海上风机基础灌浆连接段抗震性能试验

陈 涛，张持海，赵 淇，王 衔，元国凯，刘晋超

（1. 同济大学建筑工程系，上海 200092；2. 中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司，广东 广州 510663）

0 引 言

对于灌浆连接段的静力性能，国内外相关学者已开展大量研究。BILLINGTON等[1-2]对轴向荷载灌浆连接段承载力的影响因素进行大量试验研究，提出灌浆连接段受轴向荷载的承载力经验公式；丹麦的Aalborg大学[3]和德国的Hannover Leibniz大学[4]进行灌浆连接段的静力抗弯加载试验，试验结果表明，有剪力键的灌浆连接段钢管纵向应力分布较为平缓，剪力键的设置更有助于灌浆连接段传递弯矩；LOTSBERG等[5]从理论上分析灌浆连接段的承载力机理，提出适用于设计的计算公式；陈涛等[6]对灌浆连接段在轴力和弯矩共同作用下的压弯力学性能进行单调试验研究，发现灌浆连接段试件在压弯荷载作用下仍具有良好的延性和较强的承载力；赵淇等[7]对压弯设计荷载作用下几何参数对灌浆连接段力学性能的影响进行分析研究；王震等[8]对膨胀混凝土的灌浆套筒的力学性能进行研究；王榕[9]对某油田固定平台进行各种工况组合下的模拟计算，分析比较灌浆桩腿和非灌浆桩腿的优劣。

海上风电塔在使用期间可能会受到地震荷载的作用，因此需研究分析灌浆连接段在低周反复荷载作用下的受力性能。对于与灌浆连接段类似的钢管混凝土柱，已有许多学者对其抗震性能进行深入研究。韩林海等[10]对圆钢管混凝土压弯构件荷载-位移滞回性能进行深入分析；吕西林等[11]对反复荷载作用下方钢管混凝土柱的抗震性能进行试验研究；黄一杰等[12]对钢管再生混凝土柱抗震性能进行研究分析并改进损伤评估模型；林震宇等[13]对L形钢管混凝土柱在低周反复荷载作用下的滞回性能进行全过程分析；聂建国等[14]对钢管混凝土柱在纯扭和压扭荷载下的抗震性能进行深入研究；仲伟秋等[15]对灌浆连接段在轴向低周反复荷载作用下的力学性能进行研究。

通常进行低周反复加载试验是为了确定构件或结构的恢复力特征。由于试件加载的荷载-位移关系反映整个加载过程中试件强度、刚度和耗能能力的变化，且试验过程中可细致观察构件的损伤破坏机理，因此本文设计3个不同轴压比的缩尺灌浆连接段试件并对其进行低周反复加载，基于试验结果对灌浆连接段在低周反复荷载作用下的承载能力、变形能力、耗能能力、刚度和强度退化及破坏机制进行深入研究，为实际工程中灌浆连接段的抗震设计提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

此次试验设计3个不同轴压比的试件。灌浆连接段试件整体尺寸及剪力键的细部尺寸见图1，其中：外管直径Dp=550mm，外管壁厚tp=13mm；内管直径Ds=450mm，内管壁厚ts=13mm；灌浆层厚度tg=37mm，灌浆段长度Lg=800mm；剪力键间距s=180mm，剪力键高度h=6mm。试件的编号与轴压比设计见表1，其中试件的轴压比定义为灌浆连接段上施加的轴向荷载与内钢管屈服时轴向荷载的比值。

1.2 材料性能试验

灌浆材料性能试验方法参考BSEN 12390-3: 2009[16]和《普通混凝土力学性能试验方法》[17]。共制作3组不同尺寸的浆体试块，分别为φ150mm×300mm 圆柱体试块，75mm×75mm×75mm 立方体试块和150mm×150mm×150mm立方体试块。灌浆料材料性能试验结果见表2。在制作灌浆连接段钢管部分时，预留4个标准尺寸试件，根据《金属材料室内拉伸试验方法》[18]进行钢材的材料性能试验，试验结果见表3。

