海上風機單樁基礎灌漿連接段受彎疲勞性能試驗

王 銜，陳 濤，元國凱，劉晉超

（1. 同濟大學 建筑工程系，上海 200092；2. 中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣東 廣州 510663）

0 引 言

隨著陸上風電技術的不斷發展和日益成熟，人們開始關注海上風電的開發與利用。我國當前正在建設的一批風電機組項目主要采用的基礎形式是單樁結構。

目前單樁結構與上部風電機之間主要采用灌漿連接方式，其技術原理是通過向內外鋼管之間的環形間隙中填充高性能灌漿料來連接直徑不同的過渡段（Transition Piece，TP）和鋼管樁。這種節點可在海洋結構中廣泛使用，具體細節見文獻[1]。該方式最早應用于海上石油平臺導管架基礎與上部結構的連接，主要用來傳遞軸向荷載。但是，由于單樁結構的細長性，灌漿連接段主要用來承受反復彎矩。隨著風機裝機容量從1.5MW上升到6.5MW，單樁基礎的外直徑可達到7.5m。這種徑厚比很大的薄殼結構已超出原先研究的范圍，同時由于風浪荷載的隨機性，灌漿連接段在其20a的服役周期內會承受109次循環荷載，疲勞問題突出。

疲勞試驗是評價灌漿連接段疲勞性能的主要方法之一。有關灌漿連接段在彎矩作用下的疲勞性能試驗研究較少，主要包括：丹麥的Horns Rev項目[2-3]，德國的“Grow”項目[4-6]及挪威的JIP項目[7-8]。由這些研究可知：

1) 尺寸較小的試件存在尺寸效應，不足以反映真實單樁結構的性能[3]。

2) 剪力鍵的使用可顯著改善灌漿連接段的受力性能，減小其在彎矩作用下的端部張開[6]，從而阻止灌漿材料開裂。同時，剪力鍵應只布置在灌漿連接段的中間長度內[9]。

3) 當在試驗中采用螺栓法蘭連接時，需每隔50萬次更換一次[10]，以防止螺栓斷裂。由此，該試驗避免采用螺栓法蘭連接。

4) 采用非圓鋼管的等效灌漿連接段試件的破壞模式與實際縮尺試件略有不同[8]，等效試件可能不足以反映灌漿連接段整體的破壞模式。

國外已有研究因涉及保密等因素，大部分無法參考。因此，為順應我國大力發展海上風電的要求，有必要進行針對單樁基礎灌漿連接段彎曲疲勞性能的試驗研究。

本文對5根帶剪力鍵的圓柱形灌漿連接段試件進行等載幅度的彎曲疲勞試驗。通過觀察試件在疲勞循環期間多次靜力加載中應變及位移的變化規律，得出灌漿連接段局部及整體的疲勞性能。

1 試驗研究

1.1 試件設計

本文設計5根試件，共有3種灌漿段長度，探究灌漿段長度變化對疲勞性能的影響。試件尺寸及試驗荷載幅見表1。試驗中略去外梯、休息平臺和J型管等實際結構中的附屬構件，試件各部分定義見圖1。剪力鍵設置在灌漿段的中間1/2長度內，間距為170mm，采用焊接6mm光圓鋼筋工藝。同時，表1中有效剪力鍵對數表示的是樁管和過渡段上剪力鍵個數的較小值。

表1 試件尺寸及試驗荷載幅

圖1 試件各部分定義及尺寸示意

1.2 試件材料

試件鋼管材料為船鋼NV-A36，其性能見表2。剪力鍵6mm光圓鋼筋采用HPB300等級。灌漿材料采用高性能水泥基類材料，一般具有超高強度、高模量、良好流動性和快硬早強等特點。具體材料屬性見表2，其中fck和fcck的定義見DNV?GL風機基礎設計規范[11]，測試方法由BS EN 13412規范[12]確定。

表2 試件材料參數

1.3 荷載幅和加載方式

疲勞加載采用四點彎曲方式（見圖3），保證所有試件的灌漿段處于純彎段，并距離兩側加載支座中心位置650mm。試件加載幅如表1所示，其中Mun（n=1，2，3）為相應長度的灌漿連接段試件的靜力極限彎矩承載力，可由DNV?GL風機基礎設計規范[12]及文獻[13]中的式(1)給出。

