環口板加強T形管節點抗沖擊性能機理研究

李安令，曲 慧，霍靜思

（1煙臺大學土木工程學院，山東煙臺264005；2湖南大學土木工程學院，長沙410082；3華僑大學土木工程學院，福建廈門361021）

環口板加強T形管節點抗沖擊性能機理研究

李安令1，2，曲 慧1，霍靜思3

（1煙臺大學土木工程學院，山東煙臺264005；2湖南大學土木工程學院，長沙410082；3華僑大學土木工程學院，福建廈門361021）

為深入研究環口板加強后T形管節點的抗沖擊性能，文章采用試驗研究和有限元研究相結合的方法，對未加強和環口板加強T形管節點的抗沖擊性能進行了比較研究，旨在確定環口板加強節點受沖擊后的典型破壞模態；并通過對變形發展、局部變形和整體變形的區分、沖擊力-位移關系曲線、能量耗散等分析，揭示環口板加強節點的抗沖擊工作機理，研究環口板的局部加強作用，確定環口板加強方式的有效性，可為管結構抗沖擊設計和加固維護提供參考。

環口板加強T形管節點；沖擊；變形區分；能量耗散；抗沖擊機理

0 引 言

鋼管結構憑借其獨特的連接形式，易于呈現新穎、優美的建筑效果，在體育場、火車站、飛機場、工業廠房、海洋平臺等結構中得到了廣泛的運用。在服役期間，管結構不可避免地會遭受來自高空墜物、車輛、船舶等重物的低速碰撞。碰撞一般會造成受撞區域的局部屈曲，甚至構件的彎折破壞[1]，進而可能引起管結構整體破壞甚至倒塌，造成重大的生命、財產損失。由于管結構支管軸向剛度遠大于主管的徑向剛度，所以主管相貫線部位的節點區域是整個結構的薄弱部位，工程實踐中，一般通過對節點進行加強來提高管結構的承載力。因此，選取合理的加強方法，對其進行抗沖擊性能研究，具有十分重要的理論和工程意義。

管節點的加強方式主要有墊板加強、內置加筋環加強、內置插板加強、外置肋板加強、局部管壁加厚加強、環口板加強等方式[2]。但是大部分加強方式僅適用于設計階段，而環口板加強方式不僅適用于設計階段，還適用于服役期間承載力不足的管節點[3]。目前，國內外學者有關加強管節點的研究主要集中在靜力承載力、應力集中系數、滯回性能等方面，而在抗沖擊性能方面的研究鮮有報道。文獻[2-9]研究表明適當的加強方式可以提高管節點的靜力承載能力、改善管節點的滯回性能、降低焊接處的應力集中系數等。曲慧等[10-14]在湖南大學綜合防護實驗室已經完成了4個普通管節點和2個環口板加強管節點的落錘沖擊試驗，并對遭受橫向沖擊荷載作用下節點的破壞模態、沖擊力、變形、能量耗散等抗沖擊工作機理進行了深入的研究。

本文基于試驗模型，建立ABAQUS有限元模型，并比較試驗數據，驗證有限元模型的有效性，在此基礎上，對環口板加強的T形管節點進行抗沖擊性能研究，研究環口板的局部加強作用，確定環口板加強方式的有效性，為管結構抗沖擊設計和加固維護提供參考。

1 有限元分析模型

1.1 幾何模型

圖1 節點示意圖Fig.1 Details of tubular T-joint

表1 管節點一覽表[11]Tab.1 Summary of tubular T-joint information[11]

為方便驗證有限元模型，節點尺寸參考曲慧等[11]文中相關尺寸取值，幾何構造如圖1所示，具體的幾何參數如表1所示。表中，“T”系列節點模型為未加強節點，“TR”系列節點模型為環口板加強節點；D、T、L分別表示主管的外徑、管壁厚度和長度；d、t、l分別表示支管的外徑、管壁厚度和長度；lc和tc分別表示環口板的長度和厚度；α為主管長徑比（α=L/D）；β為支主管直徑之比（β=d/D）；γ代表主管徑厚比（γ=D/ 2T）。

1.2 材料模型

鋼材是典型的應變速率相關材料，Soares和Soreide[15]根據鋼材在不同應變速率下的應力-應變關系曲線得出：應變速率的變化顯著影響鋼材的屈服強度，而對其極限強度、彈性模量影響較小。因此，國內外學者通過建立動態屈服強度增大系數表達式來考慮鋼材的應變率效應。

