李亞錦,曲 慧,陳 琦,董 波

(1.煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院,山東 煙臺(tái)264005;2.山東巖土勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司,山東 煙臺(tái)264000)

鋼管憑借其輕質(zhì)、高強(qiáng)、造價(jià)低的特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于海洋平臺(tái)和大跨結(jié)構(gòu)中．鋼管節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載的作用下,易發(fā)生局部凹陷或桿件節(jié)點(diǎn)破壞,進(jìn)而造成結(jié)構(gòu)的整體失效甚至倒塌,研究鋼管節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下的抗沖擊性能對(duì)結(jié)構(gòu)的防災(zāi)減災(zāi)具有重要意義．

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能做了深入分析．ZEINODDINI等[1-2]運(yùn)用ABAQUS建立了預(yù)加軸力下、一端固定、一端可水平滑動(dòng)的薄壁圓鋼管沖擊模型,并進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗(yàn),通過(guò)對(duì)模型參數(shù)、沖擊力和位移時(shí)程曲線進(jìn)行分析,推導(dǎo)出沖擊破壞后鋼管的破壞模態(tài)和沖擊力與管節(jié)點(diǎn)變形之間的關(guān)系、錘頭與鋼管之間的界面接觸力等．曲慧等[3-4]采用有限元軟件ABAQUS建立了沖擊荷載下的T型管節(jié)點(diǎn)模型,并基于能量的塑性鉸線理論,提出了等效沖擊承載力簡(jiǎn)化評(píng)估方法．KHEDMATI和NAZARI[5]通過(guò)數(shù)值模擬分析了鋼管在不同預(yù)加軸力和邊界條件下的抗沖擊性能,結(jié)果表明預(yù)加軸力會(huì)降低鋼管的極限強(qiáng)度．陳高哲[6]和歐陽(yáng)翊龍[7]對(duì)多個(gè)預(yù)加不同軸力的管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元模擬和落錘沖擊試驗(yàn),并對(duì)側(cè)向沖擊下方鋼管節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)和沖擊力進(jìn)行了全面分析,計(jì)算了節(jié)點(diǎn)在動(dòng)力荷載下的承載力．GAO等[8]通過(guò)落錘試驗(yàn)和有限元模擬,分析了落錘的沖擊力、位移和能量耗散與落錘的沖擊能量之間的關(guān)系,并明確沖擊持續(xù)時(shí)間與沖擊動(dòng)量直接相關(guān)．

T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊承載力是判斷管結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的一個(gè)重要指標(biāo),相關(guān)學(xué)者提出了多種管節(jié)點(diǎn)承載力的判斷方法．比如,LU等[9]在研究管節(jié)點(diǎn)承載力時(shí),以主管局部變形為3%D(D為主管直徑)時(shí)的承載力作為節(jié)點(diǎn)的極限承載力;《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB5011—2010)[10]中以主管整體變形上限(L/2)/50所對(duì)應(yīng)的承載力作為節(jié)點(diǎn)的極限承載力；YOUSUF等[11]提出一種簡(jiǎn)便的評(píng)估鋼管抗沖擊承載力的方法,即以沖擊力時(shí)程曲線的水平段來(lái)確定節(jié)點(diǎn)極限承載力．

在實(shí)際工程中,鋼管作為軸向受力構(gòu)件,遭受沖擊荷載時(shí),不同軸壓比對(duì)鋼管的破壞模態(tài)和承載力有較大影響．因此,研究不同軸壓比下鋼管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能對(duì)保證鋼管結(jié)構(gòu)的安全性具有重要意義．葉卉[12]對(duì)預(yù)加軸力作用下的T型管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗(yàn),結(jié)果表明軸壓力會(huì)加大主管的局部和整體變形．但由于試驗(yàn)條件的限制,僅設(shè)置了軸壓比為0和0.3的2組試驗(yàn),不能充分表現(xiàn)出軸壓比對(duì)T型管節(jié)點(diǎn)抗沖擊性能的影響．本文根據(jù)葉卉[12]在T型管節(jié)點(diǎn)模型和試件,運(yùn)用ABAQUS建立了沖擊荷載下的T型管節(jié)點(diǎn)模型,通過(guò)對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果與葉卉[12]試驗(yàn)結(jié)果比較,驗(yàn)證本文有限元模型的準(zhǔn)確性．在此基礎(chǔ)上,對(duì)軸壓比分別為0、0.3、0.6、0.9的T型鋼管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗沖擊性能有限元數(shù)值模擬研究,通過(guò)分析節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)、抗沖擊承載力、局部和整體變形,揭示了側(cè)向沖擊時(shí)不同軸壓比對(duì)未加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)抗沖擊性能的影響．

