海上風(fēng)機單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段試驗有限元模擬

王 銜，邱 松，陳 濤

（1. 中交第三航務(wù)工程局有限公司，上海 200032；2. 同濟大學(xué)工程結(jié)構(gòu)服役性能演化與控制教育部重點實驗室，上海 200092）

0 引言

風(fēng)能作為最清潔安全的環(huán)境友好型能源之一，對解除當(dāng)前人類面臨的能源危機具有重要任用。隨著陸上風(fēng)電技術(shù)的不斷發(fā)展和日臻成熟，人們開始將目光轉(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。我國具有十分豐富的近海風(fēng)力資源，但目前我國的海上風(fēng)電機組容量仍偏小。國家在《能源發(fā)展“十三五”規(guī)劃》中指出，要積極開發(fā)海上風(fēng)力資源，推動海上風(fēng)電的技術(shù)進步和商業(yè)化運營，發(fā)展7 ～10 MW級風(fēng)電機組。裝機容量擴大使得風(fēng)機葉輪的半徑和重量增加，由此對基礎(chǔ)支撐結(jié)構(gòu)的安全性提出了更高的要求。海上風(fēng)電基礎(chǔ)需考慮風(fēng)荷載的影響，結(jié)構(gòu)自重較小，在風(fēng)浪荷載作用下位移較大，且疲勞荷載次數(shù)較多，風(fēng)機結(jié)構(gòu)在20 a使用壽命內(nèi)需承受高達10次循環(huán)荷載作用，因此支撐結(jié)構(gòu)在復(fù)雜荷載作用下的疲勞性能對其安全性有重要影響。灌漿連接段作為連接海上風(fēng)電機支撐結(jié)構(gòu)（塔身和樁基礎(chǔ)）最常用的結(jié)構(gòu)，對其疲勞性能進行研究至關(guān)重要。

目前，單樁結(jié)構(gòu)在海上風(fēng)電領(lǐng)域的應(yīng)用較為廣泛，截至2019年，單樁基礎(chǔ)形式占?xì)W洲所有已裝機的海上風(fēng)電基礎(chǔ)的81%。廣東外羅灣項目也采用該結(jié)構(gòu)形式，本文結(jié)合該項目設(shè)計單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段試件，并對其進行四點彎曲疲勞試驗和疲勞后軸壓試驗，對試驗中的典型試件進行有限元數(shù)值研究，將所得結(jié)果與試驗結(jié)果相比較，驗證數(shù)值模型的有效性，為未來的灌漿連接段參數(shù)分析奠定基礎(chǔ)。

1 灌漿連接段四點彎曲疲勞試驗

對設(shè)計的5 根灌漿連接段試件進行四點彎曲疲勞試驗，表1 為灌漿連接段試件的幾何尺寸和疲勞荷載幅值情況，圖1 為加載裝置簡圖。試件依據(jù)規(guī)范DNV-OS-J101-2014設(shè)計，試驗考慮灌漿連接段長度和荷載幅值對灌漿連接段疲勞性能的影響。其中M為根據(jù)規(guī)范計算的不同長度灌漿連接段的靜力極限彎曲承載力。

圖1 灌漿連接段四點彎曲疲勞試驗加載裝置簡圖

表1 灌漿連接段試件的幾何尺寸和疲勞荷載幅值情況

試驗鋼管采用NV-A36 船鋼制作，灌漿材料采用某高性能水泥基灌漿材料，根據(jù)我國室溫金屬拉伸規(guī)范和BS EN 13412 規(guī)范，2 種材料的主要性能見表2。

