碳纤维增强聚合物加固含腐蚀缺陷的YY型管节点静力性能分析*

时间：2024-09-03

宋纪贵邵永波杨冬平

（1.西南石油大学机电工程学院四川成都 610500；2.中石化胜利油田分公司技术检测中心山东东营 257062）

导管架式海洋平台作为目前浅海海域石油开采普遍采用的结构形式，其钢材由于长期处于盐雾、潮气和海水等腐蚀环境中，加之水流、泥沙、冰棱和其他漂浮物的冲蚀，产生了不可逆转的腐蚀缺陷，会影响海洋平台的力学性能，从而降低结构的强度和承载力，最终影响平台的可靠性。尤其在导管架平台节点部位，由于该部位存在应力集中现象，腐蚀缺陷的存在更容易使节点部位过早进入失效。

通常采用对管节点加固的方法改善腐蚀缺陷导致的导管架平台节点部位承载力降低的问题，目前的加固方法包括填充焊、灌浆加固、环口板加固、内置加劲环加固、内置插板加固、套管加固、主管管壁加厚加固、外加劲肋板加固和外置垫板加固等。这些方法普遍采用较重的加固件（如钢板、砂浆等）增加结构自重，且施工过程中常采用焊接等技术，因而增加了节点部位的残余应力。2008年以后，碳纤维增强聚合物（CFRP）以其密度低、强度高、弹性好、耐腐蚀、补强缠绕、铺设方式灵活、施工简便和成本低等方面的特点和优势，成为导管架平台维修加固应用的研究对象。

CFRP在加固管结构中的应用始于加固钢管构件，包括加固油气管道[1-2]和空心钢管[3-9]。从2008年开始，国内外学者将研究方向转变为CFRP加固管结构中的节点部位。陈团海等[10]采用有限元仿真模拟的方法研究了CFRP修复平台中含裂纹的管节点，发现修复后的管节点裂纹尖端的应力强度因子及极限载荷都有较大变化，但结果的可靠性未经实验结果验证。Aguilera和Fam[11-12]通过试验测试研究了采用FRP提高T型方钢管节点腹板局部屈曲能力。宋生志等[13]和Lesani等[14-15]研究了采用CFRP加固圆钢管T型管节点在轴压作用下的极限承载力，发现采用CFRP加固后T型管节点的静力承载力可得到明显提高。Fu等[16]研究了CFRP加固K型管节点的静力承载力，发现经CFRP加固后K型管节点的承载力也得到较为显著的提升。Hosseini等[17]研究了CFRP加固后的T型管节点在承受不同类型载荷时的应力集中系数降低情况，从而定性评价了CFRP加固后的T型管节点在疲劳性能上的改善。

上述研究主要集中在T型和K型管节点等平面节点上，而对CFRP加固空间节点方面的研究仍然较少。导管架平台是最常见的焊接管结构，在海洋环境中易受腐蚀而导致钢管壁厚减小，影响节点承载力。本文以导管架平台中常见的空间YY型管节点为对象，研究CFRP加固含腐蚀缺陷YY型管节点的静力承载力改善情况，以期推广CFRP在修复和加固导管架平台结构中的应用。

1 试验测试

1.1 试验装置及仪器

本次测试在西南石油大学工程结构安全研究中心YJ-IID型结构力学组合实验装置上进行，该装置油缸行程为150 mm，可施加的最大载荷量程为300 kN。通过YHD-100型位移传感器（量程±50 mm，全程输出20 000με，灵敏度系数2.00）采集实验装置上试件各点的位移；采用u T7110Y型静态应变仪（量程0～±30 000με，应变阻值60～1 000Ω，分辨率0.1με）读取位移传感器的应变数据。

