王道永,宋 波,刁 碩,盧晨虎

(1.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院,北京 100083;2.北京科技大學(xué) 強(qiáng)震區(qū)軌道交通工程抗震研究北京市國際科技合作基地,北京 100083)

與陸上風(fēng)電結(jié)構(gòu)相比,海上風(fēng)電塔長期服役于海洋腐蝕環(huán)境中,腐蝕速度約為陸上的4～5倍。根據(jù)風(fēng)電場設(shè)施防腐及結(jié)構(gòu)與海水的接觸情況,可以將海洋環(huán)境分為:大氣區(qū)、浪濺區(qū)、潮汐區(qū)、全浸區(qū)、海泥區(qū)。在浪濺區(qū),由于干濕交替,氧氣充足,腐蝕最為嚴(yán)重。遭受腐蝕的風(fēng)電塔結(jié)構(gòu)在風(fēng)浪及地震等往復(fù)荷載作用下常出現(xiàn)塔筒屈曲及倒塌破壞。

目前國內(nèi)外諸多學(xué)者針對海洋鋼結(jié)構(gòu)腐蝕及結(jié)構(gòu)屈曲開展了相應(yīng)研究。文獻(xiàn)[1]研究了Westermost Rough風(fēng)電場鋼結(jié)構(gòu)腐蝕速率,實(shí)驗(yàn)中觀察到最高腐蝕速率為0.83 mm/a。文獻(xiàn)[2]通過對7根銹蝕H型鋼柱進(jìn)行低周加載實(shí)驗(yàn)及有限元模擬,研究了腐蝕H型鋼柱的力學(xué)性能與腐蝕形貌之間的關(guān)系。文獻(xiàn)[3]基于腐蝕統(tǒng)計(jì)規(guī)律,運(yùn)用MATLAB編程結(jié)合ANSYS對含隨機(jī)腐蝕的圓鋼管構(gòu)件進(jìn)行了軸拉、軸壓、剪力作用下力學(xué)性能的劣化規(guī)律研究。文獻(xiàn)[4]通過三維圖像測量和有限元分析研究了腐蝕鋼板的屈曲行為,同時(shí)提出了一種通過卷積神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(CNN)評估殼元件有效板厚的方法。針對鋼結(jié)構(gòu)屈曲行為,文獻(xiàn)[5]對薄壁箱形受壓構(gòu)件的屈曲行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,探究了局部板屈曲和整體柱屈曲的相互作用行為。文獻(xiàn)[6]根據(jù)Flügge殼理論和Eringen的非局部彈性理論,推導(dǎo)出非局部各向異性薄壁圓柱殼在軸向壓力、扭轉(zhuǎn)和外壓聯(lián)合作用下的平衡控制方程。文獻(xiàn)[7]針對H型截面提出“屈曲鉸”的概念,并對“屈曲鉸”的耗能形式展開了研究。

在CFRP加固研究方面,文獻(xiàn)[8]對粘貼CFRP的3種長細(xì)比鋼板進(jìn)行了壓縮實(shí)驗(yàn),提出黏結(jié)碳纖維板的鋼板承載力估算方法。文獻(xiàn)[9]研究了膠層類型、膠層厚度和CFRP板黏結(jié)長度對黏結(jié)性能的影響,建立了CFRP板-鋼界面的黏結(jié)-滑移模型。文獻(xiàn)[10]基于實(shí)驗(yàn)研究了CFRP/膠黏劑/SPCC組合薄層壓板在軸向和彎曲載荷下的應(yīng)力應(yīng)變性能和破壞模式。文獻(xiàn)[11]對CFRP加固圓錐殼在均勻外壓下的線性和非線性屈曲進(jìn)行了研究。結(jié)果表明,CFRP加固可以提高此類結(jié)構(gòu)的剛度和屈曲強(qiáng)度。文獻(xiàn)[12]研究了在偏心荷載下CFRP薄壁組合柱的屈曲和極限狀態(tài),結(jié)果表明,偏心壓縮荷載對被測結(jié)構(gòu)的屈曲和屈曲后承載力影響較大。文獻(xiàn)[13]研究了CFRP加固鋼梁在沖擊載荷下的響應(yīng),比較了CFRP厚度和長度對結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)的影響。文獻(xiàn)[14]針對黏合層增強(qiáng)的CFRP接頭黏結(jié)過早失效問題,研究了準(zhǔn)靜態(tài)和沖擊下的承載能力。

