王建濤， 孫 清， 王虎長， 王學(xué)明

(1.西安交通大學(xué) 土木工程系， 陜西 西安 710049； 2.西北電力設(shè)計院有限公司， 陜西 西安 710075)

玻璃鋼纖維(GFRP)復(fù)合材料因其質(zhì)輕高強、力學(xué)性能穩(wěn)定、絕緣性好、設(shè)計性良好以及運輸成本低等優(yōu)點，已逐漸應(yīng)用于電力工程領(lǐng)域[1-3].輸電塔采用復(fù)合材料橫擔(dān)易于解決風(fēng)偏放電、污穢閃絡(luò)等事故，可提高供電可靠性；同時可顯著減小輸電線路走廊寬度，降低線路維護成本，經(jīng)濟效益顯著[4-5].然而，由風(fēng)致振動[6]引起的輸電塔復(fù)合材料橫擔(dān)疲勞是設(shè)計中不容忽視的安全問題.

國內(nèi)外學(xué)者針對復(fù)合材料的疲勞問題進(jìn)行了研究[7-15].如Hashin等[7-8]，Talreja[9-10]，Yang等[12]和Yao等[13]在復(fù)合材料疲勞的損傷模式、疲勞力學(xué)行為、剩余強度和疲勞壽命預(yù)測等方面作出了奠基性工作并取得了一定的研究成果，但這些研究多集中于縮尺構(gòu)件和材料層次(尤其是累積損傷評價和疲勞壽命預(yù)測模型).目前尚未見關(guān)于足尺構(gòu)件層次的GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)高周疲勞性能試驗研究，因此有必要在考慮尺寸效應(yīng)對復(fù)合材料缺陷影響的基礎(chǔ)上，進(jìn)行足尺GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)的疲勞性能試驗研究.

本文基于工程實際，對6個新型足尺帶鋼套管GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件進(jìn)行了50萬次高周疲勞性能試驗研究，并基于剩余強度理論對其進(jìn)行累積損傷和疲勞壽命預(yù)測分析，從構(gòu)件層次上探究了GFRP復(fù)合材料的疲勞性能，為其工程應(yīng)用提供設(shè)計參考.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計及測點布置

復(fù)合材料橫擔(dān)疲勞試驗共計6個足尺試件，其生產(chǎn)工藝滿足DL/T 5154—2002《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》的相關(guān)要求.試件幾何尺寸及高周疲勞試驗測點布置見圖1.

圖1 試件尺寸及測點布置Fig.1 Specimen size and arrangement of measuring points(size:mm)

由圖1可見，復(fù)合材料橫擔(dān)試件全長2532mm，復(fù)合材料管外直徑461mm，復(fù)合材料壁厚20mm，兩端鋼套管長466mm，壁厚16mm，法蘭盤外直徑600mm并沿周長分布16道加勁肋.

為了更好地監(jiān)測疲勞試驗加載過程中試件變形情況，將疲勞試驗應(yīng)變片主要布置于試件受力較敏感的加載端一側(cè)：鋼套管靠近加勁肋處(第1排)、鋼套管與復(fù)合材料管變截面處(第2排)、復(fù)合材料管中部(第3排).疲勞試驗測點具體布置方案為：第1排4個測點，按單向、雙向應(yīng)變片間隔90°交替環(huán)向布置；第2排2個測點，按雙向應(yīng)變片180°環(huán)向?qū)ΨQ布置；第3排2個測點，按雙向應(yīng)變片180°環(huán)向?qū)ΨQ布置.

1.2 加載方案

基于錫盟—勝利段特高壓輸電工程有限元數(shù)值計算結(jié)果，提取基本風(fēng)速10m/s下的輸電塔橫擔(dān)內(nèi)力作為參考工況，按50萬次高周疲勞加載模擬其在設(shè)計基準(zhǔn)期內(nèi)的疲勞受力狀態(tài)，并探究不同安全裕度要求時復(fù)合材料橫擔(dān)的高周疲勞性能.疲勞試驗采用MTS244.31液壓伺服系統(tǒng)進(jìn)行加載.6個足尺試件加載方案見表1.

表1 疲勞試驗加載方案Table 1 Loading scheme of fatigue test

Note：The positive and negative value of peak loads stands for compression and tension respectively.

按照表1中的加載方案，采用位移控制方式，以1Hz的頻率施加疲勞周期荷載.試驗結(jié)束后，若試件未發(fā)生明顯疲勞破壞現(xiàn)象，再采用天水紅山20000kN 微機控制電液伺服壓剪試驗機對其進(jìn)行極限承載力試驗，并測定其疲勞后的剩余極限承載力.高周疲勞試驗和疲勞后極限承載力試驗裝置分別如圖2，3所示.

