膨脹式自應力灌漿卡箍長期滑動承載力測試

石 湘，楊 彬，展旭和，程 陽

(1.中國海洋大學工程學院，山東青島 266100;2.海洋石油工程(青島)有限公司，山東青島 266520)

膨脹式自應力灌漿卡箍是一種新型的修復加固技術，主要用于維修海洋工程結構的水下受損桿件，它具有滑動承載力高、允許制造公差大、施工時間短和施工成本低的優點［1-2］。國外Monash大學的Grundy等對使用膨脹劑產生預應力的樁/套管灌漿連接進行了剪切/粘結強度的試驗研究［3］;趙曉玲等對這種預應力樁/套管連接在大振幅動力荷載作用下的性能進行了試驗研究［4］。國內浙江大學的金偉良、龔順風對傳統灌漿卡箍技術進行了理論分析和試驗研究［5-6］;同濟大學的蔣首超對預應力樁/套管灌漿連接的最新進展進行了總結，包括影響其性能的參數、失效模式和物理性能等［7］;中國海洋大學的石湘等對膨脹式自應力灌漿卡箍技術進行了大量的物理模型試驗研究［1-2］，試驗結果表明，膨脹式自應力灌漿卡箍能在短期內迅速獲得膨脹壓力并達到最大2.5 MPa的滑動應力，符合大多數水下結構的修復加固要求。但是，由于觀察到膨脹灌漿性能比普通灌漿難于控制，再加上對這種灌漿材料長期穩定性的質疑，致使這項技術一直沒有在海洋工程實踐中得到應用［8］。

膨脹式自應力灌漿卡箍的長期承載性能主要受到兩個因素影響:灌漿的收縮徐變和膨脹劑的性能。在膨脹劑的作用下，灌漿環有體積膨脹趨勢但受到卡箍鞍板抑制而產生膨脹壓力。在這種預應力的長期作用下，灌漿環可能會發生徐變松弛從而減弱膨脹壓力。在灌漿完畢的長時間內，徐變作用是否會減弱膨脹卡箍的長期膨脹壓力，膨脹劑的長期膨脹補償作用能否消除徐變對長期膨脹壓力的不利作用，這些都對該類型卡箍的長期承載性能有著至關重要的影響。對膨脹式自應力灌漿卡箍的長期滑動承載力進行了試驗研究，并對試驗結果進行了分析總結。

1 卡箍試件設計及測試方法

1.1 試件結構介紹

試驗一共使用9套卡箍試件，并將它們進行編號(如表1所示)。卡箍試件模型分為A、B兩類結構尺寸，其中A類卡箍共有4套試件，其結構尺寸如圖1、2所示，鞍板總長度為410 mm，毎側有6個雙頭螺栓。B類卡箍共有5套試件，與A類卡箍不同，B類卡箍鞍板總長度為460 mm，毎側有5個雙頭螺栓，其它部分的結構尺寸基本相同。卡箍試件中，模擬損傷構件的內管從正中間斷為兩段，之間用木塞對正連接，外端都設有用于做拉伸試驗的拉頭。

圖1 卡箍試件結構示意Fig.1 Structure diagram of clamp model

圖2 卡箍試件結構截面示意Fig.2 Section diagram of clamp structure

1.2 膨脹劑及水泥漿配比

試驗中使用的膨脹劑是石家莊市功能建材有限公司FEA100膨脹劑，這是一種低干縮、高補償效率的全補償型混凝土膨脹劑，它的主要原料為高級硫鋁酸鹽熟料、活性氧化鈣熟料、優質硬石膏及明礬石［9］。

灌漿的主要成分為水泥、膨脹劑和粉煤灰。水泥采用的是山水牌PO42.5水泥，并在漿體中摻入了3%的二級粉煤灰以改善灌漿的工作性能。為了比較膨脹劑摻量對長期承載性能的影響，試驗使用了8%、10%、12%、15%四種膨脹劑摻量(內摻)，水灰比為0.45。各個卡箍試件的詳細灌漿成分和配合比如表1所示。

表1 灌漿成分表Tab.1 Chemical composition of grout

1.3 試件的制作、養護及測試

將受損內管置于卡箍鞍板之間，用雙頭螺栓緊固，先充水檢查試件的水密封性，調整密封件以防止滲漏。卡箍的上下兩側各有一個灌漿口，下為進漿口，上為出漿口(如圖2所示)，灌漿前先把試件沒于水中使灌漿空腔充滿水，然后再將水泥漿從進漿口灌入，逐步將空腔中的水排出，直到出漿口流出水泥漿并檢查出漿口水泥漿密度與進漿口一致為止。灌漿完畢后，封堵進出漿口，將卡箍試件放置于水箱中養護358天，然后置于空氣中7天，使試件干固以便于測試，總計養護期為一年。

