雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)壓彎承載性能試驗(yàn)研究

楊?璐，岡?毅，王法承，朱振興

雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)壓彎承載性能試驗(yàn)研究

楊?璐1，岡?毅1，王法承2，朱振興1

(1. 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124；2. 清華大學(xué)土木工程系，北京 100084)

為了研究雙金屬復(fù)合管的壓彎承載性能，考慮試件偏心距和長(zhǎng)細(xì)比這兩個(gè)參數(shù)，對(duì)7個(gè)液壓成型的X65/316L雙金屬復(fù)合管試件進(jìn)行了試驗(yàn)研究．試驗(yàn)內(nèi)容包括材性測(cè)試、幾何初始缺陷3D掃描測(cè)量和壓彎承載力試驗(yàn)．通過對(duì)比各試件的受力過程、破壞形態(tài)及數(shù)據(jù)結(jié)果，分析試件長(zhǎng)細(xì)比和荷載偏心距對(duì)復(fù)合管壓彎承載性能的影響．試驗(yàn)結(jié)果表明：試件在壓彎荷載作用下的破壞模式為整體失穩(wěn)破壞，試件達(dá)到極限荷載后具有良好的塑性變形能力．長(zhǎng)細(xì)比越大，試件越容易發(fā)生失穩(wěn)破壞，試件的彈性變形階段越短，剛度和承載力均顯著降低；而偏心距越大，試件承載力明顯下降，試件剛度則略微降低．在此基礎(chǔ)上，基于換算截面法對(duì)復(fù)合管截面進(jìn)行等效換算，然后根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)中a類截面鋼管的壓彎失穩(wěn)承載力公式計(jì)算復(fù)合管極限承載力，并將承載力試驗(yàn)結(jié)果與換算截面法計(jì)算值相比較．對(duì)比結(jié)果表明采用換算截面法考慮襯管的貢獻(xiàn)計(jì)算得到的復(fù)合管壓彎試件承載力與試驗(yàn)值吻合較好，平均誤差小于10%且偏于安全．對(duì)比分析表明采用換算截面法設(shè)計(jì)雙金屬復(fù)合管能更好地考慮襯管的承載能力，研究成果可為此類構(gòu)件在設(shè)計(jì)及相關(guān)工程的應(yīng)用提供一定參考．

雙金屬復(fù)合管；壓彎；承載性能；換算截面法；試驗(yàn)研究

雙金屬復(fù)合管通過塑性變形或其他的連接技術(shù)將外部基管和內(nèi)部襯管復(fù)合成型[1]．復(fù)合管外部基管通常以碳素鋼管為主，內(nèi)部襯管多采用耐蝕合金管，使得復(fù)合管擁有良好的承載性能的同時(shí)還兼具著卓越的耐蝕性能[2-3]．復(fù)合管根據(jù)界面復(fù)合情況可分為機(jī)械式復(fù)合管[4]和冶金式復(fù)合管，由于工藝簡(jiǎn)單價(jià)格低廉目前機(jī)械式復(fù)合管使用較多．在管道的正常服役過程中，由于土體滑坡、溫差效應(yīng)、泊松效應(yīng)、內(nèi)壓作用會(huì)使管道承受軸向壓力，而地震、海底變形、滑坡和波浪沖擊作用則會(huì)使海底管道處于受彎狀態(tài)，因此復(fù)雜的海洋環(huán)境會(huì)對(duì)海底管道產(chǎn)生壓彎作用，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致管道截面發(fā)生畸變，影響油氣資源的運(yùn)送．

