陳 誠 陳 濤，* 葉 茂

（1.工程結(jié)構(gòu)性能演化與控制教育部重點實驗室，上海200092；2.同濟大學(xué)建筑工程系，上海200092）

0 引 言

隨著海上工程的迅猛發(fā)展，海上風電場支撐結(jié)構(gòu)的使用需求漸漸變大，由于導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)具有經(jīng)濟性好、建造施工快、整體性強等特點，是目前海上風電場支撐結(jié)構(gòu)的主流形式。

針對鋼管在側(cè)向撞擊下的變形機理，許多學(xué)者對此都有一系列的研究。國內(nèi)外的研究多集中于鋼管雙向擠壓形成凹痕的研究。其中Gupta等［1］對不同尺寸和不同材料制成的鋼管在雙向擠壓下的變形機理進行了研究；Cho等［2］通過實際試驗結(jié)合有限元模擬的方法，研究了在低溫條件下鋼管在雙向擠壓下的變形機理。

單向擠壓變形的研究成果相對于雙向擠壓來說相對較少。研究成果較完整的有Amdahl［3］以及Wierzbicki 和Suh［4］的 理 論 推 導(dǎo) 及 試 驗 研 究。Amdahl［3］針對側(cè)向平面載荷作用下的鋼管構(gòu)件研究其變形機理；Wierzbicki 和Suh［4］則對側(cè)向線載荷作用下的鋼管構(gòu)件研究其變形機理。Pacheco和Durkin［5］與Maalim 等［6］分別使用了不同的方法制造鋼管凹痕，其中Pacheco 和Durkin［5］在試驗中使用了尖銳的刀片模擬了線載荷對鋼管進行的制造凹痕的過程，試驗所得凹痕與Wierzbicki 和Suh［4］所推導(dǎo)得出變形機理吻合。邵炎林和何炎平［7］在Pacheco 和Durkin［5］的凹痕試驗基礎(chǔ)上，對其進行了有限元模擬，模擬結(jié)果也與試驗所得結(jié)果近似吻合。此外，在線荷載作用下鋼管凹痕兩側(cè)為三維曲面，這增加了有限元建模的困難，邵炎林和何炎平［7］也對凹痕區(qū)域進行了理想化建模研究，這種簡化建模所得到的極限受壓強度與實際結(jié)果相近。

CFRP 加固技術(shù)始于20 世紀80 年代，目前為止，許多學(xué)者都對CFRP 加固有一定的研究。Ghazijahani 等［8］研究了軸向壓力作用下CFRP 結(jié)合內(nèi)部支撐木條的加固空心圓鋼管的破壞模式及其承載能力提高情況。Huang 等［9］研究了CFRP以及灌漿加固下的有環(huán)向壁損缺陷的空心圓鋼管在軸向壓力作用下的破壞模式及其承載能力提高情況。兩位學(xué)者的試驗結(jié)果都表明了CFRP 能有效提高受損構(gòu)件的軸向承載能力。CFRP 加固成型工藝眾多，常見的有手糊成型、真空袋壓成型、模壓成型、RTM 成型、熱壓罐成型等工藝，伍文艷等［10］針對其中的手糊、真空袋壓、模壓三種加固工藝下的構(gòu)件進行了相關(guān)的力學(xué)性能規(guī)律研究，得出了加固成型工藝對于CFRP 加固效果具有顯著的影響的結(jié)論，且一般來說，在拉伸強度、拉伸模量、彎曲強度、彎曲模量上，模壓高于真空袋壓高于手糊。

本文對試驗結(jié)果數(shù)據(jù)進行處理，得到荷載-位移曲線以及荷載-應(yīng)變曲線。通過荷載-位移曲線來比較CFRP 的不同修復(fù)方式對鋼管軸向承載能力的影響，通過荷載-應(yīng)變曲線來比較鋼管、CFRP不同區(qū)域在軸向加載不同階段的局部變形，從而分析加載不同階段CFRP 與鋼管的協(xié)同變形作用并和有限元結(jié)果進行分析比較。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與試驗分組

