T型管節點抗沖擊性能工作機理分析

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(煙臺大學 土木工程學院，山東 煙臺 264005)

管節點廣泛地應用于海洋平臺及橋梁等結構中，在使用過程中一般因為不斷地受到海浪的沖擊而引起疲勞破壞；在偶然的情況下，會遭遇到船舶等交通工具的碰撞，造成破壞；加之節點本身的結構形狀復雜、相貫部位變化不連續且大都為焊接,焊縫本身不可避免地存在各種缺陷。因此，迫切需要對管節點進行鋼管節點沖擊荷載下的工作機理分析，確定鋼結構抗碰撞能力。目前國內外研究者對管節點的研究相對較少。大多數研究者主要是針對具體的碰撞事故，對碰撞后的海洋平臺結構采用不同的有限元進行數值分析，并計算出撞擊過程中的能耗、變形、沖擊力；對結構的損傷程度進行評價，對現有結構提出改進措施[1-4]。試驗方面的研究較為少見，文獻[5]對兩端固支的方鋼管梁進行了跨中橫向力沖擊試驗研究，并進行了試驗和非線性數值分析。因此考慮在目前的研究基礎上，依據《鋼結構設計規范(50017-2003)》[6]要求，對該構件進行沖擊荷載下的工作機理分析，確定其破壞模態，以及沖擊錘與節點的相互作用關系。

1 有限元模型

1.1 有限元模型的建立

結合工程實際應用和Bambach等試驗構件尺寸，按照《鋼結構設計規范(50017-2003)》要求，確定數值分析的典型構件，其幾何尺寸為主管100 mm×4.3 mm×600 mm、支管70 mm×4.3 mm×300 mm；其各參數值：支、主管管徑之比β=0.7、主管徑厚比γ=23.3、支、主管壁厚比τ=1、沖擊錘質量m=2 t、沖擊錘速度v=1 m/s。采用有限元軟件ABAQUS 建立三維實體分析模型，見圖1。分析過程中，采用三維8節點實體單元(C3D8R)。

圖1 沖擊荷載下T型管節點有限元分析模型

1.2 材料特性

沖擊荷載作用下的鋼管為率相關材料。采用Cowper-Symonds模型來模擬，其動態屈服函數為

(1)

式中:D、n——Cowper-Symonds模型的應變率參數；

σdy——鋼材的動態屈服強度；

σy——鋼材的靜態屈服強度；

參考Symonds的文獻，取D=40 s-1，n=5。有限元分析采用中鋼材的材料參數，取屈服強度fy=345 MPa，密度ρ=7 800 kg/m3，彈性模量E=210 GPa，泊松比μ=0.3。

沖擊錘取Q345鋼，因其在撞擊過程中變形很少，基本上處于彈性階段，因此在有限元模型中采用線彈性模型。為提高計算效率，用一個與支管直徑相同、高度為100 mm的圓柱體模擬沖擊錘，計算過程保持錘體不變，通過調整密度實現模擬的沖擊錘質量。

1.3 邊界條件、荷載及界面處理

盡管實際工程中，管節點的兩端根據力學簡圖應簡化為鉸接，但結合試驗室試驗條件，并結合Bambach等的試驗裝置，將管節點分析的邊界條件設定如下：主管兩端均為固支，U1，U2，U3三個自由度均被約束；支管的端部邊界為滑動支座，僅允許沿管軸方向的位移，徑向位移被約束。

施加的沖擊力是通過有一定質量和速度的錘體，沿支管軸線施加在節點上。速度通過*FIELD_INITIAL_VELOCITY_TRANSLATION ONLY施加。

分析過程中，沖擊錘與端板頂面之間的接觸采用*CONTACT_SURFACE_TO_SURFACE(普通面面接觸)，在FRICTION FORMULATION采用PENALTY，并設定摩擦參數為0.3。端板底面與支管端口之間，考慮到實際中兩者間采用焊縫連接的，接觸采用*CONSTRAINT_TIE_ SURFACE_TO_SURFACE進行設定。

