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(煙臺大學 土木工程學院，山東 煙臺 264005)

管節(jié)點廣泛地應(yīng)用于海洋平臺及橋梁等結(jié)構(gòu)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(jié)點本身的結(jié)構(gòu)形狀復雜、相貫部位變化不連續(xù)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(jié)點進行鋼管節(jié)點沖擊荷載下的工作機理分析，確定鋼結(jié)構(gòu)抗碰撞能力。目前國內(nèi)外研究者對管節(jié)點的研究相對較少。大多數(shù)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(jié)構(gòu)采用不同的有限元進行數(shù)值分析，并計算出撞擊過程中的能耗、變形、沖擊力；對結(jié)構(gòu)的損傷程度進行評價，對現(xiàn)有結(jié)構(gòu)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(shù)值分析。因此考慮在目前的研究基礎(chǔ)上，依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范(50017-2003)》[6]要求，對該構(gòu)件進行沖擊荷載下的工作機理分析，確定其破壞模態(tài)，以及沖擊錘與節(jié)點的相互作用關(guān)系。

1 有限元模型

1.1 有限元模型的建立

結(jié)合工程實際應(yīng)用和Bambach等試驗構(gòu)件尺寸，按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范(50017-2003)》要求，確定數(shù)值分析的典型構(gòu)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(shù)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(zhì)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(jié)點實體單元(C3D8R)。

圖1 沖擊荷載下T型管節(jié)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(guān)材料。采用Cowper-Symonds模型來模擬，其動態(tài)屈服函數(shù)為

(1)

式中:D、n——Cowper-Symonds模型的應(yīng)變率參數(shù)；

σdy——鋼材的動態(tài)屈服強度；

σy——鋼材的靜態(tài)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(shù)，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(diào)整密度實現(xiàn)模擬的沖擊錘質(zhì)量。

1.3 邊界條件、荷載及界面處理

盡管實際工程中，管節(jié)點的兩端根據(jù)力學簡圖應(yīng)簡化為鉸接，但結(jié)合試驗室試驗條件，并結(jié)合Bambach等的試驗裝置，將管節(jié)點分析的邊界條件設(shè)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(zhì)量和速度的錘體，沿支管軸線施加在節(jié)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(shè)定摩擦參數(shù)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(shè)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(jié)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(jié)點沖擊試驗結(jié)果與有限元結(jié)果的比較?？梢钥闯?，無論是速度-時間關(guān)系曲線，還是沖擊力-時間關(guān)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(jié)果比較

圖3 方鋼管節(jié)點沖擊試驗與計算結(jié)果比較

2 節(jié)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(jié)點抗沖擊性能，分別對典型管節(jié)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(jié)點的性能對比分析。計算結(jié)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(jié)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(jié)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(jié)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(jié)點發(fā)生相同的變形，會耗散相同的能量，只是能量轉(zhuǎn)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(jié)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(chǎn)生差別的原因是：在沖擊力作用下管節(jié)點的剛度有一定程度的提高。

2.2 能量轉(zhuǎn)化關(guān)系

沖擊過程中，系統(tǒng)的動能不斷轉(zhuǎn)化為內(nèi)能以及以其他形式的能量而耗散掉。材料的內(nèi)能大約在錘頭與試件開始作用后14 ms達到最大，此時系統(tǒng)的動能為零；隨之由于錘體的反彈，節(jié)點的彈性變形得以恢復，內(nèi)能略有減少，動能有所增加，最后兩者達到穩(wěn)定。最終通過材料內(nèi)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(zhuǎn)化遵循能量守恒定律。

圖6 沖擊過程中的能量轉(zhuǎn)換

圖7 不同時刻動、內(nèi)能所占比例

2.3 管節(jié)點變形分析

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

圖8 管節(jié)點在不同時刻的變形及應(yīng)力變化圖

從圖中可以看出，在t=1 ms時，錘頭與支管接觸，節(jié)點只在錘頭和支管頂部出現(xiàn)較小的接觸應(yīng)力，如圖8 a)；且在t=10 ms時，管節(jié)點產(chǎn)生了較大的軸向變形與環(huán)向變形，主管側(cè)鼓，支管的環(huán)向變形已十分明顯，節(jié)點核心區(qū)域應(yīng)力迅速增大，支座部位由于應(yīng)力集中也出現(xiàn)了較大的應(yīng)力，如圖8 b)；在此之后，支管的環(huán)向變形、主管側(cè)鼓都進一步發(fā)展，大約在t=17 ms時，支管產(chǎn)生了最大的徑向壓縮變形，同時主管鼓曲也達到了最大。節(jié)點核心區(qū)應(yīng)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(jié)點的彈性變形逐漸恢復，節(jié)點中的應(yīng)力逐漸減少，在t=41 ms時，沖擊錘與節(jié)點完全分離，如圖8d)～f)。

3 結(jié)論

1) 沖擊過程中，節(jié)點的能量轉(zhuǎn)化是守恒的，即由沖擊錘的動能轉(zhuǎn)化為節(jié)點的變形能等內(nèi)能。

2) 沖擊荷載下節(jié)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(jié)點耗散的能量是相同的，只是耗散過程不同而已。

3) 節(jié)點在沖擊過程中經(jīng)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(jié)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。

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

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[6] 中華人民共和國國家標準(GB50017-2003).鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S].北京:中國計劃出版社，2003.

[7] 陳 驥.鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定理論與設(shè)計[M].北京：科學出版社,2008.