与陆上风电结构相比，海上风电塔长期服役于海洋腐蚀环境中，腐蚀速度约为陆上的4~5倍。根据风电场设施防腐及结构与海水的接触情况，可以将海洋环境分为：大气区、浪溅区、潮汐区、全浸区、海泥区。在浪溅区，由于干湿交替，氧气充足，腐蚀最为严重。遭受腐蚀的风电塔结构在风浪及地震等往复荷载作用下常出现塔筒屈曲及倒塌破坏。

目前国内外诸多学者针对海洋钢结构腐蚀及结构屈曲开展了相应研究。文献[1]研究了Westermost Rough风电场钢结构腐蚀速率，实验中观察到最高腐蚀速率为0.83 mm/a。文献[2]通过对7根锈蚀H型钢柱进行低周加载实验及有限元模拟，研究了腐蚀H型钢柱的力学性能与腐蚀形貌之间的关系。文献[3]基于腐蚀统计规律，运用MATLAB编程结合ANSYS对含随机腐蚀的圆钢管构件进行了轴拉、轴压、剪力作用下力学性能的劣化规律研究。文献[4]通过三维图像测量和有限元分析研究了腐蚀钢板的屈曲行为, 同时提出了一种通过卷积神经网络(CNN)评估壳元件有效板厚的方法。针对钢结构屈曲行为，文献[5]对薄壁箱形受压构件的屈曲行为进行了实验研究，探究了局部板屈曲和整体柱屈曲的相互作用行为。文献[6]根据Flügge壳理论和Eringen的非局部弹性理论，推导出非局部各向异性薄壁圆柱壳在轴向压力、扭转和外压联合作用下的平衡控制方程。文献[7]针对H型截面提出“屈曲铰”的概念，并对“屈曲铰”的耗能形式展开了研究。

在CFRP加固研究方面，文献[8]对粘贴CFRP的3种长细比钢板进行了压缩实验，提出黏结碳纤维板的钢板承载力估算方法。文献[9]研究了胶层类型、胶层厚度和CFRP板黏结长度对黏结性能的影响，建立了CFRP板-钢界面的黏结-滑移模型。文献[10]基于实验研究了CFRP/胶黏剂/SPCC组合薄层压板在轴向和弯曲载荷下的应力应变性能和破坏模式。文献[11]对CFRP加固圆锥壳在均匀外压下的线性和非线性屈曲进行了研究。结果表明，CFRP加固可以提高此类结构的刚度和屈曲强度。文献[12]研究了在偏心荷载下CFRP薄壁组合柱的屈曲和极限状态，结果表明，偏心压缩荷载对被测结构的屈曲和屈曲后承载力影响较大。文献[13]研究了CFRP加固钢梁在冲击载荷下的响应，比较了CFRP厚度和长度对结构冲击响应的影响。文献[14]针对黏合层增强的CFRP接头黏结过早失效问题，研究了准静态和冲击下的承载能力。

虽然国内外诸多学者对钢材腐蚀、屈曲及CFRP加固做了大量研究工作，但现有研究较少涉及CFRP加固腐蚀后风电塔筒结构，且风电塔筒径厚比较大，腐蚀及CFRP加固对结构屈曲及滞回耗能机制的影响尚不明确，因此本文以实际海上工程为背景，开展腐蚀及CFRP加固对风电塔筒屈曲及耗能机制影响的研究。

1 工程背景与风电塔筒加固方式

本文以江苏省如东县某海上风电塔结构为背景，该风电塔结构尺寸参数见图 1。为明确腐蚀及CFRP加固对风电塔筒屈曲及滞回性能的影响，本文选取腐蚀速度最快的浪溅区塔筒为研究对象开展研究。

实地测得该海域最大可能潮差6.76 m，浪花飞溅最大高度为0.74 m，则浪溅区总高度H=7.50 m。该区域位于风电塔筒结构第三段，其外径为2.25 m，未腐蚀前壁厚50 mm，材料为Q345B钢材。考虑该区段上部结构总重作为该区段竖向荷载，上部结构包括风轮叶片、轮毂、机舱及上中部塔筒，总质量为354 058 kg，对应竖向压力F=3 469.77 kN。

