海上不利工況下的導(dǎo)管架灌漿連接段黏結(jié)力試驗(yàn)研究

胡興昊，婁學(xué)謙，蘇世定

(中交四航工程研究院有限公司 廣州 510230)

0 引言

隨著海上風(fēng)電技術(shù)的不斷進(jìn)步，海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)正向更大、更深和更遠(yuǎn)的趨勢(shì)發(fā)展，對(duì)海上風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的承載力和穩(wěn)定性都提出更高的要求。導(dǎo)管架是海上風(fēng)機(jī)中用于支撐風(fēng)塔并向下傳遞荷載的主要部件，主要由過渡段和導(dǎo)管架基礎(chǔ)主體組成，具有較高的承載力和穩(wěn)定性。導(dǎo)管架支腿和下部鋼管樁通常采用間隙灌漿法連接，利用灌漿的黏結(jié)力將上部荷載傳遞至鋼管樁。這是整個(gè)海上風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵和薄弱環(huán)節(jié)，灌漿的連接效果決定海上風(fēng)機(jī)能否安全運(yùn)行。

近年來不少學(xué)者對(duì)海上風(fēng)機(jī)導(dǎo)管架灌漿連接中的灌漿材料性質(zhì)[1]、灌漿連接施工工藝[2-3]、灌漿連接數(shù)值模擬[4-5]和灌漿連接段室內(nèi)縮尺試驗(yàn)[6-7]等進(jìn)行研究，并取得許多成果，但對(duì)能直接驗(yàn)證灌漿連接效果的現(xiàn)場(chǎng)或原型試驗(yàn)研究較少且不全面[8]。此外，由于導(dǎo)管架與鋼管樁在灌漿連接施工時(shí)常受惡劣海況的影響，在安裝導(dǎo)管架支腿時(shí)可能產(chǎn)生偏心誤差，令支腿與鋼管樁的圓心不能重合，導(dǎo)致連接段的灌漿厚度不均勻，從而對(duì)灌漿黏結(jié)承載力造成影響。同時(shí)，在海上風(fēng)浪、暗涌和撞擊等不利因素的作用下，導(dǎo)管架與鋼管樁的灌漿連接段也會(huì)受到不同程度的影響，造成連接段的受力不均。

本研究依托廣東某海上風(fēng)電項(xiàng)目，參考偏心灌漿和海上不利工況，制作導(dǎo)管架偏心灌漿連接段足尺模型，對(duì)灌漿連接段的黏結(jié)承載力進(jìn)行軸向和偏心原型抗拔試驗(yàn)，同時(shí)進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試，以研究海上不利工況對(duì)灌漿連接段黏結(jié)承載力的影響，并檢驗(yàn)在海上不利工況下的灌漿黏結(jié)質(zhì)量、灌漿連接設(shè)備和施工工藝是否滿足要求，為導(dǎo)管架灌漿連接設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

廣東某海上風(fēng)電項(xiàng)目擬采用四樁導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，項(xiàng)目風(fēng)電場(chǎng)與陸地的最近距離約為19.5 km，水深為22～31 m，所在海域的自然條件比較復(fù)雜，受高溫、雷暴、臺(tái)風(fēng)和涌浪等的影響比較大。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶凑宅F(xiàn)場(chǎng)風(fēng)機(jī)導(dǎo)管架1條支腿與鋼管樁的實(shí)際尺寸和灌漿空間，以1∶1的比例布置。現(xiàn)場(chǎng)導(dǎo)管架支腿外徑為1.90 m，鋼管樁內(nèi)徑為2.29 m，分別利用高為3.60 m和2.55 m的相同直徑和壁厚的鋼管進(jìn)行模擬，剪力鍵按設(shè)計(jì)要求以300 mm等間距布置。為模擬在海上不利工況下安裝時(shí)可能發(fā)生的偏位情況，導(dǎo)管架支腿以偏心形式放入鋼管樁中，依據(jù)設(shè)計(jì)計(jì)算實(shí)際圓心可能發(fā)生的最大偏位，將偏心距定為115 mm，即在模型一側(cè)導(dǎo)管架支腿外壁與鋼管樁內(nèi)壁的距離為80 mm，而在另一側(cè)的距離為310 mm。導(dǎo)管架支腿和鋼管樁通過螺栓固定在底部鋼板上并用橡膠止?jié){帶密封，分別作為試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膬?nèi)鋼筒和外鋼筒。試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1和圖2所示。

