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)教育部重點實驗室(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細(xì)比這兩個參數(shù)，對7個液壓成型的X65/316L雙金屬復(fù)合管試件進行了試驗研究．試驗內(nèi)容包括材性測試、幾何初始缺陷3D掃描測量和壓彎承載力試驗．通過對比各試件的受力過程、破壞形態(tài)及數(shù)據(jù)結(jié)果，分析試件長細(xì)比和荷載偏心距對復(fù)合管壓彎承載性能的影響．試驗結(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，基于換算截面法對復(fù)合管截面進行等效換算，然后根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)中a類截面鋼管的壓彎失穩(wěn)承載力公式計算復(fù)合管極限承載力，并將承載力試驗結(jié)果與換算截面法計算值相比較．對比結(jié)果表明采用換算截面法考慮襯管的貢獻(xiàn)計算得到的復(fù)合管壓彎試件承載力與試驗值吻合較好，平均誤差小于10%且偏于安全．對比分析表明采用換算截面法設(shè)計雙金屬復(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)合情況可分為機械式復(fù)合管[4]和冶金式復(fù)合管，由于工藝簡單價格低廉目前機械式復(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使海底管道處于受彎狀態(tài)，因此復(fù)雜的海洋環(huán)境會對海底管道產(chǎn)生壓彎作用，嚴(yán)重時會導(dǎo)致管道截面發(fā)生畸變，影響油氣資源的運送．

目前針對雙金屬復(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，分別對襯管、位于基管內(nèi)的襯管和復(fù)合管進行軸壓試驗．Bu等[6]對復(fù)合管軸壓性能進行了試驗研究，并用有限元法進行參數(shù)研究. Fathi[7]從理論和試驗上，對耐腐蝕合金內(nèi)襯在機械式復(fù)合的基管中由于軸向壓縮而產(chǎn)生的局部屈曲行為進行研究．Peek等[8]提出了軸壓作用下復(fù)合管軸對稱起皺問題的分岔解析解，并利用有限元模型進行驗證．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，進行了循環(huán)彎曲試驗，以評估制造和循環(huán)塑性彎曲對襯管變形性能的影響．Tkaczyk等[10-13]對復(fù)合管進行了多循環(huán)塑性彎曲試驗以模擬卷筒鋪設(shè)安裝，試驗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)焊縫對襯管完整性的影響.

綜上所述，現(xiàn)有研究中缺乏對復(fù)合管壓彎性能的研究，且目前工程中所采用的設(shè)計原則為基管滿足設(shè)計允許應(yīng)力而不考慮襯管的作用[15]，因此有必要對雙金屬復(fù)合管構(gòu)件壓彎性能進行研究，探索考慮襯管對承載力貢獻(xiàn)的設(shè)計方法．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，對液壓成型的機械式雙金屬復(fù)合管壓彎構(gòu)件進行壓彎承載力試驗，并將所求結(jié)果與承載力試驗結(jié)果對比并進行分析．

1?試驗概況

1.1?試件設(shè)計

試驗所用的雙金屬復(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7個雙金屬復(fù)合管長柱試件進行壓彎試驗．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)和基管正則化長細(xì)比n(0.492、1.032、1.475)．試件長度按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[16]中的正則化長細(xì)比計算公式確定．試件的實測參數(shù)列于表1，表中e為試件兩端鉸接轉(zhuǎn)動接觸面間的距離，為有效長度．

1.2?初始缺陷測量

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，試件制作前對每個試件進行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．采用測量3D模型距管端100mm處的管道截面和跨中截面外徑并計算不圓度[15]，將試件的三維模型與理想圓管進行比對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?加載與測量方案

試驗采用2000kN液壓千斤頂進行加載，為減少重力對試驗結(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，刀鉸加載時可在水平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)，試驗裝置如圖4所示．在試件加載前進行對中、調(diào)平；安裝完成后，對試件施加20kN的荷載進行預(yù)加載，檢查試驗儀器正常工作后，正式開始試驗．

