T型管节点抗冲击性能研究

曲 慧，张 云，邵永波

（烟台大学 土木工程学院，山东 烟台 264005）

1 引 言

圆形管节点以其自重轻、造型美观、传力路径明确和制作简单等优点，广泛应用于各种建筑工程中，如桥梁、大跨建筑及海洋石油平台等。随着水运、交通事业的发展，特别是“911”事件之后，由于碰撞引起的结构损伤日益受到国内外学者的关注。如2008年3月27日在建的国内第三长跨海大桥-金塘大桥遭到了货船的撞击，造成长约60 m，总重3 000 t的钢筋混凝土桥面断裂并整块坍塌，重压在货船的尾部，致使4人失踪[1]。另外，Tebbet在他的《最近五年钢质平台的修理经验》一文中[2]，对世界上100起需要修理的海上平台损伤原因，进行了分析，得到将近25%的海上平台损伤是由于碰撞引起的。可见，在结构物受损中，由碰撞冲击引起的破坏和损伤不容小觑。

由于撞击为一个较为前沿的研究领域，所以目前国内外研究者对管节点的研究相对较少。Bambach等[3]对三种不同尺寸两端固支的空心截面方钢管梁和方钢管混凝土梁在跨中受速度较低，质量较大的横向冲击力进行了试验和非线性数值分析。计算结果与实验结果吻合较好。金伟良[4]以某导管架结构的X斜撑在导管架安装阶段受到大吨位起重铺管船撞击后的损伤检测结果为依据，对碰撞过程进行了数值模拟，按照构件模型从简单到复杂的模拟思路得到了船舶对海洋平台结构的撞击力。建立了船舶与海洋平台碰撞系统的力学模型，对导管架平台受损构件进行了等效静力强度计算分析。为确定受到撞击后导管架平台结构构件和管节点的损伤程度，提出合理可行的修理加固方案提供了分析依据。

周国宝[5]用非线性有限元技术，MSC/Dytran软件，以中海油QK18-2导管架平台为建模计算依据，建立了落物撞击的数值仿模型，研究了不同撞击速度与位置对平台结构的撞击力、撞击损伤变形及能量吸收的影响，并对结构提出了改进措施。

王学蕾[6]以海洋平台中最常见的K型节点为研究对象，用MSC/Dytran数值模拟了K型节点在撞击荷载作用下的损伤特性，对平台设计中常见的管节点加强措施与未加强措施的管节点进行了比较研究，研究表明采用加强筋措施效果较好。

秦立成[7]尝试采用ANSYS/LS-DYNA显式方法建立船舶与导管架平台的碰撞动力分析模型，利用自动接触算法，得出了不同情况下碰撞过程中能量转变和平台上层甲板中心动力响应规律，以及碰撞点最大Von mises应力和变形，并验证了所分析结果的准确性。

从以上研究成果中可以看出，多数研究者都是针对具体工程进行的分析研究，没有系统地对影响管节点冲击性能的相关参数及其破坏模态进行分析。本文拟在分析几何参数和荷载参数对管节点抗冲击性能的影响规律基础上，给出管节点抗冲击性能的评价。

2 有限元模型

2.1 有限元模型的建立

结合工程实际应用和Bambach等[3]试验构件尺寸，按照《钢结构设计规范（50017-2003）》[8]要求，确定数值分析的典型构件，其几何尺寸：主管100 mm×4.3 mm×600 mm、支管 70 mm×4.3 mm×300 mm；其各参数值：β=0.7、γ=23.3、τ=1、m=2 ton 和 v=1 m/s。 其中，β为支、主管的管径比；γ为主管的径厚比；τ为支、主管的壁厚比、m与v分别为冲击锤的质量和速度。采用有限元软件ABAQUS建立三维实体分析模型，如图1所示。分析过程中，采用三维8节点实体单元（C3D8R）。

2.2 材料特性

冲击荷载作用下的钢管为率相关材料。本文采用Cowper-Symonds[9]模型来模拟，其动态屈服函数为：

图1 冲击荷载下T型管节点有限元分析模型Fig.1 FEA model of T-joint under impact loading

上式中，D、n为Cowper-Symonds模型的应变率参数，其中，σdy为钢材的动态屈服强度，σy为钢材的静态屈服强度，ε˙为钢材所经历的应变率，参考Symonds的文献，取D＝40 s-1，n=5。本文有限元分析采用表1中钢材的材料参数。

表1 钢材材料参数Tab.1 Material characteristics of steel

冲击锤取Q345钢，因其在撞击过程中变形很少，基本上处于弹性阶段，因此在有限元模型中采用线弹性模型。为提高计算效率，用一个与支管直径相同、高度为100 mm的圆柱体替代，对于不同质量的锤体，质量取为与实际质量相等，而密度通过换算得到。