圖1 灌漿連接試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛡鞲衅鞑贾?單位：mm)

圖2 灌漿連接模型加載裝置的俯視效果(單位：mm)

本試驗(yàn)采用的灌漿材料為DUCORIT?S5R灌漿料產(chǎn)品。為模擬現(xiàn)場(chǎng)施工工藝，將整個(gè)模型置于水池中，通過內(nèi)部預(yù)制的灌漿管對(duì)模型環(huán)形空間進(jìn)行水下灌漿，連接段的灌漿高度為2.50 m。在灌漿材料達(dá)到28天齡期后，對(duì)該試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行抗拔試驗(yàn)和相關(guān)測(cè)試。

2 試驗(yàn)方法

2.1 反力與加載系統(tǒng)

本試驗(yàn)以內(nèi)、外鋼筒之間互相頂推的方式進(jìn)行。灌漿后先在模型的內(nèi)、外鋼筒頂部焊接外伸鋼平臺(tái)和牛腿支撐，共同組成反力系統(tǒng)；平臺(tái)和牛腿的布置均經(jīng)過強(qiáng)度變形驗(yàn)算，可滿足試驗(yàn)需求。而后在外鋼筒平臺(tái)上均勻布置千斤頂，并利用這些千斤頂對(duì)內(nèi)筒鋼平臺(tái)進(jìn)行頂推，內(nèi)鋼筒則通過灌漿黏結(jié)力將荷載傳遞回外鋼筒以提供反力。

本試驗(yàn)的加載由12臺(tái)320 t的千斤頂進(jìn)行，采用2套高壓油泵加壓系統(tǒng)和經(jīng)標(biāo)定的精密油壓表，分別控制7臺(tái)(J1～J7)和5臺(tái)(J8～J12)千斤頂。試驗(yàn)的最大軸向加載量為26 000 kN，偏心加載量為15 167 kN。反力系統(tǒng)與千斤頂?shù)牟贾萌鐖D1和圖2所示。

2.2 位移計(jì)與應(yīng)變計(jì)

本試驗(yàn)共安裝14個(gè)電子位移計(jì)，精度為0.01 mm。其中:G1～G4對(duì)稱安裝在內(nèi)鋼筒頂板的4個(gè)方向上，用來測(cè)量試驗(yàn)過程中的內(nèi)鋼筒上拔量，即內(nèi)、外鋼筒的相對(duì)位移；G5和G6布置在模型底部，用來測(cè)量試驗(yàn)時(shí)模型整體的豎向位移；G7～G14由上至下對(duì)稱安裝在模型兩側(cè)，用來測(cè)量試驗(yàn)時(shí)模型整體的水平位移，以考察試驗(yàn)時(shí)模型的整體穩(wěn)定性。位移計(jì)均與自動(dòng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)相連，按照試驗(yàn)方案采集并記錄各級(jí)荷載作用下的測(cè)點(diǎn)位移。位移計(jì)的安裝位置如圖1和圖2所示，測(cè)量?jī)?nèi)容如表1所示。

表1 位移計(jì)的測(cè)量?jī)?nèi)容

為進(jìn)一步考察海上不利工況對(duì)灌漿連接段黏結(jié)力的影響以及黏結(jié)力的傳遞特性，除布置位移測(cè)點(diǎn)外，還于灌漿前在內(nèi)鋼筒的內(nèi)、外表面安裝表貼式應(yīng)變計(jì)，以測(cè)試試驗(yàn)過程中內(nèi)鋼筒的應(yīng)變情況。在豎向上以300 mm為間距等距布置8個(gè)測(cè)面，每個(gè)測(cè)面在內(nèi)鋼筒的兩側(cè)對(duì)稱布置4個(gè)傳感器，總共布置32個(gè)傳感器。應(yīng)變計(jì)的布置如圖1和圖2所示。

2.3 加載方法

灌漿連接段黏結(jié)承載力抗拔靜載試驗(yàn)參照《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(附錄M)進(jìn)行。在試驗(yàn)開始前統(tǒng)一測(cè)讀初讀數(shù)，試驗(yàn)開始后在各級(jí)荷載下所有位移計(jì)均按規(guī)范時(shí)間間隔測(cè)量并記錄，應(yīng)變測(cè)試待每級(jí)荷載位移穩(wěn)定后進(jìn)行。試驗(yàn)終止條件和極限承載力判定方法均參照上述規(guī)范執(zhí)行。

