海上风机钢管约束UHPC-钢灌浆连接段轴压性能研究

Research on axial compression performance of tubed UHPC sleeve to steel tube grouted connections for offshore wind turbines

摘要

超高性能混凝土（UHPC）因具有超高的抗压性能，优异的抗拉、抗疲劳及耐腐蚀性能，是进一步改善海上风机支撑结构受力与经济性能的有效途径.为进一步推广UHPC在海上风机中的应用，本文提出了一种新型钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段.通过在钢管外表面焊接钢剪力键及在UHPC套管内部设置约束钢管且在其内表面设置环状梯形剪力键，不仅可防止钢材腐蚀，还可有效约束灌浆连接段的横向变形并提高灌浆体及UHPC抗压强度，从而提高连接段的整体性、刚度、强度及延性.该新型灌浆连接段可用于海上风电单桩基础、导管架基础及漂浮式基础中.为研究该新型连接段的轴压性能，采用有限元软件ABAQUS进行模拟，模型中考虑了材料非线性和几何非线性以及UHPC材料的受拉应变硬化性能，模拟得到的荷载-位移曲线和破坏模式与典型试验结果吻合良好.采用经验证的有限元模型对钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段的轴压性能进行了全过程受力分析及参数分析，结果表明：新型灌浆连接段的破坏可分为线弹性阶段、裂缝发展阶段、压杆传力阶段以及破坏阶段，约束钢管径厚比对灌浆连接段力学性能的影响最显著，新型灌浆连接段的力学性能与传统钢-钢灌浆连接段力学性能相当，有望在工程中大量使用.

Abstract

Ultra-high-performance-concrete （UHPC） is an effective way to improve the mechanical and economic performance of support structures for offshore wind turbines （OWTs） due to its ultra-high compressive performance， excellent tensile， fatigue and corrosion resistance. In order to further promote the application of UHPC in OWTs， a novel type of tubed UHPC sleeve to steel tube grouted connection is proposed in this work. By welding shear keys on the outer surface of the steel tube， and setting steel tube inside and annular trapezoidal shear keys on the surface of UHPC sleeve， the steel corrosion can not only be prevented， but also the transverse deformation of the grout connection can be effectively restrained， and the compressive strength of grout and UHPC is enhanced， so as to improve the integrity， stiffness， strength and ductility. This novel grouted connection can be used in monopile， jacket， and floating structures. In order to study the axial compression performance of the novel tubed UHPC sleeve to steel tube grouted connection connection， the finite element software ABAQUS is adopted. The material nonlinearity and geometric nonlinearity as well as the tensile strain hardening performance of the UHPC material are considered in the model. The load-displacement curves and failure modes obtained by the simulation agree well with the typical test results. The mechanism and parameter analysis of the axial compression performance of the connection are carried out by using the verified finite element model. The results show that the failure process of the novel grouted connection can be divided into linear elastic stage， micro-crack development stage， compression strut force transferring stage and failure stage. The diameter to thickness ratio of the steel tube has the most significant influence on the performance of the connection. The novel grouted connection behaved the basically similar to the traditional steel-steel grouted connection， and is anticipated to be widely used in engineering practice.

Graphical abstract

关键词

海上风机 / 灌浆连接段 / 超高性能混凝土 / 有限元分析 / 轴压性能

Key words

offshore wind turbine / grouted connection / Ultra-high-performance-concrete （UHPC） / finite element analysis / axial compression performance

大力发展风电是我国实现“碳达峰、碳中和”目标的主要途径之一，对保障能源供应安全、推动能源绿色低碳转型、实现经济高质量发展具有重要意义.与陆地风电场相比，海上风电场因具有风速高、风力稳定和空间广阔等优势而具有巨大发展前景.根据最新统计数据，2025年我国新增海上风电装机容量达到659万kW，累计并网容量突破4 700万kW，同比增长21.5%，全球占比已超过50%^［1］.近年来，大容量海上风力发电机（≥10 MW）已成为全球风电市场的重要发展方向，其单机容量从2020年的10 MW急速增加至现阶段的26 MW^［1］.

