崔安穩(wěn)， 曲 慧， 叢靜嵐

(煙臺大學(xué) 土木工程學(xué)院，煙臺 264005)

管節(jié)點是鋼管結(jié)構(gòu)的重要組成部分，地震、撞擊等偶然事件中的沖擊荷載導(dǎo)致節(jié)點嚴(yán)重受損時，有可能引發(fā)局部或整體坍塌。因此，研究管節(jié)點的抗沖擊性能日益成為鋼結(jié)構(gòu)綜合防災(zāi)領(lǐng)域的研究熱點。

近年來，在探究管桁架力學(xué)性能的工作中有了一些研究成果。文獻(xiàn)[1-4]在采用有限元軟件ABAQUS對加強(qiáng)和未加強(qiáng)的T型管節(jié)點的抗沖擊性能模擬分析的基礎(chǔ)上，通過試驗對主管受到碰撞的T型管節(jié)點的變形發(fā)展過程進(jìn)行分析，確定節(jié)點的破壞模態(tài)。文獻(xiàn)[5]對兩個未加強(qiáng)和一個內(nèi)置加勁環(huán)加強(qiáng)的K型管節(jié)點進(jìn)行了沖擊試驗，得到如下結(jié)論：加勁環(huán)在節(jié)點受沖擊過程中能充分吸收能量，限制K型管節(jié)點主管塑性變形，大幅度提高K型管節(jié)點抗沖擊性能。文獻(xiàn)[6]對分別施加軸壓力和軸拉力的K型方鋼管節(jié)點進(jìn)行了靜力試驗研究，采用四節(jié)點板殼單元對試驗節(jié)點進(jìn)行了彈塑性、大撓度有限元分析,將試驗數(shù)據(jù)、CIDECT公式計算結(jié)果及有限元計算結(jié)果進(jìn)行了比較,研究結(jié)果表明：采用有限元方法分析方鋼管節(jié)點的方法是可行的。文獻(xiàn)[7]研究了預(yù)壓空心鋼管混凝土和不銹鋼柱受沖擊性能，提出了用初始階段的沖擊力峰值加權(quán)平均的方法計算動態(tài)承載力。文獻(xiàn)[8-9]利用試驗和數(shù)值模擬的方法研究了T/K型管節(jié)點在沖擊荷載作用下的動態(tài)力學(xué)性能、變形模態(tài)和節(jié)點抗沖擊性能。為了深入研究各種加強(qiáng)方式下節(jié)點的抗沖擊性能，文獻(xiàn)[10]利用有限元模擬和試驗的方法研究了預(yù)加軸力的環(huán)口板加強(qiáng)T型管節(jié)點的動態(tài)響應(yīng)，文中比較了靜態(tài)承載力、動態(tài)承載力、NORSOK Standard N-004[11]計算動態(tài)承載力方法和文獻(xiàn)[12]中主管局部凹陷3%D時對應(yīng)沖擊力為節(jié)點極限承載力等各種方法計算出的承載力結(jié)果，對結(jié)果的合理性進(jìn)行了對比分析。

本文采用高性能落錘試驗機(jī)對T型管節(jié)點進(jìn)行動態(tài)沖擊試驗，旨在通過落錘沖擊來模擬突發(fā)事件中鋼管結(jié)構(gòu)受到的撞擊荷載，確定預(yù)加軸力下普通節(jié)點和局部加厚節(jié)點在沖擊荷載作用下的變形破壞模態(tài)；通過對沖擊力時程曲線、殘余變形、能量耗散、荷載-變形關(guān)系曲線等的比較，研究T型管節(jié)點的抗沖擊破壞機(jī)理。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