2.3 边界条件、荷载及界面处理

尽管实际工程中，管节点的两端根据力学简图应简化为铰接，但结合试验室试验条件，并结合Bambach等[3]的试验装置，将管节点分析的边界条件设定如下：主管两端均为固支，U1，U2，U3三个自由度均被约束；支管的端部边界为滑动支座，仅允许沿管轴方向的位移，径向位移被约束。

本文所施加的冲击力是通过有一定质量和速度的锤体，沿支管轴线施加在节点上。速度通过*FIELD_INITIAL_VELOCITY_TRANSLATION ONLY施加。

分析过程中，冲击锤与端板顶面之间的接触采用*CONTACT_SURFACE_TO_SURFACE（普通面面接触），在FRICTION FORMULATION采用PENALTY，并设定摩擦参数为0.3。端板底面与支管端口之间，考虑到实际中两者间采用焊缝连接的，接触采用*CONSTRAINT_TIE_SURFACE_TO_SURFACE进行设定。

2.4 有限元分析验证

为验证有限元模型，对以往研究者的试验结果进行了计算。图2和图3分别给出了子弹冲击薄板和方钢管节点冲击试验结果与有限元结果的比较。从图中可以看出，无论是速度—时间关系曲线，还是冲击力—时间关系曲线，两者吻合均令人满意。

图2 子弹冲击圆盘试验与计算结果比较（吴恩柏和张凌晨[10]）Fig.2 Comparison between test and FEA result for bullet experiment impact experiment

图3 钢管节点冲击试验与计算结果比较（Bambach等[3]）Fig.3 Comparison between test and FEA result for square tubular joint impact experiment

3 节点抗冲击性能的参数分析

管节点的几何参数对节点的抗冲击性能有着重要的影响。在未考虑冲击过程中其他能量损失，即理想状态下，根据物理学公式（2）可知：

式中，I为冲量；F为冲击力；t为接触时间；m为冲击锤的质量；v1为冲击锤与节点接触时的冲击速度，v2为冲击锤与节点分离时的速度。节点的抗冲击性能与冲击锤的物理参数m和荷载参数v有密切联系。因此，本文分别从管节点的几何参数（β、γ、τ）、冲击锤的物理参数（m）和荷载参数（v）三方面，分别考查其对管节点抗冲击性能的影响

3.1 冲击力时程曲线

冲击力是衡量节点抗冲击性能的重要指标。图4是T型圆管节点所受冲击力与各个参数之间的时程关系曲线。

图4 不同参数值影响下的T型管节点冲击力时程曲线Fig.4 Time history curves of impact loading for tubular T-joint under the effect of different parameters

从图4中可以看出，各参数均是在极短的时间内，冲击力达到最大值，在曲线上表现为上升段陡峭，这主要是因为冲击锤与试件瞬时接触而引起的。各组参数中，冲击力曲线形状基本相似。从总体趋势上看，冲击力都是从零开始迅速增大，达到响应的峰值并持续一段时间后，又迅速降到零。反映在冲击锤与管节点碰撞的全过程为：从冲击锤接触支管→锤与支管完全接触→锤体速度降低→锤体被反弹起离开支管。下面分别说明各参数对管节点冲击性能的影响：

由图4（a）可知，在其他参数不变的情况下，参数β对管节点冲击力有明显影响。随着β的增大，管节点的冲击反力提高；碰撞作用时间随着参数值β的增大而降低。其原因是β越大，节点刚度越大，这就使得接触作用时间越短。再由冲量I=F·t，动量P=m·Δv，根据动量守恒定律F·t=m·Δv，得出F=m·Δv/t，在动量P相同的情况下，冲击力与时间成反比，时间减少，力增大。但β的变化对曲线的形状影响较小。

由图4（b）可知，在其他参数不变的情况下，参数γ对管节点冲击力有明显影响。参数γ对冲击力、碰撞作用时间变化的影响与参数β的影响规律相反。冲击力随参数γ值的增大而降低，但碰撞作用时间随其增大而有所延长。这是由于γ＝D/T（其中，D为主管的直径，T为主管的壁厚），径厚比增大，其刚度降低，导致管节点越容易发生局部屈曲。同样对曲线的形状影响较小。

由图4（c）可知，在其他参数不变的情况下，参数τ对管节点冲击力影响相对较小。其影响规律与参数β对冲击力大小、碰撞作用时间、曲线形状的变化规律影响基本相似。随着τ的增大，管节点的冲击反力提高，碰撞作用时间随着参数值τ的增大而降低。但总体上变化不大。