1 有限元模型

1.1 典型節(jié)點(diǎn)模型

依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[13]中對(duì)管節(jié)點(diǎn)幾何參數(shù)的規(guī)定,并選取葉卉[12]一文中側(cè)向沖擊的T型管節(jié)點(diǎn)作為典型分析模型,運(yùn)用有限元軟件ABAQUS建立T型管節(jié)點(diǎn)有限元模型,如圖1所示．T型管節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸和荷載參數(shù)如表1所示．其中,主管直徑、壁厚、長(zhǎng)度分別以D、T、L表示;支管直徑、壁厚、長(zhǎng)度分別以d、t、l表示．主管的軸壓比分別設(shè)置為0、0.3、0.6、0.9．

圖1 T型管節(jié)點(diǎn)

表1 T型管節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)及節(jié)點(diǎn)變形

1.2 材料特性

鋼材是典型的率相關(guān)材料,遭受沖擊荷載時(shí),材料會(huì)產(chǎn)生率相關(guān)特性[14],隨著應(yīng)變率的提高,鋼材屈服強(qiáng)度、強(qiáng)化階段的平均應(yīng)力和極限強(qiáng)度均有所提高．參考文獻(xiàn)[12]中對(duì)T型管節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)設(shè)置,取模擬沖擊速度為7.57 m/s,對(duì)此類低應(yīng)變率鋼材,應(yīng)選用Cowper-Symonds模型,如式(1):

(1)

1.3 邊界條件、界面處理、荷載施加、網(wǎng)格化分

圖2給出了有限元沖擊模型．主管右端U1、U2、U3、UR1、UR2、UR3被完全約束,用來(lái)模擬固定支座;主管左端可以發(fā)生軸向位移,需放開(kāi)U3約束,模擬滑動(dòng)支座．在主管左端設(shè)置彈簧,彈簧和主管端板連接采用耦合;彈簧左側(cè)固定所有約束．所有端板與鋼管端部采均采用綁定連接．

圖2 荷載和邊界條件

落錘與支管端板接觸方式為通用接觸,接觸面包括切向和法向2個(gè)屬性．法向關(guān)系為硬接觸;切向關(guān)系運(yùn)用庫(kù)倫摩擦模型模擬接觸面產(chǎn)生的滑動(dòng)摩擦,庫(kù)倫摩擦系數(shù)取值參考LS-DYNA原理手冊(cè)[15],摩擦系數(shù)設(shè)置為0.42．

荷載的施加分為2個(gè)階段．第一階段,軸力施加階段,通過(guò)改變彈簧的壓縮量來(lái)施加主管軸力．第二階段,動(dòng)力分析階段．將靜力模型導(dǎo)入動(dòng)力模型中進(jìn)行顯示分析,同時(shí)為導(dǎo)入模型的錘頭賦予速度和重力,以此研究重力、軸力、沖擊力三者共同作用下的抗沖擊性能．

參考葉卉[12]中的T型管節(jié)點(diǎn)有限元模型,本文模型采用減縮積分三維八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8R)．在遭受沖擊荷載時(shí),沖擊破壞主要發(fā)生在T型管節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)相貫處,為了節(jié)省模型運(yùn)算時(shí)間并保證節(jié)點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力應(yīng)變精度,劃分模型網(wǎng)格時(shí)應(yīng)設(shè)置加密區(qū)與非加密區(qū)．網(wǎng)格化分越密,計(jì)算結(jié)果越精確,由于節(jié)點(diǎn)相貫處和錘頭受力較大,節(jié)點(diǎn)區(qū)域變形較大,所以節(jié)點(diǎn)相貫區(qū)域應(yīng)加密網(wǎng)格,網(wǎng)格單元尺寸為10 mm;主管其他區(qū)域變形較小,采用稀疏單元進(jìn)行網(wǎng)格化分,網(wǎng)格單元尺寸為20 mm;支管受力時(shí)變形較小,網(wǎng)格化分密度較稀疏,網(wǎng)格單元尺寸為30 mm．

