陳 勇，石 湘，李曉明，劉建峰，趙曉東，朱紹華

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津 300451；2.中國海洋大學(xué)，青島 266100）

0 引 言

導(dǎo)管架海洋平臺(tái)是占比最大的一種鋼制平臺(tái)結(jié)構(gòu)，在它的服役中后期由于各種損傷的積累會(huì)出現(xiàn)不同程度的疲勞裂紋、結(jié)構(gòu)老化，結(jié)構(gòu)的完整性受到威脅。為了讓其繼續(xù)服役，需要進(jìn)行必要的完整性評(píng)估和維修加固［1］。灌漿卡箍是一種常用的平臺(tái)水下構(gòu)件修復(fù)加固方法，在國外得到了廣泛的應(yīng)用，國內(nèi)龔順風(fēng)等進(jìn)行了一些早期研究［2］，但工程應(yīng)用很少，僅在惠州油田HZ21-1A平臺(tái)水深101 m處的撐桿裂紋處進(jìn)行了自應(yīng)力灌漿卡箍的修復(fù)［3］?？紤]到傳統(tǒng)技術(shù)存在安裝復(fù)雜、成本高等問題，提出了一種膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍技術(shù)［4］。針對(duì)這種卡箍，石湘等采用了短螺栓結(jié)構(gòu)形式并進(jìn)行了滑動(dòng)應(yīng)力測(cè)試和分析［5］，然后又進(jìn)行了實(shí)際尺寸該種灌漿卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力測(cè)試和海上試驗(yàn)［6］，為它的工程應(yīng)用打下了堅(jiān)實(shí)基礎(chǔ)。本文的主要工作是把膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍與傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行工作原理、優(yōu)缺點(diǎn)和滑動(dòng)承載性能的對(duì)比，然后對(duì)膨脹式灌漿卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式和剩余承載力進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 卡箍工作原理與優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比

1.1 傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍

傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍（見圖1）是利用雙頭螺栓連接的兩瓣或者多瓣的加強(qiáng)鞍板結(jié)構(gòu)。鞍板尺寸較大，與管件不直接接觸，因此形成一個(gè)環(huán)形空腔，然后把水泥漿灌入空腔，待灌漿達(dá)到要求的強(qiáng)度后，再次擰緊雙頭螺栓，從而在灌漿與受損管件界面上形成徑向壓力，使得卡箍獲得相應(yīng)的連接強(qiáng)度，即滑動(dòng)承載力。由于灌漿層的存在，這種卡箍對(duì)受損部位的幾何尺寸具有較大的安裝容限。

圖1 傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍Fig.1 Traditional stressed grouted clamp

傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍以其承載力大、缺陷容限高和疲勞性能良好在國外得到了廣泛的應(yīng)用［1］。但水下安裝中由于結(jié)構(gòu)對(duì)開口處的密封有相當(dāng)難度，而且需等候灌漿達(dá)到一定強(qiáng)度后（至少36 h）再派潛水員擰緊雙頭螺栓［1］，因此存在水下安裝復(fù)雜、費(fèi)用高等問題。

1.2 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍

膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的原理是在水泥漿中摻入一定比例的膨脹劑，利用灌漿膨脹受限自動(dòng)建立卡箍的預(yù)應(yīng)力以獲得相應(yīng)的承載能力［4］。它無須像傳統(tǒng)式那樣再次擰緊螺栓，可以節(jié)省工程船和潛水員的施工時(shí)間。由于膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍（見圖2）的產(chǎn)生方式與傳統(tǒng)式不同，采用短螺栓結(jié)構(gòu)可以具有更高的滑動(dòng)承載力［5］，并使得卡箍的結(jié)構(gòu)大幅簡(jiǎn)化、重量減輕、水下安裝難度降低?？ü繉?duì)開口處的密封比傳統(tǒng)式結(jié)構(gòu)易于設(shè)計(jì)和水下安裝，不易出現(xiàn)漏漿問題。

圖2 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍Fig.2 Expansive stressed grouted clamp

2 滑動(dòng)承載性能對(duì)比

自應(yīng)力灌漿卡箍主要的失效模式是受損管件與灌漿環(huán)內(nèi)表面之間產(chǎn)生滑脫，因此需要進(jìn)行防滑設(shè)計(jì)。防滑設(shè)計(jì)就是保證卡箍在使用中承受的滑動(dòng)應(yīng)力小于卡箍許用滑動(dòng)應(yīng)力，而許用滑動(dòng)應(yīng)力是由實(shí)驗(yàn)測(cè)得的滑動(dòng)應(yīng)力除以安全系數(shù)獲得的。由于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)有限，工程上一般通過擬合一個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式來計(jì)算這個(gè)應(yīng)力，進(jìn)行防滑設(shè)計(jì)。以下通過滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)這2種卡箍的滑動(dòng)承載性能進(jìn)行對(duì)比。