雖然國內(nèi)外諸多學(xué)者對鋼材腐蝕、屈曲及CFRP加固做了大量研究工作,但現(xiàn)有研究較少涉及CFRP加固腐蝕后風(fēng)電塔筒結(jié)構(gòu),且風(fēng)電塔筒徑厚比較大,腐蝕及CFRP加固對結(jié)構(gòu)屈曲及滯回耗能機(jī)制的影響尚不明確,因此本文以實(shí)際海上工程為背景,開展腐蝕及CFRP加固對風(fēng)電塔筒屈曲及耗能機(jī)制影響的研究。

1 工程背景與風(fēng)電塔筒加固方式

本文以江蘇省如東縣某海上風(fēng)電塔結(jié)構(gòu)為背景,該風(fēng)電塔結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)見圖1。為明確腐蝕及CFRP加固對風(fēng)電塔筒屈曲及滯回性能的影響,本文選取腐蝕速度最快的浪濺區(qū)塔筒為研究對象開展研究。

圖1 風(fēng)電結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)(m)

實(shí)地測得該海域最大可能潮差6.76 m,浪花飛濺最大高度為0.74 m,則浪濺區(qū)總高度H=7.50 m。該區(qū)域位于風(fēng)電塔筒結(jié)構(gòu)第三段,其外徑為2.25 m,未腐蝕前壁厚50 mm,材料為Q345B鋼材?？紤]該區(qū)段上部結(jié)構(gòu)總重作為該區(qū)段豎向荷載,上部結(jié)構(gòu)包括風(fēng)輪葉片、輪轂、機(jī)艙及上中部塔筒,總質(zhì)量為354 058 kg,對應(yīng)豎向壓力F=3 469.77 kN。

本文采用CFRP對風(fēng)電塔筒腐蝕區(qū)域進(jìn)行局部加固,見圖2。一方面CFRP與風(fēng)電塔筒協(xié)同受力,承擔(dān)部分荷載,起到加固效果;另一方面,CFRP可以在鋼材表面與海水之間形成一道保護(hù)層,起到良好的防腐效果。

圖2 CFRP加固風(fēng)電塔

2 CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪實(shí)驗(yàn)

由于海上風(fēng)電塔結(jié)構(gòu)所處環(huán)境晝夜溫差大,晝間塔筒表面溫度最高可達(dá)60 ℃以上,因此單剪實(shí)驗(yàn)設(shè)置常溫(25 ℃)和高溫(60 ℃)兩種工況,CFRP粘貼方式為單面粘貼一層25 mm寬CFRP浸漬布材,L=300 mm,不同工況試件具體參數(shù)見表1。

表1 CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪實(shí)驗(yàn)工況

實(shí)驗(yàn)構(gòu)件采用Q345B鋼,CFRP采用卡本CFS-I-200布材,浸漬膠采用卡本CFSR-A/B膠,單剪實(shí)驗(yàn)試件尺寸及加載示意見圖3。

圖3 CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪實(shí)驗(yàn)(mm)

不同實(shí)驗(yàn)工況下結(jié)構(gòu)破壞狀態(tài)見圖4。實(shí)驗(yàn)表明,常溫及高溫狀態(tài)下結(jié)構(gòu)破壞均表現(xiàn)為CFRP鋼接合部位最先出現(xiàn)纖維斷裂,并逐步發(fā)展導(dǎo)致構(gòu)件破壞,CFRP與鋼材內(nèi)部間膠體未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象。

