薄壁襯層再生復(fù)合管材層間界面力學(xué)行為分析

盧召紅，王凱勃，王尊策,2*，徐 艷，劉海水

(1.東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318；2.中國(guó)石油管道科技研究中心 油氣儲(chǔ)運(yùn)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 廊坊 065000)

薄壁內(nèi)襯復(fù)合管道是伴隨著埋地管道非開(kāi)挖修復(fù)技術(shù)而提出的一種管道再生技術(shù)，管壁是由原帶腐蝕管鋼和薄壁內(nèi)襯層組成的復(fù)合管材。為保證復(fù)合管材層間良好的力學(xué)性能，層間需確保良好的粘結(jié)，并針對(duì)粘貼修復(fù)結(jié)構(gòu)層間界面應(yīng)力進(jìn)行設(shè)計(jì)分析[1]。在層間界面力學(xué)性能研究中，Vilnay[2]和Roberts[3]針對(duì)粘結(jié)鋼板修復(fù)混凝土梁的方法，利用彈性分析理論，假定材料為線彈性，分析了環(huán)氧樹(shù)脂粘結(jié)層的層間應(yīng)力狀態(tài)，推算出粘結(jié)層的剪切力和層間剝離力。

Abdelouahed[4]通過(guò)假定粘結(jié)界面上剪切應(yīng)力沿粘結(jié)層厚度均勻分布，考慮粘結(jié)層兩側(cè)材料的剪切變形影響，進(jìn)行了層間應(yīng)力理論分析，建立了適用于各種材料間粘結(jié)層界面的剪切應(yīng)力計(jì)算公式，即變形兼容方程，分析結(jié)果表明，忽略被粘結(jié)材料剪切變形的經(jīng)典解，對(duì)粘結(jié)層界面應(yīng)力分布的不均勻性和最大界面應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際值相比偏于保守。Shen[5]和Yang[6]等得出的高階解析解給出了界面應(yīng)力的顯示表達(dá)式，但表達(dá)式較為復(fù)雜，不適合直接用于加固設(shè)計(jì)。為了利用有限元分析方法對(duì)層間界面應(yīng)力進(jìn)行分析研究，Jiann-Quo[7]、Kam[8]、彭福明[9]等先后提出了剪切彈簧、板-彈簧、實(shí)體-彈簧-板（殼）等方法將粘結(jié)層簡(jiǎn)化為線彈性實(shí)體單元，建立了有限元分析模型并進(jìn)行了相應(yīng)的研究，但與實(shí)際的層間界面作用存在較大誤差。

Wu等[10]對(duì)粘結(jié)接頭的界面應(yīng)力進(jìn)行研究，表明粘接接頭的脫粘失效是由附著體自由邊緣的高界面應(yīng)力引起的。Wei等[11]假設(shè)剪切應(yīng)力和剝離應(yīng)力在粘合層厚度上是變化的，利用基于實(shí)驗(yàn)的反演方法確定未知界面的參數(shù)，說(shuō)明了界面應(yīng)力分布的主要特征。Xu等[12]采用線彈性斷裂力學(xué)的有限元方法得出粘結(jié)滑動(dòng)接觸層斷裂，主要以面外拉伸方式為主。Shishesaz等[13]研究了在軸向載荷作用下存在環(huán)形缺陷的管狀單搭接接頭的界面應(yīng)力，結(jié)果表明膠層彈性模量的增加對(duì)膠層與被粘物之間的界面剪切應(yīng)力有很大影響。徐佰順等[14]發(fā)現(xiàn)在長(zhǎng)期界面剪切應(yīng)力作用下，CFRP-鋼界面的膠黏劑發(fā)生了蠕變變形，膠層蠕變導(dǎo)致粘結(jié)界面發(fā)生了內(nèi)力重分布。

在上述研究的基礎(chǔ)上，本文采用復(fù)合結(jié)構(gòu)層間界面應(yīng)力的研究方法，對(duì)薄壁內(nèi)襯再生復(fù)合管材層間界面力學(xué)行為進(jìn)行研究，通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值分析方法，建立復(fù)合管材層間切向應(yīng)力位移本構(gòu)關(guān)系模型及層間法向應(yīng)力位移本構(gòu)關(guān)系模型，為薄壁襯層修復(fù)復(fù)合結(jié)構(gòu)研究打下基礎(chǔ)。