由图4（d）可知，在其他参数不变的情况下，参数m对管节点冲击力有明显影响。冲击力和碰撞作用时间均随m的增大而增大，但曲线的形状影响变化较小。这是由于冲击力来自于动量，而动量是质量与速度的乘积，即P=m·Δv,在速度v不变的情况下，冲击锤质量越大，动量就越大，产生的冲击力也越大；对同样的T型管节点，使其产生的变形也越大，作用时间相应延长。

由图4（e）可知，在其他参数不变的情况下，参数v对管节点冲击力有明显影响，其影响规律与参数m相似，即：冲击力和作用时间随v的增大而增大，曲线形状变化较小。这是由于动量是质量与速度的乘积，即P＝m·Δv，两个变量中无论单独变化哪个参量值，其对动量的影响都成正比，从而对冲击力产生正比的影响。

图5 T型管节点变形分析参考点Fig.5 Reference point of deformation analysis of tubular T-joint

3.2 变形时程曲线

为考察管节点吸收冲击能后节点的变形情况，分析过程中，本文取图5中T型圆管节点处弦管（主管）沿1坐标轴方向变形较大点（图5）的变形值与各个参数之间的时程关系曲线进行了分析。

通过图6变形时程曲线，可以看出，总体上各参数的变化规律是相似的：随着时间的变化，曲线都是首先由零开始逐渐增加到一个峰值，然后慢慢下降，最后保持在一个定值。出现这种曲线的原因主要是在冲击力作用下的管节点，沿支管轴线方向主管下凹，同时垂直于主管和支管轴线方向侧鼓，发生了弹塑性变形，随着冲击锤的回弹，冲击力的逐渐消失，弹塑性变形中的弹性变形恢复，但是塑性变形是不可恢复的，从而保持不变。

图6 不同参数值影响下的T型管节点变形值时程曲线Fig.6 Time history curves of deformation for tubular T-joint under the effect of different parameters

但是各个参数对变形时程曲线的影响规律不同，由图6（a）可以看出，在其他参数不变的情况下，参数β对管节点变形有明显影响。随着β的增大，达到峰值的时间和变形峰值逐渐缩短，塑性变形也随之变小。这是由于β越大，刚度越大，延性降低。

由图6（b）可知，在其他参数不变的情况下，参数γ对管节点变形有明显影响。参数γ对变形峰值、达到峰值的时间、塑性变形与参数β对管节点的影响规律相反。变形值随参数γ值的增大而增大，达到峰值的时间随其增大而有所延长；塑性变形也随着γ的增大而增加。这是由于γ＝D/T，径厚比增大，其刚度降低，越容易发生局部屈曲。

由图6（c）可知，在其他参数不变的情况下，参数τ对管节点变形影响相对较小。随着参数τ的增大，变形峰值、达到峰值的时间、塑性变形没有很大变化。其原因是τ的改变对节点刚度影响不大。

由图6（d）和图6（e）可知，在其他参数不变的情况下，参数m和参数v对管节点的变形均有明显影响。变形峰值、达到峰值的时间、塑性变形随参数值的增大而增加。这是由于冲击力来自于动量，而动量是质量与速度的乘积，即P＝m·Δv,在速度或质量不变的情况下，冲击锤质量或速度越大，动量就越大，产生的冲击力也越大，对同样的T型管节点，使其产生的变形也越大，作用时间相应延长。

3.3 冲击锤的速度时程曲线

考察冲击锤的速度变化，能够形象地反映冲击过程中冲击锤与管节点的相互作用关系。图7为不同参数所对应的速度时程关系曲线。图中取速度和位移向下为正，反之为负。

图7 各参数影响下的锤体速度时程曲线Fig.7 Time history curves of hammer velocity for tubular T-joint under the effect of different parameters

从五组参数对应的锤体速度时程曲线中，可以看出，各曲线随着时间变化，由一定初始负值，增大至零，然后继续增至某一正值，保持恒定。其原因是，在不同参数作用下的冲击过程中，都经历了锤体与节点接触时，锤体减速，速度减为零后，反向加速，直止锤体与试件分离后，速度趋于稳定。对于前三个几何参数β、γ、τ，无论各参数值如何变化，最终速度基本趋于同一稳定值。但各个参数对达到稳定速度的时间有所不同。分别在其他参数不变的情况下，随着参数β值的增大，该时间逐渐缩短；随着参数γ值的增大，该时间逐渐延长；随着参数τ值的增大，该时间没有太大变化，基本保持不变。而后两者参数m和v，随着参数值的变化，最终速度各不相同。

但从速度下降的快慢程度看，冲击速度越大则下降得越快，在曲线形状上表现得更陡峭，这表明加速度也越大，因而冲击力也越大。

3.4 冲击力变形关系

对不同参数下的碰撞过程模拟得到的冲击力与轴向变形的关系，如图8所示。各曲线在形状上是一致的，都近似于梯形；明显地经历了加载和卸载两个阶段，在卸载阶段，管节点的弹性变形有所恢复，不可恢复的塑性变形表现为残余变形。