本文采用CFRP对风电塔筒腐蚀区域进行局部加固，见图 2。一方面CFRP与风电塔筒协同受力，承担部分荷载，起到加固效果；另一方面，CFRP可以在钢材表面与海水之间形成一道保护层，起到良好的防腐效果。

2 CFRP-钢结构单剪实验

由于海上风电塔结构所处环境昼夜温差大，昼间塔筒表面温度最高可达60 ℃以上，因此单剪实验设置常温(25 ℃)和高温(60 ℃)两种工况，CFRP粘贴方式为单面粘贴一层25 mm宽CFRP浸渍布材，L=300 mm, 不同工况试件具体参数见表 1。

实验构件采用Q345B钢，CFRP采用卡本CFS-I-200布材，浸渍胶采用卡本CFSR-A/B胶，单剪实验试件尺寸及加载示意见图 3。

不同实验工况下结构破坏状态见图 4。实验表明，常温及高温状态下结构破坏均表现为CFRP钢接合部位最先出现纤维断裂，并逐步发展导致构件破坏，CFRP与钢材内部间胶体未出现破坏现象。

结合图 5可以看出，常温状况下试件最大拉力为5.22 kN，高温状况下最大拉力为4.51 kN，下降18.3%。碳纤维的耐高温性能好，但是高温下黏结剂会出现软化现象，这导致了高温实验下试件的拉力-位移曲线斜率较常温下变小。但60 ℃尚未达到胶体玻璃化温度，因此构件最终破坏形态表现仍为纤维断裂破坏。

在实验基础上，利用ABAQUS软件建立CFRP-钢结构单剪实验有限元模型，见图 6。在有限元模型建立时假定CFRP与钢界面之间无滑移，胶结材料简化为绑定约束。

在定义材料本构时，CFRP材料在弹性阶段采用“ENGINEERING CONSTANTS”模型，在材料破坏阶段采用“HASHIN DAMAGE”模型，材料属性见表 2。

对比CFRP-钢结构有限元模拟和实验所得拉力-位移曲线及构件破坏情况，见图 7。

从图 7可以看出，在加载初期，模拟值与实验值基本重合且均处于线弹性状态，在经过弹性段后模拟值出现拉力峰值点，最大拉力为5.3 kN，此时纤维在CFRP与钢黏结端部处出现断裂，结构失去承载力；实验数据显示出多个峰值点，达到第一个峰值时拉力为4.8 kN，左侧纤维丝在CFRP钢黏结端部出现断裂，造成承载力小幅度下降，右侧纤维继续承载使得拉力回升至4.9 kN, 直至拉力达到5.2 kN时纤维全部断裂，失去承载能力。从结构破坏形态及拉力和位移关系可以看出，在有限元模拟中将CFRP与钢黏结关系简化为绑定关系是可行的。

3 腐蚀对在役薄壁塔筒滞回性能影响 3.1 腐蚀塔筒简化建模

根据浪溅区腐蚀特点，利用Python语言编写塔筒随机腐蚀坑脚本，结合ABAQUS软件建立高度2 400 mm，外径460 mm，壁厚6 mm，腐蚀率P分别为5%、10%、15%和20%的4组随机腐蚀结构模型，见图 8。随机腐蚀塔筒表面的随机腐蚀坑大小、数量及分布规律遵循正态分布，并按照式(1)、(2)计算。

$f(h)=\frac{1}{\sqrt{2 \pi} \sigma} \mathrm{e}^{-\frac{(h-\mu) 2}{2 \sigma^2}} $

(1)

式中：σ为标准差; μ为平均值; h为腐蚀坑深度。

$ d_{\mathrm{n}}(t)= \begin{cases}0 & 0<t<T_{\mathrm{st}} \\ d_{\infty}\left\{1-\exp \left[-\left(\left(t-T_{\mathrm{st}}\right) / \eta\right)^\beta\right]\right\} & T_{\mathrm{st}}<t<T_{\mathrm{L}}\end{cases} $

(2)

式中：d_n(t)为时间t所对应的腐蚀深度; d_∞为腐蚀极限深度; t为腐蚀时间; T_st为腐蚀开始的时刻; T_L为结构寿命或结构维护保养时刻。

在随机腐蚀模型基础上，建立10组腐蚀率为0%~20%均匀变化的等效腐蚀模型，腐蚀程度由均匀的壁厚削减表征。模型材料为Q345B钢材，研究中不考虑腐蚀对材料本构关系的影响，钢材本构按照表 3进行取值^[15]。