每個試件上共布置位移計8個，在試件加載端對稱布置4個，中部布置2個，固定端布置2個，測點布置如圖5(a)所示．試件中部布置的5號位移計用來測量跨中截面失穩(wěn)平面內(nèi)的水平位移，6號位移計用于測量試件的平面外位移．加載端的位移計，用于計算支座轉(zhuǎn)角和試件的軸向變形．固定端的位移計，用于計算單刀鉸轉(zhuǎn)角．通過測量結(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個軸向應(yīng)變片，柱中布置8個應(yīng)變片，其中包含軸向應(yīng)變片4個(SG-5、SG-6、SG-7、SG-8)、環(huán)向應(yīng)變片4個(SG-9、SG-10、SG-11、SG-12)，測點位置如圖5(b)所示．

圖4?試驗裝置

圖5?測點布置

1.4?材性試驗

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

圖6?單調(diào)拉伸試驗裝置

表3?拉伸試驗材料力學(xué)性能

Tab.3?Material properties of tensile coupon tests

2?試驗結(jié)果及分析

2.1?試驗過程及破壞形態(tài)

試驗采用水平千斤頂進行加載，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．開始正式加載前對試件進行預(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、位移計等監(jiān)測設(shè)備是否正常.試驗過程中以1mm/min的位移增量勻速施加荷載.當(dāng)試驗試件發(fā)生較大變形后停止加載并進行卸載.

試件從開始加載至荷載達(dá)到極限承載力的70%左右時，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，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．在試件進入承載力下降階段時，試件平面內(nèi)的水平位移快速增長，同時試件跨中的水平位移增長速度加快，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，左右兩個單刀鉸向試件壓彎方向轉(zhuǎn)動．而試驗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，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)生軸向位移的同時產(chǎn)生較大的跨中撓度．試驗得到3種長細(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，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，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)可知試件長細(xì)比越大，剛度越小達(dá)到極限荷載時的面內(nèi)位移越大．試件承載力與偏心距呈正比，與長細(xì)比呈負(fù)相關(guān)性．由圖9(b)可知長細(xì)比小的試件相比長細(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，長細(xì)比和荷載偏心距越大，試件達(dá)到承載力峰值時的軸向位移越大．

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

試驗過程中，在試件中部位置共布置8片應(yīng)變片，用于測量軸向和環(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．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)到屈服后進入彈塑性發(fā)展階段，達(dá)到極限承載力時試件受壓側(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，試件受壓與受拉側(cè)均發(fā)生屈服，但長細(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，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?承載力計算

目前雙金屬復(fù)合管結(jié)構(gòu)的承載力計算方法為只考慮基管承載力，而襯管則只考慮對耐蝕方面的作?用[15,17]．這種設(shè)計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．因此本文參考碳纖維加固構(gòu)件的承載力計算方法，利用換算截面法[18]計算復(fù)合管在壓彎作用下的極限承載力，將襯管視為對基管的加固，將復(fù)合管內(nèi)部襯管實際截面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，計算修正后的復(fù)合構(gòu)件長細(xì)比，再按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[16]中的壓彎構(gòu)件穩(wěn)定計算公式驗算偏心受壓構(gòu)件的穩(wěn)定承載力，并將計算結(jié)果與試驗值和基管承載力對比．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)件長細(xì)比為

式中：為復(fù)合構(gòu)件長細(xì)比；0為受壓構(gòu)件有效計算長度；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)計算復(fù)合管構(gòu)件在壓彎作用下的極限承載力．

表4為計算結(jié)果對比，結(jié)果表明換算截面法計算結(jié)果c和基管承載力計算結(jié)果o均小于試驗值，換算截面法的平均誤差為7.53%，能較好地估計雙金屬復(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．

表4?計算結(jié)果與試驗值比較

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細(xì)比為參數(shù)對7根雙金屬復(fù)合管構(gòu)件進行壓彎試驗研究，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，并用截面換算法對復(fù)合管在壓彎作用下的極限承載力進行計算，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，與長細(xì)比成反比．

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

(3) 相對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)合管極限承載力計算方法有待進一步研究．

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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.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51879143)；國家自然科學(xué)基金優(yōu)秀青年科學(xué)基金資助項目(51922001)；應(yīng)急管理部消防救援局重點攻關(guān)項目(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)