碳纖維增強聚合物加固含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點靜力性能分析*

宋紀貴 邵永波 楊冬平

（1.西南石油大學機電工程學院 四川成都 610500；2.中石化勝利油田分公司技術檢測中心 山東東營 257062）

導管架式海洋平臺作為目前淺海海域石油開采普遍采用的結(jié)構形式，其鋼材由于長期處于鹽霧、潮氣和海水等腐蝕環(huán)境中，加之水流、泥沙、冰棱和其他漂浮物的沖蝕，產(chǎn)生了不可逆轉(zhuǎn)的腐蝕缺陷，會影響海洋平臺的力學性能，從而降低結(jié)構的強度和承載力，最終影響平臺的可靠性。尤其在導管架平臺節(jié)點部位，由于該部位存在應力集中現(xiàn)象，腐蝕缺陷的存在更容易使節(jié)點部位過早進入失效。

通常采用對管節(jié)點加固的方法改善腐蝕缺陷導致的導管架平臺節(jié)點部位承載力降低的問題，目前的加固方法包括填充焊、灌漿加固、環(huán)口板加固、內(nèi)置加勁環(huán)加固、內(nèi)置插板加固、套管加固、主管管壁加厚加固、外加勁肋板加固和外置墊板加固等。這些方法普遍采用較重的加固件（如鋼板、砂漿等）增加結(jié)構自重，且施工過程中常采用焊接等技術，因而增加了節(jié)點部位的殘余應力。2008年以后，碳纖維增強聚合物（CFRP）以其密度低、強度高、彈性好、耐腐蝕、補強纏繞、鋪設方式靈活、施工簡便和成本低等方面的特點和優(yōu)勢，成為導管架平臺維修加固應用的研究對象。

CFRP在加固管結(jié)構中的應用始于加固鋼管構件，包括加固油氣管道[1-2]和空心鋼管[3-9]。從2008年開始，國內(nèi)外學者將研究方向轉(zhuǎn)變?yōu)镃FRP加固管結(jié)構中的節(jié)點部位。陳團海等[10]采用有限元仿真模擬的方法研究了CFRP修復平臺中含裂紋的管節(jié)點，發(fā)現(xiàn)修復后的管節(jié)點裂紋尖端的應力強度因子及極限載荷都有較大變化，但結(jié)果的可靠性未經(jīng)實驗結(jié)果驗證。Aguilera和Fam[11-12]通過試驗測試研究了采用FRP提高T型方鋼管節(jié)點腹板局部屈曲能力。宋生志等[13]和Lesani等[14-15]研究了采用CFRP加固圓鋼管T型管節(jié)點在軸壓作用下的極限承載力，發(fā)現(xiàn)采用CFRP加固后T型管節(jié)點的靜力承載力可得到明顯提高。Fu等[16]研究了CFRP加固K型管節(jié)點的靜力承載力，發(fā)現(xiàn)經(jīng)CFRP加固后K型管節(jié)點的承載力也得到較為顯著的提升。Hosseini等[17]研究了CFRP加固后的T型管節(jié)點在承受不同類型載荷時的應力集中系數(shù)降低情況，從而定性評價了CFRP加固后的T型管節(jié)點在疲勞性能上的改善。

上述研究主要集中在T型和K型管節(jié)點等平面節(jié)點上，而對CFRP加固空間節(jié)點方面的研究仍然較少。導管架平臺是最常見的焊接管結(jié)構，在海洋環(huán)境中易受腐蝕而導致鋼管壁厚減小，影響節(jié)點承載力。本文以導管架平臺中常見的空間YY型管節(jié)點為對象，研究CFRP加固含腐蝕缺陷YY型管節(jié)點的靜力承載力改善情況，以期推廣CFRP在修復和加固導管架平臺結(jié)構中的應用。