对比等效腐蚀与随机腐蚀模型推覆分析所得F-Δ曲线见图 9，随机腐蚀结构与均匀腐蚀存在对应关系，通过对比随机腐蚀与均匀腐蚀结构的反力及位移关系可知，其差异值均在2%以内，可以满足用均匀等效腐蚀建模代替随机腐蚀建模的计算精度。

根据腐蚀率与反力对应关系可以得到随机腐蚀率与均匀腐蚀率之间的拟合关系，由拟合结果可知随机腐蚀率与等效腐蚀率满足式(3)所示关系:

$ P_{\mathrm{E}}=\left\{\begin{array}{l} 0 ~~~~0 <t \leqslant T\\ \left.1.7606\left[A(t-T)^n\right)\right]^2+ \\ \left.0.5252\left[A(t-T)^n\right)\right]-0.0036 ~~~~t>T \end{array}\right. $

(3)

式中：P_E为等效腐蚀率; T为防腐涂层寿命; t为结构服役时间; 结构腐蚀参数取A=1.423，n=0.6。

根据式(3)可以计算出不同腐蚀时间所对应的塔筒等效腐蚀率，进而得到不同区段塔筒的等效壁厚，见表 4。

根据浪溅区塔筒等效腐蚀厚度，建立不同腐蚀年限的风电塔筒浪溅区有限元模型见图 10。塔筒及CFRP均采用S4R单元，循环荷载作用下Q345B材料本构选用ABAQUS中的Combined的模型，材料硬化参数按照表 3取值。

在软件中首先施加竖向荷载，按照实际结构上部荷载施加3 469.8 kN竖向力。横向加载采用位移控制，结构屈服前以0.2δ_y为增量进行逐级递增加载，屈服后采用整数倍的δ_y进行循环加载，加载到10δ_y结束。结构屈服位移为^[16]

$ \begin{gathered} \delta_{\mathrm{yTN}}=\frac{P_{\mathrm{yN}} h^3}{3 E I} \end{gathered} $

(4)

$ P_{\mathrm{yN}}=\left(\sigma_{\mathrm{yN}}-\frac{N}{A}\right) \frac{W}{h} $

(5)

式中：h为水平荷载作用高度; I为断面极惯性矩; σ_yN为材料屈服强度; N为轴向作用力; A为构件截面面积; W为断面系数。

3.2 腐蚀结构反力-位移滞回曲线分析

在循环荷载作用下，不同结构顶部反力-位移滞回曲线见图 11。分析可知，随腐蚀时间增加，滞回曲线的“捏缩”效应越来越明显。无腐蚀与有腐蚀结构均在第8次循环加载时达到最大反力值，但反力值下降明显，且结构在经过最大反力点后开始出现局部屈曲，且达到局部曲屈后水平反力峰值下降趋势加剧，腐蚀年数增加导致塔筒壁厚进一步减小，进而导致屈曲提前发生。

提取结构反力-位移骨架曲线，见图 12。从图中可以看出，在往复荷载作用下，结构均经历了弹性、塑性发展、反力下降及破坏4个阶段。在第一阶段，骨架曲线均呈线性关系。随着加载位移增大，骨架曲线出现转折，结构刚度开始出现下降趋势，试件屈服并逐渐进入塑性阶段。当水平荷载达到最大值后，曲线开始下降，结构侧向刚度进一步减小，直到结构破坏。此外，不同壁厚结构的骨架曲线之间均有明显分离，说明腐蚀不仅引起结构初始刚度变化还会引起结构水平反力的明显减小。

3.3 腐蚀结构刚度退化及延性分析

《建筑抗震试验规程》^[17]中规定试件的刚度可用反力-位移骨架曲线的割线刚度K_i来表示，K_i可按式(6)计算:

$K_i=\frac{\left|F_i\right|+\left|-F_i\right|}{\left|\Delta_i\right|+\left|-\Delta_i\right|} $

(6)

式中：F_i、-F_i分别为第i次循环时推向、拉向峰值点的荷载，Δ_i、-Δ_i分别为第i次循环时推向、拉向峰值点的位移。

由图 13可以看出，不同结构的刚度退化规律趋于一致。加载初期，结构处于弹性阶段，刚度基本保持不变；加载至屈服位移后，结构刚度出现显著退化，在位移达到5δ_y后，退化降幅开始逐渐降低。由于腐蚀后截面尺寸变小，弹性阶段发展较快，导致腐蚀程度越高的结构其刚度退化速度越快。