1 復(fù)合管材單界面力學(xué)性能試驗(yàn)

1.1 復(fù)合管材切向拉伸破壞試驗(yàn)

1.1.1 切向應(yīng)力-位移試驗(yàn)概況

將試件設(shè)計(jì)成單面粘結(jié)的單剪試件，測(cè)量其在切向力作用下的層間應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。利用“插值法”獲取層間切向界面應(yīng)力-位移本構(gòu)關(guān)系[15]。并根據(jù)層間切向界面應(yīng)力-位移曲線計(jì)算出層間界面切向剛度和層間最大“剪變能”，為后續(xù)有限元模型的模擬提供本構(gòu)參數(shù)。

試件采用API X52N管鋼作為基層，薄壁襯層采用304不銹鋼，設(shè)計(jì)壁厚為2.0 mm，粘結(jié)劑采用DY-E-44型結(jié)構(gòu)膠。試件所用API X52N管鋼取樣來(lái)自大慶油田某油氣儲(chǔ)運(yùn)公司，管鋼在自然環(huán)境下腐蝕。

參照美國(guó)材料與試驗(yàn)協(xié)會(huì)規(guī)范“ASTM D 3165”[16]，對(duì)帶腐蝕缺陷管鋼與薄壁不銹鋼襯層所組成的復(fù)合管材進(jìn)行切向與法向拉伸破壞試驗(yàn)。試驗(yàn)原材料基本力學(xué)性能如表1和2所示。

表1 試件選用材料基本參數(shù)Tab. 1 Basic material parameters

表2 粘結(jié)劑材料性能參數(shù)Tab. 2 Material Properties of Adhensives

試件單面搭接長(zhǎng)度180 mm，共設(shè)計(jì)制作了10組，通過(guò)失重法測(cè)量各試件的腐蝕損失率 ηi，每組按質(zhì)量損失率的大小進(jìn)行編號(hào)。應(yīng)變片從左到右編號(hào)分別為1#～8#，應(yīng)變片型號(hào)BFH120-2AA-Y3型，尺寸3.6 mm×3.0 mm，電阻值120.4 Ω，靈敏度系數(shù)為2.01。數(shù)據(jù)采集箱與應(yīng)變片的連接采用1/4橋路連接方式，此時(shí)工作片和補(bǔ)償片的一端連接成公共線，再利用3根線與采集箱相連接。由于導(dǎo)線長(zhǎng)度影響會(huì)產(chǎn)生誤差，應(yīng)變實(shí)際值按式（1）進(jìn)行修正：

式中， εi為測(cè)量應(yīng)變量，ε 為實(shí)際應(yīng)變量，R1為長(zhǎng)導(dǎo)線電阻阻值，R為應(yīng)變片電阻阻值。

試件設(shè)計(jì)時(shí)的俯視圖與正視圖如圖1所示。并在10組試件的照片中選取了最清晰的8#試件作為例子，如圖2所示，

圖1 單面搭接拉剪試件設(shè)計(jì)及應(yīng)變片布置Fig.1 Design of single lap tension shear specimen and arrangement of strain gauges

圖2 8#單面搭接拉剪試件Fig.2 No. 8 single-side lap tensile shear specimen

粘結(jié)劑采用DY-E-44型環(huán)氧樹(shù)脂和固化劑按體積比例1∶1混合并均勻攪拌，粘結(jié)層厚度0.25 mm。選取粒徑0.25 mm的鋼珠均勻分散布置在粘結(jié)層上，以控制膠層厚度；為了防止因鋼珠影響膠層的粘結(jié)質(zhì)量，同時(shí)也能讓鋼珠起到保證膠層厚度的作用，在布置鋼珠時(shí)從搭接面角落開(kāi)始，用鑷子每隔5 mm布置1顆鋼珠。先按圖1的設(shè)計(jì)要求將不銹鋼板粘貼在APIX52N鋼板試件上，均勻擠壓出多余的粘結(jié)劑；再在試件表面放置壓載物，保持膠層穩(wěn)定。用電子游標(biāo)卡尺取搭接區(qū)域內(nèi)的3個(gè)不同測(cè)點(diǎn)并做好標(biāo)記，測(cè)量結(jié)果取3次測(cè)量的平均值。測(cè)量X52N鋼板實(shí)際厚度h1、304不銹鋼鋼板實(shí)際厚度h2和試件總厚度h。試件基本參數(shù)如表3所示。