鋼管試件設(shè)計尺寸參考了學(xué)者邵炎林和何炎平［7］文獻中尺寸。試件分為9 根鋼管短柱，包括3根未補強鋼管以及6 根CFRP 補強鋼管。試驗變量包括凹痕深度hd和不同的CFRP 加固方式，凹痕深度的選取參考了前人的研究［5］，具體的試件分組見表1。試件的尺寸如圖1所示。

圖1 鋼管尺寸（單位：mm）Fig.1 Steel tube sizes（Unit：mm）

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

1.2 材料屬性

試驗中材料的材性如表2 所示。鋼材材性通過在試驗用鋼材上切割4 根材性試件后根據(jù)《金屬材料室內(nèi)拉伸試驗方法》（GB/T 228—2010）進行靜力拉伸試驗得到［11］。據(jù)生產(chǎn)廠家提供的數(shù)據(jù)資料，普通彈模CFRP 的楊氏模量為230 GPa，拉伸強度為3 400 MPa，每層厚度為0.167 mm；高彈模CFRP 的楊氏模量為681.3 GPa，拉伸強度為1 967 MPa，每層厚度為0.143 mm，兩者的泊松比均為0.3。試驗采用了Araldite420 膠水作為黏結(jié)劑，相關(guān)材性數(shù)據(jù)由生產(chǎn)廠家所提供。

表2 材料屬性Table 2 Material properties

1.3 真空袋壓工藝介紹

真空袋壓的目的是均勻施壓、趕出氣泡。本次試驗中4 號試件采用了真空袋壓工藝。首先需要按加固區(qū)域的大小剪制4 種真空輔材，如圖2所示。

圖2 真空輔材Fig.2 Vacuum auxiliary material

之后將真空輔材（脫模布、隔離膜、透氣氈、真空袋膜）由內(nèi)而外按順序黏貼，在真空袋膜上穿一個恰能通過真空閥的小孔并安裝真空閥，之后通過接頭與樹脂管將真空泵與真空閥連接，啟動真空泵，直至透氣氈表面吸出膠水，如圖3所示。

1.4 試件加載前的準備流程

CFRP 修復(fù)的鋼管試件制作流程包含以下幾個步驟：①用車削等精加工方式制作符合試驗要求尺寸的圓形鋼管和輔助制造凹痕的鈍頭以及鋼板支座。②將鋼管放置在特制支座中，將特制鈍頭固定在靜力裝置上以2 mm/min 的速率下降對鋼管施加凹痕，之后用游標卡尺測量凹痕深度。③施加凹痕后的鋼管，用原子灰涂抹凹痕區(qū)域使其表面平整。④把用膠水浸潤過的CFRP 布纏繞在鋼管的凹痕受損區(qū)域，CFRP 環(huán)向纏繞于鋼管凹痕區(qū)域中心，軸向長度為200 mm。本次黏貼CFRP 時用到了真空袋壓和手糊兩種工藝。具體的準備流程如圖4所示。

圖4 試件準備流程Fig.4 Preparation of specimens

1.5 試驗裝置和試驗流程

鋼管試件修復(fù)完成后，在同濟大學(xué)工程結(jié)構(gòu)性能演化與控制試驗室進行了軸向壓縮試驗。對6 個補強試件、2 個未補強試件以及1 個無損傷試件先后進行了軸壓加載，加載試驗裝置為3 000 kN高剛度液壓試驗機，如圖5所示。

應(yīng)變片的布置如圖6所示。其中，不加固的圓管試件僅在內(nèi)壁中間高度處布置2 個軸向應(yīng)變片D_I_V、I_V，CFRP 補強鋼管試件在內(nèi)壁中間高度處布置2個軸向應(yīng)變片，在CFRP外側(cè)中間高度處隔120°布置3個軸向應(yīng)變片和3個環(huán)向應(yīng)變片。

