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xx(x):xxxyyySept., 2010第xx卷 第x期xxxx年x月中 国 海 洋 大 学 学 报RERIODICAL OF OCEAN UNIVERSITY OF CHINA发表栏目新型膨胀式自应力灌浆卡箍的设计方法李聪（ 中国海洋大学 工程学院，山东省青岛市，266100)摘 要： 考虑到自应力的产生机理的差异性，一种用于水下钢管修复的膨胀式自应力灌浆卡箍新型结构被提出。由于这个结构相比之前的结构以及完全改变，因此相应的设计方法也应该对应改变。本篇文章总结了新型膨胀式自应力灌浆卡箍的一种设计方法并整理出一套实用的新结构设计流程。设计方法的核心原则是基于滑动承载力、单元抗压和结构强度，并且以以往的试验数据和设计经验作为参考。本文同时就修复一个导管架平台的横撑为实例细致的描述了这种卡箍设计方法的设计过程。关键词： 水下修复； 膨胀式自应力灌浆卡箍； 设计方法； 新型结构中图法分类号： xxx 文献标志码： A 文章编号： 1672-5174(xxxx)xx-xxx-xx* 基金项目：青岛市基础研究计划项目（11-2-4-1-(8)-jch）资助；山东省科技发展计划资助收稿日期：2014-xx-xx;修订日期：2014-xx-xx作者简介：李聪(1989- )，男，硕士研究生。E-mail:从目前水下构件的维修加固应用情况来看，灌浆卡箍是一种非常实用的修复加固方法，据估计在国外大约已经安装了有1000套卡箍修复系统，其中自应力灌浆卡箍以其滑动承载力高、允许制造公差大的优点已在国外得到广泛应用1。对于平台水下构件和海底管线的修复加固提出了膨胀式自应力灌浆卡箍的研制，即在卡箍的水泥浆中掺入高效膨胀剂，利用灌浆膨胀受限自动建立卡箍的预应力以达到修复加固构件的目的2。对于这种膨胀式自应力灌浆卡箍，笔者已经进行了大量试验研究34，并且考虑到膨胀式自应力卡箍与传统自应力灌浆卡箍的自应力产生机理差异对卡箍的结构进行了较大的设计改变。结构改进前后的膨胀式自应力灌浆卡箍的对比示意图如图1所示。新型卡箍结构具有用钢量少，轴向密封性好，膨胀压力的均匀性分布好以及装配简单等优点5。由于结构的改变，从而设计方法也有较大的变化，本文将就新型膨胀式自应力灌浆卡箍的设计方法进行总结。1 新型膨胀式自应力灌浆卡箍的设计方法1.1 设计初始条件的确定设计中选取环境设计控制载荷下对所选取的修复平台或者管道进行结构有限元分析，通过提取受损构件单元在未损伤情况下两端的受力情况，并以此作为修复此单元所用新型膨胀式自应力灌浆卡箍的初始设计条件。1.2 新型膨胀式自应力灌浆卡箍的设计1.2.1设计总则l 防滑设计 需要能够提供足够的滑动承载力来保证力在受损5期 刘秦玉：北太平洋副热带海洋环流气候变化研究 691图1 新型与传统型卡箍结构的对比图Fig.1 Contrast of the new type and traditional type of expansive stressed grouted clampxxx页 中 国 海 洋 大 学 学 报 xxxx年杆件与卡箍结构之间的有效传递。l 防碾碎设计要求螺栓荷载不能导致被卡接单元表面的损坏。l 强度设计在一定的安全系数下，卡箍钢结构和螺栓的等效应力应满足强度要求，灌浆环第一、第三主应力应处于水泥的抗压、抗拉许用强度以内。1.2.2基本尺寸设计及主要材料选择l 连接长度 a,卡箍的连接长度应该能够保证提供足够的滑动承载力； b,卡箍在受损部位两侧的最短长度应分别大于0.5倍受损管件外径； c,受损部位的几何尺寸以及构件的局部变形应该加以考虑； d,受损构件修复所允许的空间位置也是卡箍长度需要考虑的因素。l 灌浆厚度（卡箍与受损构件的间隙） a,以水泥浆能够在间隙内自由流动到各个部位作为灌浆厚度的最小值； b,灌浆厚度的最大值不能超过规范要求以及历史工程数据；c,实际中，通常灌浆厚度选取50mm左右。l 卡箍鞍板厚度、材料 卡箍鞍板的厚度，其选取原则为在保证强度满足要求的前提下，尽量与受损构件的厚度相似。卡箍所用的钢材也应该尽量与受损构件的材质相同或在相同的等级，以防止材料级差产生的电化学腐蚀。l 水泥浆成分a,依据试验数据选取水泥浆成分配比，尤其是选择合适的膨胀剂占比及水灰比；b,水泥浆在固化后能保证一定的膨胀压力以达到足够的滑动承载力来传递受损管件的载荷到卡箍构件且自身不会被碾碎；c,水泥浆不应存在固化收缩并且固化后应该有长期的稳定性能。l 螺栓设计a,螺栓应该能承受住在设计初始条件下对其的撬力与试验数据下的灌浆固化膨胀对其导致的拉力的合力； b,对于输油管道应考虑内部压力的影响；d,应该考虑由于环境载荷、构件的温度以及内部压力变化导致的应力波动，进行疲劳寿命分析。