考慮偏心誤差的導管架灌漿原型抗拔性能研究*

陳 珂，陳 誠，元國凱，陳 濤

(1.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；2.同濟大學土木工程學院，上海 200092)

0 引言

隨著海上風電產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，海上風機的應用日益廣泛，其結構安全性也逐漸引起人們的關注。風機基礎的主要作用是固定風電機組，海上風電機組基礎分為固定式和漂浮式，目前國內(nèi)外以固定式導管架基礎結構居多[1]。導管架灌漿連接段是整個海上風電導管架基礎結構承上啟下的關鍵部位[2]，在近海平臺被廣泛應用[3-4]，因此研究其灌漿連接段受力性能十分必要。

Billington等[5]通過進行灌漿連接段試驗，得到灌漿連接段的徑向剛度和長徑比、灌漿料強度、剪力鍵高距比均會影響其軸向極限承載力。由于導管架灌漿施工時，其腿柱與外部鋼管樁很難完全對中，常常會出現(xiàn)內(nèi)、外管的偏心誤差，這種誤差會引起灌漿連接段徑向剛度的變化，從而引起其受力性能的變化。針對這種偏心誤差，李筑軒等[6]進行了灌漿連接段受彎力學性能研究；Lamport等[7]通過試驗研究偏心距對灌漿連接段軸向承載力的影響，可知偏心距對軸向承載力的影響不明顯，但該試驗中不同偏心距的灌漿連接段試件所用灌漿料強度差異較大，且所用灌漿料平均強度僅35MPa，而隨著材料技術的發(fā)展，目前海上風電工程中所用灌漿料強度均≥80MPa[8]，材料性能的改變勢必會導致結構受力性能的改變；Lee等[9]的偏心加載試驗證明灌漿連接段的軸向極限承載力與鋼管屈服強度密切相關，但偏心加載方式對灌漿連接段的軸向極限承載力沒有明顯影響。

綜上所述，偏心加載對灌漿連接段的極限承載力無明顯影響[9]，且許多學者都注意到導管架基礎中灌漿連接段主要承受軸力作用[10]，而對于Lamport等[7]試驗中的偏心誤差試件，由于各試件所用灌漿料強度差異較大且強度較低，其結論對目前使用高強灌漿料的灌漿連接段已無參考性，因此迫切需研究偏心誤差下灌漿連接段的軸向力學性能。本文針對已完成豎向抗拔試驗的導管架灌漿原型建立有限元模型，進行偏心誤差參數(shù)分析。

1 原型試驗概況

1.1 試驗設計

試驗模型按南鵬島陽江海上風電項目工程中風機基礎導管架1條支腿的實際灌漿空間以1∶1比例設計，內(nèi)筒外壁直徑為1 900mm，外筒內(nèi)壁直徑為2 290mm，內(nèi)、外壁厚均為40mm，連接段灌漿高度為2 500mm。為模擬工程實際可能發(fā)生的偏位情況，試驗模型內(nèi)筒按實際可能發(fā)生的最大偏位115mm進行設計，即內(nèi)筒外壁側靠近外筒內(nèi)壁80mm，另一側內(nèi)筒外壁距外筒內(nèi)壁310mm。灌漿原型如圖1所示，陰影部分為灌漿環(huán)形空間。試驗模型灌漿后，達到28d齡期時需對該試驗模型進行抗拔試驗。在模型內(nèi)、外鋼筒間焊接平臺和牛腿支座。以30°間隔在外鋼筒支座平臺上布置千斤頂，共12臺，內(nèi)支座平臺通過自身可提供反力。試驗按GB 50007—2011《建筑地基基礎設計規(guī)范》[11]及委托方提供的工程設計資料執(zhí)行。

圖1 灌漿原型

1.2 加載過程

試驗最大加載量為26 000kN，加載設備由12臺320t千斤頂、70MPa高壓油泵及相應油路系統(tǒng)、經(jīng)標定的精密油壓表組成。該系統(tǒng)最大加載值>30 720kN。

加載階段分為軸拉、偏拉增大和偏拉減小階段。加載分級進行，且采用逐級等量加載，荷載分9級，第1級加載量取最大試驗荷載的1/5，后續(xù)每級荷載為最大試驗荷載的1/10，加載時每級至少維持15min，滿足穩(wěn)定性要求后施加下一級荷載。卸載時先卸載內(nèi)筒偏移側的5臺千斤頂，觀察灌漿連接段模型結構在最不利偏心荷載作用下的受力工作狀態(tài)，再卸載內(nèi)筒遠離側的7臺千斤頂。