2.1 傳統(tǒng)式卡箍滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式

英國能源部對(duì)傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行了大量的模型實(shí)驗(yàn)，率先提出了計(jì)算滑動(dòng)應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式［7］，MSL Engineering公司對(duì)這個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式的推導(dǎo)方法提出了不同意見，于是對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了篩選和再次分析，最終得到滑動(dòng)應(yīng)力fsa的經(jīng)驗(yàn)公式如下［1］：

滑動(dòng)承載力包括受損管件與灌漿界面的摩擦力和黏結(jié)力兩部分。式中，0.95Cs代表黏結(jié)力部分，Cs是與黏結(jié)力有關(guān)的管件表面狀況系數(shù)；0.35C′s（FN/DL）代表摩擦力部分，C′s是與摩擦力有關(guān)的管件表面狀況系數(shù)；FN是螺栓總載荷；D是受損管件的外徑；L是灌漿環(huán)的長(zhǎng)度；T是受損管件的厚度。該公式的適用范圍如下：

由式（1）可以看出，自應(yīng)力灌漿卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的影響因素主要包括自應(yīng)力FN/DL、卡箍的長(zhǎng)細(xì)比L/D、受損管件厚徑比T/D以及受損管件的表面狀況。對(duì)于管件表面噴砂狀況Cs和C′s分別設(shè)置為0.6和1.0，但是該公式?jīng)]有確定管件表面噴丸狀況的2個(gè)系數(shù)。

2.2 膨脹式卡箍滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式

中國海洋大學(xué)根據(jù)測(cè)試的管件表面噴砂處理的卡箍滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)，參考式（1）的一般形式，利用參數(shù)優(yōu)化方法，得到了膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式［8］，如下：

式（3）同樣考慮黏結(jié)力和摩擦力兩部分。為了使用方便，采用膨脹劑摻量比K來計(jì)算摩擦力部分并假設(shè)它與預(yù)應(yīng)力成正比，參數(shù)優(yōu)化出與K相關(guān)的有效強(qiáng)度為4.8 MPa。對(duì)于管件噴砂表面狀況，同樣將Cs和C′s分別設(shè)置為0.6和1.0。經(jīng)驗(yàn)公式的適用范圍如下：

2.3 噴砂表面狀況下滑動(dòng)承載性能對(duì)比

因?yàn)閭鹘y(tǒng)式卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式（1）只有管件噴砂表面狀況下的系數(shù)值，所以只能對(duì)比這種狀況下的滑動(dòng)應(yīng)力。為了對(duì)比方便，把2個(gè)公式的預(yù)應(yīng)力P做了統(tǒng)一，令傳統(tǒng)式卡箍由螺栓擰緊造成的預(yù)應(yīng)力FN/DL=P，則經(jīng)驗(yàn)公式（1）轉(zhuǎn)化為

表1是實(shí)測(cè)的膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍膨脹壓力數(shù)據(jù)［8］，認(rèn)為膨脹壓力就是預(yù)應(yīng)力P，然后根據(jù)表1推算出膨脹劑摻量比K與預(yù)應(yīng)力P的平均值關(guān)系為K=0.066 3P，代入經(jīng)驗(yàn)公式（3），則

表1 膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的膨脹壓力Tab.1 Expansive pressures of expansive stressed grouted clamp

在分別設(shè)定3種長(zhǎng)細(xì)比L/D（1.02、1.67、3.33）和2種厚徑比T/D（0.039 4、0.031 5）的組合條件下，選擇實(shí)際膨脹劑摻量比K范圍0～0.18對(duì)應(yīng)的預(yù)應(yīng)力P范圍0～2.71 MPa，計(jì)算2個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式所有組合下，這個(gè)預(yù)應(yīng)力范圍對(duì)應(yīng)的滑動(dòng)應(yīng)力均值，如表2所示。

表2 膨脹式卡箍與傳統(tǒng)式卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力均值Tab.2 Average slip stresses of expansive clamp and traditional clamp