以典型管桁架中的T型管節(jié)點為研究對象，參照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50017—2017)[13]和該類管節(jié)點工程常用參數(shù)范圍，并結(jié)合落錘試驗機(jī)的試驗?zāi)芰?，設(shè)計并制作了1個未加厚和3個主管局部加厚共4個T型管節(jié)點試件。管節(jié)點的幾何參數(shù)見表1，局部加厚區(qū)加厚壁厚和長度分別為Tc、Lc，采用Tc/T和Lc/d來描述主管局部加厚部分的相對尺寸。每個試件主管兩端采用直徑為180 mm、板厚25 mm圓形鋼板作為端板，支管末端采用尺寸為100 mm×100 mm，厚度為25 mm矩形鋼板作為端板。試件基本參數(shù)如表1所示，表中的主管長度L為節(jié)點主管加工長度減去主管兩端各伸出支座長25 mm，管節(jié)點試件尺寸,如圖1所示。

(a) 普通試件

(b) 局部加厚試件

圖1 試件構(gòu)造詳圖

1.2 材料特性

節(jié)點的支管和主管均采用20號無縫鋼管。加厚節(jié)點制作過程中，主管是由非加厚-加厚-非加厚三段鋼管通過提供焊縫進(jìn)行焊接，支管和主管通過角焊縫連接，并在主管兩端和支管頂端分別采用25 mm厚的鋼板封口。6 mm、8 mm和10 mm厚鋼管屈服強(qiáng)度分別為349 MPa、306 MPa和283 MPa，極限強(qiáng)度分別為539 MPa、508 MPa和471 MPa。

1.3 試驗裝置

試驗在湖南大學(xué)建筑安全與功能實驗室落錘沖擊試驗機(jī)完成，試驗裝置如圖2所示。落錘試驗機(jī)主要包括機(jī)架、導(dǎo)軌、錘頭、提升裝置及控制系統(tǒng)五部分。具體見文獻(xiàn)[14]。

試驗時，首先將試件置于支座上，調(diào)整試件的位置使支管端部與錘頭對中，保證錘頭對支管所施加的荷載為軸向荷載，將試件對應(yīng)加載質(zhì)量的落錘提升到相應(yīng)高度，然后打開觸發(fā)裝置，實現(xiàn)落錘按照表1中的沖擊能量自由下落沖擊支管端板。

圖2 試驗裝置圖

1.4 測點布置及測量內(nèi)容

試驗過程中，通過在支管中部和主管底部焊接的引伸鋼板與拉桿電阻式位移計D1和D4連接，用于測量沖擊過程中支管和主管底部的豎向位移；通過在主管側(cè)部焊接引伸鋼板與拉桿式位移計D2和D3連接，用于測量沖擊過程中主管側(cè)部中點的鼓曲和豎向位移，如圖3所示。

圖3 位移計分布圖

2 破壞形態(tài)

圖4中鼓曲量和凹陷量的統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表1，結(jié)合表1和圖4中可以看出：節(jié)點破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為靠近相貫線部位的主管表面發(fā)生明顯的局部凹陷變形、主管兩側(cè)鼓曲以及主管不同程度的整體彎曲，主管局部加厚可以明顯減小節(jié)點凹陷和鼓曲量。節(jié)點的最終變形可視為主管局部凹陷和整體彎曲的耦合。

(a) T-1

(b) TT-1

(c) TT-2

(d) TT-3

結(jié)合圖4和表1可以分析得出：增加加厚區(qū)長度可以增大節(jié)點域整體的抗彎剛度，TT-1節(jié)點域剛度分布相對均勻，所以在相貫線區(qū)域首先產(chǎn)生了相對明顯的凹陷變形，使塑性鉸線外移；TT-2加厚長度較小，主管存在剛度突變區(qū)，沖擊過程中在剛度突變區(qū)消耗大部分能量，所以局部位移比例有所增加，而整體位移的比例有所減小。增大節(jié)點主管局部加厚區(qū)厚度有效的增大了節(jié)點截面抗彎剛度，減小了局部凹陷位移。根據(jù)文獻(xiàn)[15]中關(guān)于節(jié)點梁塑性變形區(qū)的描述，可認(rèn)為節(jié)點塑性變形主要集中在塑性影響區(qū)L0，根據(jù)圖4中變形模態(tài)的分析，節(jié)點T-1、TT-1、TT-2、TT-3的塑性影響區(qū)長度分別為270 mm、240 mm、240 mm、180 mm，相較于未加厚節(jié)點，節(jié)點增大局部管壁厚度之后，其塑性影響區(qū)長度明顯減小。以未加厚試件的塑性影響區(qū)長度(270 mm)為基準(zhǔn)，局部加厚試件由于加厚方式的不同導(dǎo)致塑性影響區(qū)長度不同。對加厚厚度相同、加厚長度不同的加厚試件TT-1、TT-2，其塑性影響區(qū)長度基本相同；對加厚長度相同、加厚厚度不同的加厚試件TT-2、TT-3，塑性影響區(qū)隨著加厚厚度的增加而減少。