Symonds[16]提出了鋼材的動態強度增大系數表達式，該表達式能夠利用依賴于應變率的參數來確定屈服應力，其動態屈服函數為：

其中：σdy為動態屈服強度，σy為靜態屈服強度，為鋼材的應變率，D、n為Cowper-Symonds模型的應變率參數。

ABAQUS有限元軟件提供了三種應變率模型：屈服率模型、Johnson和Cook（J-C）模型，以及冪次模型（Cowper-Symonds模型）。其中，Cowper-Symonds模型形式簡單，為眾多學者所接受。

本模型中鋼材材料模型為附加Cowper-Symonds應變率模型的理想彈塑性本構關系，其中鋼材的材料參數取值采用材性試驗所測得的數據，應變率參數參考文獻[16]取值，如表2所示。

表2 鋼材力學性能Tab.2 Material properties of steel

試驗中，錘體由配重、沖擊錘等組成，較為復雜，為簡化模型，有限元模型中，不同質量的錘體用一個與支管直徑相同、高度為100mm的圓柱體替代，通過改變其密度控制錘體質量。錘體為高強鋼材制作而成，且試驗時基本上處于彈性階段，模型中通過增大彈性模量，缺省屈服強度，把錘體變形控制在彈性階段。

1.3 邊界條件、荷載、接觸定義及網格

本文基于ABAQUS軟件平臺建立橫向沖擊下環口板加強圓鋼管節點的有限元計算模型。由于沖擊為瞬時動力學過程，采用軟件中的顯式動力學模塊ABAQUS/Explicit進行分析。

有限元模型采用三維實體建模，通過約束主管端板中線的自由度來模擬試驗中所用鉸接邊界條件，具體約束如圖2所示。

圖2 環口板加強節點有限元分析模型Fig.2 FEA model of collar plate reinforced T-joint

模型中施加兩種荷載：一是節點自身的重力場；二是落錘對節點施加的沖擊荷載，其施加方法為：將落錘放置在構件正上方，其軸線與節點支管軸線重合，在場力中為其定義沿支管軸線方向的平動初速度。

模型中采用兩種接觸類型：綁定（Tie），通用接觸（General Contact）。有限元模型對焊縫進行了簡化，端板與節點之間的焊接，簡化為相互接觸面間的綁定（Tie）接觸；為方便建模，環口板外邊緣與主管的焊縫簡化為條形狀（如圖2所示），把“焊縫”與主管之間的接觸面進行綁定（Tie）來模擬焊接；支管與主管之間的坡口焊，采用合并（merge）模擬。環口板底面與主管的接觸、錘體與支管端板的接觸，采用通用接觸，防止錘體侵入節點，切向選擇“罰函數”，設置0.3的庫倫摩擦系數，法向采用“硬接觸”。

經過試算確定網格密度，并通過加密節點變形較大的主支管相貫區域，稀疏其他部分來控制網格數量，網格劃分如圖2所示。模型采用三維實體八節點減縮積分單元（C3D8R）計算，以節約計算機資源。

2 有限元分析結果

2.1 破壞模式

圖3對環口板加強和未加強節點的有限元模擬結果和試驗結果進行比較。從圖中可以看出：各試件有限元模擬所得到的破壞模態與試驗結果吻合較好。對于未加強試件T-1、T-2，試件節點相貫處主管表面發生較大的局部凹陷變形；以主管下表面為參考，試件T-1整體彎折變形不明顯，試件T-2整體彎折變形明顯。隨著沖擊能和β的增大，未加強節點的破壞模式由節點相貫處主管表面局部凹陷控制的局部屈曲破壞（如圖3a所示），逐漸過渡到主管局部屈曲和整體彎折相耦合的破壞形式（如圖3b所示）。對環口板加強試件TR-1、TR-2，由于環口板的存在，相貫線附近節點主管剛度明顯提高，并形成一塊剛域。在沖擊荷載作用下，隨著沖擊能和β的增大，其破壞模式由主管上表面沿環口板邊緣發生局部凹陷變形，并伴有節點側壁鼓曲（如圖3c），過渡到環口板整體下陷，主管在環口板兩側各形成塑性鉸線，同時節點發生整體彎折變形（如圖3d）。

