朱海清，周 展，陳玉啟

武漢工程大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢 4300074

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在土木工程中的廣泛應(yīng)用，使得鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)性能長(zhǎng)久以來都是研究的熱點(diǎn)。鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)是桁架橋、排架墩、框架建筑、海上平臺(tái)等構(gòu)造中的重要構(gòu)件。突發(fā)的偶然荷載（如撞擊、爆炸、地震等）使得結(jié)構(gòu)在短時(shí)間內(nèi)發(fā)生較大的變形破壞，嚴(yán)重的甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)倒塌［1-2］。早期，以韓林海［3］和聶建國［4］為主的研究人員基于試驗(yàn)和理論的方法，對(duì)不同形式鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，涉及到受拉、受壓、受彎、受剪、受扭、受高溫以及復(fù)雜受力情況下構(gòu)件的靜力和擬靜力行為。大量資料為鋼管混凝土柱的研究奠定了堅(jiān)實(shí)的基礎(chǔ)。鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)是復(fù)雜結(jié)構(gòu)的基本單元，分析其力學(xué)特性是研究帶有支管結(jié)構(gòu)的前提條件。T形節(jié)點(diǎn)可抽象為圖1 所示結(jié)構(gòu)，其中主管和支管可采用不同直徑、不同壁厚和不同材料的鋼管；主管不開孔，將支管切割再焊接到主管。圖1 中F1、F2表示外力，d1、d2表示壁厚?？稍谥鞴苌虾附佣鄠€(gè)不同角度的支管，形成復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)。這種相貫連接方式保證主管的完整性，能提高節(jié)點(diǎn)的抗扭剛度，有利于節(jié)點(diǎn)的穩(wěn)定性［5］。

近年來，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，特別是抗沖擊行為逐步成為研究的熱點(diǎn)。主要通過分離式霍普金森桿試驗(yàn)、氫氣炮試驗(yàn)、引爆炸藥和落錘試驗(yàn)等途徑施加沖擊荷載，其中落錘試驗(yàn)是最經(jīng)濟(jì)、最安全，使用最為廣泛的研究手段；再借助有限元軟件分析擴(kuò)展試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到有價(jià)值的研究結(jié)論。劉艷輝等［6］基于大量沖擊試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)分析，擬合了沖擊作用下圓鋼管混凝土構(gòu)件的撓度計(jì)算方法。馬騏等［7］開展了L 形截面鋼管混凝土柱撞擊試驗(yàn)，并通過有限元軟件對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行了分析，研究表明沖擊高度會(huì)影響混凝土柱的破壞模式。Zhang 等［8］對(duì)等截面直鋼管在側(cè)向沖擊作用下的塑性行為進(jìn)行了落錘試驗(yàn)與理論研究，通過批量試驗(yàn)，統(tǒng)計(jì)分析了不同形狀的沖擊錘頭作用下結(jié)構(gòu)變形區(qū)域的形態(tài)和長(zhǎng)度。Qu 等［9］則對(duì)空鋼管T 形節(jié)點(diǎn)支管受到落錘沖擊后的結(jié)構(gòu)破壞模型進(jìn)行了分析，得到了支管受沖擊作用下主管的局部屈曲模式和一種等效沖擊力的計(jì)算方法。

文獻(xiàn)綜述表明，鋼管T 形節(jié)點(diǎn)或鋼管混凝土T形節(jié)點(diǎn)都具有良好的靜力承載能力和抗震性能，其中鋼管內(nèi)填混凝土能有效提高節(jié)點(diǎn)的承載力，也能更好地抵抗鋼管局部屈曲變形。然而，鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)是復(fù)雜結(jié)構(gòu)的重要組成部分，在支管受到車輛、船舶或爆炸破片沖擊作用下，結(jié)構(gòu)的響應(yīng)和破壞模式有待進(jìn)一步研究。本文首先將船舶、車輛和爆炸產(chǎn)生的不同沖擊作用等效為不同質(zhì)量和速度的沖擊工況，再基于有限元軟件Abaqus/ Explicit 開展不同沖擊組合作用下鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)的破壞模式研究。通過構(gòu)件整體變形、跨中截面變形和能量轉(zhuǎn)換等特征說明破壞模式的區(qū)別，研究成果有助于指導(dǎo)鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)的抗沖擊設(shè)計(jì)。

