李安令，曲 慧，霍靜思

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

環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點抗沖擊性能機(jī)理研究

李安令1，2，曲 慧1，霍靜思3

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

為深入研究環(huán)口板加強(qiáng)后T形管節(jié)點的抗沖擊性能，文章采用試驗研究和有限元研究相結(jié)合的方法，對未加強(qiáng)和環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點的抗沖擊性能進(jìn)行了比較研究，旨在確定環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點受沖擊后的典型破壞模態(tài)；并通過對變形發(fā)展、局部變形和整體變形的區(qū)分、沖擊力-位移關(guān)系曲線、能量耗散等分析，揭示環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點的抗沖擊工作機(jī)理，研究環(huán)口板的局部加強(qiáng)作用，確定環(huán)口板加強(qiáng)方式的有效性，可為管結(jié)構(gòu)抗沖擊設(shè)計和加固維護(hù)提供參考。

環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點；沖擊；變形區(qū)分；能量耗散；抗沖擊機(jī)理

0 引 言

鋼管結(jié)構(gòu)憑借其獨特的連接形式，易于呈現(xiàn)新穎、優(yōu)美的建筑效果，在體育場、火車站、飛機(jī)場、工業(yè)廠房、海洋平臺等結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的運用。在服役期間，管結(jié)構(gòu)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(qū)域的局部屈曲，甚至構(gòu)件的彎折破壞[1]，進(jìn)而可能引起管結(jié)構(gòu)整體破壞甚至倒塌，造成重大的生命、財產(chǎn)損失。由于管結(jié)構(gòu)支管軸向剛度遠(yuǎn)大于主管的徑向剛度，所以主管相貫線部位的節(jié)點區(qū)域是整個結(jié)構(gòu)的薄弱部位，工程實踐中，一般通過對節(jié)點進(jìn)行加強(qiáng)來提高管結(jié)構(gòu)的承載力。因此，選取合理的加強(qiáng)方法，對其進(jìn)行抗沖擊性能研究，具有十分重要的理論和工程意義。

管節(jié)點的加強(qiáng)方式主要有墊板加強(qiáng)、內(nèi)置加筋環(huán)加強(qiáng)、內(nèi)置插板加強(qiáng)、外置肋板加強(qiáng)、局部管壁加厚加強(qiáng)、環(huán)口板加強(qiáng)等方式[2]。但是大部分加強(qiáng)方式僅適用于設(shè)計階段，而環(huán)口板加強(qiáng)方式不僅適用于設(shè)計階段，還適用于服役期間承載力不足的管節(jié)點[3]。目前，國內(nèi)外學(xué)者有關(guān)加強(qiáng)管節(jié)點的研究主要集中在靜力承載力、應(yīng)力集中系數(shù)、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(xiàn)[2-9]研究表明適當(dāng)?shù)募訌?qiáng)方式可以提高管節(jié)點的靜力承載能力、改善管節(jié)點的滯回性能、降低焊接處的應(yīng)力集中系數(shù)等。曲慧等[10-14]在湖南大學(xué)綜合防護(hù)實驗室已經(jīng)完成了4個普通管節(jié)點和2個環(huán)口板加強(qiáng)管節(jié)點的落錘沖擊試驗，并對遭受橫向沖擊荷載作用下節(jié)點的破壞模態(tài)、沖擊力、變形、能量耗散等抗沖擊工作機(jī)理進(jìn)行了深入的研究。

本文基于試驗?zāi)Ｐ?，建立ABAQUS有限元模型，并比較試驗數(shù)據(jù)，驗證有限元模型的有效性，在此基礎(chǔ)上，對環(huán)口板加強(qiáng)的T形管節(jié)點進(jìn)行抗沖擊性能研究，研究環(huán)口板的局部加強(qiáng)作用，確定環(huán)口板加強(qiáng)方式的有效性，為管結(jié)構(gòu)抗沖擊設(shè)計和加固維護(hù)提供參考。