表2 灌漿連接段試件材料的主要性能

經(jīng)過200 萬次彎曲疲勞加載之后，試件1 ～試件4 并未出現(xiàn)明顯的彎矩承載力退化現(xiàn)象，灌漿連接段端部的灌漿材料也未出現(xiàn)明顯的裂紋和破碎。同時，在5 號試件中，由于試驗荷載幅值較大，試件過渡段內(nèi)加勁板（見圖2）處焊縫在經(jīng)歷約128 萬次疲勞荷載之后出現(xiàn)了開裂現(xiàn)象并延伸至整個鋼管，導(dǎo)致試驗停止，而灌漿連接段本身未出現(xiàn)任何破壞。在試驗過程中，盡管局部應(yīng)變或位移顯示了退化現(xiàn)象的出現(xiàn)，灌漿連接段并未出現(xiàn)明顯的可視變化。以試件3 為例，灌漿連接段受拉區(qū)局部應(yīng)變退化見圖3，灌漿連接段端部兩鋼管間相對位移在荷載循環(huán)10 萬次左右出現(xiàn)明顯的增大現(xiàn)象（見圖4）。然而，灌漿連接段試件的抗彎剛度并未出現(xiàn)明顯的退化現(xiàn)象（見圖5）。有關(guān)試驗的其他詳情參見文獻［4］，在此不再贅述。

圖2 試件5內(nèi)加勁鋼板焊縫破壞情況

圖3 灌漿連接段受拉區(qū)局部應(yīng)變退化

圖4 灌漿連接段端部相對豎向位移

圖5 試件3跨中位移曲線

2 灌漿連接段四點彎曲疲勞試驗有限元模擬

灌漿連接段是由鋼管和灌漿材料組成的組合結(jié)構(gòu)。對于鋼材，采用雙折線模型和von Mises屈服準(zhǔn)則并遵循規(guī)范DNV GL-RP-0419，將試驗測得的工程應(yīng)力和工程應(yīng)變轉(zhuǎn)換為實際應(yīng)力和實際應(yīng)變。

對于灌漿材料，采用軟件ABAQUS中的混凝土塑性損傷（Concrete Damage Plasticity，CDP）模型模擬。在灌漿材料圓柱體試件抗壓試驗中，當(dāng)試件的荷載達到峰值時，內(nèi)部積攢了很大的能量，繼續(xù)采用位移加載會使試件出現(xiàn)突然碎裂崩開的現(xiàn)象，因此無法獲得灌漿材料抗壓曲線的下降段。本文采用過鎮(zhèn)海研究得出的高強混凝土的單軸受壓應(yīng)力σ與應(yīng)變ε的關(guān)系曲線，對灌漿材料受壓曲線的下降段進行模擬。另外，在ABAQUS中使用CDP模型時，需要用戶輸入材料的非線性應(yīng)變與應(yīng)力的關(guān)系，具體實現(xiàn)方式可參考文獻［12］和文獻［13］。

考慮到對稱性，只建立灌漿連接段1／2 結(jié)構(gòu)的模型，主要包括樁管、過渡段和灌漿材料等3 部分（見圖6）。另外還有分配梁、支座和加勁板等部件，這些部件并不是本文關(guān)注的重點，建模時對其作簡化處理。假定不考慮分配梁的變形，將其簡化為剛性桿，并忽略支座和加勁板的細(xì)部構(gòu)造，采用簡單的幾何尺寸建模。

圖6 彎曲疲勞試驗有限元模型概況

模型中所有單元都采用8 節(jié)點六面體減縮積分實體（C3D8R）單元，以縮短計算時間，并防止出現(xiàn)“剪力鎖死”等不利的有限元計算結(jié)果。圖7 為彎曲疲勞試驗有限元模型網(wǎng)格及約束定義，在厚度方向?qū)⑦^渡段和鋼管劃分為4 層單元。采用梯形剪力鍵模擬焊接光圓鋼筋，梯形剪力鍵的形狀與實際剪力鍵接近，且網(wǎng)格比較容易劃分整齊，能避免出現(xiàn)網(wǎng)格畸形、尖角和網(wǎng)格尺寸依賴性等問題。剪力鍵局部區(qū)域的網(wǎng)格劃分比非剪力鍵區(qū)域更加精細(xì)，剪力鍵高度方向和寬度方向都至少劃分4 層單元。灌漿段環(huán)向劃分50 層網(wǎng)格。最小網(wǎng)格尺寸定義為灌漿連接段單樁管外徑的1／30。