1 有限元模型

1.1 本構(gòu)關(guān)系

非線性有限元軟件Abaqus/Explicit 具有強(qiáng)大的分析能力，對(duì)于計(jì)算沖擊問題和復(fù)雜接觸問題都具有很大優(yōu)勢(shì)。鋼材在快速加載下表現(xiàn)出強(qiáng)度提高的特性，目前Johnson-Cook 模型和Cowper-Symonds 模型用來描述鋼材動(dòng)態(tài)特性，與試驗(yàn)吻合良好。根據(jù)落錘試驗(yàn)應(yīng)變率范圍，選用Cowper-Symonds 對(duì)鋼材的力學(xué)行為表征更準(zhǔn)確，模型表征如式（1）所示。

式（1）中：ε?為鋼材的應(yīng)變率，σd為鋼材在應(yīng)變率ε?時(shí)的應(yīng)力，σs為鋼材在靜力下的應(yīng)力。D和ρ為材料參數(shù)，通常D＝6 844 s-1，ρ=3.91［10］。

混凝土采用Abaqus 塑性損傷模型進(jìn)行模擬。采用式（2）計(jì)算考慮應(yīng)變率效應(yīng)的混凝土抗壓強(qiáng)度：

式（2）中：σd為動(dòng)力加載時(shí)的混凝土抗壓強(qiáng)度；σs為靜力加載時(shí)的混凝土抗壓強(qiáng)度；ε?d為動(dòng)力加載時(shí)的應(yīng)變率；ε?s為靜力加載時(shí)的應(yīng)變率，取為-30×10-6s-1，其中負(fù)號(hào)表示受壓；α和γ為材料參數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)［10］方法確定。

1.2 模擬方法的說明及驗(yàn)證

基于Abaqus 平臺(tái)的鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)的模擬，在文獻(xiàn)［8-10］中均有詳細(xì)的介紹，本文的模型設(shè)置包括材料特性、單元類型、摩擦特性等采用上述相同方法。本文混凝土材料采用Abaqus 提供的“Concrete Damaged Plasticity”模塊，參照文獻(xiàn)［11］設(shè)置損傷變量和損傷恢復(fù)因子。為了研究鋼材受拉發(fā)生斷裂破壞的現(xiàn)象，考慮了鋼材的延性撕裂特性［12］，采用軟件“Johnson-Cook”模塊和“Ductile Damage”模塊，輸入鋼材拉伸斷裂時(shí)的應(yīng)變、應(yīng)力三軸度、應(yīng)變率和斷裂變形閾值，控制鋼材的拉斷。

為了驗(yàn)證本方法的有效性，對(duì)文獻(xiàn)［10］的圓鋼管混凝土梁落錘試驗(yàn)進(jìn)行了有限元模擬分析。試件尺寸為直徑180 mm 的圓鋼管混凝土柱，長(zhǎng)度為1 800 mm。鋼管材質(zhì)選用Q235 鋼，選用C60 混凝土，鋼管壁厚為3.65 mm，落錘質(zhì)量為465 kg。文獻(xiàn)［10］設(shè)計(jì)了4 個(gè)兩端固支試件，包括3 個(gè)鋼管混凝土構(gòu)件（編號(hào)分別為CC1、CC2 和CC3）和1 個(gè)空鋼管試件（編號(hào)為HCC）。試驗(yàn)裝置如圖2（a）所示。兩端固定支承時(shí)，試件的有效跨度為1 600 mm?；炷敛捎胹olid 單元模擬，鋼管采用shell 單元模擬，落錘采用帶質(zhì)量的剛性體模擬，如圖2（b）所示。鋼管與混凝土之間、落錘與鋼管之間均采用“General Contact”接觸（選用落錘剛體下表面的接觸力為沖擊力），選用罰函數(shù)算法，采用“hard”接觸屬性（即允許接觸以后分開），其中鋼管與混凝土之間摩擦系數(shù)取為0.6，落錘與鋼管之間摩擦系數(shù)取為0.1。落錘與鋼管之間接觸面比較光滑，摩擦系數(shù)較小。經(jīng)過多次試算發(fā)現(xiàn)，調(diào)小摩擦系數(shù)，等效沖擊力的幅值會(huì)增大，導(dǎo)致試件的變形偏大；當(dāng)動(dòng)摩擦系數(shù)在0.05~0.20 時(shí)，其變形不再明顯變化，因此取落錘與鋼管之間的動(dòng)摩擦系數(shù)為0.1。圖2（b）展示了試件CC1 在試驗(yàn)后的變形，模擬鋼管的局部鼓屈與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合良好（其他試件變形類似，只列舉CC1 驗(yàn)證）。