钢结构由于自重轻、施工周期短等优点被广泛应用于海上风机支撑结构中，但随着单机容量增加，轮毂高度和机组荷载会显著增加^［2］，采用钢结构将存在以下问题：1）抗侧刚度小，振动幅度较大，疲劳问题突出；2）恶劣的海洋环境加速钢材腐蚀，使得后期运维成本显著增加^［3］；3）更大直径钢管的制造会超出现有技术的极限^［4］.为降低大容量海上风机支撑结构的建造成本，可将钢结构部分替换为预应力混凝土结构.虽然预应力混凝土结构已广泛地应用于陆上风电中^［5］，但将其直接应用于海上风电将存在以下问题：1）强度较低，使得塔筒截面及自重较大，不便于安装；2）混凝土结构中的钢筋由于海水中氯离子渗透而具有很高的腐蚀风险.

近年来，超高性能混凝土（UHPC）材料因其超高的抗压性能，优异的抗拉、抗疲劳、耐腐蚀及抗冲击性能而被广泛应用于工程实践中^［6-7］.此外，在承载力相同时，UHPC柱或梁在成本、重量和碳排放方面都优于普通钢或混凝土构件^［7-8］.因此UHPC在海上风电工程中具有巨大的应用前景，近年来相关理论研究及工程实践逐渐增多^［8-11］，如2024年强度等级为115 MPa的UHPC成功应用于全球单体容量最大漂浮式海上风电平台“OceanX明阳天成号”基础中^［9］.

为进一步推广UHPC在海上风电中的应用，本文提出了一种新型钢管约束UHPC套管-钢管（简称UHPC-钢）灌浆连接段.如图1所示，通过在钢管外表面焊接钢剪力键及在UHPC套管内部设置约束钢管并在其内表面设置环状梯形剪力键，不仅可防止钢材腐蚀，还可有效约束灌浆连接段的横向变形并提高灌浆料及UHPC抗压强度，从而提高连接段的整体性、刚度、强度及延性.该新型连接段不仅可用于海上风电中UHPC塔筒和钢桩基础的连接，亦可用于UHPC基础与导管架的连接，还可用于钢塔筒与UHPC浮筒的连接.该连接段耐腐蚀性能好，能延长使用寿命，有效减少后期运维成本，因此有很高的经济及社会效益.

传统灌浆连接段由两根对中的钢管组成，内钢管外壁和外钢管内壁通常焊接有钢筋或钢条制作的剪力键，而两钢管之间的空隙由高强度的水泥基灌浆料填充.灌浆连接段广泛运用于各类海上风电支撑结构中，其将上部风机结构的自重和风浪荷载传递至基础，在整个支撑结构中起着至关重要的作用.灌浆连接段在单桩基础及漂浮式基础中主要承受压弯荷载，而在导管架基础中主要承受轴压荷载.轴压性能是灌浆连接段的基本力学性能，各学者对其进行了大量的试验研究，包括钢剪力键高度、数量和形状，灌浆强度及环向刚度等参数对破坏模式、初始刚度、承载力及延性的影响^［12-17］.基于试验结果，各学者还进行了大量的数值分析及理论研究，进一步明确了灌浆连接段的轴压破坏机理^{［14，17-19］}，提出了考虑钢管与灌浆料之间的黏结力和摩擦力以及剪力键的机械咬合力影响的轴压承载计算公式^{［12，20］}.现有规范如DNVGL^［21］、NORSOK^［22］、API^［23］和ISO^［24］也给出了实用的设计建议.

UHPC与钢材在弹性模量、泊松比、受压及受拉强度等材料力学性能方面存在显著差异，这些差异使得新型UHPC-钢灌浆连接段与传统钢-钢灌浆连接段的轴压性能存在显著区别.然而目前尚未见到对新型钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段的轴压性能研究.因此本文采用有限元软件ABAQUS进行模拟，并与典型试验结果进行校核；然后采用经验证的有限元模型对钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段的轴压性能进行全过程受力分析及参数分析，以期为工程应用提供参考.