圖4 CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪破壞形態(tài)

結(jié)合圖5可以看出,常溫狀況下試件最大拉力為5.22 kN,高溫狀況下最大拉力為4.51 kN,下降18.3%。碳纖維的耐高溫性能好,但是高溫下黏結(jié)劑會出現(xiàn)軟化現(xiàn)象,這導(dǎo)致了高溫實(shí)驗(yàn)下試件的拉力-位移曲線斜率較常溫下變小。但60 ℃尚未達(dá)到膠體玻璃化溫度,因此構(gòu)件最終破壞形態(tài)表現(xiàn)仍為纖維斷裂破壞。

圖5 CFRP-鋼單剪實(shí)驗(yàn)拉力-位移曲線

在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上,利用ABAQUS軟件建立CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪實(shí)驗(yàn)有限元模型,見圖6。在有限元模型建立時(shí)假定CFRP與鋼界面之間無滑移,膠結(jié)材料簡化為綁定約束。

圖6 CFRP-鋼結(jié)構(gòu)有限元模型

在定義材料本構(gòu)時(shí),CFRP材料在彈性階段采用“ENGINEERING CONSTANTS”模型,在材料破壞階段采用“HASHIN DAMAGE”模型,材料屬性見表2。

表2 CFRP材料本構(gòu)參數(shù)

對比CFRP-鋼結(jié)構(gòu)有限元模擬和實(shí)驗(yàn)所得拉力-位移曲線及構(gòu)件破壞情況,見圖7。

從圖7可以看出,在加載初期,模擬值與實(shí)驗(yàn)值基本重合且均處于線彈性狀態(tài),在經(jīng)過彈性段后模擬值出現(xiàn)拉力峰值點(diǎn),最大拉力為5.3 kN,此時(shí)纖維在CFRP與鋼黏結(jié)端部處出現(xiàn)斷裂,結(jié)構(gòu)失去承載力;實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示出多個(gè)峰值點(diǎn),達(dá)到第一個(gè)峰值時(shí)拉力為4.8 kN,左側(cè)纖維絲在CFRP鋼黏結(jié)端部出現(xiàn)斷裂,造成承載力小幅度下降,右側(cè)纖維繼續(xù)承載使得拉力回升至4.9 kN,直至拉力達(dá)到5.2 kN時(shí)纖維全部斷裂,失去承載能力。從結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)及拉力和位移關(guān)系可以看出,在有限元模擬中將CFRP與鋼黏結(jié)關(guān)系簡化為綁定關(guān)系是可行的。

3 腐蝕對在役薄壁塔筒滯回性能影響

3.1 腐蝕塔筒簡化建模

根據(jù)浪濺區(qū)腐蝕特點(diǎn),利用Python語言編寫塔筒隨機(jī)腐蝕坑腳本,結(jié)合ABAQUS軟件建立高度2 400 mm,外徑460 mm,壁厚6 mm,腐蝕率P分別為5%、10%、15%和20%的4組隨機(jī)腐蝕結(jié)構(gòu)模型,見圖8。隨機(jī)腐蝕塔筒表面的隨機(jī)腐蝕坑大小、數(shù)量及分布規(guī)律遵循正態(tài)分布,并按照式(1)、(2)計(jì)算。

圖8 隨機(jī)腐蝕結(jié)構(gòu)模型

(1)

式中:σ為標(biāo)準(zhǔn)差;μ為平均值;h為腐蝕坑深度。

(2)

式中:dn(t)為時(shí)間t所對應(yīng)的腐蝕深度;d∞為腐蝕極限深度;t為腐蝕時(shí)間;Tst為腐蝕開始的時(shí)刻;TL為結(jié)構(gòu)壽命或結(jié)構(gòu)維護(hù)保養(yǎng)時(shí)刻。

在隨機(jī)腐蝕模型基礎(chǔ)上,建立10組腐蝕率為0%～20%均勻變化的等效腐蝕模型,腐蝕程度由均勻的壁厚削減表征。模型材料為Q345B鋼材,研究中不考慮腐蝕對材料本構(gòu)關(guān)系的影響,鋼材本構(gòu)按照表3進(jìn)行取值[15]。

