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

李安令，曲 慧，霍靜思

（1煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院，山東煙臺(tái)264005；2湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)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(diǎn)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(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院，山東煙臺(tái)264005；2湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)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(diǎn)的抗沖擊性能，文章采用試驗(yàn)研究和有限元研究相結(jié)合的方法，對(duì)未加強(qiáng)和環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點(diǎn)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(diǎn)受沖擊后的典型破壞模態(tài)；并通過對(duì)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(diǎn)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(jì)和加固維護(hù)提供參考。

環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點(diǎn)；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(dú)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(chǎng)、火車站、飛機(jī)場(chǎng)、工業(yè)廠房、海洋平臺(tái)等結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的運(yùn)用。在服役期間，管結(jié)構(gòu)不可避免地會(huì)遭受來(lái)自高空墜物、車輛、船舶等重物的低速碰撞。碰撞一般會(huì)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(cái)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(diǎn)區(qū)域是整個(gè)結(jié)構(gòu)的薄弱部位，工程實(shí)踐中，一般通過對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)來(lái)提高管結(jié)構(gòu)的承載力。因此，選取合理的加強(qiáng)方法，對(duì)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(diǎn)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(jì)階段，而環(huán)口板加強(qiáng)方式不僅適用于設(shè)計(jì)階段，還適用于服役期間承載力不足的管節(jié)點(diǎn)[3]。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者有關(guān)加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)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(bào)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(diǎn)的靜力承載能力、改善管節(jié)點(diǎn)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(shí)驗(yàn)室已經(jīng)完成了4個(gè)普通管節(jié)點(diǎn)和2個(gè)環(huán)口板加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)的落錘沖擊試驗(yàn)，并對(duì)遭受橫向沖擊荷載作用下節(jié)點(diǎn)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(yàn)?zāi)Ｐ停BAQUS有限元模型，并比較試驗(yàn)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證有限元模型的有效性，在此基礎(chǔ)上，對(duì)環(huán)口板加強(qiáng)的T形管節(jié)點(diǎn)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(jì)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(diǎn)示意圖Fig.1 Details of tubular T-joint

表1 管節(jié)點(diǎn)一覽表[11]Tab.1 Summary of tubular T-joint information[11]

為方便驗(yàn)證有限元模型，節(jié)點(diǎn)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(diǎn)模型為未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，“TR”系列節(jié)點(diǎn)模型為環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)；D、T、L分別表示主管的外徑、管壁厚度和長(zhǎng)度；d、t、l分別表示支管的外徑、管壁厚度和長(zhǎng)度；lc和tc分別表示環(huán)口板的長(zhǎng)度和厚度；α為主管長(zhǎng)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(duì)其極限強(qiáng)度、彈性模量影響較小。因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過建立動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度增大系數(shù)表達(dá)式來(lái)考慮鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)。

Symonds[16]提出了鋼材的動(dòng)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(lái)確定屈服應(yīng)力，其動(dòng)態(tài)屈服函數(shù)為：

其中：σdy為動(dòng)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(jiǎn)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(yàn)所測(cè)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(yàn)中，錘體由配重、沖擊錘等組成，較為復(fù)雜，為簡(jiǎn)化模型，有限元模型中，不同質(zhì)量的錘體用一個(gè)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(yàn)時(shí)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(tái)建立橫向沖擊下環(huán)口板加強(qiáng)圓鋼管節(jié)點(diǎn)的有限元計(jì)算模型。由于沖擊為瞬時(shí)動(dòng)力學(xué)過程，采用軟件中的顯式動(dòng)力學(xué)模塊ABAQUS/Explicit進(jìn)行分析。

有限元模型采用三維實(shí)體建模，通過約束主管端板中線的自由度來(lái)模擬試驗(yàn)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(diǎn)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(diǎn)自身的重力場(chǎng)；二是落錘對(duì)節(jié)點(diǎn)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(diǎn)支管軸線重合，在場(chǎng)力中為其定義沿支管軸線方向的平動(dòng)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(duì)焊縫進(jìn)行了簡(jiǎn)化，端板與節(jié)點(diǎn)之間的焊接，簡(jiǎn)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(jiǎn)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(lái)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(diǎn)，切向選擇“罰函數(shù)”，設(shè)置0.3的庫(kù)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(diǎn)變形較大的主支管相貫區(qū)域，稀疏其他部分來(lái)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(shí)體八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元（C3D8R）計(jì)算，以節(jié)約計(jì)算機(jī)資源。

