T型鋼管節(jié)點(diǎn)抗沖擊機(jī)理有限元分析

隨著鋼材軋制、冷熱成型及焊接技術(shù)的發(fā)展，管節(jié)點(diǎn)可以不用節(jié)點(diǎn)板或其他復(fù)雜的構(gòu)造形式，就能很方便地直接焊接，加之計(jì)算理論的不斷完善，使得鋼管結(jié)構(gòu)的應(yīng)用范圍從平面進(jìn)一步發(fā)展到空間，相貫節(jié)點(diǎn)的類(lèi)型也更加復(fù)雜，逐步成為鋼管結(jié)構(gòu)中最主要的節(jié)點(diǎn)形式之一。與其他管節(jié)點(diǎn)形式相比，相貫節(jié)點(diǎn)具有形式簡(jiǎn)單、外觀(guān)美觀(guān)、節(jié)省鋼材等優(yōu)點(diǎn)。

工程中的管節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下，一般應(yīng)簡(jiǎn)化為兩端鉸支，且承受軸向力作用的力學(xué)模型。在沖擊荷載作用下，其失效機(jī)理、極限承載力、結(jié)構(gòu)變形、能量轉(zhuǎn)換等均與靜力荷載作用時(shí)存在較大差異；且工程中受撞擊后節(jié)點(diǎn)的損傷評(píng)估及維修方法亟待解決。因此，從管結(jié)構(gòu)抗沖擊理論研究的系統(tǒng)性和工程應(yīng)用需求來(lái)看，尚需進(jìn)行大量的研究工作。為了研究不同參數(shù)對(duì)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(jìn)行有限元分析。

1 有限元模型的建立

為簡(jiǎn)化計(jì)算，本文所建立的在沖擊荷載作用下T型鋼管節(jié)點(diǎn)數(shù)值仿真模型與實(shí)際試驗(yàn)存在著一定差異，主要體現(xiàn)在以下三個(gè)方面：①僅考慮了應(yīng)變率對(duì)鋼材應(yīng)力的影響，沒(méi)有考慮應(yīng)變率對(duì)鋼材的彈性模量和應(yīng)變的影響；②在沖擊過(guò)程中沒(méi)有考慮重力對(duì)錘體的加速作用；③數(shù)值仿真模型中支座的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度為零［1］。

1.1 單元的選取

本文中節(jié)點(diǎn)、端板、落錘均采用八節(jié)點(diǎn)非協(xié)調(diào)三維實(shí)體分析單元（C3D8I）。鋼管管壁相對(duì)較薄，但為了提高準(zhǔn)確性也采用了C3D8I單元。C3D8I由8個(gè)節(jié)點(diǎn)組成，每個(gè)節(jié)點(diǎn)都的位移、速度、加速度都有x、y、z三個(gè)方向的自由度。此單元支持單點(diǎn)積分和沙漏控制，通過(guò)改變?cè)O(shè)置也可選擇減縮積分。

1.2 網(wǎng)格的劃分

本文采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，沖擊破壞主要發(fā)生在主管管壁和主、支管交界處，在錘頭與管節(jié)點(diǎn)接觸面區(qū)域發(fā)生局部屈曲，為了充分了解沖擊區(qū)域局部的應(yīng)力、應(yīng)變情況，在管節(jié)點(diǎn)沖擊區(qū)域局部單元?jiǎng)澐州^密，其他部分單元較為稀疏以節(jié)約計(jì)算時(shí)間。經(jīng)過(guò)試算，網(wǎng)格采用如下劃分密度精度較好：在主管加密區(qū)，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(qū)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(yīng)變分析

節(jié)點(diǎn)的支座材料為鋼材，而鋼材是典型的應(yīng)變率敏感材料。通過(guò)分析有限元模型不同位置的應(yīng)變變化情況，可以發(fā)現(xiàn)：在沖擊過(guò)程中，在節(jié)點(diǎn)沖擊位置附近范圍內(nèi)的鋼板經(jīng)歷了非常大的應(yīng)變率變化，其對(duì)局部鋼材的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度的影響變得十分顯著［2］。但是，這種影響僅局限在受到?jīng)_擊后變形嚴(yán)重的主管與支管相貫區(qū)域，鋼材應(yīng)變率敏感性造成對(duì)管節(jié)點(diǎn)造成的綜合影響相對(duì)有限。