1.2 管节点材料特性和试件尺寸

YY型管节点钢管材料为20号钢，泊松比0.3，密度7.85 g/cm3。标准拉伸实验测得的试件主管弹性模量204 GPa，屈服强度294 MPa，极限强度488 MPa；支管的弹性模量199 GPa，屈服强度350 MPa，极限强度475 MPa，如图1所示。YY型管节点试件中的主管和支管按照胜利油田海域中导管架平台管件尺寸进行等比例缩尺设计，采用主管径厚比、支管径厚比、主管和支管直径比与足尺度相近的原则，将目前处于服役期的海洋导管架平台中含腐蚀缺陷的YY型管节点进行缩尺（表1）。试验设计2个试件：未缠绕CFRP的含腐蚀缺陷YY型管节点试件（以下简称YY-1试件）和缠绕CFRP加固含腐蚀缺陷的YY型管节点试件（以下简称YY-1-C试件），2个试件在钢管材料和节点尺寸上完全一致，如图2所示。

图1 YY型管节点20号钢材料屈服强度Fig.1 Yield strength of 20＃steel tube materials of YY tube joints

表1 YY型管节点尺寸参数Table1 Dimension parameter of YY tube joints

图2 YY型管节点几何构造及尺寸（单位：mm）Fig.2 Configuration and dimensions of YY tube joints specimen（unit：mm）

在导管架平台中，管件和节点腐蚀的位置、深度和范围等都是随机的，因此试验根据腐蚀对节点承载力的影响程度而确定具体位置。另外，由于沿着焊趾轮廓存在显著的应力集中，该区域在节点受载时一般首先进入屈服，所以腐蚀位置应选取在管节点的焊缝周围区域。当腐蚀发生后，腐蚀的钢材强度很低，可视为失去承载力，试验根据腐蚀区的腐蚀深度和宽度对管件壁厚进行切割，通过这种降低管件壁厚的方法来模拟腐蚀缺陷。管节点的腐蚀有整体腐蚀和局部腐蚀两大类，试件设计主要考虑局部腐蚀对管节点极限承载力的影响，且假定腐蚀沿管件轴向呈均匀分布。根据实际情况下平台为大面积浅腐蚀进行有限元模拟，参照SY/T 6151—2009《钢质管道管体腐蚀损伤评价方法》最大允许纵向长度计算方法[18]，在主管与支管相贯区域的主管表面加工出长度为520 mm，深度为0.5 mm（腐蚀深度为壁厚的8%）的腐蚀槽，如图3所示。腐蚀位置只选取主管表面，是因为当承受支管轴力作用时，支管厚度的降低对节点承载力影响远远小于主管厚度减小带来的影响。局部腐蚀的计算公式表明，CFRP的缠绕长度应大于腐蚀槽的长度[19-20]。在考虑试验操作误差的条件下，本次试验缠绕试件的CFRP取值为：Lcfrp1-EXP=1 400 mm，Lcfrp2-EXP=300 mm，其中Lcfrp1-EXP表示试件主管上包裹CFRP的长度，Lcfrp2-EXP表示试件支管上包裹CFRP的长度。

图3 YY型管节点腐蚀槽位置及尺寸示意图（单位：mm）Fig.3 Corrosion location and size of YY tube joints（unit：mm）

将CFRP碳纤维束方向作以下定义：与主管轴向平行时为0°方向铺设，与主管/支管轴向垂直时为90°方向铺设，与主管轴向相交45°时为45°方向铺设。为了缓解主管由于受径向压力而导致的下表面轴向方向的拉伸变形，需要沿主管轴向（0°方向）粘贴CFRP；为了缓解主管由于受压而产生的向其两侧沿主管环向方向的拉伸变形，需要沿主管环向（90°方向）粘贴CFRP；YY型管节点主管在相贯区域正应力方向较复杂，为了施工方便，在主管上增加45°方向铺设的CFRP，与0°和90°方向共同缓解相贯区域的拉伸变形。参考宋生志等[13]提出的CFRP粘贴层数和方向（2层0°方向，2层90°方向）对TT型管节点承载力的影响，认为本次试验由于受力比TT管节点更加复杂，所以设计方案为YY-1-C试件的主管和支管均粘贴6层CFRP，同时由于支管受轴压作用，受力相对简单，所以CFRP粘贴时不采用45°方向铺设，如表2所示。试验采用的碳纤维布的型号为T200-12K，CFRP加固方向及范围如图4所示。