1 試驗測試

1.1 試驗裝置及儀器

本次測試在西南石油大學工程結(jié)構安全研究中心YJ-IID型結(jié)構力學組合實驗裝置上進行，該裝置油缸行程為150 mm，可施加的最大載荷量程為300 kN。通過YHD-100型位移傳感器（量程±50 mm，全程輸出20 000με，靈敏度系數(shù)2.00）采集實驗裝置上試件各點的位移；采用u T7110Y型靜態(tài)應變儀（量程0～±30 000με，應變阻值60～1 000Ω，分辨率0.1με）讀取位移傳感器的應變數(shù)據(jù)。

1.2 管節(jié)點材料特性和試件尺寸

YY型管節(jié)點鋼管材料為20號鋼，泊松比0.3，密度7.85 g/cm3。標準拉伸實驗測得的試件主管彈性模量204 GPa，屈服強度294 MPa，極限強度488 MPa；支管的彈性模量199 GPa，屈服強度350 MPa，極限強度475 MPa，如圖1所示。YY型管節(jié)點試件中的主管和支管按照勝利油田海域中導管架平臺管件尺寸進行等比例縮尺設計，采用主管徑厚比、支管徑厚比、主管和支管直徑比與足尺度相近的原則，將目前處于服役期的海洋導管架平臺中含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點進行縮尺（表1）。試驗設計2個試件：未纏繞CFRP的含腐蝕缺陷YY型管節(jié)點試件（以下簡稱YY-1試件）和纏繞CFRP加固含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點試件（以下簡稱YY-1-C試件），2個試件在鋼管材料和節(jié)點尺寸上完全一致，如圖2所示。

圖1 YY型管節(jié)點20號鋼材料屈服強度Fig.1 Yield strength of 20＃steel tube materials of YY tube joints

表1 YY型管節(jié)點尺寸參數(shù)Table1 Dimension parameter of YY tube joints

圖2 YY型管節(jié)點幾何構造及尺寸（單位：mm）Fig.2 Configuration and dimensions of YY tube joints specimen（unit：mm）

在導管架平臺中，管件和節(jié)點腐蝕的位置、深度和范圍等都是隨機的，因此試驗根據(jù)腐蝕對節(jié)點承載力的影響程度而確定具體位置。另外，由于沿著焊趾輪廓存在顯著的應力集中，該區(qū)域在節(jié)點受載時一般首先進入屈服，所以腐蝕位置應選取在管節(jié)點的焊縫周圍區(qū)域。當腐蝕發(fā)生后，腐蝕的鋼材強度很低，可視為失去承載力，試驗根據(jù)腐蝕區(qū)的腐蝕深度和寬度對管件壁厚進行切割，通過這種降低管件壁厚的方法來模擬腐蝕缺陷。管節(jié)點的腐蝕有整體腐蝕和局部腐蝕兩大類，試件設計主要考慮局部腐蝕對管節(jié)點極限承載力的影響，且假定腐蝕沿管件軸向呈均勻分布。根據(jù)實際情況下平臺為大面積淺腐蝕進行有限元模擬，參照SY/T 6151—2009《鋼質(zhì)管道管體腐蝕損傷評價方法》最大允許縱向長度計算方法[18]，在主管與支管相貫區(qū)域的主管表面加工出長度為520 mm，深度為0.5 mm（腐蝕深度為壁厚的8%）的腐蝕槽，如圖3所示。腐蝕位置只選取主管表面，是因為當承受支管軸力作用時，支管厚度的降低對節(jié)點承載力影響遠遠小于主管厚度減小帶來的影響。局部腐蝕的計算公式表明，CFRP的纏繞長度應大于腐蝕槽的長度[19-20]。在考慮試驗操作誤差的條件下，本次試驗纏繞試件的CFRP取值為：Lcfrp1-EXP=1 400 mm，Lcfrp2-EXP=300 mm，其中Lcfrp1-EXP表示試件主管上包裹CFRP的長度，Lcfrp2-EXP表示試件支管上包裹CFRP的長度。

圖3 YY型管節(jié)點腐蝕槽位置及尺寸示意圖（單位：mm）Fig.3 Corrosion location and size of YY tube joints（unit：mm）