目前針對(duì)雙金屬復(fù)合管構(gòu)件的受力性能研究主要集中于軸壓和彎曲等方面．在復(fù)合管軸壓承載性能研究方面，F(xiàn)ocke等[5]為研究復(fù)合管軸向壓縮引起的襯管起皺問題，分別對(duì)襯管、位于基管內(nèi)的襯管和復(fù)合管進(jìn)行軸壓試驗(yàn)．Bu等[6]對(duì)復(fù)合管軸壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并用有限元法進(jìn)行參數(shù)研究. Fathi[7]從理論和試驗(yàn)上，對(duì)耐腐蝕合金內(nèi)襯在機(jī)械式復(fù)合的基管中由于軸向壓縮而產(chǎn)生的局部屈曲行為進(jìn)行研究．Peek等[8]提出了軸壓作用下復(fù)合管軸對(duì)稱起皺問題的分岔解析解，并利用有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證．在復(fù)合管受彎承載性能研究方面，Pépin等[9]研究了內(nèi)壓作用下復(fù)合管卷管鋪設(shè)性能，進(jìn)行了循環(huán)彎曲試驗(yàn)，以評(píng)估制造和循環(huán)塑性彎曲對(duì)襯管變形性能的影響．Tkaczyk等[10-13]對(duì)復(fù)合管進(jìn)行了多循環(huán)塑性彎曲試驗(yàn)以模擬卷筒鋪設(shè)安裝，試驗(yàn)管道滿足使用要求證明了公式的有效性．Focke[14]研究了復(fù)合管在卷曲過程中環(huán)焊縫對(duì)襯管完整性的影響.

綜上所述，現(xiàn)有研究中缺乏對(duì)復(fù)合管壓彎性能的研究，且目前工程中所采用的設(shè)計(jì)原則為基管滿足設(shè)計(jì)允許應(yīng)力而不考慮襯管的作用[15]，因此有必要對(duì)雙金屬復(fù)合管構(gòu)件壓彎性能進(jìn)行研究，探索考慮襯管對(duì)承載力貢獻(xiàn)的設(shè)計(jì)方法．本文分析了現(xiàn)有的相關(guān)文獻(xiàn)，并在目前研究成果的基礎(chǔ)上，對(duì)液壓成型的機(jī)械式雙金屬復(fù)合管壓彎構(gòu)件進(jìn)行壓彎承載力試驗(yàn)，并將所求結(jié)果與承載力試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比并進(jìn)行分析．

1?試驗(yàn)概況

1.1?試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)所用的雙金屬復(fù)合管試件由液壓成型工藝制作而成，圖1[1]為雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)示意圖，雙金屬復(fù)合管機(jī)械復(fù)合工藝如圖2所示．

圖1?雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)示意

圖2?雙金屬復(fù)合管機(jī)械復(fù)合工藝

為研究雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)壓彎承載性能，對(duì)7個(gè)雙金屬復(fù)合管長(zhǎng)柱試件進(jìn)行壓彎試驗(yàn)．試件均采用相同截面尺寸，基管外徑為168.3mm，壁厚1為12.7mm，襯管壁厚2為3mm．試件主要變化參數(shù)為荷載偏心距(70mm、100mm)和基管正則化長(zhǎng)細(xì)比n(0.492、1.032、1.475)．試件長(zhǎng)度按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[16]中的正則化長(zhǎng)細(xì)比計(jì)算公式確定．試件的實(shí)測(cè)參數(shù)列于表1，表中e為試件兩端鉸接轉(zhuǎn)動(dòng)接觸面間的距離，為有效長(zhǎng)度．

1.2?初始缺陷測(cè)量

通過3D掃描得到試件表面形狀．3D掃描裝置為體積精度為0.02mm＋0.08mm/m的手持式3D掃描儀，試件制作前對(duì)每個(gè)試件進(jìn)行3D掃描得到試件的三維模型，如圖3所示．采用Geomagic軟件處理模型得到試件的局部初始缺陷和整體初始缺陷．采用測(cè)量3D模型距管端100mm處的管道截面和跨中截面外徑并計(jì)算不圓度[15]，將試件的三維模型與理想圓管進(jìn)行比對(duì)得到試件的整體初始缺陷幅值，其值如表2所示，表中T、M、B分別為試件頂部、跨中、底部外徑，為試件最大撓度．