1.4 模型驗(yàn)證

圖3—5給出了文獻(xiàn)[12]中T型管節(jié)點(diǎn)T-1和T-2的試驗(yàn)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果．從圖3(a)、(b)中可以看出,無(wú)論是節(jié)點(diǎn)相貫處的橫截面,還是節(jié)點(diǎn)縱向斷面的變形模態(tài),有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均吻合較好．節(jié)點(diǎn)變形主要集中在節(jié)點(diǎn)相貫處,且主管上表面上產(chǎn)生了較明顯的局部凹陷和鼓曲．

圖3 試驗(yàn)和有限元模擬變形結(jié)果比較

圖4 文獻(xiàn)[12]與有限元模擬沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比

and finite element simulation of impact force

圖5 文獻(xiàn)[12]與有限元模擬位移時(shí)程曲線對(duì)比

ment simulated displacement time-history curve

圖4和圖5分別給出了試件T-1、T-2、J-1、J-2的節(jié)點(diǎn)沖擊力和位移時(shí)程曲線．由沖擊力時(shí)程曲線可知,試驗(yàn)得到的沖擊力峰值比模擬得到的峰值大,有限元模擬得到的沖擊力持續(xù)時(shí)間比試驗(yàn)得到的沖擊力持續(xù)時(shí)間要長(zhǎng)．經(jīng)過(guò)對(duì)比沖擊力和位移時(shí)程曲線,試驗(yàn)和模擬的曲線發(fā)展趨勢(shì)是一致的,但模擬結(jié)果的沖擊時(shí)間要比試驗(yàn)結(jié)果長(zhǎng),這是因?yàn)樵谠囼?yàn)中由于摩擦或者初始缺陷使得試驗(yàn)過(guò)程中試件抗沖擊的時(shí)間縮短,所以試驗(yàn)時(shí)間偏短．有限元模擬和試驗(yàn)結(jié)果基本一致,數(shù)據(jù)基本吻合,為下一步的參數(shù)分析提供了依據(jù)．

2 有限元分析結(jié)果

2.1 破壞模態(tài)

T型管節(jié)點(diǎn)在最終時(shí)刻的整體變形和橫剖面變形如圖6所示．從4個(gè)T型管節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)可以看出, T型管節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下的變形包括主要分為2種,即節(jié)點(diǎn)相貫處的局部凹陷變形和整體彎曲變形．

從圖6和表1可以看出,當(dāng)軸壓比為0和0.3時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)J-1、J-2整體變形較小,分別為20.67 mm和34.56 mm,試件的局部凹陷變形要大于整體變形,主管相貫處的橫向鼓曲變形較小;當(dāng)軸壓比為大于0.6時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)J-3、J- 4的橫向鼓曲變形、整體彎曲變形和局部凹陷變形迅速發(fā)展,且整體變形要大于局部變形,當(dāng)軸壓比為0.9時(shí),試件的整體

圖6 不同軸壓比下T型管節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)

彎曲變形和局部凹陷變形分別為127.97 mm和107.85 mm,同時(shí)主管橫向鼓曲嚴(yán)重,呈現(xiàn)半圓形狀．T型管節(jié)點(diǎn)的變形隨著軸壓比的增大而迅速增大,其原因是:沖擊荷載導(dǎo)致主管發(fā)生整體彎曲變形和局部凹陷變形,在軸壓力作用下產(chǎn)生二階效應(yīng),軸壓比較大時(shí),二階效應(yīng)產(chǎn)生的附加彎矩越大,管節(jié)點(diǎn)的變形越大．