1.2.3其他设计l 密封设计 由于该膨胀式自应力灌浆卡箍的作用机理主要是灌浆固化后的径向膨胀，对于端部密封要求较低，端部密封主要需要保证在灌浆过程中以及灌浆液固化的过程中灌浆液不会外流。轴向密封采用橡胶材质，橡胶应能够满足一定硬度下的弹性体耐久性和载荷传递能力才能维持修复完整。另外，橡胶不能有任何明显程度的吸水。l 灌浆进出口的设计l 灌浆过程中对灌浆充实性的控制l 牺牲阳极的防腐蚀设计l 卡箍的水下安装设计a,卡箍的部件组成简单以便于装配； b,考虑实际吊装而进行吊耳以及定位装置的设计；c,有较低的钢材使用量以降低结构重量从而便于工程施工安装和提高经济性。2 新型卡箍设计算例以JZ20导管架平台为例，对假设损坏的某水平撑运用新型膨胀式自应力灌浆卡箍进行修复加固，接下来对其进行设计。本设计算例的基本流程为：已知内管尺寸灌浆环厚度鞍板厚度螺栓选定以及法兰板螺栓布置有限元试算，通过等效应力校核鞍板与螺栓强度，通过第一、第三主应力校核灌浆强度等。2.1 初始条件的确定选取的JZ20平台如图2所示，由于处于渤海区域，因此有海冰存在，在海冰存在的情况下，冰的作用为结构设计的主导因素，本设计的控制载荷选取为冰载荷和流载荷。 图2 参考平台JZ20和受损单元及其单元坐标系Fig.2 JZ20 jacket platform and the repair member with its elemental coordinate system运用ANSYS进行有限元计算，以海洋平台在控制载荷下，分析受损部位单元在无损情况下所受的内力情况，以其中最大的受力情况作为卡箍设计的最危险载荷即极限工作状态6。获得的受损部位单元的最大受力情况见表1，6个力的方向由图2中的受损单元的单元坐标系来确定，以此作为卡箍设计的初始条件。受损管件单元的基本几何尺寸为762mm25.4mm，由于空间的限制，允许的最大连接长度为8800mm。表1 单元坐标系下卡箍设计的极限工作状态荷载Table 1 Loads on the ultimate working state for clamp design节点Fx (N) Fy (N)Fz (N)Mx (Nm)My (Nm)Mz (Nm)I(7)-260000-3621.3240622436486357-203612.2 新型卡箍基本尺寸的确定2.2.1卡箍横截面几何尺寸的确定依据经验，灌浆厚度为50mm，因此得到卡箍鞍板的内径为862mm。依据卡箍鞍板厚度与受损管件厚度等级别的原则，取卡箍鞍板厚度为25mm。据此，卡箍的横截面几何尺寸如图3所示。 图3 膨胀式自应力灌浆卡箍结构的基本尺寸Fig.3 Basic size of the new type clamp2.2.2卡箍连接长度的确定此处假设斜撑为完全断裂，断裂处开缝为10mm，斜撑的外径为762mm，因此卡箍的最小总连接长度应该为772mm。卡箍的连接长度最主要是要能完成外部荷载在受损管件与卡箍之间的传递，这主要是通过防滑校核来保证，暂时取卡箍的总长度为1400mm，如果校核不通过则再做调整。两端各预留设计端部密封构件的长度50mm，故取卡箍总长为1500mm。受损部位允许的卡箍最大修复长度为8800mm大于目前选取的1500mm。2.2.3螺栓的确定初始暂选取使用20个短螺栓，每边10个螺栓均布于法兰板上。在初始条件作用下，最大撬力1对卡箍边缘处最容易被撬开的一对螺栓产生的拉力为: （1）参考试验数据，通过计算5得到卡箍鞍板所受压力为: （2）得到由于膨胀压力导致的每一个螺栓的预紧力为： （3）其中： D0 卡箍鞍板内径 L 卡箍的总有效连接长度 N 总螺栓数量螺栓的预紧力必须大于初始载荷产生的撬力和膨胀压力产生的拉力之和。最终得到的每一个螺栓的预紧力为： （4）螺栓用42CrMo钢，其 ，依据每个螺栓的预紧力Fs，可以得到螺栓的有效直径应满足，因此选取M36的螺栓均布于卡箍两侧法兰板上。2.2.4材料的选取受损构件的材质为Q315，因此卡箍的材质选择为Q315，若该材质满足后面的各项校核则不再改变，不满足则再另行选择。水泥浆采用标号为42.5的水泥，膨胀剂选用FEA膨胀剂10%掺量，水泥的抗压强度，抗拉强度 （灌浆卡箍中的水泥是三向受压，所以适当的加大它的受拉强度）。螺栓采用为42CrMo钢，在螺栓设计时已说明。在本设计中用到的主要材料以及它们的材料属性如表2所列。