與未加厚試件T-1相比：對節(jié)點TT-1，加厚區(qū)長度Lc(296 mm)大于節(jié)點T-1塑性影響區(qū)L0(270 mm)時，節(jié)點凹陷減小了11 mm，鼓曲量減小了5 mm；對節(jié)點TT-2，加厚區(qū)長度Lc(206 mm)小于節(jié)點T-1塑性影響區(qū)L0(270 mm)時，在L0內(nèi)產(chǎn)生截面剛度突變區(qū)，在加厚區(qū)與非加厚區(qū)交界處產(chǎn)生塑性鉸，局部位移增加，節(jié)點凹陷減小了13 mm，鼓曲量減小了6 mm；然而當(dāng)局部加厚區(qū)厚度增大時(對節(jié)點TT-3)，節(jié)點域的整體抗彎剛度增大明顯，且加厚區(qū)長度Lc(206 mm)小于節(jié)點T-1塑性影響區(qū)L0(270 mm)，在塑性影響區(qū)內(nèi)厚度不同截面交界處產(chǎn)生了剛度突變區(qū)，節(jié)點凹陷減小了21 mm，鼓曲量減小了11 mm。由此可知：增加局部加厚區(qū)長度Lc并不能明顯減小主管表面凹陷變形和主管兩側(cè)鼓曲；但增大加厚區(qū)壁厚Tc可以明顯減小主管表面凹陷變形和主管兩側(cè)鼓曲。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 沖擊力分析

由圖5所示的管節(jié)點沖擊力時程曲線分析可得：沖擊力時程曲線根據(jù)沖擊力的變化均可劃分為四個階段，以每階段的結(jié)束點作為標(biāo)記對象。第I階段，在沖擊力初始階段瞬間產(chǎn)生彈性激勵，并達(dá)到?jīng)_擊力峰值。第Ⅱ階段為震蕩變形階段，沖擊力第一次下降，節(jié)點主管上表面局部發(fā)生類越躍屈曲，曲線出現(xiàn)短暫劇烈波動的下降，沖擊作用下，支管壓迫主管產(chǎn)生凹陷變形，管壁沿主管環(huán)向產(chǎn)生張力。隨后進(jìn)入第Ⅲ階段為塑性流動變形階段，沖擊力震蕩上升逐漸穩(wěn)定。而對于TT-3，主管上表面局部變形引起截面剛度減小，使得沖擊力下降。試件凹陷變形后在試件表面產(chǎn)生膜拉應(yīng)力，凹陷變形大，產(chǎn)生的膜拉應(yīng)力也就越大，塑性流動變形階段，凹陷塑性變形逐漸穩(wěn)定，膜拉應(yīng)力逐漸減小甚至消失。進(jìn)入第Ⅳ階段彈性恢復(fù)階段，試件積累的彈性勢能釋放，沖擊力逐漸減小。

