腳靴式海上升壓站灌漿連接段強度分析研究

王永發，孫震洲，湯群益，陳杰峰

(中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司 新能源工程院，浙江 杭州 311122)

目前，我國海上風電發展迅速，截止2019年年初，國內已建成18座海上升壓站。海上升壓站是海上風電場電力匯集、升壓、輸出的要塞，其在復雜環境條件及各類組合工況下的結構安全性直接影響海上風電場的正常運營。目前海上升壓站型式多為樁—導管架型式，該型式為滿足承載力要求，通常主導管直徑較大，使得導管架自身工程量增加。樁—套筒式海上升壓站，結構更為輕盈、經濟，但對其樁—套筒的灌漿連接提出了新的需求。

針對灌漿連接設計研究，國內主要集中在海上單樁風機及導管架型式風機領域。黃立維等[1-2]對海上測風塔、樁式風機基礎進行了灌漿連接技術研究及試驗研究，給工程提供了設計及指導；康海貴等[3]針對風機基礎結構，給出了灌漿連接段的最優構造形式；莫仁杰[4]針對海上風機樁式基礎，分析了灌漿連接段受船舶碰撞、地震的受力及易損性，并改進了可靠度分析方法；王偉等[5]采用DNV-OS-J101[6]規范對海上大直徑單樁風機進行校核，并對比了新舊規范的區別；王國慶[7]針對大直徑灌漿套管軸向承載力，開展了模型試驗，改進錐形灌漿套管承載力計算方法；陳濤等[8]從灌漿連接抗震性能出發，討論了灌漿連接段的破壞模式。總體上，針對腳靴式海上升壓站的灌漿連接，國內尚未有針對性研究。

國外針對灌漿連接校核修訂了多本規范，從早期的DNV-OS-J101和DNVGL-ST-0126到DNVGL-ST-0126(2018)[9]，新規范基本校核流程與前者一致，但新增了“設計準則”、“灌漿料及其試驗”和“結構設計”等3節內容，提出了新的要求；Norsok N-004 Rev3規范[10]特別針對樁—套筒的形式，采用了與DNV不同的校核方式，其針對性更強，且相比于早期的Norsok N-004 Rev2[11]，Rev3提出了更多、更嚴苛的灌漿連接設計要求。除規范設計外，Nikolaos[12]針對單樁風機展開了灌漿連接的非線性研究，闡述了剪力鍵參數對灌漿連接段的影響；Paul等[13-14]通過試驗的方式，論述了設計參數如溫度、養護等對灌漿連接段的影響，并討論了在設計壽命中灌漿料磨損對風機完整性的評估。可以看出，國外對灌漿連接研究較國內更為深入和系統化，但針對國內特殊的施工條件及海上升壓站形式，灌漿連接段研究仍不充分。

針對國內江蘇某海域腳靴式海上升壓站結構，利用海洋工程有限元計算軟件SACS對其進行精細化建模，提取得到該平臺在在位、地震、撞船及疲勞工況下灌漿連接段所受的外荷載，采用直接計算的方式，對灌漿連接的可靠性進行校核，校核結果均滿足Norsok N-004規范的要求；并通過控制灌漿設計參數，分析討論了其對灌漿連接段設計強度的影響，為今后腳靴式海上升壓站灌漿連接段設計提供設計依據及優化設計建議。

1 計算原理

腳靴式海上升壓站典型的樁套筒連接形式及受力特征如圖1所示，實際工程中灌漿分割器位于下軛板上方或者下方。樁—套筒灌漿連接的失效模式主要包括：①極端環境工況(ULS)及事故工況(ALS)下樁軸力和扭矩產生的連接面剪應力導致強度失效；②極端環境工況(ULS)及事故工況(ALS)樁彎矩和剪力產生的漿體底部壓應力導致強度失效；③疲勞工況下(FLS)樁軸力和彎矩產生的連接面交替剪應力導致疲勞失效；④疲勞工況下(FLS)樁彎矩和剪力產生的漿體底部拉應力導致疲勞失效。針對以上失效模式及結構特點，以Norsok N-004 Rev3規范[10]為依據，對各工況中的各項指標進行分析。

