游先輝

（福建永福電力設(shè)計(jì)股份有限公司 福建福州 350001）

0 引言

為實(shí)現(xiàn)“碳中和”的目標(biāo)，我國(guó)正大力優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)，發(fā)展可再生能源，不斷削減傳統(tǒng)能源的比重。風(fēng)能是優(yōu)質(zhì)可再生能源，是全球迎合“碳達(dá)峰、碳中和”的重要手段。相比陸上，海上風(fēng)能不僅穩(wěn)定、發(fā)電效率高、儲(chǔ)量豐富，而且無噪音干擾、環(huán)境污染等問題，因而適合大規(guī)模開發(fā)和建設(shè)，近年來在我國(guó)沿海各省份迅速發(fā)展。隨著海上風(fēng)電建設(shè)技術(shù)的逐步成熟，目前已基本建立起完整的海上風(fēng)電制造及施工體系?，F(xiàn)有海上風(fēng)電導(dǎo)管架基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)大多數(shù)采用先樁法：先通過定位架將多根樁在一定精度條件下打入海床，再通過大型浮吊將導(dǎo)管架與樁整體對(duì)位，將多根支撐腿同時(shí)插入多根樁內(nèi)，再灌注連接段灌漿料。由于海上風(fēng)電建造環(huán)境比較苛刻，受風(fēng)浪的影響，結(jié)構(gòu)在對(duì)位時(shí)無法做到絕對(duì)靜止，灌漿連接段的對(duì)位偏差必然形成，造成灌漿體厚度一側(cè)薄一側(cè)厚，連接結(jié)構(gòu)受偏心力，進(jìn)而影響灌漿連接段的性能。

目前少數(shù)學(xué)者開展了灌漿連接段尺寸偏心的研究，但多數(shù)針對(duì)的是彎矩作用下的結(jié)構(gòu)性能。Lamport 等［1］對(duì)尺寸偏心的灌漿連接進(jìn)行軸向靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果顯示尺寸偏心對(duì)灌漿連接極限承載力存在一定影響，試驗(yàn)構(gòu)件承載力相差最大可達(dá)15%左右。Lamport 的研究雖然具有一定的意義，但其試驗(yàn)采用的灌漿材料強(qiáng)度遠(yuǎn)小于目前海上風(fēng)電導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)采用的灌漿材料強(qiáng)度。李筑軒等［2］對(duì)2 個(gè)尺寸偏心影響的灌漿連接進(jìn)行了彎曲靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)灌漿連接破壞形式主要為鋼管大幅度屈曲以及灌漿料端部局部脫離；試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)尺寸偏心對(duì)于灌漿連接受彎承載力及其剛度影響較小。Chen 等［3］人對(duì)尺寸偏心灌漿連接進(jìn)行彎曲靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)尺寸偏心的加入使得灌漿連接徑向裂紋出現(xiàn)嚴(yán)重的擴(kuò)展，尺寸偏心對(duì)灌漿連接受彎承載力、延性及剛度影響較小，但灌漿料較薄側(cè)應(yīng)變相較于無尺寸偏心灌漿連接應(yīng)變更大，且灌漿較薄側(cè)出現(xiàn)更為明顯密集的裂紋。

由于國(guó)內(nèi)外灌漿連接段偏心受壓性能研究較少，現(xiàn)有規(guī)范的計(jì)算方法均未明確評(píng)估偏心受壓對(duì)灌漿連接段承載性能的影響。因此本文結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值分析，針對(duì)灌漿連接段偏心受壓性能進(jìn)行了深入的研究和分析。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)采用實(shí)際工程中6.7 MW 海上風(fēng)機(jī)導(dǎo)管架基礎(chǔ)灌漿連接作為設(shè)計(jì)原型，以1∶4 的比例進(jìn)行等比例縮小，在滿足DNVGL 規(guī)范構(gòu)造要求前提下，設(shè)計(jì)了無尺寸偏心的灌漿連接試件S1 及有尺寸偏心的灌漿連接試件S2。

灌漿連接試件是由鋼套管、鋼管樁、剪力鍵以及鋼管之間灌漿料組成。試件外形及尺寸如圖1 所示，計(jì)得偏心率Re=0.005（Re=e/Ds）。具體尺寸參數(shù)如表1 所示。