1 有限元分析模型

1.1 幾何模型

圖1 節(jié)點示意圖Fig.1 Details of tubular T-joint

表1 管節(jié)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(jié)點尺寸參考曲慧等[11]文中相關(guān)尺寸取值，幾何構(gòu)造如圖1所示，具體的幾何參數(shù)如表1所示。表中，“T”系列節(jié)點模型為未加強(qiáng)節(jié)點，“TR”系列節(jié)點模型為環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)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(huán)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(yīng)變速率相關(guān)材料，Soares和Soreide[15]根據(jù)鋼材在不同應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線得出：應(yīng)變速率的變化顯著影響鋼材的屈服強(qiáng)度，而對其極限強(qiáng)度、彈性模量影響較小。因此，國內(nèi)外學(xué)者通過建立動態(tài)屈服強(qiáng)度增大系數(shù)表達(dá)式來考慮鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)。

Symonds[16]提出了鋼材的動態(tài)強(qiáng)度增大系數(shù)表達(dá)式，該表達(dá)式能夠利用依賴于應(yīng)變率的參數(shù)來確定屈服應(yīng)力，其動態(tài)屈服函數(shù)為：

其中：σdy為動態(tài)屈服強(qiáng)度，σy為靜態(tài)屈服強(qiáng)度，為鋼材的應(yīng)變率，D、n為Cowper-Symonds模型的應(yīng)變率參數(shù)。

ABAQUS有限元軟件提供了三種應(yīng)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(xué)者所接受。

本模型中鋼材材料模型為附加Cowper-Symonds應(yīng)變率模型的理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系，其中鋼材的材料參數(shù)取值采用材性試驗所測得的數(shù)據(jù)，應(yīng)變率參數(shù)參考文獻(xiàn)[16]取值，如表2所示。

表2 鋼材力學(xué)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(fù)雜，為簡化模型，有限元模型中，不同質(zhì)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(zhì)量。錘體為高強(qiáng)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(qiáng)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(wǎng)格

本文基于ABAQUS軟件平臺建立橫向沖擊下環(huán)口板加強(qiáng)圓鋼管節(jié)點的有限元計算模型。由于沖擊為瞬時動力學(xué)過程，采用軟件中的顯式動力學(xué)模塊ABAQUS/Explicit進(jìn)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(huán)口板加強(qiáng)節(jié)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(jié)點自身的重力場；二是落錘對節(jié)點施加的沖擊荷載，其施加方法為：將落錘放置在構(gòu)件正上方，其軸線與節(jié)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(jìn)行了簡化，端板與節(jié)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(huán)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(jìn)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(huán)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(jié)點，切向選擇“罰函數(shù)”，設(shè)置0.3的庫倫摩擦系數(shù)，法向采用“硬接觸”。

經(jīng)過試算確定網(wǎng)格密度，并通過加密節(jié)點變形較大的主支管相貫區(qū)域，稀疏其他部分來控制網(wǎng)格數(shù)量，網(wǎng)格劃分如圖2所示。模型采用三維實體八節(jié)點減縮積分單元（C3D8R）計算，以節(jié)約計算機(jī)資源。

2 有限元分析結(jié)果

2.1 破壞模式

圖3對環(huán)口板加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點的有限元模擬結(jié)果和試驗結(jié)果進(jìn)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(tài)與試驗結(jié)果吻合較好。對于未加強(qiáng)試件T-1、T-2，試件節(jié)點相貫處主管表面發(fā)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(qiáng)節(jié)點的破壞模式由節(jié)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(huán)口板加強(qiáng)試件TR-1、TR-2，由于環(huán)口板的存在，相貫線附近節(jié)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(huán)口板邊緣發(fā)生局部凹陷變形，并伴有節(jié)點側(cè)壁鼓曲（如圖3c），過渡到環(huán)口板整體下陷，主管在環(huán)口板兩側(cè)各形成塑性鉸線，同時節(jié)點發(fā)生整體彎折變形（如圖3d）。