圖1 典型的樁—套筒連接形式及受力特征示意Fig. 1 Typical pile-sleeve connection form and force characteristic diagram

1.1 構造要求

灌漿連接段的破壞與灌漿體應力水平密切相關，灌漿體的應力水平不僅與各主控工況下灌漿段所受的荷載有關，還與灌漿段的長徑比、剪力鍵的尺寸和間距、套筒與樁的相對尺寸等諸多變量有關。因此，針對灌漿段的構造參數，Norsok N-004規范給出了相應的建議要求，如表1所示。

表1 灌漿段構造參數建議范圍Tab. 1 Proposed range of structural parameters for grouted connection

表中：fck為75 mm 立方灌漿體的特征抗壓強度，MPa；Dp為樁的外徑，tp為樁的壁厚；Ds為套筒的外徑，ts為套筒的壁厚；Dg為灌漿環外徑，tg為灌漿環壁厚；h為剪力鍵高度；s為剪力鍵間距；Le為灌漿有效長度，單位均為mm。

1.2 ULS和ALS工況灌漿連接段校核

由軸力和扭矩引起的剪應力組合為：

(1)

在計算灌漿有效長度Le時，應當充分考慮不起灌漿連接作用的灌漿段，須從實際灌漿長度中去除該灌漿長度，包括：①灌漿分隔器的自身長度；②灌漿段中無法確定有效增強連接承載力的灌漿段；③考慮灌漿端面連接較弱區，可取灌漿厚度的2倍。

若灌漿連接段中不設置剪力鍵或剪力鍵不起正向作用時(如抗扭)，則灌漿連接面特征強度為：

(2)

通常，與海上風機結構相比，海上升壓站由于上部組塊復雜，重量往往是導管架重量的幾倍，灌漿段須合理布置剪力鍵來增強灌漿連接段的抗剪強度。考慮到剪力鍵對漿體連接面特征強度的影響，其特征強度可由下式計算得到：

(3)

在服役過程中，漿體始終承受由樁傳遞的軸力及扭矩，須校核漿體本身受剪受扭能否滿足設計要求，漿體的特征強度為：

(4)

因此，灌漿連接面及漿體受剪受扭應當滿足以下條件：

(5)

式中：γm為灌漿連接面傳遞強度材料系數，ULS工況取2，ALS工況取1.5。

灌漿連接段除相對滑移破壞外，也存在漿體底部受壓破壞的情況。鋼和漿體間的設計接觸壓力為：

(6)

最大設計主應力可由下式計算得到：

(7)

式中：μ為鋼和漿體間的摩擦力系數，取μ=0.7。

漿體抗壓強度為：

(8)

最大設計主應力應滿足：

(9)

1.3 FLS工況灌漿連接段校核

海上升壓站服役期長，在服役階段需承受長期的可變載荷，使得灌漿連接段軸向載荷從壓力到拉力往復變化，因此須對灌漿連接段進行疲勞校核。由于對灌漿連接段長期承載力的研究數據較少，特別是彎矩引起的疲勞效應，因此目前還沒有建立樁—套筒連接在循環載荷作用下的承載力評估方法。目前，可采用簡化疲勞校核方法。

考慮最小固定荷載和可變荷載，校核重現期為100 a、荷載系數γf=1.0的樁最大軸向拉力Pt, Sd。設計軸向拉力承載力為：

(10)

式中：γfm為材料系數，若群樁僅為一樁或兩樁時取2.0，為三樁或多樁取1.5；CPMred為交變力矩的折減系數，可由下式計算得到：

(11)