式(1)中：p為灌漿連接段端部截面灌漿材料與鋼管之間的接觸壓力；Es為鋼材彈性模量；Lg為灌漿連接段有效長度；R和t分別為鋼管的外半徑和厚度；下標“TP”和“p”分別代表過渡段及樁管；μ為灌漿材料及鋼管間的摩擦系數；keff為剪力鍵的等效剛度。

對于該尺寸的試件，p為設計時的控制條件，規范規定上限為1.5MPa，由此可得到Mu1=318.5kN·m，Mu2=299.5kN·m，Mu3=356.8kN·m。此處荷載幅由靜力極限彎矩承載力確定，而不是取與原型結構實際工況等效的疲勞荷載幅值，主要是考慮到德國學者[5]所做的疲勞試驗進行225萬次未發生明顯的灌漿連接段破壞現象，其荷載幅上限約為其試件靜力極限彎矩承載力的0.4倍，而該值遠遠大于其按實際工況等效的疲勞荷載幅值。

試驗加載設備為AMSLER P960型脈沖疲勞試驗機，單個加載頭最大加載能力為500kN，共可安裝2個加載頭。試驗包含疲勞加載和靜力加載2部分，相互交替進行。在進行疲勞試驗之前，先進行一次靜力加載卸載循環。荷載分級取疲勞荷載幅上限值的20%為一級，在80%與100%之間增加一級，故加載時分六級加載至 Mu，卸載時亦然。接著進行疲勞加載，加載頻率為 4Hz。當循環加載至 2萬次、5萬次、10萬次、15萬次、30萬次、50萬次、70萬次、100萬次、130萬次、165萬次和200萬次時停止疲勞加載，進行一次靜力加卸載循環。由于疲勞試驗耗時較長，在試驗中存在諸多不確定因素，故在停止疲勞加載，進行靜力加載時的循環次數可能無法與試驗方案嚴格對應，需根據實際情況進行適當調整。

1.4 數據采集

試驗中采用在鋼管表面粘貼應變片的方式記錄靜載過程及疲勞過程的鋼管應變變化，其中，靜載過程為連續采集連續儲存數據，而疲勞過程采用連續采集間隔儲存的方式，儲存間隔為300s。在靜載過程和疲勞過程中，采集頻率都為200Hz。采用靜力位移計記錄靜載過程中的試件撓度，同時考慮到靜力位移計無法在疲勞過程中使用，增加激光位移計記錄疲勞加載過程中的試件跨中撓度及端部上下截面的相對橫向和豎向位移，激光位移計采樣頻率為1000Hz，同樣采用連續采集間隔儲存的方式，儲存間隔同為300s。以試件3為例，其過渡段上應變片布置見圖2，應變片分為環向和縱向2種布置方法，考慮到對稱性，只布置在試件圓周的半側。樁管由于需鉆入貼片，應變片數量較少，只布置在2個端部及跨中位置。另外，圖2中截面0°為受彎時的受壓側，180°為受彎時的受拉側；而灌漿段位于圖2中的Z=0mm截面與Z=875mm截面之間。更多試驗細節見文獻[14]。

圖2 試件3過渡段上應變片分布示意

2 主要試驗結果及分析

試驗中1～4號灌漿連接段試件分別在各自疲勞彎矩荷載下循環200萬次，灌漿連接段整體仍不會出現明顯的抗彎性能退化，且灌漿連接段端部截面灌漿材料未出現明顯的裂紋和破碎。同時，在5號試件中由于試驗荷載幅最大，試件焊接部件在經歷約128萬次疲勞荷載之后出現開裂，導致試驗停止，而灌漿連接段本身未出現任何破壞。下面分疲勞循環前靜力加載過程、疲勞循環期間多次靜力加載過程及疲勞全過程等3部分給出試驗的主要結果。同時，給出試件5的破壞模式及關于灌漿段長度的討論。

試驗采用四點彎曲方式，雖然試件的長度不同，但保證所有試件兩側彎剪段長度為 1m，由此所有試件純彎段彎矩值在數值上為試驗機荷載值的1/2，為敘述方便，在論述中直接使用試驗機荷載值。

2.1 疲勞前靜力加載過程

在疲勞試驗正式開始之前，對所有試件進行一次分級靜力加載及卸載過程，荷載分級如“1.3”節所述。限于篇幅，以試件3作為典型，研究其截面應變分布及應變位移沿長度的分布規律等。