1.3 试件加载

试验加载装置采用同济大学 10000kN大型试验机，利用分离式液压千斤顶配合反力支架进行竖向和水平向的加载。试件底座与试验机底板采用螺栓连接。加载装置见图2。

试验采用力-位移混合控制加载制度（见图3）。试件屈服前采用荷载控制，分别以屈服荷载Py的0.25倍、0.50倍、0.75倍和1.00倍循环加载一周；试件屈服后采用位移控制加载，以达到屈服荷载Py时试件顶部位移计测得的水平位移值作为屈服位移Δy，每级屈服位移往复循环加载3次，每级增加的位移量为屈服位移Δy。加载至试件的承载力至少下降到最大承载力的80%。

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该试验认为当试件外钢管边缘纤维屈服时，试件即进入屈服状态。根据实测的钢材材料性能，采用材料力学的方法计算得到试件的屈服荷载（见表4）。

图1 试件尺寸

表1 试件编号与轴压比

表2 灌浆料材料性能

图2 试验加载装置

表3 钢材材料性能

1.4 试验测量

试验测量包括荷载测量和位移测量。荷载测量通过试验机内置的传感器直接读取并保存。试件的位移测量主要包括灌浆连接段上中下的水平位移、上部钢管中点的水平位移及端板中点的水平位移的测量。位移测量布置见图4。

图3 试验加载制度

图4 位移计布置

表4 试件屈服荷载

2 试验现象与破坏形态

从整个试验过程来看，3根试件的试验现象和破坏模式基本相似。所有试件的最终破坏模式均为灌浆连接段下部钢管的鼓屈破坏；在整个加载过程中，灌浆连接段钢管和灌浆材料的整体性能良好，能保证共同工作。

下面以GC-CYC-1试件为例进行说明。在加载轴向荷载阶段，GC-CYC-1试件的钢管和浆体均未出现明显变形。在进入水平荷载控制阶段之后，灌浆连接段端部θ=0°处及θ=180°处内管与浆体接触面出现开口。在位移加载阶段，随着水平加载位移的增大，端部浆体出现径向裂缝，从浆体与内管接触面延伸至截面内部，试件端部θ=0°处及θ=180°处浆体逐渐发生破碎，连接段底部钢管逐渐鼓屈，试验现象见图5。

图5 GC-CYC-1破坏模式

对加载之后的灌浆连接段试件沿加载对称面剖开，发现在剪力键位置处存在X形的裂缝分布。同样以GC-CYC-1试件为例进行说明（见图6）。该裂缝的分布充分说明灌浆连接段的主要传力方式是依靠内管与外管相邻剪力键之间浆体的挤压作用。由于剪力键反复的拉压作用，剪力键附件浆体被压成粉末状。将3根试件的裂缝分布和剪力键位置的浆体破坏状态表示在图7中。通过比较可知，灌浆连接段裂缝分布存在先增加后减少的趋势，浆体破坏程度存在先升高后下降的规律。原因在于，高轴压比下钢管屈服先于浆体开裂，变形集中在钢管部分，浆体破坏程度反而下降。

图6 X形裂缝

图7 浆体裂缝分布

3 试验数据及分析

3.1 滞回曲线分析

所有试件的水平荷载-水平位移滞回曲线见图8。由图8可知，灌浆连接段的滞回曲线均呈饱满的纺锤形，不存在明显的捏缩效应，刚度退化不明显，说明灌浆连接段具有良好的延性和耗能能力。由构件的滞回曲线可知，在反复加载过程中，随着位移的增加，构件的滞回环趋于饱满，表明构件的耗能能力随着位移的增加而提高。

图8 试件水平载荷-水平位移滞回曲线

3.2 骨架曲线分析

将试件滞回曲线每次循环的峰值点连接起来，得到试件的骨架曲线（见图9）。表5为试件骨架曲线特征点实测值，其中，屈服荷载及位移采用Park法[19]确定，极限荷载取峰值承载力下降15%的值，对应的位移为极限位移。

表5 骨架曲线特征点

图9 试件骨架曲线

图10 Etot与Δa/Δy关系曲线

综合图9和表5可知，随着轴压比n的增大，灌浆连接段试件的屈服荷载、峰值荷载、极限荷载及对应的位移均不断减小。在高轴压比下的试件加载至峰值承载力之后，连接段底部钢管鼓屈变形迅速，因此骨架曲线的下降段变陡，极限位移大大减小。这主要是因为轴向力越大，试件的PΔ-效应就越显著，这对试件抵抗低周反复荷载作用是不利的。