式中：MPEnv, Sd為100年一遇的環境荷載引起的彎矩；Mref=0.001W·E，E為樁鋼的彈性模量，W為樁彈性截面模量。

最大軸向拉力Pt, Sd應滿足：

Pt, Sd≤Pf, Rd

(12)

漿體底部的應力變化是由樁的循環彎矩和剪力引起的。對于沒有布置增強鋼筋的灌漿連接，應限制漿體底部拉應力，以使其在平臺的使用壽命期間不出現超過漿體抗拉承載力的情況。漿體所受的拉應力為：

(13)

漿體底部FLS工況下最大拉應力應滿足：

(14)

式中：ftk為漿體的特征抗拉強度，γfm為漿體疲勞校核的材料系數，取1.25。

若灌漿段底部未設置增強鋼筋，且底部壓/拉應力不滿足式(14)，則需在套筒底部設置合理的縱向及環向鋼筋來提高承載力。若在增加鋼筋后，且增強鋼筋滿足設計要求，則可認為滿足拉應力疲勞承載力要求，無需對FLS工況進行底部拉應力的校核。

灌漿連接段抗扭疲勞校核可通過下式進行：

τbtEnv100, Sd≤fbkf

(15)

1.4 增強鋼筋校核

若設置增強鋼筋來提高灌漿連接段的強度和耐久性，則單根鋼筋的截面積應滿足：

(16)

式中：b為縱向鋼筋間距，mm；fsd為鋼筋設計強度，MPa，fsd=fsy/γrm,fsy為鋼筋特征屈服應力，MPa，γrm為鋼筋的材料系數，取1；AS為鋼筋面積，m2；μ為摩擦系數，取0.6。

2 實例分析

2.1 工程概況

位于江蘇海域的某項目腳靴式海上升壓站，其所屬風電場的裝機規模為300 MW。該海上升壓站上部組塊采用5層布置，平面尺寸為38.10 m×41.54 m(包含樓梯和外露平臺)，高20.90 m(一層甲板至屋頂層頂)，最高點距平均海平面34.65 m，采用空間桁架結構。海上升壓站基礎采用4腿腳靴式導管架結構，基礎導管架頂標高13.61 m，底標高-16.16 m，鋼管樁采用φ2 438 mm開口變壁厚鋼管樁，壁厚為50～70 mm，樁長為73.00 m，樁頂高程為-6.16 m，樁底高程為-79.61 m，樁入泥深度63 m。

圖2 實例結構的SACS有限元模型Fig. 2 Finite-element model of SACS

參考文獻[15]和文獻[16]，采用SACS 11.0軟件對該海上升壓站進行詳細建模，灌漿連接分析時需先對海上升壓站進行在位[17]、地震[18]、疲勞[19]及靠船[15]分析，提取樁頭在各組合工況下的最大荷載，再根據第一章所述方法進行灌漿連接段的校核。該海上升壓站SACS模型如圖2所示。

該海上升壓站覆蓋剪力鍵的公稱灌漿長度為6.0 m，上下軛板距離7.0 m。在灌漿長度范圍內均勻布置剪力鍵，剪力鍵間距為500 mm，高度8 mm，寬度16 mm鋼筋。在套筒和樁之間空隙填充灌漿材料，形成厚度為169 mm的環形灌漿截面，灌漿料為水泥基灌漿料，標稱圓柱體抗壓強度在28 d為90 MPa[20]。對其進行構造校核，結果如表2所示，灌漿連接段的構造參數滿足建議要求。