圖7 彎曲疲勞試驗有限元模型網(wǎng)格及約束定義

剛性分配梁左側(cè)與樁管加載支座頂板中心線采用耦合接觸，約束所有的自由度，用以模擬固定支座；分配梁右側(cè)與過渡段加載支座頂板中心線采用耦合接觸，釋放y方向的約束，使之滿足滑動支座條件。設(shè)置一個參考點固定在分配梁上，將x方向的位移荷載加在分配梁的參考點上。有限元模型中采用位移加載，從而獲得加載點的反力和試件的剛度。灌漿材料與鋼管在法向上采用“硬接觸”，在切向上采用DNV GL-RP-0419中推薦的庫倫摩擦接觸（摩擦因數(shù)根據(jù)DNV-OS-J101-2014選擇0.7），其余所有接觸面都采用“tie”接觸。2 個支承支座的底面都采用固定約束。

本文僅給出具有代表性的試件3 的靜載過程的主要模擬結(jié)果。圖8 為試件3 跨中的荷載-位移曲線模擬結(jié)果。由圖8 可知，模型能較為準(zhǔn)確地模擬試件的剛度，表明本文采用的材料模型、接觸面設(shè)定和模型簡化都較為準(zhǔn)確，可應(yīng)用于后續(xù)的參數(shù)分析研究中。圖9為試件3 沿灌漿連接段長度方向的過渡段鋼管上縱向應(yīng)力分布模擬結(jié)果，由于試驗中鋼材并未進入屈服階段，將應(yīng)變片測量結(jié)果乘以鋼材的楊氏模量196656 MPa得到了應(yīng)力值。由圖9 可知，模型模擬得到的應(yīng)力結(jié)果與試驗值基本相同，但應(yīng)力值普遍偏小。分析可能的原因，在于鋼材拉伸試塊的彈性模量與實際試件中鋼管的彈性模量相比偏小。

圖8 試件3跨中的荷載-位移曲線模擬結(jié)果（靜載過程）

圖9 試件3縱向應(yīng)力分布模擬結(jié)果（靜載過程）

利用有限元模型結(jié)果中的鋼管應(yīng)力分布和灌漿材料應(yīng)力云圖，可采用DNV GL-RP-C203 鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范和DNV GL-ST-C502 海上混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中相應(yīng)的疲勞性能分析方法對試件的疲勞壽命進行分析計算。

鋼管焊接剪力鍵的疲勞性能可采用“熱點應(yīng)力法”分析，具體計算方法參見文獻［14］，在此不再贅述。通過對有限元模擬結(jié)果中過渡段鋼管和樁管的各應(yīng)力分量云圖進行觀察發(fā)現(xiàn)，沿灌漿連接段長度方向的鋼管縱向應(yīng)力在數(shù)值上比其他應(yīng)力分量大很多，起控制作用（見圖10）。從圖10 中可看出，灌漿連接段受拉側(cè)的過渡段①號剪力鍵右側(cè)拉應(yīng)力最大，是需進行熱點應(yīng)力分析的關(guān)鍵區(qū)域。當(dāng)提取疲勞荷載上限573.3 kN和下限216.58 kN時，灌漿連接段對稱截面上，過渡段①號剪力鍵右側(cè)靠近焊趾位置處各節(jié)點的應(yīng)力分量包括平行于焊縫方向的正應(yīng)力σ、平行于焊縫方向的剪應(yīng)力τ和垂直于焊縫方向的正應(yīng)力σ，其中σ為控制分量。經(jīng)過計算得到焊趾處的有效熱點應(yīng)力幅值Δσ= 86.99 MPa，選用空氣中的鋼材D類S-N曲線，得到該焊接剪力鍵的疲勞壽命N=810464 次。