在卡箍試件的養護期間，使用游標卡尺(精度為0.01 mm)定期測量卡箍的螺栓長度，如圖3所示。為了保證測量精度，將螺栓兩端打磨成錐形，如圖1所示。具體的測量時間點為:灌漿完畢后的第7天、28天、60天、90天、120天……，一直到一年養護期完畢為止，每次測量的同時記錄當時的環境溫度。然后將在水中養護了一年的卡箍試件放置在萬能試驗機上，進行拉伸試驗以測試其滑動承載力，如圖4所示。卡箍試件拉伸試驗完畢后，將雙頭螺栓拆卸下來，測量其自由長度，以便通過螺栓伸長量計算灌漿卡箍的膨脹壓力。

圖3 螺栓長度的測量Fig.3 Measurement of bolt length

圖4 卡箍試件滑動承載力的測試Fig.4 Test on slip capacity of clamp model

2 試驗結果及分析

2.1 膨脹壓力的長期監測

通過定期測量卡箍試件的螺栓長度，可以得到卡箍在養護期間的螺栓長度變化情況。因為致使螺栓長度發生變化的拉伸力是由卡箍內灌漿膨脹受限產生的膨脹壓力提供的，所以螺栓長度的變化情況反映了卡箍內部膨脹壓力的變化趨勢。通過測量螺栓的伸長量能夠計算出卡箍內部灌漿對內管外表面的膨脹壓力［2，10］，長期監測結果如圖 5 所示。

圖5顯示了3種膨脹劑摻量即10%、12%和15%試件的長期膨脹壓力，從測試結果可知，膨脹式自應力灌漿卡箍會在灌漿完畢的前7天內迅速獲得大部分的膨脹壓力，并且在隨后的一年時間內膨脹壓力值稍微有所下降但總體來說基本保持穩定。這說明摻加了FEA100的灌漿有著良好的長期膨脹性能，能夠消除灌漿收縮徐變產生的不良影響。需要說明的是在測量卡箍螺栓長度的過程中，由于時間跨度大(一年)，測量時的環境溫度不同存在熱脹冷縮，影響了螺栓長度的測量精度，從而影響了膨脹壓力的計算精度。由于三個試件的灌制時間不同，測量時各自所處的環境溫度不同，使得圖5中在相同時間點上的各個試件膨脹壓力數值有所偏差，但對于同一個試件，在整個監測時間段內其膨脹壓力的整體變化趨勢是準確的。

圖5 內管所受膨脹壓力的長期測試結果Fig.5 Long-term test result of expansive pressure on internal tube

2.2 長期滑動應力和膨脹壓力的試驗測試

將在水中養護了一年的卡箍試件放置在萬能試驗機上，然后進行拉伸試驗測試其滑動承載力，通過滑動承載力可以計算出卡箍試件的滑動應力，通過測量拉伸前后卡箍試件上雙頭螺栓的長度變化，可以計算出膨脹灌漿環產生的膨脹壓力［2，10］，具體結果如表2所示。

表2 卡箍試件的長期滑動應力和長期膨脹壓力Tab.2 Long-term slip stress and long-term expansive pressure of clamp specimens

從表中可知，長期膨脹壓力和長期滑動應力隨著膨脹劑摻量的增加而增大。卡箍在膨脹劑摻量為15%時達到最大為2.62 MPa的長期膨脹壓力和最大為2.97 MPa的長期滑動應力。

2.3 長期膨脹壓力分析及與短期膨脹壓力對比

將卡箍試件的長期膨脹壓力(1年養護)與文獻［2］的短期膨脹壓力(28天養護)進行繪制，如圖6所示。可以看出在膨脹劑不同摻量下卡箍的長期膨脹壓力都明顯高于短期膨脹壓力。

表3中計算出膨脹劑四種摻量下長期和短期膨脹壓力的平均值以及長期壓力相對于短期壓力的增長率，可以看出卡箍長期試件的膨脹壓力明顯高于短期試件的測試平均值，平均增長率為35.8%。膨脹劑四種摻量中，摻量15%的卡箍試件長期膨脹壓力增長率最高。

表3 平均長期膨脹壓力與短期膨脹壓力對比Tab.3 Comparison of mean expansive pressures between long-term and short-term specimens