表1 試件尺寸表

圖1 灌漿連接段參數(shù)示意圖

1.2 試件制作

灌漿連接中鋼構(gòu)件采用Q345 高強(qiáng)鋼作為鋼管母材，剪力鍵采用φ6 光圓鋼筋進(jìn)行制作。灌漿材料使用國(guó)產(chǎn)高強(qiáng)灌漿材料UHPG120。灌漿連接試件制作包括：鋼結(jié)構(gòu)加工制作、灌漿前準(zhǔn)備工作、灌漿工作以及灌漿后養(yǎng)護(hù)工作。

鋼構(gòu)件加工制作于加工廠內(nèi)完成。鋼構(gòu)件加工完成后，將試件運(yùn)至預(yù)制場(chǎng)進(jìn)行灌漿準(zhǔn)備工作及后續(xù)灌漿工作。

灌漿前準(zhǔn)備工作包括：①采用EPC 高密度泡沫板填充鋼套管底部，起到替代灌漿封隔器進(jìn)行灌漿封堵作用；②鋼管樁及鋼套管對(duì)中后焊接支撐鋼管起到支撐作用，并可以防止灌漿產(chǎn)生鋼管樁及鋼套管相對(duì)偏移問題。灌漿連接封漿前準(zhǔn)備工作見圖2 所示。

圖2 試驗(yàn)準(zhǔn)備工作

灌漿連接灌漿前準(zhǔn)備工作完成后，進(jìn)行灌漿工作。灌漿材料水料比按照灌漿材料使用說明多次試配，并采用臥式混凝土攪拌機(jī)進(jìn)行攪拌，攪拌時(shí)間大于5 min，攪拌完成后對(duì)灌漿流動(dòng)性進(jìn)行檢測(cè)，測(cè)得初始流動(dòng)性滿足控制于290 mm 左右且無泌水現(xiàn)象時(shí)進(jìn)行灌漿。

1.3 材性測(cè)試

試件使用的鋼管根據(jù)《金屬材料 拉伸實(shí)驗(yàn)：第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T228.1—2010）［4］進(jìn)行鋼片材拉伸實(shí)驗(yàn)。實(shí)測(cè)平均屈服強(qiáng)度398 MPa，平均抗拉強(qiáng)度571 MPa，平均彈性模量210×104 MPa，泊松比為0.304。

試件灌漿材料根據(jù) 《Support structures for wind turbines》（DNVGL-ST-0126）［5］要求，每根試件澆筑所用灌漿料制作3個(gè)75 mm×75 mm 立方體試塊進(jìn)行抗壓強(qiáng)度測(cè)試，灌漿料的材性試驗(yàn)結(jié)果如表2 所示。

表2 灌漿材料性能

1.4 試驗(yàn)裝置及加載方式

本試驗(yàn)采用10 000 kN 液壓伺服長(zhǎng)柱試驗(yàn)機(jī)，對(duì)試件進(jìn)行試驗(yàn)加載，數(shù)據(jù)采集采用東華DH3816 靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試采集系統(tǒng)和試液壓伺服長(zhǎng)柱試驗(yàn)機(jī)控制反饋系統(tǒng)。

試驗(yàn)加載采用預(yù)加載及正式加載方式。預(yù)加載用以消除灌漿連接虛位移、來檢查各儀器設(shè)備運(yùn)行是否正常。預(yù)加載荷載取為預(yù)計(jì)極限承載力的30%，采用力控制分級(jí)加載方式，每完成一級(jí)加載，持載2 min，用以檢測(cè)設(shè)備及試件是否正常。

正式加載采用力-位移共同控制的加載方式。在達(dá)到預(yù)計(jì)計(jì)算極限承載力70%之前，采用力控制加載，并采用分級(jí)加載制度進(jìn)行加載。每級(jí)加載完成后持載2 min，確保各采集數(shù)據(jù)無明顯問題后繼續(xù)加載。當(dāng)加載至預(yù)計(jì)極限承載力70%后改用位移控制方式進(jìn)行加載，加載速率采用0.2 mm/min，加載直至試件破壞。

1.5 測(cè)試方案

試驗(yàn)采用位移計(jì)測(cè)量試件整體位移及鋼套管與鋼管樁之間相對(duì)位移，使用應(yīng)變片測(cè)量鋼套管外壁及鋼管樁內(nèi)壁測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化情況。