2 有限元分析結(jié)果

2.1 破壞模式

圖3對(duì)環(huán)口板加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的有限元模擬結(jié)果和試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果吻合較好。對(duì)于未加強(qiáng)試件T-1、T-2，試件節(jié)點(diǎn)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(diǎn)的破壞模式由節(jié)點(diǎn)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(duì)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(diǎn)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(diǎn)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(shí)節(jié)點(diǎn)發(fā)生整體彎折變形（如圖3d）。

圖3 試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果對(duì)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(diǎn)TR-1和未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)T-1支主管相貫區(qū)域的變形圖。可以看出：未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)T-1的局部變形由節(jié)點(diǎn)相貫線向外擴(kuò)展，而加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)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(duì)節(jié)點(diǎn)主管壁的沖剪作用，明顯提高節(jié)點(diǎn)相貫線部位的剛度，從而改變了節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)，改善了節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能。

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

2.2 節(jié)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所建立有限元模型的有效性，同時(shí)也比較環(huán)口板加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)之間的性能差異，圖5a和5b分別給出了節(jié)點(diǎn)的沖擊力和位移時(shí)程曲線。試驗(yàn)過程中，由于試驗(yàn)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(yàn)和有限元模擬結(jié)果。

圖5 加強(qiáng)和未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)Fig.5 Dynamic response of reinforced and unreinforced joints

從圖中可以看出，無(wú)論是沖擊力時(shí)程曲線還是位移時(shí)程曲線，有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果在曲線的發(fā)展趨勢(shì)、峰值點(diǎn)、沖擊時(shí)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(lái)進(jìn)行節(jié)點(diǎn)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(shí)程曲線，可以看出：環(huán)口板可以顯著增大節(jié)點(diǎn)相貫區(qū)域的剛度，在相對(duì)較低的同一沖擊能量下，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的峰值承載力大幅度提高，相對(duì)于未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)約提高40%，下降段也有所提高，沖擊時(shí)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(diǎn)和未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)支管頂部的變形發(fā)展趨勢(shì)基本一致，均為拋物線形狀。未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)支管頂部的變形值要較大于環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)支管頂部的變形值，大約為其的1.57倍。通過比較節(jié)點(diǎn)破壞模態(tài)、沖擊力、位移時(shí)程曲線等，可以發(fā)現(xiàn)有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，從而驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。

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

3.1 加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)變形發(fā)展分析

圖6 節(jié)點(diǎn)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(diǎn)TR-1主管跨中橫截面變形時(shí)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(diǎn)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(shí)，隨著沖擊波的傳遞，主管底部有上升趨勢(shì)。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(diǎn)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(diǎn)的破壞次序。目前，一般通過測(cè)量節(jié)點(diǎn)特征點(diǎn)的位移來(lái)確定節(jié)點(diǎn)的變形。Choo等[3]在研究環(huán)口板加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)靜力承載力時(shí)，定義節(jié)點(diǎn)冠點(diǎn)與主管跨中管底的位移差為節(jié)點(diǎn)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(diǎn)受橫向沖擊時(shí)的變形機(jī)理時(shí)，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(dòng)來(lái)區(qū)分節(jié)點(diǎn)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(diǎn)TR-1的局部變形時(shí)程曲線。對(duì)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(duì)于空心構(gòu)件，研究其整體變形時(shí)，應(yīng)該考慮構(gòu)件的變形特征，應(yīng)該把截面形心的移動(dòng)作為參考，若只參考某外表面點(diǎn)的位移，所得結(jié)果是不準(zhǔn)確的。因?yàn)樵谑茏策^程中，節(jié)點(diǎn)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(diǎn)局部變形時(shí)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(diǎn)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(diǎn)TR-1和點(diǎn)T-1局部變形和整體變形百分比時(shí)程曲線。根據(jù)管節(jié)點(diǎn)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(duì)應(yīng)的時(shí)間點(diǎn)，判斷出構(gòu)件破壞次序。從圖8a可以看出，當(dāng)遭受相對(duì)較小的相同沖擊能時(shí)，節(jié)點(diǎn)TR-1和T-1先發(fā)生局部變形失效，且失效時(shí)間基本相同，之后節(jié)點(diǎn)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(diǎn)TR-1在整個(gè)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(duì)較大的相同沖擊能時(shí)，節(jié)點(diǎn)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(duì)于節(jié)點(diǎn)TR-2，由于環(huán)口板將塑性鉸線外移，節(jié)點(diǎn)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(diǎn)局部失效破壞，但兩者破壞間隔時(shí)間很短。