表3 Q345B鋼材本構(gòu)參數(shù)

對比等效腐蝕與隨機(jī)腐蝕模型推覆分析所得F-Δ曲線見圖9,隨機(jī)腐蝕結(jié)構(gòu)與均勻腐蝕存在對應(yīng)關(guān)系,通過對比隨機(jī)腐蝕與均勻腐蝕結(jié)構(gòu)的反力及位移關(guān)系可知,其差異值均在2%以內(nèi),可以滿足用均勻等效腐蝕建模代替隨機(jī)腐蝕建模的計(jì)算精度。

圖9 等效腐蝕與隨機(jī)腐蝕F-Δ曲線

根據(jù)腐蝕率與反力對應(yīng)關(guān)系可以得到隨機(jī)腐蝕率與均勻腐蝕率之間的擬合關(guān)系,由擬合結(jié)果可知隨機(jī)腐蝕率與等效腐蝕率滿足式(3)所示關(guān)系:

(3)

式中:PE為等效腐蝕率;T為防腐涂層壽命;t為結(jié)構(gòu)服役時(shí)間;結(jié)構(gòu)腐蝕參數(shù)取A=1.423,n=0.6。

根據(jù)式(3)可以計(jì)算出不同腐蝕時(shí)間所對應(yīng)的塔筒等效腐蝕率,進(jìn)而得到不同區(qū)段塔筒的等效壁厚,見表4。

表4 浪濺區(qū)塔筒等效腐蝕厚度

根據(jù)浪濺區(qū)塔筒等效腐蝕厚度,建立不同腐蝕年限的風(fēng)電塔筒浪濺區(qū)有限元模型見圖10。塔筒及CFRP均采用S4R單元,循環(huán)荷載作用下Q345B材料本構(gòu)選用ABAQUS中的Combined的模型,材料硬化參數(shù)按照表3取值。

圖10 塔筒結(jié)構(gòu)有限元模型

在軟件中首先施加豎向荷載,按照實(shí)際結(jié)構(gòu)上部荷載施加3 469.8 kN豎向力。橫向加載采用位移控制,結(jié)構(gòu)屈服前以0.2δy為增量進(jìn)行逐級遞增加載,屈服后采用整數(shù)倍的δy進(jìn)行循環(huán)加載,加載到10δy結(jié)束。結(jié)構(gòu)屈服位移為[16]

(4)

(5)

式中:h為水平荷載作用高度;I為斷面極慣性矩;σyN為材料屈服強(qiáng)度;N為軸向作用力;A為構(gòu)件截面面積;W為斷面系數(shù)。

3.2 腐蝕結(jié)構(gòu)反力-位移滯回曲線分析

在循環(huán)荷載作用下,不同結(jié)構(gòu)頂部反力-位移滯回曲線見圖11。分析可知,隨腐蝕時(shí)間增加,滯回曲線的“捏縮”效應(yīng)越來越明顯。無腐蝕與有腐蝕結(jié)構(gòu)均在第8次循環(huán)加載時(shí)達(dá)到最大反力值,但反力值下降明顯,且結(jié)構(gòu)在經(jīng)過最大反力點(diǎn)后開始出現(xiàn)局部屈曲,且達(dá)到局部曲屈后水平反力峰值下降趨勢加劇,腐蝕年數(shù)增加導(dǎo)致塔筒壁厚進(jìn)一步減小,進(jìn)而導(dǎo)致屈曲提前發(fā)生。