將CFRP碳纖維束方向作以下定義：與主管軸向平行時為0°方向鋪設，與主管/支管軸向垂直時為90°方向鋪設，與主管軸向相交45°時為45°方向鋪設。為了緩解主管由于受徑向壓力而導致的下表面軸向方向的拉伸變形，需要沿主管軸向（0°方向）粘貼CFRP；為了緩解主管由于受壓而產(chǎn)生的向其兩側(cè)沿主管環(huán)向方向的拉伸變形，需要沿主管環(huán)向（90°方向）粘貼CFRP；YY型管節(jié)點主管在相貫區(qū)域正應力方向較復雜，為了施工方便，在主管上增加45°方向鋪設的CFRP，與0°和90°方向共同緩解相貫區(qū)域的拉伸變形。參考宋生志等[13]提出的CFRP粘貼層數(shù)和方向（2層0°方向，2層90°方向）對TT型管節(jié)點承載力的影響，認為本次試驗由于受力比TT管節(jié)點更加復雜，所以設計方案為YY-1-C試件的主管和支管均粘貼6層CFRP，同時由于支管受軸壓作用，受力相對簡單，所以CFRP粘貼時不采用45°方向鋪設，如表2所示。試驗采用的碳纖維布的型號為T200-12K，CFRP加固方向及范圍如圖4所示。

表2 YY型管節(jié)點的CFRP鋪設順序Table2 CFRP laying sequence of YY tube joints

圖4 YY型管節(jié)點CFRP加固方向及范圍Fig.4 Locations and placement of CFRP of YY tube joints

由于主管上有腐蝕坑，在粘貼CFRP時先采用環(huán)氧樹脂膠將腐蝕槽填平，從而確保粘貼時主管與CFRP緊緊貼合。粘貼時，第1層CFRP需要與主管之間緊密接觸，保證無空隙、無氣泡；其余5層之間需要用滾筒將層與層之間壓實，防止粘貼時產(chǎn)生氣泡而導致晾干之后出現(xiàn)鼓包現(xiàn)象，進而影響試驗效果。

1.3 加載方案

分別對YY-1試件和YY-1-C試件進行軸壓試驗。為了準確記錄軸壓試驗數(shù)據(jù)，固定試件時先將試件兩端的端板左右對稱放置在試驗機下方的支座上；不施加軸壓的支管固定在試驗裝置后面可移動的支架上（圖5a）。試驗機軸向載荷量程為300 k N，軸向位移量程為150 mm，通過上方的液壓缸和壓頭上方的液壓缸向端板施加豎直向下的載荷（圖5b），試件受到沿支管軸向壓力作用。試驗初期在彈性階段內(nèi)，加載速度為12 k N/min；在彈性階段過渡到塑性階段時，加載速度為6 k N/min。試驗通過靜態(tài)應變儀以及聲發(fā)射器實時采集數(shù)據(jù)。

圖5 YY型管節(jié)點試驗測試方案Fig.5 Test scheme for tubular joints of YY tube joints

由于管節(jié)點焊縫區(qū)域受力情況復雜，在YY-1試件和YY-1-C試件主要應力集中區(qū)域表面，分別粘貼8個三軸應變花監(jiān)測主管上的應變。在試件上安放3個位移計（LVDT）：第1個放置在管節(jié)點主管跨中下表面，以監(jiān)測主管受壓作用下失圓率情況（1號位移計）；第2個放置在冠點正下方主管的側(cè)面，以監(jiān)測主管受壓作用下相對加載位移的變形程度（2號位移計）；第3個放置在支管端板下表面，以監(jiān)測試件加載位移（3號位移計）。加載過程需實時測量施加在支管端板上的載荷和1號位移計上顯示的加載位移。位移計安裝以及三軸應變花的分布情況如圖6所示。

