随着海上风电行业的迅猛发展，对灌浆材料的要求也愈发严苛，目前采用的高强灌浆材料抗压强度一般在110 MPa以上，未来随着深海风电的逐步开展，风电机组功率越来越大，对灌浆料的要求将会越来越高，不仅仅在强度上也会体现在其他的相关性能。针对海上风机基础灌浆的特殊受力性能及施工条件, 高强灌浆料需要具备流动性好、早期强度快、最终强度高、抗疲劳性能好等特点^[1]。高强灌浆材料通常是水泥基材料，与水混合后形成均匀、可流动且可泵送的灌浆料，凝固后内部是致密的。主要依靠由高强灌浆料中的细骨料（特殊级配及材料）、水泥基及其他添加剂组成的整体来承受外部荷载，因而具有极高的早期强度、最终强度与弹性模量。高强灌浆材料与混凝土的物理力学性能比较相似，在测定抗压强度的标准试件尺寸上，各个规范的要求不一致，这样就存在尺寸效应，从研究角度考虑，可采用边长75 mm的立方体试件作为高强灌浆材料的标准试件^[2]。抗压强度直接影响灌浆连接段的轴压承载力，考虑海上风电施工条件苛刻特点，对灌浆材料的1 d强度（早强）与28 d强度（最终强度）要求很高。同时，对应于目前岸上工程所常提及的高性能混凝土，在是否添加钢纤维上也存在区别。

灌浆连接段作为传递荷载的一个关键部位，不仅传递了竖向载荷，还要传递巨大的弯矩，抗折强度$ {f}_{\mathrm{c}\mathrm{f}} $表示的是灌浆材料在承受弯矩时的极限折断应力，又称抗弯强度。我国水运工程混凝土试验规程规定混凝土抗折强度是以150 mm×150 mm×550 mm的梁式试件，在标准养护条件下达到规定龄期后（28 d）试验测定。

海上风机在服役期间承受外部荷载循环次数多达10⁸～10⁹次，因此灌浆材料的疲劳性能是一个关键性能。目前对于灌浆材料疲劳性能的试验研究非常有限，丹麦奥尔堡大学学者Sørensen^[3]采用直径60 mm、高120 mm圆柱体试件研究灌浆材料疲劳性能。试验荷载幅值分为静力抗压强度的45 %、60 %和76% 3种，试验频率分为0.35 Hz、5 Hz和10 Hz 3种。每组试验前进行6个试件的静力抗压强度测试，取其平均值作为该组的平均抗压强度。试验结果表明：空气中灌浆材料的疲劳寿命与荷载频率基本无关，反而水中灌浆段试件的疲劳强度在受到循环荷载作用后，要低于空气中的试件在同样荷载作用后的强度；对均在水中测试的试件进行对比，0.35 Hz荷载频率作用下的试件疲劳寿命荷载显著低于5 Hz及10 Hz工况。

风机支撑结构中灌浆连接段是20世纪从海上油气平台发展而来。Lamport^[4]等人通过对6种不同形式的灌浆连接段进行静力试验发现，带剪力键的灌浆连接段的破坏模式在试验中展现为延性的破坏模式。从图1中可以看出在荷载达到某一极限值后将会产生一个较大的滑移。而在卸载之后，滑移量将保持不变，继续对试件进行加载，其极限承载力及刚度与第1次加载时相当，但是当荷载达到极限承载力之后将产生相比第1次更大的滑移。

图  1  带剪力键灌浆连接段轴压荷载-位移曲线^[4]

Figure 1.  Axial compression load-displacement curve for grouted connection with shear keys^[4]

而在Lamport^[4]与Aritenang^[5]对灌浆连接段进行静力试验后对试件进行观察发现，在灌浆连接段设置剪力处的灌浆料将被产生的裂纹分割为多个受压短柱，最后的破坏形态为受压短柱被压碎，且由于剪力键的存在造成了应力集中现象，这使得灌浆料将更加容易萌发裂纹。

而Wilke^[6]通过对其试验中得到的荷载-位移曲线及观察灌浆材料的破坏模式认为带剪力键的灌浆连接段受力过程可分为3个阶段。在灌浆连接段轴压试验中，其荷载位移曲线在前期将保持线性增加，当荷载位移曲线不再保持线性时，灌浆连接段开始进入破坏阶段。阶段一：灌浆连接段在上下端部的剪力键处出现裂缝，此时剪力键位置处的灌浆体在三向应力状态下的应力值已经大于了灌浆材料的多轴应力强度，如图2(a)所示；阶段二：荷载不断增加，剪力键受压侧的楔形灌浆体被压碎破坏，内力重分布于全部剪力键上，此时各剪力键上受力均匀，因此各受压短柱的倾斜角度将相同。此阶段灌浆连接段荷载位移曲线斜率不断减小，如图2(b)所示；阶段三：荷载继续增加，将出现一个连续的受剪区域，出现一条从第一个剪力键贯穿到最后一个剪力键的受剪裂缝，再一次引起内力重分布，如图2(c)所示。

