001 54，出現(xiàn)在圖4中過(guò)渡段受壓側(cè)最上方的⑧號(hào)剪力鍵下方處，此損傷值大于焊接剪力鍵的最大損傷值，證明灌漿連接段在風(fēng)、浪疲勞荷載下，灌漿材料疲勞起控制作用。然而灌漿材料損傷值D依舊在2‰之內(nèi)，遠(yuǎn)小于3.3節(jié)規(guī)定的限值1/3，即在假設(shè)的20年的使用壽命中，灌漿連接段不會(huì)發(fā)生破壞。

分析上述所有工況下，起控制作用的過(guò)渡段受壓側(cè)最上方的⑧號(hào)剪力鍵下方灌漿材料的損傷值Di，取出排名前十的工況，如表4所示。從表中可知，前十位的工況風(fēng)速均為12 m/s，此時(shí)風(fēng)速最接近于5 MW風(fēng)機(jī)運(yùn)行的額定風(fēng)速11.4 m/s，風(fēng)機(jī)以額定風(fēng)速運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的推力最大。將損傷值Di前五位的工況的風(fēng)、浪功率譜以及單樁風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)基頻都進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理后，繪制在圖9中。從圖中可知，Kaimal風(fēng)譜峰值仍距離風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)基頻較遠(yuǎn)；而產(chǎn)生損傷值Di較大的前兩種工況的B-M海浪譜的峰值也并非最為靠近結(jié)構(gòu)基頻，反而排名第三的Hs=1.25 m，Ts=5.005 s的工況的峰值頻率更加接近結(jié)構(gòu)基頻，因此得出如下結(jié)論:海浪譜的峰值頻率與結(jié)構(gòu)基頻越接近并不會(huì)對(duì)灌漿連接段產(chǎn)生越大的損傷值。

表4 過(guò)渡段受壓側(cè)最上方的⑧號(hào)剪力鍵下方灌漿材料損傷Di前十位的工況

圖9 灌漿材料損傷Di的前五位不同工況下風(fēng) 、浪荷載譜和結(jié)構(gòu)基頻的關(guān)系Fig. 9 Wind and wave spectrum under the 5 load conditions with the largest damage values

4.5 灌漿連接段整體疲勞性能評(píng)價(jià)

依據(jù)3.4節(jié)中所述的DNVGL-ST-0126規(guī)范[20]對(duì)灌漿連接段整體疲勞性能的評(píng)價(jià)方法，進(jìn)行了相關(guān)計(jì)算。

假定設(shè)計(jì)中采用的灌漿材料75 mm立方體抗壓強(qiáng)度為130 MPa；鋼材楊氏模量為206 GP，泊松比為0.3；灌漿材料楊氏模量為50 GPa。將數(shù)據(jù)過(guò)濾的幅度定為式(11)中y值的1/200，則經(jīng)過(guò)計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，排名前9的工況損傷值Di都大于1，總損傷值D更是達(dá)到38.62。說(shuō)明按照3.4節(jié)所述的規(guī)范[20]對(duì)灌漿連接段整體疲勞性能的評(píng)價(jià)方法計(jì)算，灌漿連接段早已發(fā)生破壞。然而，4.3節(jié)和4.4節(jié)的相關(guān)計(jì)算證明灌漿連接段的總損傷值僅在2‰之內(nèi)，由此證明規(guī)范[20]中方法的保守性，按此規(guī)范進(jìn)行灌漿連接段的疲勞設(shè)計(jì)可能會(huì)造成不必要的浪費(fèi)。

5 結(jié) 語(yǔ)

灌漿連接段的疲勞性能對(duì)于海上風(fēng)機(jī)單樁支撐結(jié)構(gòu)至關(guān)重要?；?85種工況下的廣東某實(shí)際5 MW單樁風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析，獲取了灌漿連接段荷載邊界條件時(shí)程。建立灌漿連接段精細(xì)化有限元子模型，將荷載邊界條件轉(zhuǎn)化為應(yīng)力時(shí)程。由此對(duì)風(fēng)、浪荷載作用下的灌漿連接段進(jìn)行了疲勞性能評(píng)價(jià)，得到了如下結(jié)論：

1) 對(duì)焊接剪力鍵焊趾附近應(yīng)力分量時(shí)程進(jìn)行“熱點(diǎn)應(yīng)力”法相關(guān)計(jì)算，得到在假定的海上風(fēng)機(jī)20年的使用壽命中，損傷最大的剪力鍵的總損傷D為1.349 8×10-10。

2) 對(duì)剪力鍵附近灌漿材料的第三主應(yīng)力時(shí)程進(jìn)行相關(guān)計(jì)算，得到在假定的海上風(fēng)機(jī)20年的使用壽命中，損傷最大的剪力鍵附近的灌漿材料總損傷D為1.54×10-3。由此可見，灌漿連接段的疲勞性能由灌漿材料控制。由于損傷值遠(yuǎn)小于限值1/3，也說(shuō)明在現(xiàn)有的荷載條件下，灌漿連接段在20年的使用壽命中不會(huì)發(fā)生破壞。

3) 分析產(chǎn)生損傷較大的前幾種工況進(jìn)行可知，風(fēng)速為12 m/s時(shí)，最接近5 MW標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)機(jī)的額定風(fēng)速，此時(shí)風(fēng)機(jī)運(yùn)行對(duì)單樁結(jié)構(gòu)的推力最大，產(chǎn)生的疲勞損傷也最大；同時(shí)海浪譜的峰值頻率與結(jié)構(gòu)基頻越接近并不會(huì)對(duì)灌漿連接段產(chǎn)生越大的損傷值。

4) 采用DNVGL-ST-0126規(guī)范[20]的相關(guān)方法，對(duì)灌漿連接段整體疲勞性能進(jìn)行了評(píng)價(jià)。經(jīng)過(guò)相關(guān)程序計(jì)算，發(fā)現(xiàn)產(chǎn)生損傷值較大的前9種工況的Di都遠(yuǎn)大于1，總損傷值D更是達(dá)到38.62；與1)和2)條結(jié)果比較，說(shuō)明了規(guī)范[20]的整體疲勞性能評(píng)價(jià)方法的過(guò)分保守性。

文中所提出的對(duì)于風(fēng)、浪荷載作用下的單樁基礎(chǔ)灌漿連接段的疲勞性能評(píng)價(jià)方法是具有較好地普適性的，可以推廣到其他結(jié)構(gòu)形式中的灌漿連接段中。然而，計(jì)算中目前僅有一年的實(shí)際場(chǎng)地風(fēng)、浪實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，用該數(shù)據(jù)推測(cè)海上風(fēng)機(jī)單樁支撐結(jié)構(gòu)灌漿連接段的疲勞性能可能不具有代表性，未來(lái)的工作中應(yīng)采用更加豐富而全面的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。