圖10 疲勞峰值荷載573.3 kN下試件3沿灌漿連接段長度方向上的鋼管縱向應(yīng)力云圖

灌漿材料的疲勞性能可采用第三主應(yīng)力配合S-N 曲線的方式計算，具體計算方法參見文獻［15］，在此不再贅述。通過對峰值荷載（573.3 kN）下試件3 中灌漿材料第三主應(yīng)力云圖（見圖11）進行觀察發(fā)現(xiàn)，最大值出現(xiàn)在模型對稱截面受壓區(qū)的過渡段①號剪力鍵右側(cè)荷載上限（573.3 kN）處，該位置灌漿材料單元積分點最大的第三主應(yīng)力為89.61 MPa；取荷載下限時，相同單元積分點處的第三主應(yīng)力為34.87 MPa。試驗不考慮材料的分項系數(shù)和現(xiàn)場材料強度的折減，通過計算得到灌漿材料的疲勞壽命N= 617 次。

圖11 疲勞峰值荷載573.3 kN下試件3內(nèi)灌漿材料第三主應(yīng)力云圖

該計算結(jié)果顯示，相比焊接剪力鍵的疲勞壽命810464次，是灌漿材料的疲勞壽命N = 617 次起控制作用。這與第1 節(jié)所述試驗中觀察到的幾個位置的應(yīng)變在2 萬次荷載循環(huán)之后的靜力循環(huán)中出現(xiàn)退化的現(xiàn)象相符。同時，相關(guān)計算結(jié)果也表明，規(guī)范中的疲勞性能評價方法有一定的保守性，可應(yīng)用于設(shè)計工作中。

3 灌漿連接段疲勞后軸壓試驗

灌漿連接段在使用過程中仍需承受上部結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的軸向荷載，且在四點彎曲疲勞試驗中，雖有局部退化現(xiàn)象出現(xiàn)，但灌漿連接段本身未出現(xiàn)明顯破壞。因此，對5 根經(jīng)過彎曲疲勞的灌漿連接段試件進行軸向靜力極限強度試驗。

對5 根經(jīng)過彎曲疲勞的灌漿連接段試件進行氧氣火焰切割，去除試件兩側(cè)多余的鋼管，并設(shè)計樁管加載端部和過渡段加載端部進行加載（見圖12）。由于試驗機只能采用力控制，故采用分級加載的方式，每級加載50 kN，到達預(yù)定荷載之后，持續(xù)30 s記錄應(yīng)變片和位移計數(shù)據(jù)。加載過程會在試驗機荷載突降之后停止。

圖12 灌漿連接段軸壓試驗加載裝置簡圖

經(jīng)過試驗發(fā)現(xiàn)，所有試件都是因頂部過渡段鋼管受壓屈曲而破壞的。典型的疲勞后軸壓試件破壞模式見圖13；5 根灌漿連接段試件的彎矩荷載歷史和軸向受壓殘余極限承載力見表3。

圖13 典型的疲勞后軸壓試件破壞模式

表3 灌漿連接段試件的彎矩荷載歷史和軸向受壓殘余極限承載力

由5 根試件的破壞模式可知：即使灌漿連接段經(jīng)歷了彎曲疲勞荷載循環(huán)，且在疲勞循環(huán)中出現(xiàn)了局部退化，其仍具有足夠的軸向殘余承載力保證其在鋼管屈曲前不發(fā)生破壞。然而，由表3 可知，殘余軸向承載力似乎與灌漿連接段長度和彎曲疲勞歷史無關(guān)，反而是試件加工質(zhì)量會對其計算結(jié)果有很大影響。試件鋼管在彎卷、焊接和火焰切割中都會引入殘余應(yīng)力。同時，由于過渡段鋼管的厚度僅有6 mm，更易受到殘余應(yīng)力的影響。由于鋼管上的通長焊縫位于環(huán)向的270°位置處，因此試驗中的鋼管屈曲大多始于該位置。

