海上不利工況下的導管架灌漿連接段黏結力試驗研究

胡興昊，婁學謙，蘇世定

(中交四航工程研究院有限公司 廣州 510230)

0 引言

隨著海上風電技術的不斷進步，海上風電產業正向更大、更深和更遠的趨勢發展，對海上風機支撐結構的承載力和穩定性都提出更高的要求。導管架是海上風機中用于支撐風塔并向下傳遞荷載的主要部件，主要由過渡段和導管架基礎主體組成，具有較高的承載力和穩定性。導管架支腿和下部鋼管樁通常采用間隙灌漿法連接，利用灌漿的黏結力將上部荷載傳遞至鋼管樁。這是整個海上風機支撐結構的關鍵和薄弱環節，灌漿的連接效果決定海上風機能否安全運行。

近年來不少學者對海上風機導管架灌漿連接中的灌漿材料性質[1]、灌漿連接施工工藝[2-3]、灌漿連接數值模擬[4-5]和灌漿連接段室內縮尺試驗[6-7]等進行研究，并取得許多成果，但對能直接驗證灌漿連接效果的現場或原型試驗研究較少且不全面[8]。此外，由于導管架與鋼管樁在灌漿連接施工時常受惡劣海況的影響，在安裝導管架支腿時可能產生偏心誤差，令支腿與鋼管樁的圓心不能重合，導致連接段的灌漿厚度不均勻，從而對灌漿黏結承載力造成影響。同時，在海上風浪、暗涌和撞擊等不利因素的作用下，導管架與鋼管樁的灌漿連接段也會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電項目，參考偏心灌漿和海上不利工況，制作導管架偏心灌漿連接段足尺模型，對灌漿連接段的黏結承載力進行軸向和偏心原型抗拔試驗，同時進行應力應變測試，以研究海上不利工況對灌漿連接段黏結承載力的影響，并檢驗在海上不利工況下的灌漿黏結質量、灌漿連接設備和施工工藝是否滿足要求，為導管架灌漿連接設計提供參考依據。

1 試驗概況

廣東某海上風電項目擬采用四樁導管架基礎結構，項目風電場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雜，受高溫、雷暴、臺風和涌浪等的影響比較大。

試驗模型按照現場風機導管架1條支腿與鋼管樁的實際尺寸和灌漿空間，以1∶1的比例布置?，F場導管架支腿外徑為1.90 m，鋼管樁內徑為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行模擬，剪力鍵按設計要求以300 mm等間距布置。為模擬在海上不利工況下安裝時可能發生的偏位情況，導管架支腿以偏心形式放入鋼管樁中，依據設計計算實際圓心可能發生的最大偏位，將偏心距定為115 mm，即在模型一側導管架支腿外壁與鋼管樁內壁的距離為80 mm，而在另一側的距離為310 mm。導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漿帶密封，分別作為試驗模型的內鋼筒和外鋼筒。試驗模型如圖1和圖2所示。

圖1 灌漿連接試驗模型和傳感器布置(單位：mm)

圖2 灌漿連接模型加載裝置的俯視效果(單位：mm)

本試驗采用的灌漿材料為DUCORIT?S5R灌漿料產品。為模擬現場施工工藝，將整個模型置于水池中，通過內部預制的灌漿管對模型環形空間進行水下灌漿，連接段的灌漿高度為2.50 m。在灌漿材料達到28天齡期后，對該試驗模型進行抗拔試驗和相關測試。

2 試驗方法

2.1 反力與加載系統

本試驗以內、外鋼筒之間互相頂推的方式進行。灌漿后先在模型的內、外鋼筒頂部焊接外伸鋼平臺和牛腿支撐，共同組成反力系統；平臺和牛腿的布置均經過強度變形驗算，可滿足試驗需求。而后在外鋼筒平臺上均勻布置千斤頂，并利用這些千斤頂對內筒鋼平臺進行頂推，內鋼筒則通過灌漿黏結力將荷載傳遞回外鋼筒以提供反力。