圖2（c）為試驗(yàn)跨中撓度測(cè)點(diǎn)的時(shí)程曲線，圖2（d）為落錘對(duì)鋼管沖擊力的預(yù)測(cè)，由圖2（c，d）可知預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值吻合良好。有限元模擬分析結(jié)果與原文試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表1 所示。仿真分析的預(yù)測(cè)值在試件的殘余變形方面表現(xiàn)較出色，誤差均在合理范圍內(nèi)。其中空鋼管因?yàn)榫植康牟环€(wěn)定性，實(shí)驗(yàn)值和預(yù)測(cè)值誤差稍大。

圖2 仿真方法的驗(yàn)證：（a）試驗(yàn)［10］，（b）試件有限元模型圖，（c）位移時(shí)程曲線，（d）沖擊力時(shí)程曲線Fig.2 Verification of finite element model：（a）experiments［10］，（b）finite element model，（c）displacement history curves，（d）impacting loading history curves

本文有限元模擬分析的預(yù)測(cè)值與文獻(xiàn)［10］的試驗(yàn)值和有限元模擬值三者吻合良好。因此，本文提出的有限元仿真方法及假定都符合計(jì)算精度?？蔀檫M(jìn)一步利用數(shù)值仿真方法分析T 形鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能研究提供重要參考。

1.3 撞擊速度及質(zhì)量的選取

航道或者車道上的交通工具以一定的速度撞擊鋼管混凝土柱構(gòu)件，在有限元模擬時(shí)撞擊物的速度和質(zhì)量的選取范圍應(yīng)以實(shí)際工程問題為依據(jù)，并且應(yīng)考慮不同交通工具因阻力作用對(duì)總質(zhì)量進(jìn)行折減。根據(jù)文獻(xiàn)［13-17］統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)：船舶以較大質(zhì)量較小速度撞擊橋墩，而汽車以較小質(zhì)量較大速度撞擊橋墩。因此，可將船舶等效質(zhì)量取為500~2 000 kg，汽車等效質(zhì)量取為50~200 kg，撞擊速度范圍分別為1~4 m/s 和16~33 m/s。而爆炸產(chǎn)生的破片對(duì)阻擋物的撞擊比較特殊，質(zhì)量很小且速度很大，有可能發(fā)生侵徹現(xiàn)象。當(dāng)破片質(zhì)量比較?。ǖ椭?~10 g），破片速度比較高（達(dá)到1 000 m/s）時(shí)，會(huì)對(duì)鋼材、混凝土等發(fā)生侵徹［17］。本文只討論固體沖擊物對(duì)阻擋物的撞擊，如車載鞭炮或其他易燃易爆物爆炸情況，不涉及導(dǎo)彈爆炸或其他超高速爆炸侵徹現(xiàn)象。因此，具體的撞擊工況設(shè)置如表2 所示。

表2 撞擊工況Tab.2 Test matrix

2 T 形節(jié)點(diǎn)破壞模式

2.1 模式1——支管局部屈曲

本文選用文獻(xiàn)［10］中設(shè)計(jì)的T 形鋼管試件的幾何尺寸，增加考慮因素“內(nèi)填C30 混凝土”，探討T 形鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與破壞模式。T 形節(jié)點(diǎn)主管外徑180 mm，主管壁厚2 mm，主管長(zhǎng)度1 890 mm；支管外徑90 mm，支管壁厚2 mm，支管長(zhǎng)度600 mm。鋼材材質(zhì)均為Q345，內(nèi)填混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為30 MPa。落錘質(zhì)量和撞擊初速度根據(jù)表2 的撞擊工況確定。支管頂面為厚度6 mm 的鋼墊板，撞擊面為支管上頂面。