1 有限元模型建立

1.1 基准模型

基于文献［14］的钢套管-钢桩灌浆连接段试件CL-S85等效设计相应的UHPC套管-钢管灌浆连接段模型如图2（a）所示.考虑到模型比例尺太小无法还原接缝和键槽的作用^［25］，因此将试件CL-S85的几何尺寸放大4倍以接近实际导管架基础尺寸^［26］.

如图2（b）所示，等效设计原则为钢套管和UHPC套管轴压承载力相同.约束钢管内置于UHPC套管中间，厚度为26 mm.为简化计算，未考虑UHPC套管中纵筋及箍筋的影响，纵筋的作用可通过UHPC考虑，而箍筋的作用可通过约束钢管考虑.

图2（c）为剪力键尺寸，其中UHPC剪力键高度及倾角分别为45 mm和45°，满足《公路装配式混凝土桥梁设计规范》（JTG/T 3365-05—2022）^［25］相关构造规定.UHPC钢纤维体积分数为2.0%，抗压强度为120 MPa.材料详细信息见表1.

1.2 单元类型和材料本构关系

采用有限元软件ABAQUS进行模拟.钢管和钢剪力键均采用实体单元C3D8R模拟，其弹性模量及泊松比分别为200 000 MPa和0.3.钢材采用理想弹塑性本构模拟.

UHPC和灌浆料均采用实体单元C3D8R模拟，泊松比为0.2.采用塑性损伤模型模拟，相关参数如表2所示，表中f_b/f_c为初始等效双轴抗压屈服应力与初始单轴抗压屈服应力的比值，K_c为受拉、压子午线偏量第二应力不变量的比值.受压应力-应变全曲线如 式（1）所示，由文献［27-28］可知，对于UHPC和灌浆料，控制曲线上升段和下降段的参数可分别由式（2）、式（3）计算得到.

y=\left\{\begin{array}{l}\frac{\beta x-x^{\mathrm{2}}}{\mathrm{1}+\left(\beta -\mathrm{2}\right)x},\mathrm{0}\le x\le \mathrm{1}\\ \frac{x}{\gamma {\left(x-\mathrm{1}\right)}^{\mathrm{2}}+x},x>\mathrm{1}\end{array}\right.（1）

\beta =\left\{\begin{array}{l}\frac{E_{\mathrm{c}}}{E_{\mathrm{s}\mathrm{e}\mathrm{c}}},\mathrm{U}\mathrm{H}\mathrm{P}\mathrm{C}\\ \mathrm{9.1}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^{-\mathrm{4}/\mathrm{9}},\mathrm{灌浆}\mathrm{料}\end{array}\right.（2）

\gamma =\left\{\begin{array}{l}\mathrm{2},\mathrm{U}\mathrm{H}\mathrm{P}\mathrm{C}\\ \mathrm{2.5}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{5}}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^{\mathrm{3}},\mathrm{灌浆}\mathrm{料}\end{array}\right.（3）

式中：y=σ/f_c；x=ε/ε_c0，ε_c0为峰值应变；E_c为弹性模量；E_sec为峰值点处割线刚度，E_sec=f_c/ε_c0.

混凝土棱柱体抗压强度f_c与立方体抗压强度f_cu之间的换算关系如下^［29-30］.

对于UHPC：

f_{\mathrm{c}}=\mathrm{0.9}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}（4）

对于灌浆料：

f_{\mathrm{c}}=\left\{\begin{array}{l}\mathrm{0.8}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}},f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}\le \mathrm{50}\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\\ f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}-\mathrm{10},f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}>\mathrm{50}\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\end{array}\right.（5）

对于UHPC受拉，各学者提出了多种本构关系^［31-32］，而张哲等人^［33］提出的本构关系因具有较好的预测精度而应用广泛^［34］，受拉应力{\sigma }_{\mathrm{t}}定义见式（6）：

（6）

式中：ε_t0为弹性极限拉应变；ε_tp=2 000 με；w_p=1.0 mm；l_c=400 mm；p=0.95；f_t为UHPC抗拉强度.