圖3 試驗與有限元模擬結果對比Fig.3 Comparison between test and FEA results

圖4給出了沖擊結束后，環口板加強節點TR-1和未加強節點T-1支主管相貫區域的變形圖?？梢钥闯觯何醇訌姽濣cT-1的局部變形由節點相貫線向外擴展，而加強節點TR-1的局部變形多發生在主管被環口板覆蓋的部位。由此可以得出：環口板減弱了沖擊力對節點主管壁的沖剪作用，明顯提高節點相貫線部位的剛度，從而改變了節點的破壞模態，改善了節點的抗沖擊性能。

圖4 節點局部變形圖Fig.4 Deformation at the joint zone

2.2 節點的動力響應

為進一步驗證本文所建立有限元模型的有效性，同時也比較環口板加強和未加強節點之間的性能差異，圖5a和5b分別給出了節點的沖擊力和位移時程曲線。試驗過程中，由于試驗設備故障，沒能采集到試件T-2和TR-2的相關數據。所以，圖5只列出了試件T-1和TR-1的試驗和有限元模擬結果。

圖5 加強和未加強節點的動力響應Fig.5 Dynamic response of reinforced and unreinforced joints

從圖中可以看出，無論是沖擊力時程曲線還是位移時程曲線，有限元結果和試驗結果在曲線的發展趨勢、峰值點、沖擊時間等關鍵指標上基本一致，因此可以斷定：本文所建立的有限元模型是可靠的，可以用來進行節點的抗沖擊機理分析。

結合圖3中試件T-1和TR-1的破壞模態與圖5a中所給的沖擊力時程曲線，可以看出：環口板可以顯著增大節點相貫區域的剛度，在相對較低的同一沖擊能量下，環口板加強節點的峰值承載力大幅度提高，相對于未加強節點約提高40%，下降段也有所提高，沖擊時間明顯變短。

從圖5b中可以看出：在相同的沖擊能量下，環口板加強節點和未加強節點支管頂部的變形發展趨勢基本一致，均為拋物線形狀。未加強節點支管頂部的變形值要較大于環口板加強節點支管頂部的變形值，大約為其的1.57倍。通過比較節點破壞模態、沖擊力、位移時程曲線等，可以發現有限元模擬結果與試驗結果吻合較好，從而驗證了有限元模型的準確性。

3 環口板加強節點抗沖擊機理分析

3.1 加強節點變形發展分析

圖6 節點TR-1主管跨中截面變形發展Fig.6 Deformation development of cross section at mid-span for joint TR-1

圖6給出了環口板加強節點TR-1主管跨中橫截面變形時程圖。由于環口板下表面與主管緊密貼合，且邊緣與支、主管焊接在一起，所以，沖擊過程中，環口板與節點能夠共同工作，協調變形。從圖6a中可以看出，沖擊開始后，環口板內邊緣先產生變形，主管在沖擊力和環口板擠壓共同作用下發生較大的塑性變形。由于環口板的局部加強作用，相貫部位主管頂部凹陷量最大，環口板外邊緣處，截面發生突變使剛度被削弱，導致凹陷較為明顯。隨著沖擊能的傳遞，主管凹陷變形和側壁鼓曲逐漸增大；沖擊開始時，隨著沖擊波的傳遞，主管底部有上升趨勢。從圖6b中可以看出，隨著錘體逐漸脫離支管，主管彈性變形逐漸恢復，直至錘體完全脫離結束。

3.2 加強節點變形區分

Johnson[17]認為在橫向沖擊荷載作用下，圓管的塑性變形可以分為三種形式：局部凹陷、整體彎曲以及兩者之間的耦合。準確區分沖擊過程中的局部變形和整體變形，將有助于確定節點的破壞次序。目前，一般通過測量節點特征點的位移來確定節點的變形。Choo等[3]在研究環口板加強管節點靜力承載力時，定義節點冠點與主管跨中管底的位移差為節點的局部變形。Norman等（2010）[18]指出管受到橫向沖擊后的塑性變形主要由沖擊部位的局部凹陷和管的整體彎曲變形構成。許超等[12]在研究管節點受橫向沖擊時的變形機理時，發展了Norman等（2010）[18]提出的區分橫向沖擊下鋼管整體變形和局部凹陷的方法，認為在沖擊荷載作用下當支管處于小變形狀態，則可以不考慮支管變形，作者認為可以用變形前后主管跨中橫截面上下兩部分的等面積軸的移動來區分節點的整體變形和局部變形。