1.4 試驗結(jié)果

YY-1試件和YY-1-C試件的載荷-位移曲線如圖7a所示。在試驗前期，載荷與加載支管端板的位移（3號位移計）讀數(shù)基本呈線性比例增加，表明結(jié)構處于彈性階段；隨著載荷的增加，YY-1試件和YY-1-C試件主管表面逐漸進入到塑性變形階段。對于YY-1試件，當位移達到22.5 mm，即加載到114.10 k N時，YY-1試件的載荷數(shù)值趨于不變。而對于YY-1-C試件，當加載到123.32 k N左右時，試件表面發(fā)出膠質(zhì)崩裂的響聲，觀察試件在節(jié)點處CFRP出現(xiàn)輕微開裂；當加載到146.21 k N左右時，發(fā)出第二次膠質(zhì)崩裂的響聲，開裂位置發(fā)生輕微擴展；當位移達到25 mm，即載荷增加到160.82 k N左右時，YY-1-C試件的載荷數(shù)值趨于不變。由于在實際應用中，位移變形超過20 mm后的結(jié)構剛度不能滿足使用要求，因此本文將160.82 k N作為YY-1-C試件節(jié)點的靜力承載力。

從圖7a的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，YY型管節(jié)點在經(jīng)過CFRP加固后，極限承載力得到了顯著的提升，YY-1-C試件的極限承載力比YY-1試件的極限承載力提升了40.9%；在節(jié)點試件進入屈服（線彈性極限）時，YY-1-C試件的屈服載荷要比YY-1試件的屈服載荷提高約28%，表明采用本文提出的CFRP纏繞方式可以有效延緩節(jié)點進入屈服并顯著提高節(jié)點的極限承載力。由于管節(jié)點的靜力承載力與管壁厚度的平方成正比，因此可估算得到未含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點靜力承載力為114.10×（6/5.5）2=135.70 kN；而試驗獲得的YY-1-C試件節(jié)點靜力承載力160.82 k N遠大于135.70 k N，表明CFRP加固效果顯著。

圖6 YY型管節(jié)點試驗位移計及應變花布置（單位：mm）Fig.6 Test placement and locations of strain rosettes and LVDT of YY tube joints（unit：mm）

圖7 YY型管節(jié)點試件載荷-位移曲線及負荷下橢圓化曲線Fig.7 Load displacement and ovalization curves of YY tube joints

2個試件的負載下橢圓化曲線如圖7b所示。在未達到屈服之前，YY-1試件和YY-1-C試件的主管變形發(fā)展情況相差不大；當YY-1試件進入屈服后（載荷約114 k N），主管失圓率迅速增加；而YY-1-C試件的主管變形速率快速增加是在載荷達到約146 k N時（即CFRP加固YY型管節(jié)點進入屈服階段時），說明CFRP加固可延緩節(jié)點進入屈服，延遲YY型管節(jié)點主管變形的快速再增加。

主管表面塑性發(fā)展情況可以通過布置的應變花所監(jiān)測到的應變發(fā)展情況來判斷，由于應變花測得的是3個方向的線應變，據(jù)此得到測點的等效應變?yōu)?/p>

式（1）中：εe為等效應變；ε1、ε2、ε3為3個方向的線應變。

應變花由于是粘貼在管道表面的，因此表面無法向應變而只有平面應變，即存在2個方向主應變ε1和ε2：

式（2）中：ε0°為0°方向應變；ε90°為90°方向應變；ε45°為45°方向應變。

將加載過程中計算得到的測點表面2個方向的主應變ε1和ε2代入式（1）后，即可得到測點等效應變：

YY-1試件和YY-1-C試件Mises應力發(fā)展如圖8a、b所示，可以看出：在30、45、60和75 kN的負載下，各點應力值均小于主管鋼材屈服強度（294 MPa）；在90 k N負載下，YY-1試件的T4位置超過了主管鋼材屈服強度；而在105 k N負載下，YY-1試件大部分應變花的應力已經(jīng)超過了主管鋼材屈服強度，而YY-1-C試件大部分應變花應力未超過屈服應力，說明CFRP加固有效降低了主管表面靠近相貫部位的應力大小和應力集中，延緩了節(jié)點的屈服。