另外,隨著軸壓比的增大,在沖擊過(guò)程中支管會(huì)產(chǎn)生明顯的傾斜．原因是主管在軸力和沖擊力的共同作用下,會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的局部凹陷變形和整體彎曲變形,導(dǎo)致主管產(chǎn)生軸向收縮;由于主管右端固支,左端為滑動(dòng)支座,故支管底部會(huì)產(chǎn)生向右的位移,導(dǎo)致支管發(fā)生傾斜．軸壓比越大,主管向下彎曲變形越大,主管軸向收縮越大,支管傾斜幅度越大．說(shuō)明了軸壓比的增大會(huì)降低T型管節(jié)點(diǎn)抗沖擊性能．

2.2 沖擊力和變形分析

不同軸壓比下的T型管節(jié)點(diǎn)的沖擊力、整體位移、局部位移時(shí)程曲線如圖7所示．整體變形為主管長(zhǎng)度l/2處對(duì)應(yīng)的主管底部位移量,局部凹陷變形為支管位移量減去整體變形位移量．根據(jù)錘頭和支管的相對(duì)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和時(shí)程曲線規(guī)律,沖擊過(guò)程可分為以下4個(gè)階段．第Ⅰ階段:沖擊力迅速增長(zhǎng)階段,落錘與支管接觸碰撞,沖擊力達(dá)到峰值,局部凹陷變形和整體變形開(kāi)始發(fā)展,局部位移先于整體位移出現(xiàn);第Ⅱ 階段:震蕩下降階段,節(jié)點(diǎn)沖擊力在震蕩中逐漸下降;第Ⅲ 階段:平臺(tái)階段,落錘和試件以近乎相同的速度向下運(yùn)動(dòng),沖擊力基本不變;第Ⅳ 階段:平穩(wěn)下降段,由于試件進(jìn)入彈性恢復(fù)階段,錘頭向上運(yùn)動(dòng),沖擊力逐漸減?。?/p>

如圖7所示,在沖擊過(guò)程的第Ⅰ階段,試件J-1、J-2、J-3沖擊力峰值均出現(xiàn)在2.8 ms,峰值大小分別為181.5 kN、179.7 kN、175.7 kN,J-4的沖擊力峰值出現(xiàn)在3.0 ms,峰值大小為159.2 kN．結(jié)果表明軸壓比的增大會(huì)使T型管節(jié)點(diǎn)的沖擊力峰值降低．從沖擊力和變形出現(xiàn)的時(shí)間點(diǎn)可以看出,沖擊力的增長(zhǎng)早于變形發(fā)展,局部變形發(fā)展早于整體變形發(fā)展．原因是錘頭和支管接觸的瞬間,由于慣性作用,試件在沖擊瞬間產(chǎn)生彈性激勵(lì)并達(dá)到峰值沖擊力,錘頭沖擊能量通過(guò)支管傳遞給主管,使其發(fā)生局部凹陷,局部凹陷無(wú)法吸收全部沖擊能量,致使主管發(fā)生整體變形耗能．

沖擊過(guò)程的第Ⅱ階段,沖擊力在震蕩中下降,這是由于錘頭的反彈、慣性效應(yīng)和沖擊波在錘頭之間來(lái)回彈射造成的[16],同時(shí)局部凹陷和整體彎曲變形繼續(xù)發(fā)展．

沖擊過(guò)程的第Ⅲ階段,試件J-1、J-2、J-3存在沖擊力平臺(tái)值,試件J-4沒(méi)有平臺(tái)值,整體彎曲變形值超過(guò)局部凹陷變形值,在此過(guò)程中,沖擊力快速下降,節(jié)點(diǎn)發(fā)生整體失穩(wěn)破壞．其原因是:試件節(jié)點(diǎn)處在沖擊荷載作用下產(chǎn)生較大變形,截面面積減小,慣性矩減小,在較大軸壓比下發(fā)生整體失穩(wěn)破壞．