本試驗的加載由12臺320 t的千斤頂進行，采用2套高壓油泵加壓系統和經標定的精密油壓表，分別控制7臺(J1～J7)和5臺(J8～J12)千斤頂。試驗的最大軸向加載量為26 000 kN，偏心加載量為15 167 kN。反力系統與千斤頂的布置如圖1和圖2所示。

2.2 位移計與應變計

本試驗共安裝14個電子位移計，精度為0.01 mm。其中:G1～G4對稱安裝在內鋼筒頂板的4個方向上，用來測量試驗過程中的內鋼筒上拔量，即內、外鋼筒的相對位移；G5和G6布置在模型底部，用來測量試驗時模型整體的豎向位移；G7～G14由上至下對稱安裝在模型兩側，用來測量試驗時模型整體的水平位移，以考察試驗時模型的整體穩定性。位移計均與自動數據采集系統相連，按照試驗方案采集并記錄各級荷載作用下的測點位移。位移計的安裝位置如圖1和圖2所示，測量內容如表1所示。

表1 位移計的測量內容

為進一步考察海上不利工況對灌漿連接段黏結力的影響以及黏結力的傳遞特性，除布置位移測點外，還于灌漿前在內鋼筒的內、外表面安裝表貼式應變計，以測試試驗過程中內鋼筒的應變情況。在豎向上以300 mm為間距等距布置8個測面，每個測面在內鋼筒的兩側對稱布置4個傳感器，總共布置32個傳感器。應變計的布置如圖1和圖2所示。

2.3 加載方法

灌漿連接段黏結承載力抗拔靜載試驗參照《建筑地基基礎設計規范》(附錄M)進行。在試驗開始前統一測讀初讀數，試驗開始后在各級荷載下所有位移計均按規范時間間隔測量并記錄，應變測試待每級荷載位移穩定后進行。試驗終止條件和極限承載力判定方法均參照上述規范執行。

本試驗分為3個階段。①階段Ⅰ為軸向拉拔階段，采用分級加載法，所有千斤頂逐級等量加載；加載分為9級，每級荷載為最大試驗荷載的10%，第一級加載量取分級荷載的2倍,最大加載至26 000 kN(15 167 kN+10 833 kN)。②階段Ⅱ為偏心拉拔(彎矩增長)階段，模擬在海上風浪、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荷載后，將內鋼筒偏移側即灌漿厚度較小側(80 mm)的5臺千斤頂(J8～J12)分5級逐級等量卸載，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。③階段Ⅲ為卸載階段，將J1～J7千斤頂荷載分5級等量逐級卸載至0。

3 試驗結果與分析

3.1 位移測試

根據測量內鋼筒底板豎向位移的G5和G6數據，試驗時模型底板的豎向位移近似為0，可知內鋼筒頂板位移與內、外鋼筒之間的相對位移一致，因此G1～G4所測的內鋼筒頂板上拔位移即內、外鋼筒之間的相對位移。試驗全過程內鋼筒頂板測點的荷載-位移對比曲線如圖3所示，其中G0為G1～G4讀數的平均值，代表內鋼筒圓心處的上拔位移。

圖3 荷載-位移對比曲線

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)時灌漿模型未發生破壞，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，各測點的位移有微小差異，但增大的趨勢基本相同，且由大到小依次為G1、G0、G2，即灌漿厚度最小側的上拔位移最小，而灌漿厚度最大側的上拔位移最大。

在軸向加載至荷載最大級后，將灌漿厚度較小側的5個千斤頂(J8～J12)逐級卸載至0，此過程中灌漿連接段所受彎矩不斷增加，其內力位移分布也隨之發生變化，即出現圖3中階段Ⅱ所示的情況，表現為灌漿厚度較大側(G1)的上拔位移繼續增大(最大值達2.5 mm)，而厚度較小側(G2)的上拔位移快速減小并出現負值(-0.14 mm)。在此過程中，各級荷載均穩定，灌漿模型未發生破壞。