圖5 管節(jié)點沖擊力時程曲線

3.2 位移分析

圖6給出了各試件上各位移計的時程曲線。由于試驗儀器出現(xiàn)故障沒有采集到節(jié)點TT-3管頂位移D1和節(jié)點TT-2跨中豎向D3的位移數(shù)據(jù)。圖6中正值表示豎直向下位移，負(fù)值表示豎直向上位移。支管的軸向剛度遠(yuǎn)大于主管的徑向剛度，支管基本處于彈性階段且變形微小，可以忽略不計。參照文獻(xiàn)[16]中關(guān)于總位移和整體位移的定義,用支管豎直向下位移(位移計D1)表示總位移，用主管底部豎直向下位移(位移計D4)表示整體位移，則(D1-D4)表示主管局部位移，試驗結(jié)果列于表2，其中的百分比為整體位移和局部位移占總位移的比例。表中對比可以看出：局部加厚可以增大整體位移所占比例；與節(jié)點TT-1比較，節(jié)點TT-2塑性影響區(qū)內(nèi)存在剛度突變區(qū)，形成塑性鉸，增大了局部位移，相對應(yīng)其整體位移有所減小。

(a) T-1

(b) TT-1

(c) TT-2

(d) TT-3

圖6 位移時程曲線

Fig.6 Displacement versus time history curves

表2 位移結(jié)果

由圖6可見，在節(jié)點受沖擊的彈性階段，位移計數(shù)據(jù)未發(fā)生變化，從雙Y軸曲線中對比可以看出：變形相對于沖擊力滯后。

圖6曲線根據(jù)圖5中每個試件沖擊力時程曲線劃分階段的時間節(jié)點進(jìn)行劃分階段,均劃分為4個階段。圖6中可見：①管底位移D4曲線一般可分為管底上升、下降和彈性恢復(fù)三個階段。主管上表面在沖擊作用下受正彎矩作用產(chǎn)生屈曲凹陷變形，主管橫截面橢圓化引起的管底上升；主支管相貫線附近橫截面豎向被壓縮，橫向變形增大。局部凹陷達(dá)到穩(wěn)定后管底位移與管頂位移基本保持協(xié)調(diào)一致。在第I階段，加厚試件變形速率高于未加厚試件。②未加厚節(jié)點T-1、主管局部加厚節(jié)點TT-1和TT-2側(cè)面豎向位移D3曲線在曲線上升階段出現(xiàn)了峰值和平臺段，這是因為試件在第Ⅱ階段會有小幅度彈性震蕩。沖擊過程中，彈性變形較大試件，D3曲線出現(xiàn)峰值；彈性變形較小的試件，D3曲線就出現(xiàn)平臺段。節(jié)點TT-3影響區(qū)的截面剛度最大，D3曲線中沒有出現(xiàn)峰值和平滑段。③第I階段，在支管頂部位移下降的同時，主管橫截面橢圓化引起主管管底明顯的向上位移，節(jié)點附近的主管上表面發(fā)生局部屈曲。當(dāng)局部凹陷后，變形以整體變形為主，即出現(xiàn)整體向下位移。

由于應(yīng)力波的傳遞，存在變形相對力的滯后性。(D1-D4)曲線的變化走勢，說明了頂部局部位移在第II階段結(jié)束和第III階段開始時，對應(yīng)于沖擊力震蕩上升階段，局部位移逐漸達(dá)到最大值，之后局部位移出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，其中局部加厚試件在此時達(dá)到了峰值，之后開始減小，說明節(jié)點在第II階段整體位移和局部位移同時增大，之后第III階段主要以整體位移(D4)增大為主。

4 機(jī)理分析

4.1 沖擊力位移曲線

圖7為試件荷載位移曲線，其中(a)為荷載-總位移曲線，(b)為荷載-局部位移曲線。圖中的起點和終點表示平臺段的起始點，曲線均包括迅速增長、震蕩下降、平穩(wěn)發(fā)展和卸載等四個階段。從圖7中分析得出：①主管局部加厚試件可以明顯提高平穩(wěn)階段沖擊力；②第二階段加強(qiáng)試件的曲線震蕩更加劇烈；③各試件曲線震蕩上升階段為變形增長最大的階段，加強(qiáng)試件的沖擊力明顯增大；④節(jié)點經(jīng)過節(jié)點局部加厚，節(jié)點局部剛度和整體剛度增大，曲線平穩(wěn)發(fā)展階段位移增長明顯減?。虎輿_擊力卸載階段加厚試件的卸載后剛度更大，加厚試件的最終位移明顯偏小。