2.1 應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)

分析有限元計(jì)算得到的各試件表面各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變可知：計(jì)算得到的各點(diǎn)應(yīng)變比試驗(yàn)大，但其變化趨勢(shì)基本一致。這可能是因?yàn)闆_擊過(guò)程過(guò)于劇烈，試件在沖擊過(guò)程中發(fā)生劇烈的變形，導(dǎo)致部分應(yīng)變片與鋼管表面的粘結(jié)發(fā)生松動(dòng)，甚至部分應(yīng)變片發(fā)生了斷裂，使應(yīng)變片測(cè)得的應(yīng)變偏小甚至測(cè)不到數(shù)據(jù)［3］。

2.2 應(yīng)變率時(shí)程曲線(xiàn)

這個(gè)水平的應(yīng)變率已經(jīng)足夠?qū)︿摬牡膭?dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度產(chǎn)生顯著的增強(qiáng)作用［4］。可以看出不同的位置的點(diǎn)的應(yīng)變率的形狀大致相同，在沖擊開(kāi)始后逐漸達(dá)到峰值，然后隨著的沖擊的結(jié)束降低為零。應(yīng)變率峰值的出現(xiàn)意味著這一點(diǎn)的變形最為劇烈。不同位置的點(diǎn)的應(yīng)變率達(dá)到峰值的時(shí)間各不相同，沖擊開(kāi)始后，鞍點(diǎn)和冠點(diǎn)的應(yīng)變率首先達(dá)到峰值，然后截面曲率最大處的環(huán)向應(yīng)變達(dá)到峰值，截面曲率最大處的軸向應(yīng)變達(dá)到的峰值的時(shí)間略晚于環(huán)向，管底的應(yīng)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?yàn)楣邳c(diǎn)和鞍點(diǎn)位于主管和支管的相貫線(xiàn)上，支管傳來(lái)的沖擊荷載首先引起這兩個(gè)點(diǎn)的劇烈變形，隨著沖擊過(guò)程的發(fā)展，塑性鉸區(qū)逐漸擴(kuò)展到截面曲率最大處，并在該位置橢圓形塑性區(qū)的短軸長(zhǎng)度達(dá)到最大值，在該點(diǎn)形成塑性鉸，并引起應(yīng)變的迅速變化，截面的變形導(dǎo)致主管的剛度不斷削弱，使彎曲變形開(kāi)始增長(zhǎng)，這表現(xiàn)為截面曲率最大處軸向應(yīng)變的應(yīng)變率達(dá)到峰值。高應(yīng)變率產(chǎn)生的增強(qiáng)作用僅僅局限在管受到?jīng)_擊變形較大的區(qū)域。

3 荷載-位移曲線(xiàn)

有限元和試驗(yàn)得到的荷載-曲線(xiàn)進(jìn)行了對(duì)比，與試驗(yàn)結(jié)果一樣，各試件的荷載-位移關(guān)系曲線(xiàn)均包括上升、震蕩下降、平穩(wěn)下降和彈性恢復(fù)四個(gè)階段且彈性恢復(fù)階段的卸載剛度小于加載剛度，有限元分析得到的結(jié)果沖擊力的大小略小于試驗(yàn)結(jié)果，試件的最大變形略大于試驗(yàn)結(jié)果，有限元分析得到的抗沖擊初始剛度明顯大于試驗(yàn)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(gè)方面因素造成：①在數(shù)值模擬過(guò)程中，把錘頭簡(jiǎn)化成剛性錘頭導(dǎo)致錘頭與試件端板接觸時(shí)間變小，并且導(dǎo)致沖擊力位移曲線(xiàn)初始剛度變大；②在試驗(yàn)過(guò)程中，位移計(jì)與試件之間未接觸緊密，從而導(dǎo)致沖擊開(kāi)始階段試驗(yàn)結(jié)果沖擊力位移曲線(xiàn)加載剛度變??；③試驗(yàn)主管兩端支座不能保證完全鉸接而是具有一定的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，導(dǎo)致主管整體彎曲剛度偏大，使最大位移小于有限元結(jié)果，并使荷載大于有限元結(jié)果。