表2 YY型管节点的CFRP铺设顺序Table2 CFRP laying sequence of YY tube joints

图4 YY型管节点CFRP加固方向及范围Fig.4 Locations and placement of CFRP of YY tube joints

由于主管上有腐蚀坑，在粘贴CFRP时先采用环氧树脂胶将腐蚀槽填平，从而确保粘贴时主管与CFRP紧紧贴合。粘贴时，第1层CFRP需要与主管之间紧密接触，保证无空隙、无气泡；其余5层之间需要用滚筒将层与层之间压实，防止粘贴时产生气泡而导致晾干之后出现鼓包现象，进而影响试验效果。

1.3 加载方案

分别对YY-1试件和YY-1-C试件进行轴压试验。为了准确记录轴压试验数据，固定试件时先将试件两端的端板左右对称放置在试验机下方的支座上；不施加轴压的支管固定在试验装置后面可移动的支架上（图5a）。试验机轴向载荷量程为300 k N，轴向位移量程为150 mm，通过上方的液压缸和压头上方的液压缸向端板施加竖直向下的载荷（图5b），试件受到沿支管轴向压力作用。试验初期在弹性阶段内，加载速度为12 k N/min；在弹性阶段过渡到塑性阶段时，加载速度为6 k N/min。试验通过静态应变仪以及声发射器实时采集数据。

图5 YY型管节点试验测试方案Fig.5 Test scheme for tubular joints of YY tube joints

由于管节点焊缝区域受力情况复杂，在YY-1试件和YY-1-C试件主要应力集中区域表面，分别粘贴8个三轴应变花监测主管上的应变。在试件上安放3个位移计（LVDT）：第1个放置在管节点主管跨中下表面，以监测主管受压作用下失圆率情况（1号位移计）；第2个放置在冠点正下方主管的侧面，以监测主管受压作用下相对加载位移的变形程度（2号位移计）；第3个放置在支管端板下表面，以监测试件加载位移（3号位移计）。加载过程需实时测量施加在支管端板上的载荷和1号位移计上显示的加载位移。位移计安装以及三轴应变花的分布情况如图6所示。

1.4 试验结果

YY-1试件和YY-1-C试件的载荷-位移曲线如图7a所示。在试验前期，载荷与加载支管端板的位移（3号位移计）读数基本呈线性比例增加，表明结构处于弹性阶段；随着载荷的增加，YY-1试件和YY-1-C试件主管表面逐渐进入到塑性变形阶段。对于YY-1试件，当位移达到22.5 mm，即加载到114.10 k N时，YY-1试件的载荷数值趋于不变。而对于YY-1-C试件，当加载到123.32 k N左右时，试件表面发出胶质崩裂的响声，观察试件在节点处CFRP出现轻微开裂；当加载到146.21 k N左右时，发出第二次胶质崩裂的响声，开裂位置发生轻微扩展；当位移达到25 mm，即载荷增加到160.82 k N左右时，YY-1-C试件的载荷数值趋于不变。由于在实际应用中，位移变形超过20 mm后的结构刚度不能满足使用要求，因此本文将160.82 k N作为YY-1-C试件节点的静力承载力。

从图7a的试验结果可以发现，YY型管节点在经过CFRP加固后，极限承载力得到了显著的提升，YY-1-C试件的极限承载力比YY-1试件的极限承载力提升了40.9%；在节点试件进入屈服（线弹性极限）时，YY-1-C试件的屈服载荷要比YY-1试件的屈服载荷提高约28%，表明采用本文提出的CFRP缠绕方式可以有效延缓节点进入屈服并显著提高节点的极限承载力。由于管节点的静力承载力与管壁厚度的平方成正比，因此可估算得到未含腐蚀缺陷的YY型管节点静力承载力为114.10×（6/5.5）2=135.70 kN；而试验获得的YY-1-C试件节点静力承载力160.82 k N远大于135.70 k N，表明CFRP加固效果显著。