图  2  带剪力键灌浆连接段轴压破坏过程

Figure 2.  Axial compression failure process in grouted connections with shear keys

Chen^[7]等学者针对先桩法和后桩法两种不同施工技术的导管架基础中的灌浆连接段进行轴压试验。试验结果再次证明了轴压荷载是通过灌浆连接段从一根钢管逐渐传递到另一根钢管的。同时，在传递轴向荷载的过程中，剪力键起着重要作用。特别是灌浆连接段两端的剪力键，其作用尤为重要。随着轴向荷载的增加，灌浆连接段两端的剪力键的贡献变得更加明显。

综上可以看出，带剪力键的灌浆连接段的轴压破坏模式为一种延性破坏，而其承载力主要由两部分提供，其一是灌浆材料与钢管之间的黏着力和摩擦力，其二是在剪力键之间形成的斜压短柱提供的轴向承载力。

影响带剪力键的灌浆连接段轴压承载力的主要因素包括：灌浆连接段径向刚度；剪力键的高度、间距和形状；灌浆连接段长径比；灌浆材料强度。

Aritenang^[5]和Billington^[8-9]等学者的研究中发现灌浆连接段的径向刚度的提高将增加灌浆连接段的轴向承载力，主要原因有两个：（1）径向刚度的提高有助于提升钢管和灌浆料之间的摩擦力和机械咬合力；（2）径向刚度提升将提高钢管对灌浆材料的约束作用，这将提高灌浆材料在三向受压情况下的抗压强度。

灌浆连接段中的剪力键的高度存在限制，理论上其最小高度为0，最大高度为灌浆料厚度的一半。在Lamport^[4]以及Billington^[9]的研究中均发现灌浆连接段剪力键高度的增加有助于提升灌浆连接段的承载能力。剪力键间距的改变也会对灌浆连接段的轴压承载力造成较大的影响，如果将剪力键之间的距离减小而不改变其他参数，将会使得灌浆连接段中的受压短柱增加，且受压短柱的长度减小，这将会提高灌浆连接段的承载能力。如果剪力键之间的距离过大，灌浆连接段破坏机理将类似于无剪力键灌浆连接段，发生灌浆材料与灌浆接触面之间的滑移破坏，其破坏模式如图3(b)所示。如果剪力键之间的间距过小，在剪力键外部将会形成一个新的滑移面，其破坏机理将类似于无剪力键灌浆连接段。灌浆连接段将会产生如图3(c)所示的破坏模式，这反而会使得灌浆连接段承载力减小。

图  3  带剪力键灌浆连接段的不同破坏形态

Figure 3.  Different failure patterns of grouted connections with shear keys

Krahl^[10]等学者认为当剪力键的高度h和剪力键的间距s的比值不同时，灌浆连接段将呈现出不同的破坏模式，当h/s的值处于一个合适的大小时，灌浆体的破坏模式如图3(a)所示，剪力键受压侧楔形体先被压碎，其后产生一条贯穿灌浆体受压短柱的剪切裂缝，灌浆连接段发生滑移破坏，这种破坏形式下灌浆连接段承载力较高。Billington^[8]及Forsyth^[11]等人均研究了h/s对灌浆连接段承载力的影响，其中Forsyth认为存在一个合适h/s值可以使得灌浆连接段承载力最大，并且h/s的最佳值与灌浆连接段的径向刚度k密切相关，在Forsyth的研究中显示h/s的值为0.075时名义粘结强度f_bu将达到最大值。

不同的剪力键形状也将对灌浆连接段的轴向承载力产生不同的影响，Boswell^[12]将三角形剪力剪，半圆形剪力键以及矩形剪力键放在一起对比研究，结果显示三角形剪力键较其他形式的剪力键性能更好。而仲伟秋^[13]等采用有限元法分析了不同形状剪力键附近灌浆体的应力状态，结果显示半圆形剪力键更容易使得灌浆连接段端部出现应力集中现象。