对于灌浆料受拉，采用断裂能模型，其中断裂能按式（7）计算^［35］：

{\sigma }_{\mathrm{f}}=\alpha {\left(\mathrm{0.1}{f}_{\mathrm{c}}\right)}^{\mathrm{0.7}}（7）

式中：系数α与混凝土最大骨集直径D_max有关.D_max= 8 mm，α=0.025；D_max=16 mm，α=0.03；D_max=32 mm，α= 0.058.

1.3 接触方式、边界条件及网格划分

钢剪力键与钢管合并为整体.约束钢管嵌入UHPC套管.钢管与灌浆体之间以及灌浆体与UHPC套管之间的界面均采用面-面接触模拟，该接触中需要定义切线方向和法线方向的特性：切向行为采用Mohr-Coulomb摩擦模型中的罚函数模拟，摩擦系数取0.6，允许滑动的剪应力限值为0.6 MPa^［36-38］；法线行为采用硬接触来处理，并允许接触后脱离.

有限元模型如图3所示，参考点RP-1和RP-2分别与试件顶面和底面进行耦合，轴力通过位移控制缓慢施加在RP-1上，顶部除了竖向自由度外其他自由度全部约束，而底部采用固结.为兼顾计算效率和精度，采用循环对称，其中主、从面和中心轴如图3所示，扇区为3°，因此对应的扇区总数为120.

为获得单元最佳网格尺寸，进行了网格敏感性分析.如图4所示，网格尺寸在12~24 mm范围内对承载力影响很小，因此选择网格尺寸为24 mm.图4中P为轴压承载力，s为网格大小.

2 有限元模型验证

目前为止尚未见到关于新型钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段的研究，因此选取已有典型试验结果进行验证，包括钢套管-钢桩灌浆连接段试件CL-S85^［14］、UHPC湿接缝试件KS1^［39］以及中空夹层钢管混凝土叠合柱试件C-220-0.7-I^［40］.所有试件命名与试验一致.

2.1 钢套管-钢桩灌浆连接段

如图5（a）所示，试件CL-S85为高强灌浆连接段，其与本文新型灌浆连接段类似，只是将带约束钢管的UHPC套管替换为钢套管.

钢桩及钢套管的直径分别为508 mm和609 mm，厚度均为12 mm.灌浆体厚度为38.5 mm.如图5（b）所示，灌浆体出现斜裂缝并且钢管屈服甚至鼓曲，最后剪力键附近的灌浆体压碎，这与试验现象吻合良好.如图5（c）所示，模拟得到的初始刚度略小，但峰值强度吻合良好，这与Lee等^［14］的模拟结果类似.

2.2 UHPC湿接缝

如图6（a）所示，UHPC湿接缝试件KS1一部分预制，另一部分现浇.这与本文新型灌浆连接段类似，即UHPC套管预制而灌浆料现浇，并且施加在试件上的侧压力可以看作约束钢管对灌浆连接段施加的约束应力.

接缝试件剪切面尺寸为500 mm×150 mm，共有 3个梯形剪力键.如图6（b）所示，剪力键被剪断，与试验现象吻合较好.如图6（c）所示，模拟得到的荷载-位移曲线与试验结果吻合较好，并且由于侧向应力的存在，试件延性较好.

2.3 中空夹层钢管混凝土叠合柱

如图7（a）所示，试件C-220-0.7-I为中空夹层钢管混凝土叠合柱，即中空夹层钢管混凝土柱外设置钢筋混凝土柱，这与本文新型灌浆连接段构造较为类似.如图7（b）（c）所示，虽然模拟的承载力较试验值低约10%，但是模拟所得破坏模式及延性吻合较好.

综上，本文有限元模型具有较高精度，能够用于后续进一步研究.