試驗(yàn)布置3 個(gè)50 mm 行程的位移計(jì)。應(yīng)變片均勻布置于灌漿連接0°、90°、180°、270°側(cè)，分別布置于每側(cè)剪力鍵附近以及加勁肋內(nèi)側(cè)無灌漿料處鋼管之上，測(cè)點(diǎn)示意見圖3。

圖3 應(yīng)變計(jì)和位移計(jì)布置士意圖

1.6 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件S1 加載初期，試件處于彈性階段，無明顯試驗(yàn)現(xiàn)象。隨荷載持續(xù)穩(wěn)定增加，當(dāng)荷載增加至2 071 kN 時(shí)，首次出現(xiàn)響聲，響聲較小，此時(shí)灌漿與鋼管間應(yīng)出現(xiàn)粘結(jié)滑移；當(dāng)荷載增至3 270 kN 時(shí)，試件S1 出現(xiàn)明顯的清脆響聲，使荷載繼續(xù)增加，響聲出現(xiàn)更加頻繁，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，此時(shí)剪力鍵附近灌漿應(yīng)出現(xiàn)較大程度壓碎，剪力鍵附近灌漿裂紋開始發(fā)展；荷載加至4 691 kN 時(shí)，試件出現(xiàn)連續(xù)巨大響聲，此時(shí)響聲較為沉悶，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，試件灌漿裂紋出現(xiàn)明顯發(fā)展，甚至出現(xiàn)貫穿灌漿的裂縫，在幾次巨響出現(xiàn)后，試件破壞，試驗(yàn)機(jī)停止加載。

試件S2 試驗(yàn)現(xiàn)象與試件S1 試驗(yàn)現(xiàn)象基本相同。加載初期，試件處于彈性階段，期間無明顯試驗(yàn)現(xiàn)象。當(dāng)荷載增加至1 738 kN 時(shí)，出現(xiàn)較小的響聲，此時(shí)灌漿與鋼管間應(yīng)出現(xiàn)粘結(jié)滑移，灌漿與剪力鍵開始擠壓；當(dāng)荷載繼續(xù)增至3 022 kN 時(shí)，試件出現(xiàn)明顯清脆響聲，此時(shí)剪力鍵附近灌漿應(yīng)出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象；荷載繼續(xù)增加至4 038 kN 時(shí)，試件出現(xiàn)巨大沉悶響聲，此時(shí)剪力鍵附近灌漿裂紋出現(xiàn)較大程度的發(fā)展，灌漿可能出現(xiàn)貫穿開裂；試驗(yàn)機(jī)繼續(xù)加載，在出現(xiàn)幾次巨大響聲后，試件發(fā)生破壞。

1.7 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)獲得試件荷載位移曲線如圖4 所示。從圖4 可以發(fā)現(xiàn)：無尺寸偏心的試件S1 極限承載力為4 948 kN，試件位移為2.1 mm。試件S1 荷載位移曲線前期呈線性穩(wěn)定增加，當(dāng)荷載增加至3 270 kN 時(shí)，此時(shí)荷載位移曲線出現(xiàn)小幅下降；荷載繼續(xù)增加至4 691 kN 時(shí)，承載力突然降低，隨后承載力繼續(xù)上升，但剛度明顯下降；荷載增加至4 948 kN，試件達(dá)到極限承載力，隨后試件承載力急速下降，試驗(yàn)機(jī)停止加載。有尺寸偏心的試件S2 與試件S1 的荷載位移曲線前期變化基本一致，試件S2 荷載位移曲線前期呈線性增加，當(dāng)荷載加至3 022 kN時(shí)，試件承載力出現(xiàn)較明顯的降低情況，此時(shí)剪力鍵附近灌漿應(yīng)被擠壓破碎；荷載繼續(xù)增加至4 038 kN 時(shí)，試件S2 極達(dá)到極限承載力，隨后結(jié)構(gòu)經(jīng)過幾次內(nèi)力重分布，位移不斷增加，但承載力不再上升。

圖4 荷載位移曲線

對(duì)比荷載位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)中尺寸偏心試件S1 與無偏心試件S2 前期剛度基本一致，因此尺寸偏心對(duì)灌漿連接前期剛度影響較小。從試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)尺寸偏心的降低了灌漿連接承載力，當(dāng)偏心距e=30 mm（Re=0.05）時(shí)，尺寸偏心試件極限承載力為無偏心試件極限承載力的81.6%。