Billington^[8]对长径比L/D对带剪力键灌浆连接段承载力的影响进行了探究，在其研究结果中显示，随着L/D的增加灌浆连接段极限承载力先增加后减小。但其研究存在一定的局限性，其研究对象主要为导管架基础灌浆连接段，且灌浆材料强度较低，灌浆连接段直径D较小，因此长径比L/D对带剪力键灌浆连接段承载力的影响还需要进一步讨论。

针对灌浆材料强度对灌浆连接段轴压承载力Billington^[8-9]和Lewis等人进行了试验研究，研究结果显示无论是否存在剪力键，灌浆连接段的等效粘结强度f_bu与灌浆材料立方体抗压强度f_cu的平方根成正比。试验结果如图4和图5所示，可以看到对无剪力键的试件其承载力的离散性较大，而有剪力键的灌浆连接段可以比较好地吻合上述规律。并且从图4中可以发现当f_cu大于50 MPa后f_bu的强度将无法继续提升，因此对无剪力键的灌浆连接段灌浆材料强度超过一定值后将无法继续提升其承载力。

图  4  浆体抗压强度对无剪力键灌浆连接段承载力的影响^[8]

Figure 4.  Effect of grout compressive strength on the bearing capacity of grouted connections without shear keys^[8]

图  5  浆体抗压强度对有剪力键灌浆连接段承载力的影响^[9]

Figure 5.  Effect of grout compressive strength on the bearing capacity of grouted connections with shear keys^[9]

依据DNVGL相关规范的要求，灌浆连接段的设计需要进行强度，疲劳，施工期的稳定性，最大误差，压碎，腐蚀等方面校核，在前面两小节中，主要针对其受力机理及承载力提出相关建议，对其极限强度方面的相关探讨，具体计算方式在规范中已有相关列出，因此本节主要针对目前研究甚少的疲劳方面进行相关探讨。

国际标准化组织(ISO)委员会于1994年收集整理相关试验数据，提出轴向疲劳设计建议的S-N曲线，疲劳极限承载力约为静载极限承载力的20%。但同时指出剪力键高度和间距的比值大于0.04的试验数据缺乏，需要谨慎使用。对于HSE和API规范来讲，两者并未给出灌浆连接段的疲劳设计方法。NORSOK规范需要设计人员提供“100年一遇的设计弯矩和扭矩”，实质是将疲劳分析转化成等效静力作用下的应力值进行验算。

DNVGL规范结合有限的试验数据^[14]提出了灌浆连接段疲劳设计时可采用的关系曲线：建立了单层剪力键上的作用力与其承载力的比值y和疲劳循环次数N的相关曲线。由于试件数量有限，该曲线是一条考虑了保证率的下包络线，较为保守。通过该曲线，可以得到某一疲劳荷载条件下的损伤，再通过损伤的线性叠加得到总的损伤。

学者Solland^[15]根据试验数据，提出了新的规范公式。该组数据较多地集中在大应力幅度、较少循环次数的破坏下，对于循环次数较多的试验并没有涉及到。如图6所示，对应2×10⁶次循环，荷载幅与静载极限承载力的比值在0.05左右。

图  6  Gunnar Solland提出灌浆连接段轴向疲劳S-N曲线^[15]

Figure 6.  Axial fatigue S-N curve for grouted connections proposed by Gunnar Solland^[15]

Lee^[16]等学者基于自己的试验数据和数值模拟，结合先前的试验研究数据进行对比分析，评估了在干燥条件下承受单向可逆循环荷载的带剪切键的高强灌浆连接段的疲劳性能，提出了干燥条件下单向循环荷载条件下的设计公式。研究结果显示灌浆强度、剪切键密度和应力比对疲劳性能有显著影响。综合考虑这些影响，根据保守设计方法，通过试验数据库的下限近似值得到了设计方程，如图7所示。

图  7  干燥条件下单向循环荷载条件下设计方程^[16]

Figure 7.  Design equation for unidirectional cyclic loading conditions under dry conditions^[16]

此外，DNVGL还建议采用精细化数值建模，对灌浆连接段进行分析，获取局部的应力状态，进而开展疲劳性能评价并结合整体的应力水平进行判断是否失效（图8）。

图  8  灌浆连接段精细化数值分析

Figure 8.  Refined numerical analysis of grouted connections

灌浆连接段疲劳性能分析可从钢结构、灌浆材料以及两种材料组成的构件整体3个角度展开。钢结构的疲劳性能分析主要分为钢材材料层次和焊接节点两个方面。在灌浆连接段中，由于焊接节点的敏感性以及剪力键附近应力较为集中，因此通常可能出现的疲劳破坏的位置为焊接剪力键附近的灌浆材料。值得注意的是局部的失效以及裂纹产生后，灌浆连接段仍然可以承受外部的荷载。规范指出需要交错剪力键形成的斜压短柱上3个关键截面进行应力分析，见图9中所示的$ {A}_{\mathrm{c}0},{A}_{\mathrm{c}1},{A}_{\mathrm{c}2} $面，但可操作性以及细节等相关问题还需进一步明确，由于灌浆连接段的荷载条件表现出显著的多向应力情况，建议对于疲劳评估，依据灌浆单独应力循环下最大主压应力这一特殊方向。

