鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)抗沖擊力學(xué)性能有限元仿真研究

第一作者王寧男，碩士，1988年生

通信作者霍靜思男，博士，教授，1970年生

鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)抗沖擊力學(xué)性能有限元仿真研究

王寧，陳英，霍靜思

(湖南大學(xué)教育部建筑安全與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410082)

摘要：基于有限元軟件ABAQUS對(duì)鋼框架節(jié)點(diǎn)(全焊節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn))進(jìn)行了非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)值仿真模擬分析，模型合理考慮了螺栓預(yù)緊力、接觸、非線性大變形及應(yīng)變率效應(yīng)等因素。采用該模型模擬梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)抗沖擊試驗(yàn)，分析結(jié)果表明，采用顯示求解器可獲得較好精度和穩(wěn)定性，有限元模擬的破壞模態(tài)、沖擊力和位移時(shí)程曲線等結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。在大變形下過(guò)焊孔趾部是節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中最顯著的部位，是整個(gè)構(gòu)件破壞的起始點(diǎn)。通過(guò)仿真分析，可獲得梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和內(nèi)力發(fā)展過(guò)程，該數(shù)值分析方法為深入研究鋼結(jié)構(gòu)抗倒塌工作機(jī)理并為合理評(píng)估其抗倒塌變形和耗能能力提供依據(jù)。

關(guān)鍵詞：梁柱節(jié)點(diǎn)；有限元；動(dòng)力性能；延性；應(yīng)變率效應(yīng)

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)

收稿日期：2013-11-01修改稿收到日期：2014-01-28

中圖分類(lèi)號(hào):TU392.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

FE analysis on dynamic behaviors of beam-column connection in steel frame

WANGNing,CHENYing,HUOJing-si(China Ministry of Education Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency, Hunan University, Changsha 410082, China)

Abstract:Two kinds of widely used steel anti-moment connections (welded unreinforced flange-welded web and welded unreinforced flange-bolted web) were modeled by using the finite element software ABAQUS, taking the effects of bolt pretension force, contact, nonlinear large deformation and strain rate into consideration. The model was used to simulate beam-column substructures under impact load, and it shows that ABAQUS/explicit solver presents high precision and good stability. As a result, the finite element results of failure mode and time histories of impact load and deformation agree fairly well with experimental results. Under large deformation, the most significant stress concentration locates at the weld access hole, where initiates the whole component failure. The dynamic response and internal force development of beam-column substructures were obtained by simulation analysis. The results of numerical analysis provide a basis for studying the working mechanism of progressive collapse of steel structures and for rationally accessing the ability of resisting collapse deformation and energy dissipation.

Key words:beam-column connection; finite element simulation; dynamic behavior; ductility; strain rate effect

近年來(lái)，火災(zāi)、地震以及爆炸、恐怖襲擊事件的頻繁發(fā)生，使得局部結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的失效而引起整體結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌事故明顯增多。從1968年Ronan Point公寓連續(xù)性倒塌到2001年美國(guó)世貿(mào)中心發(fā)生整體坍塌，均由非常規(guī)荷載引起，導(dǎo)致關(guān)鍵部位失效從而引起結(jié)構(gòu)局部或整體倒塌。事故發(fā)生后調(diào)查了結(jié)構(gòu)倒塌的原因[1-2]，相關(guān)部門(mén)陸續(xù)出臺(tái)并完善了連續(xù)倒塌規(guī)范[3-4]，其中抗倒塌設(shè)計(jì)中最主流的設(shè)計(jì)方法是荷載路徑轉(zhuǎn)換法(APM)，其允許結(jié)構(gòu)關(guān)鍵構(gòu)件失效，結(jié)構(gòu)通過(guò)額外的傳力路徑來(lái)實(shí)現(xiàn)荷載的重分布，進(jìn)而避免連續(xù)倒塌。有學(xué)者采用理論解析法推導(dǎo)了均布荷載作用下常溫約束鋼梁[5-6]和高溫下約束鋼梁[7]的懸鏈線效應(yīng)發(fā)展，Lee等[8]基于能量法提出了多層鋼框架結(jié)構(gòu)在底層中柱失效后的抗倒塌反力，然而大變形下梁的內(nèi)力發(fā)展非常復(fù)雜，使得理論公式繁瑣，不同發(fā)展階段的計(jì)算精度也有差異，且均為靜力分析，忽略了結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。有限元分析不僅可以考慮材料非線性和幾何非線性，還可以進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)分析，是一種準(zhǔn)確有效的分析方法。Yin等[9-10]采用數(shù)值法對(duì)各自所提的理論計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證；Kim等[11-12]用數(shù)值法模擬了抗震梁柱節(jié)點(diǎn)延性對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌的影響，以上分析方法均基于非線性靜力分析。李海旺等采用有限元軟件LS-DYNA模擬了爆炸荷載作用下平面鋼框架[13]和空間鋼框架[14]的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞過(guò)程。