圖11 不同腐蝕結(jié)構(gòu)頂部反力-位移曲線

提取結(jié)構(gòu)反力-位移骨架曲線,見圖12。從圖中可以看出,在往復(fù)荷載作用下,結(jié)構(gòu)均經(jīng)歷了彈性、塑性發(fā)展、反力下降及破壞4個(gè)階段。在第一階段,骨架曲線均呈線性關(guān)系。隨著加載位移增大,骨架曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折,結(jié)構(gòu)剛度開始出現(xiàn)下降趨勢,試件屈服并逐漸進(jìn)入塑性階段。當(dāng)水平荷載達(dá)到最大值后,曲線開始下降,結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度進(jìn)一步減小,直到結(jié)構(gòu)破壞。此外,不同壁厚結(jié)構(gòu)的骨架曲線之間均有明顯分離,說明腐蝕不僅引起結(jié)構(gòu)初始剛度變化還會引起結(jié)構(gòu)水平反力的明顯減小。

圖12 不同結(jié)構(gòu)的反力-位移骨架曲線

3.3 腐蝕結(jié)構(gòu)剛度退化及延性分析

《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[17]中規(guī)定試件的剛度可用反力-位移骨架曲線的割線剛度Ki來表示,Ki可按式(6)計(jì)算:

(6)

式中:Fi、-Fi分別為第i次循環(huán)時(shí)推向、拉向峰值點(diǎn)的荷載,Δi、-Δi分別為第i次循環(huán)時(shí)推向、拉向峰值點(diǎn)的位移。

由圖13可以看出,不同結(jié)構(gòu)的剛度退化規(guī)律趨于一致。加載初期,結(jié)構(gòu)處于彈性階段,剛度基本保持不變;加載至屈服位移后,結(jié)構(gòu)剛度出現(xiàn)顯著退化,在位移達(dá)到5δy后,退化降幅開始逐漸降低。由于腐蝕后截面尺寸變小,彈性階段發(fā)展較快,導(dǎo)致腐蝕程度越高的結(jié)構(gòu)其剛度退化速度越快。

圖13 結(jié)構(gòu)剛度退化曲線

4 CFRP局部加固對腐蝕結(jié)構(gòu)滯回性能影響

對不同腐蝕工況的塔筒結(jié)構(gòu)粘貼2層和4層CFRP,并使CFRP受拉方向與塔筒環(huán)向保持一致。利用ABAQUS對不同加固工況進(jìn)行低周往復(fù)加載數(shù)值模擬。

4.1 CFRP局部加固對結(jié)構(gòu)滯回曲線的影響

提取CFRP加固腐蝕30 a結(jié)構(gòu)的滯回曲線及骨架曲線,見圖14。對于2層CFRP加固的結(jié)構(gòu),最大承載力和結(jié)構(gòu)屈曲分別出現(xiàn)在第9次及第10次循環(huán)加載,相對于為加固結(jié)構(gòu),屈曲時(shí)間延緩。對于4層CFRP加固的結(jié)構(gòu),最大承載力和結(jié)構(gòu)屈曲分別出現(xiàn)在第10次及第11次循環(huán)加載,屈曲后結(jié)構(gòu)承載力隨之下降。CFRP層數(shù)的增加使得鋼材屈曲后CFRP能夠繼續(xù)承擔(dān)較大的外力,不至于使得CFRP產(chǎn)生快速破壞。

圖14 CFRP加固腐蝕30 a塔筒結(jié)構(gòu)

4.2 CFRP加固對結(jié)構(gòu)屈曲的影響

腐蝕30 a結(jié)構(gòu)加固前后的骨架曲線及結(jié)構(gòu)屈曲特征見圖15。由圖15(a)可知,對于腐蝕后結(jié)構(gòu),當(dāng)加載至其最大承載力時(shí)結(jié)構(gòu)開始出現(xiàn)屈曲,當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)展為“象足式”屈曲時(shí)承載能力開始下降。當(dāng)結(jié)構(gòu)承載力降低到最大承載力的85%以下,結(jié)構(gòu)破壞,塔筒的“象足式”屈曲變成“褶曲”變形。CFRP加固使得結(jié)構(gòu)由集中的“象足式”屈曲轉(zhuǎn)化為范圍更大的“褶皺式”屈曲,進(jìn)而使得結(jié)構(gòu)反力下降速度減緩。但由于CFRP的破壞特性,當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到最大承載力后,經(jīng)過兩次循環(huán)加載結(jié)構(gòu)就達(dá)到破壞狀態(tài)。