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

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

圖4 節(jié)點局部變形圖Fig.4 Deformation at the joint zone

2.2 節(jié)點的動力響應(yīng)

為進(jìn)一步驗證本文所建立有限元模型的有效性，同時也比較環(huán)口板加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點之間的性能差異，圖5a和5b分別給出了節(jié)點的沖擊力和位移時程曲線。試驗過程中，由于試驗設(shè)備故障，沒能采集到試件T-2和TR-2的相關(guān)數(shù)據(jù)。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(jié)果。

圖5 加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點的動力響應(yīng)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(jié)果和試驗結(jié)果在曲線的發(fā)展趨勢、峰值點、沖擊時間等關(guān)鍵指標(biāo)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(jìn)行節(jié)點的抗沖擊機(jī)理分析。

結(jié)合圖3中試件T-1和TR-1的破壞模態(tài)與圖5a中所給的沖擊力時程曲線，可以看出：環(huán)口板可以顯著增大節(jié)點相貫區(qū)域的剛度，在相對較低的同一沖擊能量下，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點的峰值承載力大幅度提高，相對于未加強(qiáng)節(jié)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(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點和未加強(qiáng)節(jié)點支管頂部的變形發(fā)展趨勢基本一致，均為拋物線形狀。未加強(qiáng)節(jié)點支管頂部的變形值要較大于環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點支管頂部的變形值，大約為其的1.57倍。通過比較節(jié)點破壞模態(tài)、沖擊力、位移時程曲線等，可以發(fā)現(xiàn)有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，從而驗證了有限元模型的準(zhǔn)確性。

3 環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點抗沖擊機(jī)理分析

3.1 加強(qiáng)節(jié)點變形發(fā)展分析

圖6 節(jié)點TR-1主管跨中截面變形發(fā)展Fig.6 Deformation development of cross section at mid-span for joint TR-1

圖6給出了環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點TR-1主管跨中橫截面變形時程圖。由于環(huán)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(huán)口板與節(jié)點能夠共同工作，協(xié)調(diào)變形。從圖6a中可以看出，沖擊開始后，環(huán)口板內(nèi)邊緣先產(chǎn)生變形，主管在沖擊力和環(huán)口板擠壓共同作用下發(fā)生較大的塑性變形。由于環(huán)口板的局部加強(qiáng)作用，相貫部位主管頂部凹陷量最大，環(huán)口板外邊緣處，截面發(fā)生突變使剛度被削弱，導(dǎo)致凹陷較為明顯。隨著沖擊能的傳遞，主管凹陷變形和側(cè)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(fù)，直至錘體完全脫離結(jié)束。

3.2 加強(qiáng)節(jié)點變形區(qū)分

Johnson[17]認(rèn)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(zhǔn)確區(qū)分沖擊過程中的局部變形和整體變形，將有助于確定節(jié)點的破壞次序。目前，一般通過測量節(jié)點特征點的位移來確定節(jié)點的變形。Choo等[3]在研究環(huán)口板加強(qiáng)管節(jié)點靜力承載力時，定義節(jié)點冠點與主管跨中管底的位移差為節(jié)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(gòu)成。許超等[12]在研究管節(jié)點受橫向沖擊時的變形機(jī)理時，發(fā)展了Norman等（2010）[18]提出的區(qū)分橫向沖擊下鋼管整體變形和局部凹陷的方法，認(rèn)為在沖擊荷載作用下當(dāng)支管處于小變形狀態(tài)，則可以不考慮支管變形，作者認(rèn)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(qū)分節(jié)點的整體變形和局部變形。

圖7給出了用文獻(xiàn)[3]和等面積軸法兩種方法得出的節(jié)點TR-1的局部變形時程曲線。對于最終位移，文獻(xiàn)[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(gòu)件，研究其整體變形時，應(yīng)該考慮構(gòu)件的變形特征，應(yīng)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(jié)果是不準(zhǔn)確的。因為在受撞過程中，節(jié)點相貫線附近發(fā)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(zhǔn)確。