圖2 高周疲勞試驗裝置Fig.2 High cycle fatigue test equipment

圖3 疲勞后極限承載力試驗裝置Fig.3 Test equipment of ultimate bearing capacity after fatigue

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗結(jié)果

各試件疲勞試驗結(jié)果如表2所示.

表2 疲勞試驗結(jié)果匯總Table 2 Summary of fatigue test results

由表2可見，各復(fù)合材料橫擔(dān)試件在50萬次高周疲勞加載過程中均無明顯疲勞破壞現(xiàn)象.對其進(jìn)行疲勞后軸壓極限承載力試驗研究，各試件最終破壞形態(tài)為復(fù)合材料部分發(fā)生剪切破壞，如圖4所示.

圖4 典型剪切破壞圖Fig.4 Typical shear failure

2.2 荷載-位移-時間關(guān)系曲線

各試件在疲勞試驗加載過程中的力學(xué)性能變化可通過荷載-位移-時間關(guān)系曲線監(jiān)測.限于篇幅，以最不利荷載工況5下試件GZ-6的荷載-位移-時間關(guān)系曲線(圖5)為例進(jìn)行說明.

圖5 試件GZ-6的荷載-位移-時間關(guān)系曲線Fig.5 Load-displacement-time curves of specimen GZ-6

由圖5可見，在疲勞試驗加載過程中，試件GZ-6的荷載峰值與谷值較穩(wěn)定，與試驗方案預(yù)設(shè)值一致，變形較小.結(jié)合其余各試件荷載-位移-時間數(shù)據(jù)可知，基于宏觀唯象上的帶鋼套管GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件在經(jīng)歷50萬次高周疲勞荷載后仍能保持良好的工作性能，荷載和位移無明顯突變，試件最終無明顯疲勞破壞現(xiàn)象發(fā)生.

2.3 耗能分析

基于能量層次，在各監(jiān)測節(jié)點處以5個加載周期的荷載-位移數(shù)據(jù)擬合復(fù)合材料橫擔(dān)試件疲勞加載過程中產(chǎn)生的耗能環(huán)，進(jìn)行數(shù)值積分，求得其在不同節(jié)點處的耗能值，進(jìn)而分析試件加載過程中的力學(xué)性能變化及累積損傷程度.

圖6為各試件的耗能分析.由圖6可見：試件GZ-1，GZ-2和GZ-4耗能值分別在30萬次、30萬次和20萬次循環(huán)前呈增大趨勢，之后呈緩慢降低趨勢，這是因為等幅加載初期疲勞累積損傷逐漸發(fā)展，復(fù)合材料內(nèi)部微裂紋不斷產(chǎn)生，剛度逐漸退化，試件從彈性工作狀態(tài)進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)；試件GZ-3，GZ-5和GZ-6耗能值衰減現(xiàn)象提前，這與復(fù)合材料各向異性和疲勞荷載增大易產(chǎn)生首次超越損傷有關(guān)，后期累積損傷發(fā)展緩慢，耗能值降低程度較小.

圖6 各試件的耗能分析Fig.6 Energy dissipation analysis of different specimens

各試件耗能環(huán)曲線基本相似，以試件GZ-6的50萬次節(jié)點耗能環(huán)為例，其典型耗能環(huán)曲線如圖7所示.由圖7可見，試件GZ-6耗能環(huán)曲線呈狹長“針”狀，在高周疲勞循環(huán)荷載下試件退化現(xiàn)象不明顯，說明各工況下復(fù)合材料橫擔(dān)試件在50萬次疲勞荷載作用時多處于彈性工作狀態(tài)，累積塑性變形較小，疲勞荷載導(dǎo)致的損傷程度較低.

圖7 試件GZ-6的耗能環(huán)Fig.7 Energy dissipation loop of specimen GZ-6

2.4 剩余極限承載力

疲勞試驗結(jié)束后，對試件GZ-1～GZ-6進(jìn)行疲勞后極限承載力試驗，進(jìn)一步揭示復(fù)合材料橫擔(dān)試件在50萬次高周疲勞荷載下累積損傷的發(fā)展對其極限承載力的影響.