图  9  灌浆连接段3个关键截面

Figure 9.  Three critical sections of the grouted connection

DNVGL规范中针对浸没水中的灌浆料的疲劳，提供了一个简单的S-N曲线的修正。DNVGL规范的S-N曲线仅对于干燥环境下的灌浆连接段，对于水下或者浪溅区中的灌浆料性质需要考虑水的影响。如果灌浆连接段暴露于水中，在计算损伤之前，每一个应力区间的容许循环次数需要减小。对于应力范围在压-压变化内N_i应该提议为0.8次方（也就是N_i^0.8），对于应力范围在压-拉变化内N_i应该提议为0.65次方（也就是N_i^0.65）。该方法未从构件的层次上考虑荷载及循环次数不同所产生的影响，也未考虑灌浆连接段长度以及裂缝开裂对其产生的影响，仅仅是从灌浆料本身进行了材料疲劳性能的折减。

Schauman^[17]研究了小尺寸灌浆连接段浸没在海水中的轴向疲劳性能。试验发现，水中试件的平均疲劳寿命相较于空气中试件的平均疲劳寿命有着显著的下降，平均疲劳寿命由200万次下降到5万次。试验中发生了灌浆材料的析出，这可以在一定程度上解释疲劳寿命的下降。Dallyn^[18]对大尺寸灌浆连接段试件进行了水中疲劳试验研究，疲劳寿命表现出与小尺寸试件同样的变化。同时，水中试件的破坏模式不再是灌浆材料斜压短柱破坏，而是变成了套管和灌浆材料的接触面材料破坏。

同济大学针对灌浆连接段在海水浸泡作用下的疲劳性能进行试验。如图10所示，在对灌浆连接段进行轴向疲劳荷载加载的过程中，在灌浆连接段上部注入红墨水，模拟灌浆连接段浸泡在海水中的状态，同时记录红墨水渗入量。图10(b)为灌浆连接段疲劳试验后红墨水渗入情况，通过红墨水在灌浆体中的分布可以推断出其渗入路径。其研究结果表明，当灌浆连接段浸没于水中并承受疲劳荷载时，液体将会渗入到灌浆体产生的裂缝之中，同时与空气中的试件疲劳试验结果进行对比，表明液体的渗入将会严重劣化灌浆连接段疲劳性能，但其劣化机理有待进一步研究。

图  10  浸泡灌浆连接段及疲劳后状态

Figure 10.  Soaking and post-fatigue conditions of the grouted connection

DNVGL规范中关于灌浆料的破坏模式给出了压碎破坏的情况，但是根据试验证明灌浆连接段存在带裂缝工作的情况，在空气中干燥的情况下，其依然存在继续承受荷载能力。对海上风电灌浆连接段，目前已经进行了各个灌浆料厂家的灌浆原型试验，由于加载设备的能力问题，加载仅限于满足当前工程的极限承载能力，通过多次试验发现，原型试验极限承载力都不存在问题，但是其破坏状态还难以确定。

根据同济大学进行的缩尺破坏试验来看，破坏基本集中于灌浆连接段的上部两根钢管连接位置，该处存在灌浆连接段与单根钢管的刚度突变，破坏一般是钢管鼓曲产生的破坏。其内部灌浆料还未达到极限承载能力状况，并且由于缩尺的破坏试验模型与实际足尺的工程用的灌浆连接段存在一些边际效应的不同，同时存在着材料非线性，接触非线性等情况，因此，未来的研究方向可以围绕灌浆连接段不同缩尺比例的影响以及极限承载力和疲劳工况的组合试验展开进行。

本文通过回顾灌浆连接段发展历程，阐述灌浆料相关指标的测试。并对灌浆连接段的轴向承载力影响因素，规范的设计方法进行探讨。进一步结合当前研究的发展和海上风电的发展趋势，讨论浸没水中的疲劳设计和破坏准则等关键问题，指出未来尚需进一步采用精细化的数值模型进行分析，同时需要采用足尺或小缩尺模型进行极限承载力和疲劳试验。