圖7 TR-1節(jié)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(zhǔn)確，下文中節(jié)點變形均依據(jù)此法進(jìn)行區(qū)分，區(qū)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(jié)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(jù)管節(jié)點極限強(qiáng)度準(zhǔn)則（Lu準(zhǔn)則[19]）和梁極限撓度準(zhǔn)則分別找到3%D和L/70對應(yīng)的時間點，判斷出構(gòu)件破壞次序。從圖8a可以看出，當(dāng)遭受相對較小的相同沖擊能時，節(jié)點TR-1和T-1先發(fā)生局部變形失效，且失效時間基本相同，之后節(jié)點T-1發(fā)生整體彎曲破壞。由于環(huán)口板的局部加強(qiáng)作用，節(jié)點TR-1在整個沖擊過程中未發(fā)生整體破壞。從圖8可以看出，當(dāng)遭受相對較大的相同沖擊能時，節(jié)點T-2先發(fā)生局部屈曲破壞，然后再發(fā)生整體彎曲破壞；但對于節(jié)點TR-2，由于環(huán)口板將塑性鉸線外移，節(jié)點首先抗彎失效，在環(huán)口板邊緣各形成一條塑性鉸線，之后環(huán)口板整體下陷，節(jié)點局部失效破壞，但兩者破壞間隔時間很短。

圖8 節(jié)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(huán)口板的相對幾何尺寸決定了加強(qiáng)節(jié)點的破壞模態(tài)。（2）沖擊能相對較小且加強(qiáng)作用較弱時，節(jié)點先發(fā)生局部破壞，然后再發(fā)生整體破壞；沖擊能相對較大且加強(qiáng)作用較強(qiáng)時，先發(fā)生整體彎曲破壞，然后再發(fā)生局部屈曲破壞。（3）采用環(huán)口板加強(qiáng)后的節(jié)點，其抗沖擊變形能力明顯提高。

3.3 沖擊力-變形關(guān)系曲線

圖9給出了環(huán)口板加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點的荷載-位移關(guān)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(jié)點TR-1和T-1主要表現(xiàn)為主管上表面局部凹陷，節(jié)點的整體抗彎剛度損失較小，曲線是相對較為飽滿的；當(dāng)節(jié)點遭受相對較大的沖擊能時，節(jié)點TR-2和T-2的整體彎曲破壞占有較大比重，節(jié)點的整體抗彎剛度損失較大，因此，圖9b中兩個節(jié)點的曲線在達(dá)到峰值荷載后，出現(xiàn)了比較陡峭的下降段。

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

目前，環(huán)口板加強(qiáng)圓鋼管節(jié)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(jié)點的荷載-變形曲線有明顯的下降段，則將節(jié)點的荷載-變形曲線的最高點所對應(yīng)的荷載值作為其極限承載力；另一種方法是Lu[19]準(zhǔn)則，通過限定管節(jié)點的局部變形來評估當(dāng)支管軸向受載時節(jié)點的極限承載力。分析圖9中所給出的沖擊力-荷載關(guān)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(yīng)的沖擊力值基本位于劇烈的振蕩段，所以，峰值法與Lu準(zhǔn)則均不適合作為節(jié)點的沖擊承載力的判定準(zhǔn)則。

Wang等[20]研究預(yù)加軸力的鋼管混凝土構(gòu)件橫向沖擊性能時，對沖擊力時程曲線進(jìn)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(gòu)件的穩(wěn)定承載力。從圖9可以看出：節(jié)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(jié)點在受到?jīng)_擊后，短時間內(nèi)，沖擊力達(dá)到峰值；然后，進(jìn)入塑性發(fā)展耗能階段；此后，沖擊卸載，節(jié)點彈性變形恢復(fù)。第二階段是節(jié)點主要的耗能階段，最能反映節(jié)點的抗沖擊性能，本文將此階段沖擊力的平均值作為節(jié)點的抗沖擊平均承載力，并以此判斷節(jié)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(jié)點的平均承載力Tab.3 Average bearing capacity of joints