圖5 給出了試件S1 與S2 試驗(yàn)所得荷載—應(yīng)變曲線，S1應(yīng)變?nèi)〔煌嵌绕骄颠M(jìn)行分析，S2 應(yīng)變從不同角度進(jìn)行分析。當(dāng)試件S1 荷載增加至3 500 kN 時(shí)，試件S2 荷載增加至3 000 kN 時(shí)，剪力鍵附近縱向應(yīng)變，出現(xiàn)反向增長(zhǎng)的趨勢(shì)，縱向應(yīng)變由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，越靠近加載端，縱向應(yīng)變反向增加越明顯。出現(xiàn)這種情況主要原因?yàn)榧袅︽I附近灌漿壓碎后體積膨脹導(dǎo)致，灌漿體積膨脹使鋼管縱向應(yīng)變由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。

圖5 荷載應(yīng)變曲線

試件S1 與S2 環(huán)向應(yīng)變始終處于受拉狀態(tài)，應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，試件S1 荷載增加至3 500 kN 左右時(shí)，試件S1 荷載加至3 000 kN 時(shí)，試件環(huán)向應(yīng)變?cè)黾?，主要原因?yàn)楣酀{壓碎產(chǎn)生體的灌漿體積膨脹使得環(huán)向應(yīng)變?cè)龃?。試件的尺寸偏心使得灌漿料提前出現(xiàn)破壞征兆。

對(duì)比發(fā)現(xiàn)加勁肋內(nèi)側(cè)環(huán)向應(yīng)變及縱向應(yīng)變均大于剪力鍵附近應(yīng)變，灌漿約束了鋼管應(yīng)變的發(fā)展；越靠近加載端剪力鍵附近鋼管應(yīng)變?cè)酱蟆?/p>

1.8 灌漿連接破壞模式

圖6 試件破壞形式示意

灌漿內(nèi)部破壞主要為相鄰剪力鍵之間灌漿斜向貫穿開裂。貫穿開裂主要出現(xiàn)在鋼套管底部剪力鍵與鋼管樁中部剪力鍵之間，鋼套管中部剪力鍵與鋼管樁頂部剪力鍵之間；不同于試件S1 破壞模式，試件S2 較薄側(cè)灌漿裂縫開裂角度較大，裂縫沿剪力鍵橫向發(fā)展，隨灌漿厚度的增加，開裂角度逐漸變小，裂縫沿剪力鍵橫向發(fā)展逐漸變?yōu)檠丶袅︽I之間斜向發(fā)展，且較薄處破壞更嚴(yán)重。

2 有限元分析

2.1 模型建立

有限元模型中包含鋼材及灌漿2 種材料。鋼材采用隨動(dòng)強(qiáng)化理論，灌漿材料使用混凝土損傷塑性模型（CDP）［6-7］，混凝土損傷定義則按照張勁等［8］進(jìn)行參考設(shè)置。模型接觸包括鋼套管與灌漿料之間接觸、鋼管樁與灌漿料之間接觸。接觸設(shè)置由法線方向和切線方向的接觸組成，法線方向采用硬接觸，切線方向采用庫(kù)倫摩擦［9］。網(wǎng)格采用實(shí)體單元進(jìn)行建模分析。模型邊界條件設(shè)置為鋼管樁頂部進(jìn)行固端約束約束。網(wǎng)格劃分對(duì)計(jì)算結(jié)果精度有較大影響，研究發(fā)現(xiàn)鋼管壁厚應(yīng)設(shè)置不少于3層網(wǎng)格，剪力鍵附近網(wǎng)格進(jìn)行加密處理［10-11］。

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型正確性與合理性，通過有限元軟件ABAQUS 對(duì)試件S1、S2 進(jìn)行建模分析，結(jié)果如圖7（a）（b）所示，可以發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)極限承載力有限元模擬極限承載力基本一致，荷載位移曲線吻合度較好。將S1 試件破壞模式與有限元模擬進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)與有限元結(jié)果破壞模式基本一致。因此可以判斷有限元有較高的準(zhǔn)確性。

圖7 有限元模型驗(yàn)證

2.3 參數(shù)分析

（1）不同偏心率計(jì)算分析。以灌漿連接試件尺寸為原型，建立不同偏心率灌漿連接模型進(jìn)行分析對(duì)比。偏心率Re=0、0.008、0.017、0.025、0.033、0.042、0.050、0.058。