3 新型灌浆连接段有限元分析

3.1 受力全过程分析

如图8所示，UHPC-钢灌浆连接段基准试件在轴压荷载作用下的破坏过程可分为4个阶段，即线弹性阶段（OA）、裂缝发展阶段（AB）、压杆传力阶段（BC）和破坏阶段（C点之后）.

如图8所示，试件最初表现为线弹性，直至A点对应的灌浆体主拉应力达到抗拉强度7.0 MPa［图9（a）］，然后裂缝逐渐增加并发展，试件刚度降低；随着竖向位移增大，灌浆体拉应变急剧增加，承载力突然小幅下降至B点，而后试件主要依靠剪力键之间形成的灌浆体斜压杆传力［图9（b）］；随着位移继续增加，约束钢管不仅能有效限制灌浆连接段的横向变形，还能约束UHPC和灌浆体从而提高其抗压强度，因此试件刚度及强度再次增加，直至曲线拐点（C点）对应的峰值强度，此时约束钢管环向受拉屈服［图9（c）］；C点之后，剪力键附近的灌浆体或UHPC陆续压碎，导致钢管和UHPC套管之间的相对滑移迅速增加，使得试件刚度快速下降，而承载力略有增加直至极限点D点［图9（d）］；D点之后，剪力键附近的灌浆体或UHPC主压应力过大导致大部分压碎，试件承载力迅速降低直至破坏.

3.2 参数分析

3.2.1 UHPC剪力键构造

如图10（a）所示，随着UHPC剪力键数量从1个增加到5个，试件均发生灌浆体破坏，承载力增加55.9%，并且刚度也增加.进一步增加剪力键数量至 7个时，试件发生下部钢管鼓屈破坏，峰值位移明显减小.因此，为保证连接段刚度及强度，UHPC剪力键的数量应不少于钢剪力键，以有效形成斜压杆.

如图10（b）所示，随着剪力键间距从240 mm增加到440 mm，试件刚度和承载力均增加，破坏模式从灌浆体破坏转变为钢管鼓屈破坏，主要是因为较大的间距降低了灌浆体的应力集中^［37］.

如图10（c）所示，剪力键嵌入深度基本不影响试件力学性能，主要是由于约束钢管不存在屈曲问题，故能有效约束连接段的横向变形，并且灌浆体和UHPC套管之间还有足够的界面抗剪强度.因此对于新型连接段，UHPC剪力键嵌入深度可低于现有规范要求.

如图10（d）和图10（e）所示，随着剪力键宽度从170 mm减小到80 mm，由于灌浆体和UHPC套管之间的界面抗剪强度减小，试件刚度和强度均降低.

3.2.2 约束钢管径厚比及屈服强度

如图11（a）所示，随着约束钢管径厚比从428减少到99，试件峰值承载力增加51.5%，而且刚度也增加.这是因为随着径厚比减小，约束钢管提供的约束力增大，从而能有效限制连接段横向变形并提高试件刚度、强度及延性^［41］.然而，进一步减小径厚比，试件极限承载力基本不变，主要是由于连接段承载力增加使得下部钢管发生鼓屈破坏.

如图11（b）所示，约束钢管屈服强度的影响与径厚比类似，只是约束钢管的强度大小并不影响试件初始刚度.这是因为所有试件在加载初期约束钢管提供的约束力一样，后期屈服强度更高的约束钢管提供的约束力更大，所以刚度及极限承载力均增加.

3.2.3 灌浆料及UHPC抗压强度

如图12（a）所示，灌浆料抗压强度的影响不明显，这是因为试件承载力主要取决于灌浆料与剪力键之间的局部抗压强度^［26］，而UHPC抗压强度的增加对试件性能影响不大［图12（b）］，主要是因为破坏集中在灌浆体.

3.3 可行性分析

如图13（a）所示，约束钢管内置或外包于UHPC套管中基本不影响试件力学性能.因此，为避免海水中钢材腐蚀，将约束钢管内置于UHPC套管中是合理且可行的.