當(dāng)沖擊物質(zhì)量較小而沖擊速度較大時(shí)，即沖擊錘質(zhì)量m=10 kg，沖擊速度v=100 m/s，試件整體位移較小，支管頂部局部破壞嚴(yán)重，支管局部變形明顯，吸收了大部分沖擊能量。應(yīng)力集中在支管頂部，使得支管頂部鋼管發(fā)生類似“墩粗”的膨脹，甚至炸裂。由于混凝土受壓發(fā)生膨脹，使得支管鋼管整體具有一定程度的膨脹，破壞模式如圖3（a）所示。沖擊荷載類似一個(gè)脈沖荷載，持續(xù)時(shí)間接近5 ms，峰值超過300 kN，如圖3（b）所示。位移觀測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線如圖3（c）所示：支管頂部測(cè)點(diǎn)N發(fā)生了塌陷式位移，最終殘余位移為240 mm 左右；而主管不同位置的位移觀測(cè)點(diǎn)的豎向位移呈現(xiàn)出相似的變化趨勢(shì)，最終殘余位移為50 mm 左右。支管的壓縮量明顯大于主管的壓縮量，這主要是因?yàn)榛炷潦軌毫ψ饔脮r(shí)，混凝土高度減小，而環(huán)向膨脹。主管鋼管跨中有輕微的豎向下?lián)希珶o明顯鼓屈；主管混凝土應(yīng)力狀態(tài)良好，無應(yīng)力集中現(xiàn)象。多數(shù)車載易爆物爆炸時(shí)沖擊物對(duì)構(gòu)造物造成的破壞屬于此種類型。

2.2 模式2——主管局部屈曲

當(dāng)沖擊物質(zhì)量很大而沖擊速度較小時(shí)，即沖擊錘質(zhì)量為m=2 000 kg，沖擊速度為v=4 m/s，試件整體位移明顯，支管未發(fā)生明顯的破壞，主管則在支管與主管連接處出現(xiàn)明顯隆起，發(fā)生局部屈曲破壞。從圖3（d）可以清晰地看到，支管與主管連接處的“鼓包”，鋼管壁與混凝土也發(fā)生了分離現(xiàn)象。最終破壞狀態(tài)類似靜力荷載作用下的變形，通過試件的整體變形和主管局部塑性變形來吸收大部分沖擊能量，破壞模式如圖3（d）所示。沖擊荷載持續(xù)時(shí)間約為35 ms，峰值達(dá)到了350 kN，如圖3（e）所示。低速高質(zhì)量沖擊時(shí)，沖擊物的質(zhì)量對(duì)阻擋物影響較大。位移觀測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線如圖3（f）所示。整個(gè)試件有整體向下運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)，支管測(cè)點(diǎn)的位移與主管測(cè)點(diǎn)的位移大致相同，最終殘余位移在120 mm 左右。多數(shù)船舶對(duì)構(gòu)造物造成的撞擊呈此種破壞模式，甚至構(gòu)件局部未明顯破壞，但整體位移足夠大導(dǎo)致倒塌（例如船舶撞倒橋墩）。

2.3 模式3——主管整體彎曲破壞

當(dāng)沖擊物質(zhì)量較大且沖擊速度較大時(shí)，即沖擊錘質(zhì)量為m=200 kg，沖擊速度v=30 m/s，試件整體位移明顯，支管無明顯破壞痕跡，但是主管呈現(xiàn)明顯的彎曲破壞，主管的跨中鋼管已經(jīng)斷裂，約束端也出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。主管的核心混凝土表現(xiàn)為跨中截面附近的頂部已經(jīng)壓碎，底部則出現(xiàn)拉裂紋，支承端附近出現(xiàn)應(yīng)力集中。破壞模式如圖3（g）所示。沖擊力持續(xù)時(shí)間約為50 ms，峰值卻超過了400 kN，如圖3（h）所示。位移觀測(cè)點(diǎn)的豎向位移時(shí)程曲線如圖3（i）所示：整個(gè)試件向下運(yùn)動(dòng)明顯，達(dá)到了400 mm 的豎向位移，主管破壞變得更為嚴(yán)重，位移測(cè)點(diǎn)除了主要的豎向位移，也發(fā)生一定的橫向位移（鋼管的受壓膨脹），因此位移測(cè)點(diǎn)的位移變化趨勢(shì)明顯區(qū)分開來。多數(shù)車輛對(duì)構(gòu)造物造成的撞擊呈此類破壞模式。