由于試驗(yàn)條件的限制，結(jié)構(gòu)抗倒塌試驗(yàn)研究成果較少，且以局部構(gòu)件的靜力加載為主[15-16]，對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)估計(jì)不足?；綮o思等[17-18]分別對(duì)約束鋼梁和鋼框架梁柱子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，由于試驗(yàn)技術(shù)的制約，部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)如截面內(nèi)力等很難測(cè)得。Karns[19]試驗(yàn)研究了爆炸荷載作用時(shí)高應(yīng)變率和爆炸氣流壓強(qiáng)情況下鋼框架節(jié)點(diǎn)的抗倒塌性能，并借助有限元軟件LS-DYNA對(duì)試驗(yàn)過(guò)程中結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行模擬。

雖然有研究者開(kāi)展鋼框架結(jié)構(gòu)抗爆荷載作用下的動(dòng)態(tài)反應(yīng)分析，但尚無(wú)基于荷載路徑轉(zhuǎn)換法(APM)的動(dòng)態(tài)非線性有限元方法對(duì)結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能至關(guān)重要的鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和抗倒塌受力機(jī)理研究。本文運(yùn)用有限元軟件ABAQUS對(duì)文獻(xiàn)[18]中扇形過(guò)焊孔的鋼框架節(jié)點(diǎn)(全焊節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn))子結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元數(shù)值仿真分析，通過(guò)建立合理的非線性動(dòng)態(tài)有限元模型并采用合理的非線性動(dòng)態(tài)求解方法，進(jìn)行了鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析。通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，并分析兩種節(jié)點(diǎn)構(gòu)件在沖擊荷載作用下的破壞機(jī)理、延性性能以及內(nèi)力轉(zhuǎn)化等。

1有限元模型

1.1有限元模型的建立

(1)

文獻(xiàn)[18]中節(jié)點(diǎn)及文獻(xiàn)[17]中約束鋼梁(HR5-6)的尺寸等參數(shù)見(jiàn)表1，fy、fu分別為鋼材的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度，E為彈性模量，L為試件的長(zhǎng)度。由文獻(xiàn)[18]中節(jié)點(diǎn)破壞形式可知，變形主要發(fā)生在試件跨中短柱兩側(cè)的鋼梁，鋼梁端部幾乎沒(méi)有變形。為提高計(jì)算效率，采用B32二次完全積分梁?jiǎn)卧M鋼梁端部，跨中節(jié)點(diǎn)采用C3D8R六面體8結(jié)點(diǎn)減縮積分單元，梁?jiǎn)卧c實(shí)體單元連接處用動(dòng)態(tài)耦合約束模擬內(nèi)力的傳遞，栓焊節(jié)點(diǎn)的有限元模型見(jiàn)圖1，限制構(gòu)件兩端三個(gè)方向的位移約束，允許其平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)約束落錘運(yùn)動(dòng)方向以外的兩個(gè)方向位移。為提高模型的精確性，還對(duì)栓焊節(jié)點(diǎn)的螺栓預(yù)緊力和與連接板的接觸進(jìn)行模擬。鑒于錘頭采用高強(qiáng)鋼，比試件剛度要大很多，因此沖擊過(guò)程中可以完全忽略錘頭自身的變形，錘頭建模時(shí)采用不可變形的離散殼剛體，也可降低運(yùn)算量，而錘重的施加通過(guò)在剛體錘頭參考點(diǎn)上直接施加點(diǎn)質(zhì)量實(shí)現(xiàn)。