表3 試件基本參數(shù)Tab. 3 Basic parameters of specimens

采用SUNS100電液伺服加載裝置加載，將制作完成的試件固定在加載裝置上進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)。加載方式為位移控制，加載速度0.1 mm/min。數(shù)據(jù)采集與加載過(guò)程同步，利用靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀及配套裝置進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。試驗(yàn)加載及應(yīng)變采集裝置如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)加載和應(yīng)變采集裝置Fig.3 Test loading and strain collection device

1.1.2 切向應(yīng)力-位移試驗(yàn)結(jié)果及分析

觀察如圖4所示的單剪試件界面破壞形式可知，試件達(dá)到界面極限強(qiáng)度后，薄壁不銹鋼和管鋼兩者相互脫離，鋼板沒(méi)有明顯的流塑變形，鋼材仍處于彈性變形范圍之內(nèi)，經(jīng)測(cè)量?jī)砂彘g由于粘結(jié)層失效而導(dǎo)致的破壞占層間剝離脫層的比例為75%～90%。該現(xiàn)象充分表明DY-E-44結(jié)構(gòu)膠固化后的粘結(jié)層與鋼板間的粘結(jié)效果好，界面破壞形式表現(xiàn)為以粘結(jié)層失效為主。

圖4 單剪試件界面破壞形式Fig.4 Interface failure mode of single shear specimen

由試驗(yàn)采集裝置采集到的極限拉伸值Tus、試件本身的幾何參數(shù)，計(jì)算界面極限強(qiáng)度 τus，具體計(jì)算方法如式（2）所示：

式中，b為層間有效粘結(jié)面寬度，l為層間有效粘結(jié)面長(zhǎng)度。各試件的破壞形態(tài)、極限拉伸值Tus和界面極限強(qiáng)度 τus如表4所示。

表4 各試件破壞形態(tài)、極限拉伸值和界面極限強(qiáng)度Tab. 4 Failure mode，ultimate tensile value and interfacial ultimate strength of each specimen

從表4中可以看出：各試件破壞形態(tài)均以粘結(jié)層內(nèi)聚力失效破壞為主；表面腐蝕程度不同的管鋼，隨著腐蝕程度η的增加，粘結(jié)層與管鋼剝離占層間剝離脫層的比例逐漸減小，界面極限強(qiáng)度逐漸增大。

圖5為各試件腐蝕損失率 ηi與各試件界面極限強(qiáng)度τus關(guān)系。

圖5 試件腐蝕率與各試件界面極限強(qiáng)度關(guān)系Fig.5 Relationship between corrosion rate of specimen and ultimate strength of specimen interface

由圖5可知，隨著管鋼腐蝕程度的增加，表面凹凸有利于粘結(jié)層與管鋼的粘結(jié)，界面黏聚力隨著腐蝕損失率的增加而略有增加，但隨著粘結(jié)層失效占層間剝離脫層比例的增加，這種增加趨勢(shì)慢慢趨于平緩。

由于每組試件均有8個(gè)測(cè)點(diǎn)，通過(guò)觀察試驗(yàn)中采集到的數(shù)據(jù)，選取測(cè)試結(jié)果比較穩(wěn)定的4#、5#測(cè)點(diǎn)處的試驗(yàn)值，分析層間界面粘結(jié)位移本構(gòu)關(guān)系。為計(jì)算出4#、5#兩測(cè)點(diǎn)間的層間切向界面應(yīng)力，根據(jù)試驗(yàn)特點(diǎn)和材料屬性，做如下假定：

1）因?yàn)樵囼?yàn)荷載最大值為149.13 kN，小于最薄不銹鋼試件屈服強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的荷載值345.0 kN，可假定試驗(yàn)過(guò)程中，薄壁不銹鋼板處于理想的彈性變形階段，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系可由胡克定律進(jìn)行描述。

