T型钢管节点抗冲击机理有限元分析

随着钢材轧制、冷热成型及焊接技术的发展，管节点可以不用节点板或其他复杂的构造形式，就能很方便地直接焊接，加之计算理论的不断完善，使得钢管结构的应用范围从平面进一步发展到空间，相贯节点的类型也更加复杂，逐步成为钢管结构中最主要的节点形式之一。与其他管节点形式相比，相贯节点具有形式简单、外观美观、节省钢材等优点。

工程中的管节点在水平荷载作用下，一般应简化为两端铰支，且承受轴向力作用的力学模型。在冲击荷载作用下，其失效机理、极限承载力、结构变形、能量转换等均与静力荷载作用时存在较大差异；且工程中受撞击后节点的损伤评估及维修方法亟待解决。因此，从管结构抗冲击理论研究的系统性和工程应用需求来看，尚需进行大量的研究工作。为了研究不同参数对于T型圆钢管在冲击荷载作用下的破坏模式、变形、耗能能力、冲击力的影响，进行有限元分析。

1 有限元模型的建立

为简化计算，本文所建立的在冲击荷载作用下T型钢管节点数值仿真模型与实际试验存在着一定差异，主要体现在以下三个方面：①仅考虑了应变率对钢材应力的影响，没有考虑应变率对钢材的弹性模量和应变的影响；②在冲击过程中没有考虑重力对锤体的加速作用；③数值仿真模型中支座的转动刚度为零［1］。

1.1 单元的选取

本文中节点、端板、落锤均采用八节点非协调三维实体分析单元（C3D8I）。钢管管壁相对较薄，但为了提高准确性也采用了C3D8I单元。C3D8I由8个节点组成，每个节点都的位移、速度、加速度都有x、y、z三个方向的自由度。此单元支持单点积分和沙漏控制，通过改变设置也可选择减缩积分。

1.2 网格的划分

本文采用结构化网格划分，冲击破坏主要发生在主管管壁和主、支管交界处，在锤头与管节点接触面区域发生局部屈曲，为了充分了解冲击区域局部的应力、应变情况，在管节点冲击区域局部单元划分较密，其他部分单元较为稀疏以节约计算时间。经过试算，网格采用如下划分密度精度较好：在主管加密区，主管沿圆周方向划分成100份，沿管壁厚度方向划分成2份，沿轴向划分成40份，在主管非加密区沿轴向划分为20份，主管和支管的端板沿轴向划分为2份，沿圆周方向划分为25份，沿径向划分为5份。

2 应变分析

节点的支座材料为钢材，而钢材是典型的应变率敏感材料。通过分析有限元模型不同位置的应变变化情况，可以发现：在冲击过程中，在节点冲击位置附近范围内的钢板经历了非常大的应变率变化，其对局部钢材的动态屈服强度的影响变得十分显著［2］。但是，这种影响仅局限在受到冲击后变形严重的主管与支管相贯区域，钢材应变率敏感性造成对管节点造成的综合影响相对有限。

2.1 应变时程曲线

分析有限元计算得到的各试件表面各测点的应变可知：计算得到的各点应变比试验大，但其变化趋势基本一致。这可能是因为冲击过程过于剧烈，试件在冲击过程中发生剧烈的变形，导致部分应变片与钢管表面的粘结发生松动，甚至部分应变片发生了断裂，使应变片测得的应变偏小甚至测不到数据［3］。

2.2 应变率时程曲线

这个水平的应变率已经足够对钢材的动态屈服强度产生显著的增强作用［4］。可以看出不同的位置的点的应变率的形状大致相同，在冲击开始后逐渐达到峰值，然后随着的冲击的结束降低为零。应变率峰值的出现意味着这一点的变形最为剧烈。不同位置的点的应变率达到峰值的时间各不相同，冲击开始后，鞍点和冠点的应变率首先达到峰值，然后截面曲率最大处的环向应变达到峰值，截面曲率最大处的轴向应变达到的峰值的时间略晚于环向，管底的应变率一直维持在较低的水平上，并逐渐降低为零。这主要是因为冠点和鞍点位于主管和支管的相贯线上，支管传来的冲击荷载首先引起这两个点的剧烈变形，随着冲击过程的发展，塑性铰区逐渐扩展到截面曲率最大处，并在该位置椭圆形塑性区的短轴长度达到最大值，在该点形成塑性铰，并引起应变的迅速变化，截面的变形导致主管的刚度不断削弱，使弯曲变形开始增长，这表现为截面曲率最大处轴向应变的应变率达到峰值。高应变率产生的增强作用仅仅局限在管受到冲击变形较大的区域。