圖1　栓焊節(jié)點(diǎn)有限元模型 Fig.1 FE model of welded unreinforced flange-bolted web connection

表1　節(jié)點(diǎn)詳細(xì)參數(shù)

注：*表示試件斷裂時(shí)的參數(shù)值

模型網(wǎng)格的密度大小直接影響計(jì)算精度和計(jì)算速度，經(jīng)對(duì)采用不同網(wǎng)格尺寸的模型計(jì)算比較分析后，取鋼梁?jiǎn)卧叽鐬?0 mm，螺栓單元尺寸為5 mm，由于短柱基本上處于彈性范圍內(nèi)，單元尺寸為20 mm，栓焊節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元部分最終的網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖2。

圖2　栓焊節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格劃分 Fig.2 FE model mesh

ABAQUS顯式求解器(explicit)是分析瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的有效工具，用其分析全焊節(jié)點(diǎn)精度較好，但其不能模擬螺栓的預(yù)緊力。因此，用隱式和顯式求解器分別模擬考慮螺栓預(yù)緊力和不考慮螺栓預(yù)緊力的節(jié)點(diǎn)，分別分析其破壞形態(tài)和應(yīng)力分布情況，對(duì)比兩種分析求解方法的優(yōu)劣。

1.2有限元模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文有限元模型的可靠性和合理性，首先利用上述模型對(duì)霍靜思等[17]約束鋼梁的沖擊試驗(yàn)HR5-6試件進(jìn)行模擬，同時(shí)采用了桿系模型進(jìn)行模擬。圖3給出了計(jì)算沖擊力-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，可見(jiàn)兩種模型的計(jì)算結(jié)果均可較好的模擬約束鋼梁的沖擊性能，但桿系模型所計(jì)算的平臺(tái)段沖擊力稍大于實(shí)體模型的計(jì)算，這是由于桿系模型無(wú)法模擬上翼緣壓屈，說(shuō)明對(duì)于受彎大變形，梁?jiǎn)卧挠?jì)算結(jié)果偏大，因此本文采用實(shí)體單元模擬局部變形較大的跨中節(jié)點(diǎn)，采用桿系單元模擬梁遠(yuǎn)端，以求得到更好的計(jì)算結(jié)果。圖4為實(shí)體模型計(jì)算的跨中局部變形對(duì)比，從中可以看出，模擬結(jié)果與有限元結(jié)果吻合的較好。采用C3D8R單元的實(shí)體模型能夠準(zhǔn)確模擬鋼梁跨中的局部變形。文獻(xiàn)[17]主要研究鋼框架在柱失效后鋼梁的懸鏈線形成機(jī)理，未考慮節(jié)點(diǎn)對(duì)抗倒塌性能的影響。本文有限元模型主要針對(duì)兩種不同節(jié)點(diǎn)構(gòu)造對(duì)梁柱子結(jié)構(gòu)受力性能的影響進(jìn)行分析。

圖3　試件HR5-6沖擊力-轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比 [9] Fig.3 Verification of impact-rotation curves of HR5-6 [9]

圖4　試件HR5-6實(shí)體模型跨中變形對(duì)比 [9] Fig.4 Midspan deformation comparison of HR5-6 [9]

2有限元結(jié)果分析

2.1節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)

圖5為全焊節(jié)點(diǎn)試件WFWW①有限元計(jì)算與試驗(yàn)的跨中變形對(duì)比，圖5(b)為有限元計(jì)算的沖擊結(jié)束后塑性應(yīng)變?cè)茍D?？梢钥闯?，有限元的計(jì)算變形與試驗(yàn)變形吻合良好，鋼梁上翼緣只有輕微壓屈，截面中性軸稍有上移。從應(yīng)變?cè)茍D來(lái)看，鋼柱完全處于彈性范圍內(nèi)，并未產(chǎn)生塑性應(yīng)變。試件的塑性區(qū)域(淺色部位)主要集中在梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域，且在實(shí)體模型范圍以內(nèi)，并未擴(kuò)展到桿系模型部分。應(yīng)變集中部位主要出現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)附近的上下翼緣處，且應(yīng)變最大值(0.071)出現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)下過(guò)焊孔趾部(畫(huà)圈部位)?？梢灶A(yù)見(jiàn)，隨著變形的繼續(xù)增加，過(guò)焊孔趾部將首先發(fā)生破壞，是整個(gè)試件破壞的起始點(diǎn)。