表1?試件幾何尺寸

Tab.1?Measured dimensions of the specimens

圖3?3D掃描模型

表2?幾何初始缺陷

Tab.2?Initial geometric deficiencies

1.3?加載與測(cè)量方案

試驗(yàn)采用2000kN液壓千斤頂進(jìn)行加載，為減少重力對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，試件水平放置兩端均采用單刀接支座．單刀鉸刀口垂直放置，刀鉸加載時(shí)可在水平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)，試驗(yàn)裝置如圖4所示．在試件加載前進(jìn)行對(duì)中、調(diào)平；安裝完成后，對(duì)試件施加20kN的荷載進(jìn)行預(yù)加載，檢查試驗(yàn)儀器正常工作后，正式開始試驗(yàn)．

每個(gè)試件上共布置位移計(jì)8個(gè)，在試件加載端對(duì)稱布置4個(gè)，中部布置2個(gè)，固定端布置2個(gè)，測(cè)點(diǎn)布置如圖5(a)所示．試件中部布置的5號(hào)位移計(jì)用來測(cè)量跨中截面失穩(wěn)平面內(nèi)的水平位移，6號(hào)位移計(jì)用于測(cè)量試件的平面外位移．加載端的位移計(jì)，用于計(jì)算支座轉(zhuǎn)角和試件的軸向變形．固定端的位移計(jì)，用于計(jì)算單刀鉸轉(zhuǎn)角．通過測(cè)量結(jié)果得到試件荷載-位移曲線．在復(fù)合管基管外側(cè)跨中和兩端共布置16個(gè)應(yīng)變片，用于分析其受力狀態(tài)與屈服程度．試件兩端各布置4個(gè)軸向應(yīng)變片，柱中布置8個(gè)應(yīng)變片，其中包含軸向應(yīng)變片4個(gè)(SG-5、SG-6、SG-7、SG-8)、環(huán)向應(yīng)變片4個(gè)(SG-9、SG-10、SG-11、SG-12)，測(cè)點(diǎn)位置如圖5(b)所示．

圖4?試驗(yàn)裝置

圖5?測(cè)點(diǎn)布置

1.4?材性試驗(yàn)

分別對(duì)雙金屬復(fù)合管的基管和襯管截取試樣，進(jìn)行材性試驗(yàn)[6]．將試樣通過特制夾具連接到試驗(yàn)裝置上，復(fù)合管材料性能試驗(yàn)裝置圖[6]如圖6所示．試樣沿軸線在兩端各開一個(gè)洞，采用設(shè)計(jì)的夾具夾持進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn)．雙金屬復(fù)合管材料性能指標(biāo)[6]如表3所示，其中編號(hào)定義如下：O代表基管；I代表襯管；C表示用夾具進(jìn)行夾持；0為初始彈性模量；0.2為殘余應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)的材料應(yīng)力值；u為極限強(qiáng)度；f為斷后伸長(zhǎng)率．

圖6?單調(diào)拉伸試驗(yàn)裝置

表3?拉伸試驗(yàn)材料力學(xué)性能

Tab.3?Material properties of tensile coupon tests

2?試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1?試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

試驗(yàn)采用水平千斤頂進(jìn)行加載，千斤頂最大推力為2000kN，行程為±300mm，試件加載方式為位移控制加載．開始正式加載前對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加載的荷載取20kN，為有限元試算的所有試件極限承載力的最小值的約5%，用以消除單刀鉸與試件的空隙，以及查看應(yīng)變儀、位移計(jì)等監(jiān)測(cè)設(shè)備是否正常.試驗(yàn)過程中以1mm/min的位移增量勻速施加荷載.當(dāng)試驗(yàn)試件發(fā)生較大變形后停止加載并進(jìn)行卸載.