2.4 長期滑動應力分析及與短期滑動應力對比

將卡箍試件的長期滑動應力(1年養護)與文獻［2］的短期滑動應力(28天養護)進行繪制，如圖7所示。可以看出膨脹劑不同摻量下卡箍的長期滑動應力都明顯高于短期滑動應力。

圖6 卡箍長期試件與短期試件的膨脹壓力Fig.6 Expansive pressures of long-term and short-term clamp specimens

圖7 卡箍長期試件與短期試件的滑動應力Fig.7 Slip stresses of long-term and short-term clamp specimens

表4中計算出膨脹劑四種摻量下長期和短期滑動應力的平均值以及長期應力相對于短期應力的增長率。可以看出長期試件的滑動應力高于短期試件的測試平均值約35.9%。膨脹劑四種摻量中，摻量8%的卡箍試件滑動應力增長率最高，滑動應力增長率隨著膨脹劑摻量的增加呈下降趨勢。

膨脹式自應力灌漿卡箍的滑動承載力由灌漿環內表面與內管外表面這一界面之間的化學粘結力和摩擦力兩部分構成。試驗結果表明長期滑動應力大于短期滑動應力，經分析是由兩方面的原因產生:其一是FEA100膨脹劑中的氧化鈣成分能夠增加灌漿環的長期密實性［9］，從而增加了界面之間的化學粘結力。其二是卡箍結構(包括密封結構)對灌漿膨脹的良好限制作用有利于長期膨脹壓力的形成和積累，并使得灌漿環處于三向受壓狀態下，進而提高了界面之間的摩擦力，因此使得灌漿卡箍的長期承載性能優于短期承載性能。

表4 平均長期滑動應力與短期滑動應力對比Tab.4 Comparison of mean slip stresses between long-term and short-term specimens

3 結語

對膨脹式自應力灌漿卡箍的長期滑動承載力進行了試驗研究。結果表明:與28天養護期試件相比，一年養護期試件的膨脹壓力和滑動應力并沒有下降，反而有所提高，膨脹壓力的平均增長率為35.8%，滑動應力的平均增長率為35.9%。經分析，這種提高主要是由于膨脹劑中的氧化鈣成分對灌漿長期密實性的提高以及卡箍結構對灌漿膨脹的良好限制作用而產生的。總之，膨脹式自應力灌漿卡箍的長期承載性能并沒有受到純水泥灌漿收縮徐變的不利影響，反而具有很好的長期承載能力和耐久性，能夠滿足多數水下構件和管線的加固要求，適合在海洋結構物中進行工程應用。

［1］ 楊 彬，石 湘，李華軍.膨脹式自應力灌漿卡箍壓力測定方法［J］.海洋工程，2010，28(3):80-85.

［2］ 石 湘，展旭和，楊 彬.膨脹式自應力灌漿卡箍滑動承載力試驗研究［J］.海洋工程，2011，29(2):77-82.

［3］ Grundy P，Kiu J F E.Prestress enhancement of grouted pile/sleeve connections［C］∥Proc.of the First International Offshore and Polar Engineering Conference，ISOPE.1991:130-136.

［4］ Zhao X L，Grundy P，Lee Y T.Grout sleeve connections under large deformation cyclic loading［C］∥Proc.of the Twelfth International Society of Offshore and Polar Engineers，ISOPE.2002:53-59.

［5］ 金偉良，宋 劍，龔順風，等.海洋平臺受損構件的承載能力與加固分析［J］.工程力學，2003，20(5):100-105.

［6］ 龔順風，沈雄偉，李 峰，等.海洋平臺的灌漿卡箍技術研究［J］.海洋工程，2001，19(3):32-37.

［7］ Jiang S C，Wang Z，Zhao X L.Structural performance of prestressed grouted pile-to-sleeve connections［C］∥Proc.of the Twelfth East Asia-Pacific Conference on Structural Engineering and Construction.2011，14:304-311.

［8］ MSL Engineering Ltd.Assessment of repair techniques for ageing or damaged structures［R］.Final Project Report，MSL Doc.，Ref.C357R001，Rev 1，2004，83-112.

［9］ 李乃珍，謝敬坦.特種水泥與特種混凝土［M］.北京:中國建材工業出版社，2010:245-250.

［10］MSL Engineering Ltd.Strengthening，modification and repair of offshore installations［R］.Final Report for a Joint Industry Project，MSL Doc. ，Ref.C11100R223，Rev 1，1995.