圖5 試驗加載裝置Fig.5 Test set-up

圖6 應(yīng)變片布置Fig.6 Strain gauge layout

此外，使用3 個測量范圍為25 mm 的線性位移可變傳感器（LVDT）來對每個試件整個高度區(qū)域范圍內(nèi)的軸向位移進行測量，其中2 個位移傳感器頂住上部加壓板，1 個位移傳感器頂住下部板，如圖5所示。

正式加載時，所有試件均以0.4 mm/min 的速度進行加載，采用這種緩慢的加載速率，可以完整地觀察試件的局部屈曲過程。

2 有限元模型

通過ABAQUS 6.14-4有限元軟件模擬鋼管的軸向加載試驗。其中未補強鋼管試件定義了剛體鈍頭并完整地模擬了制造凹痕后進行軸向加壓的過程，補強試件則采用了邵炎林和何炎平［7］提出的對凹坑區(qū)域的幾何尺寸理想化的方法進行建模后軸向加壓的方法來進行研究。有限元模型中，鋼管和CFRP 采用S4R 單元，原子灰采用C3D8R單元，制造凹痕的剛體鈍頭采用R3D4 單元，其中CFRP 層采用復(fù)合層的方式定義為CFRP-膠水復(fù)合層。根據(jù)表2 中試驗材料的材性數(shù)據(jù)，各修復(fù)材料定義了彈性，鋼管根據(jù)材性試驗數(shù)據(jù)定義了非線性。鋼管、原子灰、CFRP復(fù)合層之間采用Tie的方式連接。

未補強試件中，模擬凹痕的制造過程時，定義了接觸的法向行為與切向行為來有效地模擬鈍頭尖端與鋼管的接觸。通過剛體約束控制鈍頭參考點的位移來控制鈍頭下降來制造凹痕。

試件加載時的邊界條件中，除了加載端的軸向位移，試件兩端的各個自由度均受到約束。加載端橫截面的中心參考點通過耦合約束整個截面，同時控制該中心參考點的位移進行軸向位移加載。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 破壞模式

第一組試件是未補強的三個試件，破壞模式如圖7 所示，并與有限元模擬的破壞圖進行了對比。無凹痕的對照試件U-H0 呈現(xiàn)了一個經(jīng)典的破壞模式，與之前學(xué)者們做的試驗結(jié)果表現(xiàn)出了良好的一致性［12］，在靠近試件縱向兩端的部位出現(xiàn)了向外的局部屈曲，其中凸出的局部屈曲部分被稱為象腳。試件U-H11、U-H18 則均表現(xiàn)出了凹痕損傷區(qū)域隨著加載的進行，凹痕處的深度逐漸增大的現(xiàn)象，并且試件隨著加載的進行出現(xiàn)了整體屈曲。

第二組是有凹痕缺陷的各補強試件，破壞模式如圖8 所示。在第二組試驗中，當加載進行到一定程度時，單層高彈模CFRP 加固的各試件均發(fā)出了清脆的響聲，且最后均發(fā)生了高彈模CFRP 的撕裂現(xiàn)象，而普通彈模CFRP 加固試件加載時無明顯聲音且最后也無撕裂現(xiàn)象。聲音是由于高彈模CFRP 的部分塑料絲發(fā)生了崩裂引起的，且CFRP 層在加載時受到環(huán)向的拉伸應(yīng)力，由于高彈模CFRP 的極限強度小于普通彈模CFRP的極限強度，因此前者撕裂而后者未撕裂。此外，單層CFRP 手糊加固試件發(fā)生了CFRP 搭接處的脫落，而真空袋壓加固試件則并無此現(xiàn)象發(fā)生，這是由于真空袋壓加固后可以使得CFRP 層與層之間的黏結(jié)變得更加可靠。這些補強試件與未補強試件的失效模式相似，均發(fā)生了向凹痕側(cè)彎曲的整體屈曲現(xiàn)象。