試件從開始加載至荷載達(dá)到極限承載力的70%左右時(shí)，試件產(chǎn)生的位移較小，發(fā)生的形變也并不明顯．當(dāng)試件加載到接近極限承載力時(shí)，隨著軸向位移的不斷增大，試件開始發(fā)生平面內(nèi)的水平位移，單刀鉸轉(zhuǎn)角逐漸增大．在試件進(jìn)入承載力下降階段時(shí)，試件平面內(nèi)的水平位移快速增長(zhǎng)，同時(shí)試件跨中的水平位移增長(zhǎng)速度加快，試件達(dá)到極限荷載后發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，試件承載力開始平穩(wěn)下降．加載完成后試件的中部產(chǎn)生明顯彎曲，左右兩個(gè)單刀鉸向試件壓彎方向轉(zhuǎn)動(dòng)．而試驗(yàn)過程中試件的平面外位移在較小范圍內(nèi)變化，可以忽略不計(jì)，試件處于單向壓彎作用．圖7為試件破壞模式圖，從試件的破壞模式可以看出試件發(fā)生整體失穩(wěn)破壞．

圖7?試件破壞模式

2.2?荷載-位移曲線

試件在壓彎荷載作用下發(fā)生圖8所示的整體失穩(wěn)破壞，使試件產(chǎn)生軸向位移的同時(shí)產(chǎn)生較大的跨中撓度．試驗(yàn)得到3種長(zhǎng)細(xì)比和2種荷載偏心距的雙金屬復(fù)合管壓彎柱試件的荷載與位移關(guān)系曲線，如圖9所示．復(fù)合管壓彎構(gòu)件荷載-位移關(guān)系曲線大致可分為彈性工作階段、彈塑性工作階段和塑性工作階段．施加荷載較小時(shí)，試件處于彈性工作階段，荷載與位移曲線線性正相關(guān)，受荷載偏心距和整體初始缺陷影響，跨中面內(nèi)撓度有較小發(fā)展，且隨試件初偏心距增加而擴(kuò)大．隨著施加的軸向位移的增大，試件中部的平面內(nèi)位移增加速度明顯加快，而試件荷載增長(zhǎng)放緩，曲線不再是線性變化，此階段為彈塑性工作階段．達(dá)到極限荷載后，試件的面內(nèi)位移快速增長(zhǎng)，而荷載開始緩慢下降直至失穩(wěn)破壞，此階段為塑性工作階段．由圖9(a)可知試件長(zhǎng)細(xì)比越大，剛度越小達(dá)到極限荷載時(shí)的面內(nèi)位移越大．試件承載力與偏心距呈正比，與長(zhǎng)細(xì)比呈負(fù)相關(guān)性．由圖9(b)可知長(zhǎng)細(xì)比小的試件相比長(zhǎng)細(xì)比較大的試件在較小的軸向位移下更早達(dá)到極限承載力，長(zhǎng)細(xì)比和荷載偏心距越大，試件達(dá)到承載力峰值時(shí)的軸向位移越大．

圖8?壓彎構(gòu)件典型破壞形態(tài)

圖9?試件荷載-位移關(guān)系

2.3?荷載-應(yīng)變曲線

試驗(yàn)過程中，在試件中部位置共布置8片應(yīng)變片，用于測(cè)量軸向和環(huán)向應(yīng)變值，得到跨中受拉和受壓兩側(cè)的應(yīng)變變化．以試件LP-1700-70為例，其荷載-應(yīng)變關(guān)系如圖10所示．試件上下端應(yīng)變片數(shù)值基本保持一致，說明試件僅在水平方向發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)．試件受壓側(cè)和受拉側(cè)應(yīng)變值根據(jù)荷載偏心等比例變化，SG-8、SG-9、SG-10、SG-11應(yīng)變片為正值，SG-5、SG-6、SG-7、SG-12應(yīng)變片為負(fù)值，試件環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變呈負(fù)相關(guān)，試件在受拉側(cè)達(dá)到屈服后進(jìn)入彈塑性發(fā)展階段，達(dá)到極限承載力時(shí)試件受壓側(cè)和受拉側(cè)均達(dá)到屈服應(yīng)變．