图6 YY型管节点试验位移计及应变花布置（单位：mm）Fig.6 Test placement and locations of strain rosettes and LVDT of YY tube joints（unit：mm）

图7 YY型管节点试件载荷-位移曲线及负荷下椭圆化曲线Fig.7 Load displacement and ovalization curves of YY tube joints

2个试件的负载下椭圆化曲线如图7b所示。在未达到屈服之前，YY-1试件和YY-1-C试件的主管变形发展情况相差不大；当YY-1试件进入屈服后（载荷约114 k N），主管失圆率迅速增加；而YY-1-C试件的主管变形速率快速增加是在载荷达到约146 k N时（即CFRP加固YY型管节点进入屈服阶段时），说明CFRP加固可延缓节点进入屈服，延迟YY型管节点主管变形的快速再增加。

主管表面塑性发展情况可以通过布置的应变花所监测到的应变发展情况来判断，由于应变花测得的是3个方向的线应变，据此得到测点的等效应变为

式（1）中：εe为等效应变；ε1、ε2、ε3为3个方向的线应变。

应变花由于是粘贴在管道表面的，因此表面无法向应变而只有平面应变，即存在2个方向主应变ε1和ε2：

式（2）中：ε0°为0°方向应变；ε90°为90°方向应变；ε45°为45°方向应变。

将加载过程中计算得到的测点表面2个方向的主应变ε1和ε2代入式（1）后，即可得到测点等效应变：

YY-1试件和YY-1-C试件Mises应力发展如图8a、b所示，可以看出：在30、45、60和75 kN的负载下，各点应力值均小于主管钢材屈服强度（294 MPa）；在90 k N负载下，YY-1试件的T4位置超过了主管钢材屈服强度；而在105 k N负载下，YY-1试件大部分应变花的应力已经超过了主管钢材屈服强度，而YY-1-C试件大部分应变花应力未超过屈服应力，说明CFRP加固有效降低了主管表面靠近相贯部位的应力大小和应力集中，延缓了节点的屈服。

YY-1试件和YY-1-C试件的塑性等效应变发展如图8c、d所示，可以看出，经CFRP加固后，YY-1-C试件主管表面应变发展速度明显降低，在同等载荷下各应变花测得的等效塑性应变显著低于YY-1试件的测量值。

图8 YY型管节点应力和应变发展对比Fig.8 Comparison of stress and strain developments of YY tube joints

2 有限元模拟分析

2.1 材料属性

有限元模型中涉及到的材料包括钢材、CFRP和环氧树脂胶黏剂。由钢材拉伸试验得到的应力-应变曲线（图1）可知钢材有明显的塑性流动平台，因此可认为钢材是理想弹塑性材料。CFRP是单向高强度碳纤维布，胶黏剂为环氧树脂胶。由于CFRP材料各向异性，力学性能复杂，所以软件模拟CFRP材料显得尤为重要。由于使用的CFRP为单向纤维，故将有限元模拟中垂直于纤维方向上的强度设定为环氧树脂胶的强度。CFRP及环氧树脂胶的详细材料参数如表4所示。

2.2 有限元模型

采用有限元软件ABAQUS将求解域离散为一系列单元组成的网格，基于位移插值法和最小势能法建立有限元求解方程。采用三维实体建模对YY型管节点进行网格划分，钢管采用8节点六面体线性减缩积分单元（C3D8R）划分网格，这种单元对于严重扭曲的大变形具有很好的适用性，能很好地细化网格。采用四节点曲壳减缩积分单元（S4R）对CFRP进行网格划分。含腐蚀缺陷的YY型管节点共划分为41 310个C3D8R单元，节点总数为64 586个；CFRP共划分为11 865个S4R单元，节点总数为11 974个。多层CFRP与钢管是由环氧树脂胶进行胶结，认为相邻层之间无相对滑动，采用绑定约束条件。有限元分析建立模型时，腐蚀坑深度0.5 mm，填缝剂材料属性对应于环氧树脂胶属性。模型边界约束条件与试验情况相同。