圖3 T 形節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)、沖擊力時(shí)程和位移時(shí)程：（a-c）模式1，（d-f）模式2，（g-i）模式3Fig.3 Damage status，impact loading history and displacement history of different damage modes of T-joints：（a-c）Mode 1，（d-f）Mode 2，（g-i）Mode 3

3 破壞模式比較

3.1 能量轉(zhuǎn)換

根據(jù)能量守恒定律，絕大部分的初始動(dòng)能被結(jié)構(gòu)的塑性變形所耗散，即是由動(dòng)能ALLKE 轉(zhuǎn)換為塑性耗散能ALLPD，但系統(tǒng)的總能量ETOTAL為一個(gè)常數(shù)。分別用α、β表示動(dòng)能與總能量的比值和塑性耗散能與總能量的比值。因此，將沖擊過程中能量轉(zhuǎn)換趨勢(shì)繪于圖4 中。

圖4 沖擊過程中的能量轉(zhuǎn)換Fig.4 Energy transformation during impact process

（1）高速?zèng)_擊時(shí)，動(dòng)能耗散得很快。模式1 中動(dòng)能耗散的時(shí)間幾乎是模式2 和模式3 的1/10~1/20；且耗散的動(dòng)能除了一部分轉(zhuǎn)化為塑性耗散能，還以其他的形式耗散掉。進(jìn)一步研究表明高速?zèng)_擊時(shí)，結(jié)構(gòu)的黏彈性耗散能消耗的動(dòng)能不可忽略。

（2）低速?zèng)_擊時(shí)，動(dòng)能相對(duì)耗散較慢，且絕大部分動(dòng)能轉(zhuǎn)換為塑性耗散能。

（3）沖擊全過程分析表明，當(dāng)動(dòng)能與塑性耗散能所在總能量的比例相當(dāng)時(shí)，即圖4 中每種破壞模式的2 條曲線交點(diǎn)時(shí)刻，試件發(fā)生破壞。

（4）根據(jù)破壞發(fā)生時(shí)刻，模式1 碰撞時(shí)即發(fā)生破壞，基本在1 ms 以內(nèi)；模式2 在碰撞10 ms 左右發(fā)生破壞；模式3 在碰撞20 ms 左右發(fā)生破壞。

3.2 變 形

選取主管混凝土縱軸為衡量殘余位移的標(biāo)線，在不同沖擊模式下，主管的殘余位移如圖5 所示。模式1 的最大殘余位移在50 mm 以內(nèi)，模式2的最大殘余位移在100 mm 左右，而模式3 的最大殘余位移超過了350 mm。

圖5 整體殘余位移Fig.5 Residual displacement of whole mode

跨中截面即圖1（a）中位移測(cè)點(diǎn)O、P、Q所在截面的變形如圖6 所示。實(shí)際上變形前試件的截面尺寸一樣，為了對(duì)比分析，人為將圖片透視疊放在一起。破壞模式1 的情況下，對(duì)主鋼管的幾何形狀的影響幾乎可以忽略；破壞模式2 的情況下，主鋼管頂部發(fā)生輕微塌陷；破壞模式3 的情況下，主鋼管底部發(fā)生嚴(yán)重塌陷，因?yàn)榛炷恋某淙饔?，使得鋼管未發(fā)生嚴(yán)重的凹陷屈曲現(xiàn)象（文獻(xiàn)［9］中詳細(xì)介紹了空鋼管T 形節(jié)點(diǎn)的凹陷現(xiàn)象）。