圖11所示為試件LP-1700-70、LP-1700-100、LP-3400-70、LP-5100-70跨中軸向拉壓應(yīng)變比較圖．由于荷載形式為偏心受壓，受壓側(cè)的縱向應(yīng)變均大于受拉側(cè)的應(yīng)變．由圖11(a)可知，偏心距大的試件彈性段剛度更小，承載力達(dá)到最大時(shí)應(yīng)變值更小，下降段更加平緩，表現(xiàn)出較好的塑性發(fā)展能力．由圖11(b)可知，試件達(dá)到極限承載力時(shí)，試件受壓與受拉側(cè)均發(fā)生屈服，但長(zhǎng)細(xì)比大的試件應(yīng)變值更小，更快表現(xiàn)出荷載與應(yīng)變的非線性增長(zhǎng)，試件更容易發(fā)生彈性失穩(wěn)．

圖10?LP-1700-70試件荷載-應(yīng)變關(guān)系

圖11?不同長(zhǎng)細(xì)比和偏心距試件荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線

2.4?承載力計(jì)算

目前雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)的承載力計(jì)算方法為只考慮基管承載力，而襯管則只考慮對(duì)耐蝕方面的作?用[15,17]．這種設(shè)計(jì)方法不可避免地低估了雙金屬復(fù)合管的承載力，造成材料上的浪費(fèi)．因此本文參考碳纖維加固構(gòu)件的承載力計(jì)算方法，利用換算截面法[18]計(jì)算復(fù)合管在壓彎作用下的極限承載力，將襯管視為對(duì)基管的加固，將復(fù)合管內(nèi)部襯管實(shí)際截面i和i等效換算為基管構(gòu)件，換算后的截面屬于a類截面，計(jì)算修正后的復(fù)合構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比，再按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[16]中的壓彎構(gòu)件穩(wěn)定計(jì)算公式驗(yàn)算偏心受壓構(gòu)件的穩(wěn)定承載力，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值和基管承載力對(duì)比．設(shè)襯管材料彈性模量與基管材料彈性模量之比為E，即

式中：i為襯管材料的彈性模量；o為基管材料的彈性模量．

利用換算截面法，將襯管截面面積i、截面慣性矩i根據(jù)彈性模量之比換算為基管截面，得到復(fù)合構(gòu)件的換算截面積、截面慣性矩．

由此求出修正后的構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比為

式中：為復(fù)合構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比；0為受壓構(gòu)件有效計(jì)算長(zhǎng)度；為復(fù)合構(gòu)件截面的回轉(zhuǎn)半徑；o為基管截面面積；o為基管截面慣性矩．

采用式(3)計(jì)算復(fù)合管構(gòu)件在壓彎作用下的極限承載力．

表4為計(jì)算結(jié)果對(duì)比，結(jié)果表明換算截面法計(jì)算結(jié)果c和基管承載力計(jì)算結(jié)果o均小于試驗(yàn)值，換算截面法的平均誤差為7.53%，能較好地估計(jì)雙金屬復(fù)合管的壓彎承載性能．而僅考慮基管承載力的計(jì)算方法平均誤差超過20%，采用該方法將嚴(yán)重低估試件承載能力，造成材料浪費(fèi)．

表4?計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值比較

Tab.4?Comparison of the experimental and calculated results

3?結(jié)?論

本文以荷載偏心距和試件長(zhǎng)細(xì)比為參數(shù)對(duì)7根雙金屬復(fù)合管構(gòu)件進(jìn)行壓彎試驗(yàn)研究，觀察試件在壓彎作用下的破壞現(xiàn)象，得到試件的荷載-位移曲線和荷載-應(yīng)變曲線，并用截面換算法對(duì)復(fù)合管在壓彎作用下的極限承載力進(jìn)行計(jì)算，得到以下結(jié)論.