从图中可以看出，在各种冲击工况下，初始时，冲击力随变形的增加几乎成线性的关系；随着试件进入塑性阶段，冲击力和变形同时达到最大值；随后冲击力开始缓慢下降，进入卸载阶段，试件的弹性变形有所恢复，而大多数试件在卸载时的刚度几乎与初始刚度相同，并没有出现太大的退化。

图8 不同参数值影响下的T型管节点F-δ曲线Fig.8 F-δ curves for tubular T-joint under the effect of different parameters

由图8（a）可知，参数γ和参数τ均保持不变时，在相同的冲击能量下，随着参数β值的增加，冲击力增大，但变形减小。

由图8（b）可知，参数β和参数τ均保持不变时，在相同的冲击能量下，随着参数γ值的增加，冲击力减小，变形增大。

由图8（c）可知，参数β和参数γ均保持不变时，在相同的冲击能量下，随着参数τ值的增加，冲击力与变形均没有很大变化，曲线形状基本相似。可见，参数τ值不是影响冲击性能的主要因素。

由图8（d）和图8（e）可知，几何参数β、γ、τ均保持不变时，随冲击能量的增大，管节点所受到的冲击力的大小和管节点的径向变形都有增大。但节点的轴向变形增大比冲击力的增加明显，也就是说试件通过进一步的变形耗散了更多的能量，表现出了良好的变形性能，具有很好的延性。

3.5 耗能分析

为考察管节点的耗能能力，取图8中冲击力—变形曲线所包围的面积为管节点在冲击过程中所吸收的能量。图9给出了各参数影响下各节点的能耗比较。从图中可以看出，对管节点的几何参数，在相同的冲击能下，除β=1、γ=14.3、τ=0.4因支管局部屈曲之外，只有在β影响下，管节点的耗能能力随着β的增大而略有提高；在γ、τ影响下，管节点的耗能能力变化不大。对相同几何尺寸的管节点，随着冲击能的增大，即m、v的增大，节点的耗能也随着成比例增大。

图9 不同参数影响下T型管节点耗能比较图Fig.9 Energy consumption curves for tubular T-joint under the effect of different parameters

4 结 论

本文运用非线性有限元方法分析不同支、主管的管径比β；主管的径厚比γ；支、主管的径厚比τ、冲击锤的质量m、速度v等参数对节点抗冲击性能的影响，得到如下结论：

（1）支管与主管外径比β=d/D对管节点冲击力学性能的影响较为显著。在相同冲击力作用下，若节点的其它参数不变而支管与主管的外径比在一定范围内（0.4＜β＜0.8）增大，表现为节点刚度提高，管节点所受的最大冲击力有所增加，冲击力作用时间减少，总耗能略有增加，但变化不大。而β＝1.0时耗能反而减少是因为支管节点径厚比增大，使得支管发生局部屈曲，而不是节点破坏。

（2）支管外径与厚度比γ=D/T对管节点冲击力学性能的影响也较为显著。在相同冲击力作用下，若节点的其它参数不变而支管径厚比在一定范围内（18.3＜γ＜33.3）增加，管节点所受的最大冲击力减少，冲击力作用时间随之所增加，但总耗能变化幅度并不太明显。对于γ＝14.3时耗能和其他相差太大是因为主管支管壁厚较大，节点的刚度很大，相同的冲击能量不足以使之破坏。

（3）支管与主管外径比τ=t/T对管节点冲击力学性能的影响不太明显。在相同冲击力作用下，节点的其它参数不变而支管与主管的厚度比在一定范围内增大，管节点所受的最大冲击力、冲击力作用时间以及总耗能变化幅度均无太大变化，这与郑秋在钢管混凝土短柱抗冲击性能实验研究及有限元分析一文[1]中得出结论一致：τ对抗冲击作用影响不大。对于τ＝0.4的节点，不符合本规律是因为，支管壁太薄，发生了支管局部屈曲，而不是节点破环所致。

（4）几何参数β、γ、τ均保持不变时，随冲击能量的增大，管节点所受到的冲击力的大小、冲击力作用时间、管节点的径向变形都有增大。但节点的轴向变形增大比冲击力的增加明显，也就是说试件通过进一步的变形耗散了更多的能量，表现出了良好的变形性能，具有很好的延性。

（5）Cowper-Symonds[9]模型能较好地模拟钢管在冲击作用下大应变、高应变率下钢管的力学性能；通过运用ABAQUS软件的仿真分析表明，数值模拟是研究冲击荷载作用下结构或构件动力响应的有效工具。

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