如图13（b）所示，与钢-钢基准试件相比，由于UHPC套管相较对应钢套管轴压刚度更大，因此UHPC-钢基准试件初始刚度更大.由于UHPC剪力键相较钢剪力键的变形更大，故其峰值强度更小，但是两者的极限强度差别不大，这说明该新型钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段具有良好的力学性能.

4 结 论

1）新型钢管约束UHPC套管-钢管灌浆连接段试件在轴压荷载作用下的破坏过程可分为4个阶段，即线弹性阶段、裂缝发展阶段、压杆传力阶段和破坏阶段，并展现出良好的延性.

2）参数分析表明，当灌浆体和UHPC套管之间有足够的界面抗剪强度时，UHPC剪力键构造的影响不大，而所有参数中约束钢管径厚比对连接段力学性能的影响最为显著.

3）本文提出的UHPC-钢灌浆连接段在合理设计的情况下可与传统钢-钢灌浆连接段的力学性能相媲美，因此在工程实践中具有可行性.

参考文献

[1] Global offshore wind report 2025［R］. Lisbon： Global Wind Energy Council （GWEC）， 2025.

[2] 王宇航，周绪红，杨琳，等 ．风电机组支撑结构技术发展现状及趋势［J］．钢结构（中英文）， 2024， 39（10）： 1-13．

[3] WANG Y H， ZHOU X H， YANG L，et al ．Current status and development trend of supporting structures for wind turbines［J］．Steel Construction （Chinese & English）， 2024， 39（10）：1-13．（in Chinese）

[4] PRICE S J， FIGUEIRA R B ．Corrosion protection systems and fatigue corrosion in offshore wind structures：current status and future perspectives［J］．Coatings，2017，7（2）：1-51．

[5] GAERTNER E， RINKER J， SETHURAMAN L， et al. Definition of the IEA 15-megawatt offshore reference wind turbine［R］. Golden，USA： National Renewable Energy Laboratory （NREL）， 2020.

[6] 许斌， 李泽宇， 陈洪兵. 预应力混凝土-钢组合风电塔架塔段优化研究［J］. 湖南大学学报（自然科学版）， 2016， 43（7）： 25-31.

[7] XU B， LI Z Y， CHEN H B. Geometry optimization on prestressed concrete and steel segments of wind turbine towers［J］. Journal of Hunan University （Natural Sciences）， 2016， 43（7）： 25-31. （in Chinese）

[8] LAI B L， LI Y R， BECQUE J，et al ．Axial compressive behavior of circular stainless steel tube confined UHPC stub columns under monotonic and cyclic loading［J］．Thin-Walled Structures，2025，208：112830．

[9] 邵旭东， 樊伟， 黄政宇 ．超高性能混凝土在结构中的应用［J］．土木工程学报， 2021， 54（1）： 1-13．

[10] SHAO X D， FAN W， HUANG Z Y ．Application of ultra-high-performance concrete in engineering structures［J］．China Civil Engineering Journal，2021，54（1）：1-13．（in Chinese）

[11] ZHOU Z， ZHOU X H. Mechanical behavior of prestressed UHPC wind turbine tower columns under combined axial compression and bending［J］. Structural Concrete， 2025， 26（1）： 465-480．

[12] 每日风电. 全球单体容量最大漂浮式海上风电平台 “OceanX 明阳天成号” 吊装完成 ［EB/OL］.（2024-07-04）［2026-04-16］.

[13] Daily wind power. The world’s largest single-capacity floating wind platform “OceanX Mingyang Tiancheng” completed hoisting ［EB/OL］. （2024-07-04）［2026-04-16］.in Chinese）

[14] ZHOU Z， CHEN C， SHEN X J， et al. Conceptual design of a prestressed precast UHPC-steel hybrid tower to support a 15 MW offshore wind turbine［J］. Engineering Structures，2024，321：118939．

[15] 预制与预应力混凝土结构. 并网！C150 混凝土！全球首个 180 米超高混塔批量商业化应用项目 ［EB/OL］.（2024-05-07）［2026-04-16］.