表4 CFRP和环氧树脂胶材料参数Table4 Material properties of CFRP and adhesive

利用有限元软件对模型网格划分时，需要考虑模型的收敛性与计算时间2种因素，由于网格的划分对极限承载力有一定的影响，所以网格的划分采用分区块的形式以匹配试验条件：在应力梯度大、受力复杂的区域（即靠近主管和支管的相贯区域）采用相对精细边长为8 mm的网格，网格单元数多；在应力梯度小、受力简单的区域采用相对粗糙边长为12 mm的网格。粘贴CFRP的腐蚀坑区域为520 mm，支管粘贴CFRP长度为300 mm，为了更好地模拟试验，取主管600 mm、支管300 mm为精细网格区域，这样既能满足计算精度使模型达到收敛，又能节省计算时间。按照这种网格划分方法得到的YY型管节点网格如图9所示。

Hashin失效准则已被证明可以很好地预测复合材料结构的极限载荷[20]，因此在CFRP加固YY型管节点的有限元仿真分析中，采用Hashin准则作为CFRP的失效判据。纤维增强复合材料有4种破坏模式：纤维纵向拉伸破坏、纤维纵向压缩破坏、纤维横向拉伸破坏和纤维横向压缩破坏。当CFRP应力状态满足Hashin准则时，表示CFRP在该方向上失效。

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

2.3 模型验证及失效机理分析

为了验证有限元模型的可靠性，将试件加载过程中的载荷-位移曲线有限元分析结果（FEM）与试验测试结果（EXP）进行对比，如图10所示。可以看出，无论线弹性阶段的刚度还是塑性屈服载荷以及极限承载力，有限元预测结果都非常接近试验测试结果，说明建立的有限元模型可以可靠、有效地用于分析CFRP加固YY管节点的失效过程及失效机理。

图10 YY型管节点试验与有限元模拟的载荷-位移曲线Fig.10 Load-displacement curves of YY tube joint test and FE simulation

图11为试验测试和有限元模拟达到极限承载力时2个节点试件的Mises应力分布情况，可以看出：有限元模拟的失效模式和失效位置与试验观察到的结果十分吻合，说明本文有限元模型的模拟结果是可靠的；由于没有CFRP的约束，YY-1试件在达到极限状态时，主管表面大面积区域进入塑性屈服状态（图11b）；对于YY-1-C试件，由于CFRP的约束作用，达到极限状态时节点发生塑性屈服的区域显著减少（图11d），主管失圆率受到限制，CFRP约束了主管的变形，提高了承载能力。

图11 YY型管节点试验与有限元模拟的失效模式结果对比Fig.11 Comparison of failure modes of YY tube joint test and FE simulation

有限元模型极限承载下YY-1试件主管发生失效的区域如图12所示。由于YY-1试件主管的径向刚度远远小于轴向刚度，主管受支管压力发生凹陷的局部失效区域长度Lcfrp1-FEM（1 125 mm）小于试验中CFRP缠绕的长度Lcfrp1-EXP（1 400 mm），说明CFRP缠绕的长度对于YY-1-C试件是有效的，且CFRP缠绕的长度至少达到1 125 mm时才可有效地提高含有腐蚀缺陷的管节点承载力，超出1 125 mm的部分则对含有腐蚀缺陷的管节点极限承载力影响不大。由于支管受到轴压，当YY-1-C试件达到极限承载力时，支管钢材局部失效区域很小，Lcfrp2-FEM取值300 mm即可满足试验要求。

图12 极限承载下YY-1试件主管发生失效的区域Fig.12 Failure zone occurred in the main part of YY-1 under the limit load