圖7給出了用文獻[3]和等面積軸法兩種方法得出的節點TR-1的局部變形時程曲線。對于最終位移，文獻[3]方法比等面積軸方法大出約15 mm，兩者位移最大值相差更多。對于空心構件，研究其整體變形時，應該考慮構件的變形特征，應該把截面形心的移動作為參考，若只參考某外表面點的位移，所得結果是不準確的。因為在受撞過程中，節點相貫線附近發生大變形，而主管管底變形較小，所以，等面積軸方法所求得的局部變形更為準確。

圖7 TR-1節點局部變形時程曲線Fig.7 Local deformation vs.time history curves of joints TR-1

考慮到等面積軸方法較為準確，下文中節點變形均依據此法進行區分，區分后的整體變形用U表示，局部變形用δ表示。

圖8給出了節點TR-1和點T-1局部變形和整體變形百分比時程曲線。根據管節點極限強度準則（Lu準則[19]）和梁極限撓度準則分別找到3%D和L/70對應的時間點，判斷出構件破壞次序。從圖8a可以看出，當遭受相對較小的相同沖擊能時，節點TR-1和T-1先發生局部變形失效，且失效時間基本相同，之后節點T-1發生整體彎曲破壞。由于環口板的局部加強作用，節點TR-1在整個沖擊過程中未發生整體破壞。從圖8可以看出，當遭受相對較大的相同沖擊能時，節點T-2先發生局部屈曲破壞，然后再發生整體彎曲破壞；但對于節點TR-2，由于環口板將塑性鉸線外移，節點首先抗彎失效，在環口板邊緣各形成一條塑性鉸線，之后環口板整體下陷，節點局部失效破壞，但兩者破壞間隔時間很短。

圖8 節點整體和局部變形時程曲線Fig.8 Global and local deformation vs.time history curves of joints

從以上分析可以看出：（1）沖擊能的大小和環口板的相對幾何尺寸決定了加強節點的破壞模態。（2）沖擊能相對較小且加強作用較弱時，節點先發生局部破壞，然后再發生整體破壞；沖擊能相對較大且加強作用較強時，先發生整體彎曲破壞，然后再發生局部屈曲破壞。（3）采用環口板加強后的節點，其抗沖擊變形能力明顯提高。

3.3 沖擊力-變形關系曲線

圖9給出了環口板加強和未加強節點的荷載-位移關系曲線。從圖9a可以看出，在相對較小的沖擊能下，由于沖擊過程中，節點TR-1和T-1主要表現為主管上表面局部凹陷，節點的整體抗彎剛度損失較小，曲線是相對較為飽滿的；當節點遭受相對較大的沖擊能時，節點TR-2和T-2的整體彎曲破壞占有較大比重，節點的整體抗彎剛度損失較大，因此，圖9b中兩個節點的曲線在達到峰值荷載后，出現了比較陡峭的下降段。

圖9 沖擊力-位移關系曲線Fig.9 Impact force versus displacement curves

目前，環口板加強圓鋼管節點承載力方面的研究多集中在靜力方面。一種方法是，如果節點的荷載-變形曲線有明顯的下降段，則將節點的荷載-變形曲線的最高點所對應的荷載值作為其極限承載力；另一種方法是Lu[19]準則，通過限定管節點的局部變形來評估當支管軸向受載時節點的極限承載力。分析圖9中所給出的沖擊力-荷載關系曲線，雖然曲線存在明顯下降段，但是峰值點前后曲線振蕩較大，且3%D變形所對應的沖擊力值基本位于劇烈的振蕩段，所以，峰值法與Lu準則均不適合作為節點的沖擊承載力的判定準則。

Wang等[20]研究預加軸力的鋼管混凝土構件橫向沖擊性能時，對沖擊力時程曲線進行三個階段的劃分，并把第二個階段沖擊力的平均值作為構件的穩定承載力。從圖9可以看出：節點的沖擊力-位移曲線也可以簡化為線性上升、振蕩下降和卸載回彈三個階段。管節點在受到沖擊后，短時間內，沖擊力達到峰值；然后，進入塑性發展耗能階段；此后，沖擊卸載，節點彈性變形恢復。第二階段是節點主要的耗能階段，最能反映節點的抗沖擊性能，本文將此階段沖擊力的平均值作為節點的抗沖擊平均承載力，并以此判斷節點的抗沖擊能力，本文模型的平均承載力已在圖9中畫出，并列于表3中。