2）試驗(yàn)試件為薄壁長(zhǎng)細(xì)構(gòu)件，為各向同性材料，不考慮鋼板的橫向變形影響。

3）假定鋼板的剪切變形為0。

4）由于厚度較厚，APIX52N管鋼鋼板的彈性模量遠(yuǎn)大于粘結(jié)層材料的彈性模量和剪變模量，故可忽略管鋼鋼板的變形。

根據(jù)上述假定由式（3）計(jì)算兩測(cè)點(diǎn)間的切向應(yīng)力：

式中，V為兩測(cè)點(diǎn)間的剪切力，A為兩測(cè)點(diǎn)之間的面積。剪切力和面積由式（4）和（5）分別計(jì)算，并將其代入式（3）得到如式（6）所示的切向應(yīng)力計(jì)算方法。

式（4）～（6）中， ε4、ε5分別為4#、5#點(diǎn)處薄壁鋼板表面應(yīng)變值，Es為薄壁鋼板彈性模量，h2為薄壁鋼板厚度，l4、l5分別為4#、5#測(cè)點(diǎn)至原點(diǎn)O的距離，b為試件梁鋼板搭接面的寬度。

根據(jù)提出的4項(xiàng)假定，試件界面間相對(duì)位移量s′計(jì)算如下：

式中，s45為試件兩測(cè)點(diǎn)間總變形量，將試驗(yàn)中測(cè)得的數(shù)據(jù)以及薄壁鋼板的本構(gòu)參數(shù)代入式（6）和（7），得出各試件的界面應(yīng)力τ及層間界面相對(duì)位移s′的值，并繪制散點(diǎn)圖和相應(yīng)的擬合曲線，如圖6所示。觀察圖6中散點(diǎn)的趨勢(shì)可知，有明顯的拐點(diǎn)，結(jié)合提出的4項(xiàng)假定，界面切向應(yīng)力與相對(duì)位移關(guān)系可看作兩個(gè)階段的線彈性工作階段，可得到雙線性界面切向應(yīng)力-位移本構(gòu)關(guān)系。

圖6 試件界面切向應(yīng)力與相對(duì)位移關(guān)系曲線Fig.6 Relation curves between tangential stress and relative displacement at specimen

對(duì)于帶脈沖壓力的輸送管道，當(dāng)軸向間斷內(nèi)輸送壓力產(chǎn)生的勢(shì)能差過(guò)大時(shí)，將會(huì)導(dǎo)致層間剪切位移，出現(xiàn)脫層剝離現(xiàn)象。為有限元模型提供本構(gòu)參數(shù)，引入線彈性階段的4個(gè)參數(shù)，即最大剪切應(yīng)力 τf、最大剪切應(yīng)力對(duì)應(yīng)的相對(duì)位移sf、層間剪切位移剛度k及層間最大“剪變能”Uf，其中，Uf為沖擊力瞬間作用下的剪切位移，可由能量法界定，輸送管道中某一位置瞬間沖擊力釋放的能量若大于Uf，在該位置上會(huì)產(chǎn)生層間相對(duì)位移[17]。層間界面切向剛度k和層間最大“剪變能”Uf的計(jì)算方法如式（8）、（9）所示：式中，h為粘結(jié)層的厚度。

各試件在線彈性階段的4個(gè)參數(shù)如表5所示。

表5 界面粘結(jié)切向位移本構(gòu)關(guān)系參數(shù)Tab. 5 Parameters of tangential displacement constitutive relation of interfacial bond

1.2 復(fù)合管材法向拉伸破壞試驗(yàn)

1.2.1 法向應(yīng)力-位移試驗(yàn)概況

通過(guò)帶腐蝕缺陷管鋼與薄壁襯層層間界面法向拉伸破壞試驗(yàn)，建立復(fù)合管材層間界面法向應(yīng)力位移本構(gòu)關(guān)系。試驗(yàn)材料及試驗(yàn)設(shè)備同第1.1節(jié)所述，粘結(jié)層厚度0.25 mm，試件尺寸如圖7所示，試件加載連接板與鋼板間加肋用以擴(kuò)散集中力，盡可能使界面受力均勻。

圖7 試件制作尺寸Fig.7 Specimen manufacturing size

1.2.2 法向應(yīng)力-位移試驗(yàn)結(jié)果及分析

圖8為各試件基層管鋼和不銹鋼板之間界面在法向應(yīng)力下破壞表觀現(xiàn)象，圖8中的試件破壞形式僅是有代表性的兩個(gè)試件，其他試件與其相似。觀察圖8可見(jiàn)，破壞形式均以粘結(jié)層材料失效為主。

圖8 法向粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.8 Normal bond strength test failure modet