1.3 試驗現(xiàn)象

由于原型尺寸過大，試驗加卸載過程中未見灌漿料與樁桶界面脫開，未見灌漿料開裂，且內(nèi)、外鋼桶上的應變片換算所得應力值均未超過鋼材屈服強度。

2 灌漿連接段軸拉數(shù)值模型建立

2.1 參數(shù)設計

為研究偏心誤差參數(shù)對灌漿連接段軸心受拉極限承載力的影響，在灌漿原型試驗模型的基礎上設計數(shù)值模型組，具體參數(shù)如表1所示。相對偏心誤差為偏心誤差與樁管外徑的比值，其中最大相對偏心誤差為0.049的GC-H-3試件即為對應試驗中灌漿原型的數(shù)值模型。

表1 灌漿連接段模型幾何尺寸參數(shù)

2.2 模型建立

2.2.1幾何建模與網(wǎng)格劃分

有限元模型的尺寸與實際模型的尺寸保持一致。利用ABAQUS軟件建立的偏心模型如圖2所示，其中鋼管和灌漿料均采用C3D8R單元劃分，內(nèi)、外管厚度方向均布置3個種子，灌漿料厚度方向布置6個種子，剪力鍵各邊均布置4個種子，各部件環(huán)向均布置50個種子。灌漿連接段模型采取分離式建模，即樁管、套管和灌漿層環(huán)狀體分開建模[12]。其中，鋼材與灌漿料間法線方向的接觸采用硬接觸定義，模擬鋼管和灌漿材料間的相互擠壓；切線方向的接觸采用無黏結的庫侖摩擦模型定義，模擬鋼管和灌漿材料間相互錯動產(chǎn)生的摩擦力，界面摩擦系數(shù)取0.7。

圖2 有限元偏心模型

2.2.2材料參數(shù)設定

根據(jù)試驗方實測的鋼材材性，將名義應力及應變換算為真實應力及應變，鋼材的塑性行為采用線性隨動強化法則von Mises屈服準則模擬。鋼材彈性模量為206 000MPa，泊松比為0.3，屈服強度為360MPa，極限強度為500MPa。

灌漿材料可被視為一種高強混凝土材料。因此，采用有限元軟件自帶的混凝土塑性損傷模型模擬灌漿材料的力學性能。塑性損傷模型參數(shù)為：膨脹角30°，偏心率0.1，投影參數(shù)K=0.67，強度比值Fb0/fc=1.16，黏性系數(shù)0.001。灌漿材料材性關鍵參數(shù)為：彈性模量46 800MPa，泊松比0.185，抗壓強度121.8MPa，抗拉強度5.592MPa，斷裂能0.175 3N/mm。

2.2.3邊界條件及荷載

對外鋼管(樁管)底部界面3個平動自由度進行約束，內(nèi)鋼管(套管)頂部按力進行加載，其中荷載所在位置為外鋼管截面所在形心，如圖3所示。

圖3 有限元模型邊界條件及荷載

2.3 模型驗證

為驗證所建有限元模型的準確性，對數(shù)值模型組中GC-H-3試件模擬結果與灌漿原型試驗結果進行對比分析。原型試驗的應變測點布置如圖4所示，6，12分別表示6號和12號千斤頂所在側。其中，應變測點分布在8個截面，每個截面布置5個縱向應變計，以IO-6-2為例，其表示內(nèi)筒外壁6號千斤頂側從上往下第2個應變計。灌漿連接段GC-H-3有限元計算和試驗結果的軸心受拉荷載-位移關系曲線如圖5所示，樁管縱向應變(OI-6表示外筒內(nèi)壁6號千斤頂一側截面)、套管縱向應變(IO-6表示內(nèi)筒外壁6號千斤頂一側截面)曲線對比如圖6，7所示。