以傳統(tǒng)式卡箍滑動(dòng)應(yīng)力均值為基準(zhǔn)，可以看出膨脹式卡箍滑動(dòng)應(yīng)力平均多出百分比為34.0%～52.9%。無論哪種長(zhǎng)細(xì)比L/D和厚徑比T/D組合，膨脹式卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力均明顯大于傳統(tǒng)式卡箍。主要是因?yàn)榕蛎浭娇ü康慕Y(jié)構(gòu)適合灌漿膨脹受限下預(yù)應(yīng)力的產(chǎn)生，體現(xiàn)卡箍徑向剛度的厚徑比T/D對(duì)滑動(dòng)應(yīng)力的正相關(guān)影響比傳統(tǒng)式要大。

但是膨脹式卡箍滑動(dòng)應(yīng)力由于受到其預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)理的限制（預(yù)應(yīng)力一般小于3 MPa），滑動(dòng)應(yīng)力最大只能達(dá)到3 MPa，而傳統(tǒng)式卡箍預(yù)應(yīng)力可達(dá)12 MPa，滑動(dòng)應(yīng)力最大可達(dá)6～7 MPa，因此在卡箍安裝空間受限需要很大滑動(dòng)應(yīng)力的情況下（＞3 MPa），傳統(tǒng)式卡箍具有相當(dāng)?shù)某休d性能優(yōu)勢(shì)，應(yīng)使用這種卡箍。

3 噴丸表面狀況下膨脹式卡箍滑動(dòng)承載性能測(cè)試及分析

滑動(dòng)承載力的主要部分是灌漿與管件界面間的摩擦力，通常管件表面越粗糙，摩擦力越大。在實(shí)際卡箍修復(fù)施工過程中，對(duì)水下管件一般使用高壓水沖刷進(jìn)行處理，按噴砂表面分析，而對(duì)新加入撐桿的陸上加工管件可做噴丸表面處理和分析。為了得到膨脹式卡箍管件噴丸表面狀況下的滑動(dòng)承載性能參數(shù)，進(jìn)行了以下試驗(yàn)測(cè)試和分析。

3.1 模型試驗(yàn)設(shè)置及滑動(dòng)應(yīng)力測(cè)試

分析已有的膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動(dòng)應(yīng)力試驗(yàn)數(shù)據(jù)［9］制訂了如下測(cè)試方案。

1）滑動(dòng)應(yīng)力測(cè)試的模型設(shè)置和測(cè)試方案

試驗(yàn)使用的小尺寸卡箍模型如圖3所示，受損管件外徑為108 mm，鞍板外徑為168 mm、厚度為6 mm，灌漿厚度為24 mm，數(shù)量為7個(gè)。在受損管件長(zhǎng)細(xì)比L/D小于1.67的試驗(yàn)中，管件兩段采用尼龍棒對(duì)正相接，管件2個(gè)外端設(shè)置有拉頭用于試驗(yàn)機(jī)拉伸。

圖3 小尺寸卡箍模型Fig.3 Structure of the small clamp model

用于測(cè)試的受損管件的尺寸、厚徑比T/D如表3所示，管件表面狀況均為噴丸處理?？ü块L(zhǎng)細(xì)比L/D設(shè)置為1.02、1.67和3.33三個(gè)值。

表3 受損管件尺寸及厚徑比T/DTab.3 Sizes and thickness to diameter ratios T/D of damaged tubes

2）灌漿卡箍試件的制作及養(yǎng)護(hù)

卡箍灌漿過程中使用的水泥型號(hào)是PO42.5，膨脹劑類型是FEA100。選取了膨脹劑摻量比為10%與15%的2種水泥漿進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，水灰比為0.45，模型在不同膨脹劑摻量比下水泥漿成分如表4所示。

表4 水泥漿成分Tab.4 Chemical composition of cement slurry

具體的卡箍模型灌漿過程參見楊彬等的試驗(yàn)［4］，灌漿完成后需要將卡箍試件放在水中養(yǎng)護(hù)28天，養(yǎng)護(hù)情況如圖4所示。

圖4 小尺寸卡箍模型的養(yǎng)護(hù)Fig.4 Maintenance of small clamp models

3）滑動(dòng)應(yīng)力的測(cè)試方法

卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的測(cè)量有2種方法，一種是拉出法（見圖5），利用試驗(yàn)機(jī)對(duì)受損管件兩端的拉頭逐步施加拉力，使得受損管件與灌漿環(huán)滑脫，此時(shí)的拉力即滑動(dòng)承載力，進(jìn)而計(jì)算滑動(dòng)應(yīng)力。