(a) 荷載-總位移曲線

(b) 荷載-局部位移曲線

圖7 荷載位移曲線

Fig.7 Impact force versus displacement curves

4.2 能量耗散曲線

沖擊能量主要通過主管上表面管壁圍繞塑性鉸線發(fā)生凹陷屈曲和主管整體彎曲變形來耗散的，為了更好的分析各個試件由于變形耗散的能量。分別對試件的荷載-總位移曲線(圖7(a))和荷載-局部位移曲線(圖7(b))進(jìn)行積分，得到?jīng)_擊過程中試件的能量耗散曲線 (圖8)。

圖8中實線表示總耗能，虛線表示局部耗能，而用總耗能與局部耗能之差表示整體彎曲耗能。未加厚試件整體位移和局部位移同時增大消耗沖擊能，局部加厚試件則是首先引起整體彎曲耗能，達(dá)到一定程度之后，然后由整體彎曲和局部凹陷同時消耗沖擊能量。加厚區(qū)壁厚Tc的增大，節(jié)點域截面抗彎剛度增大，使得在主管局部加厚邊緣處截面剛度驟然變化，并在此區(qū)域形成塑性鉸而消耗大量能量。

(a) T-1

(b) TT-1

(c) TT-2

圖8 能量耗散曲線

Fig.8 Energy Dissipation Curve

分析圖9可知：對比局部加厚試件和未加厚試件可知，節(jié)點局部加厚能增大沖擊初始階段的耗能能力。從圖10中可以看出，平臺段是耗能比例最大的階段，相比較而言，節(jié)點局部加厚試件平臺段耗能比例更大，這是因為加厚試件節(jié)點域截面抗彎剛度大，沖擊作用下，沖擊力在極短的時間內(nèi)達(dá)到平臺穩(wěn)定段，彈性恢復(fù)階段消耗的能量較少，則在平臺穩(wěn)定段消耗沖擊能的比例增大。

圖9 能量耗散時程曲線

圖10 平臺階段耗能所占比例

5 結(jié) 論

通過軸力作用下節(jié)點主管局部加厚與節(jié)點未加厚試件的沖擊試驗，得到各個試件的破壞模態(tài)、沖擊力時程曲線、位移時程曲線、應(yīng)變時程曲線等數(shù)據(jù)，并且對各個試件的數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。得到以下結(jié)論：

(1) 沖擊作用后，未加強(qiáng)節(jié)點相貫線附近主管局部凹陷變形，在凹陷區(qū)外圍形成塑性鉸線，局部加厚試件在沖擊作用下，提前讓試件整體參與變形，有效的保護(hù)了試件。節(jié)點塑性變形主要集中在塑性影響區(qū)L0內(nèi)。若加厚區(qū)長度小于塑性影響區(qū)長度，則會在加厚區(qū)未加厚區(qū)交界處形成塑性絞線；若加厚區(qū)長度大于塑性影響區(qū)長度，塑性絞線外移，有增大整體變形趨勢。

(2) 增加節(jié)點局部加厚區(qū)的壁厚，會在節(jié)點域形成截面剛度增大的區(qū)域，此區(qū)域的存在明顯減小了局部凹陷變形和整體變形。

(3) 局部加厚部分通過增大構(gòu)件節(jié)點區(qū)域截面抗彎剛度，提高節(jié)點受沖擊初始階段的耗能能力，提高了沖擊力平臺段的耗能比例，改變了節(jié)點耗能的機(jī)理，避免了節(jié)點域吸收大量能量，有效的保護(hù)了節(jié)點。

(4) 試件在塑性變形階段耗能比例最大，且節(jié)點局部加厚可以增大試件塑性變形階段的耗能。