圖7 未補強試件典型破壞模式Fig.7 Typical failure modes observed for unpaired specimens

圖8 補強試件典型破壞模式Fig.8 Typical failure modes observed for repaired specimens

3.2 荷載-位移曲線

根據(jù)試驗的設(shè)計參數(shù)，試件分為3 組進行討論，每個試件都能與表1 中一一對應(yīng)。每個組的荷載-位移曲線如圖9 所示，展現(xiàn)了不同試件在軸壓性能上的比較。位移由底板LVDT 示數(shù)減去頂板兩個LVDT的平均示數(shù)得到。

從各鋼管的荷載-位移曲線上，很容易觀察到，直到屈服荷載之前，荷載是線性上升的，達到有限塑性平臺后，荷載呈現(xiàn)出非線性上升。比較不同試件可以發(fā)現(xiàn)，隨著凹痕深度的增大，極限位移減小，同時極限承載力也減小，如圖9（a）所示。相比手糊加固試件S-H11-02，真空袋壓加固試件S-H11-01 可以很明顯地提高極限位移，分別對應(yīng)5.37 mm 和14.09 mm 的極限位移，如圖9（b）所示。同時發(fā)現(xiàn)，相比未修復(fù)的鋼管試件，單層高彈模CFRP 修復(fù)的試件極限承載力均略有降低，但普通彈模CFRP 修復(fù)的試件極限承載力均有所提高，且隨著普通彈模CFRP 的層數(shù)增加而提高得更多，如圖9（b）和圖9（c）所示。

圖9 荷載-位移曲線對比Fig.9 The comparison of the load-displacement curves

可以從各荷載-位移曲線圖中發(fā)現(xiàn)，普通彈模CFRP 相比起高彈模CFRP 更能提高試件的極限承載力，且層數(shù)增加提高效果更好。真空袋壓加固比起手糊加固能顯著提高試件的極限位移。

3.3 荷載-應(yīng)變曲線

各應(yīng)變片的標號如圖6 所示。在處理應(yīng)變數(shù)據(jù)時，將補強試件未受損區(qū)外壁的兩個軸向應(yīng)變O_V 和兩個環(huán)向應(yīng)變O_H 都采用平均值作為代表值。圖10 分別顯示了無損傷、未補強、補強試件的荷載-應(yīng)變曲線。

對于無損傷試件U-H0來說，兩個應(yīng)變片的數(shù)值隨荷載的上升幾乎相同表明試件處于軸心受壓狀態(tài)。

圖10 無缺陷、未補強、補強試件的荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Load-strain curves of undamaged，unrepaired and repaired specimens

對于未補強試件U-H11 來說，凹痕區(qū)內(nèi)壁縱向應(yīng)變片（D_I_V）受拉，凹痕區(qū)正對180°方向的內(nèi)壁應(yīng)變片（I_V）受壓，對應(yīng)了圓管在加載過程中發(fā)生的向凹痕區(qū)所在側(cè)的整體彎曲，且這種彎曲并不是突然發(fā)生的，從加載初期程度逐漸加大。

對于補強試件S-H11-03 來說，可以發(fā)現(xiàn)這種整體彎曲現(xiàn)象依然發(fā)生。凹痕區(qū)外部環(huán)向應(yīng)變片（D_O_H）在加載初期的應(yīng)變較小可以忽略不計，但隨著加載的進行，可以看到當接近極限荷載時，D_O_H 突然出現(xiàn)了很大的拉應(yīng)變，這主要是由于在這時，鋼管凹痕區(qū)發(fā)生了一個突然的向內(nèi)局部屈曲，而CFRP 為了抑制這樣的屈曲起到了一定的環(huán)箍作用所致。而無損傷區(qū)的外部環(huán)向應(yīng)變片（O_H）在加載過程中始終受拉，這是由于CFRP抑制著圓管的整體彎曲發(fā)生所致。