為計(jì)算試件的層間界面法向應(yīng)力，根據(jù)試驗(yàn)特點(diǎn)和材料屬性，做如下假定：界面法向拉力下，鋼板及連接板彈性伸長(zhǎng)量遠(yuǎn)小于層間界面粘結(jié)層的位移變形，可忽略鋼板的彈性伸長(zhǎng)量。

各試件界面法向應(yīng)力按式（10）計(jì)算：

式中，N為試驗(yàn)過(guò)程施加的荷載，A為粘結(jié)界面的面積。將由式（10）計(jì)算得出的各試件的界面法向應(yīng)力 σ與層間相對(duì)位移 δn，繪制散點(diǎn)圖和相應(yīng)的擬合曲線，如圖9所示。觀察圖9發(fā)現(xiàn)散點(diǎn)有明顯的拐點(diǎn)，可得到雙線性界面法向應(yīng)力-位移本構(gòu)關(guān)系。

同第1.1.2節(jié)所述，各試件的4個(gè)本構(gòu)參數(shù)如表6所示。由表6中極限值可見(jiàn)，隨著表面腐蝕程度的不同，界面最大法向應(yīng)力值基本保持不變。分析認(rèn)為，由于鋼板與粘結(jié)層間的粘結(jié)效果較好，破壞時(shí)基本是由粘結(jié)層材料失效引起，法向粘結(jié)強(qiáng)度主要與粘結(jié)層內(nèi)聚力有關(guān)。

對(duì)比圖9中不同試件的曲線以及表6中的本構(gòu)關(guān)系參數(shù)可以看出，各試件層間法向界面力與位移關(guān)系曲線基本一致，破壞形式基本相同，都是粘結(jié)層內(nèi)聚力失效破壞為主，局部粘結(jié)層與鋼板間的粘結(jié)力破壞導(dǎo)致脫層剝離的破壞形態(tài)為次要因素。

圖9 試件界面法向應(yīng)力與相對(duì)位移關(guān)系曲線Fig.9 Relation curves between normal stress and relative displacement at specimen interface

表6 界面粘結(jié)法向位移本構(gòu)關(guān)系參數(shù)Tab. 6 Parameters of normal displacement constitutive relation of interfacial bond

2 復(fù)合管材層間界面力學(xué)性能數(shù)值分析

2.1 數(shù)值分析模型

將有限元分析方法應(yīng)用到薄壁不銹鋼-管鋼界面粘結(jié)性能分析上，建立準(zhǔn)確的有限元分析模型，可為后續(xù)的內(nèi)襯修復(fù)和復(fù)合管的力學(xué)性能研究提供基礎(chǔ)。有限元分析軟件中，雙線性內(nèi)聚力模型是廣泛采用的一種本構(gòu)關(guān)系模型[18-19]。圖10為該模型關(guān)系曲線，Tn為 內(nèi)聚力， δn為相對(duì)位移。粘結(jié)界面力在外荷載作用下，初期應(yīng)力與位移成線彈性變化關(guān)系；應(yīng)力達(dá)到最大值后，界面出現(xiàn)損傷并不斷擴(kuò)展，應(yīng)力位移關(guān)系進(jìn)入線性軟化階段，直至最終完全失效。

圖10 雙線性內(nèi)聚力-相對(duì)位移關(guān)系曲線Fig.10 Curve of bilinear cohesion and relative displacement

利用非線性有限元分析軟件建立薄壁不銹鋼-管鋼界面黏聚力數(shù)值分析模型，通過(guò)黏聚力單元引入牽引力位移損傷準(zhǔn)則模擬界面的非線性粘結(jié)位移特征[20]。

借助ABAQUS大型數(shù)值分析軟件，建立薄壁襯層復(fù)合管材有限元模型，304不銹鋼和管鋼采用實(shí)體單元族，界面層間相互作用采用黏聚力接觸模型。模型試件尺寸同試驗(yàn)試件尺寸，模型如圖11所示。

圖11 試件有限元模型Fig.11 Finite element model of specimen

2.2 數(shù)值模擬分析結(jié)果

根據(jù)基本假定，邊界條件設(shè)定中，將基層管鋼完全固定，在張拉端薄壁襯層上施加水平位移荷載，層間產(chǎn)生牽引力。圖12為有限元軟件計(jì)算完畢后試件應(yīng)力云圖。