表2 灌漿連接構造要求校核Tab. 2 Check of structural principles for grouted connections

2.2 各工況灌漿連接段校核

根據構造參數可得徑向剛度CS=0.015 1，將其帶入灌漿連接段連接面抗剪強度公式，可得到fbks=1.698 MPa，fbkf=0.098 7 MPa，漿體受剪/扭強度fbkg=6.903 MPa。提取SACS軟件中各主控工況下的樁頭所受的最大力，對灌漿連接段進行校核。以海上升壓站工作工況為例，4個樁頭所受最大軸力為14 859.57 kN，面內剪力為4 910.74 kN，面外剪力為132.07 kN，扭矩為31.82 kN·m，面內彎矩為1 571.11 kN·m，面外彎矩為37 485.04 kN·m。則可計算的軸力引起的剪應力為0.353 MPa，扭矩引起的剪應力為0.000 62 MPa，漿體所受合應力為0.353 MPa。考慮到該工況為ULS工況，材料系數γm=2，校核時采用規范ANSI/AISC 360-05[21]中Maximum Component Unity Check(即UC值)進行分析討論，可得到灌漿連接面受剪UC為0.42，受扭UC為0.012 1，漿體受合力UC值為0.102，UC值均小于1，滿足設計要求。

根據式(8)計算得到漿體的極限抗壓承載力為60.293 MPa。設計初期，灌漿結束位置位于下軛板上方且不存在縱向增強鋼筋，受壓系數CA=2，根據工作工況下樁頭內力，得到最大設計主應力為37.562 MPa，UC值為0.624<1，但對于極端工況下的漿體底部最大設計主應力達到了65.599 MPa，UC值為1.088>1，根據規范[13]要求，須對灌漿連接段進行增強設計。

一方面考慮到極端工況下漿體底部承壓無法滿足設計需求，另一方面在實際導管架安裝及打樁時，實際地質與勘測地質的差別，打樁可能存在無法打至指定高程，剪力鍵在打樁中失效等不利因素，本海上升壓站設置了縱向HRB500增強鋼筋對灌漿連接段強度進行提高。縱向增強鋼筋位于下軛板上方，受壓系數CA=1。所需單根鋼筋最小截面積為51.7 mm2，鋼筋最小長度為1 033 mm，鋼筋最大間距為238 mm，最小間距為59.5 mm。項目根據其他主控工況的荷載情況，并滿足增強鋼筋的布置要求，在套筒內側下軛板上方一圈布置116根縱向鋼筋，鋼筋間距為71 mm，直徑12 mm，鋼筋長度為1 450 mm，得到最大設計主應力為18.781 MPa，即漿體的受壓UC值為0.312<1，滿足設計要求。

根據第1節所述，疲勞工況需校核當樁頭出現拉力時的應力狀態，根據SACS軟件計算結果，最大軸向拉力為210.98 kN，此時設計合剪力為216.53 kN，設計合彎矩為1 166.4 kN·m，設計扭矩為85.3 kN·m，則可以得到疲勞工況下抗拉承載力為1.06 kN，UC值為0.019 8，遠小于1，滿足設計要求。海上升壓站設置了增強鋼筋，且鋼筋強度、數量滿足規范要求，則可認為漿體底部拉應力滿足疲勞承載力的校核要求，可不進行漿體底部抗拉承載力校核。

表3 各工況樁頭最大荷載Tab. 3 The maximum force of pile head under various operating conditions

表4 各工況設計結果Tab. 4 Check result under various operating conditions

(續表)

3 優化設計研究

海上升壓站實際安裝打樁過程中，往往會由于地質資料的不確定性、打樁設備的誤差等原因，使得原設計的有效灌漿連接段存在偏移或灌漿段承載力效果減弱。為盡量避免由于灌漿連接段與設計值不符時灌漿連接承載力發生急劇變化的情況，須對灌漿連接段剪力鍵布置、灌漿料選擇等進行優化和充分考慮。此外，分析灌漿連接段各項參數對承載強度的敏感性，有助于灌漿連接段的設計，為后續海上升壓站工程提供指導。