圖3～圖5給出灌漿段過渡段鋼管的2個端部及跨中截面的縱向應變隨荷載變化沿截面高度的分布。由圖3～圖5可知：在Z=10mm截面處完全符合平截面假定；在Z=437.5mm（跨中）截面處基本滿足平截面假定；而在Z=865mm截面處則完全不滿足平截面假定。原因可由圖6給出的過渡段鋼管受壓側沿試件長度方向不同截面處的縱向應變分布解釋。從圖6中可明顯看出彎矩沿灌漿連接段由過渡段通過灌漿材料傳給樁管的過程，即在灌漿連接段長度上沿彎矩傳遞的方向，過渡段上應力越來越小，同時樁管上的應變逐漸增大。由此可知：Z=10mm截面樁管基本不受力，彎矩完全由過渡段承擔，該截面類似于純鋼管受彎截面，故完全符合平截面假定；跨中截面在灌漿材料的黏結作用下，過渡段和樁管共同受力，該組合截面也基本符合平截面假定；而Z=865mm截面過渡段已基本不受力，后面還可見其在疲勞循環中出現過渡段與灌漿材料的脫開現象，故該截面不再滿足平截面假定。值得注意的是，圖6中還給出了過渡段鋼管上剪力鍵的位置。由圖6可知，在經過剪力鍵，尤其是第一個剪力鍵時，過渡段上應變急劇下降，說明彎矩有一大部分傳遞給了樁管。由此可知剪力鍵在彎矩傳遞過程中的重要作用，這種作用在荷載較大時更為明顯。

圖3 過渡段Z=10mm截面縱向應變分布

圖4 過渡段Z=437.5mm截面縱向應變分布

圖5 過渡段Z=865mm截面縱向應變分布

圖6 過渡段受壓側縱向應變沿試件長度方向分布

2.2 疲勞循環期間多次靜力加載過程的比較

圖7～圖9給出試件3的應變，在多次靜力加載過程中出現退化的幾個典型截面及位置。從圖7～圖9中可看出整個加載過程仍處于彈性階段，在荷載完全卸除之后應變基本恢復到零。但是，隨著疲勞加載的進行，Z= 437.5mm（跨中）截面多處出現退化，但都在2萬次循環之后基本穩定；過渡段鋼管180°方向應變出現減小的現象（見圖7），而過渡段鋼管135°環向應變出現明顯增大的現象（見圖9）。與之不同的是，Z=740.5mm截面過渡段鋼管180°縱向應變片在循環中多次出現減小的現象（見圖8）。對于過渡段縱向應變的減小，可認為是其與灌漿材料之間的黏結出現退化，從而失去共同受力的性能，彎矩荷載的傳遞能力下降；而環向應變的增大則是在截面鋼管與灌漿材料黏結破壞之后失去協同工作能力，從而在彎矩作用下出現的橢圓化現象。

圖10給出試件跨中截面的位移隨多次靜力過程的變化。由圖10可知，200萬次彎曲循環過程之后的殘余變形幾乎可忽略，且試件灌漿連接段內部雖多處出現局部退化，但整體剛度仍未出現明顯退化。

圖7 過渡段437.5mm截面180°縱向應變

圖8 過渡段740.5mm截面180°縱向應變

圖9 過渡段437.5mm截面135°環向應變

圖10 試件437.5mm（跨中）截面位移

2.3 疲勞循環過程中的變化

圖11給出試件3的過渡段鋼管Z=865mm截面環向應變幅隨荷載次數的變化。由圖11可知，180°（受拉側）處應變幅在荷載循環開始之后不斷降低，至 10萬次左右時出現突降，隨后保持在較小的值，說明此處過渡段與灌漿材料逐漸脫離，截面承受彎逐漸減小，且在10萬次左右時就完成退化，之后保持穩定。

圖12給出Z=875mm截面兩鋼管豎向相對位移幅隨荷載次數的變化。由圖12可知，受拉側兩鋼管相對豎向位移幅不斷增大，在10萬次左右時出現突增，而該截面受壓側在整個疲勞循環中基本不會退化。

圖11 過渡段Z=865mm截面環向應變幅隨荷載次數的變化

圖12 Z=875mm截面豎向相對位移幅隨荷載次數的變化

2.4 試件5的破壞模式

由于試件5最長且試驗荷載幅最大，試件焊接部件在經歷約128萬次疲勞荷載之后出現開裂現象，試驗停止，但灌漿連接段本身未出現任何破壞。圖13給出試件5的破壞情況。由圖13可知，裂紋發生在加載支座下部，而灌漿段本身未出現破壞現象。仔細觀察試件內部可發現，裂紋起始于加載支座下過渡段內部的圓形加勁板焊縫端部，由此強調焊接細節對承受疲勞荷載的鋼構件的重要性。