從表3中可以看出，環(huán)口板加強(qiáng)后的節(jié)點的承載力較未加強(qiáng)節(jié)點明顯提高。其中，節(jié)點TR-1較T-1提高22.6%，節(jié)點TR-2較T-2提高71.9%。所以，環(huán)口板加強(qiáng)措施能夠有效提高節(jié)點的抗沖擊性能。

3.4 能量耗散分析

圖10給出了各節(jié)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(jié)點TR-1（圖10a）局部變形耗散了大部分能量，且節(jié)點局部變形耗散能量早于整體變形耗散能量，兩者持續(xù)時間大體相同。與相同幾何尺寸的未加強(qiáng)節(jié)點T-1（圖10b）相比，經(jīng)過環(huán)口板加強(qiáng)后，節(jié)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(dāng)遭遇相對較大的沖擊能時，環(huán)口板在主管和支管相貫的區(qū)域形成一個剛域，加強(qiáng)節(jié)點（TR-2）首先在環(huán)口板邊緣發(fā)生整體彎曲變形，因此從圖10c可以看出，節(jié)點首先由整體變形耗散能量。與圖10d所示未加強(qiáng)節(jié)點T-2相比，節(jié)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(qiáng)后的節(jié)點，使得塑性鉸外移，節(jié)點區(qū)域基本沒有破壞，破壞主要發(fā)生在節(jié)點域以外的主管上。（3）所有節(jié)點局部變形耗能達(dá)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(jié) 論

本文采用試驗和有限元相結(jié)合的方法，對環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點進(jìn)行了抗沖擊性能工作機(jī)理分析。通過與未加強(qiáng)節(jié)點的比較，確定了節(jié)點的破壞模態(tài)；區(qū)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(guī)律，得到以下幾點結(jié)論：

（1）環(huán)口板加強(qiáng)方式，可以有效地提高節(jié)點的抗沖擊性能；環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點在沖擊荷載作用下，其破壞模態(tài)表現(xiàn)為節(jié)點相貫區(qū)域主管表面局部凹陷破壞，或表現(xiàn)為繞環(huán)口板邊緣發(fā)生整體彎曲破壞；

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

（3）當(dāng)相對沖擊能較小時，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)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(dāng)相對沖擊能較大時，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)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(dá)到其峰值后，彈性回彈相對較小。

參考文獻(xiàn)：

[1]Bambach M R.Design of hollow and concrete filled steel and stainless steel tubular columns for transverse impact loads[J]. Thin-Walled Structures,2011,49(10):1251-1260.

[2]Shao Y B.Study on reinforcing methods for welded tubular joints structures[J].Journal of Yantai University(Natural Science and Engineering Edition),2009,22(4):312-320.

[3]Choo Y S,Liang J X,van der Vegte G J,et al.Static strength of collar plate reinforced CHS X-joints loaded by in-plane bending[J].Journal of Constructional Steel Research,2004,60(12):1745-1760.

[4]Choo Y S,van der Vegte G J,Zettlemoyer N,et al.Static strength of T-Joints reinforced with doubler or collar plates.I:experimental investigations[J].Journal of Structural Engineering,2005,131(1):119-128.

[5]Shao Y B,Li T,Lie S T,et al.Hysteretic behaviour of square tubular T-joints with chord reinforcement under axial cyclic loading[J].Journal of Constructional Steel Research,2011,67(1):140-149.

[6]蔡艷青,邵永波.環(huán)口板加固T型圓鋼管節(jié)點的應(yīng)力集中系數(shù)[J].土木工程與管理學(xué)報,2011,28(2):26-31. Cai yanqing,Shao yongbo.Stress concentration factor for circular tubular T-joints with collar plate reinforcement[J].Journal of Civil Engineering and Management,2011,28(2):26-31.