1.4 有限元分析驗證

為驗證有限元模型，對以往研究者的試驗結果進行計算。圖2和圖3分別給出子彈沖擊薄板和方鋼管節點沖擊試驗結果與有限元結果的比較。可以看出，無論是速度-時間關系曲線，還是沖擊力-時間關系曲線，兩者較為吻合。

a) 速度時程曲線的對比

b) 沖擊力時程曲線對比圖2 子彈沖擊圓盤試驗與計算結果比較

圖3 方鋼管節點沖擊試驗與計算結果比較

2 節點抗沖擊性能的工作機理分析

2.1 靜動力性能對比

為了更好地研究管節點抗沖擊性能，分別對典型管節點進行靜力加載模擬和沖擊力加載模擬，進行動力沖擊與靜力加載作用下管節點的性能對比分析。計算結果見圖4、5。

圖4 靜動載F-δ曲線對比

圖5 靜動載能量對比柱狀圖

從圖4中可以看出，動力荷載下的極限承載力略高于靜力荷載下的極限承載力，這一點與文獻[7]的結論一致。從這個角度也可以證明，文中的建模是可靠的。通過計算沖擊力與變形所圍的面積上可以看出，兩者在受力過程中消耗的能量基本相同。管節點受動力沖擊作用，達到最大變形值5.67 mm時吸收能量662.14 J，在靜力作用下，管節點達到相同變形值所吸收的能量是650.81 J，如圖5所示。也就是說，無論受動力沖擊作用，還是在靜力荷載下，T型管節點發生相同的變形，會耗散相同的能量，只是能量轉化過程不同。

但兩曲線形狀不同。沖擊力作用下的曲線，當沖擊力達到最大時，變形也達到最大，隨后沖擊力開始慢慢下降，進入卸載階段，節點的彈性變形有所恢復；而靜力作用時曲線無卸載階段，為完全塑性變形；而且達到同樣變形值時，沖擊荷載下的承載力要略高于靜力荷載下的承載力。產生差別的原因是：在沖擊力作用下管節點的剛度有一定程度的提高。

2.2 能量轉化關系

沖擊過程中，系統的動能不斷轉化為內能以及以其他形式的能量而耗散掉。材料的內能大約在錘頭與試件開始作用后14 ms達到最大，此時系統的動能為零；隨之由于錘體的反彈，節點的彈性變形得以恢復，內能略有減少，動能有所增加，最后兩者達到穩定。最終通過材料內能耗散掉的能量約為662.14 J，約占總沖擊能量的67.01%。從圖6、7可以看出，在受力過程中，能量轉化遵循能量守恒定律。

圖6 沖擊過程中的能量轉換

圖7 不同時刻動、內能所占比例

2.3 管節點變形分析

圖8為管節點在不同時刻ABAQUS模擬的變形情況，即管節點在沖擊荷載下的破壞模態。

圖8 管節點在不同時刻的變形及應力變化圖

從圖中可以看出，在t=1 ms時，錘頭與支管接觸，節點只在錘頭和支管頂部出現較小的接觸應力，如圖8 a)；且在t=10 ms時，管節點產生了較大的軸向變形與環向變形，主管側鼓，支管的環向變形已十分明顯，節點核心區域應力迅速增大，支座部位由于應力集中也出現了較大的應力，如圖8 b)；在此之后，支管的環向變形、主管側鼓都進一步發展，大約在t=17 ms時，支管產生了最大的徑向壓縮變形，同時主管鼓曲也達到了最大。節點核心區應力達到屈服，如圖8 c)；在接下來的時間里，沖擊錘開始反彈，管節點的彈性變形逐漸恢復，節點中的應力逐漸減少，在t=41 ms時，沖擊錘與節點完全分離，如圖8d)～f)。

3 結論

1) 沖擊過程中，節點的能量轉化是守恒的，即由沖擊錘的動能轉化為節點的變形能等內能。

2) 沖擊荷載下節點的極限承載力要略高于靜力荷載下的極限承載力。兩個加載過程中，節點耗散的能量是相同的，只是耗散過程不同而已。

3) 節點在沖擊過程中經歷了沖擊錘接觸支管→錘與支管完全接觸→錘體速度降低→錘體被反彈起離開支管四個過程。沖擊過程中，節點在沖擊錘反彈離開支管那個時刻時，變形和沖擊力達到峰值。

[1] 金偉良，宋 劍，龔順風.船舶與海洋平臺撞擊的荷載模擬[J].計算力學學報,2004,21(1):26-32.

[2] 周國寶，王 林.沖擊載荷作用下海洋平臺的數值仿真研究[J].中國海洋平臺,2007,22(2):18-27.

[3] 王學蕾，張延昌，王自力.海洋導管架平臺K型節點碰撞性能研究[J].江蘇科技大學學報,2007,21(4):1-6.

[4] 秦立成.海洋導管架平臺碰撞動力分析[J].中國海上油氣,2008,20(6):426-419.

[5] BAMBACH M R, H JAMA, ZHAO X L, et al.Hollow and concrete filled steel hollow sections under transverse impact loads[J].Engineering Structures,2008,30(10):2859-2870.

[6] 中華人民共和國國家標準(GB50017-2003).鋼結構設計規范[S].北京:中國計劃出版社，2003.

[7] 陳 驥.鋼結構穩定理論與設計[M].北京：科學出版社,2008.