圖5 拉出法測(cè)試小尺寸模型滑動(dòng)承載力Fig.5 Testing of slip capacity of a small model using the pull-out method

另一種是推出法（見圖6），在卡箍上方或下方放置一個(gè)與卡箍鞍板等直徑和壁厚的圓環(huán)，由壓力機(jī)壓縮管件與圓環(huán)外端使得管件與灌漿環(huán)脫開。然后用管件與灌漿環(huán)滑脫時(shí)的滑動(dòng)承載力計(jì)算滑動(dòng)應(yīng)力。

圖6 推出法測(cè)試小尺寸模型滑動(dòng)承載力Fig.6 Testing of slip capacity of a small model using push-out method

若使受損管件滑脫的滑動(dòng)承載力為Fs，則滑動(dòng)應(yīng)力fs可以由下式計(jì)算：

式中：D為受損管件外徑；L為滑脫部分灌漿的長(zhǎng)度。

4）滑動(dòng)應(yīng)力增測(cè)數(shù)據(jù)

表5列出了增測(cè)的管件表面噴丸狀況下的小尺寸卡箍模型滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)。

表5 增測(cè)的小尺寸卡箍模型滑動(dòng)應(yīng)力Tab.5 Supplementary slip stresses of small clamp models

3.2 噴丸表面狀況數(shù)據(jù)整理及滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式參數(shù)確定

把表5的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)加上已有的管件表面噴丸處理的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)［9］進(jìn)行匯總，如表6所示。為了分析方便，把相同影響因素的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)做了合并計(jì)算了均值。

表6 小尺寸卡箍模型的滑動(dòng)應(yīng)力均值Tab.6 Mean slip stresses of small clamp models

在經(jīng)驗(yàn)公式（3）中，管件表面狀況對(duì)滑動(dòng)應(yīng)力的影響是通過表面狀況系數(shù)Cs和C′s來反映的，其他系數(shù)與管件表面狀況無關(guān)。因此，經(jīng)驗(yàn)公式仍然是式（3）的形式，只是Cs和C′s不同而已。使用表6中管件表面狀況為噴丸處理的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)和參數(shù)優(yōu)化方法，將表面狀況系數(shù)Cs和C′s分別優(yōu)化為0.86和1.34，這樣就獲得了管件噴丸表面狀況下膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍滑動(dòng)應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式。經(jīng)驗(yàn)公式的使用范圍仍參照式（4）。

3.3 經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測(cè)試值的誤差分析

為了驗(yàn)證滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式（3）在噴丸表面狀況下的準(zhǔn)確性，將它的計(jì)算值與表6的實(shí)驗(yàn)測(cè)試值進(jìn)行了對(duì)比。表7是小尺寸卡箍模型滑動(dòng)應(yīng)力對(duì)比數(shù)據(jù)，以測(cè)試值為基準(zhǔn)，計(jì)算值與測(cè)試值的誤差最大為-8.00%，出現(xiàn)在9號(hào)試驗(yàn)組。

表7 小尺寸模型計(jì)算滑動(dòng)應(yīng)力的誤差值Tab.7 Errors of calculated slip stresses for small clamp models

表8是大尺寸卡箍模型滑動(dòng)應(yīng)力計(jì)算值與測(cè)試值的對(duì)比情況，噴丸表面狀況下的測(cè)試值來自張振的試驗(yàn)總結(jié)［8］，計(jì)算值是根據(jù)表中相同的影響參數(shù)按照經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的結(jié)果。大尺寸卡箍的受損管件外徑為508 mm，鞍板外徑為620 mm，灌漿厚度為31 mm，長(zhǎng)細(xì)比L/D=1.02。從表8可知，誤差最大值為-4.27%，出現(xiàn)在膨脹劑摻量比為15%、厚徑比T/D為0.031 5的試驗(yàn)組。

表8 大尺寸模型計(jì)算滑動(dòng)應(yīng)力的誤差值Tab.8 Errors of calculated slip stresses for large clamp models

綜上，噴丸表面狀況下膨脹式灌漿卡箍滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式的公式擬合程度較好，具有良好的準(zhǔn)確性。

4 膨脹式卡箍滑脫后剩余承載力的測(cè)試和分析

卡箍與受損管件之間的滑動(dòng)承載力是通過灌漿環(huán)與管件界面之間的摩擦力和化學(xué)黏結(jié)力實(shí)現(xiàn)的。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)管件與灌漿環(huán)內(nèi)表面產(chǎn)生滑移后，自應(yīng)力灌漿卡箍仍可維持一部分承載力。下面通過膨脹式卡箍滑動(dòng)承載力測(cè)試中的位移/力曲線分析一下滑脫后的剩余承載力。