圖4 應變測點布置

圖5 GC-H-3試件荷載-位移曲線對比

圖6 OI-6截面縱向應變分布曲線對比

圖7 IO-6截面縱向應變分布曲線對比

荷載-位移為灌漿連接段端部參考點位移，代表灌漿連接段軸向位移。由圖5～7可知，模擬結果與試驗結果吻合良好。有限元模型最大荷載下的位移與試驗結果相比，誤差≤0.6%?？v向應變分布總體變化趨勢一致。因此，本文所建立的有限元模型可用于對灌漿連接段受力性能進行深入分析。

3 模擬結果分析

3.1 灌漿體應力狀態(tài)分析

以無偏心GC-1試件為例分析灌漿連接段內(nèi)套管、樁管間灌漿層的應力狀態(tài)分布規(guī)律。

在軸拉荷載作用下，灌漿連接段的灌漿層應力較高部位主要位于剪力鍵位置附近。灌漿連接段通過樁管、套管剪力鍵相互擠壓灌漿材料，形成斜向受壓短柱，如圖8所示。通過這些斜壓短柱，灌漿連接段將套管所承受的軸力傳遞到樁管。漿體的最大第三主應力位于樁管頂端第1個剪力鍵位置處，值為58.21MPa，GC-1，GC-H-1，GC-H-2，GC-H-3試件在最大試驗荷載26 000kN下的最大第三主應力分別為46.60，52.83，56.58，58.21MPa。

圖8 GC-1灌漿體應力分布

3.2 位移分析

不同偏心誤差下灌漿連接段荷載-位移曲線對比如圖9所示。GC-1，GC-H-1，GC-H-2，GC-H-3試件在最大試驗荷載26 000kN下的位移分別為1.698，1.704，1.741，1.754mm。隨著偏心誤差的增大，試件的位移也隨之增大，當相對偏心誤差達到0.049(絕對誤差115mm)時，最大試驗荷載下的位移增大3.3%。

圖9 荷載-位移曲線對比

由圖9可知，在該荷載水平下，各試件的荷載-位移曲線很相似，這主要是由于該原型試件幾何模型尺寸過大，試驗過程中26 000kN的最大試驗荷載遠小于其理論極限荷載，試驗的加載階段僅處于整個加載階段的初期所致。

3.3 應變分析

應變分析分為套管和樁管2個部分，研究相對偏心誤差大小對其縱向應變分布的影響，應變計的命名規(guī)則見2.3節(jié)。

3.3.1套管應變

各試件套管的II-12，IO-6截面應變分布對比如圖10所示(II表示內(nèi)筒內(nèi)壁；IO表示內(nèi)筒外壁)。由圖10可知，各試件從上向下的應變分布變化趨勢不隨偏心誤差的增大而發(fā)生改變，4個試件的應變分布變化趨勢一致。應變分布總體呈上部較大、下部較小，這是由于套管上部直接受荷載作用，通過灌漿體內(nèi)、外剪力鍵間形成的斜壓短柱將荷載傳遞至樁管。套管各截面縱向應變隨偏心誤差的增大呈微小增大?？傮w來說，在試驗背景規(guī)定的最大相對偏心誤差0.049下，偏心誤差對套管截面的應變大小影響有限。

圖10 套管II-12與IO-6截面應變分布曲線對比

3.3.2樁管應變

各試件樁管的OO-12，OI-6截面應變分布對比如圖11所示。與套管類似，試件從上向下的應變分布變化趨勢不隨偏心誤差的增大而發(fā)生改變。不同的是，應變分布總體呈上部較小、下部較大，這也是由于套管由上而下通過斜壓短柱逐漸將荷載傳遞至樁管所致。樁管各截面的縱向應變隨偏心誤差的增大呈微小減小。同樣，相對偏心誤差0.049對樁管的應變大小影響有限。

圖11 樁管OO-12與OI-6截面應變分布曲線對比

4 結語

1)該灌漿原型尺寸條件下，最大試驗荷載26 000kN 遠小于其設計極限承載力50 065.7kN，整體處于彈性狀態(tài)。

2)隨著偏心誤差的增大，灌漿體最大第三主應力增大，當相對偏心誤差達到0.049時，最大第三主應力增大24.9%。

3)偏心誤差不會改變截面的縱向應變分布趨勢，且對應變大小的影響有限。

4)隨著偏心誤差的增大，套管各截面的縱向應變隨偏心誤差的增大呈微小增大，樁管各截面縱向應變隨偏心誤差的增大呈微小減小，不影響正常使用荷載下的性能。