YY-1試件和YY-1-C試件的塑性等效應變發(fā)展如圖8c、d所示，可以看出，經(jīng)CFRP加固后，YY-1-C試件主管表面應變發(fā)展速度明顯降低，在同等載荷下各應變花測得的等效塑性應變顯著低于YY-1試件的測量值。

圖8 YY型管節(jié)點應力和應變發(fā)展對比Fig.8 Comparison of stress and strain developments of YY tube joints

2 有限元模擬分析

2.1 材料屬性

有限元模型中涉及到的材料包括鋼材、CFRP和環(huán)氧樹脂膠黏劑。由鋼材拉伸試驗得到的應力-應變曲線（圖1）可知鋼材有明顯的塑性流動平臺，因此可認為鋼材是理想彈塑性材料。CFRP是單向高強度碳纖維布，膠黏劑為環(huán)氧樹脂膠。由于CFRP材料各向異性，力學性能復雜，所以軟件模擬CFRP材料顯得尤為重要。由于使用的CFRP為單向纖維，故將有限元模擬中垂直于纖維方向上的強度設定為環(huán)氧樹脂膠的強度。CFRP及環(huán)氧樹脂膠的詳細材料參數(shù)如表4所示。

2.2 有限元模型

采用有限元軟件ABAQUS將求解域離散為一系列單元組成的網(wǎng)格，基于位移插值法和最小勢能法建立有限元求解方程。采用三維實體建模對YY型管節(jié)點進行網(wǎng)格劃分，鋼管采用8節(jié)點六面體線性減縮積分單元（C3D8R）劃分網(wǎng)格，這種單元對于嚴重扭曲的大變形具有很好的適用性，能很好地細化網(wǎng)格。采用四節(jié)點曲殼減縮積分單元（S4R）對CFRP進行網(wǎng)格劃分。含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點共劃分為41 310個C3D8R單元，節(jié)點總數(shù)為64 586個；CFRP共劃分為11 865個S4R單元，節(jié)點總數(shù)為11 974個。多層CFRP與鋼管是由環(huán)氧樹脂膠進行膠結(jié)，認為相鄰層之間無相對滑動，采用綁定約束條件。有限元分析建立模型時，腐蝕坑深度0.5 mm，填縫劑材料屬性對應于環(huán)氧樹脂膠屬性。模型邊界約束條件與試驗情況相同。

表4 CFRP和環(huán)氧樹脂膠材料參數(shù)Table4 Material properties of CFRP and adhesive

利用有限元軟件對模型網(wǎng)格劃分時，需要考慮模型的收斂性與計算時間2種因素，由于網(wǎng)格的劃分對極限承載力有一定的影響，所以網(wǎng)格的劃分采用分區(qū)塊的形式以匹配試驗條件：在應力梯度大、受力復雜的區(qū)域（即靠近主管和支管的相貫區(qū)域）采用相對精細邊長為8 mm的網(wǎng)格，網(wǎng)格單元數(shù)多；在應力梯度小、受力簡單的區(qū)域采用相對粗糙邊長為12 mm的網(wǎng)格。粘貼CFRP的腐蝕坑區(qū)域為520 mm，支管粘貼CFRP長度為300 mm，為了更好地模擬試驗，取主管600 mm、支管300 mm為精細網(wǎng)格區(qū)域，這樣既能滿足計算精度使模型達到收斂，又能節(jié)省計算時間。按照這種網(wǎng)格劃分方法得到的YY型管節(jié)點網(wǎng)格如圖9所示。

Hashin失效準則已被證明可以很好地預測復合材料結(jié)構的極限載荷[20]，因此在CFRP加固YY型管節(jié)點的有限元仿真分析中，采用Hashin準則作為CFRP的失效判據(jù)。纖維增強復合材料有4種破壞模式：纖維縱向拉伸破壞、纖維縱向壓縮破壞、纖維橫向拉伸破壞和纖維橫向壓縮破壞。當CFRP應力狀態(tài)滿足Hashin準則時，表示CFRP在該方向上失效。