(1) 復(fù)合管試件在壓彎荷載下的破壞模式均為整體失穩(wěn)破壞，且展現(xiàn)出良好的塑性變形能力．試件承載力與偏心距成正比，與長(zhǎng)細(xì)比成反比．

(2) 采用換算截面法計(jì)算的極限承載力與試驗(yàn)值誤差最大為10.6%，平均誤差為7.53%，換算截面法與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小，可以得到較為準(zhǔn)確的結(jié)果．

(3) 相對(duì)于只考慮基管承載力，截面換算法得到的承載力高出15%以上，但兩種方法的計(jì)算結(jié)果仍偏于保守，壓彎作用下的復(fù)合管極限承載力計(jì)算方法有待進(jìn)一步研究．

［1］閆可安，許天旱，韓禮紅，等. 雙金屬復(fù)合管的研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J]. 化工技術(shù)與開發(fā)，2020，49(10)：45-50.

Yan Ke’an，Xu Tianhan，Han Lihong，et al. Research status and development trend of bimetal composite pipe[J]. Technology & Development of Chemical Indus-try，2020，49(10)：45-50(in Chinese).

［2］朱振興，楊?璐，王法承，等. 軸壓作用下雙金屬復(fù)合管組合作用與承載力分析[J]. 海洋工程，2019，37(4)：98-106.

Zhu Zhenxing，Yang Lu，Wang Facheng，et al. Study on composite action and bearing capacity of the offshore lined pipe under axial compression[J]. Ocean Engineer-ing，2019，37(4)：98-106(in Chinese).

［3］Alcaraz J L，Gil S J，Martinez-Esnaola J M. A fracture condition based on the upper bound method for the extrusion of bimetallic tubes[J]. Journal of Materials Processing Technology，1996，61(3)：265-274.

［4］Wang F C，Li W，Han L H. Interaction behavior be-tween outer pipe and liner within offshore lined pipeline under axial compression[J]. Ocean Engineering，2019，175(3)：103-112.

［5］Focke E S，Gresnigt A M，Hilberink A. Local buckling of tight fit liner pipe[J]. Journal of Pressure Vessel Tech-nology，2011，133(1)：125-133.

［6］Bu Y D，Yang L，Zhu Z X，et al. Flexural buckling behaviour and design of offshore lined pipes under com-pression[J]. Ocean Engineering，2020，214(9)：107-129.

［7］Fathi N. Local buckling behaviour of a corrosion resistant alloy liner in tight fit pipe due to axial compression[J]. Civil Engineering & Geosciences，2009，25(1)：47-69.

［8］Peek R，Hilberink A. Axisymmetric wrinkling of snug-fit lined pipe[J]. International Journal of Solids and Structures，2013，50(7/8)：1067-1077.

［9］Pépin A，Tkaczyk T，Martinez M，et al. Prediction of liner wrinkling during high strain bending of mechanic-ally lined pipe[C]//ASME 2019 38th International Con-erence on Ocean. Glasgow，UK，2019：64-78.

［10］Tkaczyk T，Pepin A，Denniel S. Fatigue and fracture performance of reeled mechanically lined pipes[C]//In-ernational Offshore and Polar Engineering Conference. Rhodes，UK，2012：603-612.

［11］Tkaczyk T，Pepin A，Denniel S. Fatigue and fracture of mechanically lined pipes installed by reeling[C]//Asme International Conference on Ocean. Rio de Janeiro，Brazil，2012：9-18.

［12］Tkaczyk T，Chalmers M，Pepin A. Reel-lay installation approaches for mechanically lined pipes[C]//Off-shore Technology Conference Asia. Kuala Lumpur，Malaysia，2016：304-321.

［13］Tkaczyk T，Pepin A，Denniel S. Integrity of mechanically lined pipes subjected to multi-cycle plastic bending[C]//ASME 2011 30th International Conference on Ocean. Glasgow，UK，2011：187-199.