待J8～J12千斤頂卸載完畢，J1～J7千斤頂開始卸載，各測點的位移變化如圖3中的階段Ⅲ所示，可知隨著荷載歸零，各測點逐漸回彈至原點附近，殘余位移的平均值為0.45 mm，且各測點的殘余位移相近，表明灌漿連接段在軸向和偏心拉拔試驗中仍以彈性變形為主。同時，在試驗后觀察灌漿材料表面未發現裂縫，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、均勻且完整性好，表明灌漿料的強度較高和質量可靠，且與內、外鋼筒的黏結效果良好。

此外，水平安裝的G7～G14位移計在整個試驗過程中讀數均近似為0且保持穩定，表明在試驗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定狀態。

3.2 應力應變測試

考慮到外鋼筒受千斤頂壓力的影響，其應力應變情況與現場實際有差異，本試驗僅對內鋼筒的應力應變情況進行測試和分析。將試驗所測內鋼筒的應變數據進行整理和計算，并將明顯異常數據剔除后，得到各個位置的應力結果，并將外壁和內壁的應力平均值作為筒壁的應力值。內鋼筒各位置的應力在軸拉、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筒壁應力

圖5 軸拉階段灌漿較厚側筒壁應力

圖6 偏拉和卸載階段灌漿較薄側筒壁應力

圖7 偏拉和卸載階段灌漿較厚側筒壁應力

由圖4至圖7可以看出:①在軸向拉拔階段，內鋼筒各測點隨著千斤頂加載量的增加所受應力不斷增大，且隨著與筒頂距離的增大而均勻減小，表明灌漿料黏結力的分布較為均勻，沒有出現應力集中的現象。②內筒兩側的灌漿厚度雖然不同，但在軸向受力時兩側筒壁的應力卻沒有明顯差別，表明兩側灌漿料與鋼筒壁之間的黏結力基本一致，黏結力的發揮與灌漿厚度的關系不明顯；軸拉時所產生的位移差主要由灌漿厚度不同所致，灌漿偏心對導管架傳力的影響不明顯。③在偏心拉拔階段，灌漿較厚側(維持荷載不變)內鋼筒筒壁的應力隨另一側荷載的減小而增大，而卸載一側筒壁的應力則迅速減小，表明即使總荷載減小，偏心受力產生的偏心彎矩也會導致應力增加，在設計時應考慮偏心荷載對灌漿料的不利作用。④各受力階段各位置的應力均未超過鋼材的屈服強度，灌漿模型未發生破壞；整個加載過程灌漿連接段應力監測點的應力最大值為180 MPa，發生在偏拉階段灌漿較厚側筒壁。

4 結語

在模擬海上惡劣施工環境導致灌漿厚度不均勻的情況下，導管架灌漿連接的軸向黏結承載能力不小于26 000 kN；在模擬受海上風浪和撞擊等作用導致灌漿連接段受力不均的情況時，導管架灌漿連接的單側偏心黏結承載力不小于15 167 kN。二者均滿足設計要求。

在軸向拉拔時，灌漿連接段各測點的位移有微小差別，由大到小依次為灌漿較厚側、平均位移、灌漿較薄側，其原因是厚度越大的灌漿材料受拉拔時的剪切變形越大，但兩側應力的差別不大。在偏心拉拔時，總上拔力雖在減小，但荷載維持側的上拔量持續增加，其筒壁拉應力也隨偏心彎矩的增大而增大，表明即使總荷載減小，偏心受力也會導致內力增加，在設計時應考慮偏心荷載對灌漿料的不利作用。

本研究所述試驗裝置和試驗方法，可對導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承載力進行測試。經實踐證明試驗方法簡便、可靠且實用，可為類似項目提供參考。