圖5　試件WFWW①變形對(duì)比 Fig.5 Deformation comparison ofWFWW①

圖6給出了栓焊節(jié)點(diǎn)試件WFBW①的模型與試驗(yàn)變形對(duì)比圖，分別給出了ABAQUS/explicit和ABAQUS/standard求解器計(jì)算的應(yīng)變?cè)茍D，從圖6可知，過(guò)焊孔趾部出現(xiàn)了與試件WFWW①類(lèi)似的應(yīng)力集中(畫(huà)圈部位)，且外排螺栓孔的應(yīng)力要明顯高于內(nèi)排螺栓，可以預(yù)測(cè)開(kāi)裂路徑應(yīng)該是從過(guò)焊孔趾部衍生并擴(kuò)展到腹板外排螺栓孔附近，與試驗(yàn)結(jié)果吻合。顯式求解器的計(jì)算由于沒(méi)有考慮螺栓預(yù)緊力，其最終變形要比隱式求解器要稍大，且從應(yīng)變?cè)茍D上看，其塑性區(qū)域更大。

從表1可知，WFBW①的沖擊速度大約是WFWW①的1.5倍，沖擊能量約是WFWW①的2倍，因此WFWW①的沖擊變形較小，而WFBW①的沖擊變形更顯著。為了研究全焊和栓焊兩種連接形式對(duì)節(jié)點(diǎn)沖擊性能的影響，對(duì)全焊節(jié)點(diǎn)模型施加與栓焊節(jié)點(diǎn)相同的速度和沖擊能量，分析其變形和應(yīng)力集中情況。圖7為相同沖擊速度和沖擊能量條件下，全焊節(jié)點(diǎn)的局部變形圖，與圖5分析結(jié)果相比，沖擊能量增大使得梁上翼緣屈曲變形增大，應(yīng)變發(fā)展范圍更廣，最大應(yīng)變從0.071增大為0.1276，仍發(fā)生在下過(guò)焊孔趾部，假設(shè)材料的失效應(yīng)變?yōu)?.2[22]，則全焊節(jié)點(diǎn)在相同沖擊能作用下沒(méi)有發(fā)生斷裂，此時(shí)節(jié)點(diǎn)極限轉(zhuǎn)角為0.083。與栓焊節(jié)點(diǎn)下翼緣斷裂相比，全焊節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下的延性更好。

圖6　試件WFBW①變形對(duì)比 Fig.6 Deformation comparison of WFBW①

圖7　WFWW①的等效應(yīng)變分布圖 Fig.7 Equivalent strain distribution of WFWW①

2.2沖擊力和位移時(shí)程曲線

圖8和圖9分別給出了兩個(gè)試件沖擊力和位移時(shí)程曲線，以及沖擊力與轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線。全焊節(jié)點(diǎn)WFWW①僅運(yùn)用ABAQUS顯示求解器計(jì)算，用隱式和顯式求解器分別模擬栓焊節(jié)點(diǎn)WFBW①考慮螺栓預(yù)緊力和不考慮螺栓預(yù)緊力的沖擊性能。通過(guò)與試驗(yàn)所得曲線對(duì)比可知，全焊節(jié)點(diǎn)的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致；而栓焊節(jié)點(diǎn)的隱式求解曲線波動(dòng)較大，顯式求解曲線相對(duì)較光滑，且與構(gòu)件斷裂前的沖擊力平臺(tái)值很接近，位移時(shí)程曲線吻合度也更高。