本試驗(yàn)分為3個(gè)階段。①階段Ⅰ為軸向拉拔階段，采用分級(jí)加載法，所有千斤頂逐級(jí)等量加載；加載分為9級(jí)，每級(jí)荷載為最大試驗(yàn)荷載的10%，第一級(jí)加載量取分級(jí)荷載的2倍,最大加載至26 000 kN(15 167 kN+10 833 kN)。②階段Ⅱ?yàn)槠睦?彎矩增長(zhǎng))階段，模擬在海上風(fēng)浪、暗涌和撞擊等不利因素作用下灌漿連接段偏心受力的情況；在軸向拉拔至最大試驗(yàn)荷載后，將內(nèi)鋼筒偏移側(cè)即灌漿厚度較小側(cè)(80 mm)的5臺(tái)千斤頂(J8～J12)分5級(jí)逐級(jí)等量卸載，使模型所受的偏心力和彎矩逐漸增大至15 167 kN(15 167 kN+0 kN)，考察灌漿連接段模型在最不利偏心荷載作用下的受力工作狀態(tài)。③階段Ⅲ為卸載階段，將J1～J7千斤頂荷載分5級(jí)等量逐級(jí)卸載至0。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 位移測(cè)試

根據(jù)測(cè)量?jī)?nèi)鋼筒底板豎向位移的G5和G6數(shù)據(jù)，試驗(yàn)時(shí)模型底板的豎向位移近似為0，可知內(nèi)鋼筒頂板位移與內(nèi)、外鋼筒之間的相對(duì)位移一致，因此G1～G4所測(cè)的內(nèi)鋼筒頂板上拔位移即內(nèi)、外鋼筒之間的相對(duì)位移。試驗(yàn)全過程內(nèi)鋼筒頂板測(cè)點(diǎn)的荷載-位移對(duì)比曲線如圖3所示，其中G0為G1～G4讀數(shù)的平均值，代表內(nèi)鋼筒圓心處的上拔位移。

圖3 荷載-位移對(duì)比曲線

圖3中的階段Ⅰ為軸向拉拔階段的荷載-位移曲線，可知在加載至最大荷載(26 000 kN)時(shí)灌漿模型未發(fā)生破壞，最大上拔位移的平均值僅為1.6 mm，且曲線平緩無突變。此外，在灌漿厚度不均的條件下，各測(cè)點(diǎn)的位移有微小差異，但增大的趨勢(shì)基本相同，且由大到小依次為G1、G0、G2，即灌漿厚度最小側(cè)的上拔位移最小，而灌漿厚度最大側(cè)的上拔位移最大。

在軸向加載至荷載最大級(jí)后，將灌漿厚度較小側(cè)的5個(gè)千斤頂(J8～J12)逐級(jí)卸載至0，此過程中灌漿連接段所受彎矩不斷增加，其內(nèi)力位移分布也隨之發(fā)生變化，即出現(xiàn)圖3中階段Ⅱ所示的情況，表現(xiàn)為灌漿厚度較大側(cè)(G1)的上拔位移繼續(xù)增大(最大值達(dá)2.5 mm)，而厚度較小側(cè)(G2)的上拔位移快速減小并出現(xiàn)負(fù)值(-0.14 mm)。在此過程中，各級(jí)荷載均穩(wěn)定，灌漿模型未發(fā)生破壞。

待J8～J12千斤頂卸載完畢，J1～J7千斤頂開始卸載，各測(cè)點(diǎn)的位移變化如圖3中的階段Ⅲ所示，可知隨著荷載歸零，各測(cè)點(diǎn)逐漸回彈至原點(diǎn)附近，殘余位移的平均值為0.45 mm，且各測(cè)點(diǎn)的殘余位移相近，表明灌漿連接段在軸向和偏心拉拔試驗(yàn)中仍以彈性變形為主。同時(shí)，在試驗(yàn)后觀察灌漿材料表面未發(fā)現(xiàn)裂縫，且與鋼管無脫開跡象，在拆卸模型后還可看到灌漿料表面密實(shí)、均勻且完整性好，表明灌漿料的強(qiáng)度較高和質(zhì)量可靠，且與內(nèi)、外鋼筒的黏結(jié)效果良好。

此外，水平安裝的G7～G14位移計(jì)在整個(gè)試驗(yàn)過程中讀數(shù)均近似為0且保持穩(wěn)定，表明在試驗(yàn)過程中灌漿連接段的水平位移很小，模型整體在軸向和偏心受力情況下能保持穩(wěn)定狀態(tài)。