試件J-1、J-2、J-3存在第Ⅳ 階段,沖擊結(jié)束后有明顯彈性恢復(fù),試件J-4在沖擊結(jié)束時(shí),發(fā)生整體失穩(wěn)破壞,此時(shí)的節(jié)點(diǎn)變形為塑性變形,無(wú)法產(chǎn)生彈性恢復(fù)．雖然圖7(d)中虛線部分?jǐn)?shù)據(jù)顯示沖擊過(guò)程仍在繼續(xù),但試件J-4已經(jīng)發(fā)生整體失穩(wěn)破壞,此時(shí)曲線不再有意義．

T型管節(jié)點(diǎn)的局部和整體變形如圖7和表1所示．可看出,軸壓比越大,節(jié)點(diǎn)變形越大,當(dāng)軸壓比大于0.6時(shí),整體變形迅速增大,由n=0.6時(shí)的71.49 mm增大到n=0.9時(shí)的127.97 mm,局部變形由n=0.6時(shí)的58.88 mm迅速增大到n=0.9時(shí)的107.85 mm．故軸壓比超過(guò)0.6時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)的整體彎曲變形和局部凹陷變形發(fā)展越快．由此可見(jiàn),預(yù)加軸力越大,產(chǎn)生的二階效應(yīng)越顯著,附加彎矩越大,致使局部凹陷和整體彎曲變形越大．可以得知,軸壓比的增大會(huì)降低T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能．

圖7 沖擊力和位移時(shí)程曲線

T型管節(jié)點(diǎn)的最大整體變形如圖8所示,縱軸處代表主管L/2處的彎曲變形量,橫軸代表主管長(zhǎng)度．可以看出,隨著軸壓比的增大,T型管節(jié)點(diǎn)的最大整體變形逐漸增大．當(dāng)軸壓比小于0.6時(shí),試件整體變形隨軸壓比的增大而小幅度增大;當(dāng)軸壓比為0.9時(shí),試件變形迅速增長(zhǎng),主管在沖擊荷載作用下發(fā)生整體失穩(wěn),形成塑性較,發(fā)生大幅度變形,管節(jié)點(diǎn)J-4不再具備承載能力．

圖8 主管最大整體變形

3 不同軸壓比下T型管節(jié)點(diǎn)抗沖擊承載力分析

根據(jù)已有文獻(xiàn)對(duì)抗沖擊承載力的研究,本文結(jié)合動(dòng)力荷載下的變形破壞準(zhǔn)則[9-10]和沖擊力時(shí)程曲線平臺(tái)值[11],通過(guò)4種方法評(píng)估鋼管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊承載力．

方法一, 節(jié)點(diǎn)的破壞準(zhǔn)則可分為極限荷載準(zhǔn)則和極限變形準(zhǔn)則2種,極限荷載準(zhǔn)則為取承載力為荷載的最大值,極限變形準(zhǔn)則取變形δ達(dá)到某一限值(δmax=3%D)所對(duì)應(yīng)的承載力,節(jié)點(diǎn)的極限承載力取極限強(qiáng)度準(zhǔn)則和極限變形準(zhǔn)則二者中的較小值,國(guó)際公認(rèn)的準(zhǔn)則為極限變形準(zhǔn)則[17];沖擊力和局部位移的關(guān)系如圖9(a)所示,通過(guò)限定3%D的局部變形上限來(lái)評(píng)估鋼管節(jié)點(diǎn)受到來(lái)自支管的軸向沖擊荷載時(shí)的極限荷載承載力[9]．方法二,沖擊力和整體位移的關(guān)系如圖9(b)所示,以鋼結(jié)構(gòu)柱彈塑性層間位移角限值[10]中對(duì)應(yīng)的(L/2)/50的整體變形上限來(lái)評(píng)估鋼管節(jié)點(diǎn)受到來(lái)自支管的軸向沖擊荷載時(shí)的整體變形極限承載力．方法三,使用《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[13]所提供的公式計(jì)算

圖9 沖擊力與相關(guān)位移時(shí)程曲線

placement

靜力荷載作用下T型管節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)承載力,且靜力承載力要小于動(dòng)力承載力[6],國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)建立動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度以及極限強(qiáng)度動(dòng)力增大系數(shù)(DIF)表達(dá)式來(lái)考慮鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)．方法四,借鑒文獻(xiàn)[11,18]中極限承載力的計(jì)算方法,以沖擊力時(shí)程曲線平臺(tái)值作為極限抗沖擊承載力．