圖9 CFRP和YY-1-C試件的有限元模型Fig.9 FE model of CFRP and YY-1-C round steel tube joints

2.3 模型驗證及失效機理分析

為了驗證有限元模型的可靠性，將試件加載過程中的載荷-位移曲線有限元分析結(jié)果（FEM）與試驗測試結(jié)果（EXP）進行對比，如圖10所示。可以看出，無論線彈性階段的剛度還是塑性屈服載荷以及極限承載力，有限元預測結(jié)果都非常接近試驗測試結(jié)果，說明建立的有限元模型可以可靠、有效地用于分析CFRP加固YY管節(jié)點的失效過程及失效機理。

圖10 YY型管節(jié)點試驗與有限元模擬的載荷-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of YY tube joint test and FE simulation

圖11為試驗測試和有限元模擬達到極限承載力時2個節(jié)點試件的Mises應力分布情況，可以看出：有限元模擬的失效模式和失效位置與試驗觀察到的結(jié)果十分吻合，說明本文有限元模型的模擬結(jié)果是可靠的；由于沒有CFRP的約束，YY-1試件在達到極限狀態(tài)時，主管表面大面積區(qū)域進入塑性屈服狀態(tài)（圖11b）；對于YY-1-C試件，由于CFRP的約束作用，達到極限狀態(tài)時節(jié)點發(fā)生塑性屈服的區(qū)域顯著減少（圖11d），主管失圓率受到限制，CFRP約束了主管的變形，提高了承載能力。

圖11 YY型管節(jié)點試驗與有限元模擬的失效模式結(jié)果對比Fig.11 Comparison of failure modes of YY tube joint test and FE simulation

有限元模型極限承載下YY-1試件主管發(fā)生失效的區(qū)域如圖12所示。由于YY-1試件主管的徑向剛度遠遠小于軸向剛度，主管受支管壓力發(fā)生凹陷的局部失效區(qū)域長度Lcfrp1-FEM（1 125 mm）小于試驗中CFRP纏繞的長度Lcfrp1-EXP（1 400 mm），說明CFRP纏繞的長度對于YY-1-C試件是有效的，且CFRP纏繞的長度至少達到1 125 mm時才可有效地提高含有腐蝕缺陷的管節(jié)點承載力，超出1 125 mm的部分則對含有腐蝕缺陷的管節(jié)點極限承載力影響不大。由于支管受到軸壓，當YY-1-C試件達到極限承載力時，支管鋼材局部失效區(qū)域很小，Lcfrp2-FEM取值300 mm即可滿足試驗要求。

圖12 極限承載下YY-1試件主管發(fā)生失效的區(qū)域Fig.12 Failure zone occurred in the main part of YY-1 under the limit load

3 結(jié)論

1）CFRP可以有效約束主管變形，采用CFRP對含腐蝕缺陷YY型管節(jié)點進行加固可有效減小節(jié)點相貫區(qū)域的屈服失效范圍，降低主管表面腐蝕區(qū)域的應力和應變值，延緩節(jié)點的屈服失效。當鋼管屈服產(chǎn)生較大變形導致CFRP發(fā)生斷裂時，CFRP對鋼管的變形約束作用降低，此時可認為節(jié)點達到承載力極限狀態(tài)。

2）YY型管節(jié)點試件的靜力承載力試驗測試結(jié)果表明，經(jīng)CFRP加固后含腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點屈服載荷提高了大約28%，靜力承載力提高了大約40.9%，加固效果超過了腐蝕對YY型管節(jié)點承載力降低幅度，CFRP的加固效果顯著。

3）有限元模擬的YY型管節(jié)點失效模式、失效位置與試驗觀測結(jié)果一致。YY-1試件在達到極限狀態(tài)時，主管表面大面積區(qū)域進入塑性屈服狀態(tài)；而YY-1-C試件在達到極限狀態(tài)時，節(jié)點發(fā)生塑性屈服的區(qū)域顯著減少，主管失圓率受到限制。CFRP約束了主管的變形，提高了含有腐蝕缺陷的YY型管節(jié)點承載能力。