如圖11 所示，比較18 mm 凹痕深度下的各試件D_I_V（凹痕區(qū)內(nèi)壁處軸向）的應(yīng)變數(shù)值，相比未修復(fù)試件U-H18，單層高彈模CFRP加固會使得該處拉應(yīng)變增大，而普通彈模CFRP 會抑制該處的拉應(yīng)變增大，且該抑制效果由單層變?yōu)槿龑訒r，抑制更為明顯，這與最后的軸向承載能力修復(fù)結(jié)果有了很好的對應(yīng)。

圖11 D_I_V處的荷載-應(yīng)變曲線比較Fig.11 Comparison of load-strain curves at D_I_V

4 影響軸向承載力參數(shù)分析

各試件的軸向承載力及極限位移如表3所示。

表3 試件結(jié)果統(tǒng)計表Table 3 Results of specimens

4.1 凹痕深度hd的影響

由未補強試件U-H0、U-H11、U-H18 的荷載-位移曲線可知，凹痕深度越大，試件的軸向承載能力越低，且峰值承載力對應(yīng)的位移也越低，塑性平臺階段不明顯且流幅越小，進入塑性后承載力的提高幅度也越小，并且進入塑性時對應(yīng)的位移和承載力也越低。對照U-H0試件，試件U-H11的極限承載力降低了16.7%，對應(yīng)的位移減小了13%；U-H18 的極限承載力降低了22.3%，對應(yīng)的位移減小了24.2%。綜上所述，隨著試件的凹痕深度加大，試件的受壓性能發(fā)生了不同程度的退化。

4.2 修復(fù)方式的影響

由11 mm 凹痕深度下的各試件的荷載-位移曲線對比，如圖9（b）所示，S-H11-01、S-H11-02 與U-H11相比，極限承載力略有降低，可以認為是一層高彈模CFRP 加固的效果不明顯，試件的極限承載力差異主要由安裝誤差以及材料的離散性決定。對比S-H11-01 和S-H11-02，可發(fā)現(xiàn)試件的峰值承載力對應(yīng)的位移大大提高了，這種現(xiàn)象與真空袋壓加固可以加強膠水的黏結(jié)程度，使得在加載過程中保證CFRP 與鋼管間不發(fā)生脫落有關(guān)。對比S-H11-03 與U-H11，極限軸向承載力獲得了一定程度的提升，極限軸向承載力由713.3 kN 提高到了790.5 kN，約提高了11%。

18 mm 凹痕深度下的各試件，S-H18-01 與UH18相比，軸向承載力略有降低。試件S-H18-02、S-H18-03與U-H18相比，承載力均略有上升，其中試件S-H18-03相比U-H18軸向承載力由664.7 kN提高到了702.6 kN，約提高了5.7%。

5 結(jié) 論

在這項試驗研究中，用不同彈性模量的碳纖維布以及不同的工藝對凹痕鋼管進行加固，以評估加固對局部損傷和柱承載力的影響。同時，比較了不同凹痕深度下的鋼管極限承載力。本研究得出以下結(jié)論：

（1）凹痕深度越大，鋼管的軸向承載力越低，受壓性能越差。

（2）普通彈模CFRP 加固可以提高凹痕鋼管的軸向承載力，且其提高程度隨層數(shù)增加而上升，隨鋼管凹痕深度增大而有一定的減小。

（3）單層高彈模CFRP 加固對于鋼管的軸向承載力幾乎無提高。

（4）對于凹痕鋼管構(gòu)件，真空袋壓加固相比于手糊加固，并沒有明顯地提高承載力，但能一定程度上增強構(gòu)件的延性。

（5）由于高彈模CFRP 極限強度小于普通彈模CFRP，在鋼管向凹痕側(cè)屈曲時會發(fā)生撕裂從而提前退出工作，無法對鋼管產(chǎn)生有效的環(huán)箍約束，因此高彈模CFRP 加固效果沒有普通彈模CFRP效果好。