表2 设计中主要材料的属性Table 2 Parameters of the main materials among design 材料属性材料类别弹性模量MPa泊松比密度kg/m3屈服强度 MPa许用强度MPa受损内管2.06e50.37800315189卡箍鞍板2.06e50.37800315189螺栓钢材2.06e50.37800975487.5灌浆环1e40.220002.3 新型卡箍的设计校核2.3.1防滑校核通过试验，测得了不同FEA膨胀剂掺量下卡箍的滑动应力5，然后给予一个2.0的安全系数得到许用滑动应力如下表所示。表3.新型卡箍许用滑动应力历史试验数据Table 3 Allowable slip stresses from test data for clamp design using FEA agent膨胀剂掺量试验滑动应力（MPa）许用滑动应力fsa（MPa）10%1.920.9612%2.151.0815%2.521.26对于卡箍（L=1400mm，D=762mm），根据表3选取掺量为10%的FEA膨胀剂，因此得到许用滑动应力： （5）由于作用于单元上的轴向力为，则钢与水泥浆界面上的滑动应力为： （6）可见， 因此，该自应力灌浆卡箍的防滑能力满足要求。2.3.2防碾碎校核本螺栓配套使用A级标准平垫片，通过机械手册可得垫片面积为： (7)因而可以得到在螺栓预紧力下法兰板的局部挤压应力为: (8)因此，卡箍材料使用Q315的钢材满足防碾碎准则。2.3.3基于有限元的结构强度校核我们通过ansys中的Workbench平台建立卡箍的几何模型并施加约束载荷后进行有限元分析。卡箍的几何模型以及网格划分模型示意图见图4。有限元分析的约束和载荷施加情况见图5。具体为模型一端断面完全约束，将节点力加在所建模型的另一端断面上，所加的节点力的大小和方向参见表1及图2，螺栓预紧力运用Workbench中的Bolt Pretension施加在螺栓表面，然后进行静力分析。在极限工作状态下，卡箍钢结构的最大等效应力为80.1MPa(图6)，出现在法兰板与垫圈相交处，是由于垫圈在螺栓预紧力作用下挤压法兰板所致，因小于189MPa许用值，满足强度要求。图4 新型卡箍的有限元模型示意图Fig.4 The finite element model of clamp 图5 新型卡箍模型的加载情况Fig.5 Geometry model of clamp and loads图6 新型卡箍鞍板的等效应力分布图Fig.6 Von Mises stress contour of clamp steelwork图7 受损杆件的等效应力分布图Fig.7 Von Mises stress contour of damaged member受损管件的最大等效应力为13.6MPa(见图7)，出现在固定端，是由于本模型载荷施加为一端固定一端加载极限工作状态载荷，载荷端部的剪力又会产生的弯矩在固定端处最大，导致固定端处应力最大，但未达到189MPa的许用值。灌浆环的最大第一主应力为1.1MPa(见图8)，产生在灌浆环与卡箍端部密封接触处，并未达到5.5MPa的许用值，另外在加载端由于边界钢管变形和载荷附近圣维南效应的影响，灌浆环两端应力变化很大，因此受损钢管建模时需伸出卡箍一定长度避免这种影响。最小第三主应力为-1.7MPa(见图9)，在灌浆环与受损内管缝隙的接触处，这是由于外力在受损内管与灌浆水泥环之间传递造成的局部水泥环挤压并向缝隙处外凸的结果，但未达到-42.5MPa的许用值。图8 卡箍灌浆环第一主应力分布图Fig.8 First principal stress contour of grout annulus图9 卡箍灌浆环第三主应力分布图Fig.9 Third principal stress contour of grout annulus图10 螺栓等效应力分布图Fig.10 Von Mises stress contour of bolt螺栓的最大等效应力为475.9MPa(见图10)，出现在螺母与螺柱相交的边缘区域，未达到487.5MPa的许用值。总之通过以上各种强度校核可以认为该膨胀式自应力灌浆卡箍能够承受极限工作状态载荷。此处需要说明的是以上通过有限元进行的强度校核为最终的卡箍设计尺寸下的分析结果，针对之前的强度校核不合格已进行了多次的卡箍结构尺寸修改。3 总结 本文针对新型膨胀式自应力卡箍的设计方法进行了总结，整理出一套较为实用的完整的新型膨胀式自应力灌浆卡箍的设计方法，为以后的卡箍修复技术在实际工程中的应用打下了良好的基础。本设计方法依据防滑、防碾碎以及强度校核为三大核心准则，加之以历史试验数据作为参考，并结合以往设计经验共同综合得出，对以后的膨胀式自应力灌浆卡箍设计具有很好的借鉴意义。参考文献：1MSL Engineering 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