表3 節點的平均承載力Tab.3 Average bearing capacity of joints

從表3中可以看出，環口板加強后的節點的承載力較未加強節點明顯提高。其中，節點TR-1較T-1提高22.6%，節點TR-2較T-2提高71.9%。所以，環口板加強措施能夠有效提高節點的抗沖擊性能。

3.4 能量耗散分析

圖10給出了各節點整體變形和局部變形耗能時程曲線。從圖中可以看出：（1）在相同的相對較小的沖擊能下，節點TR-1（圖10a）局部變形耗散了大部分能量，且節點局部變形耗散能量早于整體變形耗散能量，兩者持續時間大體相同。與相同幾何尺寸的未加強節點T-1（圖10b）相比，經過環口板加強后，節點變形所耗散的總能量增大，且局部耗散的能量所占的比例相對增大。（2）當遭遇相對較大的沖擊能時，環口板在主管和支管相貫的區域形成一個剛域，加強節點（TR-2）首先在環口板邊緣發生整體彎曲變形，因此從圖10c可以看出，節點首先由整體變形耗散能量。與圖10d所示未加強節點T-2相比，節點耗散的總能量略微增加，但局部變形耗散能量較小。這說明：加強后的節點，使得塑性鉸外移，節點區域基本沒有破壞，破壞主要發生在節點域以外的主管上。（3）所有節點局部變形耗能達到其峰值后，彈性回彈相對較小。

圖10 能量耗散時程曲線Fig.10 Dissipated energy vs.time history curves of joints

4 結 論

本文采用試驗和有限元相結合的方法，對環口板加強T形管節點進行了抗沖擊性能工作機理分析。通過與未加強節點的比較，確定了節點的破壞模態；區分了沖擊過程中的局部變形和整體變形；分析了能量耗散規律，得到以下幾點結論：

（1）環口板加強方式，可以有效地提高節點的抗沖擊性能；環口板加強節點在沖擊荷載作用下，其破壞模態表現為節點相貫區域主管表面局部凹陷破壞，或表現為繞環口板邊緣發生整體彎曲破壞；

（2）當遭遇的沖擊能相對較小時，環口板可以減少節點域的局部凹陷量；當遭遇的沖擊能相對較大時，環口板可以將節點的塑性鉸外移，使得節點區域損傷較少；

（3）當相對沖擊能較小時，環口板加強節點局部凹陷相對整體彎曲變形消耗大部分能量，局部變形早于整體變形；當相對沖擊能較大時，環口板加強節點整體彎曲變形消耗大部分能量，整體變形早于局部變形；局部變形耗能達到其峰值后，彈性回彈相對較小。

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Mechanical mechanism study of collar plate reinforced tubular T-joint under impact loading

LI An-ling1,2,QU Hui1,HUO Jing-si3
(1 School of Civil Engineering,Yantai University,Yantai 264005,China;2 College of Civil Engineering,Hunan University, Changsha 410082,China;3 College of Civil Engineering,Huaqiao University,Xiamen 361021,China)

In order to study the impact behavior of collar plate reinforced tubular T-joint deeply,a combined experimental study and finite element analysis is used to compare the impact performance of collar plate reinforced and unreinforced tubular T-joints.The study aims to obtain the typical failure modes of collar plate reinforced and unreinforced tubular T-joints.The mechanical mechanism of collar plate reinforced tubular T-joint under impact loading is unveiled by investigating the deformation development,dividing the local and global deformation,and evaluating impact force versus deformation relationship and dissipated energy versus time history curve.The local reinforcement effect of collar plate is verified,which can provide some suggestions to choose relevant reinforced method for design and strengthen the building.

collar plate reinforced tubular T-joint;impact;division of deformation;dissipated energy; impact resistant mechanism

U661.4

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2016.04.011

1007-7294（2016）04-0469-09

2015-12-27

國家青年科學基金項目（51478407）；高等學校博士學科點專項科研資助項目（20130161110018）；山東省政府資助出國留學項目

李安令（1988-），男，博士研究生，E-mail:onlinglee@gmail.com；曲 慧（1976-），女，博士，副教授，通信作者，E-mail:quhuiytu@gmail.com。