4 CFRP局部加固对腐蚀结构滞回性能影响

对不同腐蚀工况的塔筒结构粘贴2层和4层CFRP，并使CFRP受拉方向与塔筒环向保持一致。利用ABAQUS对不同加固工况进行低周往复加载数值模拟。

4.1 CFRP局部加固对结构滞回曲线的影响

提取CFRP加固腐蚀30 a结构的滞回曲线及骨架曲线，见图 14。对于2层CFRP加固的结构，最大承载力和结构屈曲分别出现在第9次及第10次循环加载，相对于为加固结构，屈曲时间延缓。对于4层CFRP加固的结构，最大承载力和结构屈曲分别出现在第10次及第11次循环加载，屈曲后结构承载力随之下降。CFRP层数的增加使得钢材屈曲后CFRP能够继续承担较大的外力，不至于使得CFRP产生快速破坏。

4.2 CFRP加固对结构屈曲的影响

腐蚀30 a结构加固前后的骨架曲线及结构屈曲特征见图 15。由图 15(a)可知，对于腐蚀后结构，当加载至其最大承载力时结构开始出现屈曲，当结构发展为“象足式”屈曲时承载能力开始下降。当结构承载力降低到最大承载力的85%以下，结构破坏，塔筒的“象足式”屈曲变成“褶曲”变形。CFRP加固使得结构由集中的“象足式”屈曲转化为范围更大的“褶皱式”屈曲，进而使得结构反力下降速度减缓。但由于CFRP的破坏特性，当结构达到最大承载力后，经过两次循环加载结构就达到破坏状态。

4.3 CFRP加固对结构耗能机制影响

图 16为腐蚀30 a的结构及加固后底部屈曲位置材料的等效塑性应变值(equivalent plastic strain, PEEQ)。由图 16(b)可知，未腐蚀结构的最大等效塑性应变为0.58，腐蚀后结构最大等效塑性应变为0.60，由于腐蚀后结构“屈曲铰”出现时间早，因此“屈曲铰”耗能代替了材料塑性耗能，导致腐蚀后结构屈曲部位塑性发展较快。在使用2层及4层CFRP加固后结构最大等效塑性应变最大值降低为0.40和0.30，且整个塔筒圆周范围内的PEEQ值均小于未腐蚀结构。

结合图 17中PEEQ值沿结构高度变化对比分析可知，未使用CFRP加固的结构在距结构底部500~1 000 mm处屈曲幅度最大，材料塑性应变发展快，整个塑性区长度为2 000 mm，腐蚀后结构的塑性区长度减小为1 800 mm，腐蚀后结构的耗能形式由材料塑性变形耗能向“屈曲铰”耗能转变。在使用2层及4层CFRP加固后的结构其塑性区长度分别为2 300 mm和3 800 mm，CFRP加固在减缓结构屈曲的同时也扩大了材料塑性区的长度，使结构由“屈曲铰”耗能向塑性耗能转变，从而提高了结构的整体耗能能力和材料的利用效率。

对于不同结构的滞回耗能总量对比见图 18，腐蚀导致结构整体耗能能力降低，但CFRP加固后结构整体耗能能力显著提高，除腐蚀30 a的加固结构外，腐蚀10 a及20 a的结构耗能总量均能在加固后达到甚至超过未腐蚀结构的水平。

5 结论

本文开展了不同温度下CFRP-钢结构单剪破坏形态及腐蚀和CFRP加固对风电塔筒结构屈曲及滞回性能影响的研究，得出以下结论：

1) 高温状态下，胶层的软化现象对CFRP-钢结构破坏形态影响较小，在数值模拟时可以用简化的绑定约束代替CFRP和钢之间的胶结作用；

2) 循环荷载作用下腐蚀导致风电塔筒提前屈曲，结构刚度退化加速，延性降低，材料塑性耗能比例减小，“屈曲铰”耗能比例增加，整体耗能能力下降；

3) CFRP加固可以延缓结构在循环荷载作用下屈曲的发生，“屈曲铰”耗能比例相应减小，材料塑性区域扩大，整体耗能能力提升。