2.5 不同長度灌漿連接段的比較

給出不同長度灌漿連接段試件疲勞加載前靜力循環中相似荷載下相似截面的應變分布及整個疲勞過程中相似位置應變和位移隨荷載循環次數的變化。

圖13 試件5破壞情況

定義圖2中試件3的Z=875mm截面為試件外端面，Z=0mm截面為試件內端面，試件4和試件5的定義類似，由此可給出疲勞前靜力循環中相似荷載下不同試件相似截面的應變分布（見圖14～圖16）。由圖14～圖16可知，不同試件跨中截面在相似荷載下應變基本相同，說明該截面過渡段、灌漿材料和樁管三者處于共同工作狀態，在截面參數完全相同的情況下，應變基本相同。2個端部截面環向應變并未出現灌漿連接段長度越短而應變越大的情況，反而長度越長環向應變越大。這與SCHAUMANN等[5]描述的灌漿段越短則端部鋼管橢圓化變形越大的現象不符。

圖14 過渡段外端部截面環向應變分布

圖15 過渡段跨中截面縱向應變分布

圖16 過渡段內端部截面環向應變分布

此外，從圖17給出的外端部截面180°兩鋼管豎向相對位移幅隨荷載次數的變化中也可看出灌漿段長度越短而退化更快的趨勢，試件長度越長荷載幅絕對值越大，退化出現得越快，且相對位移值越大。這也與SCHAUMANN等[5]描述的灌漿段越短則端部鋼管張開距離越大的現象不符。原因可能是SCHAUMANN等[6]采用的試件的灌漿段最大長度相當于試件4的長度，其余試件更短，使得端部橢圓化現象更明顯。而本文在設計試件時采用DNV?GL風機基礎設計規范[11]推薦的最小值作為試件1～試件3的灌漿段長度，試件5則更長，故而端部橢圓化現象不明顯，無法體現灌漿連接段長度過短帶來的影響。由此可看出，在考慮疲勞設計時，常用設計規范[11]對帶有剪力鍵的灌漿連接段長度的規定相對保守，其長度可進一步縮短，這與SCHAUMANN等[6]的觀點一致。

圖17 外端部截面受拉側豎向相對位移幅隨荷載次數的變化

3 結 語

本文對5根帶剪力鍵的圓柱形單樁基礎灌漿連接段試件進行等荷幅四點彎曲疲勞試驗研究，主要得到以下結論：

1) 靜力加載的結果表明，彎矩荷載在試件中由過渡段逐漸傳遞給樁管，試件灌漿段外端部過渡段受力很小，而內端部樁管受力較小；跨中截面為過渡段、灌漿材料和樁管三者協同受力，該組合截面基本符合平截面假定；同時，發現了剪力鍵在彎矩傳遞中的重要作用。

2) 由疲勞循環期間多次靜力加載過程之間的比較可知，盡管灌漿連接段局部可能出現性能退化，其整體仍可承受200萬次疲勞荷載，不出現明顯的抗彎性能退化，且灌漿連接段端部未出現明顯的裂紋；同時，試件在200萬次疲勞循環之后產生的殘余變形基本可忽略不計。

3) 由疲勞循環過程中的比較可知，試件3外端部截面受拉側在循環至10萬次（對于試件5可能更短）之后出現灌漿材料與鋼管脫開的現象，應變明顯減小，兩鋼管間的豎向位移明顯增大，但試件整體剛度認為可保持基本不變。

4) 對于試件5，由于試驗荷載幅最大，試件焊接部件在經歷約128萬次疲勞荷載之后出現開裂現象，而灌漿連接段本身未出現任何破壞，由此強調焊接細節對承受疲勞荷載鋼構件的重要性。

5) 比較不同長度的試件可發現，在相近荷載下，不同試件端部環向應變并未出現試件灌漿段長度越短而越大的情況，但灌漿段長度越短兩鋼管間的相對豎向位移越大。在比較SCHAUMANN等[5]的結論之后可認為，帶剪力鍵的灌漿連接段常用設計規范中規定的長度下限值可進一步縮短。