圖8為各試件疲勞后的極限承載力分析結(jié)果.由圖8可以看出，各試件在經(jīng)歷50萬次疲勞荷載后，其荷載-位移曲線大致呈線性關(guān)系；對比前期進(jìn)行的同批次GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件純軸壓承載力試驗的統(tǒng)計均值6472kN，可以看出各試件疲勞后的承載力均有不同程度降低，其中試件GZ-6降低程度最大，可達(dá)14.00%，試件GZ-4降低程度最小，約為2.60%，這與復(fù)合材料各向異性及生產(chǎn)工藝離散性有關(guān)；各試件疲勞后的極限承載力均值為5842.17kN，在經(jīng)歷50萬次高周疲勞荷載后，試件極限承載力總體上降低幅度顯著，達(dá)9.73%；除離散性導(dǎo)致試件GZ-3和GZ-4剩余極限承載力較高外，其余試件在50萬次循環(huán)下隨著疲勞加載幅值的增大，其極限承載力降低程度均有所加大.

圖8 各試件疲勞后的極限承載力Fig.8 Ultimate loading capacity after fatigue of different specimens

2.5 基于剩余強度理論的疲勞壽命預(yù)測

疲勞加載條件下纖維復(fù)合材料的剩余強度是其累積損傷評定和疲勞壽命預(yù)測的基礎(chǔ)[12-14].本文基于Yao模型[13]，從材料層次剩余強度理論出發(fā)，以宏觀唯象剩余極限承載力為基礎(chǔ)，對GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件進(jìn)行累積損傷計算及疲勞壽命預(yù)測.Yao模型表達(dá)式如下：

ΔD=A[R(n-1)-R(n)]

(1)

R(n)=R(0)-[R(0)-Smax]f(n/N)

(2)

(3)

式中：ΔD為累積損傷值；A為系數(shù)；R(n)與R(n-1)分別為經(jīng)歷n次和n-1次疲勞荷載后的剩余強度；R(0) 為未受疲勞荷載影響時的極限強度；N為疲勞壽命；Smax為疲勞荷載峰值；v為損傷系數(shù)，當(dāng)v=1時為線性損傷，結(jié)合試驗數(shù)據(jù)，針對GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件，推薦v=0.95.

圖9為各試件采用Yao模型和直觀分析法得到的累積損傷值.

圖9 各試件累積損傷模型驗證Fig.9 Validation about cumulative damage model of different specimens

由圖9可見，采用Yao模型和直觀分析法得到的計算結(jié)果較為接近，且采用直觀分析法得到的數(shù)值略小，這是因為直觀分析法未考慮疲勞應(yīng)力幅值對承載力降低的影響.Yao模型能較好地應(yīng)用于構(gòu)件層次的累積損傷值計算，也可為其后續(xù)疲勞壽命預(yù)測提供依據(jù).由圖9還可見，除試件GZ-4由于其離散性導(dǎo)致累積損傷值較小外，其余試件的累積損傷值均隨著疲勞荷載的增大，總體上呈增大趨勢.

基于剩余強度理論，以試件宏觀剩余極限承載力為基礎(chǔ)，高周疲勞試驗中各試件的疲勞壽命預(yù)測結(jié)果見表3.其中將疲勞后極限承載力均值5842.17kN的試件作為添加試件JZ-7，按最不利荷載工況5進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測.

表3 各試件疲勞壽命預(yù)測Table 3 Fatigue life prediction of different specimens

由表3可見，在最不利荷載工況5下，試件GZ-6疲勞壽命仍在380萬次以上，試件GZ-4由于其離散性，導(dǎo)致其疲勞壽命預(yù)測值更高；按疲勞后極限承載力均值預(yù)測的平均疲勞壽命達(dá)550萬次以上.總體預(yù)測結(jié)果說明，此類帶鋼套管GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件在低幅值高周疲勞荷載下具備優(yōu)良的抗疲勞性能，工程應(yīng)用安全裕度較高.

3 結(jié)論

(1)GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件在各工況下均具備良好的抗疲勞性能.雖然其荷載-位移-時間曲線表明試件無明顯剛度退化現(xiàn)象，但耗能分析揭示出試件存在緩慢的損傷退化過程.

(2)GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件在各工況下動態(tài)應(yīng)變值較小，疲勞后軸壓極限承載力有不同程度降低，但試件在軸壓破壞前仍表現(xiàn)出良好的彈性工作狀態(tài).

(3)以剩余極限承載力為標(biāo)準(zhǔn)，基于剩余強度理論，對各GFRP復(fù)合材料橫擔(dān)試件進(jìn)行累積損傷評定和疲勞壽命預(yù)測，結(jié)果表明此類試件在高周疲勞荷載下疲勞壽命較高，疲勞累積損傷值較小.

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