圖8 節(jié)點(diǎn)整體和局部變形時(shí)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(duì)幾何尺寸決定了加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)。（2）沖擊能相對(duì)較小且加強(qiáng)作用較弱時(shí)，節(jié)點(diǎn)先發(fā)生局部破壞，然后再發(fā)生整體破壞；沖擊能相對(duì)較大且加強(qiáng)作用較強(qiáng)時(shí)，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(diǎn)，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(diǎn)的荷載-位移關(guān)系曲線。從圖9a可以看出，在相對(duì)較小的沖擊能下，由于沖擊過程中，節(jié)點(diǎn)TR-1和T-1主要表現(xiàn)為主管上表面局部凹陷，節(jié)點(diǎn)的整體抗彎剛度損失較小，曲線是相對(duì)較為飽滿的；當(dāng)節(jié)點(diǎn)遭受相對(duì)較大的沖擊能時(shí)，節(jié)點(diǎn)TR-2和T-2的整體彎曲破壞占有較大比重，節(jié)點(diǎn)的整體抗彎剛度損失較大，因此，圖9b中兩個(gè)節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)的荷載-變形曲線有明顯的下降段，則將節(jié)點(diǎn)的荷載-變形曲線的最高點(diǎn)所對(duì)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(diǎn)的局部變形來(lái)評(píng)估當(dāng)支管軸向受載時(shí)節(jié)點(diǎn)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(diǎn)前后曲線振蕩較大，且3%D變形所對(duì)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(diǎn)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(shí)，對(duì)沖擊力時(shí)程曲線進(jìn)行三個(gè)階段的劃分，并把第二個(gè)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(diǎn)的沖擊力-位移曲線也可以簡(jiǎn)化為線性上升、振蕩下降和卸載回彈三個(gè)階段。管節(jié)點(diǎn)在受到?jīng)_擊后，短時(shí)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(diǎn)彈性變形恢復(fù)。第二階段是節(jié)點(diǎn)主要的耗能階段，最能反映節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能，本文將此階段沖擊力的平均值作為節(jié)點(diǎn)的抗沖擊平均承載力，并以此判斷節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)的承載力較未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)明顯提高。其中，節(jié)點(diǎn)TR-1較T-1提高22.6%，節(jié)點(diǎn)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(diǎn)的抗沖擊性能。

3.4 能量耗散分析

圖10給出了各節(jié)點(diǎn)整體變形和局部變形耗能時(shí)程曲線。從圖中可以看出：（1）在相同的相對(duì)較小的沖擊能下，節(jié)點(diǎn)TR-1（圖10a）局部變形耗散了大部分能量，且節(jié)點(diǎn)局部變形耗散能量早于整體變形耗散能量，兩者持續(xù)時(shí)間大體相同。與相同幾何尺寸的未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)T-1（圖10b）相比，經(jīng)過環(huán)口板加強(qiáng)后，節(jié)點(diǎn)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(duì)增大。（2）當(dāng)遭遇相對(duì)較大的沖擊能時(shí)，環(huán)口板在主管和支管相貫的區(qū)域形成一個(gè)剛域，加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)（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(diǎn)首先由整體變形耗散能量。與圖10d所示未加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)T-2相比，節(jié)點(diǎn)耗散的總能量略微增加，但局部變形耗散能量較小。這說(shuō)明：加強(qiáng)后的節(jié)點(diǎn)，使得塑性鉸外移，節(jié)點(diǎn)區(qū)域基本沒有破壞，破壞主要發(fā)生在節(jié)點(diǎn)域以外的主管上。（3）所有節(jié)點(diǎn)局部變形耗能達(dá)到其峰值后，彈性回彈相對(duì)較小。

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

4 結(jié) 論

本文采用試驗(yàn)和有限元相結(jié)合的方法，對(duì)環(huán)口板加強(qiáng)T形管節(jié)點(diǎn)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(diǎn)的比較，確定了節(jié)點(diǎn)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(diǎn)結(jié)論：

（1）環(huán)口板加強(qiáng)方式，可以有效地提高節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能；環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下，其破壞模態(tài)表現(xiàn)為節(jié)點(diǎn)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(duì)較小時(shí)，環(huán)口板可以減少節(jié)點(diǎn)域的局部凹陷量；當(dāng)遭遇的沖擊能相對(duì)較大時(shí)，環(huán)口板可以將節(jié)點(diǎn)的塑性鉸外移，使得節(jié)點(diǎn)區(qū)域損傷較少；

（3）當(dāng)相對(duì)沖擊能較小時(shí)，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)局部凹陷相對(duì)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(duì)沖擊能較大時(shí)，環(huán)口板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)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(duì)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(guó)家青年科學(xué)基金項(xiàng)目（51478407）；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研資助項(xiàng)目（20130161110018）；山東省政府資助出國(guó)留學(xué)項(xiàng)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。