圖12 試件表面應(yīng)力云圖Fig.12 Surface stress nephogram of specimen

圖12顯示了應(yīng)力從張拉端至固定端的傳遞過(guò)程，應(yīng)力從襯層的張拉端至尾端逐漸減小，并且均勻傳遞。根據(jù)力的平衡條件及變形協(xié)調(diào)條件，計(jì)算切向應(yīng)力 τ和相對(duì)位移s′，具體公式如下：

式中， σi、 σi-1為 距離端部xi、xi-1點(diǎn)位處薄壁襯層的應(yīng)力值。

由有限元模擬結(jié)果可得出各試件界面切向應(yīng)力與相對(duì)位移之間的關(guān)系曲線，并將其與切向拉伸破壞所得到的試驗(yàn)擬合曲線放在一起對(duì)比，如圖13所示。

圖13 有限元模擬與試驗(yàn)擬合曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of finite element simulation and experimental fitting curves

由圖13可知，層間界面剝離分層前，曲線呈線性變化關(guān)系，層間脫層剝離后，層間切向應(yīng)力迅速下降，有限元模擬曲線與試驗(yàn)擬合曲線趨勢(shì)相同。

薄壁不銹鋼與管鋼復(fù)合材料試件層間界面最大剪切應(yīng)力分析結(jié)果如表7所示。

表7 界面最大剪切應(yīng)力值Tab. 7 Maximum shear stress of the interface

重復(fù)上述的建模過(guò)程，將水平位移荷載改為垂直位移荷載。用有限元模擬軟件模擬界面法向拉伸破壞試驗(yàn)，得出的界面最大法向應(yīng)力分析結(jié)果如表8所示。

表8 界面最大法向應(yīng)力值Tab. 8 Maximum normal stress of the interface

表7、8的結(jié)果表明，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差最大為5.72%，兩者結(jié)果基本吻合，采用第2節(jié)的方法建立薄壁襯層再生復(fù)合管材層間界面力學(xué)分析模型具有可行性。

3 結(jié) 論

通過(guò)試驗(yàn)與數(shù)值分析的方法，研究了薄壁襯層再生復(fù)合管材層間界面力學(xué)行為，建立了層間界面雙線性黏聚力分析模型，具體結(jié)論如下：

1）試驗(yàn)破壞形態(tài)表明，薄壁襯層與管鋼復(fù)合材料層間界面切向破壞及法向破壞以粘結(jié)層內(nèi)聚力失效為主，說(shuō)明層間粘結(jié)層與襯層和基層之間的粘結(jié)效果好，層間切向和法向剝離主要以粘結(jié)層內(nèi)聚力失效破壞為主。

2）通過(guò)帶腐蝕缺陷管鋼與薄壁襯層單面粘結(jié)試件的拉剪試驗(yàn)，利用插值法建立了復(fù)合管材層間界面切向應(yīng)力與相對(duì)位移本構(gòu)關(guān)系模型。層間切向應(yīng)力與相對(duì)位移關(guān)系曲線分為兩個(gè)階段，符合雙線性內(nèi)聚力界面破壞特征，可將層間界面切向應(yīng)力位移關(guān)系簡(jiǎn)化為雙線性本構(gòu)關(guān)系。通過(guò)帶腐蝕缺陷管鋼與薄壁襯層T形板面粘結(jié)試件的法向拉伸試驗(yàn)，建立了復(fù)合管材層間界面法向應(yīng)力位移本構(gòu)關(guān)系模型，界面法向應(yīng)力與位移變化關(guān)系也可簡(jiǎn)化成雙線性本構(gòu)關(guān)系。

3）建立了薄壁襯層再生復(fù)合管材層間界面力學(xué)有限元分析模型，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析得出，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差最大為5.72%，兩者結(jié)果基本吻合。

研究?jī)?nèi)容和結(jié)果可為埋地管道非開(kāi)挖連續(xù)內(nèi)襯修復(fù)技術(shù)提供理論依據(jù)，并且為研究復(fù)合管材在復(fù)雜應(yīng)力條件下的界面力學(xué)行為奠定基礎(chǔ)。同時(shí)，研究方法和結(jié)論對(duì)輸送管道、儲(chǔ)罐等壓力容器及其他結(jié)構(gòu)構(gòu)件的修復(fù)均有借鑒意義。