沖擊力和位移時(shí)程曲線可分為三個(gè)階段：接觸階段、穩(wěn)定階段和反彈階段(撕裂階段)。①接觸階段主要表現(xiàn)為沖擊力的波動(dòng)，在落錘和構(gòu)件接觸瞬間由于巨大的慣性力出現(xiàn)尖峰，位移在此階段基本上是線性增加；②穩(wěn)定階段沖擊力波動(dòng)較小，稱(chēng)這一階段的沖擊力平均值為Fp，兩個(gè)節(jié)點(diǎn)斷裂前的沖擊荷載平臺(tái)值幾乎相同均為240 kN左右，即在斷裂前兩種節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度幾乎相同，栓焊節(jié)點(diǎn)斷裂后，剛度迅速衰退，承載能力也隨之下降；③反彈階段以最大位移處為起始點(diǎn)反向運(yùn)動(dòng)，沖擊力逐漸歸零，并伴隨著能量的釋放，而撕裂節(jié)點(diǎn)以開(kāi)裂位移為起點(diǎn)，承載力快速退化。試驗(yàn)結(jié)果和顯式求解結(jié)果三個(gè)階段的分界點(diǎn)見(jiàn)圖8、圖9。

表1還列出了兩個(gè)節(jié)點(diǎn)和約束鋼梁的極限轉(zhuǎn)角及耗能，約束梁的極限轉(zhuǎn)角和耗能明顯大于梁柱節(jié)點(diǎn)的，說(shuō)明梁柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力相比約束梁較差，從而也限制了其耗能能力。相同沖擊能量作用時(shí)，全焊節(jié)點(diǎn)的極限轉(zhuǎn)角(0.083)明顯大于栓焊節(jié)點(diǎn)的(0.047)，即全焊連接節(jié)點(diǎn)在沖擊荷載作用下有更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。M為沖擊質(zhì)量，v為沖擊速度，Ek為沖擊能量，φtm、φf(shuō)m分別為構(gòu)件試驗(yàn)和有限元極限轉(zhuǎn)角值，Et、Ef分別為構(gòu)件試驗(yàn)和有限元耗能值，由沖擊力—位移關(guān)系曲線積分得到，其中試件WFBW①的耗能值為斷裂之前的耗能量。

圖8　試件WFWW① Fig.8 TheWFWW① connection

圖9　試件WFBW① Fig. 9 TheWFWW① connection

2.3塑性鉸截面內(nèi)力分析

為了明確比較梁柱節(jié)點(diǎn)的抗沖擊性能和抗倒塌機(jī)理，需要分析梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)在大變形下的內(nèi)力發(fā)展機(jī)制。鋼梁塑性鉸是結(jié)構(gòu)最先進(jìn)入塑性的區(qū)域，其截面的內(nèi)力轉(zhuǎn)換關(guān)系到整個(gè)結(jié)構(gòu)的荷載分配。由于試驗(yàn)技術(shù)的限制，無(wú)法精確測(cè)試塑性鉸截面內(nèi)力變化，因此采用有限元模型對(duì)塑性鉸截面內(nèi)力發(fā)展進(jìn)行分析。圖10給出了栓焊節(jié)點(diǎn)和全焊節(jié)點(diǎn)模型塑性鉸截面的彎矩(M)和軸力(N)隨著節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的發(fā)展曲線，并與文獻(xiàn)[17]中相同截面尺寸的約束鋼梁(HR5-6)在沖擊荷載作用下跨中截面內(nèi)力進(jìn)行對(duì)比，其中Mp和Np分別為塑性鉸截面的全塑性彎矩和全塑性軸力，轉(zhuǎn)角φ為跨中位移與構(gòu)件半跨長(zhǎng)度的比值。從圖10可知，兩種梁柱節(jié)點(diǎn)塑性鉸彎矩和約束梁跨中彎矩發(fā)展曲線在彈性段幾乎重合，這是因?yàn)槿齻€(gè)模型的彈性段抗彎剛度基本相同，軸力在此階段發(fā)展不明顯，幾乎為零；進(jìn)入塑性之后截面彎矩稍微增大，但根據(jù)沖擊能量和沖擊速度的不同截面彎矩峰值也不一樣，之后彎矩緩慢下降，而軸力逐漸增大，直到達(dá)到最大轉(zhuǎn)角。梁柱節(jié)點(diǎn)塑性鉸處的彎矩和約束鋼梁跨中彎矩均未達(dá)到全截面塑性彎矩，約束鋼梁在沖擊作用下的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和延性最好，最大轉(zhuǎn)角達(dá)到0.11。由于抗震設(shè)計(jì)的構(gòu)造要求，過(guò)焊孔不僅對(duì)梁截面有一定削弱，沖擊作用下過(guò)焊孔趾部存在較大塑性應(yīng)變(見(jiàn)圖4)，有脆性破壞的趨勢(shì)，構(gòu)件WFBW①的斷裂即始于下過(guò)焊孔趾部。