[16] Precast and prestressed concrete structures. Grid connected！ C150 concrete！ The world’s firstbatch commercial application project of 180multra-high hybrid wind tower ［EB/OL］.（2024-05-07）［2026-04-16］.in Chinese）

[17] LOTSBERG I. Structural mechanics for design of grouted connections in monopile wind turbine structures［J］. Marine Structures， 2013， 32： 113-135.

[18] DALLYN P， EL-HAMALAWI A， PALMERI A，et al ．Experimental testing of grouted connections for offshore substructures： a critical review［J］. Structures， 2015， 3： 90-108．

[19] LEE J H， WON D H， JEONG Y J，et al ．Interfacial shear behavior of a high-strength pile to sleeve grouted connection［J］．Engineering Structures，2017，151：704-723．

[20] WANG Z Y， ZHANG Y， CHEN F，et al ．Axial bearing capacity of large-diameter grouted connections analyzed by means of a simplified double shear test［J］. Construction and Building Materials，2017，134：245-253．

[21] JOHANSEN A， SOLLAND G， LERVIK A， et al. Testing of jacket pile sleeve grouted connections exposed to variable axial loads［J］. Marine Structures， 2018， 58： 254-277.

[22] CHEN T， WANG X， GU X L，et al ．Axial compression tests of grouted connections in jacket and monopile offshore wind turbine structures［J］．Engineering Structures，2019，196：109330．

[23] KRAHL N W， KARSAN D I ．Axial strength of grouted pile-to-sleeve connections［J］．Journal of Structural Engineering，1985，111（4）：889-905．

[24] CHEN T， CAO C C， ZHANG C H，et al ．Numerical modeling and parametric analysis of grouted connections under axial loading［J］．Thin-Walled Structures，2020，154：106880．

[25] SOLLAND G， JOHANSEN A. Design recommendations for grouted pile sleeve connections［J］. Marine Structures， 2018， 60： 1-14.

[26] Support structures for wind turbines：DNVGL ST 0126 ［S］. Oslo： DNV GL， 2018.

[27] Design of steel structures annex K-special design provisions for jackets：revision of section K 5 ［S］. Lysaker， Norway： NORSOK， 2012.

[28] API recommended practice 2A- WSD： planning， designing and constructing fixed offshore platforms-working stress design： API RP2A-WSD［S］. Washington DC： API， 2007.

[29] Petroleum and natural gas industries—Fixed steel offshore structures：ISO 19902-2007 ［S］. Geneva： ISO， 2007．

[30] 公路装配式混凝土桥梁设计规范： JTG/T 3365-05—2022 ［S］．北京： 人民交通出版社股份有限公司， 2022．

[31] Specifications for design of highway precast concrete bridges：JTG/T 3365-05—2022 ［S］. Beijing：China Communications Press Co.， Ltd.， 2022．（in Chinese）

[32] 曹玉 ．海上风电基础灌浆连接段受力性能数值模拟分析［D］．哈尔滨： 哈尔滨工业大学，2022．

[33] CAO Y. Numercial similation analysis of mechanical performance of offshore wind power foundation grouted connection［D］．Harbin：Harbin Institute of Technology， 2022．（in Chinese）

[34] 杨剑，方志 ．超高性能混凝土单轴受压应力-应变关系研究［J］．混凝土， 2008（7）：11-15．

[35] YANG J， FANG Z. Research on stress-strain relation of ultra high performance concrete［J］. Concrete， 2008（7）： 11-15．（in Chinese）

[36] 余志武，丁发兴 ．混凝土受压力学性能统一计算方法［J］．建筑结构学报， 2003， 24（4）： 41-46．

[37] YU Z W， DING F X ．Unified calculation method of compressive mechanical properties of concrete［J］. Journal of Building Structures，2003，24（4）：41-46．（in Chinese）

[38] ZHOU Z， DENAVIT M D， ZHOU X H ．New cross-sectional slenderness limits for stiffened rectangular concrete-filled steel tubes［J］．Engineering Structures， 2023， 280： 115689．

[39] 活性粉末混凝土结构技术规程：DBJ 43/T 325—2017 ［S］. 北京： 中国建筑工业出版社，2018.