3 荷载-位移曲线

有限元和试验得到的荷载-曲线进行了对比，与试验结果一样，各试件的荷载-位移关系曲线均包括上升、震荡下降、平稳下降和弹性恢复四个阶段且弹性恢复阶段的卸载刚度小于加载刚度，有限元分析得到的结果冲击力的大小略小于试验结果，试件的最大变形略大于试验结果，有限元分析得到的抗冲击初始刚度明显大于试验得到的抗冲击初始刚度［5-10］。

究其原因有可能是由如下几个方面因素造成：①在数值模拟过程中，把锤头简化成刚性锤头导致锤头与试件端板接触时间变小，并且导致冲击力位移曲线初始刚度变大；②在试验过程中，位移计与试件之间未接触紧密，从而导致冲击开始阶段试验结果冲击力位移曲线加载刚度变小；③试验主管两端支座不能保证完全铰接而是具有一定的转动刚度，导致主管整体弯曲刚度偏大，使最大位移小于有限元结果，并使荷载大于有限元结果。

4 结论

（1）模拟得到的试件变形与试验较为一致，并且通过等面积轴的方法计算区分了总横向变形中的局部凹陷变形和整体弯曲变形，经与试验结果对比，计算较为准确。由于试验条件的限制导致模拟得到的试件荷载位移曲线与试验结果之间存在一定误差，但两者基本一致。

（2）通过对上面得到的冲击力、应变、变形等结果进行分析，揭示了管节点受到冲击荷载时的工作机理。可将节点受到冲击后划分为落锤开始冲击支管的加载阶段、主管与支管相贯处主管上表面遭受局部屈曲和跃越屈曲阶段和主管发生整体弯曲（或弯折）变形阶段三个阶段。

（3）模拟得到的试件通过塑性变形耗散的能量随着冲击动能的增大而增大，并且相同试件塑性变形所耗散的能量占冲击动能的比例随着冲击动能的变化基本保持不变，这两个方面与试验吻合较好。并且根据塑性铰理论计算得到了局部凹陷所耗散的能量，并提出了根据塑性绞线长度以及凹陷深度估算冲击力的简化计算方法。

（4）通过以上各项的对比，采用该模型对钢管节点冲击试验进行数值模拟，数值模拟结果表明该模型能够很好地冲击荷载作用下钢管节点冲击力学性能，为分析冲击荷载作用下钢管节点的动态力学性能的主要影响参数奠定基础。

［1］陈以一，沈祖炎，詹琛，等.直接汇交节点三重屈服线模型及试验验证［J］.土木工程学报，1999（6）：26-31.

［2］武振宇，张耀春.轴向力作用下T型方管节点的塑性铰线分析［J］.土木工程学报，2002（4）：20-24.

［3］武振宇，张耀春.弯矩作用下不等宽T型方管节点的塑性铰线分析［J］.土木工程学报，2003（4）：65-69.

［4］王学蕾，张延昌，王自力.海洋导管架平台K型节点碰撞性能研究［J］.江苏科技大学学报（自然科学版），2007（4）：1-6.

［5］秦立成.海洋导管架平台碰撞动力分析［J］.中国海上油气，2008（10）：416-419.

［6］朱孟巍.船舶与海洋平台碰撞的动力特性研究［D］.武汉理工大学，2006.

［7］甘进，潘晋，吴卫国，等.船舶与导管架平台碰撞的动力响应研究［J］.船海工程，2009（5）：153-156.

［8］赵石峰，陈廷国，易平，等.深水港码头轻型导管架结构在船舶撞击下的疲劳分析［J］.工程力学，2010（8）：251-256.

［9］秦庆华，路国运，雷建平.薄壁圆管侧向冲击动力响应的仿真分析［J］.太原理工大学学报，2003（5）：513-517.

［10］武振宇，武胜，张耀春.不等宽K型间隙方管节点承载力计算的塑性铰线法［J］.土木工程学报，2004（5）：1-6.