[7]吳亮秦,李自林,韓慶華.墊板加強(qiáng)N型圓鋼管相貫節(jié)點靜力性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2010,31(10):83-88. Wu Liangqin,Li Zilin,Han Qinghua.Experimental study on static behavior of plate reinforced tubular N-joints[J].Journal of Building Structures,2010,31(10):83-88.

[8]李 濤,邵永波,張季超.內(nèi)置豎向插板加強(qiáng)型管節(jié)點靜力強(qiáng)度研究[J].工程力學(xué),2010,27(4):133-140. Li Tao,Shao Yongbo,Zhang Jichao.Study of static strength of tubular joints reinforced with vertical inner plate[J].Engineering Mechanics,2010,27(4):133-140.

[9]Yang J,Shao Y B,Chen Cheng.Static strength of chord reinforced tubular Y-joints under axial loading[J].Marine Structures,2012,29(1),226-245.

[10]曲 慧,霍靜思,許 超.T形管節(jié)點落錘動態(tài)抗沖擊性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2013,34(4):65-73. Qu Hui,Huo Jingsi,Xu Chao.Experimental study on tubular T-joints under drop hammer impact loads[J].Journal of Building Structures,2013,34(4):65-73.

[11]曲 慧,霍靜思,許 超.環(huán)口板加強(qiáng)后T型管節(jié)點落錘抗沖擊試驗研究[J].振動與沖擊,2013,32(1):108-112. Qu Hui,Huo Jingsi,Xu Chao.Experimental study on dynamic behaviors of collar plate reinforced tubular T-joints under drop weight impact loads[J].Journal of Vibration and Shock,2013,32(1):108-112.

[12]許 超,曲 慧,周新剛.沖擊荷載作用下T型管節(jié)點變形初步分析[J].煙臺大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)與工程版）,2012,25 (2):140-145. Xu Chao,Qu Hui,Zhou Xingang.Primary deformation analysis of T tubular joints subjected to impact load[J].Journal of Yantai University(Natural Science and Engineering Edition),2012,25(2):140-145.

[13]曲 慧,褚 飛.主管受撞T型管節(jié)點抗沖擊性能研究[J].船舶力學(xué),2011,15(11):1306-1314. Qu Hui,Chu Fei.Impact performance studies of T-tubular joint impacted on the chord[J].Journal of Ship Mechanics, 2011,15(11):1306-1314.

[14]曲 慧,張 云,邵永波.T型管節(jié)點抗沖擊性能工作機(jī)理分析[J].船海工程,2010,39(4):161-164. Qu Hui,Zhang Yun,Shao Yongbo.Mechanism analysis of impact performance for tubular T-Joint[J].Ship and Ocean Engineering,2010,39(4):161-164.

[15]Soares C G,Soreide T H.Plastic analysis of laterally loaded circular tubes[J].Journal of Structural Engineering,1983,109 (2):451-467.

[16]Symonds P S.Survey of methods of analysis for plastic deformation of structures under dynamic loading[R].Brown University,Division of Engineering Report,BU/NSRDC/1-67,1967.

[17]Johnson W,Reid S R.Metallic energy dissipating systems[J].Applied Mechanics Reviews,1978,31(3):277-288.

[18]Norman J,Birch R S.Low-velocity impact of pressurised pipelines[J].International Journal of Impact Engineering,2010, 37(2):207-219.

[19]Lu H L,Winkel G D,Yu Y,et al.Deformation limit for the ultimate strength of hollow section joints[C]//Proceedings of the Sixth International Symposium on Tubular Structures.Melbourne,Australia,1994:341-347.

[20]Wang R,Han L H,Hou C C.Behavior of concrete filled steel tubular(CFST)members under lateral impact:Experiment and FEA model[J].Journal of Constructional Steel Research,2013,80:188-201.

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(xué)基金項目（51478407）；高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研資助項目（20130161110018）；山東省政府資助出國留學(xué)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。