[40] Technical specification for reactive powder concrete structures：DBJ 43/T 325—2017 .［S］. Beijing： China Architecture & Building Press，2018. （in Chinese）

[41] 赵继之， 辛公锋， 陶慕轩， 等 ．超高性能混凝土单轴拉、压循环作用下力学性能及其本构模型研究［J］．工程力学， 2024，41（4）： 81-93．

[42] ZHAO J Z， XIN G F， TAO M X，et al ．Mechanical properties and constitutive model of ultrahigh performance concrete material under uniaxial tension and compression cycles［J］．Engineering Mechanics，2024，41（4）：81-93．（in Chinese）

[43] LIANG L， WANG Q W， SHI Q X ．Hybrid mechanism and tensile constitutive model of hybrid steel fiber reinforced ultra-high performance concrete［J］．Construction and Building Materials，2025，474：141160．

[44] 张哲，邵旭东，李文光，等 ．超高性能混凝土轴拉性能试验［J］．中国公路学报，2015，28（8）：50-58．

[45] ZHANG Z， SHAO X D， LI W G，et al ．Axial tensile behavior test of ultra high performance concrete［J］．China Journal of Highway and Transport，2015，28（8）：50-58．（in Chinese）

[46] LI H H， LI L F， FAN X，et al ．Experimental and numerical investigation on the flexural behavior of a large-scale prestressed UHPC T-shaped girder［J］．Engineering Structures，2022，272：115027．

[47] CEB-FIP. Model code 1990［M］. Lausanne， Switzerland： Thomas Telford Services Ltd.， 1993.

[48] ZHOU Z， GAN D， DENAVIT M D， et al. Seismic performance of square concrete-filled steel tubular columns with diagonal binding ribs［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2022， 189： 107074.

[49] 张世顺， 田径， 陈东， 等 ．预制节段UHPC梁接缝抗剪性能的有限元模拟［J］．工程力学， 2023，40（6）： 85-98．

[50] ZHANG S S， TIAN J， CHEN D，et al ．Finite element modelling of the shear behavior of joints in precast segmental uhpc bridge girders［J］．Engineering Mechanics，2023，40（6）：85-98．（in Chinese）

[51] LAI B L， LI Y R， ZHAO J H，et al ．Experimental study on the interfacial bond behavior of UHPC filled circular stainless steel tubes［J］．Journal of Constructional Steel Research，2025，224：109172．

[52] 王景全，胡玉庆，刘桐旭，等 ．超高性能混凝土大键齿干接缝受剪性能与承载力计算方法［J］．建筑结构学报，2021，42（10）：177-185．

[53] WANG J Q， HU Y Q， LIU T X，et al ．Shear performance and bearing capacity calculation method for UHPC dry joints with large-keys［J］．Journal of Building Structures，2021，42（10）：177-185．（in Chinese）

[54] 丁纪楠， 王庆贺， 任庆新 ．圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱轴压受力性能研究［J］．建筑结构学报，2024，45（2）：123-135．

[55] DING J N， WANG Q H， REN Q X ．Mechanical performance of circular concrete-encased CFDST stub columns under axial compression［J］．Journal of Building Structures，2024，45（2）：123-135．（in Chinese）

[56] JIANG H B， ZHANG L F， DENG B W，et al ．The direct shear behavior of the ultra-high performance concrete-filled socket connections between the bridge piers and footings［J］．Structures，2024，66：106888．

基金资助

国家自然科学基金资助项目(52578200)

国家自然科学基金资助项目(52322802)

National Natural ScienceFoundation of China(52578200)

National Natural ScienceFoundation of China(52322802)

湖南省自然科学基金资助项目(2025JJ60376)

Natural Science Foundation of Hunan Province(2025JJ60376)