《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017—2017)[13]給出了靜力荷載作用下T型管節(jié)點(diǎn)的承載力,如公式(2)所示:

(2)

其中:NcT為節(jié)點(diǎn)承載力,θ為支管、主管夾角,D、t分別為主管直徑和壁厚,ψn為與軸力有關(guān)的參數(shù),ψd為與支管、主管直徑有關(guān)的參數(shù),f為主管鋼材抗拉、抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值．

表2給出了4種計(jì)算方法所得出的T型管節(jié)點(diǎn)極限承載力．分析表2可知,方法一以3%D的局部變形作為抗沖擊極限承載力判斷標(biāo)準(zhǔn),其結(jié)果偏大,原因是極限變形準(zhǔn)則用來(lái)計(jì)算節(jié)點(diǎn)的靜力承載力,但節(jié)點(diǎn)在遭受動(dòng)力荷載后,變形迅速增長(zhǎng),沖擊力在沖擊瞬間達(dá)到最大值,所得動(dòng)力節(jié)點(diǎn)承載力較靜力承載力偏大;方法二考慮了較大軸力產(chǎn)生的二階效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響,為防止管節(jié)點(diǎn)發(fā)生整體失穩(wěn)破壞,根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB5011—2010)[10],以整體變形上限(L/2)/50作為T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊極限承載力;方法三用來(lái)計(jì)算靜力荷載作用下的節(jié)點(diǎn)承載力,但動(dòng)力沖擊試驗(yàn)由于鋼材的率相關(guān)效應(yīng),管節(jié)點(diǎn)在動(dòng)力作用下的抗沖擊承載力要大于靜力承載力;方法四使用YOUSUF等[11]所提出的方法,即以圖7中沖擊力時(shí)程曲線的平臺(tái)值作為節(jié)點(diǎn)的抗沖擊承載力,但當(dāng)軸壓比達(dá)到0.9時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)不會(huì)出現(xiàn)平臺(tái)值,結(jié)合圖7和圖8節(jié)點(diǎn)變形情況,T型管節(jié)點(diǎn)處形成塑性鉸,變形急劇增大,無(wú)法評(píng)價(jià)T型管節(jié)點(diǎn)抗沖擊承載力．

通過(guò)對(duì)比以上4種評(píng)價(jià)方法得出結(jié)論,以整體變形上限(L/2)/50作為評(píng)估T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊極限承載力是較為合適的評(píng)估方法．

表2 不同軸壓比下試件抗沖擊承載力

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)不同軸壓比下的T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能進(jìn)行有限元模擬,對(duì)T型管節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)、沖擊力和位移時(shí)程曲線、抗沖擊承載力進(jìn)行分析,得出以下結(jié)論:

(1)當(dāng)軸壓比為0、0.3、0.6時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)遭受沖擊荷載后,破壞模態(tài)主要為支、主管相貫處的鼓曲破壞為主,當(dāng)軸壓比為0.9時(shí),T型管節(jié)點(diǎn)的破壞模態(tài)主要為主管因產(chǎn)生塑性鉸而發(fā)生整體失穩(wěn)破壞;

(2)軸壓比小于或等于0.3時(shí),不同軸壓比對(duì)T型管節(jié)點(diǎn)的局部凹陷變形和整體變形影響較小,當(dāng)軸壓比超過(guò)0.6時(shí),節(jié)點(diǎn)的局部凹陷變形和整體變形迅速發(fā)展,軸壓比的增大降低了T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能;

(3)對(duì)于承受軸壓力的T型管節(jié)點(diǎn),軸壓比的增大會(huì)降低T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊承載力,對(duì)比4種抗沖擊承載力計(jì)算方法,建議把節(jié)點(diǎn)整體變形上限(L/2)/50所對(duì)應(yīng)的沖擊力作為T型管節(jié)點(diǎn)的抗沖擊極限承載力．