3.3 延性及耗能

灌浆连接段试件的延性系数μ定义为极限位移Δu与屈服位移Δy的比值[20]；试件的耗能能力用能量耗散系数E来衡量。能量耗散系数E定义为构件在一个滞回环的总能量与构件弹性能的比值，其计算式[20]为

式(1)中：SABC和SCDA分别为滞回曲线包围的阴影面积；SΔOBE和SΔODF为三角形的面积。等效黏滞阻尼系数he定义[20]为

试件的延性系数μ及总耗能系数E汇总于表6中。由表6可知：轴压比增大，灌浆连接段试件的延性系数不断减小，灌浆连接段试件延性变差；轴压比对能量耗能系数E的影响较小，轴压比从0.116增大至0.348，E和he仅减小2.04%。

图10为不同轴压比下灌浆连接段试件的总耗能Etot（即所有滞回环所包围的面积）与加载进程Δa/Δy之间的关系。坐标轴纵轴为总耗能Etot，横轴为累计加载位移Δa与屈服位移Δy的比值。由图10可知，随着轴压比的增大，灌浆连接段耗能能力不断下降。

表6 延性及耗能指标

3.4 刚度退化与强度退化

根据《建筑抗震试验方法规程JGJ101—1996》[20]，采用环线刚度Ki计算每个位移等级下试件的刚度值。Ki的计算式为

式(3)中：和分别为第j个位移等级下第i次加载循环荷载的峰值和其对应的位移；n为位移加载循环次数。

图11为灌浆连接段试件刚度退化曲线，其中：纵坐标为试件的环线刚度Ki；横坐标为试件的延性比Δ/Δy，定义为各循环加载位移Δ与屈服位移Δy的比值。由图11可知，随着位移等级的增大，试件的环线刚度有明显的退化趋势。比较3个试件的环向刚度可知，随着轴压比的增大，灌浆连接段的刚度也增大。

图11 灌浆连接段试件刚度退化曲线

在灌浆连接段的低周反复试验中观察到强度的退化。根据《建筑抗震试验方法规程JGJ101—1996》，采用同级荷载退化系数λi表征试件承载力的降低，即

图12为同级荷载退化系数曲线，其中：纵坐标为同级荷载退化系数λi；横坐标为试件的延性比Δ/Δy；i值表示循环的圈数。由图12可知，由于连接段底部钢管屈服，在位移加载至4.0Δy时灌浆连接段出现明显的同级荷载降低，而此前灌浆连接段的同级荷载强度退化程度并不明显。

图12 同级荷载退化系数曲线

4 结 语

对一组灌浆连接段试件进行低周反复加载试验并对试验结果进行分析，得到以下结论：

1) 灌浆连接段的最终破坏模式为底部钢管的鼓屈破坏，在钢管发生鼓屈破坏之前，灌浆材料已出现不同程度的开裂和压碎破坏。在低周反复荷载作用下，浆体出现X形裂缝，多处剪力键位置浆体被压碎。

2) 在低周反复荷载作用下，轴压比对灌浆连接段浆体的破坏模式有一定影响。在低轴压比作用下，灌浆连接段端部的浆体开裂破碎，被挤出钢管。随着轴压比的增大，端部浆体破坏程度明显下降，仅出现数条径向裂缝；同时，浆体对称截面上的裂缝条数呈现先增多后减少的趋势。

3）灌浆连接段的耗能性能良好，灌浆连接段的滞回曲线呈饱满的锥形。浆体的开裂和剪力键位置处浆体的破坏并未引起内外钢管之间的滑移。

4) 轴压比对灌浆连接段的强度退化、刚度退化和耗能性能有一定影响，随着轴压比的增大，这些参数均呈现减小趋势。轴压比对灌浆连接段的能量耗散系数和等效黏滞阻尼系数无显著影响，轴压比从0.116增大至0.348，E和he仅减小2.04%。