式(2)～(4)及(8)分別給出了連接面受剪、受扭，漿體受剪受扭和漿體受壓時的承載力強度，研究灌漿材料的抗壓強度對承載力強度的敏感性有助于設計時灌漿料的優選。當樁、套筒參數確定時，通過控制灌漿料的抗壓強度來增強灌漿連接段的承載強度，其各方面的承載強度增長速率隨著灌漿強度變化如圖3所示。從圖中可以看出，承載力強度隨著灌漿料強度增加進而增長的趨勢變緩，承載強度增長最明顯的為漿體受壓承載力，即當漿體受壓校核難以滿足要求時，可通過增加灌漿料強度來有效增加漿體受壓承載力。當漿體的抗壓強度超過60 MPa，連接面和漿體的受剪、受扭增長呈現緩態，即當這兩者強度難以滿足要求時，通過增加灌漿料的抗壓強度作用不明顯，需通過布置剪力鍵來提高其承載力。

圖3 承載力強度隨灌漿料抗壓強度的增長曲線Fig. 3 The increase of bearing capacity with the compressive strength of grout

對于存在剪力鍵情況，有必要分析連接面受剪及漿體承載力與剪力鍵高度的關系，從而達到設計優化。基于式(3)和(4)，圖4給出了連接面受剪和漿體受扭受剪承載力強度隨剪力鍵高度變化的增長速率曲線，可以看出連接面受剪承載力隨著剪力鍵高度增加始終保持增長趨勢，但當剪力鍵高度大于6 mm后，增長速率明顯下降；此外，漿體受壓受剪承載力隨著剪力鍵高度增加略微減小，相比于連接面受剪承載力，其變化可忽略，因此為有效提高連接面受剪承載力，可提高剪力鍵高度來實現。在實際工程中，需考慮插樁時的安裝精度，剪力鍵過高不利于樁的順利插入，因此需綜合考慮剪力鍵高度與灌漿樁、套筒間的關系。若承載力仍無法滿足設計需求時，可通過改變剪力鍵間距來提高灌漿連接段的承載力。

同樣的，針對式(3)和(4)，研究剪力鍵間距與承載力之間的關系，為剪力鍵布置提供設計優化思路。圖5給出了這兩者強度隨著剪力鍵間距s變化的增長速率曲線，可以看出漿體受扭受剪隨著剪力鍵間距增大呈下降趨勢，連接面受剪承載力在間距100～200 mm范圍內具有明顯增加趨勢，在間距大于200 mm后，連接面受剪承載力基本保持不變。因此綜合考慮連接面受剪強度和漿體受壓受剪強度，且使得剪力鍵構造滿足設計要求，可建議選取剪力鍵間距在250～600 mm范圍內。

圖4 承載力強度隨剪力鍵高度的增長曲線Fig. 4 The increase of bearing capacity with the height of shear keys

圖5 承載力強度隨剪力鍵間距的增長曲線Fig. 5 The increase of bearing capacity with the spacing of shear keys

4 結 語

目前尚無針對國內腳靴式海上升壓站灌漿連接段的研究，采用單樁風機的灌漿連接計算校核方法無法考慮上下軛板、增強鋼筋對灌漿連接段的影響，且國內針對灌漿連接段計算尚未形成體系，無法針對實際工程問題來優化灌漿連接段。通過上述研究，得到如下結論：

1) 針對ULS、ALS和FLS工況，通過控制材料系數、合理布置增強鋼筋等，給出了詳細的灌漿連接段計算理論，為后續國內腳靴式海上升壓站灌漿連接段計算提供理論依據；

2) 以江蘇某海域腳靴式海上升壓站為例，計算了在位、地震、撞船及疲勞工況下灌漿連接段的承載力強度，并以UC值的方式對其進行校核， 結果表明該設計均滿足規范要求；

3) 針對實際工程中的問題，建議可提高漿體的抗壓強度來有效提高漿體底部受壓承載力；當剪力鍵布置符合規范建議值時，可取較大剪力鍵高度來有效提高連接面受剪承載力，取剪力鍵間距在250～600 mm范圍內，提高連接面受剪承載力的同時保證漿體受壓受剪承載力，為今后各主控工況下灌漿連接段的優化提供參考與借鑒。