T型鋼管節點抗沖擊機理有限元分析

隨著鋼材軋制、冷熱成型及焊接技術的發展，管節點可以不用節點板或其他復雜的構造形式，就能很方便地直接焊接，加之計算理論的不斷完善，使得鋼管結構的應用范圍從平面進一步發展到空間，相貫節點的類型也更加復雜，逐步成為鋼管結構中最主要的節點形式之一。與其他管節點形式相比，相貫節點具有形式簡單、外觀美觀、節省鋼材等優點。

工程中的管節點在水平荷載作用下，一般應簡化為兩端鉸支，且承受軸向力作用的力學模型。在沖擊荷載作用下，其失效機理、極限承載力、結構變形、能量轉換等均與靜力荷載作用時存在較大差異；且工程中受撞擊后節點的損傷評估及維修方法亟待解決。因此，從管結構抗沖擊理論研究的系統性和工程應用需求來看，尚需進行大量的研究工作。為了研究不同參數對于T型圓鋼管在沖擊荷載作用下的破壞模式、變形、耗能能力、沖擊力的影響，進行有限元分析。

1 有限元模型的建立

為簡化計算，本文所建立的在沖擊荷載作用下T型鋼管節點數值仿真模型與實際試驗存在著一定差異，主要體現在以下三個方面：①僅考慮了應變率對鋼材應力的影響，沒有考慮應變率對鋼材的彈性模量和應變的影響；②在沖擊過程中沒有考慮重力對錘體的加速作用；③數值仿真模型中支座的轉動剛度為零［1］。

1.1 單元的選取

本文中節點、端板、落錘均采用八節點非協調三維實體分析單元（C3D8I）。鋼管管壁相對較薄，但為了提高準確性也采用了C3D8I單元。C3D8I由8個節點組成，每個節點都的位移、速度、加速度都有x、y、z三個方向的自由度。此單元支持單點積分和沙漏控制，通過改變設置也可選擇減縮積分。

1.2 網格的劃分

本文采用結構化網格劃分，沖擊破壞主要發生在主管管壁和主、支管交界處，在錘頭與管節點接觸面區域發生局部屈曲，為了充分了解沖擊區域局部的應力、應變情況，在管節點沖擊區域局部單元劃分較密，其他部分單元較為稀疏以節約計算時間。經過試算，網格采用如下劃分密度精度較好：在主管加密區，主管沿圓周方向劃分成100份，沿管壁厚度方向劃分成2份，沿軸向劃分成40份，在主管非加密區沿軸向劃分為20份，主管和支管的端板沿軸向劃分為2份，沿圓周方向劃分為25份，沿徑向劃分為5份。

2 應變分析

節點的支座材料為鋼材，而鋼材是典型的應變率敏感材料。通過分析有限元模型不同位置的應變變化情況，可以發現：在沖擊過程中，在節點沖擊位置附近范圍內的鋼板經歷了非常大的應變率變化，其對局部鋼材的動態屈服強度的影響變得十分顯著［2］。但是，這種影響僅局限在受到沖擊后變形嚴重的主管與支管相貫區域，鋼材應變率敏感性造成對管節點造成的綜合影響相對有限。

2.1 應變時程曲線

分析有限元計算得到的各試件表面各測點的應變可知：計算得到的各點應變比試驗大，但其變化趨勢基本一致。這可能是因為沖擊過程過于劇烈，試件在沖擊過程中發生劇烈的變形，導致部分應變片與鋼管表面的粘結發生松動，甚至部分應變片發生了斷裂，使應變片測得的應變偏小甚至測不到數據［3］。

2.2 應變率時程曲線

這個水平的應變率已經足夠對鋼材的動態屈服強度產生顯著的增強作用［4］。可以看出不同的位置的點的應變率的形狀大致相同，在沖擊開始后逐漸達到峰值，然后隨著的沖擊的結束降低為零。應變率峰值的出現意味著這一點的變形最為劇烈。不同位置的點的應變率達到峰值的時間各不相同，沖擊開始后，鞍點和冠點的應變率首先達到峰值，然后截面曲率最大處的環向應變達到峰值，截面曲率最大處的軸向應變達到的峰值的時間略晚于環向，管底的應變率一直維持在較低的水平上，并逐漸降低為零。這主要是因為冠點和鞍點位于主管和支管的相貫線上，支管傳來的沖擊荷載首先引起這兩個點的劇烈變形，隨著沖擊過程的發展，塑性鉸區逐漸擴展到截面曲率最大處，并在該位置橢圓形塑性區的短軸長度達到最大值，在該點形成塑性鉸，并引起應變的迅速變化，截面的變形導致主管的剛度不斷削弱，使彎曲變形開始增長，這表現為截面曲率最大處軸向應變的應變率達到峰值。高應變率產生的增強作用僅僅局限在管受到沖擊變形較大的區域。

3 荷載-位移曲線

有限元和試驗得到的荷載-曲線進行了對比，與試驗結果一樣，各試件的荷載-位移關系曲線均包括上升、震蕩下降、平穩下降和彈性恢復四個階段且彈性恢復階段的卸載剛度小于加載剛度，有限元分析得到的結果沖擊力的大小略小于試驗結果，試件的最大變形略大于試驗結果，有限元分析得到的抗沖擊初始剛度明顯大于試驗得到的抗沖擊初始剛度［5-10］。

究其原因有可能是由如下幾個方面因素造成：①在數值模擬過程中，把錘頭簡化成剛性錘頭導致錘頭與試件端板接觸時間變小，并且導致沖擊力位移曲線初始剛度變大；②在試驗過程中，位移計與試件之間未接觸緊密，從而導致沖擊開始階段試驗結果沖擊力位移曲線加載剛度變小；③試驗主管兩端支座不能保證完全鉸接而是具有一定的轉動剛度，導致主管整體彎曲剛度偏大，使最大位移小于有限元結果，并使荷載大于有限元結果。

4 結論

（1）模擬得到的試件變形與試驗較為一致，并且通過等面積軸的方法計算區分了總橫向變形中的局部凹陷變形和整體彎曲變形，經與試驗結果對比，計算較為準確。由于試驗條件的限制導致模擬得到的試件荷載位移曲線與試驗結果之間存在一定誤差，但兩者基本一致。

（2）通過對上面得到的沖擊力、應變、變形等結果進行分析，揭示了管節點受到沖擊荷載時的工作機理。可將節點受到沖擊后劃分為落錘開始沖擊支管的加載階段、主管與支管相貫處主管上表面遭受局部屈曲和躍越屈曲階段和主管發生整體彎曲（或彎折）變形階段三個階段。

（3）模擬得到的試件通過塑性變形耗散的能量隨著沖擊動能的增大而增大，并且相同試件塑性變形所耗散的能量占沖擊動能的比例隨著沖擊動能的變化基本保持不變，這兩個方面與試驗吻合較好。并且根據塑性鉸理論計算得到了局部凹陷所耗散的能量，并提出了根據塑性絞線長度以及凹陷深度估算沖擊力的簡化計算方法。

（4）通過以上各項的對比，采用該模型對鋼管節點沖擊試驗進行數值模擬，數值模擬結果表明該模型能夠很好地沖擊荷載作用下鋼管節點沖擊力學性能，為分析沖擊荷載作用下鋼管節點的動態力學性能的主要影響參數奠定基礎。

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