圖10還給出了Lee等[8]靜力荷載作用下約束鋼梁內(nèi)力發(fā)展曲線，本文節(jié)點(diǎn)模型的鋼梁跨高比L/D=10，因此只對(duì)比這一種尺寸的約束鋼梁內(nèi)力曲線。當(dāng)L/D=10時(shí)，靜力荷載作用下試件轉(zhuǎn)角在達(dá)到0.1之前沒(méi)有出現(xiàn)塑性鉸彎矩的明顯下降，對(duì)應(yīng)軸力約為0.3倍塑性軸力；沖擊荷載作用下約束鋼梁在轉(zhuǎn)角為0.1時(shí)對(duì)應(yīng)的軸力為0.15倍塑性軸力， 其內(nèi)力只發(fā)展到文獻(xiàn)[5]靜力模型的第二階段，構(gòu)件仍然主要依靠抗彎承載，懸鏈線效應(yīng)并未充分發(fā)展。進(jìn)入塑性后沖擊作用下的截面軸力比和彎矩比曲線與靜力作用時(shí)幾乎成平行線發(fā)展，即發(fā)展趨勢(shì)基本一致。

圖10　截面內(nèi)力發(fā)展曲線 Fig.10 Internal force development curves

3結(jié)論

本文運(yùn)用非線性有限元軟件ABQUS對(duì)全焊節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn)梁柱子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬，并對(duì)比了有限元模型與試驗(yàn)的破壞模態(tài)、沖擊力和位移時(shí)程曲線以及轉(zhuǎn)角和耗能情況，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。通過(guò)有限元模擬結(jié)果的對(duì)比分析，得出以下結(jié)論：

(1)通過(guò)有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知，節(jié)點(diǎn)失效之前的破壞形態(tài)、沖擊力和位移時(shí)程曲線以及轉(zhuǎn)角和耗能與試驗(yàn)結(jié)果吻合的較好，即所建立的有限元模型可以準(zhǔn)確的模擬構(gòu)件在沖擊荷載作用下的動(dòng)力性能；

(2)對(duì)于全焊節(jié)點(diǎn)，顯式求解器可以較準(zhǔn)確的模擬其破壞形態(tài)及沖擊力發(fā)展；對(duì)于栓焊節(jié)點(diǎn)，采用隱式求解法可以較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)塑性應(yīng)變最大的部位，即整個(gè)構(gòu)件破壞的起始點(diǎn)，但沖擊力和位移時(shí)程曲線波動(dòng)較大，顯式求解結(jié)果更穩(wěn)定；

(3)通過(guò)有限元分析可知，相同沖擊速度和沖擊能量作用下，全焊節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和延性比栓焊節(jié)點(diǎn)好，因此耗能能力也較強(qiáng)；然而當(dāng)轉(zhuǎn)角較大時(shí)，兩種節(jié)點(diǎn)均在過(guò)焊孔趾部發(fā)生較大的塑性應(yīng)變，是裂紋的起源；

(4)梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)動(dòng)變形能力明顯小于約束梁，在轉(zhuǎn)角較小時(shí)就發(fā)生局部破壞，從而限制了懸鏈線效應(yīng)的發(fā)展，塑性鉸處最終的軸力占塑性軸力的20%以下，構(gòu)件以抗彎承載為主；

(5)沖擊荷載作用下梁柱子結(jié)構(gòu)的內(nèi)力發(fā)展趨勢(shì)與靜力的相同，但截面內(nèi)力轉(zhuǎn)化機(jī)制有一定的區(qū)別，靜力分析的構(gòu)件塑性鉸軸力比和彎矩比都偏大。

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