有關(guān)試驗的更多詳細(xì)信息參見文獻［6］，在此不再贅述。

4 灌漿連接段疲勞后軸壓試驗有限元模擬

對灌漿連接段軸壓試驗中的試件3 進行數(shù)值模擬?？紤]到軸壓試驗的對稱性，僅對灌漿連接段的1／4結(jié)構(gòu)建立模型，并補充過渡段加載端部和樁管加載端部的部件（見圖14）。由于該部件不是本文關(guān)注的重點，且其形狀較為復(fù)雜，故采用二階四面體（C3D10）單元模擬。

圖14 軸壓試驗中試件3的有限元模型

在模型頂部建立參考點，并將參考點耦合到過渡段加載端部的頂部截面上。加載時，將豎向位移施加在頂部參考點上即可。灌漿連接段鋼管與加載端部之間采用“tie”接觸。樁管加載端部底面與地面固接。

圖15 為軸壓試驗中試件3 的有限元結(jié)果，模型因過渡段鋼管頂部屈曲而發(fā)生破壞，這與試驗結(jié)果一致。模型最大軸向承載力為4421.2 kN，該承載力明顯大于試驗值，主要原因是模型中并沒有考慮實際鋼管中存在的殘余應(yīng)力。這些殘余應(yīng)力難以準(zhǔn)確估計，但對厚度為6 mm的過渡段的受壓屈服的影響顯著。因此，不考慮殘余應(yīng)力的有限元模型會明顯高估試件的承載力。

圖15 軸壓試驗中試件3的有限元結(jié)果

圖16 為軸壓試驗中試件3 內(nèi)灌漿材料的Tresca應(yīng)力云圖。從圖16 中可很清晰看出灌漿材料內(nèi)形成的斜壓短柱。圖17 為試件3 內(nèi)灌漿材料的等效塑性拉應(yīng)變（Equivalent Plastic Strain in Uniaxial Tension，PEEQT）發(fā)展情況，已有很多學(xué)者提出，在ABAQUS中使用CDP模型模擬混凝土?xí)r，可使用PEEQT表征裂紋的發(fā)展。對于不同的混凝土材料，不同學(xué)者采用的表征混凝土裂紋的PEEQT值不完全相同，但這些值都介于2 ×10～5 ×10范圍內(nèi)，認(rèn)為PEEQT超過此值時，混凝土?xí)_裂。本文采用5 ×10表征裂紋的發(fā)生。從圖17 中可看出，灌漿材料的剪力鍵局部最先發(fā)生碎裂，隨后向灌漿材料內(nèi)部擴展，逐漸形成貫穿灌漿層的裂紋。

圖16 試件3內(nèi)灌漿材料的 Tresca應(yīng)力云圖

圖17 軸壓試驗中試件3內(nèi)灌漿材料的等效塑性拉應(yīng)變（PEEQT）發(fā)展情況

該模擬結(jié)果證明本文中的有限元模型可基本反映出軸壓荷載條件下灌漿連接段內(nèi)部的應(yīng)力分布，且通過等效塑性拉應(yīng)變能較為直觀地反映灌漿材料內(nèi)的裂紋發(fā)展情況。

5 結(jié)語

本文對單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段試件的四點彎曲疲勞試驗和疲勞后軸壓試驗中的典型試件進行了有限元數(shù)值模擬。通過與試驗結(jié)果相比較發(fā)現(xiàn)：四點彎曲數(shù)值模型能較為準(zhǔn)確地反映試件的剛度和應(yīng)變分布；該模型可結(jié)合DNV GL-RP-C203 和DNN GL-ST-C502 中的疲勞性能分析方法對灌漿連接段的疲勞性能進行評價，計算結(jié)果與試驗現(xiàn)象基本吻合，且具有一定的保守性，可應(yīng)用于單樁結(jié)構(gòu)灌漿連接段設(shè)計中。對疲勞后軸壓試驗的模擬可基本反映出試件的破壞模式和灌漿材料內(nèi)部的應(yīng)力分布及裂紋發(fā)展情況。綜上，本文提出的數(shù)值模型可模擬復(fù)雜受力狀態(tài)下的灌漿連接段，為后續(xù)工作中灌漿連接段的參數(shù)分析和疲勞性能評價奠定基礎(chǔ)。