3.2 應(yīng)力應(yīng)變測(cè)試

考慮到外鋼筒受千斤頂壓力的影響，其應(yīng)力應(yīng)變情況與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際有差異，本試驗(yàn)僅對(duì)內(nèi)鋼筒的應(yīng)力應(yīng)變情況進(jìn)行測(cè)試和分析。將試驗(yàn)所測(cè)內(nèi)鋼筒的應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行整理和計(jì)算，并將明顯異常數(shù)據(jù)剔除后，得到各個(gè)位置的應(yīng)力結(jié)果，并將外壁和內(nèi)壁的應(yīng)力平均值作為筒壁的應(yīng)力值。內(nèi)鋼筒各位置的應(yīng)力在軸拉、偏拉與卸載階段隨加載的變化情況分別如圖4至圖7所示。

圖4 軸拉階段灌漿較薄側(cè)筒壁應(yīng)力

圖5 軸拉階段灌漿較厚側(cè)筒壁應(yīng)力

圖6 偏拉和卸載階段灌漿較薄側(cè)筒壁應(yīng)力

圖7 偏拉和卸載階段灌漿較厚側(cè)筒壁應(yīng)力

由圖4至圖7可以看出:①在軸向拉拔階段，內(nèi)鋼筒各測(cè)點(diǎn)隨著千斤頂加載量的增加所受應(yīng)力不斷增大，且隨著與筒頂距離的增大而均勻減小，表明灌漿料黏結(jié)力的分布較為均勻，沒有出現(xiàn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象。②內(nèi)筒兩側(cè)的灌漿厚度雖然不同，但在軸向受力時(shí)兩側(cè)筒壁的應(yīng)力卻沒有明顯差別，表明兩側(cè)灌漿料與鋼筒壁之間的黏結(jié)力基本一致，黏結(jié)力的發(fā)揮與灌漿厚度的關(guān)系不明顯；軸拉時(shí)所產(chǎn)生的位移差主要由灌漿厚度不同所致，灌漿偏心對(duì)導(dǎo)管架傳力的影響不明顯。③在偏心拉拔階段，灌漿較厚側(cè)(維持荷載不變)內(nèi)鋼筒筒壁的應(yīng)力隨另一側(cè)荷載的減小而增大，而卸載一側(cè)筒壁的應(yīng)力則迅速減小，表明即使總荷載減小，偏心受力產(chǎn)生的偏心彎矩也會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力增加，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮偏心荷載對(duì)灌漿料的不利作用。④各受力階段各位置的應(yīng)力均未超過鋼材的屈服強(qiáng)度，灌漿模型未發(fā)生破壞；整個(gè)加載過程灌漿連接段應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力最大值為180 MPa，發(fā)生在偏拉階段灌漿較厚側(cè)筒壁。

4 結(jié)語(yǔ)

在模擬海上惡劣施工環(huán)境導(dǎo)致灌漿厚度不均勻的情況下，導(dǎo)管架灌漿連接的軸向黏結(jié)承載能力不小于26 000 kN；在模擬受海上風(fēng)浪和撞擊等作用導(dǎo)致灌漿連接段受力不均的情況時(shí)，導(dǎo)管架灌漿連接的單側(cè)偏心黏結(jié)承載力不小于15 167 kN。二者均滿足設(shè)計(jì)要求。

在軸向拉拔時(shí)，灌漿連接段各測(cè)點(diǎn)的位移有微小差別，由大到小依次為灌漿較厚側(cè)、平均位移、灌漿較薄側(cè)，其原因是厚度越大的灌漿材料受拉拔時(shí)的剪切變形越大，但兩側(cè)應(yīng)力的差別不大。在偏心拉拔時(shí)，總上拔力雖在減小，但荷載維持側(cè)的上拔量持續(xù)增加，其筒壁拉應(yīng)力也隨偏心彎矩的增大而增大，表明即使總荷載減小，偏心受力也會(huì)導(dǎo)致內(nèi)力增加，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮偏心荷載對(duì)灌漿料的不利作用。

本研究所述試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方法，可對(duì)導(dǎo)管架灌漿連接段在偏心灌漿和偏心受力等海上不利工況下的黏結(jié)承載力進(jìn)行測(cè)試。經(jīng)實(shí)踐證明試驗(yàn)方法簡(jiǎn)便、可靠且實(shí)用，可為類似項(xiàng)目提供參考。