4 結(jié)論

（1）模擬得到的試件變形與試驗(yàn)較為一致，并且通過(guò)等面積軸的方法計(jì)算區(qū)分了總橫向變形中的局部凹陷變形和整體彎曲變形，經(jīng)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，計(jì)算較為準(zhǔn)確。由于試驗(yàn)條件的限制導(dǎo)致模擬得到的試件荷載位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果之間存在一定誤差，但兩者基本一致。

（2）通過(guò)對(duì)上面得到的沖擊力、應(yīng)變、變形等結(jié)果進(jìn)行分析，揭示了管節(jié)點(diǎn)受到?jīng)_擊荷載時(shí)的工作機(jī)理?？蓪⒐?jié)點(diǎn)受到?jīng)_擊后劃分為落錘開(kāi)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(fā)生整體彎曲（或彎折）變形階段三個(gè)階段。

（3）模擬得到的試件通過(guò)塑性變形耗散的能量隨著沖擊動(dòng)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(dòng)能的比例隨著沖擊動(dòng)能的變化基本保持不變，這兩個(gè)方面與試驗(yàn)吻合較好。并且根據(jù)塑性鉸理論計(jì)算得到了局部凹陷所耗散的能量，并提出了根據(jù)塑性絞線(xiàn)長(zhǎng)度以及凹陷深度估算沖擊力的簡(jiǎn)化計(jì)算方法。

（4）通過(guò)以上各項(xiàng)的對(duì)比，采用該模型對(duì)鋼管節(jié)點(diǎn)沖擊試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值模擬結(jié)果表明該模型能夠很好地沖擊荷載作用下鋼管節(jié)點(diǎn)沖擊力學(xué)性能，為分析沖擊荷載作用下鋼管節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的主要影響參數(shù)奠定基礎(chǔ)。

［1］陳以一，沈祖炎，詹琛，等.直接匯交節(jié)點(diǎn)三重屈服線(xiàn)模型及試驗(yàn)驗(yàn)證［J］.土木工程學(xué)報(bào)，1999（6）：26-31.

［2］武振宇，張耀春.軸向力作用下T型方管節(jié)點(diǎn)的塑性鉸線(xiàn)分析［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2002（4）：20-24.

［3］武振宇，張耀春.彎矩作用下不等寬T型方管節(jié)點(diǎn)的塑性鉸線(xiàn)分析［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2003（4）：65-69.

［4］王學(xué)蕾，張延昌，王自力.海洋導(dǎo)管架平臺(tái)K型節(jié)點(diǎn)碰撞性能研究［J］.江蘇科技大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2007（4）：1-6.

［5］秦立成.海洋導(dǎo)管架平臺(tái)碰撞動(dòng)力分析［J］.中國(guó)海上油氣，2008（10）：416-419.

［6］朱孟巍.船舶與海洋平臺(tái)碰撞的動(dòng)力特性研究［D］.武漢理工大學(xué)，2006.

［7］甘進(jìn)，潘晉，吳衛(wèi)國(guó)，等.船舶與導(dǎo)管架平臺(tái)碰撞的動(dòng)力響應(yīng)研究［J］.船海工程，2009（5）：153-156.

［8］趙石峰，陳廷國(guó)，易平，等.深水港碼頭輕型導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)在船舶撞擊下的疲勞分析［J］.工程力學(xué)，2010（8）：251-256.

［9］秦慶華，路國(guó)運(yùn)，雷建平.薄壁圓管側(cè)向沖擊動(dòng)力響應(yīng)的仿真分析［J］.太原理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2003（5）：513-517.

［10］武振宇，武勝，張耀春.不等寬K型間隙方管節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算的塑性鉸線(xiàn)法［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2004（5）：1-6.