圖6 主管跨中截面變形Fig.6 Deformation of mid-span section

3.3 壁厚對(duì)抗沖擊性能的影響

汽車對(duì)橫跨公路的橋墩和支架等構(gòu)造物的撞擊事件經(jīng)常發(fā)生，帶來巨大經(jīng)濟(jì)損失甚至人員傷亡，提高構(gòu)造物的抗沖擊能力非常有必要。汽車的等價(jià)碰撞質(zhì)量為200 kg，當(dāng)撞擊速度小于15 m/s（即54 km/h）時(shí)，車輛受損嚴(yán)重，構(gòu)造物局部破壞，但主結(jié)構(gòu)仍能承載；當(dāng)撞擊速度達(dá)到20 m/s 時(shí)，主結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯整體位移。將T 形構(gòu)件的鋼管壁厚由2 mm增加到4 mm和6 mm，分別以20、30、40 m/s撞擊T 形構(gòu)件（撞擊過程在前0.03 s 已經(jīng)完成，故取前0.03 s 進(jìn)行分析），動(dòng)能能量變化過程如圖7所示，塑性變形能變化過程如圖8 所示。模擬分析中，撞擊速度為20 m/s 時(shí)，構(gòu)件均未發(fā)生斷裂破壞；撞擊速度為30 m/s 時(shí)，壁厚2 mm 的構(gòu)件發(fā)生了斷裂破壞；撞擊速度為40 m/s 時(shí)，壁厚2 mm 和4 mm 的構(gòu)件發(fā)生了斷裂破壞。

T 形構(gòu)件在受碰撞初時(shí)，動(dòng)能最大，并隨著時(shí)間逐漸減小后趨于平穩(wěn)；塑性變形能則從0 開始增大后趨于平穩(wěn)。由圖7 可發(fā)現(xiàn)，構(gòu)件獲得的初始動(dòng)能與撞擊速度有關(guān)，與壁厚無關(guān)。動(dòng)能減小的速率則與壁厚密切相關(guān)，壁厚越大，動(dòng)能減小的越快。說明構(gòu)件越“強(qiáng)硬”，越容易恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)。由圖8 可發(fā)現(xiàn)，試件厚度由2 mm 增加到4 mm，塑性變形吸收的能量顯著提高，但由4 mm 增加到6 mm 時(shí)，塑性變形吸收的能量只是輕微增加。圖8（a）中，曲線出現(xiàn)了交叉，因?yàn)闆_擊速度大于30 m/s 時(shí)，T 形構(gòu)件的主管已經(jīng)發(fā)生斷裂破壞，未能充分利用自身的塑性變形來吸收沖擊能量；而沖擊速度為20 m/s 時(shí)，T 形構(gòu)件緩慢變形，吸收更多的沖擊能量。

圖7 不同厚度鋼管動(dòng)能變化過程：（a）2 mm，（b）4 mm，（c）6 mmFig.7 Kinetic energy of steel tubes with different wall thicknesses：（a）2 mm，（b）4 mm，（c）6 mm

圖8 不同厚度鋼管塑性變形能變化過程：（a）2 mm，（b）4 mm，（c）6 mmFig.8 Plastic dissipation energy of steel tubes with different wall thicknesses：（a）2 mm，（b）4 mm，（c）6 mm

4 結(jié) 論

本文依靠Abaqus 通用有限元平臺(tái)，建立了鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)的精細(xì)化模型，通過不同沖擊速度和質(zhì)量組合工況，模擬船舶撞擊、車輛撞擊、大體積爆炸破片撞擊下T 形節(jié)點(diǎn)的破壞模式和能量狀態(tài)。研究表明：

（1）薄壁鋼管混凝土T 形節(jié)點(diǎn)構(gòu)件在沖擊荷載作用下的3 種主要破壞模式：①爆炸物產(chǎn)生的碎片沖擊時(shí)，主要表現(xiàn)為支管屈曲破壞；②船舶等低速大質(zhì)量沖擊時(shí)，主要表現(xiàn)為主管局部屈曲破壞；③車輛等中速中質(zhì)量沖擊時(shí)，表現(xiàn)以主管彎曲破壞為主，支管屈曲破壞為輔的破壞模式。

（2）沖擊作用下，構(gòu)件的初始動(dòng)能隨沖擊速度增加而增加，動(dòng)能衰減的速率隨鋼管厚度增大而增大。若壁厚過小，結(jié)構(gòu)不能快速停止運(yùn)動(dòng)，利用塑性變形吸收的能量也較小，容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂或倒塌。

（3）應(yīng)根據(jù)結(jié)構(gòu)運(yùn)營環(huán)境合理設(shè)計(jì)鋼管壁厚。以汽車速度30 m/s 撞擊鋼管混凝土格構(gòu)式結(jié)構(gòu)為例，塑性變形能由壁厚2 mm 到4 mm 時(shí)有顯著提升；而壁厚由4 mm 提升到6 mm 時(shí)無明顯變化，因此不必選擇更厚的設(shè)計(jì)。