有限元計(jì)算獲得不同偏心率的極限承載力，結(jié)果如圖8所示。圖中可以發(fā)現(xiàn)極限承載力隨偏心距的增加而降低。當(dāng)偏心距Re=0.058 時(shí)，尺寸偏心對(duì)灌漿連接極限承載力影響為22%。不同偏心率灌漿連接段前期剛度基本相同，隨荷載繼續(xù)增加，偏心率較大灌漿連接首先出現(xiàn)剛度退化，并率先達(dá)到極限承載力。

圖8 不同偏心率模型荷載位移曲線

提取不同偏心距灌漿連接段剪力鍵附近灌漿料Tresca 應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖9 所示。圖中可以發(fā)現(xiàn)，隨著偏心距的增加，0°側(cè)（灌漿料較薄側(cè)）Tresca 應(yīng)力逐漸變大，180°側(cè)（灌漿料較厚側(cè)）Tresca 應(yīng)力變化較小。

圖9 不同偏心距剪力鍵附近灌漿料最大Tresca 應(yīng)力

（2）不同剪力鍵個(gè)數(shù)計(jì)算分析。建立有效剪力鍵個(gè)數(shù)n=2、4、6 的有限元模型，每種剪力鍵個(gè)數(shù)模型偏心率Re=0、0.016、0.032、0.050，對(duì)其極限承載力進(jìn)行模擬分析，結(jié)果如圖10（a），圖中可以發(fā)現(xiàn)隨有效剪力鍵個(gè)數(shù)增加，灌漿連接承載能力大幅提升；模擬發(fā)現(xiàn)尺寸偏心對(duì)不同剪力鍵個(gè)數(shù)灌漿連接極限承載力降低趨勢(shì)及降低幅度基本相同。

（3）不同剪力鍵高距比計(jì)算分析。增加剪力鍵間距，建立不同剪力鍵高距比灌漿連接有限元模型，剪力鍵高距比h/s 分別為0.02、0.04、0.06、0.08，每種剪力鍵高距比模型建立偏心率Re=0、0.016、0.032、0.050 的尺寸偏心模型。對(duì)其極限承載力進(jìn)行模擬分析，結(jié)果如圖10（b），圖中可以發(fā)現(xiàn)增大剪力鍵間距，減小剪力鍵高距比，能夠明顯提高灌漿連接承載力；尺寸偏心對(duì)不同剪力鍵高距比灌漿連接極限承載力降低趨勢(shì)及降低幅度基本相同。

（4）不同鋼管壁厚計(jì)算分析。建立鋼套管壁厚ts=8 mm、12 mm、16 mm、20 mm，鋼管樁壁厚tp=8 mm、12 mm、16 mm、20 mm 的尺寸偏心灌漿連接模型，偏心率Re=0、0.016、0.032、0.050，結(jié)果如圖10（c）（d）所示。圖中可以發(fā)現(xiàn)，灌漿連接極限承載力隨鋼管壁厚增加變化幅度較小；尺寸偏心對(duì)不同剪力鍵高距比灌漿連接極限承載力降低趨勢(shì)及降低幅度基本相同。

沙溝一旦發(fā)生大規(guī)模泥石流災(zāi)害，其威脅對(duì)象主要為溝口南川區(qū)金山鎮(zhèn)金獅村四社集中居民點(diǎn)，威脅金獅村小學(xué)、昆達(dá)農(nóng)業(yè)有限公司和居民住戶共161戶604人的生命及財(cái)產(chǎn)安全。為此，研究沙溝泥石流的形成因素、物理力學(xué)特征參數(shù)和可能發(fā)生的危險(xiǎn)性，針對(duì)該泥石流的特征，提出工程治理措施對(duì)保障人民群眾生命財(cái)產(chǎn)安全，意義重大。

（5）不同灌漿厚度計(jì)算分析。建立灌漿料厚度tg=44 mm、48 mm、52 mm、55 mm 尺寸偏心模型，分別改變鋼套管外徑及鋼管樁外徑來改變灌漿厚度，模擬結(jié)果如圖10（e）（f）所示。圖中可以發(fā)現(xiàn)增加灌漿厚度對(duì)灌漿連接極限承載力小幅提高承載力；尺寸偏心對(duì)不同剪力鍵高距比灌漿連接極限承載力降低趨勢(shì)基本相同。