圖15 30 a腐蝕結(jié)構(gòu)反力-位移曲線

4.3 CFRP加固對結(jié)構(gòu)耗能機(jī)制影響

圖16為腐蝕30 a的結(jié)構(gòu)及加固后底部屈曲位置材料的等效塑性應(yīng)變值(equivalent plastic strain,PEEQ)。由圖16(b)可知,未腐蝕結(jié)構(gòu)的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.58,腐蝕后結(jié)構(gòu)最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.60,由于腐蝕后結(jié)構(gòu)“屈曲鉸”出現(xiàn)時(shí)間早,因此“屈曲鉸”耗能代替了材料塑性耗能,導(dǎo)致腐蝕后結(jié)構(gòu)屈曲部位塑性發(fā)展較快。在使用2層及4層CFRP加固后結(jié)構(gòu)最大等效塑性應(yīng)變最大值降低為0.40和0.30,且整個(gè)塔筒圓周范圍內(nèi)的PEEQ值均小于未腐蝕結(jié)構(gòu)。

結(jié)合圖17中PEEQ值沿結(jié)構(gòu)高度變化對比分析可知,未使用CFRP加固的結(jié)構(gòu)在距結(jié)構(gòu)底部500～1 000 mm處屈曲幅度最大,材料塑性應(yīng)變發(fā)展快,整個(gè)塑性區(qū)長度為2 000 mm,腐蝕后結(jié)構(gòu)的塑性區(qū)長度減小為1 800 mm,腐蝕后結(jié)構(gòu)的耗能形式由材料塑性變形耗能向“屈曲鉸”耗能轉(zhuǎn)變。在使用2層及4層CFRP加固后的結(jié)構(gòu)其塑性區(qū)長度分別為2 300 mm和3 800 mm,CFRP加固在減緩結(jié)構(gòu)屈曲的同時(shí)也擴(kuò)大了材料塑性區(qū)的長度,使結(jié)構(gòu)由“屈曲鉸”耗能向塑性耗能轉(zhuǎn)變,從而提高了結(jié)構(gòu)的整體耗能能力和材料的利用效率。

圖17 PEEQ沿結(jié)構(gòu)高度變化

對于不同結(jié)構(gòu)的滯回耗能總量對比見圖18,腐蝕導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體耗能能力降低,但CFRP加固后結(jié)構(gòu)整體耗能能力顯著提高,除腐蝕30 a的加固結(jié)構(gòu)外,腐蝕10 a及20 a的結(jié)構(gòu)耗能總量均能在加固后達(dá)到甚至超過未腐蝕結(jié)構(gòu)的水平。

圖18 不同結(jié)構(gòu)滯回耗能總量

5 結(jié) 論

本文開展了不同溫度下CFRP-鋼結(jié)構(gòu)單剪破壞形態(tài)及腐蝕和CFRP加固對風(fēng)電塔筒結(jié)構(gòu)屈曲及滯回性能影響的研究,得出以下結(jié)論:

1)高溫狀態(tài)下,膠層的軟化現(xiàn)象對CFRP-鋼結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)影響較小,在數(shù)值模擬時(shí)可以用簡化的綁定約束代替CFRP和鋼之間的膠結(jié)作用;

2)循環(huán)荷載作用下腐蝕導(dǎo)致風(fēng)電塔筒提前屈曲,結(jié)構(gòu)剛度退化加速,延性降低,材料塑性耗能比例減小,“屈曲鉸”耗能比例增加,整體耗能能力下降;

3)CFRP加固可以延緩結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下屈曲的發(fā)生,“屈曲鉸”耗能比例相應(yīng)減小,材料塑性區(qū)域擴(kuò)大,整體耗能能力提升。