圖7是一個(gè)典型的膨脹式灌漿卡箍滑動(dòng)承載力測(cè)試曲線，采用的是3.1節(jié)介紹的小尺寸模型（受損管件外徑為108 mm、長(zhǎng)細(xì)比L/D=3.33）和測(cè)試方法（推出法），壓力機(jī)加載速度是0.5 mm/min位移控制。圖中滑動(dòng)承載力是管件與灌漿環(huán)滑脫時(shí)的數(shù)值，滑脫時(shí)會(huì)發(fā)出很大的聲響，它是力的最大值；然后進(jìn)入一段間歇式滑移，這是由于加載速度較慢，跟不上滑脫后的滑移速度，出現(xiàn)多次類似彈性體蓄能與放能的過程，與預(yù)應(yīng)力灌漿套管試驗(yàn)研究中［10］出現(xiàn)的振蕩式滑移現(xiàn)象類似。為了定量分析滑脫后剩余承載力，本文定義了一個(gè)最大剩余承載力的概念，它是滑脫后力曲線下降后第一次反彈的最大數(shù)值，可以較準(zhǔn)確地反映滑脫后的剩余承載力，一般再繼續(xù)滑移的話，由于管件與灌漿界面的磨損承載力會(huì)有所下降。圖中滑動(dòng)承載力和最大剩余承載力分別是368.6 kN和291.6 kN?？梢钥闯觯ü炕摵罄^續(xù)頂進(jìn)近3 mm，還有近60%的剩余承載力。

圖7 膨脹式卡箍滑動(dòng)承載力測(cè)試的位移/力曲線Fig.7 Displacement/force curve of slip capacity test of expansive clamp

表9是測(cè)試的小尺寸和大尺寸模型膨脹式卡箍滑動(dòng)承載力與剩余最大承載力的匯總。大尺寸卡箍的受損管件外徑為508 mm，在3.3節(jié)已做過介紹，它的滑動(dòng)承載力測(cè)試情況如圖8所示，加載速度是1.2 mm/min。由表9可以看出，最大剩余承載力一般超過滑動(dòng)承載力的70%。

表9 膨脹式卡箍滑動(dòng)承載力與最大剩余承載力Tab.9 Slip capacity and maximum residual slip capacity of expansive clamp

圖8 大尺寸卡箍模型的滑動(dòng)承載力測(cè)試Fig.8 Test of slip capacity of a large clamp model

卡箍仍有相當(dāng)剩余承載力的原因是滑脫后破壞的滑動(dòng)承載力只是管件與灌漿界面的黏結(jié)力部分，由于徑向壓力依然存在摩擦力部分仍在起作用，徑向壓力主要包括膨脹壓力和加載時(shí)管件和灌漿橫向變形引起的徑向壓力兩部分。另外，模型拆解后發(fā)現(xiàn)滑脫管件表面粘接有細(xì)小的灌漿顆粒，它們?cè)诨浦袝?huì)造成一些額外的滑動(dòng)阻力。

5 結(jié) 語

本文首先把膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍與傳統(tǒng)式自應(yīng)力灌漿卡箍進(jìn)行了對(duì)比，然后對(duì)膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式和剩余承載力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。主要研究結(jié)論如下：

（1）對(duì)比管件表面噴砂狀況下2種卡箍滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式發(fā)現(xiàn)，在相同預(yù)應(yīng)力下（＜3 MPa范圍）膨脹式卡箍的滑動(dòng)應(yīng)力明顯大于傳統(tǒng)式卡箍。但在卡箍安裝空間受限需要很大滑動(dòng)應(yīng)力的情況下（＞3 MPa），傳統(tǒng)式卡箍具有相當(dāng)?shù)某休d性能優(yōu)勢(shì)。

（2）增加測(cè)試了膨脹式卡箍管件表面噴丸狀況下的滑動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)，擬合得到了滑動(dòng)應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式中的相關(guān)系數(shù)，公式計(jì)算值與測(cè)試值對(duì)比誤差在10%以內(nèi)，該經(jīng)驗(yàn)公式具有良好的準(zhǔn)確性。

（3）膨脹式自應(yīng)力灌漿卡箍在灌漿環(huán)與受損管件滑脫后仍有一定的剩余承載力，最大剩余承載力一般超過滑動(dòng)承載力的70%。