（6）不同灌漿長(zhǎng)度計(jì)算分析。建立灌漿長(zhǎng)度lg=650 mm、1 000 mm、1 500 mm、2 000 mm 的尺寸偏心模型，模擬如圖10（f）所示，圖中發(fā)現(xiàn)增加灌漿長(zhǎng)度，對(duì)灌漿連接極承載力提高較??；尺寸偏心對(duì)不同剪力鍵高距比灌漿連接極限承載力降低趨勢(shì)基本相同。

圖10 偏心條件下不同參數(shù)灌漿連接模擬結(jié)果

通過上述分析可見，參數(shù)的變化幾乎不影響偏心率變化對(duì)灌漿連接段承載力帶來的影響。

2.4 尺寸偏心灌漿連接承載力計(jì)算方法

DNVGL 規(guī)范［5］中導(dǎo)管架基礎(chǔ)灌漿連接承載力公式中未考慮尺寸偏心對(duì)灌漿連接承載力影響，本文根據(jù)有限元參數(shù)分析結(jié)果，提出偏心折減系數(shù)，以便更好的計(jì)算實(shí)際工程中尺寸偏心對(duì)灌漿連接承載力影響。

根據(jù)已完成的尺寸偏心條件下灌漿連接參數(shù)分析結(jié)果，提出偏心折減系數(shù)φe，記為尺寸偏心的灌漿連極限接承載力Fe與無偏心灌漿連接極限承載力Fu的比值，計(jì)算方式如式（1）。

針對(duì)已完成的尺寸偏心條件下不同參數(shù)灌漿連接的有限元模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)不同參數(shù)灌漿連接在尺寸偏心條件下承載力變化趨勢(shì)基本一致，因此建立偏心折減系數(shù)與偏心率之間的關(guān)系。對(duì)比尺寸偏心條件下不同參數(shù)灌漿連接偏心率與偏心折減系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，偏心率與偏心折減系數(shù)大致呈二次關(guān)系，因此偏心折減系數(shù)與偏心率擬合公式形式如式（2）所示，其中φe為偏心折減系數(shù)，x 為偏心率。

考慮到不同參數(shù)灌漿連接有限元結(jié)果為較為理想狀態(tài)下的計(jì)算結(jié)果，實(shí)際工程中常因各種外界因素存在一定的誤差?；诎踩紤]，采取尺寸偏心對(duì)不同參數(shù)灌漿連接影響最大值進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，擬合結(jié)果如圖11 所示，選取不同參數(shù)中尺寸偏心對(duì)灌漿連接影響最大擬合曲線作為偏心折減系數(shù)與偏心率之間關(guān)系，結(jié)果式（3）所示，尺寸偏心灌漿連接設(shè)計(jì)承載力計(jì)算公式可由式（1）～（4）進(jìn)行計(jì)算：

圖11 不同參數(shù)擬合曲線

3 結(jié)論

通過對(duì)尺寸偏心及無偏心灌漿連接進(jìn)行軸向靜力試驗(yàn)，并結(jié)合有限元軟件ABAQUS 進(jìn)行相關(guān)參數(shù)分析，得到結(jié)論如下：

（1）尺寸偏心的灌漿連接段的承載能力有較明顯的影響。灌漿連接破壞主要為灌漿的破壞，灌漿內(nèi)部破壞表現(xiàn)為剪力鍵之間出現(xiàn)斜向貫穿開裂，灌漿較薄一側(cè)更早發(fā)生剪切破壞。

（2）尺寸偏心對(duì)關(guān)鍵連接段軸向承載力存在一定影響。隨偏心尺寸的增加，灌漿連接極限承載力隨之降低。在滿足規(guī)范構(gòu)造要求條件下，偏心率Re=0.050 時(shí)，極限承載力降低幅度為14%；Re=0.058 時(shí)，灌漿連接不滿足規(guī)范構(gòu)造要求時(shí)，極限承載力降低幅度為22%。

（3）隨偏心率的增加，灌漿連接段較薄側(cè)灌漿裂紋發(fā)展角度逐漸變大，最大可達(dá)90°即裂紋沿剪力鍵橫向發(fā)展；較厚側(cè)灌漿仍沿剪力鍵斜向發(fā)展，裂紋發(fā)展角度隨偏心率增加而減小。

（4）不同參數(shù)灌漿連接在相同偏心率條件下承載力降低幅度相差較小。根據(jù)參數(shù)分析結(jié)果，提出了考慮偏心影響的灌漿連接極限承載力計(jì)算方法，為尺寸偏心灌漿連接承載力計(jì)算提供理論基礎(chǔ)。