［14］Focke E S，Gresnigt A M，Meek J，et al. Experimental research on local buckling behaviour of tight fit pipe[C]// Fifteenth International Offshore & Polar Engineering Conference. Seoul，Korea，2005：76-83.

［15］王?純，畢宗岳，張萬鵬，等. 國(guó)內(nèi)外雙金屬復(fù)合管研究現(xiàn)狀[J]. 焊管，2015，38(12)：7-12.

Wang Chun，Bi Zongyue，Zhang Wanpeng，et al. Study on composite action and bearing capacity of the offshore lined pipe under axial compression[J]. Welded Pipe，2015，38(12)：7-12(in Chinese).

［16］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部. GB 50017—2017 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2017.

Ministry of Construction of the People’s Republic of China. GB 50017—2017 Code for Design of Steel Structures[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2017(in Chinese).

［17］Det Norske Veritas. DNV-OS-F101 Submarine Pipeline Systems[S]. Norway：Det Norske Veritas，2010.

［18］周珉璐. CFRP加固軸壓方鋼管柱穩(wěn)定承載力試驗(yàn)研究[D]. 合肥：合肥工業(yè)大學(xué)，2015.

Zhou Minlu. Research on Stability Capacity of Square Hollow Section Columns Strengthened with CFRP Under Axial Load[D]. Hefei：Hefei University of Technol-ogy，2015(in Chinese).

Experimental Investigations of Bearing Performance of Lined Pipe Under Eccentric Compressions

Yang Lu1，Gang Yi1，Wang Facheng2，Zhu Zhenxing1

(1. Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering of Ministry of Education，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China；2. Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China)

To study the eccentric compression bearing performance of lined pipes，considering the two parameters of member eccentricity and slenderness ratio，seven hydraulically formed X65/316L lined pipe specimens were tested. The test contents include the material property test，3D scanning measurement of initial geometric defects，and bearing capacity test. Comparing the stress process，failure mode，and data results of each specimen，the effects of the specimen slenderness ratio and load eccentricity on the eccentric compression bearing performance of lined pipes were analyzed. The test results show that the failure mode of the specimen under an eccentric load is the overall instability failure，and the specimen exhibits a good plastic deformation capacity after reaching the ultimate load. The larger the slenderness ratio，the more prone the specimen is to instability failure and the shorter the elastic deformation stage of the specimen. Additionally，the stiffness and bearing capacity are significantly reduced. The larger the eccentricity，the lower the specimen’s bearing capacity and its stiffness is slightly reduced. On this basis，a section of the lined pipe is converted by using the conversion section method，and then its ultimate bearing capacity is calculated according to the formula of the compression bending instability bearing capacity of class a section steel pipe in the standard for the design of steel structures(GB50017—2017). The test results of the bearing capacity are compared with the calculated values of the conversion section method. The comparison results show that the bearing capacity of the lined pipe compression and bending members calculated by the conversion section method，considering the contribution of the liner，agree well with the test values，and the average error is below 10% and partial to safety. The design of the lined pipe members by the conversion section method can optimally consider the liner’s bearing capacity. The research results can provide some reference for the design and application of the lined pipe.

lined pipe；eccentric compression；bearing performance；conversion section method；test

10.11784/tdxbz202204033

TU391

A

0493-2137(2023)11-1157-07

2022-04-15；

2022-05-15.

楊?璐（1982—??），男，博士，教授，lyang@bjut.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

王法承，wangfacheng@tsinghua.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51879143)；國(guó)家自然科學(xué)基金優(yōu)秀青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51922001)；應(yīng)急管理部消防救援局重點(diǎn)攻關(guān)項(xiàng)目(2020XFZD02).

the National Natural Science Foundation of China(No.51879143)，the National Excellent Youth Science Fund(No.51922 001)，the Science and Technology Project of Fire and Rescue Administration of Ministry of Emergency Management of China(No.2020XFZD02).

(責(zé)任編輯：許延芳)